基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型

工程科学学报，第38卷，第4期：546554,2016年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.4:546-554,April 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.04.014:http://journals.ustb.edu.cn 基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计 算模型 李峰光)四，张建良) 1)湖北汽车工业学院材料科学与工程学院，十堰4420002)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:lemon2006@126.com 摘要根据有限元理论，采用ANSYS“生死单元”技术建立了铜冷却壁挂渣能力计算模型，计算煤气温度、冷却制度、炉渣 性质、冷却壁镶砖材质等多种因素对铜冷却壁挂渣能力的影响，得出各因素对铜冷却壁挂渣能力的影响规律.煤气温度的升 高将导致铜冷却壁挂渣能力呈指数衰减.冷却制度的改变对铜冷却壁挂渣能力的影响很微弱.炉渣挂渣温度的提升将使冷 却壁挂渣能力增强，但渣皮厚度的稳定性较差.随着炉渣导热系数的上升，渣皮厚度均匀增大.镶砖热导率的提升可显著提 升燕尾槽位置渣皮厚度.根据计算结果，本文提出了保证铜冷却壁稳定挂渣应遵循的几个原则. 关键词高炉：冷却壁：传热：保护：计算模型：数值分析 分类号TF321.4 Calculation model of the adherent dross capability of copper staves based on ANSYS birth-death element technology LI Feng-guang,ZHANG Jian-liang?) 1)School of Materials Science and Engineering,Hubei University of Automotive Technology,Shiyan 442000.China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China Corresponding author,E-mail:lemon2006@126.com ABSTRACT A model for calculating the adherent dross capability of copper cooling staves was founded by ANSYS birth-death ele- ment technology based on the finite element theory.The influences of gas temperature,cooling methods,slag properties,and cast-in- brick material on the adherent dross capability were evaluated and the corresponding influence rules were acquired.The calculation re- sults showed that the adherent dross capability of copper staves exponentially decreased with increasing gas temperature.The adjust- ment of cooling methods could hardly change the adherent dross capability.The promotion of slag's adherent temperature enhanced the adherent dross capability while weakened the stability of slag layer thickness.The improvement of slag's heat conductivity increased the slag layer thickness linearly.The increase of heat conductivity of cast-in-bricks could significantly thicken the slag layer of the dovetail groove area on the copper stave.According to these calculation results,several principles were proposed to ensure the copper stave working steadily. KEY WORDS blast furnaces;cooling staves;heat transfer:protection;computational models;numerical analysis 铜冷却壁是现代高炉最重要的冷却设备之一，常 在其表面以保护其自身和高炉炉体.自2010年以来， 用于炉腹、炉腰至炉身中下部这一高炉寿命的限制性 国内多次出现铜冷却壁大面积损毁现象口，其原因之 区域，依靠其强大的导热能力将熔融态的炉渣“冻结” 一即为在当前原燃料条件进一步恶化和治炼强度进一 收稿日期：2015-10-13 基金项目：国家科技支撑计划资助项目(2011BAC01B00):国家重点基础研究发展计划资助项目(973计划)(2012CB720400)

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期: 546--554，2016 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 4: 546--554，April 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 04． 014; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于 ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计 算模型 李峰光1) ，张建良2) 1) 湖北汽车工业学院材料科学与工程学院，十堰 442000 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: lemon2006@ 126． com 摘 要 根据有限元理论，采用 ANSYS“生死单元”技术建立了铜冷却壁挂渣能力计算模型，计算煤气温度、冷却制度、炉渣 性质、冷却壁镶砖材质等多种因素对铜冷却壁挂渣能力的影响，得出各因素对铜冷却壁挂渣能力的影响规律． 煤气温度的升 高将导致铜冷却壁挂渣能力呈指数衰减． 冷却制度的改变对铜冷却壁挂渣能力的影响很微弱． 炉渣挂渣温度的提升将使冷 却壁挂渣能力增强，但渣皮厚度的稳定性较差． 随着炉渣导热系数的上升，渣皮厚度均匀增大． 镶砖热导率的提升可显著提 升燕尾槽位置渣皮厚度． 根据计算结果，本文提出了保证铜冷却壁稳定挂渣应遵循的几个原则． 关键词 高炉; 冷却壁; 传热; 保护; 计算模型; 数值分析 分类号 TF321. 4 Calculation model of the adherent dross capability of copper staves based on ANSYS birth--death element technology LI Feng-guang1)  ，ZHANG Jian-liang2) 1) School of Materials Science and Engineering，Hubei University of Automotive Technology，Shiyan 442000，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: lemon2006@ 126． com ABSTＲACT A model for calculating the adherent dross capability of copper cooling staves was founded by ANSYS birth--death ele￾ment technology based on the finite element theory． The influences of gas temperature，cooling methods，slag properties，and cast-in￾brick material on the adherent dross capability were evaluated and the corresponding influence rules were acquired． The calculation re￾sults showed that the adherent dross capability of copper staves exponentially decreased with increasing gas temperature． The adjust￾ment of cooling methods could hardly change the adherent dross capability． The promotion of slag's adherent temperature enhanced the adherent dross capability while weakened the stability of slag layer thickness． The improvement of slag's heat conductivity increased the slag layer thickness linearly． The increase of heat conductivity of cast-in-bricks could significantly thicken the slag layer of the dovetail groove area on the copper stave． According to these calculation results，several principles were proposed to ensure the copper stave working steadily． KEY WOＲDS blast furnaces; cooling staves; heat transfer; protection; computational models; numerical analysis 收稿日期: 2015--10--13 基金项目: 国家科技支撑计划资助项目( 2011BAC01B00) ; 国家重点基础研究发展计划资助项目( 973 计划) ( 2012CB720400) 铜冷却壁是现代高炉最重要的冷却设备之一，常 用于炉腹、炉腰至炉身中下部这一高炉寿命的限制性 区域，依靠其强大的导热能力将熔融态的炉渣“冻结” 在其表面以保护其自身和高炉炉体． 自 2010 年以来， 国内多次出现铜冷却壁大面积损毁现象［1］，其原因之 一即为在当前原燃料条件进一步恶化和冶炼强度进一

李峰光等：基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 ·547 步升高的情况下，对于如何合理应用铜冷却壁的认识 本模型中存在6个边界，根据各自传热特点可归 并未相应提升，导致铜冷却壁不能稳定挂渣而造成损 为4种边界条件 坏.因此，研究铜冷却壁挂渣的影响因素以及提出量 (1)炉壳与空气间对流换热边界。高炉炉壳直接 化指标评估铜冷却壁在特定应用环境下凝结渣皮的能 与空气接触换热，它与空气间实际上存在辐射换热和 力是当前炼铁工艺研究的重要课题之一.钱亮和吴桐 对流换热两种换热方式.由于低温下辐射换热所占比 等通过假定铜冷却壁表面渣皮厚度，计算铜冷却 例不大且辐射换热系数测定困难，因此将辐射换热量 壁本体温度分布，并结合传热“反问题”数学模型开发 等效至对流换热内进行计算，即在炉壳与空气接触面 铜冷却壁渣皮厚度在线监测模型，其结果表明渣皮对 采用等效对流换热来描述传热过程，其数学解析式为 铜冷却壁有良好的保护作用：Choi等5提出采用超 x=-(亿.+，-p=a,(T-》. (2) 声波测厚法在线监测铜冷却壁渣皮厚度的方法并应用 ax 于工业生产：Ganguly和Yeh等7提出采用在铜冷却 式中：L为炉壳厚度，m;L为填料层厚度，m;a,为炉壳 壁热面布置大量热电偶等元件的方法来监测铜冷却壁 与煤气间的等效对流换热系数，W·m2℃1：t为与 热面工作状况.但是，上述模型及方法只能监测当前 炉壳接触的空气温度，℃：入，为炉壳的导热系数. 工作环境下铜冷却壁表面挂渣情况，并不能预测铜冷 (2)冷却水与铜冷却壁本体间的换热。由于本文 却壁在其他挂渣环境（煤气温度、冷却制度、炉渣性质 所研究的冷却壁为薄型轧制钻孔铜冷却壁，其冷却水 等)发生变化时铜冷却壁挂渣能力的改变.计秀兰和 通道是在壁体钻孔形成，不存在冷却水管、管一壁间气 刘增勋等9-0提出“渣皮融化迭代”分析方法，可模拟 隙等结构.因此，这种冷却壁在使用时，冷却水与壁体 渣皮的生成、脱落及再生成过程，但其研究对象为铜一 间的换热只存在一个热阻，即水与冷却壁本体的对流 钢复合冷却壁，且其模型认为铜冷却壁热面与煤气间 换热热阻.冷却水在壁体水通道内流动时与壁体间的 的对流换热系数在不同温度下均为定值，与铜冷却壁 热交换为管道内强制对流换热，其数学描述为 当前应用环境有较大差别：宝钢、鞍钢、首钢、武钢等国 (3) 内多家钢铁厂的生产实践表明，铜冷却壁冷却制度、煤 -A=a(T-. 气温度、炉料性质等多种因素对铜冷却壁的挂渣和使 a值采用如下公式进行计算： 用效果均会产生不同程度影响，但具体影响规律并不 &.=0.023xRep4 (4) 明确1.因此，通过建立模型研究各因素对铜冷却 d 壁挂渣效果的影响规律，并提出铜冷却壁在不同环境 式中：为水与管壁间的强制对流换热系数，W· 下挂渣能力的量化指标，进而明确提出当前治炼条件 m2.℃1；入为壁体导热系数，W·ml.℃1；入为水的 下铜冷却壁合理的应用制度，是目前铜冷却壁应用研 导热系数，Wm℃：卫为冷却水通道内表面法向 究中亟需解决的问题.本文采用ANSYS“生死单元” an 技术，建立铜冷却壁挂渣计算模型，可分析不同条件下 温度梯度，℃·m;1.为冷却水温度，℃：d为冷却水通 铜冷却壁热面所能凝结的最大渣皮厚度，并用该渣皮 道的当量直径，m:Re为雷诺准数：Pr为普朗特数.代 厚度值表征铜冷却壁在该环境下的挂渣能力，进而提 入普朗特数及相关参数后，计算得出模型所用冷却壁 出铜冷却壁应用所应遵循的几个原则. 管道内对流换热系数计算公式： a.=4020.44m08 (5) 1计算模型 在本研究中，不同水流速条件下水通道与壁体 1.1数学模型的建立 的换热系数均由式(5)计算. 在本模拟计算中，只计算传热体系达到平衡时的 (3)冷却壁热面与煤气间对流换热.铜冷却壁在 温度场分布，不考虑渣的熔化凝固、壁体吸热升温、冷 高炉内使用时，其热面工作状况复杂，铜冷却壁热面与 却水吸热升温等缓慢过程，即不考虑温度随时间的变 煤气间既存在对流换热，也存在辐射换热，且随着煤气 化，因此是一个稳态传热过程，采用简化后的三维稳态 温度的变化，两种换热方式所占的比例不同.一般采 传热方程来描述此传热问题： 用等效对流换热的方式描述该边界，其数学表达式为 品(a)+号(a0)+是(a)=0 -A Or =a(t.-T) (6) on (1) 式中：入为炉渣、镶砖或壁体的导热系数，W·m℃： 式中：T为传热体系中某点温度，℃：入()为材质导热 a。为炉墙热面与煤气间复合对流换热系数，W· 系数随温度的变化函数，W·m1.℃l;x、y和z分别为 m2.℃1：为煤气温度，℃. 直角坐标系坐标方向值，m. 复合对流换热系数的值受到煤气流速、温度

