雷 鳴¹ 張明星¹ 杜 屏¹ 劉 潮² 魏紅超²

( 1． 江蘇省沙鋼鋼鐵研究院，江蘇 張家港 215625; 2． 江蘇省沙鋼集團(tuán)有限公司煉鐵廠，江蘇 張家港 215625)

【摘要】 沙鋼 2500 m³ 高爐二代爐役初期，部分風(fēng)口小套內(nèi)壁下部出現(xiàn)嚴(yán)重磨損，磨損處 呈溝壑狀; 同時(shí)發(fā)現(xiàn)對(duì)應(yīng)的煤槍出現(xiàn)了彎曲變形，煤槍出口向下偏離風(fēng)口中心線。使用數(shù)值模 擬方法，對(duì)比分析了煤槍出口與風(fēng)口中心線重合、向下偏離兩種工況下煤粉的運(yùn)動(dòng)。研究結(jié)果 表明: 煤槍出口偏離風(fēng)口中心線時(shí)，煤槍出口處煤粉與風(fēng)口內(nèi)壁下部接觸是導(dǎo)致風(fēng)口磨損的主 要原因。進(jìn)一步研究煤槍彎曲變形的原因發(fā)現(xiàn)，該高爐經(jīng)大修后，煤槍直徑增大了 1 倍，但載氣流量沒有相應(yīng)增加。采用數(shù)值模擬計(jì)算了不同載氣流量下煤槍的冷卻強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)載氣流量偏小，煤槍冷卻強(qiáng)度不足，從而導(dǎo)致了煤槍的彎曲變形。據(jù)此采取了增加煤槍載氣流量的措施，煤槍變形和風(fēng)口小套磨損得到了有效控制。

【關(guān)鍵詞】 高爐；風(fēng)口小套；磨損；煤槍變形；數(shù)值模擬

風(fēng)口是高爐冶煉送風(fēng)所必需的重要工藝設(shè)備，其壽命的長短直接影響高爐的順行。風(fēng)口破損大致有熔損、開裂及龜裂、磨損和曲損 4 種形式^［1］。近年來，國內(nèi)多座高爐曾出現(xiàn)過風(fēng)口內(nèi)壁磨損的問題，如寶鋼由于煤比過高導(dǎo)致風(fēng)口磨損^［2］，武鋼由于煤槍角度、位置、煤粉粒度等原因?qū)е嘛L(fēng)口磨損^［3］，漣鋼因送風(fēng)不均勻造成風(fēng)口磨損^［4］。

興澄特鋼通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，風(fēng)口小套過長、堿金屬含量過高、煤槍與風(fēng)口中心線之間的夾角過大以及煤槍材質(zhì)的耐磨、耐高溫性能差是小套磨損的主要原因^［5］。張全等^［6］建立了風(fēng)口小套氣固兩相流模型，并對(duì)噴煤量、風(fēng)口材質(zhì)、風(fēng)口幾何尺寸、風(fēng)口收縮角以及熱風(fēng)速度和煤粉顆粒粒徑等因素進(jìn)行了模擬計(jì)算，找出了影響風(fēng)口小套磨損的主要原因。沙鋼對(duì)風(fēng)口內(nèi)煤粉的運(yùn)動(dòng)也進(jìn)行了數(shù)學(xué)模擬，得到了煤粉的運(yùn)動(dòng)軌跡^［7］。沙鋼2500 m³ 高爐經(jīng)大修后風(fēng)口內(nèi)壁磨損，并根據(jù)上述經(jīng)驗(yàn)對(duì)高爐噴煤相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了調(diào)整，但無明顯效果，因此，本文對(duì)該高爐風(fēng)口磨損的原因及機(jī)制進(jìn)行了深入研究。

1 風(fēng)口磨損情況

沙鋼 2500 m³高爐二代爐役開爐不久，風(fēng)口內(nèi)壁頻繁磨損，造成風(fēng)口壽命縮短，高爐頻繁休風(fēng)。磨損形貌如圖 1 所示，可見風(fēng)口內(nèi)壁下端出現(xiàn)了多條溝壑狀磨損痕跡，分析認(rèn)為是由于煤粉摩擦風(fēng) 口 內(nèi) 壁 所 致。該高爐煤槍插入角度為9° ～ 11°，煤槍出口距風(fēng)口前端約 200 mm，煤粉粒度 ＜ 74 μm( 200 目) 的比例在 70% 以上，煤比為160～170 kg /t，插槍管理嚴(yán)格，在大修前風(fēng)口小套并未出現(xiàn)內(nèi)壁磨損跡象。對(duì)高爐風(fēng)口損壞情況的調(diào)研后發(fā)現(xiàn)，損壞風(fēng)口對(duì)應(yīng)的煤槍出現(xiàn)了彎曲變形，并向下傾斜，見圖2，煤槍出口偏離風(fēng)口中心線，推測煤粉軌跡發(fā)生了變化，并摩擦到風(fēng)口內(nèi)壁。

