鐵鋼界面鐵水熱損規(guī)律研究

陳國(guó)軍,鄧安元,黃 軍,王明月,孫國(guó)偉,陳立軍

(1.寶山鋼鐵股份有限公司,上海 201999; 2.東北大學(xué),遼寧 沈陽(yáng) 110004;3.內(nèi)蒙古科技大學(xué),內(nèi)蒙古 包頭 014010)

隨著鋼鐵冶金工業(yè)技術(shù)水平的提升,低碳、節(jié)能、環(huán)保、高效的現(xiàn)代化生產(chǎn)方向成為鋼鐵冶金企業(yè)發(fā)展的必然趨勢(shì)。鐵水的運(yùn)輸環(huán)節(jié)是連接煉鐵工序和煉鋼工序的紐帶,其主要依靠敞口式鐵水車和魚雷罐等大型的機(jī)械承裝工具來(lái)完成。對(duì)于鐵區(qū),鐵水溫降關(guān)乎企業(yè)的生產(chǎn)成本和物流節(jié)奏;對(duì)于鋼區(qū),鐵水溫降大小和波動(dòng)直接影響預(yù)處理和煉鋼工藝能耗以及生產(chǎn)穩(wěn)定順行,間接影響鋼鐵冶煉的品種和質(zhì)量,甚至帶來(lái)安全問(wèn)題[1-3]。

一般認(rèn)為,長(zhǎng)流程鋼鐵企業(yè)入轉(zhuǎn)爐鐵水溫度每提高20 K,則多加廢鋼可降低鐵水比0.8%,每噸廢鋼替代鐵水可降低約0.45 t標(biāo)煤(1 kg標(biāo)煤=29.3 MJ)。為提高魚雷罐的保溫性能,減少鐵水溫降,研究人員針對(duì)魚雷罐做了大量的科學(xué)研究,提出了相應(yīng)的優(yōu)化和改進(jìn)措施[4-9]。馬學(xué)東等[4]采用輻射矩陣描述鐵水和罐襯之間的傳熱,構(gòu)建了二維軸對(duì)稱模型,實(shí)現(xiàn)了魚雷罐儲(chǔ)運(yùn)階段的鐵水溫降計(jì)算;程常桂等[5]針對(duì)寶鋼二煉鋼鐵水三脫工藝,建立了鐵水溫降機(jī)理模型;王君等[6]開發(fā)了鐵水運(yùn)輸過(guò)程溫降模型,并利用模型對(duì)鐵鋼界面的3種鐵水運(yùn)輸工藝進(jìn)行了能效對(duì)比分析;杜濤[7]等分析了鐵鋼界面鐵水在受鐵、運(yùn)輸和預(yù)處理等過(guò)程的散熱機(jī)理,建立了鐵水罐—兌鐵包模式的鐵水溫降模型。

為此,針對(duì)鐵鋼界面主要運(yùn)輸設(shè)備和整個(gè)流程,應(yīng)用數(shù)值計(jì)算方法,結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù),系統(tǒng)分析了各階段的熱損途徑與比例,并提出了空罐加簡(jiǎn)易蓋措施,已在現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用和快速推廣。

1 數(shù)學(xué)模型

魚雷罐內(nèi)的熱量傳遞包括熱傳導(dǎo)、輻射和熱對(duì)流,其可通過(guò)熱傳導(dǎo)方程、輻射模型和對(duì)流方程來(lái)描述。

1.1 熱傳導(dǎo)基本方程

在鐵鋼界面,鐵水與魚雷罐內(nèi)壁、罐襯與罐襯之間主要以熱傳導(dǎo)的方式傳遞熱量,且該過(guò)程是一個(gè)非穩(wěn)態(tài)傳熱過(guò)程,可用式(1)的導(dǎo)熱微分方程來(lái)描述。

(1)

式中:c為材料比熱容,J/(kg.K);ρ為材料密度,kg/m3;t為時(shí)間,s;T為溫度,K;q為單位體積物體單位時(shí)間內(nèi)釋放的熱量,W/m3;λ為物體的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

1.2 鐵水液面與內(nèi)襯之間的輻射模型

(2)

