宋 健，孫 波，劉前芝，解養(yǎng)國(guó)，牛金印，解文中

(馬鞍山鋼鐵有限公司長(zhǎng)材事業(yè)部，安徽馬鞍山 243000)

鋼包作為煉鋼和連鑄的主要銜接設(shè)備，其在生產(chǎn)過(guò)程中的熱狀態(tài)直接影響鋼水溫度，而鋼水溫度的精確控制對(duì)爐外精煉和連鑄生產(chǎn)順行具有重要意義[1]。近年，各鋼廠對(duì)鋼包周轉(zhuǎn)過(guò)程的散熱損失[2-3]、溫降速率[4-5]和使用壽命[6-7]越來(lái)越重視，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也特別關(guān)注鋼包傳熱規(guī)律及絕熱層等對(duì)鋼水溫度的影響。Li 等[8]研究發(fā)現(xiàn)，與傳統(tǒng)鋼包相比，新型納米絕熱材料鋼包外殼溫度低114 ℃、外殼應(yīng)力低114 MPa；Tripathi 等[9]采用建立的160 t鋼包計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)傳熱模型預(yù)測(cè)鋼包和鋼水溫度，得到了較好的預(yù)測(cè)結(jié)果，預(yù)測(cè)值與實(shí)際值的最大偏差為4%；杜傳明等[10]研究表明，使用導(dǎo)熱系數(shù)較低的保溫材料可顯著降低鋼水溫降速率，工作襯厚度對(duì)鋼水溫降速率的影響較?。粡埨竦萚11]采用新型氣凝膠絕熱板代替原保溫板，鋼包在每個(gè)周轉(zhuǎn)期內(nèi)鋼水溫度損失減少9.88 ℃、噸鋼成本降低2.7 元；劉志遠(yuǎn)等[12]采用新型WDS 納米級(jí)微孔絕熱板來(lái)提高鋼包工作層蓄熱量，LF 出站溫度降低了5 ℃，達(dá)到了節(jié)能降耗的目的；王浩等[13]研究表明，增加絕熱層厚度可增強(qiáng)鋼包保溫效果。綜上，通過(guò)降低絕熱層導(dǎo)熱系數(shù)或增加絕熱厚度可有效改善鋼包的保溫效果。

復(fù)合反射絕熱板是一種導(dǎo)熱系數(shù)極低的新型絕熱材料，可有效減少鋼水通過(guò)鋼包內(nèi)襯向外傳遞熱量，降低鋼水溫降速率，達(dá)到精確控制鋼水溫度、穩(wěn)定生產(chǎn)和降低成本的目的。馬鋼一鋼軋總廠為提高鋼包蓄熱能力和保溫效果，降低鋼水溫度損失和波動(dòng)，在120 t鋼包上使用15 mm復(fù)合反射絕熱板(簡(jiǎn)稱(chēng)絕熱板)代替相同厚度普通纖維保溫板。文中以此絕熱板鋼包為研究對(duì)象，建立鋼包穩(wěn)態(tài)傳熱模型，研究復(fù)合反射絕熱板鋼包的傳熱行為，實(shí)證分析鋼包在精煉和連鑄工序的保溫效果，為其進(jìn)一步推廣使用和節(jié)能降耗提供依據(jù)。

1 鋼包傳熱模型

鋼包盛鋼量為120 t，上部直徑為3 560 mm、下部直徑為3 360 mm、高度為4 050 mm，內(nèi)襯由內(nèi)至外依次為工作層200 mm、永久層105 mm、絕熱層15 mm 和鋼殼層25 mm；工作層熔池部位為剛玉尖晶石預(yù)制塊、渣線部位為鎂碳磚、永久層為高鋁質(zhì)澆注料、包底部位為剛玉質(zhì)澆注料。普通鋼包絕熱層為15 mm的普通纖維保溫板，試驗(yàn)鋼包為15 mm 絕熱板代替普通纖維保溫板，其他各層耐火材料材質(zhì)相同，耐火材料和鋼包外殼的物性參數(shù)見(jiàn)表1。表中θ為鋼包內(nèi)壁溫度。

