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摘要 爐缸燒穿的危害性很大。首鋼曾發生的兩次爐缸燒穿實踐表明，爐缸溫度急劇升高，采取措施控制不住時是燒穿前征兆。應制定高爐爐缸溫度的控制標準，預防爐缸燒穿就要控制住爐缸溫度在安全范圍，使其不要處于危險狀態。近幾年首鋼護爐的措施主要采取了控制合理的產能、加入含鈦爐料、提高水量、降低進水溫度、堵風口、停風涼爐等措施。
關鍵詞 預防爐缸燒穿 護爐措施
爐缸燒穿是煉鐵生產中最嚴重的安全事故之一，生產中密切關注爐缸的運行狀況，隨時掌握爐缸各個部位的溫度變化，根據變化情況及時采取相應措施，是非常重要的。
1 爐缸燒穿的危害性
1.1爐缸部位的特點
爐缸是高爐冶煉過程的開始和終結部位，在該部位存在著固、氣、液相共存的一系列物理化學反應，是高爐內溫度最高的區域；而爐缸部位最重要的特點是儲存冶煉的全部渣鐵，并從鐵口排出。因而該部位的耐火材料始終受到高溫、熱應力的破壞；渣鐵化學侵蝕、鐵水沖刷與滲透；有害元素滲透侵蝕等因素的損壞，是高爐工作環境最惡劣的區域。
通過生產實踐和理論研究,普遍認為渣鐵環流沖刷是導致爐缸內襯侵蝕的一個重要原因。為了減輕爐缸鐵水環流和象腳狀侵蝕，現代高爐死鐵層呈增加趨勢，一般死鐵層深度約為爐缸直徑的20%-25%、首鋼高爐約為20%（見表1），相應爐缸死鐵層儲存的渣鐵量在增加，如首鋼京唐高爐死鐵層的鐵水儲量約有3900t。
1.2爐缸燒穿的危害性
高爐一旦發生爐缸燒穿，可產生嚴重的后果，歸結有如下幾點：
（1）可能發生重大的人員安全事故。在有大量渣鐵外流時，可能會燒壞冷卻系統等設施，誘發重大爆炸事故。如某108m3高爐2005年2月9日在鐵口下400mm處燒穿爆炸，發生死10人、傷5人安全事故。
（2）一般會終止高爐一代爐役的生產。出現爐缸燒穿，往往爐缸已受到嚴重侵蝕，再加上燒出時的毀壞，有時很難再維持安全生產，需進行大修。如1963年11月12日太鋼1053m3高爐發生爐缸燒穿430mm*610mm不規則橢圓孔，并出現劇烈爆炸，燒壞三塊冷卻壁，炸壞總出水管，東過濾器震塌，熱風爐操作室及休息室磚墻震裂，附近100m內建筑物門窗全部震碎，1#熱風支管開裂，3#、4#支柱橫梁拉筋被震彎，高爐被迫停爐大修。
（3）嚴重影響生產經營計劃。爐缸燒穿后需較長時間處理，若臨時決定大修一般要改變生產經營計劃，特別是在大修準備工作不夠時，會造成非常被動的生產經營局面。如2010年8月20日沙鋼集團宏發煉鐵廠1#（2500m3）高爐，在爐缸1-2號冷卻壁界面燒穿500mm*700mm一個孔，引發大火，被迫停爐11d進行挖補后維持生產128d，期間平均高爐利用系數1.77t/m3.d。炭磚外表面溫度隨產量提高而升高，從70℃到400℃。大修停爐后鐵口區域殘磚為50--80mm、非鐵口殘磚為150mm厚。2011年1月10日大修后開爐。
2 爐缸燒穿前征兆
80年代首鋼曾發生過兩次爐缸燒穿，第一次是1986年4#高爐（1200m3）出現爐缸燒穿，其燒穿前主要征兆見圖1[3]。