式中:I為黑體輻射強(qiáng)度,W/Sr;r為位置向量,m;s為方向矢量,m;a為光譜吸收系數(shù),m-1;σs為散射系數(shù),m-1;σ為斯蒂芬—玻爾茲曼常數(shù),5.67×10-8W/(m2K4);n為波長(zhǎng),m;Φ為散射相函數(shù);Ω為立體角,Sr。

工業(yè)上的輻射傳熱計(jì)算一般都按灰體來(lái)處理,在計(jì)算中,將耐材內(nèi)壁與鐵水表面看作漫灰體。漫灰體墻面內(nèi)的熱流量方程如式(3):

(3)

漫灰體墻面外的熱流量方程如式(4):

(4)

式中:γ為墻面的折射率;εw為墻面發(fā)射率;Ta為墻面與環(huán)境溫差,K。

1.3 罐內(nèi)外(罐口)冷熱空氣對(duì)流換熱方程

罐口為對(duì)流換熱,因此空氣為流體,需要同時(shí)滿足質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒,3個(gè)方程耦合求解。

根據(jù)輸運(yùn)質(zhì)量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣質(zhì)量交換之間存在式(5)關(guān)系:

(5)

根據(jù)輸運(yùn)動(dòng)量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣動(dòng)量交換之間存在式(6)關(guān)系:

(6)

式中:U為流體的速度矢量,m/s;τ為應(yīng)力張量;P為壓強(qiáng),Pa;SM為動(dòng)量方程源項(xiàng),N/m3。

(7)

式中:μ為動(dòng)力黏性系數(shù),Pa·s;δ為單位張量。

根據(jù)輸運(yùn)能量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣熱量交換之間存在式(8)關(guān)系:

?·(U·τ)+U·SM+SE

(8)

式中:htot為總焓,J/kg。

(9)

式中:SE為能量源項(xiàng),W/m3;h為熱焓,J/kg。

1.4 物理模型和條件

魚雷罐模型主要分為罐殼、罐口、罐襯和耳軸等部分。罐體外殼由中部圓柱段、兩側(cè)對(duì)稱的圓臺(tái)段和耳軸段部分組成,均由厚32 mm的16Mn鋼板焊接而成;魚雷罐的罐襯從內(nèi)到外主要包括工作層(ASC磚)、高鋁澆注料、永久層(蠟石磚)和鋼殼。分析中用W1～W6分別表示魚雷罐內(nèi)壁面(W1)、工作層與澆注料的接觸面(W2)、澆注料與永久層1接觸面(W3)、永久層1與永久層2接觸面(W4)、永久層2與鋼殼接觸面(W5)、鋼殼外表面(W6)。采用前處理軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格如圖1所示。根據(jù)已有文獻(xiàn)數(shù)據(jù),計(jì)算中采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)進(jìn)行校核的方式,確定了模型中罐襯耐材的材料參數(shù),見(jiàn)表1。

圖1 魚雷罐模型的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格

表1 罐襯材料的物性參數(shù)

魚雷罐罐殼與外界環(huán)境之間存在對(duì)流換熱和輻射換熱,因此模型計(jì)算中罐體外殼的溫度邊界條件采用綜合換熱系數(shù)來(lái)表示。罐車運(yùn)輸中,罐殼外的對(duì)流換熱形式為強(qiáng)制對(duì)流換熱;罐車靜止等待時(shí),罐殼外部的對(duì)流換熱形式為自然對(duì)流換熱。對(duì)于罐殼熱輻射造成的熱量損失,將其影響轉(zhuǎn)化為相應(yīng)的輻射換熱系數(shù)。綜合換熱的計(jì)算方法如式(10):

Φr+c=A(hr+hc)ΔT

(10)

式中:Φr+c為換熱總流量,J/s;A為罐殼表面面積,m2;hr為輻射換熱系數(shù),W/(m2.K);hc為對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K);ΔT為罐殼和環(huán)境的溫差,K。

其中式(10)中罐殼表面輻射換熱系數(shù):

(11)