表1 鋼包各層耐火材料及外殼物性參數(shù)Tab.1 Physical parameters of refractory materials of each layer and shell of ladle

1.1 模型建立與假設(shè)

鋼包為軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，建立傳熱模型時(shí)將鋼包視為無(wú)限長(zhǎng)且內(nèi)部為空的圓筒，圓筒壁由n層不同的耐火材料構(gòu)成；按一維圓筒壁穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱處理，假設(shè)工作層、永久層、絕熱層、鋼殼層整體是穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，忽略各層耐火材料間及其與鋼殼間的接觸熱阻。其熱通量Q為

式中：θf(wàn)為外表面周?chē)諝鉁囟?；ri，ri+1分別為第i層、第i+1 層鋼包包壁半徑；D為鋼包外徑；α為綜合換熱系數(shù)，為對(duì)流給熱系數(shù)與輻射傳熱系數(shù)之和。

鋼包外殼與周?chē)h(huán)境(空氣)之間以對(duì)流和輻射的形式進(jìn)行散熱。出鋼過(guò)程中，鋼包內(nèi)襯蓄存熱量在85%左右、鋼液對(duì)流[14]和散熱量在10%左右、渣層表面輻射散熱量在3%左右，靜置和澆鑄過(guò)程中鋼水熱量也主要損失于包壁。據(jù)此，僅對(duì)鋼包內(nèi)壁保溫層進(jìn)行優(yōu)化，主要計(jì)算包壁熱損失；對(duì)包底和渣層散熱進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，只計(jì)算輻射傳熱。

生產(chǎn)實(shí)踐表明[15]，鋼包內(nèi)襯蓄熱主要集中在轉(zhuǎn)爐出鋼至精煉結(jié)束階段，散熱主要集中在連鑄澆鑄結(jié)束至熱修結(jié)束后等待出鋼階段。因此，模型計(jì)算時(shí)，取精煉結(jié)束時(shí)鋼水平均溫度θ1為1 590 ℃、熱修鋼包上線時(shí)內(nèi)襯烘烤應(yīng)達(dá)到的溫度θ2為1 000 ℃、鋼包外殼周?chē)h(huán)境溫度θf(wàn)為25 ℃。計(jì)算所需不同邊界層平均溫度對(duì)應(yīng)的空氣導(dǎo)熱系數(shù)λ、運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)μ和普朗特?cái)?shù)Pr等參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。

1.2 模型計(jì)算結(jié)果與分析

根據(jù)式(1)可得試驗(yàn)鋼包和普通鋼包內(nèi)襯溫度分布，結(jié)果如圖1。由圖1(a)可看出：普通鋼包和試驗(yàn)鋼包內(nèi)襯溫度均由內(nèi)向外逐漸降低，精煉結(jié)束θ1為1 590 ℃時(shí)，普通鋼包外殼渣線、熔池部位溫度分別為242.64，215.10 ℃，試驗(yàn)鋼包相應(yīng)部位外殼溫度分別為203.46，175.83 ℃；熱修結(jié)束θ2為1 000 ℃時(shí)，普通鋼包渣線、熔池部位外殼溫度分別為219.62，194.95 ℃，試驗(yàn)鋼包相應(yīng)部位外殼溫度分別為179.21，156.78 ℃。

圖1 不同狀態(tài)下鋼包內(nèi)襯溫度分布Fig.1 Temperature distribution of ladle lining at different conditions

由圖1(b)可知：精煉結(jié)束時(shí)，鋼包內(nèi)襯表面溫度θ1與鋼水溫度基本一致，約1 590 ℃，與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包渣線部位工作層和永久層外側(cè)溫度分別提升了80.97，205.35 ℃，熔池部位的工作層和永久層外側(cè)溫度分別提升了100.54，215.34 ℃，渣線和熔池部位的鋼包外殼溫度分別降低了39.18，39.27 ℃；熱修結(jié)束時(shí)，鋼包內(nèi)襯表面溫度θ2約1 000 ℃，與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包渣線部位工作層和永久層外側(cè)溫度分別提升了44.14，84.36 ℃，熔池部位的工作層和永久層外側(cè)溫度分別提升了60.18，92.21 ℃，渣線和熔池部位的鋼包外殼溫度分別降低了38.41，38.17 ℃。

