雷 鸣1 张明星1 杜 屏1 刘 潮2 魏红超2
( 1． 江苏省沙钢钢铁研究院，江苏 张家港 215625; 2． 江苏省沙钢集团有限公司炼铁厂，江苏 张家港 215625)
【摘要】 沙钢 2500 m3 高炉二代炉役初期，部分风口小套内壁下部出现严重磨损，磨损处 呈沟壑状; 同时发现对应的煤枪出现了弯曲变形，煤枪出口向下偏离风口中心线。使用数值模 拟方法，对比分析了煤枪出口与风口中心线重合、向下偏离两种工况下煤粉的运动。研究结果 表明: 煤枪出口偏离风口中心线时，煤枪出口处煤粉与风口内壁下部接触是导致风口磨损的主 要原因。进一步研究煤枪弯曲变形的原因发现，该高炉经大修后，煤枪直径增大了 1 倍，但载气流量没有相应增加。采用数值模拟计算了不同载气流量下煤枪的冷却强度，发现载气流量偏小，煤枪冷却强度不足，从而导致了煤枪的弯曲变形。据此采取了增加煤枪载气流量的措施，煤枪变形和风口小套磨损得到了有效控制。
【关键词】 高炉；风口小套；磨损；煤枪变形；数值模拟
风口是高炉冶炼送风所必需的重要工艺设备，其寿命的长短直接影响高炉的顺行。风口破损大致有熔损、开裂及龟裂、磨损和曲损 4 种形式［1］。近年来，国内多座高炉曾出现过风口内壁磨损的问题，如宝钢由于煤比过高导致风口磨损［2］，武钢由于煤枪角度、位置、煤粉粒度等原因导致风口磨损［3］，涟钢因送风不均匀造成风口磨损［4］。
兴澄特钢通过数值模拟发现，风口小套过长、碱金属含量过高、煤枪与风口中心线之间的夹角过大以及煤枪材质的耐磨、耐高温性能差是小套磨损的主要原因［5］。张全等［6］建立了风口小套气固两相流模型，并对喷煤量、风口材质、风口几何尺寸、风口收缩角以及热风速度和煤粉颗粒粒径等因素进行了模拟计算，找出了影响风口小套磨损的主要原因。沙钢对风口内煤粉的运动也进行了数学模拟，得到了煤粉的运动轨迹［7］。沙钢2500 m3 高炉经大修后风口内壁磨损，并根据上述经验对高炉喷煤相关参数进行了调整，但无明显效果，因此，本文对该高炉风口磨损的原因及机制进行了深入研究。
1 风口磨损情况
沙钢 2500 m3高炉二代炉役开炉不久，风口内壁频繁磨损，造成风口寿命缩短，高炉频繁休风。磨损形貌如图 1 所示，可见风口内壁下端出现了多条沟壑状磨损痕迹，分析认为是由于煤粉摩擦风 口 内 壁 所 致。该高炉煤枪插入角度为9° ～ 11°，煤枪出口距风口前端约 200 mm，煤粉粒度 ＜ 74 μm( 200 目) 的比例在 70% 以上，煤比为160～170 kg /t，插枪管理严格，在大修前风口小套并未出现内壁磨损迹象。对高炉风口损坏情况的调研后发现，损坏风口对应的煤枪出现了弯曲变形，并向下倾斜，见图2，煤枪出口偏离风口中心线，推测煤粉轨迹发生了变化，并摩擦到风口内壁。
2 风口磨损原因分析
2． 1 煤枪变形对煤粉轨迹的影响
根据现场调研结果，磨损风口的煤枪均出现变形，煤枪下倾约 5° ～ 10°，推测煤枪变形导致煤粉轨迹偏移，摩擦到了风口小套内表面，造成磨损。因此，对煤粉在风口内的运动轨迹进行了模拟，使用 ANSYS FLUENT 商业软件，采用连续性方程、标准 k-ε 湍流模型和 DPM 模型，分别计算了煤枪出口和风口中心线重合、煤枪出口下倾 7° 时煤粉的运动轨迹以及风口内壁的磨损情况。控制方程为:
连续性方程:
式中: k 是湍流动能; ε 是湍流动能扩散; Gk 是由层流速度梯度而产生的湍流动能; Gb 是由浮力产生的湍流动能; YM 是在可压缩湍流中，过渡的扩散产生的波动; C1ε、C2ε、C3ε是常量; σk 和 σε 是 k方程和 ε 方程的湍流普朗特数; Sk 和 Sε 是用户定义的源项。
DPM 模型:
式中: FD( u－ up ) 是颗粒的单位质量曳力; u 是流体相速度; up 是颗粒速度; ρ 是流体密度; ρp 是颗粒堆密度; dp 是颗粒直径。
边界条件设为: 热风实际速度 230 m /s; 煤枪载气入口速度 8 m /s; 出口压力 0． 35 MPa; 残差10－3，气体为不可压缩流体。
计算结果如图 3 所示，煤枪出口和风口中心线重合时，煤粉轨迹沿风口中心线周围射出，未接触到风口内壁。煤枪偏离风口中心线 7°时，煤粉轨迹偏离风口中心线，并接触到风口内壁下部，存在磨损，这与高炉风口实际磨损情况相似。因此，认为风口小套内壁磨损是由煤枪下倾变形引起的。
2． 2 煤枪材质分析
