高炉炉缸死焦堆受力分析与计算

D01:10.13374.ism1001053x.2009.07.28 第31卷第7期 北京科技大学学报 Vol.31 No.7 2009年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing JuL 2009 高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 朱进锋1)赵宏博2》 程树森2》 潘宏伟2》 1)中治京诚工程技术有限公司.北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院北京100083 摘要建立了一个特殊情况下死焦堆在炉缸中的受力模型。推导出了最小死铁层深度的计算公式并用某高炉解剖数据进 行了验证结果表明该模型可靠.在此基础上提出了一般条件下的死料柱受力模型，推出了一个用于估算一般情况下死焦堆 浮起高度的公式并讨论了死焦堆浮起高度与炉渣液面高度的关系. 关键词高炉炉缸：死铁层：死料柱：受力分析 分类号TF512 Force analysis and calculation of deadman in a blast furnace hearth ZHU Jin-feng ZHAO Hong-bo2.CHENG Shu-sen2.PAN Hong-we2) 1)MCC Capital Engineering Research Incorporation Ltd,Beijing 100083.China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing.Bijng 100083.China ABSTRACT A model to analyze foroes on deadman in a hearth under a special condition w as constructed and a method to calculate the minimum depth of salamander w as put forw ard.Proved by data from a dissected blast furnace (BF),the calculation method w as perfect.On the base of the former model.a new model for deadman force analysis on the general condition was built,a reliable for- mula to estimate the height of deadman floating was deduced and the relationship be tw een deadman floating height and liquid slag surface w as discussed. KEY WORDS blast furnace hearth;salamander;deadman:force analysis 死焦堆的状态对铁水的流动方式有很大的影 流动的，这种流动正是造成炉缸炉底侵蚀的主要原 响：沉坐在炉底的死料柱容易导致铁水环流。引起炉 因之一；其次死铁层深度的概念有些模糊，目前国内 缸产生“蒜头状”的侵蚀。而死铁层过深又易使炉底 设计的死铁层深度一般取炉缸直径的20%，导致设 铁水静压力过大，导致炉底砖缝渗铁严重.因此只 计的深度与实际生产中考虑泥包厚度和出铁角度下 要死铁层深度能够使炉缸内的死焦堆“浮起”，就不 的深度相差很大，可能在铁水出尽时其浮力不足以 宜过度增加死铁层深度可.计算表明，死焦堆 使死料柱浮起。 沉入炉缸铁水内是必然的，其差别只是沉入深度不 为了能更好地指导高炉死铁层的设计，必须有 同，而且沉入深度随高炉容积的增大而加深.事实 方便、可靠的方法进行精确的核算与论证.虽然目 上死焦堆沉入炉缸的深度占炉缸铁水深度的比例还前有很多这方面的研究，也推导出了不少理论或经 与炉缸铁水深度有关而不仅仅取决于死焦堆及高 验公式G四，但要么太复杂，要么不具通用性，难以 炉的有效炉容.在设计高炉时，即使同样容积的高 满足科学设计的要求.鉴于此，本文在朱清天等 炉死铁层的深度也有很大差异，传统的死铁层设计 提出的计算模型的基础上进行了补充和完善，并结 经验公式的指导性已经弱化9.特别是对于死铁层 合某高炉解剖的数据对该模型进行了验证：最后在 的概念目前有两个误区9：首先死铁层内的铁水是 此基础上建立了一般条件下死料柱的受力模型，推 收稿日期：200806-27 基金项目：国家自然科学基金资助项目(N。.60672145):国家“十一五”支撑计划（巨型高炉长寿技术）资助项目 作者简介：朱进锋(1981一，男，顾士研究生；程树森(1964一).男，教授.博土，Emal:chengsusen@meta.usth.cd.m