李峰光等: 基于 ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 步升高的情况下，对于如何合理应用铜冷却壁的认识 并未相应提升，导致铜冷却壁不能稳定挂渣而造成损 坏． 因此，研究铜冷却壁挂渣的影响因素以及提出量 化指标评估铜冷却壁在特定应用环境下凝结渣皮的能 力是当前炼铁工艺研究的重要课题之一． 钱亮和吴桐 等［2--4］通过假定铜冷却壁表面渣皮厚度，计算铜冷却 壁本体温度分布，并结合传热“反问题”数学模型开发 铜冷却壁渣皮厚度在线监测模型，其结果表明渣皮对 铜冷却壁有良好的保护作用; Choi 等［5--6］提出采用超 声波测厚法在线监测铜冷却壁渣皮厚度的方法并应用 于工业生产; Ganguly 和 Yeh 等［7--8］提出采用在铜冷却 壁热面布置大量热电偶等元件的方法来监测铜冷却壁 热面工作状况． 但是，上述模型及方法只能监测当前 工作环境下铜冷却壁表面挂渣情况，并不能预测铜冷 却壁在其他挂渣环境( 煤气温度、冷却制度、炉渣性质 等) 发生变化时铜冷却壁挂渣能力的改变． 计秀兰和 刘增勋等［9--10］提出“渣皮融化迭代”分析方法，可模拟 渣皮的生成、脱落及再生成过程，但其研究对象为铜-- 钢复合冷却壁，且其模型认为铜冷却壁热面与煤气间 的对流换热系数在不同温度下均为定值，与铜冷却壁 当前应用环境有较大差别; 宝钢、鞍钢、首钢、武钢等国 内多家钢铁厂的生产实践表明，铜冷却壁冷却制度、煤 气温度、炉料性质等多种因素对铜冷却壁的挂渣和使 用效果均会产生不同程度影响，但具体影响规律并不 明确［11--15］． 因此，通过建立模型研究各因素对铜冷却 壁挂渣效果的影响规律，并提出铜冷却壁在不同环境 下挂渣能力的量化指标，进而明确提出当前冶炼条件 下铜冷却壁合理的应用制度，是目前铜冷却壁应用研 究中亟需解决的问题． 本文采用 ANSYS“生死单元” 技术，建立铜冷却壁挂渣计算模型，可分析不同条件下 铜冷却壁热面所能凝结的最大渣皮厚度，并用该渣皮 厚度值表征铜冷却壁在该环境下的挂渣能力，进而提 出铜冷却壁应用所应遵循的几个原则． 1 计算模型 1. 1 数学模型的建立 在本模拟计算中，只计算传热体系达到平衡时的 温度场分布，不考虑渣的熔化凝固、壁体吸热升温、冷 却水吸热升温等缓慢过程，即不考虑温度随时间的变 化，因此是一个稳态传热过程，采用简化后的三维稳态 传热方程来描述此传热问题:   ( x λ( t) T  ) x +   ( y λ( t) T  ) y +   ( z λ( t) T  ) z = 0． ( 1) 式中: T 为传热体系中某点温度，℃ ; λ( t) 为材质导热 系数随温度的变化函数，W·m － 1·℃ － 1 ; x、y 和 z 分别为 直角坐标系坐标方向值，m． 本模型中存在 6 个边界，根据各自传热特点可归 为 4 种边界条件． ( 1) 炉壳与空气间对流换热边界． 高炉炉壳直接 与空气接触换热，它与空气间实际上存在辐射换热和 对流换热两种换热方式． 由于低温下辐射换热所占比 例不大且辐射换热系数测定困难，因此将辐射换热量 等效至对流换热内进行计算，即在炉壳与空气接触面 采用等效对流换热来描述传热过程，其数学解析式为 x = － ( Ls + Lf ) ，－ λk T x = αs( T － ta ) ． ( 2) 式中: Ls为炉壳厚度，m; Lf为填料层厚度，m; αs为炉壳 与煤气间的等效对流换热系数，W·m － 2·℃ － 1 ; ta为与 炉壳接触的空气温度，℃ ; λk为炉壳的导热系数． ( 2) 冷却水与铜冷却壁本体间的换热． 由于本文 所研究的冷却壁为薄型轧制钻孔铜冷却壁，其冷却水 通道是在壁体钻孔形成，不存在冷却水管、管--壁间气 隙等结构． 因此，这种冷却壁在使用时，冷却水与壁体 间的换热只存在一个热阻，即水与冷却壁本体的对流 换热热阻． 冷却水在壁体水通道内流动时与壁体间的 热交换为管道内强制对流换热，其数学描述为 － λc T n = αw ( T － tw ) ． ( 3) αw值采用如下公式进行计算: αw = 0. 023 × λw de Ｒe0. 8Pr0. 4 ． ( 4) 式中: αw 为 水 与 管 壁 间 的 强 制 对 流 换 热 系 数，W· m － 2·℃ － 1 ; λc为壁体导热系数，W·m － 1·℃ － 1 ; λw为水的 导热系数，W·m － 1·℃ － 1 ; T n为冷却水通道内表面法向 温度梯度，℃·m － 1 ; tw为冷却水温度，℃ ; de为冷却水通 道的当量直径，m; Ｒe 为雷诺准数; Pr 为普朗特数． 代 入普朗特数及相关参数后，计算得出模型所用冷却壁 管道内对流换热系数计算公式: αw = 4020. 44v 0. 8 ． ( 5) 在本研究中，不同水流速 v 条件下水通道与壁体 的换热系数均由式( 5) 计算． ( 3) 冷却壁热面与煤气间对流换热． 铜冷却壁在 高炉内使用时，其热面工作状况复杂，铜冷却壁热面与 煤气间既存在对流换热，也存在辐射换热，且随着煤气 温度的变化，两种换热方式所占的比例不同． 一般采 用等效对流换热的方式描述该边界，其数学表达式为 － λ T n = αh ( tg － T) ． ( 6) 式中: λ 为炉渣、镶砖或壁体的导热系数，W·m － 1·℃ － 1 ; αh 为 炉墙热面与煤气间复合对流换热系数，W· m － 2·℃ － 1 ; tg为煤气温度，℃ ． 复合对流换热系数 αh的值受到煤气流速、温度、 · 745 ·

·548 工程科学学报，第38卷，第4期 冷却壁热面状况等多种因素的影响，较难精确计算其 两个面处于绝热状态： 值.mkeB四等a统计并计算了实际高炉中不同 =0,2=0,2=W/2. (8) 煤气温度条件下炉墙热面的复合换热系数值，如图1 所示 不考虑模型底部与其下方的冷却壁的传热过程， 模型在高度方向上对称，在对称面处没有传热，因此冷 700 却壁在底部及高度对称面上处于绝热状态，即 60 =0,y=0,y=H2 (9) 50 式中，W为冷却壁宽度，H为冷却壁高度 400 1.2物理模型的建立 300 本研究根据一种在国内多家钢铁企业广泛使用的 200 薄型压延铜板钻孔铜冷却壁建立模型，其结构尺寸如 100 图2(a)所示.该冷却壁厚度为l15mm（含筋肋)，宽 908mm,高1970mm,在壁体热面共设置18个燕尾槽， 401 600 800100012001400 1600 煤气温度： 燕尾槽深度为40mm,燕尾槽内镶嵌碳化硅结合氮化 图1炉墙热面复合换热系数随温度变化趋势 硅砖，镶砖面积约占整个冷却壁热面的44.87%.冷却 Fig.I Variation trend of combined heat transfer coefficient with gas 壁采用“四进四出”冷却结构，在冷却壁体内等距钻孔 temperature 形成4根复合孔型的冷却水通道（如图2(b)所示，冷 对图1中曲线进行拟合得 却比表面积为0.93)，水管间距230mm,该冷却壁内设 =-1.22+72.27e 置一个热电偶测温点，用于监测壁体温度，该测温点在 (7) 高度方向上距离冷却壁上部端面1090mm,宽度方向 该拟合相关性系数R=0.9998,证明式(7)拟合 上位于冷却壁中心，插入壁体深度70mm,位于第9个 度非常好，因此研究中采用该公式计算不同煤气温度 筋肋后方 条件下煤气热面复合换热系数值.当温度升高时，煤 本研究模拟此种冷却壁在高炉内实际使用的情 气对壁体的辐射换热增强，因此其热面复合换热系数 况，并作适当假设以利于建立物理模型： 也必然是增大的，采用此公式计算的换热系数也更加 (1)冷却壁固定在炉壳上，炉壳与冷却壁体间填 符合高炉实际情况.实际生产过程中，在高炉不同高 充一定厚度的耐火捣打料，忽略冷却壁体弧度、固定螺 度方向上，煤气温度及其与冷却壁间的换热系数不同， 栓、壁体外冷却水管等微小结构 因此本文用煤气温度不同的工况来同时表征炉况变化 (2)冷却壁热面镶砖已经完全消失，在冷却壁热 或高炉不同高度处的挂渣情况. 面凝结有一定厚度的渣皮（渣皮厚度值由计算确定）， (4)冷却壁侧面、底面及对称面。在本研究中，不 只要满足传热学条件，渣皮即可存在，不考虑渣皮与冷 考虑相邻两块冷却壁间的相互传热，而模型在z=W2 却壁热面的实际结合能力 位置对称，因此该界面上也不存在传热，即冷却壁在这 (3)整个冷却壁热面与温度相同的煤气接触，炉 907.4 235235235 回©回回 R17.5 B17.5 35230 50 235.215 90 115215 00r 回回回⊙ (a) (b) 图2计算用铜冷却壁结构图.(a)冷却壁本体结构：(b)冷却水通道结构（单位：mm) Fig.2 Structure drawing of the copper stave for calculating:(a)structure of the stave body:(b)structure of water channels (unit:mm)

