高爐爐缸死焦堆水模試驗及分析

羅霞光

（山鋼股份萊蕪分公司技術中心，山東萊蕪 271105）

試驗研究

高爐爐缸死焦堆水模試驗及分析

羅霞光

（山鋼股份萊蕪分公司技術中心，山東萊蕪 271105）

模擬高爐爐缸死焦堆情況，設計模型參數進行水模試驗，研究死焦堆改變對爐缸流場的影響。結果表明：死焦堆體積減小，壁面處的環流將會減弱，對降低爐缸壁面的沖刷侵蝕十分有利；增加死焦堆孔隙度，即保持較好的焦炭熱強度有利于降低爐缸環流，延長爐缸壽命；爐底無焦空間層高度高增加，即死焦堆浮起高度增加，利于減少壁面流速，延長爐缸壽命。關鍵詞：高爐；爐缸；死焦堆；水模試驗；爐缸流場

1 前言

近年來萊鋼部分高爐異常侵蝕嚴重，導致高爐壽命縮短，造成較大的經濟損失。綜合萊鋼3#～6#高爐爐缸爐底破損調查，發現在二段冷卻壁部位炭磚侵蝕嚴重，形成較為典型的象腳狀侵蝕。為找到其破損機理，特對爐缸死焦堆進行了水模試驗，研究死焦堆對渣鐵流動的影響。本研究采用水模型的方法來分析不同情況下、瞬態排放過程中渣鐵的流動方式，為減少渣鐵流動對高爐內襯侵蝕和高爐爐型設計提供理論依據。

2 試驗裝置設計

以萊鋼1座高爐為研究對象，根據相似原理建立爐缸爐底鐵水流動模擬試驗裝置，然后在不同條件下進行排放過程爐缸內的鐵水流速測定試驗，研究死鐵層深度、鐵口直徑、死焦堆孔隙度、死焦堆位置等參數對鐵水流動的影響。

2.1 試驗原理

高爐爐缸爐底內流體流動較為復雜，鐵水受到重力、慣性力及黏性力的作用，本試驗采用佛羅德準數（Fr）相似來組織試驗［1-3］。首先確定尺寸因子λ（λ=lm/lr），要求雷諾數Re＞［1×104，105］，即Re處于第二自?；瘏^，這時流動湍流程度不受Re影響：

其中：m代表模型；r代表原型；l為原型特征長度，m；v為原型中液體流動的特征速度，m/s；λ為比例因子；ρ為鐵水密度，kg/m3；Q為鐵水質量流量，kg/s；μ為鐵水黏度，Pa·s。

通過以上相似準數的建立，確定模型參數，模型尺寸如表1所示。圖1是測速試驗裝置示意圖。

表1 實際高爐和試驗模型尺寸

圖1 測速試驗裝置

2.2 試驗方法

測速采用三維多普勒測速儀（即LDV）。三維多普勒測速儀主要包括激光器、光分離系統、五光束光纖探頭、光電接收器（PDM1000）、信號處理器（FSA3500）、三維坐標架和主控計算機。由于激光測速儀的測量深度要求和圓柱容器的原因，測流速的面主要在爐缸壁面和死焦堆之間平行于爐缸壁面的豎直面。為了研究爐缸壁面與死焦堆間的無焦空間對渣鐵流動的影響，本試驗制作了兩種大小的死焦堆，直徑分別為510 mm和350 mm。當死焦堆直徑為510 mm時，測速位置在距壁面5 mm處；死焦堆直徑為350 mm時，測速位置在距器壁面45 mm處。

2.3 測量步驟

1）測定死焦堆的孔隙度，然后把死焦堆放到模型容器內。

2）向試驗裝置注水，調整入口和出口流量，使水的流動處于穩態。

3）打開激光多普勒測速儀，調整測量位置。

4）開始測量液體流速（測量過程激光測速儀自動完成）。

5）試驗結束后處理激光測速儀測量的數據，繪制流場圖。

3 試驗結果

3.1 死焦堆沉浮的影響

當死焦堆高度為200 mm，孔隙度為0.4，死鐵層深度為130 mm，液面高度為300 mm，鐵口長度為90 mm，鐵口直徑為10 mm，鐵口角度為10°，此時死焦堆進入液體的液面高度為20 mm。對比3種不同的試驗條件：1）死焦堆在整個出鐵過程完全沉坐；2）死焦堆在整個出鐵過程完全浮起（此時死焦堆進入液體的液面高度為20 mm）；3）進行死焦堆不同浸入深度的試驗。