高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 朱进锋1) 赵宏博2) 程树森2) 潘宏伟2) 1)中冶京诚工程技术有限公司, 北京 100083 2)北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 摘 要 建立了一个特殊情况下死焦堆在炉缸中的受力模型, 推导出了最小死铁层深度的计算公式, 并用某高炉解剖数据进 行了验证, 结果表明该模型可靠.在此基础上提出了一般条件下的死料柱受力模型, 推出了一个用于估算一般情况下死焦堆 浮起高度的公式, 并讨论了死焦堆浮起高度与炉渣液面高度的关系. 关键词 高炉炉缸;死铁层;死料柱;受力分析 分类号 TF512 Force analysis and calculation of deadman in a blast furnace hearth ZHU Jin-feng 1), ZHAO Hong-bo 2), CHENG Shu-sen 2), PAN Hong-wei 2) 1)MCC C apital Engineering &Research Incorporation Ltd., Beijing 100083 , China 2)School of Met allurgical and Ecologi cal Engineering , University of Science and T echnology Beijing , Beijing 100083 , China ABSTRACT A mo del to analyze fo rces on deadman in a hearth under a special condition w as constructed and a metho d to calculate the minimum depth of salamander w as put forw ard.Proved by da ta from a dissected blast furnace(BF), the calculation method w as perfect .On the base of the fo rmer model , a new model fo r deadman force analysis on the general condition was built , a reliable for￾mula to estimate the height of deadman floa ting was deduced, and the relationship be tw een deadman floating height and liquid slag surface w as discussed . KEY WORDS blast furnace hearth ;salamander;deadman ;force analysis 收稿日期:2008-06-27 基金项目:国家自然科学基金资助项目(No .60672145);国家“十一五”支撑计划 (巨型高炉长寿技术)资助项目 作者简介:朱进锋(1981—), 男, 硕士研究生;程树森(1964—), 男, 教授, 博士, E-mail:chengsusen@metall.ustb.edu.cn 死焦堆的状态对铁水的流动方式有很大的影 响:沉坐在炉底的死料柱容易导致铁水环流, 引起炉 缸产生“蒜头状”的侵蚀, 而死铁层过深又易使炉底 铁水静压力过大, 导致炉底砖缝渗铁严重.因此只 要死铁层深度能够使炉缸内的死焦堆“浮起” , 就不 宜过度增加死铁层深度[ 1-6] .计算表明[ 7] , 死焦堆 沉入炉缸铁水内是必然的, 其差别只是沉入深度不 同,而且沉入深度随高炉容积的增大而加深.事实 上死焦堆沉入炉缸的深度占炉缸铁水深度的比例还 与炉缸铁水深度有关, 而不仅仅取决于死焦堆及高 炉的有效炉容.在设计高炉时, 即使同样容积的高 炉死铁层的深度也有很大差异 , 传统的死铁层设计 经验公式的指导性已经弱化[ 8] .特别是对于死铁层 的概念目前有两个误区 [ 9] :首先死铁层内的铁水是 流动的, 这种流动正是造成炉缸炉底侵蚀的主要原 因之一 ;其次死铁层深度的概念有些模糊 ,目前国内 设计的死铁层深度一般取炉缸直径的 20 %, 导致设 计的深度与实际生产中考虑泥包厚度和出铁角度下 的深度相差很大, 可能在铁水出尽时其浮力不足以 使死料柱浮起. 为了能更好地指导高炉死铁层的设计, 必须有 方便 、可靠的方法进行精确的核算与论证 .虽然目 前有很多这方面的研究 , 也推导出了不少理论或经 验公式[ 10-12] ,但要么太复杂 ,要么不具通用性, 难以 满足科学设计的要求 .鉴于此 , 本文在朱清天等 [ 9] 提出的计算模型的基础上进行了补充和完善 ,并结 合某高炉解剖的数据对该模型进行了验证 ;最后在 此基础上建立了一般条件下死料柱的受力模型, 推 第 31 卷 第 7 期 2009 年 7 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .31 No.7 Jul.2009 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2009.07.028

第7期 朱进锋等：高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 ·907。 出了最小死铁层深度计算公式和一个比较可行的估 算一般条件下死料柱浮起高度的公式，为高炉设计 和广大高炉操作者判断炉内死料柱状况提供参考. 铁 1高炉死料柱受力分析 图1为运行中的高炉炉料分布示意图.上部为 层深 度h 块状带，风口回旋区附近出现圆锥形的死料柱，该料 柱浸泡在炉缸的渣铁液中.为研究死焦堆在高炉生 产过程中的状态，将整个死料柱视为一个受力的单 图2最小死铁层深度 元体，则作用其上的力有重力G、煤气浮力P、铁水 Fig 2 Minimum salamander depth 浮力F:、渣层浮力F,和炉壁摩擦力∫（如果料柱沉 坐炉底还有炉底对料柱的支撑力F。).死料柱在炉 1.1整个料柱重力G的计算 缸内的行为（沉浮）应取决于上述诸力合力的作用结 高炉整个料柱包括块状带、软融带、滴落带和死 果.