式中:ε為罐殼表面發(fā)射率;Tθ為環(huán)境溫度,K;Tw為罐外壁面溫度,K。

式(10)中的對(duì)流換熱系數(shù),工程上一般采用經(jīng)驗(yàn)公式[10-11]:

(12)

(13)

式中:A為與魚雷罐位置有關(guān)的系數(shù),通過(guò)試驗(yàn)校核取1.2;θ為速度相關(guān)因數(shù);v為車速,m/s。

2 魚雷罐輸運(yùn)過(guò)程熱狀態(tài)分析

對(duì)上面的熱傳導(dǎo)、熱輻射和對(duì)流模型利用CFD軟件進(jìn)行耦合計(jì)算。為驗(yàn)證魚雷罐模擬模型的準(zhǔn)確性,通過(guò)測(cè)試初始受鐵溫度在1 503 ℃時(shí)魚雷罐整個(gè)輸運(yùn)流程不同階段各時(shí)間節(jié)點(diǎn)耐材的溫度來(lái)進(jìn)行驗(yàn)證。熱電偶布置在各層耐材交界面處。測(cè)試了魚雷罐圓臺(tái)段W3、W4和W5界面的溫度。表2所示為澆注料與永久層界面W3的測(cè)試和計(jì)算結(jié)果。對(duì)比3個(gè)位置的測(cè)試數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果可知相對(duì)誤差均在10%以內(nèi),有效驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。以此模型為基礎(chǔ),對(duì)魚雷罐不同階段的熱狀態(tài)進(jìn)行模擬分析。

表2 魚雷罐W3層界面溫度對(duì)比

2.1 烘烤階段熱狀態(tài)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際升溫曲線對(duì)魚雷罐內(nèi)襯持續(xù)加熱,烘烤主要分為4個(gè)部分,每部分由升溫和保溫兩個(gè)階段組成,整個(gè)過(guò)程總計(jì)69.5 h。

圖2為模型計(jì)算得到的魚雷罐圓柱段各層耐火材料界面的溫度變化曲線。由圖2可知,烘烤過(guò)程中,各層罐襯的溫度逐漸升高,溫度上升速率的大小與距離內(nèi)熱源的距離成反比,各層罐襯的溫度上升速率均滯后于烘烤曲線。而且內(nèi)部罐襯層蓄熱量不夠充分,內(nèi)部罐襯層在保溫階段溫度仍在上升,因此烘烤時(shí)間還有必要適當(dāng)延長(zhǎng),以使罐襯耐材充分蓄熱。因烘烤位置、各層耐材體積、耐材屬性等因素的差異,各層罐襯的蓄熱量存在明顯差異。經(jīng)過(guò)69.5 h烘烤,魚雷罐各層蓄熱量如表3所示。魚雷罐各層罐襯在烘烤階段總的蓄熱量為8.938×104MJ,其中工作層蓄熱量為7.51×104MJ,占罐襯總蓄熱量的84.02%。

圖2 耐材各層界面溫度隨時(shí)間的變化

2.2 受鐵階段熱狀態(tài)

以實(shí)際受鐵溫度1 480 ℃對(duì)受鐵過(guò)程的鐵水溫度和罐體熱狀態(tài)進(jìn)行了模擬計(jì)算,結(jié)果如圖3所示。在受鐵階段,鐵水與罐體之間存在著明顯的溫差,鐵水越靠近壁面,溫度越低。受鐵過(guò)程中,鐵水損失的熱量一部分通過(guò)罐口與罐殼流向外部環(huán)境,另一部分流向各層罐襯。該階段鐵水總熱量損失約為1.236×104MJ,其中罐襯蓄熱量增加了8.03×103MJ,占鐵水總熱損失的64.97%,罐口與罐殼熱損失占比為35.03%。受鐵階段末時(shí)刻各層耐火材料蓄熱及占比如表3所示。其中工作層增加了7.90×103MJ,占蓄熱增長(zhǎng)總量的98.38%?？梢?jiàn),受鐵階段鐵水的主要熱損失流向?yàn)楣抟r,主要用于工作層的蓄熱。若要降低該階段的鐵水熱損失,首要措施是降低工作層的蓄熱。計(jì)算表明,散熱損失中74.47%通過(guò)罐口損失掉,通過(guò)柱段、圓臺(tái)段和耳軸表面的散熱比例分別為14.46%、9.16%和1.91%。