第二次是1989年3#高爐（1036m3）出現爐缸燒穿。其經過是11月28日7:00二層17#-2水箱水溫差升高到1.0℃，決定改煉鑄造鐵、降低頂壓、停風堵風口；9:40（17#-1）水箱水溫差升高到1.2℃、18#-1水箱水溫差升高到1.0℃；9:50改常壓；10:00 17#-2水箱水溫差升高到1.2℃，此時高爐出鐵，出鐵過程中17#-1、18#-1水箱水溫差降到0.9℃、 17#-2降到1.1℃；11:19停風后17#-2降到0.9℃；11:35正在換風口中， 17#-2又升到1.0℃、 18#-1由0.9℃突然升到6.6℃；11：36（19#-1）升到7.6℃； 11：38（19#-1）升到8.4℃，此時組織所有人員撤離現場，不久發生爐缸燒穿。
兩次燒穿實踐表明，冷卻壁水溫差（或熱流強度、熱電偶溫度）急劇升高，采取措施控制不住時是燒穿前征兆。當熱流強度超過極限值后，就會出現這種情況，此時爐缸燒穿是難于避免的。預防爐缸燒穿就要控制住爐缸溫度在安全范圍，使其不要處于危險狀態。
在實際生產中由于爐缸被侵蝕狀況不可看見；爐缸溫度檢測的局限性（冷卻壁水溫差及熱流強度表示測量面積的平均數值等)；不同磚襯材質性能參數的差別；爐缸溫度升高原因的復雜性（是否有串氣等）等原因，目前還沒有一個統一的、準確的、限制性的控制標準。
爐缸被侵蝕的原因是很復雜的，與高爐設計、生產操作、耐材質量、施工質量等有關，往往出現同樣的爐缸結構、同樣的材質，侵蝕不一樣的情況。
還有一個問題：殘余炭磚剩多少可確保安全？目前也還沒有一個很有把握答案，可能會在殘余炭磚剩下不多情況下，出現漂浮、滲漏、易被移動（如沙鋼集團宏發鐵廠1#高爐灌漿后7個風口全黑，在風口發黑后9h時燒出[1]）、被沖刷等情況。同時伴隨著水溫差（熱流強度）會連續升高或跳躍式升高，有時采取措施都來不及，導致燒出。
因此已經出現爐缸水溫差或熱流強度、熱電偶溫度很高情況時，不宜再去探求更高的控制標準。爐缸磚襯溫度升高，說明磚襯前邊沒有形成保護層，磚襯受到了侵蝕。炭磚導熱系數高，在其前邊形成了穩定的保護層時，不一定爐缸溫度就高。如使用導熱系數較高UCAR磚的首鋼原北京3#高爐，自1993年投產至2010年停產期間，爐缸側壁溫度始終處于較低水平，生產了17年6個月一直沒有加入含鈦爐料。爐缸磚襯被侵蝕到一定厚度應采取護爐措施，制止住炭磚侵蝕，使其盡快回到安全范圍，確保長期安全生產。
一般各廠應根據多年的經驗（或借鑒外廠標準、結合自己具體情況和經驗）制定相應高爐的控制標準。如首鋼原北京地區高爐對于當時使用的貴陽炭磚，通過多年實踐規定的控制標準：
熱流強度≥33.48 MJ/(m2.h)時,[Ti]按0.08%-0.10%控制；
熱流強度≥41.87 MJ/(m2.h)時,[Ti]按≥0.10%控制；
熱流強度≥46.04 MJ/(m2.h)時,堵該水箱上方的風口；
熱流強度≥54.43 MJ/(m2.h)時,停風涼爐。
再如武鋼在80年代根據高爐破損調查和冷卻制度的研究④（見圖2），確定了5#高爐冷卻參數（設計值）（見表2）。
在生產中補充了爐缸控制規定：
爐缸熱流強度報警值≤29.3MJ/m2.h（7000 kcal/m2.h）；
爐缸熱流強度警戒值≤37.67MJ/m2.h（9000 kcal/m2.h）；
爐缸熱流強度事故狀態≤50.23MJ/m2.h（12000 kcal/m2.h）。
熱流強度超過報警值后必須采取措施把熱流強度降低到安全范圍以內。