2 風(fēng)口磨損原因分析

2． 1 煤槍變形對(duì)煤粉軌跡的影響

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果，磨損風(fēng)口的煤槍均出現(xiàn)變形，煤槍下傾約 5° ～ 10°，推測煤槍變形導(dǎo)致煤粉軌跡偏移，摩擦到了風(fēng)口小套內(nèi)表面，造成磨損。因此，對(duì)煤粉在風(fēng)口內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行了模擬，使用 ANSYS FLUENT 商業(yè)軟件，采用連續(xù)性方程、標(biāo)準(zhǔn) k-ε 湍流模型和 DPM 模型，分別計(jì)算了煤槍出口和風(fēng)口中心線重合、煤槍出口下傾 7° 時(shí)煤粉的運(yùn)動(dòng)軌跡以及風(fēng)口內(nèi)壁的磨損情況。控制方程為:

連續(xù)性方程:

式中: k 是湍流動(dòng)能; ε 是湍流動(dòng)能擴(kuò)散; G_k 是由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能; G_b 是由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能; Y_M 是在可壓縮湍流中，過渡的擴(kuò)散產(chǎn)生的波動(dòng); C_1ε、C_2ε、C_3ε是常量; σ_k 和 σ_ε 是 k方程和 ε 方程的湍流普朗特?cái)?shù); S_k 和 S_ε 是用戶定義的源項(xiàng)。

DPM 模型:

式中: F_D( u－ u_p ) 是顆粒的單位質(zhì)量曳力; u 是流體相速度; u_p 是顆粒速度; ρ 是流體密度; ρ_p 是顆粒堆密度; d_p 是顆粒直徑。

邊界條件設(shè)為: 熱風(fēng)實(shí)際速度 230 m /s; 煤槍載氣入口速度 8 m /s; 出口壓力 0． 35 MPa; 殘差10^－3，氣體為不可壓縮流體。

計(jì)算結(jié)果如圖 3 所示，煤槍出口和風(fēng)口中心線重合時(shí)，煤粉軌跡沿風(fēng)口中心線周圍射出，未接觸到風(fēng)口內(nèi)壁。煤槍偏離風(fēng)口中心線 7°時(shí)，煤粉軌跡偏離風(fēng)口中心線，并接觸到風(fēng)口內(nèi)壁下部，存在磨損，這與高爐風(fēng)口實(shí)際磨損情況相似。因此，認(rèn)為風(fēng)口小套內(nèi)壁磨損是由煤槍下傾變形引起的。

2． 2 煤槍材質(zhì)分析

由圖 2 可知，沙鋼 2 500 m³高爐煤槍的槍頭部位發(fā)生彎曲，彎曲處無磨損、燒損現(xiàn)象。煤槍材質(zhì)為 SUS310S 耐熱不銹鋼，和國內(nèi)多數(shù)高爐所用煤槍的材質(zhì)相同，正常操作時(shí)不會(huì)變形。但若鋼管材質(zhì)不合格，使煤槍耐高溫性能下降，則可能引起煤槍受熱變形，因此對(duì)沙鋼 2 500 m³ 高爐的煤槍進(jìn)行了化學(xué)成分分析( ICP 法) ，分別分析了煤槍的焊料、槍頭及直段部分，結(jié)果如表2所示。由表2可見，沙鋼 2500 m³ 高爐煤槍的化學(xué)成分合格。對(duì)煤槍的顯微組織進(jìn)行了金相和掃描電鏡分析，未發(fā)現(xiàn)裂紋、翹皮等明顯缺陷，如圖 4 所示。

2． 3 煤槍的冷卻

高爐煤槍長期處于 1 200 ℃ 的熱風(fēng)中，工作環(huán)境惡劣，主要依靠煤粉載氣來冷卻，輸送煤粉的載氣為氮?dú)猓怀^ 100 ℃。通常載氣流量決定了煤槍的冷卻狀況，若煤槍載氣流量偏低，則會(huì)引起煤槍的冷卻不充分，導(dǎo)致過熱變形。高爐經(jīng)大修后，煤粉的載氣流量沒有變化，但調(diào)查發(fā)現(xiàn)，大修后為了提高噴煤量，煤槍的內(nèi)徑由 13 mm 增加到了 26 mm，若載氣流量沒有變化，載氣流速則降低到原來的 1 /4，煤槍的冷卻受到影響。據(jù)此對(duì)大修前后不同載氣流速下，煤槍的溫度場分布進(jìn)行了模擬計(jì)算。 計(jì)算模型如圖 5 所示。采用流固耦合方式，模型外側(cè)為固體( 煤槍) ，材質(zhì)為不銹鋼; 內(nèi)側(cè)為流體( 載氣) ，為氮?dú)狻ＤＰ兔簶岄L度為 1 m，厚度為 4． 5 mm，內(nèi)徑分別為 13 和 26 mm。計(jì)算使用 ANSYS FLUENT 軟件，數(shù)學(xué)模型包括連續(xù)性方程( 式( 1) ) 、標(biāo)準(zhǔn) k-ε 湍流模型( 式( 2) ～ 式( 3) ) 和能量方程^［7］( 式( 5) ) :