對比完全沉坐和完全浮起的曲線（見圖2）可以看到：

1）在相同的排放時間內，死焦堆完全浮起時累計排放的液體總量高于完全沉坐的情況。主要原因是，在爐缸液面條件相同的試驗條件下，對于完全浮起時，其爐缸內的液體總量高于完全沉坐的液體總量，即完全浮起時能夠供排放的液體總量高于完全沉坐時的液體總量。

2）隨著排放過程的進行，在相同的排放周期內，完全浮起時的排放速率要高于完全沉坐的排放速率，主要原因是：死焦堆完全浮起時，假設死焦堆靜止不動，隨著排放過程的進行，液面應該不斷下降，但是死焦堆是隨著排放過程的進行不斷下降的，死焦堆下降時將底部的無焦空間的液體排開，抵消了由于排放造成的液面迅速下降現象，彌補了由于排放造成的促使液體排放的壓差的減小。

圖2 累計排放液體的體積隨排放時間的變化

對比不同的死焦堆浸入深度也可以發現，死焦堆浸入水中的深度越大，其累計的排放液體體積總量越大。這是因為，死焦堆進入水中的深度大，在排放過程中，能夠排開的位于無焦空間的液體越多，累計排放總量也就越大。

3.2 爐缸內總的液體體積相同

試驗中，主要考慮當爐缸中總的液體體積一定時，即整個爐缸所含的液體體積相等，進行了3種不同條件的試驗：1）死焦堆在整個出鐵過程完全沉坐；2）死焦堆在整個出鐵過程完全浮起；3）死焦堆在整個出鐵過程先沉坐后浮起，即死鐵層浮起時浸入水中的深度大于死鐵層的深度，在排放末期，由于死鐵層深度不足以使死焦堆上浮，死焦堆將經歷沉坐的階段。試驗結果如圖3所示。

圖3 爐缸液體總體積相同時的液面變化情況

從試驗結果可以看出：

1）當死焦堆完全沉坐時，其液面下降速度最快，在相同的鐵口直徑條件下，說明完全沉坐時液體的排放速度最大。這主要是因為，在試驗條件下，爐缸內總的液體體積相等，當死焦堆完全沉坐時，排開的無焦空間里的液體體積最大，致使液面最高，鐵口處的壓力最大，液體將以較大的速度排出，液面下降很快。

2）當死焦堆完全沉坐時，累計的排放液體總體積最大，且出鐵時間最短。

3.3 爐缸內死鐵層以上的液體體積相同

在本次試驗中，主要考慮當死焦堆的底部低于鐵口平面時，不管死焦堆處于何種狀態，鐵口以上的液體體積和高度均相等，且鐵口以上液體的高度恒為130 mm，即爐缸內的液面高度恒為260 mm。試驗目的是模擬和分析實際高爐每次的出鐵量基本相等的情況。試驗結果如圖4所示。

從試驗結果可以看出，當死焦堆完全浮起時，其液體排放速度最快，在相同的鐵口直徑條件下，說明完全浮起時液體的排放速度最大。這主要是因為：在試驗條件下，鐵口以上的液體體積和高度均相等，且死焦堆的底部位于鐵口平面以下。當死焦堆完全沉坐時，鐵口水平面至液面頂部的液體體積最小，即可供排放的液體體積最小。一方面，當死焦堆完全浮起時，在排放過程中死焦堆隨著液面的下降自身也不斷下降，不斷排開死鐵層內的液體，促使其排出，因此，死焦堆下降過程中，由于自身的下降過程彌補了由于液面下降造成的壓力差的減小，緩和了鐵口附近的壓力減小。而當死焦堆完全沉坐時，鐵口水平面至液面的液體量較少，隨著排放過程的進行，液面的高度很快下降，液面很快降至鐵口水平面，出鐵過程也隨之很快結束。

圖4 死鐵層以上液體體積相同時液面的變化情況

3.4 孔隙度對液體排放的影響

當死焦堆高度為400 mm，孔隙度為0.38，其狀態為完全沉坐即死焦堆在整個試驗過程中均沉坐于爐底。死鐵層深度為130 mm，鐵口長度為90 mm，鐵口直徑為10 mm，鐵口角度為10°，爐缸內的液面高度為260 mm?？紤]鐵口周圍區域孔隙度發生變化時對鐵水排放的影響，進行了3種試驗：1）鐵口附近的孔隙度減小時；2）爐缸中心處的孔隙度減小時；3）鐵口對面的孔隙度減小時。試驗過程中通過添加“隔網”的方式改變鐵口周圍的孔隙度，試驗結果如5所示。