一般對爐缸溫度(或熱流強度）升高到不同水平，制定了相應的控制標準及相應采取的措施。在這一控制過程中，有時會存在不妥的作法：有的在前期措施不力（或重視不夠），在爐缸溫度(或熱流強度）升高到危險程度時才采取劇烈的護爐措施，擔心之前采取這些措施會影響產量。一旦爐缸溫度(或熱流強度）降低后，又采取取消或減輕護爐的措施，盡快提高產量的作法，周爾復始；還有的想試探找到一個極限控制標準（甚至修改已制定的標準），寄托于已采取的措施有效，不到這一標準，不采取劇烈的護爐措施。這樣做可能會出現以下不利情況和風險：
（1）在爐缸溫度(或熱流強度）升高到危險程度時采取劇烈的護爐措施，易引起爐況穩定順行變差，調整不好易導致爐況失常。
（2）采取措施不當時，易導致爐缸進一步破損，甚至燒出。
（3）在爐缸處于危險程度時，可能會控制不住爐缸溫度升高的趨勢，由于看不到爐缸侵蝕狀況及多種復雜因素，爐缸溫度(或熱流強度）何時升高，升高到何種水平是無法預測的。例如冷卻壁水溫差(或熱流強度）已經是很高水平了，看到目前爐缸沒有出現問題，是否采取劇烈護爐措施猶豫不決，想水溫差再升高0.1℃再采取劇烈護爐措施，但有時會升高很高幅度，以致無法控制，出現類似首鋼上述爐缸燒穿情況。
應該在一個安全的數值范圍內進行生產，這樣一旦在爐缸受到侵蝕，水溫差（熱流強度）、熱電偶溫度升高時有采取和調整、完善措施的時機。爐缸侵蝕比較嚴重時，爐缸溫度（熱流強度）易出現連續升高情況，此時比較危險，甚至采取措施也來不及起作用。應改變在爐缸溫度（熱流強度）較高時采取劇烈護爐措施，爐缸溫度（熱流強度）下來時停止護爐措施的做法。應及時采取護爐措施，制止住進一步的侵蝕，維持炭磚一定厚度，有利于今后在確保安全的情況下，維持一個較適宜的生產水平和較好的經濟技術指標。待到爐缸侵蝕較嚴重時再采取措施，往往可能會造成被動局面（爐況失常、產量大幅波動等）。
3 近幾年首鋼采取的護爐措施
高爐投產后，爐缸各種設計參數尺寸、磚襯材質性能、施工質量等一般是不易改變的，在爐缸受到一定侵蝕，為了預防爐缸燒穿，首鋼高爐近幾年來主要采取了以下措施：
3.1控制合理的產能
高爐產量高，使爐缸環流加劇，不利于爐缸的維護，長時間持續高利用系數在一定條件下也是導致爐缸溫度升高的一個原因。在爐缸侵蝕嚴重情況下，要根據實際情況降低產量水平，這對于控制爐缸溫度進一步升高是見效較快的措施。
首鋼遷鋼1號和2號高爐開爐以來產量一直保持高水平，連續4-5年平均系數在2.49 t/（m3·d），高產加劇鐵水環流對爐缸側壁的侵蝕。在采取階段性加入含鈦爐料護爐、提高冷卻水量、堵局部風口等措施效果減弱情況下，2011年將高爐利用系數2.49 t/（m3·d）降至2.3 t/（m3·d）左右。主要通過穩定風量，用氧氣調節高爐產量的方法（見圖3），這樣可以保持風速和鼓風動能基本不變，有利于爐缸活躍和保證中心煤氣流的穩定，既達到了減輕鐵水對碳炭磚的侵蝕，又保持了爐況的穩定順行。采取這一措施后，較長一段時間1號高爐冷卻壁水溫差被控制在0.5℃以下，炭磚最高熱電偶控制在350℃以內；2號高爐冷卻壁水溫差被控制在0.3℃以下，炭磚最高熱電偶控制在150℃以內，保證了爐缸的安全。
首鋼長鋼9#高爐（1080m3）也有類似實踐。該爐于2009年6月28日投產，生產指標較好（見表3）。
