工程科学学报，第40卷，第1期：31-40,2018年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.I:31-40,January 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.005;http://journals.ustb.edu.cn 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 袁飞，杨光，徐安军，冯 凯四 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，Email:fengkai-show@163.com 摘要在铁钢界面现有模式下的铁水运输过程中，由于铁水包运行周期及保温效果不够理想，导致在高炉接铁时铁包耐材 温度低，热状态差，使得铁水在铁水包内的热量损失较大.减小铁水温降能有效防止铁水包结壳结瘤，降低离线烘烤频率，间 接提高铁水包周转率：同时在转炉冶炼过程中，低温铁水将严重影响废钢的加人量和吹氧等操作.由此可见，铁水温度控制是 钢铁企业节能降耗和高效有序生产的关键因素之一·为了减小铁水温降，本文建立了多种不同保温措施情况下的铁水包传热 模型，通过ut软件对各模型在不同空包时间情况下的温度场进行数值计算，分析不同保温措施及空包时间下热状态对铁 水温降的影响规律.分析结果表明：无保温措施的情况下空包时间由5h缩短至3h能降低下一周期铁水温降2.2Kh;空包 阶段最合理的保温措施为增设6mm左右绝热层并加包盖，能提高工作层平均温度约155K,在空包3~5h内能减小铁水温降 3.4~3.7K·h1.该结论为铁水包空包阶段采取合理保温措施及不同保温情况下空包运行时间控制提供了理论指导. 关键词一包到底：热状态：保温措施：温降：有限体积法 分类号TF703.7 Thermal state simulation analysis of molten iron ladle based on different insulation measures YUAN Fei,YANG Guang,XU An-jun,FENG Kai School of Metallurgical and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,Email:fengkai-show@163.com ABSTRACT The turnover time for transporting a hot metal from a blast furnace to a basic oxygen furnace is long and therefore the heat preservation effects are not ideal.These factors affect the temperature and thermal state of the ladle refractories,which leads to the heat loss of the hot metal.Reducing the temperature drop of the hot metal can effectively prevent the hot metal nodules and decrease the frequency of offline baking;moreover,it indirectly increases the turnover rate of the hot metal ladle.At the same time,a hot metal with low temperature seriously affects the addition amount of scrap steel and oxygen blowing operations during the smelting process in the converter.Therefore,it can be observed that controlling the hot metal temperature is one of the key factors for energy saving and ef- ficient production in a steel plant.To reduce the temperature drop of a hot metal,a variety of computation models of ladles with several insulation measures were established.In addition,the Ansys fluent software was used to simulate the temperature fields after the end of the charging.The influence of thermal states of ladles with different insulation measures and unloaded time on the temperature drop of the hot metal was investigated.The analysis shows that reducing the unloaded time from 5 h to 3 h can decrease the temperature loss of the hot metal by 2.2K.h.Using a ladle with an insulation layer of about 6mm and an insulation cap is the most sensible measure to realize insulation.It can increase the average temperature of a working layer by almost 155K,and this improvement can reduce the temperature loss of hot metal by 3.4-3.7K.hduring the 3 to 5h unloaded time.The conclusions provide some academic bases and references for the reasonable insulation measures and control of the unloaded time of a multifunctional hot metal ladle. KEY WORDS one ladle model;thermal state;insulation measure;temperature drop;finite volume method 收稿日期：2017-06-12 基金项目：国家重点研发计划课题资助项目(2016YFB0601301):国家自然科学基金资助项目(51674030)
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期:31鄄鄄40,2018 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 1: 31鄄鄄40, January 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 01. 005; http: / / journals. ustb. edu. cn 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 袁 飞, 杨 光, 徐安军, 冯 凯苣 北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 苣通信作者,Email:fengkai鄄show@ 163. com 摘 要 在铁钢界面现有模式下的铁水运输过程中,由于铁水包运行周期及保温效果不够理想,导致在高炉接铁时铁包耐材 温度低,热状态差,使得铁水在铁水包内的热量损失较大. 减小铁水温降能有效防止铁水包结壳结瘤,降低离线烘烤频率,间 接提高铁水包周转率;同时在转炉冶炼过程中,低温铁水将严重影响废钢的加入量和吹氧等操作. 由此可见,铁水温度控制是 钢铁企业节能降耗和高效有序生产的关键因素之一. 为了减小铁水温降,本文建立了多种不同保温措施情况下的铁水包传热 模型,通过 fluent 软件对各模型在不同空包时间情况下的温度场进行数值计算,分析不同保温措施及空包时间下热状态对铁 水温降的影响规律. 分析结果表明:无保温措施的情况下空包时间由 5 h 缩短至 3 h 能降低下一周期铁水温降 2郾 2 K·h - 1 ;空包 阶段最合理的保温措施为增设 6 mm 左右绝热层并加包盖,能提高工作层平均温度约 155 K,在空包 3 ~ 5 h 内能减小铁水温降 3郾 4 ~ 3郾 7 K·h - 1 . 该结论为铁水包空包阶段采取合理保温措施及不同保温情况下空包运行时间控制提供了理论指导. 关键词 一包到底; 热状态; 保温措施; 温降; 有限体积法 分类号 TF703郾 7 收稿日期: 2017鄄鄄06鄄鄄12 基金项目: 国家重点研发计划课题资助项目(2016YFB0601301); 国家自然科学基金资助项目(51674030) Thermal state simulation analysis of molten iron ladle based on different insulation measures YUAN Fei, YANG Guang, XU An鄄jun, FENG Kai 苣 School of Metallurgical and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣Corresponding author,Email:fengkai鄄show@ 163. com ABSTRACT The turnover time for transporting a hot metal from a blast furnace to a basic oxygen furnace is long and therefore the heat preservation effects are not ideal. These factors affect the temperature and thermal state of the ladle refractories, which leads to the heat loss of the hot metal. Reducing the temperature drop of the hot metal can effectively prevent the hot metal nodules and decrease the frequency of offline baking; moreover, it indirectly increases the turnover rate of the hot metal ladle. At the same time, a hot metal with low temperature seriously affects the addition