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，部分風口小套內壁下部出現嚴重磨損，磨損處 呈溝壑狀; 同時發現對應的煤槍出現了彎曲變形，煤槍出口向下偏離風口中心線。使用數值模 擬方法，對比分析了煤槍出口與風口中心線重合、向下偏離兩種工況下煤粉的運動。研究結果 表明: 煤槍出口偏離風口中心線時，煤槍出口處煤粉與風口內壁下部接觸是導致風口磨損的主 要原因。進一步研究煤槍彎曲變形的原因發現，該高爐經大修后，煤槍直徑增大了 1 倍，但載氣流量沒有相應增加。采用數值模擬計算了不同載氣流量下煤槍的冷卻強度，發現載氣流量偏小，煤槍冷卻強度不足，從而導致了煤槍的彎曲變形。據此采取了增加煤槍載氣流量的措施，煤槍變形和風口小套磨損得到了有效控制。
【關鍵詞】 高爐；風口小套；磨損；煤槍變形；數值模擬
風口是高爐冶煉送風所必需的重要工藝設備，其壽命的長短直接影響高爐的順行。風口破損大致有熔損、開裂及龜裂、磨損和曲損 4 種形式［1］。近年來，國內多座高爐曾出現過風口內壁磨損的問題，如寶鋼由于煤比過高導致風口磨損［2］，武鋼由于煤槍角度、位置、煤粉粒度等原因導致風口磨損［3］，漣鋼因送風不均勻造成風口磨損［4］。
興澄特鋼通過數值模擬發現，風口小套過長、堿金屬含量過高、煤槍與風口中心線之間的夾角過大以及煤槍材質的耐磨、耐高溫性能差是小套磨損的主要原因［5］。張全等［6］建立了風口小套氣固兩相流模型，并對噴煤量、風口材質、風口幾何尺寸、風口收縮角以及熱風速度和煤粉顆粒粒徑等因素進行了模擬計算，找出了影響風口小套磨損的主要原因。沙鋼對風口內煤粉的運動也進行了數學模擬，得到了煤粉的運動軌跡［7］。沙鋼2500 m3 高爐經大修后風口內壁磨損，并根據上述經驗對高爐噴煤相關參數進行了調整，但無明顯效果，因此，本文對該高爐風口磨損的原因及機制進行了深入研究。
1 風口磨損情況
沙鋼 2500 m3高爐二代爐役開爐不久，風口內壁頻繁磨損，造成風口壽命縮短，高爐頻繁休風。磨損形貌如圖 1 所示，可見風口內壁下端出現了多條溝壑狀磨損痕跡，分析認為是由于煤粉摩擦風 口 內 壁 所 致。該高爐煤槍插入角度為9° ～ 11°，煤槍出口距風口前端約 200 mm，煤粉粒度 ＜ 74 μm( 200 目) 的比例在 70% 以上，煤比為160～170 kg /t，插槍管理嚴格，在大修前風口小套并未出現內壁磨損跡象。對高爐風口損壞情況的調研后發現，損壞風口對應的煤槍出現了彎曲變形，并向下傾斜，見圖2，煤槍出口偏離風口中心線，推測煤粉軌跡發生了變化，并摩擦到風口內壁。
2 風口磨損原因分析
2． 1 煤槍變形對煤粉軌跡的影響
根據現場調研結果，磨損風口的煤槍均出現變形，煤槍下傾約 5° ～ 10°，推測煤槍變形導致煤粉軌跡偏移，摩擦到了風口小套內表面，造成磨損。因此，對煤粉在風口內的運動軌跡進行了模擬，使用 ANSYS FLUENT 商業軟件，采用連續性方程、標準 k-ε 湍流模型和 DPM 模型，分別計算了煤槍出口和風口中心線重合、煤槍出口下傾 7° 時煤粉的運動軌跡以及風口內壁的磨損情況。控制方程為:
連續性方程:
式中: k 是湍流動能; ε 是湍流動能擴散; Gk 是由層流速度梯度而產生的湍流動能; Gb 是由浮力產生的湍流動能; YM 是在可壓縮湍流中，過渡的擴散產生的波動; C1ε、C2ε、C3ε是常量; σk 和 σε 是 k方程和 ε 方程的湍流普朗特數; Sk 和 Sε 是用戶定義的源項。
DPM 模型:
式中: FD( u－ up ) 是顆粒的單位質量曳力; u 是流體相速度; up 是顆粒速度; ρ 是流體密度; ρp 是顆粒堆密度; dp 是顆粒直徑。
邊界條件設為: 熱風實際速度 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。
計算結果如圖 3 所示，煤槍出口和風口中心線重合時，煤粉軌跡沿風口中心線周圍射出，未接觸到風口內壁。煤槍偏離風口中心線 7°時，煤粉軌跡偏離風口中心線，并接觸到風口內壁下部，存在磨損，這與高爐風口實際磨損情況相似。因此，認為風口小套內壁磨損是由煤槍下傾變形引起的。