如果垂直向下的合力(G一P一F一F。一f)大 料柱.假设高炉内充满炉料，且炉料仅包括矿石和 于零，则死料柱沉坐炉底，否则死料柱将浮在渣铁水 焦炭，根据吨铁所需矿石和焦炭可求得料柱的平均 中1. 密度（每3炉料所含矿石和焦炭的质量），从而由 高炉容积计算近似得到炉料总重力.计算料柱重力 公式如下： G=Gk+Ga (2) 块状带 (1)块状带与软融带重力Gk计算.块状带是 PAV 位于软融带以上至料面的区域其炉料由矿石和焦 炭组成：软融带由软化的矿石和焦窗构成，炉料虽然 ,焦窗 发生软化，但混合密度基本与块状带差不多，且其厚 滴落带 软融带 度较薄计算时将软融带和块状带合为一体计算. 其重力表达如下： 问旋区 风口 风口 G=Pmg△V (3) 焦炭 死焦堆 死焦堆墨 式中，Pm为块状带的平均密度，kg"m3;△V为块 铁口 渣■ 铁 状带所占体积m3;g为重力加速度，981ms2. 铁■ 由于块状带和软融带均由矿石和焦炭组成，对 图1高炉炉料分布 应一定的原料条件（入炉矿石品位）、冶炼强度和焦 Fig.I Burden distribution in BF 比，炉料中的矿焦比就确定了.其炉料混合密度计 算如下： 为保证死料柱在高炉生产过程中始终保持浮起 状态，设计死铁层深度应在某一临界值以上.在高 p。=I二e)(m+me) (4) mo/P。+mc/Pe 炉排尽渣铁时炉缸内液面高度最低，如果此时死料 式中，e为块状带炉料平均孔隙度：P。、P。分别为矿 柱能浮起，就能保证一直处于浮起状态，即死铁层的 石、焦炭的真密度，kg°m’;mo、mc分别为吨铁消 最小设计值为此刻死焦堆浸入铁水的深度（图2）. 此时由于铁口以上的炉渣和铁水全部排出，炉缸仅 耗的矿石和焦炭m。=02kgT',TPe为矿石品 剩下铁水，浮起的高炉料柱仅受到自身重力、煤气浮 位，% 力、铁水浮力和炉壁摩擦力的作用.假设料柱整体 为方便建立模型，假设风口以上除回旋区外全 静止，则存在以下受力平衡（由于炉料在下落，壁摩 为块状带炉料，铁口至炉喉段称为高炉的有效容积， 擦力方向向上)： 则块状带和软融带的体积计算如下： G=P+Fi+ (1) △V=V-'H-Vm-NVRw (5) 式中，G为料柱重力，N;P为煤气浮力，N;F:为铁 式中，V为高炉有效容积m3;Va为铁口至风口段 水浮力，N;f为壁摩擦力，N. 体积，近似VH=AhH,m3;hH为铁口到风口中心线

出了最小死铁层深度计算公式和一个比较可行的估 算一般条件下死料柱浮起高度的公式, 为高炉设计 和广大高炉操作者判断炉内死料柱状况提供参考 . 1 高炉死料柱受力分析 图 1 为运行中的高炉炉料分布示意图, 上部为 块状带,风口回旋区附近出现圆锥形的死料柱 ,该料 柱浸泡在炉缸的渣铁液中 .为研究死焦堆在高炉生 产过程中的状态 ,将整个死料柱视为一个受力的单 元体 ,则作用其上的力有重力 G 、煤气浮力 P 、铁水 浮力 Fi 、渣层浮力 Fs 和炉壁摩擦力 f(如果料柱沉 坐炉底还有炉底对料柱的支撑力 Fb).死料柱在炉 缸内的行为(沉浮)应取决于上述诸力合力的作用结 果.如果垂直向下的合力(G -P -F i -Fs -f)大 于零 ,则死料柱沉坐炉底 ,否则死料柱将浮在渣铁水 中[ 13] . 图 1 高炉炉料分布 Fig.1 Bu rden distribution in BF 为保证死料柱在高炉生产过程中始终保持浮起 状态,设计死铁层深度应在某一临界值以上.在高 炉排尽渣铁时炉缸内液面高度最低 ,如果此时死料 柱能浮起 ,就能保证一直处于浮起状态 ,即死铁层的 最小设计值为此刻死焦堆浸入铁水的深度(图 2). 此时由于铁口以上的炉渣和铁水全部排出, 炉缸仅 剩下铁水 ,浮起的高炉料柱仅受到自身重力、煤气浮 力、铁水浮力和炉壁摩擦力的作用 .假设料柱整体 静止, 则存在以下受力平衡(由于炉料在下落, 壁摩 擦力方向向上): G =P +Fi +f (1) 式中 , G 为料柱重力, N ;P 为煤气浮力 ,N ;Fi 为铁 水浮力,N ;f 为壁摩擦力 ,N . 图 2 最小死铁层深度 Fig.2 Minimum salamander depth 1.1 整个料柱重力 G 的计算 高炉整个料柱包括块状带、软融带、滴落带和死 料柱 .假设高炉内充满炉料 ,且炉料仅包括矿石和 焦炭 ,根据吨铁所需矿石和焦炭可求得料柱的平均 密度(每 m 3 炉料所含矿石和焦炭的质量), 从而由 高炉容积计算近似得到炉料总重力 .计算料柱重力 公式如下: G =Gk +Gd (2) (1)块状带与软融带重力 Gk 计算 .块状带是 位于软融带以上至料面的区域, 其炉料由矿石和焦 炭组成 ;软融带由软化的矿石和焦窗构成 ,炉料虽然 发生软化,但混合密度基本与块状带差不多,且其厚 度较薄, 计算时将软融带和块状带合为一体计算. 其重力表达如下: Gk =ρmg ΔV (3) 式中, ρm 为块状带的平均密度 , kg·m -3 ;ΔV 为块 状带所占体积, m 3 ;g 为重力加速度 , 9.81 m·s -2 . 由于块状带和软融带均由矿石和焦炭组成 ,对 应一定的原料条件(入炉矿石品位)、冶炼强度和焦 比 ,炉料中的矿焦比就确定了.其炉料混合密度计 算如下 : ρm = (1 -ε)(mo +mc) mo/ ρo +mc/ ρc (4) 式中 , ε为块状带炉料平均孔隙度;ρo 、ρc 分别为矿 石 、焦炭的真密度, kg·m -3 ;mo 、mc 分别为吨铁消 耗的矿石和焦炭, mo = 1 000 TFe , kg·t -1 ;TFe 为矿石品 位 , %. 为方便建立模型, 假设风口以上除回旋区外全 为块状带炉料,铁口至炉喉段称为高炉的有效容积, 则块状带和软融带的体积计算如下: ΔV =V -VH -V T -N V RW (5) 式中 , V 为高炉有效容积, m 3 ;VH 为铁口至风口段 体积 ,近似 VH =AhH , m 3 ;hH 为铁口到风口中心线 第 7 期 朱进锋等:高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 · 907 ·