amount of scrap steel and oxygen blowing operations during the smelting process in the converter. Therefore, it can be observed that controlling the hot metal temperature is one of the key factors for energy saving and ef鄄 ficient production in a steel plant. To reduce the temperature drop of a hot metal, a variety of computation models of ladles with several insulation measures were established. In addition, the Ansys fluent software was used to simulate the temperature fields after the end of the charging. The influence of thermal states of ladles with different insulation measures and unloaded time on the temperature drop of the hot metal was investigated. The analysis shows that reducing the unloaded time from 5 h to 3 h can decrease the temperature loss of the hot metal by 2郾 2 K·h - 1 . Using a ladle with an insulation layer of about 6 mm and an insulation cap is the most sensible measure to realize insulation. It can increase the average temperature of a working layer by almost 155 K, and this improvement can reduce the temperature loss of hot metal by 3郾 4鄄鄄3郾 7 K·h - 1 during the 3 to 5 h unloaded time. The conclusions provide some academic bases and references for the reasonable insulation measures and control of the unloaded time of a multifunctional hot metal ladle. KEY WORDS one ladle model; thermal state; insulation measure; temperature drop; finite volume method
.32· 工程科学学报，第40卷，第1期 在传统的几种铁钢界面技术中（如鱼雷罐-兑 铁包或受铁炉-混铁罐-兑铁包)，均存在一个铁水 倒罐的过程，而倒罐这一工序使得现场作业环境恶 劣，操作繁琐]，更为关键的是倒罐带来了极大的 铁水热量 铁水温降.为了减少上述危害，近些年在铁钢界面 研发了新型的运行模式“一包到底”（也称“一罐 制”)技术2-).铁水运输全程仅由一个铁水包完 成，因此“一包到底”模式下的多功能铁水包相比于 传统模式具有诸多优点.但由于缺少了足够的缓冲 图1铁水热损示意图 容器以及现场调度的复杂性，高炉-转炉区段的连 Fig.1 Heat loss of hot metal 续性和紧凑性达不到最佳[6刀，导致铁水包运行时 Q.+Q.=-c.M.△T (1) 间仍然较长，铁水温降有待优化，且铁水容器蓄热产 铁水上表面散失的热量Q。包含铁水面的辐射 生温降占高炉一转炉区段铁水总温降的45%~ 换热和对流换热： 50%[8】 Q.=Tr2[h.(T-T)+E.σ(T-T)](2) 为减小铁水运输过程中温降，主要从影响铁水 铁水内衬接触部分散热Q以对流换热为主，包 热量损失的因素考虑：控制时间以及减小散热速率. 括侧壁内衬和底部内衬： 国内外关于钢铁生产过程的温降研究很多，但大部 (3) 分是针对钢水或钢包温降分析9】，针对铁水包温 Q,=(2TrL+ur2)h,(T-T.) 空包阶段，铁水包包衬内能的变化量等于铁水 降过程研究较少且多以传统模式的鱼雷罐为 包包壳及工作层内壁的散热量： 主[20-)】.钢铁生产过程中的热损减小主要通过增 加容器绝热层、覆盖剂、预热烘烤2、改善周转时 E c,M,AT:=(4mrL+2ur)[h;(T:-T.)+ 间2]等措施来实现，最近有研究[26]分析了一种新 E;(T:-T)] (4) 型措施—采用真空包壳，分析了包壳不同真空度 式中，c为铁水比热容，J·kg1·K';M为铁水质 情况下的保温性能.以上研究均对铁水保温提供了 量，kg:△T为铁水温度改变量，K;r为铁水面半径， 大量参考依据，但针对现有铁水“一包到底”运输模 m;h.为铁水面与空气对流换热系数，Wm2.K-; 式中的多功能铁水包保温研究较少，且关于空包热 T.为外界环境温度，K;6。为铁水表面发射率；σ为 状态对铁水温降的还未有详细的研究.本文基于铁 Boltz常数，W·m2.K-4:L为柱状铁水高度，m;h,为 水包包盖在空包和满包运行阶段的保温效果的已有 铁水与内衬的对流换热系数，W·m2.K4:T为铁 研究2]的基础上，对影响铁水包热状态的相关因素 水包内衬温度，K;i为包衬第i层耐火材料(i≤4)； 进行耦合，进一步分析不同热状态对下一周期铁水 M,为包衬耐材质量，kg;T:为第i层耐材温度，K. 温降的影响规律 1.1.2传热控制方程与初始条件 对于铁水包耐材中某一微元体的温度控制方 1实验模型及网格划分 程，使用傅里叶导热微分方程在圆柱坐标系下的 1.1铁水热损分析及控制方程 公式： 1.1.1铁水热损分析 器=r+品()+片品)+ r ar 在满包铁水运输过程中，铁水的散热分为铁水 上表面渣层散热Q,和铁水与内衬接触部分散热Q2, (5) 如图1所示.铁水传递给铁水包内衬的热量Q2,其 式中：p为耐材密度，kg·m3;c为耐材比热容，J· 中有部分热量Q,通过铁水包外壳散热流失，另一部 kg1·K-1:t为温度，K:r为铁水包轴心到耐材的距 分热量Q,留在铁水包耐材内升高了耐材温度，同时 离，m;p为圆柱坐标系中方位角，°；T为时间，s;q、 热量Q3也称为耐材蓄热量. 为内热源相，W·m-3;入为耐材导热系数，W·m-1· 满包阶段，根据铁水系统的热量平衡，铁水在？ K1.铁水包中无内热源，9。=0. 时刻的内能变化量等于铁水在？时刻的对外散 在开始进行模拟实验之前，各铁水包模型均进 热量： 行周转运行模拟.将各个铁水包内壁加载温度1000
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 在传统的几种铁钢界面技术中(如鱼雷罐鄄鄄 兑 铁包或受铁炉鄄鄄 混铁罐鄄鄄 兑铁包),均存在一个铁水 倒罐的过程,而倒罐这一工序使得现场作业环境恶 劣,操作繁琐[1] ,更为关键的是倒罐带来了极大的 铁水温降. 为了减少上述危害,近些年在铁钢界面 研发了新型的运行模式“一包到底冶 (也称“一罐 制冶)技术[2鄄鄄5] . 铁水运输全程仅由一个铁水包完 成,因此“一包到底冶模式下的多功能铁水包相比于 传统模式具有诸多优点. 但由于缺少了足够的缓冲 容器以及现场调度的复杂性,高炉鄄鄄 转炉区段的连 续性和紧凑性达不到最佳[6鄄鄄7] ,导致铁水包运行时 间仍然较长,铁水温降有待优化,且铁水容器蓄热产 生温降占高炉—转炉区段铁水总温降的 45% ~ 50% [8] . 为减小铁水运输过程中温降,主要从影响铁水 热量损失的因素考虑:控制时间以及减小散热速率. 国内外关于钢铁生产过程的温降研究很多,但大部 分是针对钢水或钢包温降分析[9鄄鄄19] ,针对铁水包温 降 过 程 研 究 较 少 且 多 以 传 统 模 式 的 鱼 雷 罐 为 主[20鄄鄄23] . 钢铁生产过程中的热损减小主要通过增 加容器绝热层、覆盖剂、预热烘烤[24] 、改善周转时 间[25]等措施来实现,最近有研究[26] 分析了一种新 型措施———采用真空包壳,分析了包壳不同真空度 情况下的保温性能. 以上研究均对铁水保温提供了 大量参考依据,但针对现有铁水“一包到底冶运输模 式中的多功能铁水包保温研究较少,且关于空包热 状态对铁水温降的还未有详细的研究. 本文基于铁 水包包盖在空包和满包运行阶段的保温效果的已有 研究[27]的基础上,对影响铁水包热状态的相关因素 进行耦合,进一步分析不同热状态对下一周期铁水 温降的影响规律. 1 实验模型及网格划分 1郾 1 铁水热损分析及控制方程 1郾 1郾 1 铁水热损分析 在满包铁水运输过程中,铁水的散热分为铁水 上表面渣层散热 Q1和铁水与内衬接触部分散热 Q2 , 如图 1 所示. 铁水传递给铁水包内衬的热量 Q2 ,其 中有部分热量 Q4通过铁水包外壳散热流失,另一部 分热量 Q3留在铁水包耐材内升高了耐材温度,同时 热量 Q3也称为耐材蓄热量. 满包阶段,根据铁水系统的热量平衡,铁水在 子 时刻的内能变化量等于铁水在 子 时刻的对外散 热量: 图 1 铁水热损示意图 Fig. 1 Heat loss of hot metal Qu + Qr = - cFeMFe驻T (1) 铁水上表面散失的热量 Qu 包含铁水面的辐射 换热和对流换热: Qu = 仔r 2 [hu (T - T肄 ) + 着u滓(T 4 - T 4 肄 )] (2) 铁水内衬接触部分散热 Qr 以对流换热为主,包 括侧壁内衬和底部内衬: Qr = (2仔rL + 仔r 2 )hr(T - Tr) (3) 空包阶段,铁水包包衬内能的变化量等于铁水 包包壳及工作层内壁的散热量: 移 ciMi驻Ti = (4仔rL + 2仔r 2 )[hi(Ti - T肄 ) + 着i滓(T 4 i - T 4 肄 )] (4) 式中,cFe为铁水比热容,J·kg - 1·K - 1 ;MFe为铁水质 量,kg;驻T 为铁水温度改变量,K;r 为铁水面半径, m;hu 为铁水面与空气对流换热系数,W·m - 2·K - 1 ; T肄 为外界环境温度,K;着u 为铁水表面发射率;滓 为 Boltz 常数,W·m - 2·K - 4 ;L 为柱状铁水高度,m;hr 为 铁水与内衬的对流换热系数,W·m - 2·K - 4 ;Tr 为铁 水包内衬温度,K;i 为包衬第 i 层耐火材料( i臆4); Mi 为包衬耐材质量,kg;Ti 为第 i 层耐材温度,K. 1郾 1郾 2 传热控制方程与初始条件 对于铁水包耐材中某一微元体的温度控制方 程,使用傅里叶导热微分方程在圆柱坐标系下的 公式: 籽c 鄣t 鄣子 = qv r + 1 r 鄣 鄣 ( r 姿r 鄣t 鄣 ) r + 1 r 鄣 鄣 ( 渍 姿 鄣t 鄣 ) 渍 + 鄣 鄣 ( z 姿 鄣t 鄣 ) z (5) 式中:籽 为耐材密度,kg·m - 3 ;c 为耐材比热容,J· kg - 1·K - 1 ;t 为温度,K;r 为铁水包轴心到耐材的距 离,m;渍 为圆柱坐标系中方位角,毅;子 为时间,s;qv 为内热源相,W·m - 3 ;姿 为耐材导热系数,W·m - 1· K - 1 . 铁水包中无内热源,qv = 0. 在开始进行模拟实验之前,各铁水包模型均进 行周转运行模拟. 将各个铁水包内壁加载温度 1000 ·32·