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 冷却壁热面状况等多种因素的影响，较难精确计算其 值． Пляшкевич 等［16］统计并计算了实际高炉中不同 煤气温度条件下炉墙热面的复合换热系数值，如图 1 所示． 图 1 炉墙热面复合换热系数随温度变化趋势 Fig． 1 Variation trend of combined heat transfer coefficient with gas temperature 对图 1 中曲线进行拟合得 αh = － 1. 22 + 72. 27et g － 507. 26 445. 15 ． ( 7) 图 2 计算用铜冷却壁结构图． ( a) 冷却壁本体结构; ( b) 冷却水通道结构( 单位: mm) Fig． 2 Structure drawing of the copper stave for calculating: ( a) structure of the stave body; ( b) structure of water channels ( unit: mm) 该拟合相关性系数 Ｒ2 = 0. 9998，证明式( 7) 拟合 度非常好，因此研究中采用该公式计算不同煤气温度 条件下煤气热面复合换热系数值． 当温度升高时，煤 气对壁体的辐射换热增强，因此其热面复合换热系数 也必然是增大的，采用此公式计算的换热系数也更加 符合高炉实际情况． 实际生产过程中，在高炉不同高 度方向上，煤气温度及其与冷却壁间的换热系数不同， 因此本文用煤气温度不同的工况来同时表征炉况变化 或高炉不同高度处的挂渣情况． ( 4) 冷却壁侧面、底面及对称面． 在本研究中，不 考虑相邻两块冷却壁间的相互传热，而模型在 z = W /2 位置对称，因此该界面上也不存在传热，即冷却壁在这 两个面处于绝热状态: － λc T z = 0，z = 0，z = W /2． ( 8) 不考虑模型底部与其下方的冷却壁的传热过程， 模型在高度方向上对称，在对称面处没有传热，因此冷 却壁在底部及高度对称面上处于绝热状态，即 － λc T y = 0，y = 0，y = H /2． ( 9) 式中，W 为冷却壁宽度，H 为冷却壁高度． 1. 2 物理模型的建立 本研究根据一种在国内多家钢铁企业广泛使用的 薄型压延铜板钻孔铜冷却壁建立模型，其结构尺寸如 图 2( a) 所示． 该冷却壁厚度为 115 mm ( 含筋肋) ，宽 908 mm，高 1970 mm，在壁体热面共设置 18 个燕尾槽， 燕尾槽深度为 40 mm，燕尾槽内镶嵌碳化硅结合氮化 硅砖，镶砖面积约占整个冷却壁热面的 44. 87% ． 冷却 壁采用“四进四出”冷却结构，在冷却壁体内等距钻孔 形成 4 根复合孔型的冷却水通道( 如图 2( b) 所示，冷 却比表面积为 0. 93) ，水管间距 230 mm，该冷却壁内设 置一个热电偶测温点，用于监测壁体温度，该测温点在 高度方向上距离冷却壁上部端面 1090 mm，宽度方向 上位于冷却壁中心，插入壁体深度 70 mm，位于第 9 个 筋肋后方． 本研究模拟此种冷却壁在高炉内实际使用的情 况，并作适当假设以利于建立物理模型: ( 1) 冷却壁固定在炉壳上，炉壳与冷却壁体间填 充一定厚度的耐火捣打料，忽略冷却壁体弧度、固定螺 栓、壁体外冷却水管等微小结构． ( 2) 冷却壁热面镶砖已经完全消失，在冷却壁热 面凝结有一定厚度的渣皮( 渣皮厚度值由计算确定) ， 只要满足传热学条件，渣皮即可存在，不考虑渣皮与冷 却壁热面的实际结合能力． ( 3) 整个冷却壁热面与温度相同的煤气接触，炉 · 845 ·

李峰光等：基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 549· 壳与温度相同的空气接触，流过冷却水通道表面的冷 却水均匀 2求解过程及计算方案 (4)考虑计算机的运算能力及冷却壁结构的对称 在前人的铜冷却壁模拟计算中，多假设冷却壁热 性，采用整个冷却壁体的114作为计算对象. 面不同位置渣皮厚度均匀，并在给定渣皮厚度的情况 根据以上假设及简化，所建立的计算物理模型如 下求解壁体温度场，进而分析炉况变化对壁体温度分 图3所示 布的影响.由于炉渣导热系数相较于铜冷却壁而言很 低，渣皮厚度的微小变化均会对壁体温度场造成很大 的影响，因此这种设定渣皮厚度的计算方法具有很大 6 的局限性.本模型采用循环迭代求解温度场，并不断 “杀死”温度超过渣熔点单元的方式来求解渣皮厚度， 即渣皮的厚度由具体的炉况确定.其基本计算过 程为： (1)给定一个较大的初始渣皮厚度，求解传热体 系温度场： (2)利用ANSYS单元生死技术“杀死”温度超过 挂渣温度的单元，即认为这部分炉渣熔化消失： (3)在“杀死”单元后新形成的炉渣热面施加煤 气对流换热边界条件，再次求解传热体系温度场； 1一炉壳：2一填料层：3一铜冷却壁本体：4一镶砖（镶渣）：5一 (4)不断重复(2)、(3)过程，直至所有渣皮热面 渣皮：6一冷却水通道 单元温度均小于挂渣温度为止，此时所得温度场即为 图3铜冷却壁计算物理模型 在该工况条件下冷却壁所能达到的稳态温度场，此时 Fig.3 Physical model of the copper stave 铜冷却壁热面所能凝结的渣皮厚度在本文中即定义为 在ANSYS建模过程中，采用冷却壁本体下部端面 该工况下铜冷却壁的挂渣能力. 一角为坐标原点，冷却壁厚度方向为x方向，冷却壁高 在本模型中，可对冷却制度、冷却壁结构、炉渣 度方向为y方向，冷却壁宽度方向为z方向，则物理模 (初渣及中间渣)性质、煤气温度等多个条件进行改 型中上部端面y=0.985m及z=0.454m面为对称面. 变，以模拟不同结构铜冷却壁在不同炉况条件下的使 物理模型结构尺寸如表1所示. 用情况.在本文中，主要讨论煤气温度、冷却制度（包 表1物理模型结构参数 含冷却水流速和冷却水温度)、炉渣性质（包含炉渣挂 Table 1 Structure parameters of the physical model mm 渣温度和导热率)、镶砖材质（导热率）几个因素的影 参数 数值 响.计算每个因素的影响时，其值在其取值范围内变 炉壳厚度 0 化，其他因素取特征值.各影响因素取值范围及特征 值如表2所示. 填料层厚度 60 铜冷却壁本体厚度 115 3计算结果及讨论 铜冷却壁本体宽度 908 3.1煤气温度变化对铜冷却壁挂渣能力的影响 铜冷却壁本体高度 1680 图4显示不同煤气温度条件下冷却壁热面渣皮的 筋肋厚度 40 存在状况，图4(a)~(m)分别对应煤气温度1200、 冷却水通道中心线距壁体冷面距离 70 1250、·1750和1800℃共13种工况条件下渣皮的存 进水通道（横向）中心线距壁体底部端面距离 110 在状况.由图可知，由于燕尾槽镶砖结构的存在，冷却 表2各影响因素变化范围及特征值 Table 2 Value ranges and characteristic values of influence factors 冷却水流速/ 炉渣导热系数/ 镶砖导热系数/ 类别 煤气温度/℃ 冷却水温度℃ 挂渣温度/℃ （ms) (Wm1.℃1) (Wm1℃-) 变化范围 1200~1800 0.5-2.5 2545 1050~1150 1.2-2.1 1.2~15 特征值 1300 2.0 35 1100 1.2 1.2

李峰光等: 基于 ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 壳与温度相同的空气接触，流过冷却水通道表面的冷 却水均匀． ( 4) 考虑计算机的运算能力及冷却壁结构的对称 性，采用整个冷却壁体的 1 /4 作为计算对象． 根据以上假设及简化，所建立的计算物理模型如 图 3 所示． 1—炉壳; 2—填料层; 3—铜冷却壁本体; 4—镶砖( 镶渣) ; 5— 渣皮; 6—冷却水通道 图 3 铜冷却壁计算物理模型 Fig． 3 Physical model of the copper stave 在 ANSYS 建模过程中，采用冷却壁本体下部端面 一角为坐标原点，冷却壁厚度方向为 x 方向，冷却壁高 度方向为 y 方向，冷却壁宽度方向为 z 方向，则物理模 型中上部端面 y = 0. 985 m 及 z = 0. 454 m 面为对称面． 物理模型结构尺寸如表 1 所示． 表 1 物理模型结构参数 Table 1 Structure parameters of the physical model mm 参数 数值 炉壳厚度 40 填料层厚度 60 铜冷却壁本体厚度 115 铜冷却壁本体宽度 908 铜冷却壁本体高度 1680 筋肋厚度 40 冷却水通道中心线距壁体冷面距离 70 进水通道( 横向) 中心线距壁体底部端面距离 110 2 求解过程及计算方案 在前人的铜冷却壁模拟计算中，多假设冷却壁热 面不同位置渣皮厚度均匀，并在给定渣皮厚度的情况 下求解壁体温度场，进而分析炉况变化对壁体温度分 布的影响． 由于炉渣导热系数相较于铜冷却壁而言很 低，渣皮厚度的微小变化均会对壁体温度场造成很大 的影响，因此这种设定渣皮厚度的计算方法具有很大 的局限性． 本模型采用循环迭代求解温度场，并不断 “杀死”温度超过渣熔点单元的方式来求解渣皮厚度， 即渣皮 的 厚 度 由 具 体 的 炉 况 确 定． 其 基 本 计 算 过 程为: ( 1) 给定一个较大的初始渣皮厚度，求解传热体 系温度场; ( 2) 利用 ANSYS 单元生死技术“杀死”温度超过 挂渣温度的单元，即认为这部分炉渣熔化消失; ( 3) 在“杀死”单元后新形成的炉渣热面施加煤 气对流换热边界条件，再次求解传热体系温度场; ( 4) 不断重复( 2) 、( 3) 过程，直至所有渣皮热面 单元温度均小于挂渣温度为止，此时所得温度场即为 在该工况条件下冷却壁所能达到的稳态温度场，此时 铜冷却壁热面所能凝结的渣皮厚度在本文中即定义为 该工况下铜冷却壁的挂渣能力． 在本模型中，可对冷却制度、冷却壁结 构、炉 渣 ( 初渣及中间渣) 性质、煤气温度等多个条件进行改 变，以模拟不同结构铜冷却壁在不同炉况条件下的使 用情况． 在本文中，主要讨论煤气温度、冷却制度( 包 含冷却水流速和冷却水温度) 、炉渣性质( 包含炉渣挂 渣温度和导热率) 、镶砖材质( 导热率) 几个因素的影 响． 计算每个因素的影响时，其值在其取值范围内变 化，其他因素取特征值． 各影响因素取值范围及特征 值如表 2 所示． 3 计算结果及讨论 3. 1 煤气温度变化对铜冷却壁挂渣能力的影响 图 4 显示不同煤气温度条件下冷却壁热面渣皮的 存在状况，图 4 ( a) ～ ( m) 分别对应煤气温度 1200、 1250、…、1750 和 1800 ℃共 13 种工况条件下渣皮的存 在状况． 由图可知，由于燕尾槽镶砖结构的存在，冷却 表 2 各影响因素变化范围及特征值 Table 2 Value ranges and characteristic values of influence factors 类别 煤气温度/℃ 冷却水流速/ ( m·s － 1 ) 冷却水温度/℃ 挂渣温度/℃ 炉渣导热系数/ ( W·m － 1·℃ － 1 ) 镶砖导热系数/ ( W·m － 1·℃ － 1 ) 变化范围 1200 ～ 1800 0. 5 ～ 2. 5 25 ～ 45 1050 ～ 1150 1. 2 ～ 2. 1 1. 2 ～ 15 特征值 1300 2. 0 35 1100 1. 2 1. 2 · 945 ·

