沙鋼2 500 m3高爐風口小套磨損的原因及對策

雷 鳴 張明星 杜 屏 劉 潮 魏紅超

(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)

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2 500 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2 500 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。

圖1 風口磨損形貌Fig.1 Appearance of the worn tuyere small sleeve

圖2 損壞風口處煤槍Fig.2 Coal lance at the worn tuyere

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：

(1)

式中：ρ是流體密度；t是時間；ui是流體速度，Sm是源項。

標準k-ε湍流模型：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(2)

(3)

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：

(4)

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。

表1 計算所用的物性參數Table 1 Physical parameters used in calculation

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。

圖3 煤粉在風口內的流跡線圖Fig.3 Trajectory of pulverized coal in tuyere

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2 500 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。

表2 沙鋼2 500 m3高爐煤槍的化學成分(質量分數)Table 2 Chemical compositions of coal lance in Shasteel’s 2 500 m3 blast furnace (mass fraction) %

圖4 煤槍的顯微形貌Fig.4 Micrographs of the coal lance

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))：

(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。

圖5 沙鋼2 500 m3高爐煤槍的計算模型Fig.5 Calculation model of the coal lance in Shasteel’s 2 500 m3 blast furnace

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：

(6)

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。

表3 計算用物性參數Table 3 Physical parameters used in calculation

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。

圖6 不同載氣流速下煤槍溫度場分布Fig.6 Distribution of temperature field of coal lance under different gas velocities

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。