袁飞等：基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 .33· K并计算达到稳态，分别承接铁水100min,再空包3 热状态 h,如此往复3个周期后开始实验，以充分模拟铁水 实际生产中的现场环境极其复杂，为简化数学 包在实际运行过程接铁时的热状态.本次实验的所 模型，特作如下假设条件： 有模型均在进行上述周转模拟后，以第三次运行周 (1)忽略铁水包耳轴、牵引架等部位，并将包口 期结束后的铁水包热状态作为各个模型的初始热 处理为等效圆柱体； 状态 (2)因铁水表面有一定厚度渣层覆盖，且铁渣 1.2实验内容与假设条件 流动性小，将铁水上表面视为壁面无流动[2-】 本次模拟实验的自变量有三个，分别为保温盖、 (3)假设空包阶段包内空气无初始流动，包口 绝热层厚度以及空包时间，因变量为空包热状态 或包盖缝隙为压力出口： 保温盖的有无包含2个水平，绝热层厚度涉及4个水 (4)铁水包耐材参数只考虑导热系数入、比热容 平，其中涵盖了现有最大绝热层的选取厚度，空包运行 c及密度p,忽略各层热膨胀系数、接触热阻等其他 时间以钢铁厂典型的3个平均空包时间为选取值 导热参数的影响； 为了便于描述异同，在保温盖包含2个水平中， (5)简化外界环境，假设环境温度始终为300K Y表示有保温盖，N为无保温盖：在绝热层厚度4个 1.3铁水包建模及网格质量 水平中，0表示无绝热层，6表示绝热层厚度为6 由于铁水包结构的不规则性，将对铁水包进行 mm.模型Y-0表示该模型加盖但无绝热层，N-6表 简化处理，包括铁水包耳轴、牵引架和包嘴；又由于 示该模型无盖绝热层厚度为6mm:24种热状态同样 铁水包具有对称性，为了在不影响计算精度的情况 以类似方式命名，例如热状态Y-12-3表示绝热层 下适当降低计算工作量，铁水包模型均采用二维轴 厚度为12mm的铁水包空包阶段加盖运行3h后的 对称模型[0]，如图2所示. 包盖 温度K 2144 mm (Y/N)320mm ■1.733×103 622×103 工作层 510×10 1399×103 200mm 1288×10 永久层 1.177x103 1.066×105 80 mm 9.552x10P 8.442×102 绝热层 7.331×102 0/6/12/18mm 6.221×10 5.110x10 外包壳 4.x1P 848mm 20 mm (a) b 图2铁水包模型尺寸及其网格划分.(a)模型尺寸：(b)结构化网格 Fig.2 Dimension and structured grid of the hot metal model:(a)dimension of the model;(b)structured grid of the model 由于铁水包耐材温度场变化的复杂性，导致难 行1h满包铁水运输过程模拟，用铁水温度变化量 以对铁水包空包热状态进行分级定义，且在空包热 来衡量不同空包热状态.模拟实验模型一共有8 状态对铁水温度影响规律未知的情况下，分级定义 个，实验模拟内容主要为：8个模型分别进行3、4和 的空包热状态仍无法直接与铁水温度相关联，故对 5h的空包温降模拟，模拟实验共产生24个不同热 铁水包空包热状态进行分级定义没有必要性和实际 状态的铁水包，24个不同热状态的铁水包再均承装 性的指导意义.本次模拟实验为了分析各自变量对 铁水1h.表1为铁水包各部分耐材的相关热物性 空包热状态的影响规律，将在空包时间结束之后进 参数[31-]，其中部分参数为温度t的函数 表1铁水包不同部位的热物性参数 Table 1 Thermophysical properties of the hot metal ladle 部位 材料 密度/(gcm3) 导热系数/(Wm1.K1) 比热容/(Jkg1.K1) 工作层 A20,-SiC-C系砖 3.20 1.4×10-3:+0.3011 0.1981+842.73 永久层 铝硅系重质浇注料 3.03 3×104t+1.0188 0.217t+881.6 保温层 纳米材料(Si02质量分数≥60%) 0.40 0.06 0.30061+936.27 包壳 钢板 7.60 46.67 502.8
袁 飞等: 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 K 并计算达到稳态,分别承接铁水 100 min,再空包 3 h,如此往复 3 个周期后开始实验,以充分模拟铁水 包在实际运行过程接铁时的热状态. 本次实验的所 有模型均在进行上述周转模拟后,以第三次运行周 期结束后的铁水包热状态作为各个模型的初始热 状态. 1郾 2 实验内容与假设条件 本次模拟实验的自变量有三个,分别为保温盖、 绝热层厚度以及空包时间,因变量为空包热状态. 保温盖的有无包含 2 个水平,绝热层厚度涉及 4 个水 平,其中涵盖了现有最大绝热层的选取厚度,空包运行 时间以钢铁厂典型的3 个平均空包时间为选取值. 为了便于描述异同,在保温盖包含 2 个水平中, Y 表示有保温盖,N 为无保温盖;在绝热层厚度 4 个 水平中,0 表示无绝热层,6 表示绝热层厚度为 6 mm. 模型 Y鄄鄄0 表示该模型加盖但无绝热层,N鄄鄄6 表 示该模型无盖绝热层厚度为 6 mm;24 种热状态同样 以类似方式命名,例如热状态 Y鄄鄄12鄄鄄3 表示绝热层 厚度为 12 mm 的铁水包空包阶段加盖运行 3 h 后的 热状态. 实际生产中的现场环境极其复杂,为简化数学 模型,特作如下假设条件: (1)忽略铁水包耳轴、牵引架等部位,并将包口 处理为等效圆柱体; (2)因铁水表面有一定厚度渣层覆盖,且铁渣 流动性小,将铁水上表面视为壁面无流动[28鄄鄄29] ; (3)假设空包阶段包内空气无初始流动,包口 或包盖缝隙为压力出口; (4)铁水包耐材参数只考虑导热系数 姿、比热容 c 及密度 籽,忽略各层热膨胀系数、接触热阻等其他 导热参数的影响; (5)简化外界环境,假设环境温度始终为300 K. 1郾 3 铁水包建模及网格质量 由于铁水包结构的不规则性,将对铁水包进行 简化处理,包括铁水包耳轴、牵引架和包嘴;又由于 铁水包具有对称性,为了在不影响计算精度的情况 下适当降低计算工作量,铁水包模型均采用二维轴 对称模型[30] ,如图 2 所示. 图 2 铁水包模型尺寸及其网格划分 郾 (a)模型尺寸;(b)结构化网格 Fig. 2 Dimension and structured grid of the hot metal model: (a) dimension of the model; (b) structured grid of the model 由于铁水包耐材温度场变化的复杂性,导致难 以对铁水包空包热状态进行分级定义,且在空包热 状态对铁水温度影响规律未知的情况下,分级定义 的空包热状态仍无法直接与铁水温度相关联,故对 铁水包空包热状态进行分级定义没有必要性和实际 性的指导意义. 本次模拟实验为了分析各自变量对 空包热状态的影响规律,将在空包时间结束之后进 行 1 h 满包铁水运输过程模拟,用铁水温度变化量 来衡量不同空包热状态. 模拟实验模型一共有 8 个,实验模拟内容主要为:8 个模型分别进行 3、4 和 5 h 的空包温降模拟,模拟实验共产生 24 个不同热 状态的铁水包,24 个不同热状态的铁水包再均承装 铁水 1 h. 表 1 为铁水包各部分耐材的相关热物性 参数[31鄄鄄32] ,其中部分参数为温度 t 的函数. 表 1 铁水包不同部位的热物性参数 Table 1 Thermophysical properties of the hot metal ladle 部位 材料 密度/ (g·cm - 3 ) 导热系数/ (W·m - 1·K - 1 ) 比热容/ (J·kg - 1·K - 1 ) 工作层 Al2O3 鄄鄄 SiC鄄鄄C 系砖 3郾 20 1郾 4 伊 10 - 3 t + 0郾 3011 0郾 198t + 842郾 73 永久层 铝硅系重质浇注料 3郾 03 3 伊 10 - 4 t + 1郾 0188 0郾 217t + 881郾 6 保温层 纳米材料(SiO2质量分数逸60% ) 0郾 40 0郾 06 0郾 3006t + 936郾 27 包壳 钢板 7郾 60 46郾 67 502郾 8 ·33·
.34 工程科学学报，第40卷，第1期 模型网格采用block划分结构化网格，以Y-6 2模拟结果与实测验证 模型网格为例，包底与侧壁连接处使用“Y”型blok 划分，整体block总数有45个，37824个节点数， 2.1计算结果处理 39925个网格数，网格相关质量参数如表2所示，其 铁水包热状态直接使用耐材平均温度进行表 余模型网格质量与Y-6模型基本一致. 征，通过CFD-Post中函数功能对模型选定区域指定 表2Y-6网格质量统计 的某个物理量进行积分，即可得到某层耐材的平均 Table 2 Statistics of Y-6 mesh quality 温度.由于铁水包绝热层较薄，质量小，包壳温度波 质量控制参数 单位质量要求 合格比例/% 动较小，蓄热过程中绝热层温度和包壳温度均可忽 长宽比 0.95 95.2 为评价指标，具体数据如表3和表4所示（表中耐材 歪斜度 >0.95 94.9 初始温度指转炉兑铁结束后温度，同时也是空包的 使用质量 >0.95 89.8 开始温度) 表3无盖各模型耐材平均温度 Table 3 Average temperature of the refractory material of the uncapped model N-0 N-6 N-12 N-18 空包时间 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 初始 1306 732 1399 967 1451 1103 1484 1200 1h末 1209 732 1306 967 1360 1103 1398 1200 2h末 1139 729 1241 965 1296 1101 1334 1198 3h末 1078 723 1184 959 1243 1095 1284 1191 4h末 1030 715 1136 950 1197 1085 1238 1181 5h末 988 705 1097 938 1157 1073 1199 1169 表4加盖各模型耐材平均温度 Table 4 Average temperature of the refractory material of the capped model K Y-0 Y-6 Y-12 Y-18 空包时间 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 初始 1326 746 1466 1116 1471 1119 1507 1215 1h末 1253 744 1396 1115 1402 1118 1439 1214 2h末 1179 741 1339 1112 1347 1115 1388 1212 3h末 1115 735 1283 1107 1290 1109 1330 1206 4h末 1058 727 1244 1098 1248 1101 1287 1197 5h末 1009 716 1201 1087 1207 1090 1251 1186 由于不同模型满包运行结束后，铁水的温降不 变化. 仅与热状态和时间有关，还与模型保温措施有关. 根据全部热流量曲线，进行曲线面积积分得到 为了控制变量分析保温措施、时间及热状态之间的 该满包1h内铁水传递至内壁的换热量（图1中的 关系，铁水的模拟终点温度不作为评价指标.本次 Q,部分).铁水包满包承装铁水量为230t,并将换热 实验中不同热状态的评价指标是各层耐火材料的平 量折算成当量铁水温度更为直观（当量铁水温度指 均温度，热状态对铁水温降影响规律的评价指标是 下一周期满包运行1h铁水温降)，△Q2=p·c·△T,计 铁水传递至内壁的换热量Q2·根据统计各个时刻 算结果如表5~7所示 计算结果中瞬时热流量，将1h满包阶段过程中每5 2.2模型验证 min末的瞬时热流量值提取并拟合曲线.如图3所 在重钢新区调研期间对多功能铁水包进行了测 示，列出了其中6种热状态下接铁1h内的热流量 温统计，选择比色式测温仪和红外测温枪分别对铁