·550 工程科学学报，第38卷，第4期 (a) (b) (c) (d) (e) () (g） (h) (i) (j) (k) () (m） 图4不同煤气温度条件下铜冷却壁热面渣皮存在状况.(a)1200℃：(b)1250℃：(c)1300℃：·：(m)1800℃ Fig.4 Existent conditions of slag skulls at different gas temperatures:(a)1200℃：(b)1250℃：(c)1300℃；：(m）1800℃ 壁热面所形成的渣皮在高度方向上存在厚度变化，筋 引起冷却壁挂渣能力的巨大变化，而这种影响在煤气 肋位置渣皮厚度较大，而镶砖位置的渣皮厚度则较小， 温度较低时尤其明显.因此，使用铜冷却壁的高炉要 这是由铜和镶砖的导热系数差异引起的.铜材由于其 严格控制边缘煤气流温度以保证冷却壁热面渣皮的稳 良好的导热性，容易在其热面形成厚度较大的渣皮，而 定性. 燕尾槽位置镶砖的导热能力则相对较差，造成该位置 渣皮厚度较小. 9 水速2.0m条件下渣皮厚度 同时，随着煤气温度的升高，渣皮厚度逐渐减薄， 30 并且燕尾槽位置渣皮厚度减薄的速度要远大于筋肋位 目25 置渣皮减薄速度.在煤气温度1200℃条件下，筋肋位 ￥20 置渣皮厚度为33mm,而镶砖位置的渣皮厚度为31 mm,渣皮厚度均匀性较好：在煤气温度1250℃条件 15 下，筋肋位置渣皮厚度为18mm,而镶砖位置的渣皮厚 10 度仅有9mm,为筋肋位置渣皮厚度的一半；当煤气温 5 度上升至1300℃以上时，镶砖位置的渣皮已经完全消 12001300 14001500160017001800 失，仅在筋肋位置存在约12.5mm的渣皮：当煤气温度 煤气温度： 为1350℃时，筋肋位置渣皮厚度继续减薄至9mm;当 图5冷却壁热面渣皮厚度（挂渣能力）随煤气温度的变化 煤气温度升至1400℃时，筋肋位置渣皮厚度仅有7 Fig.5 Variation of slag thickness (adhering dross capacity)with gas mm;而当煤气温度高于1450℃时，筋肋位置渣皮厚度 temperature 将降低至6mm左右且厚度变化较小，此时已经较难挂 3.2冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响 渣。由此可见，煤气温度变化对渣皮厚度，即冷却壁的 铜冷却壁的冷却制度是影响冷却壁的重要工作参 挂渣能力的影响效果非常显著，而传统的采用固定渣 数之一.冷却制度主要包括冷却水流速和冷却水温度 皮厚度计算冷却壁温度场的方法并不能显示筋肋位置 两方面的内容.高炉操作者们通过观察铜冷却壁本体 与镶砖位置的渣皮厚度差异，因而弱化了镶砖位置传 测温点温度变化认为，调节冷却制度可改善铜冷却壁 热的影响，导致计算得出的渣皮厚度值偏大.如文献 挂渣能力，但该观点缺乏理论支持.本文通过所建立 B]计算结果认为在煤气温度1300℃时，渣皮厚度约 的模型计算冷却水流速和冷却水温度变化对铜冷却壁 为20mm,略大于本文计算结果(12.5mm). 本体温度和热面挂渣情况的影响.考察水流速变化对 图5更直观地显示煤气温度变化对筋肋位置渣皮 结果的影响时，固定冷却水温度为35℃，冷却水流速 厚度的影响.随着煤气温度升高，渣皮厚度减薄，但减 由0.5ms1变化至2.5ms,而煤气温度由1200℃ 薄的速度有所下降.对该曲线进行拟合得： 变化至1800℃，炉壳冷面空气温度为30℃，冷却壁热 H=2.3043×10°e-+5.8,R2=0.999.(10) 面挂渣温度为1100℃：考察冷却水温度的影响时，冷 式中：H,为渣皮厚度，mmt,为煤气温度，℃.由式(10) 却水流速固定为2.0m·s1,冷却水温度由25℃变化 可知，煤气温度对铜冷却壁热面渣皮厚度（即挂渣能 至45℃，煤气温度由1200℃变化至1800℃，仍选取环 力)的影响呈现指数关系，煤气温度的微小波动均会 境温度为30℃，挂渣温度为1100℃

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 图 4 不同煤气温度条件下铜冷却壁热面渣皮存在状况． ( a) 1200 ℃ ; ( b) 1250 ℃ ; ( c) 1300 ℃ ; …; ( m) 1800 ℃ Fig． 4 Existent conditions of slag skulls at different gas temperatures: ( a) 1200 ℃ ; ( b) 1250 ℃ ; ( c) 1300 ℃ ; …; ( m) 1800 ℃ 壁热面所形成的渣皮在高度方向上存在厚度变化，筋 肋位置渣皮厚度较大，而镶砖位置的渣皮厚度则较小， 这是由铜和镶砖的导热系数差异引起的． 铜材由于其 良好的导热性，容易在其热面形成厚度较大的渣皮，而 燕尾槽位置镶砖的导热能力则相对较差，造成该位置 渣皮厚度较小． 同时，随着煤气温度的升高，渣皮厚度逐渐减薄， 并且燕尾槽位置渣皮厚度减薄的速度要远大于筋肋位 置渣皮减薄速度． 在煤气温度 1200 ℃ 条件下，筋肋位 置渣皮厚度为 33 mm，而镶砖位置的渣皮厚度为 31 mm，渣皮厚度均匀性较好; 在煤气温度 1250 ℃ 条件 下，筋肋位置渣皮厚度为 18 mm，而镶砖位置的渣皮厚 度仅有 9 mm，为筋肋位置渣皮厚度的一半; 当煤气温 度上升至 1300 ℃以上时，镶砖位置的渣皮已经完全消 失，仅在筋肋位置存在约 12. 5 mm 的渣皮; 当煤气温度 为 1350 ℃时，筋肋位置渣皮厚度继续减薄至 9 mm; 当 煤气温度升至 1400 ℃ 时，筋肋位置渣皮厚度仅有 7 mm; 而当煤气温度高于 1450 ℃ 时，筋肋位置渣皮厚度 将降低至 6 mm 左右且厚度变化较小，此时已经较难挂 渣． 由此可见，煤气温度变化对渣皮厚度，即冷却壁的 挂渣能力的影响效果非常显著，而传统的采用固定渣 皮厚度计算冷却壁温度场的方法并不能显示筋肋位置 与镶砖位置的渣皮厚度差异，因而弱化了镶砖位置传 热的影响，导致计算得出的渣皮厚度值偏大． 如文献 ［3］计算结果认为在煤气温度 1300 ℃ 时，渣皮厚度约 为 20 mm，略大于本文计算结果( 12. 5 mm) ． 图 5 更直观地显示煤气温度变化对筋肋位置渣皮 厚度的影响． 随着煤气温度升高，渣皮厚度减薄，但减 薄的速度有所下降． 对该曲线进行拟合得: Hs = 2. 3043 × 109 e － t g 65. 6560 + 5. 8，Ｒ2 = 0. 999． ( 10) 式中: Hs为渣皮厚度，mm; tg为煤气温度，℃ ． 由式( 10) 可知，煤气温度对铜冷却壁热面渣皮厚度( 即挂渣能 力) 的影响呈现指数关系，煤气温度的微小波动均会 引起冷却壁挂渣能力的巨大变化，而这种影响在煤气 温度较低时尤其明显． 因此，使用铜冷却壁的高炉要 严格控制边缘煤气流温度以保证冷却壁热面渣皮的稳 定性． 图 5 冷却壁热面渣皮厚度( 挂渣能力) 随煤气温度的变化 Fig． 5 Variation of slag thickness ( adhering dross capacity) with gas temperature 3. 2 冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响 铜冷却壁的冷却制度是影响冷却壁的重要工作参 数之一． 冷却制度主要包括冷却水流速和冷却水温度 两方面的内容． 高炉操作者们通过观察铜冷却壁本体 测温点温度变化认为，调节冷却制度可改善铜冷却壁 挂渣能力，但该观点缺乏理论支持． 本文通过所建立 的模型计算冷却水流速和冷却水温度变化对铜冷却壁 本体温度和热面挂渣情况的影响． 考察水流速变化对 结果的影响时，固定冷却水温度为 35 ℃，冷却水流速 由 0. 5 m·s － 1变化至 2. 5 m·s － 1，而煤气温度由 1200 ℃ 变化至 1800 ℃，炉壳冷面空气温度为 30 ℃，冷却壁热 面挂渣温度为 1100 ℃ ; 考察冷却水温度的影响时，冷 却水流速固定为 2. 0 m·s － 1，冷却水温度由 25 ℃ 变化 至 45 ℃，煤气温度由 1200 ℃变化至 1800 ℃，仍选取环 境温度为 30 ℃，挂渣温度为 1100 ℃ ． · 055 ·