由图 2 可知，沙钢 2 500 m3高炉煤枪的枪头部位发生弯曲，弯曲处无磨损、烧损现象。煤枪材质为 SUS310S 耐热不锈钢，和国内多数高炉所用煤枪的材质相同，正常操作时不会变形。但若钢管材质不合格，使煤枪耐高温性能下降，则可能引起煤枪受热变形，因此对沙钢 2 500 m3 高炉的煤枪进行了化学成分分析( ICP 法) ，分别分析了煤枪的焊料、枪头及直段部分，结果如表2所示。由表2可见，沙钢 2500 m3 高炉煤枪的化学成分合格。对煤枪的显微组织进行了金相和扫描电镜分析，未发现裂纹、翘皮等明显缺陷，如图 4 所示。
2． 3 煤枪的冷却
高炉煤枪长期处于 1 200 ℃ 的热风中，工作环境恶劣，主要依靠煤粉载气来冷却，输送煤粉的载气为氮气，不超过 100 ℃。通常载气流量决定了煤枪的冷却状况，若煤枪载气流量偏低，则会引起煤枪的冷却不充分，导致过热变形。高炉经大修后，煤粉的载气流量没有变化，但调查发现，大修后为了提高喷煤量，煤枪的内径由 13 mm 增加到了 26 mm，若载气流量没有变化，载气流速则降低到原来的 1 /4，煤枪的冷却受到影响。据此对大修前后不同载气流速下，煤枪的温度场分布进行了模拟计算。 计算模型如图 5 所示。采用流固耦合方式，模型外侧为固体( 煤枪) ，材质为不锈钢; 内侧为流体( 载气) ，为氮气。模型煤枪长度为 1 m，厚度为 4． 5 mm，内径分别为 13 和 26 mm。计算使用 ANSYS FLUENT 软件，数学模型包括连续性方程( 式( 1) ) 、标准 k-ε 湍流模型( 式( 2) ～ 式( 3) ) 和能量方程［7］( 式( 5) ) :
式中: keff是有效热传导系数; Jj’是组分 j’的扩散通量。
方程( 5) 右侧的前 3 项分别描述了热传导、组分扩散和粘性耗散带来的能量输运。Sh 包括了化学反应热以及用户定义的体积热源项。
模型参数和实际高炉操作参数一致，边界条件设定为:
( 1) 氮气的入口温度为 353 K;
( 2) 热风温度为 1 473 K;
( 3) 氮气流速分别为 30 和 7． 5 m /s;
( 4) 煤枪外壁与热风之间的热交换系数由迪 贝斯-贝尔特公式计算得出:
式中: λ 是热风导热系数; d 是风口内径; Re 是雷诺 数; Pr 是普朗特数; ρ 是热风密度; u 是实际风速; l 是风口内径; μ 是热风的动力粘度; Cp 是热风的比热 容。
计算所取物性参数( 1 200 ℃) 如表3 所示。
计算结果如图 6 所示，载气流量不变，煤枪直径为 13 mm 时，载气流速为 30 m /s，煤枪温度约1 000 K; 当煤枪直径增大至 26 mm 时，载气流速下降至 7． 5 m /s，煤枪温度提高至 1 200 K 左右。这说明决定煤枪冷却状况的主要因素为载气流速。煤枪直径增大后，若载气流量不变，流速减小，煤枪的冷却减弱。由于 SUS310S 不锈钢的软化温度约 1 123 K，由以上计算结果可知，煤枪直径增大后，枪体的温度高于其软化温度，因此易发生过热变形。
煤粉载气流量不变，煤枪直增大后，载气流速降低，是造成煤枪冷却不足、受热变形的主要原因。煤枪过热变形，直接导致煤枪出口偏离风口中心线，造成风口内壁磨损。
2． 4 措施
经化学分析和数值模拟，发现在材质合格、煤粉流量一定的前提下，造成煤枪变形的主要原因是煤枪内径增大后，载气流速过低，冷却不足，煤枪温度过高，超过了该材料的软化温度，导致煤枪过热变形。因此提出改进建议:
（1）)提高输粉的载气流量，使煤枪温度低于软化温度。
(2) 更换煤枪材料，使用更高级别的耐热金属材料。
对沙钢 2 500 m3 高炉采取了第( 1) 种措施，即提高载气流量，增强煤枪的冷却，结果当月变形煤枪的数量大幅度降低，风口磨损也得到了明显改善。
3 结论
沙钢 2 500 m3高炉风口磨损是由煤粉轨迹偏离风口中心线、摩擦风口内壁所引起的，而煤枪过热变形是导致煤粉轨迹偏离中心线的主要原因。经数值模拟计算得出，煤枪变形的主要原因是煤粉载气流量偏小、煤枪冷却不足。提高煤粉载气流量后，煤枪变形明显减小，风口小套内壁磨损得到解决。
参考文献
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［4］陈雪梅，杨文华．涟钢 6 号高炉风口磨损的原因及对策［J］． 炼铁，2009，28( 3) : 25-27．
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［7］雷鸣，张明星． 基于 FLUENT 对高炉风口内煤粉运动的数学模拟［C］/ /第十五届( 2011) 冶金反应工程学会议论文集．沈阳，2011: 530-534．