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 模型网格采用 block 划分结构化网格,以 Y鄄鄄 6 模型网格为例,包底与侧壁连接处使用“Y冶型 block 划分,整体 block 总数有 45 个,37824 个节点数, 39925 个网格数,网格相关质量参数如表 2 所示,其 余模型网格质量与 Y鄄鄄6 模型基本一致. 表 2 Y鄄鄄6 网格质量统计 Table 2 Statistics of Y鄄鄄6 mesh quality 质量控制参数 单位质量要求 合格比例/ % 长宽比 0郾 95 95郾 2 歪斜度 > 0郾 95 94郾 9 使用质量 > 0郾 95 89郾 8 2 模拟结果与实测验证 2郾 1 计算结果处理 铁水包热状态直接使用耐材平均温度进行表 征,通过 CFD鄄鄄Post 中函数功能对模型选定区域指定 的某个物理量进行积分,即可得到某层耐材的平均 温度. 由于铁水包绝热层较薄,质量小,包壳温度波 动较小,蓄热过程中绝热层温度和包壳温度均可忽 略不计. 因此,热状态以工作层和永久层平均温度 为评价指标,具体数据如表 3 和表 4 所示(表中耐材 初始温度指转炉兑铁结束后温度,同时也是空包的 开始温度). 表 3 无盖各模型耐材平均温度 Table 3 Average temperature of the refractory material of the uncapped model K 空包时间 N鄄鄄0 N鄄鄄6 N鄄鄄12 N鄄鄄18 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 初始 1306 732 1399 967 1451 1103 1484 1200 1 h 末 1209 732 1306 967 1360 1103 1398 1200 2 h 末 1139 729 1241 965 1296 1101 1334 1198 3 h 末 1078 723 1184 959 1243 1095 1284 1191 4 h 末 1030 715 1136 950 1197 1085 1238 1181 5 h 末 988 705 1097 938 1157 1073 1199 1169 表 4 加盖各模型耐材平均温度 Table 4 Average temperature of the refractory material of the capped model K 空包时间 Y鄄鄄0 Y鄄鄄6 Y鄄鄄12 Y鄄鄄18 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 工作层 永久层 初始 1326 746 1466 1116 1471 1119 1507 1215 1 h 末 1253 744 1396 1115 1402 1118 1439 1214 2 h 末 1179 741 1339 1112 1347 1115 1388 1212 3 h 末 1115 735 1283 1107 1290 1109 1330 1206 4 h 末 1058 727 1244 1098 1248 1101 1287 1197 5 h 末 1009 716 1201 1087 1207 1090 1251 1186 由于不同模型满包运行结束后,铁水的温降不 仅与热状态和时间有关,还与模型保温措施有关. 为了控制变量分析保温措施、时间及热状态之间的 关系,铁水的模拟终点温度不作为评价指标. 本次 实验中不同热状态的评价指标是各层耐火材料的平 均温度,热状态对铁水温降影响规律的评价指标是 铁水传递至内壁的换热量 Q2 . 根据统计各个时刻 计算结果中瞬时热流量,将 1 h 满包阶段过程中每 5 min 末的瞬时热流量值提取并拟合曲线. 如图 3 所 示,列出了其中 6 种热状态下接铁 1 h 内的热流量 变化. 根据全部热流量曲线,进行曲线面积积分得到 该满包 1 h 内铁水传递至内壁的换热量(图 1 中的 Q2部分). 铁水包满包承装铁水量为230 t,并将换热 量折算成当量铁水温度更为直观(当量铁水温度指 下一周期满包运行1 h 铁水温降),驻Q2 = 籽·c·驻T,计 算结果如表 5 ~ 7 所示. 2郾 2 模型验证 在重钢新区调研期间对多功能铁水包进行了测 温统计,选择比色式测温仪和红外测温枪分别对铁 ·34·
袁飞等：基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 35· 15 空包3h 1.2 满包1h 1.2 空包4h 满包1h 包盖N 包盖N 0.9 厚度0 9 厚度0 0.6 0.6 03 0.3 600 1200 1800 2400 30003600 0 600 1200 1800 2400 30003600 时间/s 时间s 15[e 150 空包5h 空包3h 1.2 满包1h 1.2 满包1h 包盖Y 0.9 0.9 厚度6mm 0.6 0.6 03 0.3 ■- '0 600 12001800240030003600 600 12001800240030003600 时间s 时间s 15 空包4h 空包5h 满包Ih 1.2 满包Ih 包盖Y 包盖Y 0.9 厚度6mm 0.9 厚度6mm 0.6 0.3 03 600 12001800240030003600 0 60012001800240030003600 时间/s 时间/s 图3各热状态下铁水与内壁热流量.(a)热状态N-0-3:(b)热状态N-0-4:(c)热状态N-0-5:(d)热状态Y-6-3:(e)热状态Y-6-4:() 热状态Y-6-5 Fig.3 Heat flow rate between the hot metal and inner lining under several thermal states:(a)thermal state N-0-3;(b)thermal state N-0-4;(c) thermal state N-0-5;(d)thermal state Y-6-3;(e)thermal state Y-6-4;(f)thermal state Y-6-5 表5空包3h后铁水换热量 30min进行一次测温：铁水测温，点在铁水面中心，从 Table 5 Heat flow rate of hot metal after 3 h unloaded 高炉出铁完毕开始，每20min测温一次. 模型 换热量/kJ 当量铁水温度/K 为了确保假设条件的合理性以及实验模型的 无盖 1236543 9.81 0mm绝热层 表6空包4h后铁水换热量 加盖 901195 7.15 Table 6 Heat flow rate of hot metal after 4 h unloaded 无盖 898925 7.13 模型 换热量/kJ 当量铁水温度/K 6mm绝热层 加盖 792238 6.29 无盖 1315899 10.44 无盖 863907 6.86 0mm绝热层 加盖 988662 7.85 12mm绝热层 加盖 786060 6.23 无盖 1008709 8.01 无盖 825313 6.55 6mm绝热层 加盖 849019 6.74 18mm绝热层 加盖 816325 5.89 无盖 957951 7.60 12mm绝热层 加盖 848199 6.73 水和铁水包衬进行温度监测，图4为测温设计图和 无盖 915798 7.27 高炉出铁口测温设备.红外测温枪进行空包测温包 18mm绝热层 加盖 816325 6.48 含两个测温点，包衬测温从转炉兑铁完毕开始，每
袁 飞等: 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 图 3 各热状态下铁水与内壁热流量 郾 (a)热状态 N鄄鄄0鄄鄄3;(b)热状态 N鄄鄄0鄄鄄4;(c)热状态 N鄄鄄0鄄鄄5;(d)热状态 Y鄄鄄6鄄鄄3;(e)热状态 Y鄄鄄6鄄鄄4;(f) 热状态 Y鄄鄄6鄄鄄5 Fig. 3 Heat flow rate between the hot metal and inner lining under several thermal states: (a) thermal state N鄄鄄0鄄鄄3; (b) thermal state N鄄鄄0鄄鄄4; (c) thermal state N鄄鄄0鄄鄄5; (d) thermal state Y鄄鄄6鄄鄄3; (e) thermal state Y鄄鄄6鄄鄄4; (f) thermal state Y鄄鄄6鄄鄄5 表 5 空包 3 h 后铁水换热量 Table 5 Heat flow rate of hot metal after 3 h unloaded 模型 换热量/ kJ 当量铁水温度/ K 0 mm 绝热层 无盖 1236543 9郾 81 加盖 901195 7郾 15 6 mm 绝热层 无盖 898925 7郾 13 加盖 792238 6郾 29 12 mm 绝热层 无盖 863907 6郾 86 加盖 786060 6郾 23 18 mm 绝热层 无盖 825313 6郾 55 加盖 816325 5郾 89 水和铁水包衬进行温度监测,图 4 为测温设计图和 高炉出铁口测温设备. 红外测温枪进行空包测温包 含两个测温点,包衬测温从转炉兑铁完毕开始,每 30 min 进行一次测温;铁水测温点在铁水面中心,从 高炉出铁完毕开始,每 20 min 测温一次. 为了确保假设条件的合理性以及实验模型的 表 6 空包 4 h 后铁水换热量 Table 6 Heat flow rate of hot metal after 4 h unloaded 模型 换热量/ kJ 当量铁水温度/ K 0 mm 绝热层 无盖 1315899 10郾 44 加盖 988662 7郾 85 6 mm 绝热层 无盖 1008709 8郾 01 加盖 849019 6郾 74 12 mm 绝热层 无盖 957951 7郾 60 加盖 848199 6郾 73 18 mm 绝热层 无盖 915798 7郾 27 加盖 816325 6郾 48 ·35·