。908 北京科技大学学报 第31卷 距离，m;A为炉缸横截面积，A=πD2/4,m2:D为 保证死焦堆浮起的最小死铁层深度为： 炉缸直径，m:Vr为炉喉空区所占体积，近似T= h=P8△r+DgHI-a)-P-f (P-Pe)(1-Ea)gA (12) 牙d异h,m3:dr为炉喉直径m:h:为料线深度，m: 2结果与讨论 w为单个回旋区体积，近似Vw=石娘w,m: 2.1模型准确性验证 dRw为回旋区深度，m;N为风口个数. (1)炉役前期验证.为验证上述计算方法的准 (2)滴落带与死料柱中焦炭重力G:计算.滴 确性，以某高炉生产数据进行验证计算，各参数如 落带和死焦堆一样都是由焦炭构成，只是滴落带孔 下：V=125m3,D=3.2m,hH=1.65m,dr=2.7 隙度比死料柱要大.为方便研究料柱受力，将二者 m,hr=l.8m,dw=0.7m,N=8,e=0.55,ea= 一起计算，其重力如下： Ga=PegA(hH+h)(1-Ea) 0.3,p=3520kg°m3,0e=990kg‘m3,me=435 (6) kgt,TFe=059,△p=0.9X103Pau=0.0015 式中，hH为铁口到风口中心线距离，m:h为铁口至 ms1,dp=0.02m,P=7000kgm-3.根据式(12) 死料柱底部深度，m:e:为死焦堆孔隙度. 计算得到要保证出铁后死焦堆刚好浮起的最小死铁 1.2煤气浮力P的计算 煤气浮力计算公式如下 层深度h=0.91m,而高炉的实际设计死铁层深度 为0.304m,可见在炉役初期死焦堆是沉坐在炉底 P=p广Pp- 2 A (7) 的. 式中，pu为鼓风压力，Pa;pp为炉顶压力，Pa;v:为 该高炉拆炉后发现的死料柱在渣铁水中的分布 风口处鼓风风速，ms;0为炉渣密度，kgm3: 如图3所示.炉底侵蚀死铁层加深至1.35m,死料 为风口处鼓风损失系数，通常取=1.1. 柱浸泡在渣层中的深度为0.9m,浸泡在铁层中的 深度为0.6m.由于设计死铁层深度仅0.304m,远 13炉壁摩擦力f的计算 根据炉壁摩擦力计算的经验公式可得？ 小于死料柱浸泡在铁层中的深度，如果出完渣铁，死 =2A.r05825g0为 料柱必然进一步下沉.设计死铁层深度过浅，炉役 A023 (8) 初期死料柱必然沉坐炉底这与估算结论一致. 式中，u为炉料下降速度，msl;dp为炉料平均粒 炉缸-11m L=I m 径，m. 上沿。 风▣ 风口 0.6m 回旋区 14渣层浮力F,的计算 根据浮力公式得： 焦炭 00 F=PsgAhs (1-Ea) (9) 经 铁口人 渣+焦炭 式中，h:为渣层厚度，m:A,为炉渣密度，kgm3. 泥包 铁+焦炭 1.5铁水浮力F的计算 根据浮力公式得： 因 3.4m Fi=PigAhi(1-ed) (10) 式中，h:为死料柱浸入铁水深度，m:A:为铁水密度， 图3死料柱在渣铁水中的状态 kg'm3. Fig.3 State of deadman in liquid slag and iron 16炉底对料柱支撑力F的计算 (2)炉役后期验证.解剖后发现高炉容积明显 当死料柱处于浮起状态时，炉底对料柱支撑力 扩大，死铁层加深至L.35m,而且实际解剖时发现 为零：当死料柱沉坐炉底时，整个料柱重力、煤气浮 死料柱浮起0.6m,考虑到炉役后期炉形发生变化， 力、炉壁摩擦力、渣铁水浮力与炉底对料柱的支撑力 实际炉容变为136m3,炉缸直径变为3.41m,相关 平衡，合力为零.因此有： 参数经调整后代入估算公式计算得到的最小死铁层 0,料柱浮起 F={G-P-一F.-F,料柱沉坐 (11) 深度为0.89m.此时炉缸死铁层深度为1.35m,可 见后期死料柱完全能够浮起. 17最小死铁层深度计算 通过高炉解剖得到的炉役后期渣铁在炉缸中的 将G、P、F:和f的计算公式代入式(1)可得到 分布来反推保证死料柱浮起的最小死铁层深度，并

距离, m ;A 为炉缸横截面积 , A =πD 2 /4 , m 2 ;D 为 炉缸直径 , m ;V T 为炉喉空区所占体积 ,近似 VT = π 4 d 2 T hT , m 3 ;d T 为炉喉直径, m ;hT 为料线深度, m ; VRW为单个回旋区体积 , 近似 V RW = π 6 d 3 RW , m 3 ; dRW为回旋区深度, m ;N 为风口个数 . (2)滴落带与死料柱中焦炭重力 Gd 计算.滴 落带和死焦堆一样都是由焦炭构成 ,只是滴落带孔 隙度比死料柱要大.为方便研究料柱受力 , 将二者 一起计算 ,其重力如下: Gd =ρcgA(hH +h)(1 -εd) (6) 式中 , hH 为铁口到风口中心线距离 , m ;h 为铁口至 死料柱底部深度 , m ;εd 为死焦堆孔隙度. 1.2 煤气浮力 P 的计算 煤气浮力计算公式如下[ 13] : P = pbl -p top -ξ ρgv 2 t 2 A (7) 式中, pbl为鼓风压力, Pa ;ptop为炉顶压力 , Pa ;v t 为 风口处鼓风风速 , m·s -1 ;ρg 为炉渣密度 , kg·m -3 ;ξ 为风口处鼓风损失系数, 通常取 ξ=1.1 . 