表3 烘烤結(jié)束、受鐵結(jié)束時(shí)魚雷罐罐襯各層的蓄熱量和占比

圖3 魚雷罐受鐵階段各時(shí)刻溫度場(chǎng)

2.3 重罐階段熱狀態(tài)

受鐵完成后,魚雷罐會(huì)經(jīng)歷運(yùn)輸和靜置等待兌鐵兩個(gè)階段。實(shí)際生產(chǎn)中罐車運(yùn)輸時(shí)間為60 min,罐殼表面處于強(qiáng)制對(duì)流散熱的狀態(tài)。罐車靜置等待時(shí)間為60 min,此時(shí)罐殼處于自然對(duì)流冷卻狀態(tài)。

計(jì)算表明,重罐運(yùn)輸階段罐殼外壁面溫度持續(xù)下降,內(nèi)部罐襯層溫度均有小幅上升。如表4、5所示,重罐運(yùn)輸階段鐵水總熱量損失為6.45×103MJ,其中魚雷罐罐襯蓄熱量增加了4.43×103MJ,占鐵水熱損失的68.68%,主要為工作層繼續(xù)蓄熱,永久層與鋼殼的蓄熱量減少。因此工作層蓄熱是魚雷罐罐襯熱量增長(zhǎng)的主要部位。

表4 重罐運(yùn)輸結(jié)束、重罐靜置結(jié)束時(shí)魚雷罐罐襯各層的蓄熱量和占比

表5 重罐運(yùn)輸、重罐靜置階段魚雷罐不同部位的散熱熱損和比例

散熱損失的主要流向有兩個(gè)方向:一是通過(guò)罐殼表面,二是通過(guò)罐口。罐口與罐殼熱損失占比為31.32%。在罐殼表面損失中,圓臺(tái)段熱量損失占比最大,熱損失占比為51.12%。運(yùn)輸階段魚雷罐鐵水散熱損失主要是以罐殼散熱為主,特別是罐殼圓柱段和圓臺(tái)段表面的散熱。

重罐靜置階段各層罐襯界面溫度變化幅度較小。罐內(nèi)壁溫度處于下降狀態(tài),內(nèi)部罐襯層界面溫度均有小幅上升。由于罐殼表面由強(qiáng)制對(duì)流散熱狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)樽匀粚?duì)流狀態(tài),罐殼表面溫度呈小幅上升狀態(tài)。如表4、5,重罐靜置階段鐵水總熱量損失為4.65×103MJ,其中魚雷罐罐襯熱量增加了3.25×103MJ,占鐵水熱損失量的69.89%,罐口與罐殼熱損失占比為30.11%。其中,工作層蓄熱增加量占罐襯總增量的83.08%。因此工作層是魚雷罐熱量增長(zhǎng)的主要罐襯部位。相較于運(yùn)輸階段,罐襯表面散熱量減少,各層罐襯蓄熱量逐漸提高。由此可見(jiàn),重罐靜置階段工作層是鐵水熱損失的主要熱量流向部位。靜置階段罐殼表面損失中,圓臺(tái)段熱量損失占比最大,占比為47.73%。通過(guò)罐口的熱損比例為15.22%。可見(jiàn),靜置階段罐口處散熱占比高于重罐運(yùn)輸階段,圓臺(tái)段表面熱損是主要原因。

2.4 空罐階段熱狀態(tài)

魚雷罐空罐回階段總時(shí)長(zhǎng)6 h,其中運(yùn)輸時(shí)間為1 h,此時(shí)罐殼處于強(qiáng)制對(duì)流散熱狀態(tài);靜置等待階段為5 h,罐殼處于自然對(duì)流散熱狀態(tài)。