2011年10月后爐缸溫度逐步升高，二段冷卻壁熱流強度平均突破20.93MJ/m2·h 。2012年5月后，爐缸二段冷卻壁熱流強度整體又有明顯上升，6月份二段熱流強度水平開始超過三段熱流強度，10月份二段9組冷卻壁熱流強度突破33.49MJ/m2·h，開始采取局部冷卻壁通高壓水措施。2013年6月14日二段17組冷卻壁（18#風口下方）熱流強度逐步升高到41.95MJ/m2·h，又進一步采取了降低頂壓至170kPa的措施。但6月16日該冷卻壁熱流強度又升高至45.01MJ/m2·h，隨即減風至2600m3/min、控制頂壓160kPa，并停風堵該方位風口，熱流強度才得到控制。隨后利用定修機會對高爐爐缸爐體進行灌漿處理，并將17組的兩塊水箱一個進水改為一塊水箱一個進水的模式，提高冷卻能力。以后隨著風量及產量水平的降低，爐缸溫度（熱流強度）逐步降低。進入8月份在風量水平穩定在3100 m3/min較高水平時，首先重點監測的爐缸熱電偶溫度逐步升高，隨后相應部位冷卻壁的熱流強度也呈現出回升趨勢。其中到8月19日二段拆開通水的17組冷卻壁熱流強度又升到原有水平（17#A 43.12MJ/m2·h、17#B43.72MJ/m2·h）。
2013年10月后控制高爐利用系數2.9t/m3.d以下，同時保持[Si]在0.5-0.55%之間，相應將[Ti]由0.047%提高到0.1%左右，控制住了爐缸溫度升高的趨勢，取得了護爐及路況穩定順行的效果（見圖4、圖5、圖6）。
不但高爐產量與爐缸側壁的侵蝕有關系，護爐時含鈦爐料加入量也與高爐的產量水平有關，遷鋼3#高爐（4078m3)摸索到：在利用系數2.04t/m3.d時，入爐（TiO2)要達到3.5kg/t；利用系數2.28t/m3.d時，入爐（TiO2)要達到5.5kg/t；利用系數2.35t/m3.d時，入爐（TiO2)要達到9.79kg/t才能取得護爐目的[5]。
以上實踐說明，在一定條件下（設計、材質、原燃料、操作、施工等），控制適宜的產量水平，有利于延長爐缸壽命，過高追求產量水平，將加快爐缸的侵蝕；在爐缸受到侵蝕護爐時，含鈦爐料的用量及其它措施的力度，隨著產量水平的提高也要增加和加大，相應帶來的不力影響隨之增強，因此要探求好爐缸溫度、含鈦爐料加入量及其它措施的力度、順行、產量、消耗等之間的平衡點，是一件非常重要的工作。
3.2 加入含鈦爐料護爐
生產實踐說明在爐缸受到侵蝕時，采用含鈦爐料護爐是有效的，隨著侵蝕加深應增加其加入量，應根據各爐具體情況探求合適的[Ti]含量，控制好鐵水成分（[P]、[Si]、[S]、[Mn])及鐵水溫度。在爐缸侵蝕到按控制標準需要護爐時，最好采取長期加鈦護爐做法。但隨著含鈦爐料加入量的增加，會影響爐缸的活躍性，嚴重時會出現爐缸堆積。因此在采取加入含鈦爐料護爐時要取得護好爐，同時又要保持爐況順行、穩定，是值得探求的問題。
首鋼遷鋼1號和2號高爐在2011年之前，一直采取階段性護爐做法，即爐缸熱電偶溫度和冷卻壁水溫差升高時加入鈦礦，溫度下降后取消鈦礦，隨著爐缸內沉積鈦的流失，爐缸熱電偶溫度和冷卻壁水溫差又反復上升。以后采取了長期加鈦護爐的做法，并提高了鐵水中含鈦量的水平。在長期加入含鈦爐料護爐期間，通過抓好原燃料管理；調整裝料制度和送風制度，取得了打開中心、穩定邊緣的煤氣分布，保持了全風水平；嚴格控制好爐溫，[Si]控制在0.45%~0.50%，鐵水溫度控制在1500℃以上，提高了鈦元素的收得率，保持了爐況穩定順行。同時通過實時計算爐缸鈦沉積量去調整入爐含鈦物料的比例，并在此基礎上開發出一種在線計算模型。