李峰光等：基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 551 图6(a)显示不同煤气温度条件下铜冷却壁壁体 响.壁体测温点温度与冷却水温度呈现出明显的线性 测温点温度随水流速的变化关系.由图可以看出随着 趋势，随着冷却水温度的升高，壁体测温点温度也相应 冷却水流速的增加，壁体测温点的温度明显降低.以 升高.图6(b)中各曲线的斜率近似为1，即冷却水进 煤气温度1400℃这条曲线为例，当水流速由0.5ms1 水温度每升高1℃，铜冷却壁本体温度也相应上升 增加至2.5ms时，壁体测温点温度由153.7℃下降 1℃，说明降低冷却水进水温度对铜冷却壁本体温度 至104.5℃，共降低49.2℃，降幅达到32.0%.并且， 有明显的降低作用，且壁体降温幅度与冷却水降温幅 在水流速较低的情况下，增加水速对壁体的降温效果 度相同.然而，在工程实际中，冷却水温度是不可能无 将更加明显；而当水速较高时，继续增加水流速则对壁 限降低的，一般企业冷却水温度约在25~45℃范围 体的降温效果减弱.当水流速由2.0ms增加至2.5 内，即冷却水温度最多降低20℃左右.因此，采用降 ms时，壁体测温点温度由108.4℃降低至104.5℃， 低冷却水温度的方法最多能降低壁体温度20℃左右， 仅降低3.9℃，降幅为3.6%.由此可见，铜冷却壁对 单纯采用降低冷却水温度的方法来调节壁体温度是有 水流速表现出相当大的敏感性，铜冷却壁在应用时，必 一定的局限性的.由前文的分析可知，铜冷却壁对冷 须保证一定的水流速.当水流速在2.0ms以下时， 却水流速具有很大的敏感性，水速的变化可在较大的 增加水流速可有效降低铜冷却壁温度，而当水量增加 范围内调节铜冷却壁本体温度，而当水速上升至2.0 到2.0ms以上时，继续增加水流速对壁体的降温效 ms范围后，水速变化对铜冷却壁本体温度值的调节 果微乎其微，且此时即便煤气温度达到1800℃，仍能 能力迅速下降.因此，在实际操作中，建议将冷却壁本 维持冷却壁温度在其安全工作温度(250℃)以下，考 体水流速控制在2.0~2.5m·s,而当出现煤气温度 虑到供水的经济性，建议铜冷却壁在应用时维持水流 急剧变化、热面渣皮脱落等特殊情况导致壁体温度过 速在2.0-2.5ms. 高时，可采取降低冷却水进水温度的方法来降低铜冷 图6(b)显示冷却水温度对壁体测温点温度的影 却壁本体温度 煤气温度1200: (温度1250℃ 煤气温12007 350 351 3o0 是4儿01 4】 1451 楼度1500 4 月1550 101550 300 一★一煤气温度1600： '(国度1650 250 温度160) 温度1650 9一煤（温度1700℃ +一煤（温度1750℃ 气温度1700℃ 漆温度1750亡 一×-温180 4-煤气温度1800工 分 250 200 200 ★ 150 4 150 10 100 ● ● 50 50 05 15 25 30 35 40 45 冷却水速( 冷却水温度℃ 图6冷却制度对铜冷却壁壁体测温点温度的影响.()冷却水流速的影响：(b)冷却水温度的影响 Fig.6 Influence of cooling methods on the temperature of measuring points in the copper stave:(a)influence of water velocity:(b)influence of wa- ter temperature 图7显示冷却制度对铜冷却壁渣皮厚度，即挂渣 持传热体系的稳定.当水速由0.5ms变化至2.5m· 能力的影响.由图7(a)可以看出，无论在何种煤气温 s时，仅改变了冷却水与壁体间的对流换热热阻，而 度条件下，水流速的变化均不会对渣皮厚度产生较大 此热阻相对于总热阻可忽略不计，因此渣皮厚度基本 影响，即在不同煤气温度条件下，冷却水流速改变时冷 不发生变化 却壁的挂渣能力基本维持不变，这是由于铜冷却壁传 同样，如图7(b)所示，冷却水温度的变化对渣皮 热体系的热阻分布造成的.在铜冷却壁传热体系中， 厚度的影响也非常微小.在不同煤气温度条件下，冷 铜冷却壁具有优良的导热性能，其热阻在总热阻中所 却水温度由25℃增加到45℃时，渣皮厚度仅减小0.5 占比例很小；而渣层导热系数约在1.2W·m℃左 mm左右.以上分析说明，在应用铜冷却壁的高炉系统 右，约是铜冷却壁导热系数的1/300，因此渣皮热阻在 中，调整冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响很小，即 整个体系中占绝大部分.当工况发生变化时，铜冷却 寄希望于增大冷却强度来加强挂渣是不现实的.结合 壁靠调节热面渣皮厚度来改变系统整体热阻，进而维 前文的分析可知，调整冷却制度的意义在于调节铜冷

李峰光等: 基于 ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 图 6( a) 显示不同煤气温度条件下铜冷却壁壁体 测温点温度随水流速的变化关系． 由图可以看出随着 冷却水流速的增加，壁体测温点的温度明显降低． 以 煤气温度1400 ℃这条曲线为例，当水流速由0. 5 m·s － 1 增加至 2. 5 m·s － 1时，壁体测温点温度由 153. 7 ℃ 下降 至 104. 5 ℃，共降低 49. 2 ℃，降幅达到 32. 0% ． 并且， 在水流速较低的情况下，增加水速对壁体的降温效果 将更加明显; 而当水速较高时，继续增加水流速则对壁 体的降温效果减弱． 当水流速由 2. 0 m·s － 1增加至 2. 5 m·s － 1时，壁体测温点温度由 108. 4 ℃降低至 104. 5 ℃， 仅降低 3. 9 ℃，降幅为 3. 6% ． 由此可见，铜冷却壁对 水流速表现出相当大的敏感性，铜冷却壁在应用时，必 须保证一定的水流速． 当水流速在 2. 0 m·s － 1以下时， 增加水流速可有效降低铜冷却壁温度，而当水量增加 到 2. 0 m·s － 1以上时，继续增加水流速对壁体的降温效 果微乎其微，且此时即便煤气温度达到 1800 ℃，仍能 维持冷却壁温度在其安全工作温度( 250 ℃ ) 以下，考 虑到供水的经济性，建议铜冷却壁在应用时维持水流 速在 2. 0 ～ 2. 5 m·s － 1 ． 图 6( b) 显示冷却水温度对壁体测温点温度的影 响． 壁体测温点温度与冷却水温度呈现出明显的线性 趋势，随着冷却水温度的升高，壁体测温点温度也相应 升高． 图 6( b) 中各曲线的斜率近似为 1，即冷却水进 水温度每升高 1 ℃，铜冷却壁本体温度也相应上升 1 ℃，说明降低冷却水进水温度对铜冷却壁本体温度 有明显的降低作用，且壁体降温幅度与冷却水降温幅 度相同． 然而，在工程实际中，冷却水温度是不可能无 限降低的，一般企业冷却水温度约在 25 ～ 45 ℃ 范围 内，即冷却水温度最多降低 20 ℃ 左右． 因此，采用降 低冷却水温度的方法最多能降低壁体温度 20 ℃ 左右， 单纯采用降低冷却水温度的方法来调节壁体温度是有 一定的局限性的． 由前文的分析可知，铜冷却壁对冷 却水流速具有很大的敏感性，水速的变化可在较大的 范围内调节铜冷却壁本体温度，而当水速上升至 2. 0 m·s － 1范围后，水速变化对铜冷却壁本体温度值的调节 能力迅速下降． 因此，在实际操作中，建议将冷却壁本 体水流速控制在 2. 0 ～ 2. 5 m·s － 1，而当出现煤气温度 急剧变化、热面渣皮脱落等特殊情况导致壁体温度过 高时，可采取降低冷却水进水温度的方法来降低铜冷 却壁本体温度． 图 6 冷却制度对铜冷却壁壁体测温点温度的影响． ( a) 冷却水流速的影响; ( b) 冷却水温度的影响 Fig． 6 Influence of cooling methods on the temperature of measuring points in the copper stave: ( a) influence of water velocity; ( b) influence of wa￾ter temperature 图 7 显示冷却制度对铜冷却壁渣皮厚度，即挂渣 能力的影响． 由图 7( a) 可以看出，无论在何种煤气温 度条件下，水流速的变化均不会对渣皮厚度产生较大 影响，即在不同煤气温度条件下，冷却水流速改变时冷 却壁的挂渣能力基本维持不变，这是由于铜冷却壁传 热体系的热阻分布造成的． 在铜冷却壁传热体系中， 铜冷却壁具有优良的导热性能，其热阻在总热阻中所 占比例很小; 而渣层导热系数约在 1. 2 W·m － 1·℃ － 1左 右，约是铜冷却壁导热系数的 1 /300，因此渣皮热阻在 整个体系中占绝大部分． 当工况发生变化时，铜冷却 壁靠调节热面渣皮厚度来改变系统整体热阻，进而维 持传热体系的稳定． 当水速由0. 5 m·s － 1变化至2. 5 m· s － 1时，仅改变了冷却水与壁体间的对流换热热阻，而 此热阻相对于总热阻可忽略不计，因此渣皮厚度基本 不发生变化． 同样，如图 7( b) 所示，冷却水温度的变化对渣皮 厚度的影响也非常微小． 在不同煤气温度条件下，冷 却水温度由 25 ℃增加到 45 ℃时，渣皮厚度仅减小 0. 5 mm 左右． 以上分析说明，在应用铜冷却壁的高炉系统 中，调整冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响很小，即 寄希望于增大冷却强度来加强挂渣是不现实的． 结合 前文的分析可知，调整冷却制度的意义在于调节铜冷 · 155 ·

