朱大勇，馬大東，馬學(xué)東

(1.鞍山寶得鋼鐵有限公司，遼寧 鞍山 114011;2.鞍山鋼鐵集團(tuán)公司，遼寧 鞍山 114007;3.遼寧科技大學(xué)，遼寧 鞍山 114051)

0 前言

BOF轉(zhuǎn)爐煉鋼時(shí)的鋼液溫度在1700℃左右，爐殼溫度在200～700℃之間。近年來(lái)，由于使用了具有較高熱傳導(dǎo)率鎂碳質(zhì)耐火材料，爐殼的溫度更高，隨著耐火材料的損耗，工作層的爐襯減薄，從鎂碳磚熱面到爐殼外表面的熱阻減小，爐襯及爐殼的溫度變得更高。顯著的高溫載荷影響爐殼的應(yīng)力、變形和爐殼的壽命［1-3］。①溫度超過(guò)爐殼的蠕變溫度時(shí)，爐殼產(chǎn)生比平常彈性變形和塑性變形大得多的蠕變變形;②顯著的高溫影響爐襯的應(yīng)力狀態(tài)。高溫及溫度變化是造成耐火材料蝕損的重要因素;③過(guò)高的溫度使?fàn)t殼導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容等物性參數(shù)變小，影響整個(gè)爐體的工作狀態(tài)。因此定量研究溫度載荷的大小和溫度分布是十分必要的。控制爐殼溫度，提高爐殼的使用壽命，已經(jīng)成為世界各國(guó)注目的問(wèn)題［1-5］。

1 轉(zhuǎn)爐概況

本文采用ANSYS10.0大型軟件對(duì)國(guó)內(nèi)某煉鋼廠的300 t轉(zhuǎn)爐爐役前后期的爐殼溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析。

該轉(zhuǎn)爐的爐體幾何尺寸如圖1所示(未包含濺渣層)，爐襯及爐殼的材料布置及分層如圖2所示。

2 傳熱理論基礎(chǔ)

爐殼的高溫是由于爐襯的熱傳導(dǎo)過(guò)高和爐殼外界的散熱不良造成的，須充分考慮爐襯和爐殼的導(dǎo)熱、爐殼同外部的自然對(duì)流換熱以及爐殼向外部的輻射散熱。

3 有限元計(jì)算

3.1 建立有限元模型

由于轉(zhuǎn)爐爐體的幾何形狀為圓柱體，所以采用二維軸對(duì)稱造型。為了確定熱輻射，保留了上部蓑衣板和中部的托圈，同時(shí)設(shè)定了濺渣層，但不考慮出鋼口和爐帽上部細(xì)碎的筋板來(lái)構(gòu)建有限元分析的基礎(chǔ)模型。選用4節(jié)點(diǎn)平面單元PLANE55，單元選項(xiàng)設(shè)為軸對(duì)稱，有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型Fig.3 The finite element model

3.2 材料參數(shù)的設(shè)定

轉(zhuǎn)爐爐殼及耐火材料的物性參數(shù)，如比熱容，導(dǎo)熱系數(shù)等是隨溫度變化的，是溫度的非線性函數(shù)，數(shù)據(jù)來(lái)源于有關(guān)手冊(cè)和論文［6-9］。材料模型以曲線描述形式輸入計(jì)算機(jī)，對(duì)材料的非線性進(jìn)行有限元計(jì)算，以逼近實(shí)際。

3.3 邊界條件

(1)熱輻射邊界條件。采用輻射矩陣生成輻射面，以考慮爐殼向外空間輻射散熱。在爐殼表面覆蓋一層LINK32單元，定義空間節(jié)點(diǎn)，吸收開(kāi)放系統(tǒng)的能量。LINK32單元用于創(chuàng)建輻射矩陣。輻射面和空間節(jié)點(diǎn)如圖4所示。處理熱輻射的辦法是利用創(chuàng)立的帶有空間節(jié)點(diǎn)的輻射矩陣，加入室溫30℃到空間節(jié)點(diǎn)上。

(2)熱傳導(dǎo)邊界條件。爐膛內(nèi)部的換熱十分復(fù)雜，計(jì)算時(shí)認(rèn)為爐膛內(nèi)部的溫度保持在冶煉溫度，參考有關(guān)文獻(xiàn)［10］和生產(chǎn)實(shí)際，決定在有限元模型中對(duì)濺渣層熱面加第一類邊界條件——1 700℃。

圖4 輻射面和空間節(jié)點(diǎn)Fig.4 The radiating surface and space node

(3)熱對(duì)流邊界條件。爐殼和外界的自然對(duì)流換熱系數(shù)依據(jù)公式(1)計(jì)算:

式中，α為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·℃);h為定型尺寸;m、λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)。把計(jì)算所得的對(duì)流換熱系數(shù)加到爐殼外表面上。

4 計(jì)算結(jié)果

圖5 自然對(duì)流時(shí)爐殼溫度場(chǎng)/℃Fig.5 Temperature field of furnace shell in natural convection

4.1 爐役前期自然冷卻時(shí)爐殼溫度的計(jì)算

控制爐殼過(guò)高的溫度，可防止?fàn)t殼的蠕變變形，蠕變變形的發(fā)生條件是材料溫度超過(guò)其蠕變溫度。本文分析的爐殼材料是16 Mn，其蠕變溫度為450℃。

經(jīng)過(guò)計(jì)算，爐役前期自然冷卻時(shí)爐殼溫度場(chǎng)如圖5所示。在自然對(duì)流情況下，爐殼的溫度從爐底到上爐錐依次升高。在上爐錐及爐身中部，由于爐襯比較薄、蓑衣和托圈的屏蔽作用，散熱條件差，其溫度在398～437℃之間，是局部溫度最高的區(qū)域。爐底溫度最低，在203～241℃之間，其原因是:爐底加入了低導(dǎo)熱率的粘土磚，且爐襯也比較厚。爐身中部和爐錐部位的爐殼溫度在未冷卻時(shí)接近蠕變溫度。

從爐底到爐錐高度方向沿爐殼內(nèi)表面取路徑，得到此路徑的溫度分布。爐殼內(nèi)表面溫度沿高度方向分布規(guī)律如圖6所示，爐錐溫度較高，爐身中部溫度高于爐底溫度和上爐錐溫度，溫度分布符合實(shí)際，間接地驗(yàn)證了模擬的有效性。上爐錐和爐身中部溫度較高，最高溫度為437℃，接近于爐殼的蠕變溫度450℃。

圖6 爐殼內(nèi)表面溫度沿路徑變化Fig.6 The change of inside surface temperature of the furnace shell along the path

4.2 爐役后期自然冷卻時(shí)爐殼溫度的計(jì)算

在實(shí)際工作中，工作層的爐襯隨著冶煉時(shí)間的增加是不斷減薄的，爐役后期變得非常薄，使濺渣層熱表面到爐殼外表面的熱阻變小，使?fàn)t體的熱流通量沿徑向增大，使?fàn)t殼的溫度增高，自然冷卻不能有效地抑制爐殼的高溫載荷。為了使?fàn)t殼長(zhǎng)壽化，有必要對(duì)爐役后期的爐體溫度進(jìn)行數(shù)值模擬。

模擬時(shí)采用的單元類型同前，邊界條件同前，鎂碳磚由300 mm減至到150 mm，爐殼和其它耐火材料的幾何尺寸不變，模擬結(jié)果如下:

選擇爐殼內(nèi)表面從爐底到上爐錐頂部路徑，分析爐殼溫度沿高度方向的變化，如圖7所示。

圖7 爐殼內(nèi)表面溫度沿路徑變化Fig.7 The change of inside surface temperature of the furnace shell along the path

由圖7可知，爐役后期，爐身中部和上爐錐部位的爐殼溫度高于爐殼鋼的蠕變溫度450℃，自然冷卻不能有效地抑制爐殼溫度，為了爐殼的長(zhǎng)壽化，控制爐殼的蠕變變形，這兩部分的爐殼需要強(qiáng)制冷卻來(lái)降低溫度，或增加濺渣護(hù)爐的濺渣層厚度來(lái)抑制爐殼過(guò)高的溫度。

5 結(jié)論

在濺渣護(hù)爐條件下，充分考慮導(dǎo)熱系數(shù)、熱容等材料的物性參數(shù)值隨溫度變化的性質(zhì)，自然對(duì)流換熱系數(shù)隨溫度變化的性質(zhì)，構(gòu)建了輻射矩陣來(lái)描述爐殼外表面輻射換熱，對(duì)轉(zhuǎn)爐爐殼的溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析。

分析結(jié)果表明:爐役前期在自然對(duì)流情況下，爐殼的溫度從爐底到上爐錐依次升高。在上爐錐及爐身中部，是局部溫度最高的區(qū)域，在未冷卻時(shí)接近蠕變溫度。爐役后期，工作層的爐襯隨著冶煉時(shí)間的增加是不斷減薄的，使濺渣層熱表面到爐殼外表面的熱阻變小，使?fàn)t體的熱流通量沿徑向增大，使?fàn)t殼的溫度增高，爐身和上爐錐的溫度超過(guò)了爐殼的蠕變溫度，需要對(duì)其進(jìn)行強(qiáng)制冷卻或通過(guò)增加濺渣護(hù)爐的濺渣層厚度來(lái)抑制爐殼溫度過(guò)高。

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