1.3 炉壁摩擦力 f 的计算 根据炉壁摩擦力计算的经验公式可得[ 9] f =2 ρm V u 0.5 d 0.25 P g 0.75 A 0.25 (8) 式中 , u 为炉料下降速度 , m·s -1 ;d P 为炉料平均粒 径, m . 1.4 渣层浮力 Fs 的计算 根据浮力公式得 : Fs =ρsgAh s(1 -εd) (9) 式中 , hs 为渣层厚度 , m ;ρs 为炉渣密度 , kg·m -3 . 1.5 铁水浮力 Fi 的计算 根据浮力公式得 : Fi =ρi gAhi(1 -εd) (10) 式中, hi 为死料柱浸入铁水深度, m ;ρi 为铁水密度 , kg·m -3 . 1.6 炉底对料柱支撑力 Fb 的计算 当死料柱处于浮起状态时 ,炉底对料柱支撑力 为零 ;当死料柱沉坐炉底时 ,整个料柱重力、煤气浮 力、炉壁摩擦力 、渣铁水浮力与炉底对料柱的支撑力 平衡 ,合力为零 .因此有 : Fb = 0 ,料柱浮起 G -P -f -Fs -F i ,料柱沉坐 (11) 1.7 最小死铁层深度计算 将 G 、P 、Fi 和 f 的计算公式代入式(1)可得到 保证死焦堆浮起的最小死铁层深度为 : h = ρmg ΔV +ρcgV H(1 -εd)-P -f (ρi -ρc)(1 -εd)gA (12) 2 结果与讨论 2.1 模型准确性验证 (1)炉役前期验证.为验证上述计算方法的准 确性 ,以某高炉生产数据进行验证计算 , 各参数如 下 :V =125 m 3 , D =3.2 m , hH =1.65 m , d T =2.7 m , h T =1.8 m , d RW =0.7 m , N =8 , ε=0.55 , εd = 0.3 , ρo =3 520 kg·m -3 , ρc =990 kg·m -3 , mc =435 kg·t -1 , TFe =0.59 , Δp =0.9 ×10 5 Pa , u =0.001 5 m·s -1 , d P =0.02m , ρi =7 000 kg·m -3 .根据式(12) 计算得到要保证出铁后死焦堆刚好浮起的最小死铁 层深度 h =0.91 m , 而高炉的实际设计死铁层深度 为 0.304 m ,可见在炉役初期死焦堆是沉坐在炉底 的 . 该高炉拆炉后发现的死料柱在渣铁水中的分布 如图 3 所示 .炉底侵蚀死铁层加深至 1.35 m ,死料 柱浸泡在渣层中的深度为 0.9 m , 浸泡在铁层中的 深度为 0.6 m .由于设计死铁层深度仅 0.304 m ,远 小于死料柱浸泡在铁层中的深度 ,如果出完渣铁 ,死 料柱必然进一步下沉 .设计死铁层深度过浅, 炉役 初期死料柱必然沉坐炉底, 这与估算结论一致. 图3 死料柱在渣铁水中的状态 Fig.3 St at e of deadman in liquid slag and iron (2)炉役后期验证.解剖后发现高炉容积明显 扩大,死铁层加深至 1.35 m , 而且实际解剖时发现 死料柱浮起 0.6 m ,考虑到炉役后期炉形发生变化, 实际炉容变为 136 m 3 , 炉缸直径变为 3.41 m , 相关 参数经调整后代入估算公式计算得到的最小死铁层 深度为 0.89 m .此时炉缸死铁层深度为 1.35 m ,可 见后期死料柱完全能够浮起 . 通过高炉解剖得到的炉役后期渣铁在炉缸中的 分布来反推保证死料柱浮起的最小死铁层深度, 并 · 908 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

第7期 朱进锋等：高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 ·909。 验证前面推导的计算公式的准确性， 理论计算结果与实际解剖推算值的误差为6.3%， 图3表明，炉役后期死料柱浸泡在渣层中的深 说明该计算方法是比较可靠的. 度为0.9m,浸泡在铁层中的深度为0.6m,且死料 2.2一般情况下高炉料柱状态判断 柱浮起0.6m.如果打开铁口排放掉全部的炉渣 通过获取高炉的设计参数和操作数据，可以利 (0.9m深)，死料柱浸入铁水的深度会加深至0.95 用式(12)来判断死料柱在高炉出铁完毕后死铁层深 m.此时炉缸死铁层为1.35m,深度足够使死料柱 度是否足以使其浮起.为了更加准确地描述一般状 浮起（浮起0.4m).可见炉役后期要使死料柱刚好 态下死料柱在炉缸中的状态，以及与之对应的炉渣 浮起，最小炉缸死铁层深度为095m.按照炉役后 液面高度，在上述模型的基础上建立了一般条件下 期炉形尺寸计算得到的最小死铁层深度为089m, 的死料柱受力模型，模型如图4所示. 风口早一士 风口早一士 中心线 中心线 ● 00 ● 渣+焦炭 ● 铁口 泥包 铁口、 ● ● 泥包 ● 铁水+焦灵 铁水+焦灵 铁水 佚水 D D (a) (b) 图4一般情况下死料柱受力模型.(a)出铁结束：(b)开铁口前 Fig.4 Force analysis model of deadman under the general condition:(a)tapping ending:(b)before tapping 如果不考虑出铁时炉渣滞留炉缸和出铁时渣铁 Pmg△V-P-f 液面的弯曲，认为铁口打开后渣铁液面水平下降. L=gA(k.+9)1-a)+ 观察一个出铁周期，在出铁结束时，炉渣全部排出， 铁水液面到达铁口平面无法再排出，铁口来风堵口 h。2h+品 ko+ (图4(a):在堵上铁口后，炉内开始积聚渣铁，铁水 令 液面开始超过铁口中心线，炉渣位于铁层上方，也按 a= emgAv-p-fPch-(00c)h 一定速度上升，直至开铁口前（图4）). gA(kP+Pi)(1-Ed) kos+Pi 将死料柱浸入铁水与炉渣中的深度分别代入炉 kP.