·552. 工程科学学报，第38卷，第4期 。一煤'气温度1200T 。一煤气温度1250： ·一煤气温度1200T 。-煤气性1250 煤气温度1300℃ 温度1350( s01 煤气温度1300℃ 1代1350 ◆ 1140 煤'气温度1450( ◆ 温度1400℃ 模气温度14501 (温度1500℃ 煤气温度1550 煤气温度1500℃ 提气温世1550℃ 40 a16w C ★ 气温度1600C 世 气温度1650℃ 3 -1700 +一煤气温度750℃ 40 煤气温度1750 度1800T 度1800℃ 30 25 20 20 15 10 10 05 1.0 1.5 20 25 35 40 冷却水流速ms) 冷却水温度℃ 图7冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响.()冷却水流速的影响：()冷却水温度的影响 Fig.7 Influence of cooling methods on the adhering dross capability of copper staves:(a)influence of water velocity:(b)influence of water temper- ature 却壁本体的温度，而非调节铜冷却壁挂渣能力 温度发生较大变化，在煤气温度较低时，冷却壁热面可 3.3炉渣性质对铜冷却壁挂渣能力的影响 凝结较厚的渣皮，随着煤气温度升高，渣皮厚度迅速减 近年来，原燃料条件的波动成为困扰钢铁企业的 薄，而挂渣温度越高，渣皮厚度随煤气温度变化的波动 又一难题，在不同的炉料条件下铜冷却壁操作制度应 越明显.煤气温度由1200℃变化至1400℃时，在挂渣 如何调整，是一个重要的研究方向.传统的冷却壁温 温度1050℃条件下，渣皮厚度由19.5mm变为6.0 度场计算模型由于假定渣皮厚度，不能模拟渣皮的熔 mm,共减薄69.2%；而在挂渣温度1100℃条件下，渣 化过程，因而无法考虑炉渣性质对挂渣的影响.在本 皮厚度相应由33mm减薄为7mm,共减薄78.8%：当 文中，考虑到初渣成分的波动，选取1050、1100及1150℃ 挂渣温度为1150℃时，渣皮厚度由78mm减薄至8.5 三个温度作为挂渣温度进行计算.计算挂渣温度对壁 mm,即渣皮厚度减薄了89.1%.文献9]指出在承钢 体温度和渣皮厚度的影响时，固定冷却水流速为2.0 高炉中，治炼普通矿时（挂渣温度1100℃）渣皮厚度约 m·s,冷却水温度为35℃：由于据前文分析可知煤气 为40mm,而治炼钒钛磁铁矿时（挂渣温度1150℃）渣 温度高于1400℃后，筋肋位置渣皮厚度较小且变化不 皮厚度约为79mm.本文在两种工况下的计算结果分 再明显，因此为节省计算量并使绘图更清晰，分析挂渣 别为33mm和78mm,说明本文的计算结果准确度较 温度的影响时仅考虑煤气温度在1200~1400℃范围 高.由此可见，虽然挂渣温度较高时候铜冷却壁的挂 内变化. 渣能力较强，但其挂渣能力将随煤气温度波动而刷烈 图8(a)显示挂渣温度对渣皮厚度的影响.在不 变化，当煤气流分布发生变化或者软熔带位置改变而 同挂渣温度条件下，铜冷却壁热面渣皮厚度均随煤气 造成炉况波动时极易发生渣皮脱落或者结厚：当炉渣 80(a) 60 ) 。炉诗导执系数1.2m·℃ ·一挂渣温度1050C: 70 炉渣片热系数1.5W·m,℃ 流温度1100气 -挂渣温度1150： 50 一护渣导热系数1.7Wm1,℃， 60 炉渣导热系数1.9W·m.℃ ◆一 护渣导热系数21m.℃ 50 40 ■ 40 30 30 20 20 10 10 1200 1250 1300 1350 1400 1200 1250 1310 1350 1400 煤气温度℃ 煤气温度(： 图8炉渣性质变化对铜冷却壁挂渣能力的影响.(a)炉渣挂渣温度的影响：(b)炉渣导热系数的影响 Fig.8 Influence of slag properties on the adhering dross capability of copper staves:(a)influence of adherent temperature:(b)influence of slag heat conductivity

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 图 7 冷却制度对铜冷却壁挂渣能力的影响． ( a) 冷却水流速的影响; ( b) 冷却水温度的影响 Fig． 7 Influence of cooling methods on the adhering dross capability of copper staves: ( a) influence of water velocity; ( b) influence of water temper￾ature 却壁本体的温度，而非调节铜冷却壁挂渣能力． 3. 3 炉渣性质对铜冷却壁挂渣能力的影响 近年来，原燃料条件的波动成为困扰钢铁企业的 又一难题，在不同的炉料条件下铜冷却壁操作制度应 如何调整，是一个重要的研究方向． 传统的冷却壁温 度场计算模型由于假定渣皮厚度，不能模拟渣皮的熔 化过程，因而无法考虑炉渣性质对挂渣的影响． 在本 图 8 炉渣性质变化对铜冷却壁挂渣能力的影响． ( a) 炉渣挂渣温度的影响; ( b) 炉渣导热系数的影响 Fig． 8 Influence of slag properties on the adhering dross capability of copper staves: ( a) influence of adherent temperature; ( b) influence of slag heat conductivity 文中，考虑到初渣成分的波动，选取 1050、1100 及1150 ℃ 三个温度作为挂渣温度进行计算． 计算挂渣温度对壁 体温度和渣皮厚度的影响时，固定冷却水流速为 2. 0 m·s － 1，冷却水温度为 35 ℃ ; 由于据前文分析可知煤气 温度高于 1400 ℃后，筋肋位置渣皮厚度较小且变化不 再明显，因此为节省计算量并使绘图更清晰，分析挂渣 温度的影响时仅考虑煤气温度在 1200 ～ 1400 ℃ 范围 内变化． 图 8( a) 显示挂渣温度对渣皮厚度的影响． 在不 同挂渣温度条件下，铜冷却壁热面渣皮厚度均随煤气 温度发生较大变化，在煤气温度较低时，冷却壁热面可 凝结较厚的渣皮，随着煤气温度升高，渣皮厚度迅速减 薄，而挂渣温度越高，渣皮厚度随煤气温度变化的波动 越明显． 煤气温度由 1200 ℃变化至 1400 ℃时，在挂渣 温度 1050 ℃ 条件下，渣皮厚度 由 19. 5 mm 变 为 6. 0 mm，共减薄 69. 2% ; 而在挂渣温度 1100 ℃ 条件下，渣 皮厚度相应由 33 mm 减薄为 7 mm，共减薄 78. 8% ; 当 挂渣温度为 1150 ℃ 时，渣皮厚度由 78 mm 减薄至 8. 5 mm，即渣皮厚度减薄了 89. 1% ． 文献［9］指出在承钢 高炉中，冶炼普通矿时( 挂渣温度 1100 ℃ ) 渣皮厚度约 为 40 mm，而冶炼钒钛磁铁矿时( 挂渣温度 1150 ℃ ) 渣 皮厚度约为 79 mm． 本文在两种工况下的计算结果分 别为 33 mm 和 78 mm，说明本文的计算结果准确度较 高． 由此可见，虽然挂渣温度较高时候铜冷却壁的挂 渣能力较强，但其挂渣能力将随煤气温度波动而剧烈 变化，当煤气流分布发生变化或者软熔带位置改变而 造成炉况波动时极易发生渣皮脱落或者结厚; 当炉渣 · 255 ·

李峰光等：基于ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 ·553 的挂渣温度较低时，铜冷却壁挂渣能力相对减弱，但此 择炉身中部耐火材料的方式并未考虑到材料性能变化 种性质的炉渣对温度波动的适应能力较强，能在一个 对铜冷却壁本体温度及挂渣过程的影响，而传统的铜 较大的煤气温度区间内使铜冷却壁维持稳定的挂渣能 冷却壁挂渣计算模型也并未考虑耐火材料性能对渣皮 力因此，对于不同的高炉，必须根据其原料条件及炉 厚度的影响.在本研究中，考虑炉腹炉腰及炉身中下 况条件进行操作调整，使边缘煤气流温度与初渣挂渣 部采用导热率分别为5、10和15W·m.℃三种材 温度相匹配以稳定铜冷却壁的挂渣能力.在实际的生 质的镶砖材料及燕尾槽位置镶砖完全被炉渣代替共4 产操作中，虽然初渣的成分较难控制，但当渣皮频繁脱 种情况下冷却壁本体的温度分布及铜冷却壁热面挂渣 落时，可通过调整炉料结构等手段控制初渣的软熔特 情况.计算过程中，选取挂渣温度为1150℃，冷却水流 性，进而达到稳定铜冷却壁挂渣能力的目的. 速为2.0ms,冷却水进水温度为35℃；同样，煤气 在铜冷却壁挂渣过程中，炉渣的导热率是渣皮厚 温度超过1400℃后筋肋位置渣皮厚度较小且变化不 度的另一个重要影响因素.通常认为，单纯的高炉炉 明显，而燕尾槽位置已经无法挂渣，因此出于节省计算 渣的导热系数约为1.2W·m1.℃17，而在高炉初渣 量和图表清晰的考虑，仅考虑煤气温度1200~1400℃ 中通常混入一定量的已还原的铁珠，铁珠的体积分数 范围内变化 因治炼条件和原料条件的不同而在0~25%之间波 图9(a)显示镶砖材质变化对铜冷却壁热面筋肋 动，铁珠的含量必将导致渣皮导热系数的变化.由图8 位置渣皮厚度的影响.无论在何种煤气温度条件下， (b)可知，随着炉渣导热率的升高，渣皮厚度明显增 镶砖材质由5Wm.℃变至10W·m.℃时对筋 大，煤气温度较低时渣皮厚度增加的速度较大，随着煤 肋位置渣皮厚度的影响均很微弱：而当燕尾槽位置镶 气温度升高，增速逐渐减缓.在煤气温度1200℃条件 砖完全被炉渣取代时，燕尾槽位置的渣皮则明显减薄 下，炉渣导热系数由1.2W·m1.℃增加至2.1W· 图9(b)则显示镶砖材质对燕尾槽位置渣皮厚度的影 m1.℃时，渣皮厚度由33mm增加至59mm,增加了 响规律.由图可知在低煤气温度环境下，镶砖材质变 78.8%.在煤气温度1400℃条件下，渣皮厚度则由7 化对燕尾槽位置渣皮厚度影响不大：而随着煤气温度 mm增加至11mm,增幅为57%.这说明炉渣导热率的 升高，镶砖导热率的变化对该位置渣皮厚度影响逐渐 不同将对铜冷却壁的挂渣能力产生较大影响，且在低 增加.在煤气温度1400℃条件下，当镶砖导热率为5 温区炉渣导热系数的变化对挂渣能力的影响更加 W·m.℃-时，燕尾槽位置渣皮厚度为6mm;当镶砖 明显. 导热率提高至15W·m.℃时，该位置渣皮厚度为9 3.4镶砖材质对铜冷却壁挂渣能力的影响 mm,即渣皮厚度增加了50%：而燕尾槽位置镶砖完全 应用铜冷却壁的经济性之一即体现在它能节省大 被炉渣取代时，燕尾槽位置将无法凝结渣皮.上述分 量的优质耐火材料.通常认为，在炉腹炉腰至炉身下 析说明镶砖导热系数的增加有利于在燕尾槽位置形成 部区域，耐火材料难以长久维持存在，一般在开炉1~ 厚度较大的渣皮，并减小燕尾槽位置与筋肋位置渣皮 2a内被磨损殆尽，而至多在燕尾槽内维持一定厚度的 厚度的差异性，使渣皮热面更加平整，进而减小炉料及 镶砖，国内多座高炉的拆炉实践证明了上述结论.应 煤气流对渣皮热面的冲刷力，增强铜冷却壁挂渣的稳 用铜冷却壁后，由于其热面容易形成渣皮，因此常在铜 定性.因此，铜冷却壁应采用导热率较高且寿命较长 冷却壁热面镶嵌100~120mm普通耐火材料.这种选 的镶砖，本文建议采用热导率为10~15W·m1.℃1 90) h 80 镶砖子热系数12Wm',℃ 80 。-壤砖导热系数12W·m,℃1 。镶砖导热系数5.0Wm1.℃， -镶砖导热系数5.0W·m':℃ ▲-寝传导热系数100W·m+.℃ 砖导热系数0.0W·m.℃ -镶砖导热系数15.0·m1.℃ 60 -镶砖导热系数15.0N·m.气 6) 50 40 30 20 20 10 1200 1250 1300 1350 140 121 1250 1300 I350 1400 煤气温度无 煤气温度无 图9镶砖材质对铜冷却壁挂渣能力的影响.()镶砖热导率对筋肋位置的影响：()镶砖热导率对燕尾槽位置的影响 Fig.9 Influence of cast-in-brick material on the adhering dross capability of copper staves:(a)influence on the rib area:(b)influence on the dove- tail groove area