.36· 工程科学学报，第40卷，第1期 (a) 渣线 -工作层 测温点 永久层 包壳 包底冲击区 图4铁水测温结构图与现场设备.(a)实验结构图：(b)现场测温 Fig.4 Experiment structure of thermometry and field equipment:(a)experiment structure;(b)field thermometry 表7空包5h后铁水换热量 1400 Table 7 Heat flow rate of hot metal after 5 hours unloaded 包底模拟 渣线模拟 模型 当量铁水温度/K 1300 包底实测 换热量/k」 渣线实测 无盖 1392246 11.05 0mm绝热层 盖120 加盖 1177455 9.34 无盖 1089305 8.65 6mm绝热层 加盖 964694 7.66 无盖 1000 988067 7.84 12mm绝热层 加盖 937495 7.44 900 30 6090120 150180 无盖 0 967820 7.68 空包时间/min 18mm绝热层 加盖 897351 7.12 图5包衬温度变化曲线 Fig.5 Temperature change curves of the ladle lining 准确性，将计算结果与相同工况下的测温数据进行 对比，铁水包均为加盖、无绝热层工况下，对比结果 和永久层平均温度作为评价指标.根据图3中曲 如表8和图5所示.铁水温度误差范围在0.6%~ 线，铁水入包后的短时间内热流量极大，铁水包工作 4.7%,包衬温度误差范围为0.5%~1.2%，模拟与 层为主要蓄热部分，满包阶段易蓄热，空包阶段易散 实测温度数据的相对误差均小于5%，验证了假设 热，其温度对铁水温降影响较大，且空包包底下部工 条件的合理性，说明模型与实际相符 作层温度最高.图6所示，以Y-6模型空包阶段温 度场为例，由于包盖缝隙原因空包内空气温度场分 表8铁水温度模拟与实测对比 Table 8 Comparison of simulated and measured temperature values of 布呈内凹型，空包时间结束时铁水包最高温度均在 hot metal 包底中下部工作层，温度波动最大部分为工作层，波 满包时间 模拟结果/K 实测数据/K 动幅度最高达318K. 初始 1753 1743 分析后处理表3和表4中的数据，作出8个铁 20min末 1738 1728 水包模型工作层和永久层温度随空包时间的变化规 40min末 1725 律，如图7和图8所示.铁水包工作层平均温降速 1716 60min末 率为0.95~1.06Kmim1,永久层平均温降速率为 1713 1701 0.09~0.11Kmin1.铁水包空包阶段工作层温降 总温降 40 42 随空包时间的影响较大，永久层温度受空包时间影 响较小.由于满包运输时间和热导率的原因，铁水 3实验数据分析 包工作层为蓄热的主要耐材，同时对下一周期铁水 3.1铁水包热状态分析 温降影响较大.由表3和表4可知，空包阶段加盖 根据模拟实验温度场发现，在空包冷却阶段和 对工作层最大影响为Y-6-4与N-6-4,加盖工作层 满包运输阶段中，永久层的温度变化和对铁水影响 温差达到108K. 系数均比工作层小，故铁水包热状态选择用工作层 在图7无盖情况下，N-6比N-0工作层温度高
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 4 铁水测温结构图与现场设备 郾 (a)实验结构图;(b)现场测温 Fig. 4 Experiment structure of thermometry and field equipment: (a) experiment structure; (b) field thermometry 表 7 空包 5 h 后铁水换热量 Table 7 Heat flow rate of hot metal after 5 hours unloaded 模型 换热量/ kJ 当量铁水温度/ K 0 mm 绝热层 无盖 1392246 11郾 05 加盖 1177455 9郾 34 6 mm 绝热层 无盖 1089305 8郾 65 加盖 964694 7郾 66 12 mm 绝热层 无盖 988067 7郾 84 加盖 937495 7郾 44 18 mm 绝热层 无盖 967820 7郾 68 加盖 897351 7郾 12 准确性,将计算结果与相同工况下的测温数据进行 对比,铁水包均为加盖、无绝热层工况下,对比结果 如表 8 和图 5 所示. 铁水温度误差范围在 0郾 6% ~ 4郾 7% ,包衬温度误差范围为 0郾 5% ~ 1郾 2% ,模拟与 实测温度数据的相对误差均小于 5% ,验证了假设 条件的合理性,说明模型与实际相符. 表 8 铁水温度模拟与实测对比 Table 8 Comparison of simulated and measured temperature values of hot metal 满包时间 模拟结果/ K 实测数据/ K 初始 1753 1743 20 min 末 1738 1728 40 min 末 1725 1716 60 min 末 1713 1701 总温降 40 42 3 实验数据分析 3郾 1 铁水包热状态分析 根据模拟实验温度场发现,在空包冷却阶段和 满包运输阶段中,永久层的温度变化和对铁水影响 系数均比工作层小,故铁水包热状态选择用工作层 图 5 包衬温度变化曲线 Fig. 5 Temperature change curves of the ladle lining 和永久层平均温度作为评价指标. 根据图 3 中曲 线,铁水入包后的短时间内热流量极大,铁水包工作 层为主要蓄热部分,满包阶段易蓄热,空包阶段易散 热,其温度对铁水温降影响较大,且空包包底下部工 作层温度最高. 图 6 所示,以 Y鄄鄄6 模型空包阶段温 度场为例,由于包盖缝隙原因空包内空气温度场分 布呈内凹型,空包时间结束时铁水包最高温度均在 包底中下部工作层,温度波动最大部分为工作层,波 动幅度最高达 318 K. 分析后处理表 3 和表 4 中的数据,作出 8 个铁 水包模型工作层和永久层温度随空包时间的变化规 律,如图 7 和图 8 所示. 铁水包工作层平均温降速 率为 0郾 95 ~ 1郾 06 K·min - 1 ,永久层平均温降速率为 0郾 09 ~ 0郾 11 K·min - 1 . 铁水包空包阶段工作层温降 随空包时间的影响较大,永久层温度受空包时间影 响较小. 由于满包运输时间和热导率的原因,铁水 包工作层为蓄热的主要耐材,同时对下一周期铁水 温降影响较大. 由表 3 和表 4 可知,空包阶段加盖 对工作层最大影响为 Y鄄鄄6鄄鄄4 与 N鄄鄄6鄄鄄4,加盖工作层 温差达到 108 K. 在图 7 无盖情况下,N鄄鄄6 比 N鄄鄄0 工作层温度高 ·36·
袁飞等：基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 .37。 温度/K 温度K 温度K 温度K 温度K 15×10P 5×10 5×1 15×1D 15×109 4×10 .4×10 1.4×103 x10 x10 .2X 1.1×10 X10 1.1x0 1.1×10 1.0x103 1.0×103 1.0x10 9.0×102 9.0x10 9.0×10 80×102 10 0×102 8.0×102 8.0x102 0x10 10 7.0x10 6.0x10 5.x 0x10 6.0x10 5.D×10 5.0x10 5.0x103 5.0x10 5.0x10 4.0×102 4.0x102 4.0x102 4.0x102 4.0x102 空包时间=lh 空包时间=2h 空包时间仁3h 空包时间t=4h 空包时间=5h 图6Y-0模型各空包时刻温度场 Fig.6 Temperature field of the Y-0 model in several moments 1300 1500 L(a) -0mm b) 一6mm 1200 1400 +-12mm ,-18mm 1300 点1100 1200 -0mm 1100 900 +-6mm 1000 800 +-12mm ,-18mm 900 700 3 2 空包时间h 空包时间h 图7无盖铁水包平均温度曲线.(a)工作层：(b)永久层 Fig.7 Average temperature of the unloaded ladle curves:(a)working layer;(b)permanent layer 1300 1500 ·-0mm +6mm 1200 1400 +-12mm +18 mm 1300 1200 -0 mm ◆-6mm 1100 900 +-12mm -18mm 1000 800 900 70 2 0 2 空包时间小 空包时间小 图8加盖铁水包平均温度曲线.(a)工作层(b)永久层 Fig.8 Average temperature of the loaded ladle curves:(a)working layer;(b)permanent layer 出约100K,永久层温度高出约235K:同时在图8加 中耐材的温度又有所提高，说明在加盖情况增加绝 盖情况下，Y-6比Y-0工作层温度高出155K左右， 热层厚度，其保温效果与厚度是阶梯型变化.因为 永久层温度高出约370K,增加绝热层厚度能有效提 蓄热主要耐材为工作层，空包保温效果选择以工作 高永久层平均温度，对工作层也有一定的保温效果. 层温度为指标.保温效果阶梯图中到达第一个平台 的位置小于6mm,第一个平台结束位置大于12mm, 但Y-18与Y-12比Y-6工作层温度仅分别提高了 18mm位置可能到达第二平台或仍上升，但其上升 7K和52K,永久层分别提高了3K和100K,可见继 幅度小于第一平台，其大致拟合图如图9所示 续增加绝热层厚度，工作层和永久层温度提升速度 3.2热状态间接保温效果分析 均变缓.图7和图8中(a)(b)分别进行比较，工作 因为下一周期满包运输时间为1h,为了直观地 层和永久层温度最大分别提高约60K和145K,发 表示对铁水温降的影响程度，文中热状态对铁水温 现保温盖也能有效提高周转过程中耐材温度，但效 降影响的单位使用K·h1.图10数据来源于表5~ 果不如绝热层 表7，表示了各个模型经历不同的空包时间后接铁， 图8中Y-6与Y-12曲线相近，Y-18比Y-12 铁水传递至内壁的换热量（纵坐标用当量铁水温度
袁 飞等: 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 图 6 Y鄄鄄0 模型各空包时刻温度场 Fig. 6 Temperature field of the Y鄄鄄0 model in several moments 图 7 无盖铁水包平均温度曲线 郾 (a)工作层;(b)永久层 Fig. 7 Average temperature of the unloaded ladle curves: (a) working layer; (b) permanent layer 图 8 加盖铁水包平均温度曲线 郾 (a)工作层(b)永久层 Fig. 8 Average temperature of the loaded ladle curves: (a) working layer; (b) permanent layer 出约 100 K,永久层温度高出约 235 K;同时在图 8 加 盖情况下,Y鄄鄄6 比 Y鄄鄄0 工作层温度高出 155 K 左右, 永久层温度高出约 370 K,增加绝热层厚度能有效提 高永久层平均温度,对工作层也有一定的保温效果. 但 Y鄄鄄18 与 Y鄄鄄12 比 Y鄄鄄6 工作层温度仅分别提高了 7 K 和 52 K,永久层分别提高了 3 K 和 100 K,可见继 续增加绝热层厚度,工作层和永久层温度提升速度 均变缓. 图 7 和图 8 中(a) (b)分别进行比较,工作 层和永久层温度最大分别提高约 60 K 和 145 K,发 现保温盖也能有效提高周转过程中耐材温度,但效 果不如绝热层. 图 8 中 Y鄄鄄6 与 Y鄄鄄12 曲线相近,Y鄄鄄18 比 Y鄄鄄12 中耐材的温度又有所提高,说明在加盖情况增加绝 热层厚度,其保温效果与厚度是阶梯型变化. 因为 蓄热主要耐材为工作层,空包保温效果选择以工作 层温度为指标. 保温效果阶梯图中到达第一个平台 的位置小于 6 mm,第一个平台结束位置大于 12 mm, 18 mm 位置可能到达第二平台或仍上升,但其上升 幅度小于第一平台,其大致拟合图如图 9 所示. 3郾 2 热状态间接保温效果分析 因为下一周期满包运输时间为 1 h,为了直观地 表示对铁水温降的影响程度,文中热状态对铁水温 降影响的单位使用 K·h - 1 . 图 10 数据来源于表 5 ~ 表 7,表示了各个模型经历不同的空包时间后接铁, 铁水传递至内壁的换热量(纵坐标用当量铁水温度 ·37·