圖5 孔隙度改變時液面的變化情況

從圖5中可以看到：

1）鐵口遠端有“隔網”的試驗結果與死焦堆內沒有“隔網”的試驗結果基本重合，即鐵口遠端的死焦堆孔隙度減小時，液面位置隨時間的下降規律基本不變，累計排放的液體總量基本不變，這說明鐵口遠端的死焦堆孔隙度減小后，對整個排放過程幾乎沒有影響。

2）鐵口前端有“隔網”時，與鐵口前端無“隔網”相比，液面高度下降最為緩慢，累計排放液體總量最小。這主要是，液體在排放過程中，到達鐵口后，由于鐵口處的孔隙度較小，阻力較大，減緩了液體流出速度，因而液面下降速度有所減??；在阻力增加的情況下，與鐵口前端無“隔網”相比，液體流速較小，經歷了較長的小流速排放時期，并提前進入呈滴狀流下的狀態，此時視為出鐵過程結束，停止排放，因而排放時間長，原本可以排出的液體又無法排出，因而累計排放的液體總量也有所減小。

3）當鐵口中部有網時，即死焦堆中部的孔隙度減小時，與鐵口中部無“隔網”相比，液面位置下降的稍微緩慢，但累計排放的液體總量變大。其主要原因是，一方面，鐵口中部添加“隔網”后，死焦堆整體孔隙度變小，液體在其內的流動阻力增大，到達鐵口處的流速變緩，因而液面下降速度有所變緩。

4 結論

4.1 當死焦堆體積減小時，靠近爐缸壁面的無焦空間增大，壁面處的環流將會減弱，對減少爐缸壁面的沖刷侵蝕十分有利。

4.2 死焦堆孔隙度小時，爐缸壁面流速增大，尤其鐵口高度位置爐缸壁面的速度更大，對爐缸壁面的沖刷增加。提高焦炭在高溫渣鐵中的熱強度，增加了死焦堆孔隙度將有利于減少爐缸環流，延長爐缸壽命。

4.3 爐底沒有無焦空間層時爐缸壁面流速比有無焦空間時的大。爐底無焦空間層對減緩爐缸壁面流速有利。無焦空間層越高越有利于減少壁面流速，延長爐缸壽命。

［1］朱進峰，程樹森，趙宏博，等.高爐爐缸死焦堆對渣滯留率的影響［J］.北京科技大學學報，2009，31（2）：224-228.

［2］朱清天，程樹森，趙明革.爐缸死鐵層合理深度的計算［C］//中國金屬學會.2007年中國鋼鐵年會論文集.北京：2007.

［3］Juan Jimenez,Javier Mochon,Jesus Sainz de Ayala.Mathematical model of gas flow distribution in a scale model of a blast furnace shaft［J］.ISIJ International，2004，44（3）：518-526.

［4］熊偉.高爐下部氣液兩相逆流流體力學特性的研究［D］.武漢：武漢科技大學，2005.

Hydraulic Model Experiment and Analysis on the Deadman of BF Hearth

LUO Xiaguang
（The Technology Center of Laiwu Branch Company of Shandong Iron and Steel Co.,Ltd.,Laiwu 271105,China）

A hydraulic model experiment on BF simulation of deadman in iron-making has been made.The effects of deadman change on flow field in the hearth has been studied.The results showed that:with the decreasing of Deadman volume,Circulation will be weakened.It is very favorable to reduce the erosion of hearth wall surface.Due to the increasing of deadman porosity which can maintain better hot strength of coke and is conducive to the reduction of hearth circulation,the life of furnace hearth can be prolonged.With the increasing of the no focal space layer height on the bottom namely the floating height can be increased.This process can reduce the wall velocity and prolong the life of furnace hearth.

blast furnace;deadman;hydraulic model experiment;hearth flow field

TF512

A

1004-4620（2015）02-0022-03

2014-12-19

羅霞光，男，1983年生，2005年畢業于武漢科技大學冶金工程專業?，F為萊鋼技術中心工程師，從事高爐長壽、高爐系統高效節能運行、非高爐煉鐵工藝研發等工作。