十9 λ=(0-P)(k+1) 渣、铁水浮力计算公式后，得炉渣浮力： 可以得到一般情况下死料柱浮起高度： F3=PgAKLi(1-Ed) (13) he=AH-ha (k+1) (16) 铁水浮力： 式中，H,为炉渣液面距离铁口的高度，m;a为与高 Fi=PigA (h+Li-he)(1-ea) (14) 炉设计参数和实际操作数据有关的常数，m;入为与 整个料柱重力G的计算公式调整为： 高炉炉况相关的常数：h为设计死铁层深度，m. G=Pmg△V+Peg[VH+A(h-he】(1-ea) 从式(16)可以得出以下结果. (15) (1)对于某一特定高炉，参数α仅与高炉设计 式中，L:为死铁层上方铁层深度，m;h。为死料柱浮 参数和实际操作数据有关，且是一常数.一旦炉况 起高度，m,h。正值表示浮起负值表示料柱沉坐炉 一定，只要测出了炉渣液面距离铁口的高度H,就 底：c为炉渣，铁水深度比，K=y合Y为渣比。 可以估算出死料柱浮起高度h。,通常炉渣液面高度 H,是可知的. 由死料柱浮起时受力平衡得到G=P+∫十F,十 (2)将某高炉炉役后期炉形参数与操作参数代 F,并将各项的表达式代入可得到死铁层上方铁层 入式(16)，浮起高度与炉渣液面高度的关系如图5. 深度Li: 从图5可以看出，当H,为0时，浮起高度为

验证前面推导的计算公式的准确性 . 图 3 表明, 炉役后期死料柱浸泡在渣层中的深 度为 0.9 m ,浸泡在铁层中的深度为 0.6 m , 且死料 柱浮起 0.6 m .如果打开铁口排放掉全部的炉渣 (0.9 m 深),死料柱浸入铁水的深度会加深至 0.95 m .此时炉缸死铁层为 1.35 m , 深度足够使死料柱 浮起(浮起 0.4 m).可见炉役后期要使死料柱刚好 浮起 ,最小炉缸死铁层深度为 0.95 m .按照炉役后 期炉形尺寸计算得到的最小死铁层深度为 0.89 m , 理论计算结果与实际解剖推算值的误差为 6.3 %, 说明该计算方法是比较可靠的. 2.2 一般情况下高炉料柱状态判断 通过获取高炉的设计参数和操作数据, 可以利 用式(12)来判断死料柱在高炉出铁完毕后死铁层深 度是否足以使其浮起.为了更加准确地描述一般状 态下死料柱在炉缸中的状态 ,以及与之对应的炉渣 液面高度 ,在上述模型的基础上建立了一般条件下 的死料柱受力模型 ,模型如图 4 所示 . 图 4 一般情况下死料柱受力模型.(a)出铁结束;(b)开铁口前 Fig.4 Force analysis model of deadman under the general condition:(a)t apping ending ;(b)bef ore t apping 如果不考虑出铁时炉渣滞留炉缸和出铁时渣铁 液面的弯曲, 认为铁口打开后渣铁液面水平下降 . 观察一个出铁周期 , 在出铁结束时, 炉渣全部排出 , 铁水液面到达铁口平面无法再排出 ,铁口来风堵口 (图 4(a));在堵上铁口后 ,炉内开始积聚渣铁, 铁水 液面开始超过铁口中心线 ,炉渣位于铁层上方 ,也按 一定速度上升, 直至开铁口前(图 4(b)). 将死料柱浸入铁水与炉渣中的深度分别代入炉 渣、铁水浮力计算公式后 ,得炉渣浮力: F s =ρsgAκLi(1 -εd) (13) 铁水浮力 : Fi =ρigA(h +Li -hc)(1 -εd) (14) 整个料柱重力 G 的计算公式调整为 : G =ρmg ΔV +ρcg[ V H +A(h -hc)] (1 -εd) (15) 式中, Li 为死铁层上方铁层深度, m ;hc 为死料柱浮 起高度 , m , h c 正值表示浮起, 负值表示料柱沉坐炉 底;κ为炉渣 、铁水深度比 , κ=γ ρi ρs ;γ为渣比. 由死料柱浮起时受力平衡得到 G=P +f +F s + F i ,并将各项的表达式代入可得到死铁层上方铁层 深度 Li : Li = ρm g ΔV -P -f gA(kρs +ρi)(1 -εd)+ ρch H -(ρi -ρc)h kρs +ρi + ρi -ρc kρs +ρi hc . 令 a = ρm gΔV -P -f gA(kρs +ρi)(1 -εd) + ρchH -(ρi -ρc)h kρs +ρi , λ= kρs +ρi (ρi -ρc)(k +1), 可以得到一般情况下死料柱浮起高度 : hc =λHs -λa(k +1) (16) 式中, Hs 为炉渣液面距离铁口的高度 , m ;a 为与高 炉设计参数和实际操作数据有关的常数, m ;λ为与 高炉炉况相关的常数;h 为设计死铁层深度, m . 从式(16)可以得出以下结果 . (1)对于某一特定高炉 , 参数 a 仅与高炉设计 参数和实际操作数据有关 , 且是一常数 .一旦炉况 一定, 只要测出了炉渣液面距离铁口的高度 Hs , 就 可以估算出死料柱浮起高度 hc , 通常炉渣液面高度 Hs 是可知的. (2)将某高炉炉役后期炉形参数与操作参数代 入式(16),浮起高度与炉渣液面高度的关系如图 5 . 从图 5 可以看出, 当 Hs 为 0 时, 浮起高度为 第 7 期 朱进锋等:高炉炉缸死焦堆受力分析与计算 · 909 ·