.38 工程科学学报，第40卷，第1期 300 表示换热量).从图中可以看出，在相同模型下空包 一加盖 一一·无盖 时间对铁水温降影响最大为Y-0模型，空包3h与 200 空包5h蓄热量的当量铁水温度分别为7.15K和 9.34K,对铁水温降影响为2.2Kh-1:N-0模型空 包时间由3h至5h对铁水温降影响为1.24Kh-1 100 可见空包时间在3~5h,空包时间对铁水温降的影 响在加盖情况下比无盖影响更大，分析其原因主要 6 12 为在初始空包时间0~3h,无盖铁水包已损失大量 保温层厚度/mm 热量，3~5h包温降速率较小，导致空包时间影响 图9绝热层厚度保温效果阶梯示意图 不大 Fig.9 Ladder diagram showing the heat preservation effect under dif- 空包阶段的绝热层厚度对下一周期铁水温降影 ferent insulation layer thickness 12 12 ☐0mm保温层m12mm保温层 (a) ☐0mm保温层 四12mm (b) 10 四6mm保温层18mm保温层 10A 四6mm保温层 保温层 ☐18mm11.05 9.81 保温层 8 4 空包时间h 空包时间h 图10不同空包热状态下蓄热量的当量铁水温度.(a)加盖：(b)无盖 Fig.10 Equivalent hot metal temperature under different thermal states:(a)capped;(b)uncapped 响存在临界值，增设6mm绝热层能减小下一周期铁 由此可见包盖是必须采取的保温措施，同时根据加 水温降约3.4K·h1,当其厚度大于6mm时继续增 盖情况下热状态随绝热层厚度的变化规律，经济合 加绝热层厚度，改善的空包热状态对铁水温降影响 理的保温层厚度应为6mm左右.铁水包热状态Y- 较小，每继续增加6mm铁水减小温降值仅在1K· 6-3同比于热状态N-0-5,对下一周期铁水温降影 h以内. 响最大为3.9Kh1 铁水包空包热状态同时受空包时间和空包阶段 保温措施影响，图11为不同情况下空包热状态对下 4结论 一周期铁水温降的影响规律.空包阶段的包盖对下 (1)利用实测数据与模拟计算结果进行对比， 周期铁水的保温效果最高达2.6Kh1,且包盖在 相对误差小于5%，验证了实验模型的准确性.铁水 满包运行过程中能减小铁水温降13Kh左右)， 包周转过程中，铁水包温度波动最大部分为工作层 12 ·加盏 约300K:空包运行3~5h,铁水包包底中下部工作 一无盖 10 层温度最高.满包运行时间在1h左右情况下，铁水 9 包工作层为主要的蓄热耐材. 8 (2)空包阶段增设铁水包保温盖，热状态Y-6- 6 4比热状态N-6-4工作层温度高108K,对下一周期 铁水温降影响平均达2.6Kh-',空包加盖保温效果 6 空包时间A 4 较好. 183 (3)铁水包增设纳米材料作为绝热层，空包的 图11各空包热状态对铁水温降的影响规律 保温效果与绝热层厚度变化规律呈阶梯型变化.厚 Fig.11 Influence law of the different thermal states to hot metal tem- 度在0~6mm之间保温效果近似线性递增，厚度为 perature drop 6~12mm之间保温效果基本不变，在12~18mm之
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 图 9 绝热层厚度保温效果阶梯示意图 Fig. 9 Ladder diagram showing the heat preservation effect under dif鄄 ferent insulation layer thickness 表示换热量). 从图中可以看出,在相同模型下空包 时间对铁水温降影响最大为 Y鄄鄄0 模型,空包 3 h 与 空包 5 h 蓄热量的当量铁水温度分别为 7郾 15 K 和 9郾 34 K,对铁水温降影响为 2郾 2 K·h - 1 ;N鄄鄄0 模型空 包时间由 3 h 至 5 h 对铁水温降影响为 1郾 24 K·h - 1 . 可见空包时间在 3 ~ 5 h,空包时间对铁水温降的影 响在加盖情况下比无盖影响更大,分析其原因主要 为在初始空包时间 0 ~ 3 h,无盖铁水包已损失大量 热量,3 ~ 5 h 包温降速率较小,导致空包时间影响 不大. 空包阶段的绝热层厚度对下一周期铁水温降影 图 10 不同空包热状态下蓄热量的当量铁水温度 郾 (a)加盖;(b)无盖 Fig. 10 Equivalent hot metal temperature under different thermal states: (a) capped; (b) uncapped 响存在临界值,增设 6 mm 绝热层能减小下一周期铁 水温降约 3郾 4 K·h - 1 ,当其厚度大于 6 mm 时继续增 加绝热层厚度,改善的空包热状态对铁水温降影响 较小,每继续增加 6 mm 铁水减小温降值仅在 1 K· h - 1以内. 图 11 各空包热状态对铁水温降的影响规律 Fig. 11 Influence law of the different thermal states to hot metal tem鄄 perature drop 铁水包空包热状态同时受空包时间和空包阶段 保温措施影响,图 11 为不同情况下空包热状态对下 一周期铁水温降的影响规律. 空包阶段的包盖对下 一周期铁水的保温效果最高达 2郾 6 K·h - 1 ,且包盖在 满包运行过程中能减小铁水温降 13 K·h - 1左右[27] , 由此可见包盖是必须采取的保温措施,同时根据加 盖情况下热状态随绝热层厚度的变化规律,经济合 理的保温层厚度应为 6 mm 左右. 铁水包热状态 Y鄄鄄 6鄄鄄3 同比于热状态 N鄄鄄0鄄鄄5,对下一周期铁水温降影 响最大为 3郾 9 K·h - 1 . 4 结论 (1)利用实测数据与模拟计算结果进行对比, 相对误差小于 5% ,验证了实验模型的准确性. 铁水 包周转过程中,铁水包温度波动最大部分为工作层 约 300 K;空包运行 3 ~ 5 h,铁水包包底中下部工作 层温度最高. 满包运行时间在 1 h 左右情况下,铁水 包工作层为主要的蓄热耐材. (2)空包阶段增设铁水包保温盖,热状态 Y鄄鄄6鄄鄄 4 比热状态 N鄄鄄6鄄鄄4 工作层温度高108 K,对下一周期 铁水温降影响平均达 2郾 6 K·h - 1 ,空包加盖保温效果 较好. (3)铁水包增设纳米材料作为绝热层,空包的 保温效果与绝热层厚度变化规律呈阶梯型变化. 厚 度在 0 ~ 6 mm 之间保温效果近似线性递增,厚度为 6 ~ 12 mm 之间保温效果基本不变,在 12 ~ 18 mm 之 ·38·
袁飞等：基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 ·39· 间时保温效果缓慢增加：绝热层厚度对下一周期铁 heat transfer phenomenon in steel making ladle.IS//Int,2012, 水最大温降改变量为3.4Kh1 52(9):1591 [10]Kabakov Z K,Pakholkova M A.Reducing the loss of heat from (4)空包时间对空包热状态影响存在一定影 steel in steel-pouring ladles.Metallurgist,2013,56(9-10):670 响.在加盖且无保温层(Y-0)的情况下，空包时间 [11]Wu P F,Xu A J,He D F,et al.Effect of insulating layers on 对铁水包热状态影响为最大.空包时间由5h缩短 the thermal behavior of ladles.J Unis Sci Technol Beijing,2012, 至3h后，减小下一周期铁水温降达2.2Kh1 34(5):563 (5)综合分析影响铁水包接铁前空包热状态的 (吴鹏飞，徐安军，贺东风，等.绝热层对钢包热行为的彩 响.北京科技大学学报，2012,34(5)：563) 主要因素：保温措施（包盖和绝热层）和空包时间， [12]Kochubeev Y N,Kungurtsev VN,Mironova L V,et al.A tech- 各因素之间具有一定程度的相互影响.根据结果分 nology for production of composite refractory materials for the lin- 析来看，铁水包最为经济合理的保温措施为增设保 ing of steel ladles.Refract Ind Ceram,2005,46(2):81 温盖且纳米绝热层厚度在6mm左右.热状态Y-6- [13]Yuan L H,Yu J K,Liu S W,et al.Mathematical simulation of 3相比于N-0-5能有效减小下一周期铁水温降约 the effect of the covering agent and the insulation lining on the 3.9Kh- temperature drop of molten steel in ladle.Shandong Metall, 2014,36(5):36 (袁林华，于景坤，刘诗薇，等.覆盖剂和绝热层对钢包钢水 参考文献 温降影响的数值模拟.山东治金，2014,36(5)：36) [14]Wu P F,Xu A J.Tian N Y,et al.Steel temperature compensa- [1]Tian H Y,Chen F R,Xie R J,et al.Finite element analysis of ting model with multi-factor coupling based on ladle thermal 100 t hot metal ladle in process of tipping.J Iron Steel Res Int, state.J Iron Steel Res Int,2012,19(5):9 2010,17(11):19 [15]Martynenko G M.Maltsev S M,Zabolotnyi S A.Ceramoconcrete [2]Zhang L Q,Tian N Y,Xu A J,et al.Research on realization of refractory and heat-insulating components in ferrous and nonfer- ladle multifunction.J Unie Sci Technol Beijing,2007,29(4): rous metallurgy.Refract Ind Ceram,2009,50(3):163 424 [16]He D F,Xu A J,Wu P F,et al.Ladle thermal tracking model (张龙强，田乃媛，徐安军，等.