2． 2 煤槍材質分析
由圖 2 可知，沙鋼 2 500 m3高爐煤槍的槍頭部位發生彎曲，彎曲處無磨損、燒損現象。煤槍材質為 SUS310S 耐熱不銹鋼，和國內多數高爐所用煤槍的材質相同，正常操作時不會變形。但若鋼管材質不合格，使煤槍耐高溫性能下降，則可能引起煤槍受熱變形，因此對沙鋼 2 500 m3 高爐的煤槍進行了化學成分分析( ICP 法) ，分別分析了煤槍的焊料、槍頭及直段部分，結果如表2所示。由表2可見，沙鋼 2500 m3 高爐煤槍的化學成分合格。對煤槍的顯微組織進行了金相和掃描電鏡分析，未發現裂紋、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 ℃ 的熱風中，工作環境惡劣，主要依靠煤粉載氣來冷卻，輸送煤粉的載氣為氮氣，不超過 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，則會引起煤槍的冷卻不充分，導致過熱變形。高爐經大修后，煤粉的載氣流量沒有變化，但調查發現，大修后為了提高噴煤量，煤槍的內徑由 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。據此對大修前后不同載氣流速下，煤槍的溫度場分布進行了模擬計算。 計算模型如圖 5 所示。采用流固耦合方式，模型外側為固體( 煤槍) ，材質為不銹鋼; 內側為流體( 載氣) ，為氮氣。模型煤槍長度為 1 m，厚度為 4． 5 mm，內徑分別為 13 和 26 mm。計算使用 ANSYS FLUENT 軟件，數學模型包括連續性方程( 式( 1) ) 、標準 k-ε 湍流模型( 式( 2) ～ 式( 3) ) 和能量方程［7］( 式( 5) ) :
式中: keff是有效熱傳導系數; Jj’是組分 j’的擴散通量。
方程( 5) 右側的前 3 項分別描述了熱傳導、組分擴散和粘性耗散帶來的能量輸運。Sh 包括了化學反應熱以及用戶定義的體積熱源項。
模型參數和實際高爐操作參數一致，邊界條件設定為:
( 1) 氮氣的入口溫度為 353 K;
( 2) 熱風溫度為 1 473 K;
( 3) 氮氣流速分別為 30 和 7． 5 m /s;
( 4) 煤槍外壁與熱風之間的熱交換系數由迪 貝斯-貝爾特公式計算得出:
式中: λ 是熱風導熱系數; d 是風口內徑; Re 是雷諾 數; Pr 是普朗特數; ρ 是熱風密度; u 是實際風速; l 是風口內徑; μ 是熱風的動力粘度; Cp 是熱風的比熱 容。
計算所取物性參數( 1 200 ℃) 如表3 所示。
計算結果如圖 6 所示，載氣流量不變，煤槍直徑為 13 mm 時，載氣流速為 30 m /s，煤槍溫度約1 000 K; 當煤槍直徑增大至 26 mm 時，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，由以上計算結果可知，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，直接導致煤槍出口偏離風口中心線，造成風口內壁磨損。
2． 4 措施
經化學分析和數值模擬，發現在材質合格、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，導致煤槍過熱變形。因此提出改進建議:
（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，使用更高級別的耐熱金屬材料。
對沙鋼 2 500 m3 高爐采取了第( 1) 種措施，即提高載氣流量，增強煤槍的冷卻，結果當月變形煤槍的數量大幅度降低，風口磨損也得到了明顯改善。
3 結論
沙鋼 2 500 m3高爐風口磨損是由煤粉軌跡偏離風口中心線、摩擦風口內壁所引起的，而煤槍過熱變形是導致煤粉軌跡偏離中心線的主要原因。經數值模擬計算得出，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，風口小套內壁磨損得到解決。
參考文獻
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