。910· 北京科技大学学报 第31卷 2.0 死料堆刚好保持浮起状态的最小死铁层深度的计算 1.6 h-0.78H+0.45 公式.通过实际数据验证，结果表明公式可靠 12 (2)利用获取的实际数据对某高炉保持死料柱 一直浮起的死铁层深度进行了计算，得出该高炉的 0.8 最小死铁层深度为091m.表明该高炉设计死铁层 0.4 深度(0.304m)太浅.初期阶段死料柱沉坐炉底：后 0.5 1.0 1.51.652.0 期炉底被侵蚀。死铁层加深，死料柱开始浮起 液面高度，H/m (3)采用推导出的两个公式（式(12）和式(16)) 图5死料柱浮起高度与炉渣液面的关系 得出的计算结果基本相同，而且一般条件下的计算 Fig.5 Relat ion betw een deadman floating height and liquid slag sur 公式有更加广泛的使用价值：从该高炉解剖数据可 face 以推算出炉役后期保证死料柱一直浮起的最小死铁 0.45m,相当于图4(a)的情形：铁口以上的渣铁全 层深度约为0.95m,虽然与炉役后期的理论计算值 部排出，死料柱浮起0.45m.根据前面讨论的炉役 (0.89m)有6.3%的误差，但依然可以说明该计算 后期料柱状态，如果打开铁口排放掉全部的炉渣 方法是有效、可靠的. (0.9m深)，死料柱浸入铁水的深度会加深至0.95 (4)死料柱浮起高度与炉渣液面高度为线性关 m.此时炉缸死铁层为1.35m,死料柱会浮起0.40 系，不同的高炉其斜率基本相同，但根据高炉参数不 m;如果使用估算最小死铁层公式(12)计算，死料柱 同，直线上移或者下移.如果知道了炉渣液面在高 浸泡在铁水中的深度应该为0.89m,估算的浮起高 炉治炼过程中的变化，就可以利用式(16)推算出死 度为0.46m,与式(16)的计算结果基本一致. 料柱随着时间变化在炉内运动的情况，这必将为高 (3)式(16)比式(12)的实用性更广，不仅可以 炉操作提供理论指导. 用来计算一般情形下的料柱浮起程度（但计算的浮 起值小于等于0时，表示料柱沉坐炉底)，而且还可 参考文献 以替代式(12)来估算最小死铁层深度，判断死料柱 【刂Zhao M G.Study n Physical and Numerical Simulationo时 的沉坐、浮起状态. Flow and Heat Transfer in Blast Furnace Hearth and Bottom (4)式(16)表明死料柱浮起高度与炉渣液面高 Dissertation].Beijing:Uriversity of Science and Technology Beijing.2006:54 度为线性关系，不同的高炉其斜率基本相同，但根据 (赵民革.高炉炉红炉底流动及传热物理与数值模拟研究学 高炉参数不同，直线上移或者下移（图6）：若死铁层 位论刘.北京：北京科技大学，2006.54) 深度过浅，液面上升时，料柱一直沉坐，浮起高度为 [2 Zhao M G.Sun T L.Cheng S S et al.Numerical simulation of 0(图6中情形(3)，当液面足够高时开始浮起.但 fluid flow in blast furnace hearth.J fron Steel Res Int,2005.12 是，炉渣液面高度在一个出铁周期内上升有限，而且 (6):5 最高不能超过风口，所以对于某些高炉来说死料柱 [3 Standish N.Campebell P J.Analysis of liquid flow in blast fur nace hearths.Trans ISI,1984.24:709 有可能在整个治炼过程中一直沉坐炉底， 4 Kurita K.A stuly of wear profile of blast furnace hearth affected 2.0 by fhid flow ad heat transfer /Proceedings of the Ist Interna- 浮起(1) timnal Congress of Science and Techmology of Iron-making. 1.6 刚好浮起 Sendai:ISIJ.1994:284 1.2 ◆(2) [5 Dash S K.Jha D N.AjmaniS K.Optimization of taphole argle 0.8 to minimize flow induced wall shear stress on the hearth.Iron 沉坐3) making Steelmaking.2004 31(3):207 [6 SilvaS N.Vernill F.Justus S M.Wear mechanism for blast fur 0.5 10 1.5 2.0 nace hearth refractory lining.Ironmaking Steelmaking,2005, 液面高度.Hm 32(6):459 [n Blast Furnace Phenomeron and Modeling.The Iron and Steel 图6不同高炉的死料柱浮起高度 Institute of Japun 1987:395 Fig 6 Deadman fbating height of different BFs I8 Zhu Y X.Calculation m ethod of blast furnace salamander depth. 3结论 Iron making,2005.24(2):21 (朱远星.关于高炉死铁层深度的计算方法.炼铁2005,24 (1)根据死料柱受力分析，得出了保证出铁后 (2):21)