实现铁水包多功能技术的研 in a steelmaking workshop.J Univ Sci Technol Beijing,2011,33 究.北京科技大学学报，2007,29(4)：424) (1):110 [3]Yin R Y.Metallurgical Process Engineering.2nd Ed.Beijing: (贺东风，徐安军，吴鹏飞，等。炼钢厂钢包热状态跟踪模 Metallurgical Industry Press,2009 型.北京科技大学学报，2011,33(1)：110) (殷瑞钰.冶金流程工程学.2版.北京：治金工业出版社， [17]Fredman T P.Heat transfer in steelmaking ladle refractories and 2009) steel temperature.Scand J Metall,2000,29(6):232 [4]Qiu J,Tian N Y.Relative superiority research on the ironmaking/ [18]Yu J K,Han L.Preparation of nanoporous thermal insulating ma- steelmaking interface of the typical process section.J Unin Sci terials and their application as ladle linings.China Refract, Technol Beijing,2005,27(6):740 2014,23(4):13 (邱剑，田乃媛.典型流程区段炼铁炼钢界面的比较优势研 [19]Xia J L,Ahokainen T.Transient flow and heat transfer in a steel- 究.北京科技大学学报，2005,27(6)：740) making ladle during the holding period.Metall Mater Trans B, [5]Wang J.Tang E.LiJ Y,et al.Analysis of energy efficiency eval- 2001,32(4):733 uation of the "hot metal transportation without relading"technolo- [20]Ma X D.Jiang QQ,Ma S,et al.Finite element computation on gy.Energy Metall Ind,2015,34(1):3 molten iron temperature drop of 320t torpedo ladle.J Mater Met- (王君，唐恩，李菊艳，等.“一罐到底”能效评估综合解析。 all,2015,14(1):14 治金能源，2015,34(1)：3) (马学东，蒋全强，马硕，等.320t鱼雷罐铁水温降的有限元 [6] Huang B F,Tian N Y,Ma Z W,et al.Control model of multi- 计算.材料与冶金学报，2015,14(1)：14) functional hot metal ladles.J Iron Steel Res Int,2016,23(12): [21]Li G F,Liu J,Jiang G Z,et al.Numerical simulation of temper- 1262 ature field and thermal stress field in the new type of ladle with [7] Huang B F,Tian N Y,Shi Z,et al.Material flow control technol- the nanometer adiabatic material.Ade Mech Eng,2015,7(4): ogy of ironmaking and steelmaking interface.Cent South Unis, 1 2014,21(9):3559 [22]Gleiser M,Wilflingseder F,Eder J.Concepts of refractory lining [8]Xu D Y,Liu C P,Yang D Z,et al.Analysis and evaluation of for pig-iron ladles.Refract Ind Ceram,2007,48(2):77 temperature value about molten iron.Energy Metall Ind,2007,26 [23]Liu S W,Yu J K,Mao F X.Thermal behavior modeling of inte- (3):7 rior refractory lining of torpedo-ladle by finite element method. (徐大勇，刘常鹏，杨大正，等.铁水温度价值的分析和评价 Adr Mater Res,2011,282-283:444 治金能源，2007,26(3)：7) [24]Glaser B,Gomnerup M,Du S C.Thermal modelling of the ladle [9]Tripathi A,Saha J K,Singh J B,et al.Numerical simulation of preheating process.Steel Res Int,2011,82(12):1425
袁 飞等: 基于不同保温措施下的铁水包热状态模拟分析 间时保温效果缓慢增加;绝热层厚度对下一周期铁 水最大温降改变量为 3郾 4 K·h - 1 . (4)空包时间对空包热状态影响存在一定影 响. 在加盖且无保温层(Y鄄鄄 0)的情况下,空包时间 对铁水包热状态影响为最大. 空包时间由 5 h 缩短 至 3 h 后,减小下一周期铁水温降达 2郾 2 K·h - 1 . (5)综合分析影响铁水包接铁前空包热状态的 主要因素:保温措施(包盖和绝热层) 和空包时间, 各因素之间具有一定程度的相互影响. 根据结果分 析来看,铁水包最为经济合理的保温措施为增设保 温盖且纳米绝热层厚度在 6 mm 左右. 热状态 Y鄄鄄6鄄鄄 3 相比于 N鄄鄄0鄄鄄5 能有效减小下一周期铁水温降约 3郾 9 K·h - 1 . 参 考 文 献 [1] Tian H Y, Chen F R, Xie R J, et al. Finite element analysis of 100 t hot metal ladle in process of tipping. J Iron Steel Res Int, 2010, 17(11): 19 [2] Zhang L Q, Tian N Y, Xu A J, et al. Research on realization of ladle multifunction. J Univ Sci Technol Beijing, 2007, 29 (4 ): 424 (张龙强, 田乃媛, 徐安军, 等. 实现铁水包多功能技术的研 究. 北京科技大学学报, 2007, 29(4): 424) [3] Yin R Y. Metallurgical Process Engineering. 2nd Ed. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2009 (殷瑞钰. 冶金流程工程学. 2 版. 北京: 冶金工业出版社, 2009) [4] Qiu J, Tian N Y. Relative superiority research on the ironmaking / steelmaking interface of the typical process section. J Univ Sci Technol Beijing, 2005, 27(6): 740 (邱剑, 田乃媛. 典型流程区段炼铁炼钢界面的比较优势研 究. 北京科技大学学报, 2005, 27(6): 740) [5] Wang J, Tang E, Li J Y, et al. Analysis of energy efficiency eval鄄 uation of the “hot metal transportation without relading冶 technolo鄄 gy. Energy Metall Ind, 2015, 34(1): 3 (王君, 唐恩, 李菊艳, 等. “一罐到底冶 能效评估综合解析. 冶金能源, 2015, 34(1): 3) [6] Huang B F, Tian N Y, Ma Z W, et al. Control model of multi鄄 functional hot metal ladles. J Iron Steel Res Int, 2016, 23(12): 1262 [7] Huang B F, Tian N Y, Shi Z, et al. Material flow control technol鄄 ogy of ironmaking and steelmaking interface. J Cent South Univ, 2014, 21(9): 3559 [8] Xu D Y, Liu C P, Yang D Z, et al. Analysis and evaluation of temperature value about molten iron. Energy Metall Ind, 2007, 26 (3): 7 (徐大勇, 刘常鹏, 杨大正, 等. 铁水温度价值的分析和评价. 冶金能源, 2007, 26(3): 7) [9] Tripathi A, Saha J K, Singh J B, et al. Numerical simulation of heat transfer phenomenon in steel making ladle. ISIJ Int, 2012, 52(9): 1591 [10] Kabakov Z K, Pakholkova M A. Reducing the loss of heat from steel in steel鄄pouring ladles. Metallurgist, 2013, 56(9鄄10): 670 [11] Wu P F, Xu A J, He D F, et al. Effect of insulating layers on the thermal behavior of ladles. J Univ Sci Technol Beijing, 2012, 34(5): 563 (吴鹏飞, 徐安军, 贺东风, 等. 绝热层对钢包热行为的影 响. 