李峰光等: 基于 ANSYS“生死单元”技术的铜冷却壁挂渣能力计算模型 的挂渣温度较低时，铜冷却壁挂渣能力相对减弱，但此 种性质的炉渣对温度波动的适应能力较强，能在一个 较大的煤气温度区间内使铜冷却壁维持稳定的挂渣能 力． 因此，对于不同的高炉，必须根据其原料条件及炉 况条件进行操作调整，使边缘煤气流温度与初渣挂渣 温度相匹配以稳定铜冷却壁的挂渣能力． 在实际的生 产操作中，虽然初渣的成分较难控制，但当渣皮频繁脱 落时，可通过调整炉料结构等手段控制初渣的软熔特 性，进而达到稳定铜冷却壁挂渣能力的目的． 在铜冷却壁挂渣过程中，炉渣的导热率是渣皮厚 度的另一个重要影响因素． 通常认为，单纯的高炉炉 渣的导热系数约为1. 2 W·m － 1·℃ － 1［17］，而在高炉初渣 中通常混入一定量的已还原的铁珠，铁珠的体积分数 因冶炼条件和原料条件的不同而在 0 ～ 25% 之间波 动，铁珠的含量必将导致渣皮导热系数的变化． 由图 8 ( b) 可知，随着炉渣导热率的升高，渣皮厚度明显增 大，煤气温度较低时渣皮厚度增加的速度较大，随着煤 气温度升高，增速逐渐减缓． 在煤气温度 1200 ℃ 条件 下，炉渣导热系数由 1. 2 W·m － 1·℃ － 1 增加至 2. 1 W· m － 1·℃ － 1时，渣皮厚度由 33 mm 增加至 59 mm，增加了 78. 8% ． 在煤气温度 1400 ℃ 条件下，渣皮厚度则由 7 mm 增加至 11 mm，增幅为 57% ． 这说明炉渣导热率的 不同将对铜冷却壁的挂渣能力产生较大影响，且在低 温区炉渣导热系数的变化对挂渣能力的影响更加 明显． 图 9 镶砖材质对铜冷却壁挂渣能力的影响． ( a) 镶砖热导率对筋肋位置的影响; ( b) 镶砖热导率对燕尾槽位置的影响 Fig． 9 Influence of cast-in-brick material on the adhering dross capability of copper staves: ( a) influence on the rib area; ( b) influence on the dove￾tail groove area 3. 4 镶砖材质对铜冷却壁挂渣能力的影响 应用铜冷却壁的经济性之一即体现在它能节省大 量的优质耐火材料． 通常认为，在炉腹炉腰至炉身下 部区域，耐火材料难以长久维持存在，一般在开炉 1 ～ 2 a 内被磨损殆尽，而至多在燕尾槽内维持一定厚度的 镶砖，国内多座高炉的拆炉实践证明了上述结论． 应 用铜冷却壁后，由于其热面容易形成渣皮，因此常在铜 冷却壁热面镶嵌 100 ～ 120 mm 普通耐火材料． 这种选 择炉身中部耐火材料的方式并未考虑到材料性能变化 对铜冷却壁本体温度及挂渣过程的影响，而传统的铜 冷却壁挂渣计算模型也并未考虑耐火材料性能对渣皮 厚度的影响． 在本研究中，考虑炉腹炉腰及炉身中下 部采用导热率分别为 5、10 和 15 W·m － 1·℃ － 1 三种材 质的镶砖材料及燕尾槽位置镶砖完全被炉渣代替共 4 种情况下冷却壁本体的温度分布及铜冷却壁热面挂渣 情况． 计算过程中，选取挂渣温度为1150 ℃，冷却水流 速为 2. 0 m·s － 1，冷却水进水温度为 35 ℃ ; 同样，煤气 温度超过 1400 ℃ 后筋肋位置渣皮厚度较小且变化不 明显，而燕尾槽位置已经无法挂渣，因此出于节省计算 量和图表清晰的考虑，仅考虑煤气温度 1200 ～ 1400 ℃ 范围内变化． 图 9( a) 显示镶砖材质变化对铜冷却壁热面筋肋 位置渣皮厚度的影响． 无论在何种煤气温度条件下， 镶砖材质由 5 W·m － 1·℃ － 1变至 10 W·m － 1·℃ － 1时对筋 肋位置渣皮厚度的影响均很微弱; 而当燕尾槽位置镶 砖完全被炉渣取代时，燕尾槽位置的渣皮则明显减薄． 图 9( b) 则显示镶砖材质对燕尾槽位置渣皮厚度的影 响规律． 由图可知在低煤气温度环境下，镶砖材质变 化对燕尾槽位置渣皮厚度影响不大; 而随着煤气温度 升高，镶砖导热率的变化对该位置渣皮厚度影响逐渐 增加． 在煤气温度 1400 ℃ 条件下，当镶砖导热率为 5 W·m － 1·℃ － 1时，燕尾槽位置渣皮厚度为 6 mm; 当镶砖 导热率提高至 15 W·m － 1·℃ － 1时，该位置渣皮厚度为 9 mm，即渣皮厚度增加了 50% ; 而燕尾槽位置镶砖完全 被炉渣取代时，燕尾槽位置将无法凝结渣皮． 上述分 析说明镶砖导热系数的增加有利于在燕尾槽位置形成 厚度较大的渣皮，并减小燕尾槽位置与筋肋位置渣皮 厚度的差异性，使渣皮热面更加平整，进而减小炉料及 煤气流对渣皮热面的冲刷力，增强铜冷却壁挂渣的稳 定性． 因此，铜冷却壁应采用导热率较高且寿命较长 的镶砖，本文建议采用热导率为 10 ～ 15 W·m － 1·℃ － 1 · 355 ·