图 5 死料柱浮起高度与炉渣液面的关系 Fig.5 Relation betw een deadman floating hei gh t and liquid slag sur￾face 0.45 m , 相当于图 4(a)的情形:铁口以上的渣铁全 部排出,死料柱浮起 0.45 m .根据前面讨论的炉役 后期料柱状态 , 如果打开铁口排放掉全部的炉渣 (0.9 m 深),死料柱浸入铁水的深度会加深至 0.95 m .此时炉缸死铁层为 1.35 m ,死料柱会浮起 0.40 m ;如果使用估算最小死铁层公式(12)计算 ,死料柱 浸泡在铁水中的深度应该为 0.89 m , 估算的浮起高 度为 0.46 m ,与式(16)的计算结果基本一致 . (3)式(16)比式(12)的实用性更广 , 不仅可以 用来计算一般情形下的料柱浮起程度(但计算的浮 起值小于等于 0 时 ,表示料柱沉坐炉底), 而且还可 以替代式(12)来估算最小死铁层深度, 判断死料柱 的沉坐、浮起状态. (4)式(16)表明死料柱浮起高度与炉渣液面高 度为线性关系, 不同的高炉其斜率基本相同, 但根据 高炉参数不同, 直线上移或者下移(图 6);若死铁层 深度过浅 ,液面上升时 , 料柱一直沉坐, 浮起高度为 0(图 6 中情形(3)),当液面足够高时开始浮起.但 是,炉渣液面高度在一个出铁周期内上升有限 ,而且 最高不能超过风口, 所以对于某些高炉来说, 死料柱 有可能在整个冶炼过程中一直沉坐炉底 . 图 6 不同高炉的死料柱浮起高度 Fig.6 Deadman floating height of different BFs 3 结论 (1)根据死料柱受力分析, 得出了保证出铁后 死料堆刚好保持浮起状态的最小死铁层深度的计算 公式.通过实际数据验证 ,结果表明公式可靠 . (2)利用获取的实际数据对某高炉保持死料柱 一直浮起的死铁层深度进行了计算, 得出该高炉的 最小死铁层深度为 0.91 m .表明该高炉设计死铁层 深度(0.304 m)太浅, 初期阶段死料柱沉坐炉底;后 期炉底被侵蚀,死铁层加深 ,死料柱开始浮起. (3)采用推导出的两个公式(式(12)和式(16)) 得出的计算结果基本相同 ,而且一般条件下的计算 公式有更加广泛的使用价值 ;从该高炉解剖数据可 以推算出炉役后期保证死料柱一直浮起的最小死铁 层深度约为 0.95 m ,虽然与炉役后期的理论计算值 (0.89 m)有 6.3 %的误差 , 但依然可以说明该计算 方法是有效 、可靠的. (4)死料柱浮起高度与炉渣液面高度为线性关 系 ,不同的高炉其斜率基本相同 ,但根据高炉参数不 同 ,直线上移或者下移.如果知道了炉渣液面在高 炉冶炼过程中的变化 ,就可以利用式(16)推算出死 料柱随着时间变化在炉内运动的情况, 这必将为高 炉操作提供理论指导. 参 考 文 献 [ 1] Zhao M G .S tu dy on Physical and Nu merical S im ulation of F low and Heat Tra nsfer in Blast Furnace Hearth and Bottom [ Dissert ation] .Beijing :Uni versit y of Science and Technology Beijing , 2006:54 (赵民革.高炉炉缸炉底流动及传热物理与数值模拟研究[ 学 位论文] .北京:北京科技大学, 2006:54) [ 2] Zhao M G , S un T L , Cheng S S , et al.Numerical simulation of fluid flow in blast furnace hearth.J Iron S teel Res Int , 2005 , 12 (6):5 [ 3] St andish N , Campebell P J.Analysis of liquid flow in blast fur￾nace hearths.Trans IS IJ , 1984 , 24:709 [ 4] Kurit a K .A study of w ear profile of blast furnace hearth affected by fluid flow and heat transf er ∥Proceedings of the 1st Interna￾tiona l Congress of S cience and Technology of Iron-making . Sendai:ISIJ, 1994:284 [ 5] Dash S K , Jha D N, Ajmani S K.Optimization of taphole angle to minimize flow induced w all shear stress on the hearth.Iron￾making S teelmaking , 2004 , 31(3):207 [ 6] Silva S N , Vernilli F, Justus S M .Wear mechanism for blast fur￾nace hearth refractory lining .Ironmaking St eelmaking , 2005 , 32(6):459 [ 7] Blast F urnace Phenomenon an d Modeling.The Iron and S teel Institute of Japan , 1987:395 [ 8] Zhu Y X .Calculation m ethod of blast furnace salamander depth. Iron making , 2005 , 24(2):21 (朱远星.关于高炉死铁层深度的计算方法.炼铁, 2005 , 24 (2):21) · 910 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

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