式中: keff是有效熱傳導(dǎo)系數(shù); Jj’是組分 j’的擴(kuò)散通量。

方程( 5) 右側(cè)的前 3 項(xiàng)分別描述了熱傳導(dǎo)、組分?jǐn)U散和粘性耗散帶來的能量輸運(yùn)。Sh 包括了化學(xué)反應(yīng)熱以及用戶定義的體積熱源項(xiàng)。

模型參數(shù)和實(shí)際高爐操作參數(shù)一致，邊界條件設(shè)定為:

( 1) 氮?dú)獾娜肟跍囟葹?353 K;

( 2) 熱風(fēng)溫度為 1 473 K;

( 3) 氮?dú)饬魉俜謩e為 30 和 7． 5 m /s;

( 4) 煤槍外壁與熱風(fēng)之間的熱交換系數(shù)由迪 貝斯-貝爾特公式計(jì)算得出:

式中: λ 是熱風(fēng)導(dǎo)熱系數(shù); d 是風(fēng)口內(nèi)徑; Re 是雷諾 數(shù); Pr 是普朗特?cái)?shù); ρ 是熱風(fēng)密度; u 是實(shí)際風(fēng)速; l 是風(fēng)口內(nèi)徑; μ 是熱風(fēng)的動(dòng)力粘度; Cp 是熱風(fēng)的比熱 容。

計(jì)算所取物性參數(shù)( 1 200 ℃) 如表3 所示。

計(jì)算結(jié)果如圖 6 所示，載氣流量不變，煤槍直徑為 13 mm 時(shí)，載氣流速為 30 m /s，煤槍溫度約1 000 K; 當(dāng)煤槍直徑增大至 26 mm 時(shí)，載氣流速下降至 7． 5 m /s，煤槍溫度提高至 1 200 K 左右。這說明決定煤槍冷卻狀況的主要因素為載氣流速。煤槍直徑增大后，若載氣流量不變，流速減小，煤槍的冷卻減弱。由于 SUS310S 不銹鋼的軟化溫度約 1 123 K，由以上計(jì)算結(jié)果可知，煤槍直徑增大后，槍體的溫度高于其軟化溫度，因此易發(fā)生過熱變形。

煤粉載氣流量不變，煤槍直增大后，載氣流速降低，是造成煤槍冷卻不足、受熱變形的主要原因。煤槍過熱變形，直接導(dǎo)致煤槍出口偏離風(fēng)口中心線，造成風(fēng)口內(nèi)壁磨損。

2． 4 措施

經(jīng)化學(xué)分析和數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)在材質(zhì)合格、煤粉流量一定的前提下，造成煤槍變形的主要原因是煤槍內(nèi)徑增大后，載氣流速過低，冷卻不足，煤槍溫度過高，超過了該材料的軟化溫度，導(dǎo)致煤槍過熱變形。因此提出改進(jìn)建議:

（1）)提高輸粉的載氣流量，使煤槍溫度低于軟化溫度。

(2) 更換煤槍材料，使用更高級(jí)別的耐熱金屬材料。

對(duì)沙鋼 2 500 m³ 高爐采取了第( 1) 種措施，即提高載氣流量，增強(qiáng)煤槍的冷卻，結(jié)果當(dāng)月變形煤槍的數(shù)量大幅度降低，風(fēng)口磨損也得到了明顯改善。

3 結(jié)論

沙鋼 2 500 m³高爐風(fēng)口磨損是由煤粉軌跡偏離風(fēng)口中心線、摩擦風(fēng)口內(nèi)壁所引起的，而煤槍過熱變形是導(dǎo)致煤粉軌跡偏離中心線的主要原因。經(jīng)數(shù)值模擬計(jì)算得出，煤槍變形的主要原因是煤粉載氣流量偏小、煤槍冷卻不足。提高煤粉載氣流量后，煤槍變形明顯減小，風(fēng)口小套內(nèi)壁磨損得到解決。

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