通過在線數據采集進行爐內鈦沉積量的計算，使爐缸鈦的碳氮化合物長期處于穩定狀態。隨著爐齡延長、侵蝕的加劇，含鈦爐料加入量也在增加。2014年一高爐和二高爐鐵中[Ti]含量分別達到了0.139%和0.128%，比2013年分別提高了0.055個百分點和0.025個百分點。鐵中[Ti]含量的增加對爐缸活躍性的影響加大，遷鋼高爐經過調整保持了爐況順穩，但指標也受到了影響（見圖7、圖8、表4、表5）。
如上所述，護爐時含鈦爐料加入量與爐缸侵蝕狀況及產量水平有關，長期護爐時在一定條件下其加入量在一定范圍內，通過調整好基本制度、搞好操作、保持全風和適宜的爐溫，可以取得既能護爐，又不會對高爐順行產生明顯影響的效果。但進一步增加入爐量，操作難度加大，指標也會受到影響。
爐缸受到侵蝕開始采取加鈦護爐時，要密切觀察爐缸溫度變化趨勢，一旦出現停止（或較少）加入含鈦爐料爐缸溫度有升高情況時，最好采取長期加入含鈦爐料措施，制止住爐缸溫度反復升高現象，減少對爐缸侵蝕。
2012年2月7日京唐2號高爐爐缸磚襯7層TE31316點溫度開始升高，此后采取了提水量、降低水溫、局部通工業水強化冷卻、降低冶煉強度、更換下斜風口等措施，但整體效果不太明顯，后于6月5日開始加鈦護爐，溫度很快降至90 ℃左右，7月18日停止加鈦（見圖9）。
2012年11月后，爐缸8層TE31376點溫度也開始升高，在采取諸多措施效果不明顯時，12月24日開始加鈦護爐，2013年4月7-18日在溫度已穩定并降至90 ℃左右時，停止加鈦，但溫度很快回升，采取了繼續加含鈦爐料措施，控制住了溫度升高趨勢（見圖10）。
鑒于以上實踐，為了爐缸的長期安全穩定，防止局部溫度再次出現升高現象，京唐高爐采取了長期加鈦護爐措施，在控制鐵中[Ti]0.1%左右時 ，保持了爐缸溫度的長期穩定，并且取得了較好的生產水平。實踐說明最好抓住早期加入含鈦爐料時機，堅持長期加入，可以取得在鐵中含鈦水平不太高情況下，取得護爐、順穩雙效結果。
3.3 提高水量、降低進水溫度
在爐缸侵蝕嚴重時，增大冷卻水量也是有效的措施之一。生產實踐表明提高水量（或降低進水溫度）有利于強化冷卻。溫度梯度影響Ti (C 、N)的析出。在加入含鈦爐料護爐同時，應對相應部位的冷卻壁采取強化冷卻措施，以降低爐缸炭磚的熱面溫度，促進Ti (C 、N)的沉積析出。首鋼實踐表明，在加入含鈦爐料護爐時提高冷卻強度，有時溫度降低趨勢快。
首鋼長鋼8號高爐（1080m3) 2011年3月30日14號風口下方標高6900mm位置，挨著爐缸炭磚的臨時熱點偶溫度突然升高，14號A2從166℃短時間內升至184℃、14號B2從169℃升至195℃，二段12號冷卻壁組水溫差升至1.3℃，熱流強度超過58.6MJ/m2.h，13號冷卻壁組水溫差升至0.9℃，熱流強度超過34.743MJ/m2.h，爐皮溫度最高達到80℃，采取了鐵后緊急休風涼爐，提高含鈦爐料加入量，提高冷卻水量等措施，制止住了爐缸燒穿。在2012年2月20日大修時發現該處鐵水幾乎接觸水箱（見圖11、圖12、圖13）。
遷鋼高爐在加鈦護爐同時也提高了冷卻壁水量，1號、2號高爐增加了水泵，專用于提高溫度升高冷卻壁的通水量。如1號高爐專泵供水投入使用后，水溫差升高的冷卻壁通水量為21m3/h，計算流速為6.1m/s，促進了護爐效果。