綜上可看出，復(fù)合反射絕熱板的保溫性能優(yōu)于普通纖維保溫板。這是因?yàn)榻^熱板的導(dǎo)熱系數(shù)僅0.056 W/(m·℃)(600 ℃時(shí))，導(dǎo)熱系數(shù)低、熱阻大，在鋼水通過(guò)工作層和永久層向外傳遞熱量的過(guò)程中，大部分熱量受到較大的熱阻被阻擋留在絕熱層的內(nèi)側(cè)，鋼包內(nèi)熱量不易傳給鋼包外殼，可較大幅度地提升鋼包工作層和永久層的溫度，從而提高鋼包蓄熱效果和保溫性能。

1.3 模型驗(yàn)證結(jié)果與分析

選用現(xiàn)場(chǎng)5#鋼包，將對(duì)其絕熱層使用復(fù)合反射絕熱板代替普通保溫板，作為試驗(yàn)鋼包；選取與之包齡相近同時(shí)上線的23#鋼包，作為普通鋼包，標(biāo)識(shí)出鋼包外殼表面熱敏感部位。對(duì)2種鋼包進(jìn)行測(cè)溫，測(cè)溫周期為鋼包一個(gè)包役的4個(gè)階段，A(0～36次)，B(37～70次)，C(71～106次)，D(107～136次)，共計(jì)136次。分別在出鋼結(jié)束、精煉開(kāi)始、精煉結(jié)束、澆注結(jié)束和熱修結(jié)束5 個(gè)時(shí)刻，對(duì)鋼包敏感部位進(jìn)行多次測(cè)溫，取其平均值作為最終結(jié)果，測(cè)量結(jié)果如表2。

由表2 可看出：精煉結(jié)束時(shí)，普通鋼包外殼渣線、熔池部位平均溫度分別為241.75，213.99 ℃，試驗(yàn)鋼包相應(yīng)部位平均溫度為202.11，174.52 ℃，與普通鋼包相比，分別降低了39.64，39.47 ℃；熱修結(jié)束時(shí)，普通鋼包渣線、熔池部位外殼平均溫度分別為218.31，193.98 ℃，試驗(yàn)鋼包相應(yīng)部位平均溫度為178.48，155.21 ℃，與普通鋼包相比，分別降低了39.83，38.77 ℃，外殼溫度平均降低39.43 ℃。由上分析可知，2 種鋼包外殼實(shí)測(cè)溫度與模型計(jì)算值基本接近。通過(guò)鋼包穩(wěn)態(tài)傳熱模型計(jì)算和實(shí)測(cè)結(jié)果可得出，精煉結(jié)束(1 590 ℃)和熱修結(jié)束(1 000 ℃)時(shí)，試驗(yàn)鋼包綜合換熱系數(shù)α1，α2分別為15.87，11.58 W/(m2·K)，普通鋼包綜合換熱系數(shù)α′1，α′2分別為17.94，13.41 W/(m2·K)，則2種狀態(tài)下試驗(yàn)鋼包和普通鋼包外殼傳熱量Φ1=99.14 kW，Φ2=87.50 kW，Φ′1=139.08 kW，Φ′2=124.96 kW，普通鋼包和試驗(yàn)鋼包包底和渣面?zhèn)鳠崃坎钪郸う礏=3.12 kW，ΔΦS=20.35 kW。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)統(tǒng)計(jì)，鋼包平均周轉(zhuǎn)時(shí)間t0為216 min，其中重包時(shí)間ta為152 min，空包時(shí)間tb為64 min，則1個(gè)周期內(nèi)普通鋼包與試驗(yàn)鋼包外殼散失熱量差值為