圖4是魚雷罐圓柱段罐襯界面溫度變化過(guò)程,罐襯內(nèi)壁溫降在運(yùn)輸?shù)那鞍攵螘r(shí)間尤為明顯。兌完鐵水后,外界冷空氣進(jìn)入空腔中,罐內(nèi)壁溫度迅速下降。運(yùn)輸后半段時(shí)間罐體向外界散熱逐漸趨于穩(wěn)定,罐襯內(nèi)壁溫度下降速率放緩。對(duì)于罐殼部分,由于運(yùn)輸階段罐殼與外界環(huán)境處于強(qiáng)制散熱狀態(tài),故罐殼溫度在運(yùn)輸階段1 h內(nèi)持續(xù)下降。罐襯內(nèi)壁溫降速率遠(yuǎn)大于罐殼表面,其余3層耐火材料溫度在該階段均有不同程度的上升?？展薜却A段時(shí)長(zhǎng)5 h,內(nèi)壁溫度持續(xù)下降,其降溫速率大于其他耐火材料層。由于罐殼層與外界環(huán)境從強(qiáng)制對(duì)流散熱狀態(tài)轉(zhuǎn)為自然對(duì)流散熱狀態(tài),加之內(nèi)部耐火襯持續(xù)傳遞熱量,罐殼溫度有較小幅度的升溫。圖5是魚雷罐空罐階段各時(shí)間段罐襯熱量變化占比,工作層熱量損失均占比最大;罐殼熱量在前1 h運(yùn)輸階段熱損失較大,熱量損失為正值;后5 h處于靜置狀態(tài),熱量損失較小,罐殼內(nèi)部補(bǔ)充熱量大于損失量,故后5 h罐殼熱損失為負(fù)值?？展揠A段罐襯工作層的蓄熱損失是罐襯熱損的主要來(lái)源。

圖4 無(wú)蓋魚雷罐圓柱段罐襯界面溫度變化過(guò)程

圖5 無(wú)蓋魚雷罐空罐階段各時(shí)間段罐襯熱量變化占比

表6是魚雷罐在空罐回運(yùn)過(guò)程中不同部位的散熱損失和比例。可見(jiàn)通過(guò)罐口與罐殼的散熱損失分別占總熱損的52.11%和47.89%,其中罐殼的圓臺(tái)段、圓柱段和耳軸段,分別約占總熱損的27.14%、17.45%和3.30%。魚雷罐空罐階段的主要熱損途徑包括罐口和罐殼兩部分,且比例接近。由此抑制空罐的熱損主要途徑是應(yīng)該同時(shí)減少罐殼和罐口兩方面的熱損。

表6 空罐階段魚雷罐不同部位的散熱熱損和比例

3 熱損分析

3.1 鐵水溫度變化規(guī)律

圖6為魚雷罐輸運(yùn)鐵水過(guò)程鐵水溫度曲線。可見(jiàn),40 min受鐵后,鐵水平均溫度由1 478 ℃降至1 422.81 ℃,溫降幅度為55.19 K。該階段鐵水溫降的宏觀趨勢(shì)為:鐵水與魚雷罐剛接觸時(shí)溫度急速下降,后逐漸趨于穩(wěn)定,最后階段有小幅穩(wěn)定上升的趨勢(shì)。這是因?yàn)槭荑F初始階段罐襯溫度較低,罐襯內(nèi)壁會(huì)吸收大量來(lái)自鐵水的熱量,導(dǎo)致鐵水溫度急速下降;隨著鐵水的繼續(xù)注入,罐內(nèi)鐵水的蓄熱速率逐漸大于散熱速率,罐內(nèi)鐵水溫度開始出現(xiàn)緩慢上升的趨勢(shì)。

圖6 輸運(yùn)過(guò)程魚雷罐內(nèi)的鐵水溫度

整個(gè)重罐運(yùn)輸階段鐵水溫降為28.82 K,平均溫降為0.48 K/min,鐵水總熱損失為6.45×103MJ。重罐運(yùn)輸初始階段鐵水溫降幅度較大。運(yùn)輸階段前10 min鐵水溫降幅度為7.27 K,溫降速率為0.73 K/min;運(yùn)輸階段后50 min,溫降幅度為21.55 K,溫降速率為0.43 K/min。