其他廠高爐也有類似實踐，2013年梅鋼2#高爐（1280m3）在爐缸侵蝕比較嚴重情況下，其中2013年5月30日三段10號水箱熱流強度達到91.27MJ/（m2.h），在加鈦護爐同時控制了較高的冷卻水量。爐缸二段冷卻壁的水頭平均流量約為23-25t/h，壓力為0.85MPa；三段冷卻壁的水頭平均流量約為21-23t/h，壓力為0.85MPa，相應水速約在6-8m/s。配合其它護爐措施，防止了爐缸燒穿[6]。
3.4堵風口
在發生爐缸局部異常侵蝕，相應部位出現溫度（或熱流強度）升高時，可采取堵局部風口措施，以減少該部位渣鐵攪動，有利于減輕該部位爐缸的侵蝕，再配合其它護爐措施可取得一定的護爐效果。此外，因護爐在風量減少、降低高爐利用系數時，堵風口還可保持相應的鼓風動能，有利于送風制度的穩定。
京唐2號高爐2012年年底護爐時，采取了加鈦、提高水量、適當控制冶煉強度等措施，控制住了爐缸溫度進一步升高，但溫度下降幅度非常緩慢，又采取停風堵2個風口措施后，溫度降低明顯。實踐說明在爐缸局部溫度較高，初期不易控制時，配合其它護爐措施，臨時堵溫度升高部位的風口，效果比較好。
首鋼通鋼6號高爐（810m3）在2012年護爐期間多次配合采用堵風口的措施，取得了較好的護爐效果：
4月19日爐缸2段22塊第1根水管溫差升高至0.65℃、熱流強度達到96.3MJ/（m2.h）4月20日休風堵該部位上方的11號風口；22日開始水溫差降到0.1-0.2℃。
4月19日2段18塊第3根水管熱流強度達到79.55MJ/（m2.h），4月22日改高壓工業水冷卻，5月21日休風堵9號風口，熱流強度降到58.62MJ/（m2.h）。
5月29日2段2塊第1根水管熱流強度達到75.36MJ/（m2.h），堵2號風口，熱流強度降到,50.24MJ/（m2.h）。
7月26日2段26塊第3根水管熱流強度升高到75.36MJ/（m2.h），改為高壓水后熱流強度降幅不大，7月27日休風堵13號風口，熱流強度逐漸降到41.87-50.24MJ/（m2.h）。
在大修拆爐時2段第22塊冷卻壁處發現有局部滲鐵現象，2段18塊、26塊冷卻壁前碳磚厚度僅剩200-400mm。首鋼通鋼在總結6號高爐護爐實踐體會到，在采取加入鈦礦、降低冶煉強度護爐措施同時，配合改高壓水強化冷卻及堵風口見效較快。
首鋼長鋼8號高爐（1080m3）在2012年大修前配合其它護爐措施，持續采取堵風口、縮小送風面積（由0.2457m2降為0.2104m2 ）、控制適宜的利用系數措施，也取得了較好效果（見圖14）。
實踐表明配合其它護爐措施，堵爐缸溫度升高部位的風口，有時是控制爐缸溫度見效快的一個措施。
3.5停風涼爐
在爐缸侵蝕很嚴重時，要加強監護和分析，已出現危機情況，要果斷采取停風涼爐措施，防止爐缸燒穿。待熱電偶溫度（或水箱水溫差）下來，經過綜合分析判斷，若無燒穿危險，可采取堵風口、增加含鈦入爐料、提高冷卻水量等措施，酌情考慮送風。送風后，采取其它一系列護爐措施，維護好爐缸。