·554· 工程科学学报，第38卷，第4期 的镶砖. tems,2010:330 [6]Choi S W,Kim D.On-ine ultrasonic system for measuring thick- 4结论 ness of the copper stave in the blast fumnace.Rey Prog Quant Nondestr Eval,2012,1430(16):1715 (1)煤气温度的升高将会导致铜冷却壁挂渣能力 Ganguly A.Reddy AS,Kumar A.Process visualization and diag- 呈指数下降，在实际生产中应尽量维持合理并稳定的 nostic models using real time data of blast fumnaces at Tata Steel. 边缘煤气流温度以保证铜冷却壁稳定挂渣. S01mt,2010,50(7):1010 (2)调整铜冷却壁冷却制度的意义在于调节冷却 8] Yeh C P,Ho C K,Yang R J.Conjugate heat transfer analysis of 壁本体温度，保护铜冷却壁自身，而并非调整铜冷却壁 copper staves and sensor bars in a blast furnace for various refrac- 的挂渣能力.建议铜冷却壁冷却水流速控制在2.0~ tory lining thickness.Int Commun Heat Mass Transfer,2012,39 2.5ms,在条件允许的情况下采用尽可能低的冷却 (1):58 [9]Ji X L,Liu Z X,Lii Q,et,al.Analysis on slag skull on BF cop- 水温度. per cooling stave for vanadium-bearing titaniferous magnetite smel- (3)挂渣温度较高时铜冷却壁的挂渣能力较强， ting.Iron Steel Vanadium Titanium,2012,33(1):55 但其挂渣能力随煤气温度波动较大：炉渣的挂渣温度 (计秀兰，刘增勋，吕庆，等.治炼钒钛磁铁矿高炉的铜冷却 较低时，铜冷却壁挂渣能力相对减弱，但能在一个较大 壁挂渣分析.钢铁钒钛，2012,33(1)：55) 的煤气温度区间内使铜冷却壁维持稳定的挂渣能力. 00] Liu Z X,Li Z,Chai Q F,et,al.Heat transfer analysis of slag 因此，在实际的生产操作中，应通过调整炉料结构等手 skull growth for BF copper stave.Iron Steel,2010,45(8):7 (刘增勋，李哲，柴清风，等.高炉铜冷却壁渣皮生长传热分 段合理控制初渣的软熔特性，进而达到稳定铜冷却壁 析.钢铁，2010,45(8)：7) 挂渣能力的目的.炉渣导热系数的提高可明显增强铜 [11]Zhu R L.Ju QZ.Operation conditions of copper cooling stave 冷却壁的挂渣能力. for blast fumace and suggestion.Ironmaking,2012,31(3):10 (4)铜冷却壁燕尾槽内应采用热导率为10~15 (朱仁良，居勤章.铜冷却壁高炉操作现象及思考.炼铁， W·m1.℃1且寿命较长的镶砖以保证铜冷却壁稳定 2012,31(3):10) 挂渣. [12]Wang B H,Zhang H Y,Che Y M.Heat load management of copper cooling stave for BF in Anshan Iron and Steel Co.Ltd Ironmaking,2008,27(2):1 参考文献 (王宝海，张洪宇，车玉满.鞍钢铜冷却壁高炉的热负荷管 [1]Li F G,Zhang J L,Wei L,et,al.Application status and damage 理.炼铁，2008,27(2)：1) reason analysis of copper stave//2012 National Conference on BF [13]Zhao Z H,Tian J C.Operation practice on thin furnace lining Long-ampaign and High Blast Temperature Technology.Beijing, with copper cooling stave of Angang new No.3 BF.Angang 2012:46 Technol,2007,44(6):38 (李峰光，张建良，魏丽，等.铜冷却壁使用现状及破损原因 (赵正洪，田景长.鞍钢新3号高炉铜冷却壁薄炉村操作实 浅析1/2012年全国高炉长寿及高风温技术研讨会.北京， 践.鞍钢技术，2007,44(6)：38) 2012:46) [14]Zhang H S,Ma H B,Chen J,et al.The practice of copper cool- ]Qian L,ChengS S.Realizing the self-protect ability of a blast fur- ing stave application for Shougang No.2 BF.J Iron Steel Res Int, nace cooling system with copper stave.J Unir Sci Technol Beijing, 2009,16(2):883 2006,28(11):1052 [15]Yang J L,Pan X T.Operation characteristics of WISGCOS No. (钱亮，程素森.高炉铜冷却壁自保护能力的实现.北京科技 1 BF with copper cooling staves and thin liner.fronmaking, 大学学报，2006,28(11)：1052) 2004,23(3):7 3]Wu T,Cheng SS.Recommendations on reasonable operation of (杨佳龙，潘协田.武钢1号高炉铜冷却壁薄炉村操作特点 BF copper stave.Iron Steel,2011,46(10)11 炼铁，2004,23(3)：7) (吴桐，程树森.高炉铜冷却壁合理操作建议.钢铁，2011， 06) IInamkeBn A C.CrpenoB KK,openneH6epr A C.Thermal 46(10):11) optimal analysis of the BF cooling system and lining parameters. 4]Wu T,Cheng S S.BF lining erosion and adhering dross model of Seel,1976(3):209 copper stave and its industrialization realize.Ironmaking.2011, 30(5):26 napaMeTpoB yreposkn H cHcTeMBl oxakneHns maxTbl (吴桐，程素森.高炉铜冷却壁炉衬侵蚀挂渣模型及工业实 AOMeHHon nevt.Cranb,1976(3):209) 现.炼铁，2011,30(5)：26) [17]Wang X L.and A of BF Ironmaking.3rd Ed.Beijing:Metal- [5]Choi S W,Yoo J L,Choi T H,et al.Measuring thickness of the lurgical Industry Press,2013 copper stave in blast fumnace using ultrasonic technique in cooling (王筱留.高炉生产知识问答.第3版.北京：治金工业出版 line /International Conference on Control,Automation and Sys- 社，2013)

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 的镶砖． 4 结论 ( 1) 煤气温度的升高将会导致铜冷却壁挂渣能力 呈指数下降，在实际生产中应尽量维持合理并稳定的 边缘煤气流温度以保证铜冷却壁稳定挂渣． ( 2) 调整铜冷却壁冷却制度的意义在于调节冷却 壁本体温度，保护铜冷却壁自身，而并非调整铜冷却壁 的挂渣能力． 建议铜冷却壁冷却水流速控制在 2. 0 ～ 2. 5 m·s － 1，在条件允许的情况下采用尽可能低的冷却 水温度． ( 3) 挂渣温度较高时铜冷却壁的挂渣能力较强， 但其挂渣能力随煤气温度波动较大; 炉渣的挂渣温度 较低时，铜冷却壁挂渣能力相对减弱，但能在一个较大 的煤气温度区间内使铜冷却壁维持稳定的挂渣能力． 因此，在实际的生产操作中，应通过调整炉料结构等手 段合理控制初渣的软熔特性，进而达到稳定铜冷却壁 挂渣能力的目的． 炉渣导热系数的提高可明显增强铜 冷却壁的挂渣能力． ( 4) 铜冷却壁燕尾槽内应采用热导率为 10 ～ 15 W·m － 1·℃ － 1且寿命较长的镶砖以保证铜冷却壁稳定 挂渣． 参 考 文 献 ［1］ Li F G，Zhang J L，Wei L，et，al． Application status and damage reason analysis of copper stave / / 2012 National Conference on BF Long-campaign and High Blast Temperature Technology． Beijing， 2012: 46 ( 李峰光，张建良，魏丽，等． 铜冷却壁使用现状及破损原因 浅析/ /2012 年全国高炉长寿及高风温技术研讨会． 北 京， 2012: 46) ［2］ Qian L，Cheng S S． Ｒealizing the self-protect ability of a blast fur￾nace cooling system with copper stave． J Univ Sci Technol Beijing， 2006，28( 11) : 1052 ( 钱亮，程素森． 高炉铜冷却壁自保护能力的实现． 北京科技 大学学报，2006，28( 11) : 1052) ［3］ Wu T，Cheng S S． Ｒecommendations on reasonable operation of BF copper stave． Iron Steel，2011，46( 10) : 11 ( 吴桐，程树森． 高炉铜冷却壁合理操作建议． 钢铁，2011， 46( 10) : 11) ［4］ Wu T，Cheng S S． BF lining erosion and adhering dross model of copper stave and its industrialization realize． Ironmaking，2011， 30( 5) : 26 ( 吴桐，程素森． 高炉铜冷却壁炉衬侵蚀挂渣模型及工业实 现． 炼铁，2011，30( 5) : 26) ［5］ Choi S W，Yoo J L，Choi T H，et al． Measuring thickness of the copper stave in blast furnace using ultrasonic technique in cooling line / / International Conference on Control，Automation and Sys￾tems，2010: 330 ［6］ Choi S W，Kim D． On-line ultrasonic system for measuring thick￾ness of the copper stave in the blast furnace． Ｒev Prog Quant Nondestr Eval，2012，1430( 16) : 1715 ［7］ Ganguly A，Ｒeddy A S，Kumar A． Process visualization and diag￾nostic models using real time data of blast furnaces at Tata Steel． ISIJ Int，2010，50( 7) : 1010 ［8］ Yeh C P，Ho C K，Yang Ｒ J． Conjugate heat transfer analysis of copper staves and sensor bars in a blast furnace for various refrac￾tory lining thickness． Int Commun Heat Mass Transfer，2012，39 ( 1) : 58 ［9］ Ji X L，Liu Z X，Lü Q，et，al． Analysis on slag skull on BF cop￾per cooling stave for vanadium-bearing titaniferous magnetite smel￾ting． Iron Steel Vanadium Titanium，2012，33( 1) : 55 ( 计秀兰，刘增勋，吕庆，等． 冶炼钒钛磁铁矿高炉的铜冷却 壁挂渣分析． 钢铁钒钛，2012，33( 1) : 55) ［10］ Liu Z X，Li Z，Chai Q F，et，al． Heat transfer analysis of slag skull growth for BF copper stave． Iron Steel，2010，45( 8) : 7 ( 刘增勋，李哲，柴清风，等． 高炉铜冷却壁渣皮生长传热分 析． 钢铁，2010，45( 8) : 7) ［11］ Zhu Ｒ L，Ju Q Z． Operation conditions of copper cooling stave for blast furnace and suggestion． Ironmaking，2012，31( 3) : 10 ( 朱仁良，居勤章． 铜冷却壁高炉操作现象及思考． 炼铁， 2012，31( 3) : 10) ［12］ Wang B H，Zhang H Y，Che Y M． Heat load management of copper cooling stave for BF in Anshan Iron and Steel Co． Ltd． Ironmaking，2008，27( 2) : 1 ( 王宝海，张洪宇，车玉满． 鞍钢铜冷却壁高炉的热负荷管 理． 炼铁，2008，27( 2) : 1) ［13］ Zhao Z H，Tian J C． Operation practice on thin furnace lining with copper cooling stave of Angang new No． 3 BF． Angang Technol，2007，44( 6) : 38 ( 赵正洪，田景长． 鞍钢新 3 号高炉铜冷却壁薄炉衬操作实 践． 鞍钢技术，2007，44( 6) : 38) ［14］ Zhang H S，Ma H B，Chen J，et al． The practice of copper cool￾ing stave application for Shougang No． 2 BF． J Iron Steel Ｒes Int， 2009，16( 2) : 883 ［15］ Yang J L，Pan X T． Operation characteristics of WISGCO＇S No． 1 BF with copper cooling staves and thin liner． Ironmaking， 2004，23( 3) : 7 ( 杨佳龙，潘协田． 武钢 1 号高炉铜冷却壁薄炉衬操作特点． 炼铁，2004，23( 3) : 7) ［16］ Пляшкевич A C，Стpелoв К К，фpeйденбepr A C． Thermal optimal analysis of the BF cooling system and lining parameters． Steel，1976( 3) : 209 ( Тeплoтeхничeckий aнaлиз oптимaлbнoro cooтнoшeния пapaметpoв футepoвkи и cиcтемвl oхлaждения шaхтbl дoменнoй пeчи． Стaлb，1976( 3) : 209) ［17］ Wang X L． Q and A of BF Ironmaking． 3rd Ed． Beijing: Metal￾lurgical Industry Press，2013 ( 王筱留． 高炉生产知识问答． 第 3 版． 北京: 冶金工业出版 社，2013) · 455 ·