重罐靜置階段鐵水平均溫降為0.32 K/min,該階段鐵水總熱損為4.65×103MJ。與重罐運(yùn)輸階段不同,靜置階段鐵水溫降速率較為穩(wěn)定。可見(jiàn),重罐靜置階段鐵水溫降沒(méi)有激冷階段,降溫速率較恒定。

3.2 魚雷罐空罐加蓋的熱損失

魚雷罐空罐階段熱量損失的兩個(gè)途徑為罐殼表面散熱與罐口散熱。對(duì)比研究空罐有無(wú)加蓋時(shí)的罐襯內(nèi)壁面溫度變化的結(jié)果表明,與無(wú)蓋狀態(tài)對(duì)比,加蓋時(shí)罐襯內(nèi)壁面溫度始終高于無(wú)蓋時(shí)的壁面溫度。從表7中可知,魚雷罐在無(wú)蓋情況下,前1 h運(yùn)輸階段罐襯內(nèi)壁面由1 373.11 ℃下降至1 135.40 ℃,溫降速率為3.96 K/min;空罐階段后5 h,靜置等待階段罐襯內(nèi)壁面溫降速率為0.35 K/min;空罐階段5 h罐襯內(nèi)壁面整體溫降343 K。加蓋后空罐運(yùn)輸階段罐壁溫降較無(wú)蓋時(shí)下降趨勢(shì)平緩,在空罐前1 h運(yùn)輸階段罐襯內(nèi)表面由1 373.11 ℃下降至1 139.31 ℃,溫降速率為3.89 K/min;空罐階段后5 h靜置等待階段罐襯內(nèi)壁面溫降速率為0.22 K/min;空罐階段5 h罐襯內(nèi)壁面整體溫降300.32 K。由此可見(jiàn),空罐階段,加蓋能很好地抑制壁面溫度的降低,使罐襯內(nèi)壁面溫度上升42.68 K。

表7 不同時(shí)間下耐材內(nèi)襯溫度

魚雷罐加蓋能夠有效減少鐵水溫降,在行業(yè)內(nèi)也開展過(guò)類似的工業(yè)試驗(yàn),但由于固定式或者隨車式全程加蓋方式存在一次性投資大、設(shè)備維護(hù)困難、保溫蓋開啟關(guān)閉不便、保溫效果不明顯等問(wèn)題?；诳展奚崾氰F水熱損失的關(guān)鍵因素之一,在行業(yè)內(nèi)首次提出TPC空罐加蓋利用鐵水自重將保溫蓋沖刷進(jìn)入TPC,既能夠克服全程保溫蓋的不足,又能夠?qū)崿F(xiàn)減少鐵水溫降。TPC空罐加蓋已在現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用并快速推廣。

4 結(jié)論

(1)烘烤階段主要以工作層蓄熱為主,其占總蓄熱的84%左右。受鐵階段罐內(nèi)鐵水的主要熱損失為罐襯蓄熱,特別是用于工作層的蓄熱;罐襯蓄熱占鐵水總熱損失的64.97%,罐口與罐殼散熱熱損占35.03%。重罐運(yùn)輸階段1 h,鐵水熱損失以罐襯的蓄熱為主,占損失量的68.68%,罐口與罐殼熱損失占比為31.32%。罐襯熱損以工作層蓄熱為主,散熱損失以罐殼散熱為主。重罐靜置階段1 h,69.89%的鐵水熱損為罐襯蓄熱,罐口與罐殼散熱熱損失占比約為30%。

(2)魚雷罐受鐵時(shí),罐內(nèi)的鐵水會(huì)經(jīng)歷激冷過(guò)程,鐵水降溫幅度最大。重罐運(yùn)輸階段前10 min鐵水溫降幅度較大,整個(gè)過(guò)程鐵水溫降為28.82 K,平均溫降0.48 K/min。重罐靜置階段鐵水的溫降為20.76K,平均溫降為0.32 K/min。

(3)空罐階段6 h罐襯工作層的蓄熱損失是罐襯熱損的主要來(lái)源,熱損途徑為罐口和外殼,二者分別占52.11%和47.89%。通過(guò)TPC空罐加簡(jiǎn)易蓋能夠有效減少鐵水溫降,已在現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用并快速推廣。