表2 不同時(shí)刻鋼包外殼平均溫度Tab.2 Average temperature of ladle shell at different times

經(jīng)式(2)計(jì)算可得熱量Φ=8.13 MJ，能使120 t鋼水溫度升高84 ℃，折合純電能為225.63 kWh，綜合電能利用效率為55%左右，可節(jié)省精煉電量約3.42 kWh/t。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)鋼包在馬鋼一鋼軋?jiān)诰€投入共生產(chǎn)104爐SPHC、21爐Q235B和11爐SPA-H，為進(jìn)一步驗(yàn)證試驗(yàn)鋼包在生產(chǎn)使用過(guò)程的保溫性能，對(duì)試驗(yàn)鋼包的精煉電耗、升溫速率、鋼水溫降和中包溫度波動(dòng)等工藝參數(shù)分鋼種進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，并與普通鋼包進(jìn)行同步對(duì)比。

2.1 LF鋼水精煉效果

2.1.1 精煉電耗

試驗(yàn)鋼包和普通鋼包精煉SPH，Q235B，SPA-H鋼的電耗結(jié)果如圖2。

圖2 試驗(yàn)鋼包和普通鋼包的精煉電耗Fig.2 Refining power consumption of test ladle and common ladle

由圖2 可知，對(duì)于SPHC，Q235B 和SPA-H 鋼，普通鋼包平均精煉電耗比試驗(yàn)鋼包分別高2.99，3.52，3.68 kWh/t。這是由于試驗(yàn)鋼包絕熱板存在較大的溫度梯度，較大程度地阻礙鋼水通過(guò)工作層、永久層和保溫層向鋼包外殼傳遞熱量，鋼包散熱較慢，鋼包外殼溫度較低，利于降低精煉電耗。理論上來(lái)說(shuō)，LF 精煉過(guò)程中消耗的電能E可用質(zhì)量為m的鋼水溫度升高Δθ表示：

其中：c為鋼水比熱容，0.837 kJ/(kg·℃)；η為電能利用率；t為加熱時(shí)間；γ為升溫速率；δ為精煉電耗。根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)，利用式(3)可得2種鋼包中SPHC，Q235B和SPA-H鋼水的升溫速率與精煉電耗之間的關(guān)系，如圖3。

圖3 試驗(yàn)鋼包和普通鋼包鋼水升溫速率與LF精煉電耗的關(guān)系Fig.3 Relationship between the heating rate of molten steel in the test and common ladles and power consumption in LF refining

由圖3 可看出，2 種鋼包精煉過(guò)程中升溫速率均隨精煉電耗的升高而降低。與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包SPHC，Q235B 和SPA-H 鋼水的平均升溫速率分別高約0.60，0.61，0.59 ℃/min，平均加熱時(shí)間少0.73，0.81，0.69 min，平均電能利用效率分別提升9.74%，9.52%，8.52%。對(duì)于SPHC，Q235B，SPA-H鋼，理論上試驗(yàn)鋼包平均精煉電耗比普通鋼包分別降低3.53，3.00，3.67 kWh/t，這與2 種鋼包現(xiàn)場(chǎng)統(tǒng)計(jì)的實(shí)際平均差值3.52，2.99，3.68 kWh/t較接近。

2.1.2 鋼水溫降

精煉結(jié)束時(shí)，由于鋼包蓄熱趨于穩(wěn)定，鋼水向外傳熱基本不受其他操作影響，鋼包內(nèi)襯傳熱是影響鋼水溫降的主要因素，統(tǒng)計(jì)2 種鋼包精煉結(jié)束到連鑄開(kāi)始澆鑄過(guò)程的鋼水溫降速率，結(jié)果如圖4。

從圖4可看出：精煉結(jié)束時(shí)，試驗(yàn)鋼包的SPHC，Q235B 和SPA-H 鋼水溫度可控制在0～10 ℃范圍內(nèi)，普通鋼包精煉鋼水溫度波動(dòng)范圍為15～24 ℃，試驗(yàn)鋼包精煉鋼水終點(diǎn)溫度控制精度優(yōu)于普通鋼包；相同溫度范圍內(nèi)精煉結(jié)束至連鑄開(kāi)澆過(guò)程中試驗(yàn)鋼包鋼水溫降速率和波動(dòng)也明顯小于普通鋼包，相比于普通鋼包，試驗(yàn)鋼包的SPHC，Q235B 和SPA-H鋼水平均溫降速率分別降低了0.18，0.20，0.18 ℃/min，且鋼水溫降速率波動(dòng)大幅減小，有利于精煉鋼水終點(diǎn)溫度的精確控制。