首鋼水鋼2號高爐（1200m3）2011年9月26日投產，但投產僅半年多后爐缸側壁標高10.225m處的1003號熱電偶溫度急劇上升至975℃；二段20號、21號、22號（南渣口正下方）冷卻壁溫差由0.4℃急劇上升至0.9℃和1℃；9.53m標高，插入深度560mm的9002號熱電偶上升至980℃，利用計劃檢修機會對爐缸三段開孔壓漿護爐，但灌不進泥漿。在計劃休風恢復后，9002號熱電偶又上升至1025℃，高爐被迫休風涼爐。休風涼爐后，采取了增加鐵中含[Ti]量（由0.289%到0.308%）、提高水溫差高的冷卻壁水壓（水壓由0.3MPa提至1.0MPa以上）、頂壓由90kPa降至80kPa、減風至2000m3/min水平、停止富氧、綜合冶煉強度由1.024t/m3.d降至0.87t/m3.d、堵側壁溫度高方向的13號風口，并縮小進風面積（由0.2335m2縮至0.2120m2）、縮小礦批至19t/批等措施后，9002號、1003號熱電偶溫度逐步下降，最高點1003號熱電偶在690~715℃之間波動，趨于穩定。
通過這次實踐水鋼認識到，雖然高爐投產時間不長，但爐缸受到了嚴重侵蝕，應引起高度警惕，制定了該高爐特護措施，其中爐缸溫度及水溫差控制要求見表6和表7。
2013年1月9日3段29號冷卻壁水溫差升至1.28℃，根據特護要求，果斷再次涼爐58h。送風恢復后，水溫差沒有明顯下降，到1月15日，3段29號冷卻壁水溫差再次超過1.1℃，被迫休風堵風口、常壓維持生產。即使這樣29號冷卻壁水溫差仍維持在1.05℃左右，爐缸處于高危狀態，為了安全生產，被迫停爐大修，經拆爐測定有幾處磚襯殘余厚度僅剩80mm-150mm。
首鋼水鋼2號高爐的護爐實踐說明，在爐缸侵蝕很嚴重或出現危機情況時，要果斷采取停風涼爐措施，它有助于防止爐缸燒出事故；停風涼爐是一種較劇烈的護爐措施，已被迫采取停風涼爐的高爐，要進一步強化護爐措施，以確保安全生產，若仍控制不住爐缸溫度升高。
4 結語
（1）爐缸燒穿是煉鐵生產中最嚴重的安全事故之一，具有很大的危害性。爐缸熱流強度（或溫度）應設定報警值、警戒值等控制范圍。要隨時掌握爐缸各個部位的溫度變化，根據爐缸侵蝕情況及時采取相應措施，搞好爐缸維護。
當爐缸熱流強度超過極限值后，會出現冷卻壁水溫差（或熱流強度、熱電偶溫度）急劇升高控制不住的情況，這一般是爐缸燒穿前的征兆。預防爐缸燒穿就要在爐缸侵蝕不嚴重情況下，及時采取護爐措施，始終控制爐缸溫度在安全范圍內進行生產，使其不要處于危險狀態。
（2）要掌握好高爐產量水平與爐缸壽命，或與已采取的護爐措施力度之間的關系，既有利于高爐長壽，也有利于取得較好的經濟指標。
（3）在爐缸受到侵蝕時，采用含鈦爐料護爐是有效的，它可以在侵蝕嚴重部位形成保護層。在出現停止（或較少）加入含鈦爐料爐缸溫度有升高情況時，最好采取長期加入含鈦爐料措施，制止住爐缸溫度反復升高情況。含鈦爐料加入量在一定范圍內，通過搞好原燃料質量和管理、調整好基本制度、搞好操作、保持全風和適宜的爐溫，可以取得護爐、順穩雙效結果。含鈦爐料入爐量過多時，將使操作難度加大，指標也會受到影響。
（4）實踐表明在爐缸局部溫度較高、不易控制時，在采取適當控制產量、加入含鈦爐料護爐措施的同時，提高冷卻強度（或降低供水溫度）、臨時堵溫度升高部位的風口，是控制爐缸溫度見效快的配合措施。
（5）在爐缸受到很嚴重侵蝕或出現危機情況時，要果斷停風涼爐；已被迫采取停風涼爐的高爐，為確保安全生產，要進一步強化護爐措施，若仍控制不住爐缸溫度升高趨勢、處于危機狀態，要考慮停爐大修。
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