北京科技大学学报, 2012, 34(5): 563) [12] Kochubeev Y N, Kungurtsev V N, Mironova L V, et al. A tech鄄 nology for production of composite refractory materials for the lin鄄 ing of steel ladles. Refract Ind Ceram, 2005, 46(2): 81 [13] Yuan L H, Yu J K, Liu S W, et al. Mathematical simulation of the effect of the covering agent and the insulation lining on the temperature drop of molten steel in ladle. Shandong Metall, 2014, 36(5): 36 (袁林华, 于景坤, 刘诗薇, 等. 覆盖剂和绝热层对钢包钢水 温降影响的数值模拟. 山东冶金, 2014, 36(5): 36) [14] Wu P F, Xu A J, Tian N Y, et al. Steel temperature compensa鄄 ting model with multi鄄factor coupling based on ladle thermal state. J Iron Steel Res Int, 2012, 19(5): 9 [15] Martynenko G M, Maltsev S M, Zabolotnyi S A. Ceramoconcrete refractory and heat鄄insulating components in ferrous and nonfer鄄 rous metallurgy. Refract Ind Ceram, 2009, 50(3): 163 [16] He D F, Xu A J, Wu P F, et al. Ladle thermal tracking model in a steelmaking workshop. J Univ Sci Technol Beijing, 2011, 33 (1): 110 (贺东风, 徐安军, 吴鹏飞, 等. 炼钢厂钢包热状态跟踪模 型. 北京科技大学学报, 2011, 33(1): 110) [17] Fredman T P. Heat transfer in steelmaking ladle refractories and steel temperature. Scand J Metall, 2000, 29(6): 232 [18] Yu J K, Han L. Preparation of nanoporous thermal insulating ma鄄 terials and their application as ladle linings. China Refract, 2014, 23(4): 13 [19] Xia J L, Ahokainen T. Transient flow and heat transfer in a steel鄄 making ladle during the holding period. Metall Mater Trans B, 2001, 32(4): 733 [20] Ma X D, Jiang Q Q, Ma S, et al. Finite element computation on molten iron temperature drop of 320t torpedo ladle. J Mater Met鄄 all, 2015, 14(1): 14 (马学东, 蒋全强, 马硕, 等. 320t 鱼雷罐铁水温降的有限元 计算. 材料与冶金学报, 2015, 14(1): 14) [21] Li G F, Liu J, Jiang G Z, et al. Numerical simulation of temper鄄 ature field and thermal stress field in the new type of ladle with the nanometer adiabatic material. Adv Mech Eng, 2015, 7(4): 1 [22] Gleiser M, Wilflingseder F, Eder J. Concepts of refractory lining for pig鄄iron ladles. Refract Ind Ceram, 2007, 48(2): 77 [23] Liu S W, Yu J K, Mao F X. Thermal behavior modeling of inte鄄 rior refractory lining of torpedo鄄ladle by finite element method. Adv Mater Res, 2011, 282鄄283: 444 [24] Glaser B, G觟rnerup M, Du S C. Thermal modelling of the ladle preheating process. Steel Res Int, 2011, 82(12):1425 ·39·
·40… 工程科学学报，第40卷，第1期 [25]Gu ZX,Xu A J.Chang J B,et al.Optimization of the produe- (7):1459 tion organization pattern in Tangshan Iron and Steel Co.Ltd.J [29]Morales R D,Garcia-Hernandez S,Barreto J D J,et al.Multi- Iron Steel Res Int,2014,21(Suppl 1):17 phase flow modeling of slag entrainment during ladle change-over [26]Zhou JA,Xie J B,Wang B,et al.New insight into investigation operation.Metall Mater Trans B,2016,47(4):2595 of thermal transfer of molten steel inside a ladle with vacuum [30]Fredman T P,Torrkulla J,Saxen H.Two-dimensional dynamic shell.J Therm Anal Calorim,2017,128(1):481 simulation of the thermal state of ladles.Metall Mater Trans B, [27]Yang G,Xu A J.He D F,et al.Analysis on heat preservation of 1999,30(2):323 multifunctional hot metal ladle.Iron Steel,2017,52(7):96 [31]Li H X.Manual of Refractory Material.Beijing:Metallurgical (杨光，徐安军，贺东风，等.多功能铁水包加盖保温效果分 Industry Press,2010 析.钢铁，2017,52(7)：96) (李红霞.耐火材料手册.北京：治金工业出版社，2010) [28 Li L M,Liu Z Q,Cao M X,et al.Large eddy simulation of bub- [32]Visloguzova E A,Kashcheev I D,Serova L V,et al.Corundum- bly flow and slag layer behavior in ladle with discrete phase model periclase-carbon refractories for lining steel-pouring ladles.Re. (DPM)-volume of fluid VOF)coupled model.JOM,2015,67 fract Ind Ceram,2010,51(1):9
工程科学学报,第 40 卷,第 1 期 [25] Gu Z X, Xu A J, Chang J B, et al. Optimization of the produc鄄 tion organization pattern in Tangshan Iron and Steel Co. Ltd. J Iron Steel Res Int, 2014, 21(Suppl 1): 17 [26] Zhou J A, Xie J B, Wang B, et al. New insight into investigation of thermal transfer of molten steel inside a ladle with vacuum shell. J Therm Anal Calorim, 2017, 128(1): 481 [27] Yang G, Xu A J, He D F, et al. Analysis on heat preservation of multifunctional hot metal ladle. Iron Steel, 2017, 52(7): 96 (杨光, 徐安军, 贺东风, 等. 多功能铁水包加盖保温效果分 析. 钢铁, 2017, 52(7): 96) [28] Li L M, Liu Z Q, Cao M X, et al. Large eddy simulation of bub鄄 bly flow and slag layer behavior in ladle with discrete phase model (DPM)鄄volume of fluid (VOF) coupled model. JOM, 2015, 67 (7): 1459 [29] Morales R D, Garcia鄄Hernandez S, Barreto J D J, et al. Multi鄄 phase flow modeling of slag entrainment during ladle change鄄over operation. Metall Mater Trans B, 2016, 47(4): 2595 [30] Fredman T P, Torrkulla J, Sax佴n H. Two鄄dimensional dynamic simulation of the thermal state of ladles. Metall Mater Trans B, 1999, 30(2): 323 [31] Li H X. Manual of Refractory Material. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2010 (李红霞. 耐火材料手册. 北京: 冶金工业出版社, 2010) [32] Visloguzova 魪 A, Kashcheev I D, Serova L V, et al. Corundum鄄 periclase鄄carbon refractories for lining steel鄄pouring ladles. Re鄄 fract Ind Ceram, 2010, 51(1): 9 ·40·