圖4 試驗(yàn)鋼包和普通鋼包對(duì)鋼水溫降速率的影響Fig.4 Influence of test and common ladles on temperature drop rate of molten steel

2.2 中間包鋼水溫度

為進(jìn)一步檢驗(yàn)試驗(yàn)鋼包鋼水在澆鑄過(guò)程中的溫度變化趨勢(shì)，采集鋼水精煉出站溫度和中間包鋼水溫度。2 種鋼包SPHC，Q235B 和SPA-H 鋼水不同精煉終點(diǎn)溫度對(duì)應(yīng)的連鑄中間包溫度如圖5。

從圖5 可看出：對(duì)于試驗(yàn)鋼包，中間包SPHC，Q235B 和SPA-H 鋼水溫度波動(dòng)范圍可控制在0～6.00 ℃范圍內(nèi)；對(duì)于普通鋼包相應(yīng)鋼種連鑄溫度波動(dòng)范圍為0～20.00 ℃，試驗(yàn)鋼包的鋼水溫度明顯低于普通鋼包。在相同精煉終點(diǎn)溫度范圍(即試驗(yàn)鋼包鋼水精煉終點(diǎn)溫度范圍)內(nèi)，2種鋼包澆鑄過(guò)程中各鋼種對(duì)應(yīng)的中間包溫度分別為1 558.56，1 555.85，1 551.70 ℃和1 553.70，1 552.40，1 545.74 ℃，試驗(yàn)鋼包鋼水溫度比普通鋼包相應(yīng)高4.86，3.45，5.96 ℃，有利于提高澆鑄過(guò)程中中間包溫度的控制精度；與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包澆鑄過(guò)程中中間包溫度合格率也得到較大幅度提升，由85.50%提升至98.20%，減少了因中間包溫度不合格造成的非恒定拉速澆鑄、轉(zhuǎn)鋼水和非計(jì)劃停澆次數(shù)，為轉(zhuǎn)爐低溫出鋼和連鑄低過(guò)熱度澆鑄創(chuàng)造了有利條件。

圖5 試驗(yàn)鋼包和普通鋼包對(duì)連鑄中間包溫度的影響Fig.5 Influence of test and common ladles on temperature of continuous casting tundish

3 結(jié)論

1)與普通鋼包相比，復(fù)合反射絕熱板試驗(yàn)鋼包的保溫性能顯著提升，外殼溫度平均降低了39.43 ℃。這是因?yàn)閺?fù)合反射絕熱板可有效阻止鋼包包壁內(nèi)襯向外傳遞熱量，減少包襯冷熱面溫差。

2)馬鋼120 t復(fù)合反射絕熱板試驗(yàn)鋼包蓄熱保溫性能良好，與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包的SPHC，Q235B，SPA-H 鋼水在LF工序升溫速率提高約0.60 ℃/min，精煉電耗降低2.98～3.67 kWh/t。按LF爐年產(chǎn)量200萬(wàn)t、電能均價(jià)0.58元/kWh計(jì)算，精煉電耗年降本350萬(wàn)元以上。

3)在精煉結(jié)束到連鑄開(kāi)澆階段，與普通鋼包相比，試驗(yàn)鋼包SPHC，Q235B，SPA-H鋼水的溫降速率降低了0.18～0.20 ℃/min，且波動(dòng)大幅減小，有利于精煉過(guò)程中鋼水溫度的精確控制。

4)在連鑄澆鑄過(guò)程中，與普通鋼包相比，復(fù)合反射絕熱板試驗(yàn)鋼包SPHC，Q235B，SPA-H 鋼水的中間包溫度提高了3.45～5.96 ℃，中間包溫度波動(dòng)也由13.00 ℃降至6.00 ℃，試驗(yàn)鋼包為轉(zhuǎn)爐低溫出鋼和連鑄低過(guò)熱度澆鑄創(chuàng)造了有利條件。