D0I:10.13374/i.issnl00113.2007.09.039 第29卷第9期 北京科技大学学报 Vol.29 No.9 2007年9月 Journal of University of Science and Technology Beijing Sep·2007 冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的 热应力和热变形 石琳)程素森)冯力)沈猛) 1)内蒙古科技大学理学院，包头0140102)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 3)世林（漯河）冶金设备有限公司，漯河462000 摘要为了满足高炉长寿的需要，开发了一种具有高冷却性能的铸铁冷却壁。利用热态实验数据确定了合金化管铸铁冷却 壁温度场数值模拟的边界条件，采用ANSYS软件和热结构耦合的方法分析炉温、渣皮和边缘接触压力对高温状态下铸铁冷 却壁热应力及变形的影响，以便采取有效的措施降低铸铁冷却壁热应力，控制其变形.根据球墨铸铁强度分析理论提出评价 长寿铸铁冷却壁冷却能力的新概念一高周热负荷。 关键词高炉；铸铁冷却壁：热应力；热负荷 分类号TF573.1 随着高炉技术的进步，炉体热负荷不断增大，现 大热负荷为95kWm一2，高于普通涂层铸铁冷却壁 有的普通铸铁冷却壁已难以完全满足现代高炉的需 及日本第三代冷却壁， 要山.虽然铜冷却壁冷却性能优良，但价格昂贵 本文采用热结构耦合的计算方法详细分析了 为了提高铸铁冷却壁的冷却性能，满足高炉长寿的 炉温、渣皮、边缘接触压力对铸铁冷却壁热应力及其 需求，开发了一种高性能的冷却水管表面合金化球 变形的影响，通过与普通涂层球墨铸铁冷却壁温度 墨铸铁冷却壁，简称合金化管铸铁冷却壁 分布及应力分布的比较，说明合金化管铸铁冷却壁 普通铸铁冷却壁制造工艺是在冷却钢管外壁刷 使用寿命会超过普通俦铁冷却壁，利用球墨铸铁强 涂或喷涂一层0.20~0.40mm厚的防渗碳涂料，这 度分析理论提出了铸铁冷却壁“高周热负荷”新概 样在浇注时虽然能起到很好的防渗碳作用，但在冷 念，以此评价铸铁冷却壁的冷却能力和使用寿命， 却水管外壁和冷却壁基体之间形成由涂层和气隙构 1合金化管铸铁冷却壁温度场数值 成的绝热层，该绝热层是冷却壁冷却能力的限制性 环节2).为了降低涂层及气隙层热阻，新开发的 模拟 铸铁冷却壁不是刷涂或喷涂防渗碳涂料[幻，而是对 冷却壁温度场的分析是冷却壁热应力和热变形 钢管活化处理后再进行合金化处理，在钢管外壁形 分析的重要前提条件，因此先计算冷却壁的温度分 成了一层0.1~0.2mm厚的合金层.该合金层不仅 布 防渗碳效果优良，而且导热性好，热导率≥90 1.1三维传热数学模型 Wm-1,K一1.为了测定合金化管铸铁冷却壁的实 高炉冷却壁和炉衬的传热可视为导热问题来处 际冷却性能，在常熟喷嘴厂专用的高炉冷却壁热态 理，稳态条件下，三维导热微分方程为： 实验炉上进行了1：1热态实验 2引羽 =0 (1) 合金化管铸铁冷却壁热态实验结果表明：当合 金化管铸铁冷却壁热流密度为95kWm2时，本体 式中，入(T)是与温度有关的导热系数，W·m1. 中部热面温度716℃，角部热面温度（最高温度）在 ℃-1：=1,2,3，表示三维，即x、y和z轴，冷却壁 741℃左右，低于球墨铸铁允许的工作温度760℃， 尺寸1625mm×800mm×235mm,冷却通道共四 条，在宽度方向均匀分布，通道中心间距为200mm, 可见，合金化管铸铁冷却壁裸露状态下能承受的最 冷却水管规格70mm×6mm,水管中心线离冷面距 收稿日期：2006-04-27修回日期：2006-06-16 离80mm,燕尾槽镶砖为烧成微孔铝碳砖，镶砖厚 基金项目：国家自然科学基金资助项目(N。.60472095):内蒙古教有 75mm,镶砖面积50%.根据冷却壁的对称性，截取 厅基金资助项目(No·NJ06078) 作者简介：石琳(1964一)女，教授，博士 冷却壁1/4作为计算模型（见图1），在建立有限元
冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的 热应力和热变形 石 琳12） 程素森2） 冯 力3） 沈 猛3） 1） 内蒙古科技大学理学院包头014010 2） 北京科技大学冶金与生态工程学院北京 100083 3） 世林（漯河）冶金设备有限公司漯河462000 摘 要 为了满足高炉长寿的需要开发了一种具有高冷却性能的铸铁冷却壁．利用热态实验数据确定了合金化管铸铁冷却 壁温度场数值模拟的边界条件采用 ANSYS 软件和热－结构耦合的方法分析炉温、渣皮和边缘接触压力对高温状态下铸铁冷 却壁热应力及变形的影响以便采取有效的措施降低铸铁冷却壁热应力控制其变形．根据球墨铸铁强度分析理论提出评价 长寿铸铁冷却壁冷却能力的新概念－－－高周热负荷． 关键词 高炉；铸铁冷却壁；热应力；热负荷 分类号 TF573∙1 收稿日期：2006-04-27 修回日期：2006-06-16 基金项目：国家自然科学基金资助项目（No．60472095）；内蒙古教育 厅基金资助项目（No．NJ06078） 作者简介：石 琳（1964－）女教授博士 随着高炉技术的进步炉体热负荷不断增大现 有的普通铸铁冷却壁已难以完全满足现代高炉的需 要［1］．虽然铜冷却壁冷却性能优良但价格昂贵． 为了提高铸铁冷却壁的冷却性能满足高炉长寿的 需求开发了一种高性能的冷却水管表面合金化球 墨铸铁冷却壁简称合金化管铸铁冷却壁． 普通铸铁冷却壁制造工艺是在冷却钢管外壁刷 涂或喷涂一层0∙20～0∙40mm 厚的防渗碳涂料这 样在浇注时虽然能起到很好的防渗碳作用但在冷 却水管外壁和冷却壁基体之间形成由涂层和气隙构 成的绝热层该绝热层是冷却壁冷却能力的限制性 环节［2－3］．为了降低涂层及气隙层热阻新开发的 铸铁冷却壁不是刷涂或喷涂防渗碳涂料［4］而是对 钢管活化处理后再进行合金化处理在钢管外壁形 成了一层0∙1～0∙2mm 厚的合金层．该合金层不仅 防渗 碳 效 果 优 良而 且 导 热 性 好热 导 率 ≥90 W·m －1·K －1．为了测定合金化管铸铁冷却壁的实 际冷却性能在常熟喷嘴厂专用的高炉冷却壁热态 实验炉上进行了1∶1热态实验． 合金化管铸铁冷却壁热态实验结果表明：当合 金化管铸铁冷却壁热流密度为95kW·m －2时本体 中部热面温度716℃角部热面温度（最高温度）在 741℃左右低于球墨铸铁允许的工作温度760℃． 可见合金化管铸铁冷却壁裸露状态下能承受的最 大热负荷为95kW·m －2高于普通涂层铸铁冷却壁 及日本第三代冷却壁． 本文采用热－结构耦合的计算方法详细分析了 炉温、渣皮、边缘接触压力对铸铁冷却壁热应力及其 变形的影响．通过与普通涂层球墨铸铁冷却壁温度 分布及应力分布的比较说明合金化管铸铁冷却壁 使用寿命会超过普通铸铁冷却壁．利用球墨铸铁强 度分析理论提出了铸铁冷却壁“高周热负荷”新概 念以此评价铸铁冷却壁的冷却能力和使用寿命． 1 合金化管铸铁冷却壁温度场数值 模拟 冷却壁温度场的分析是冷却壁热应力和热变形 分析的重要前提条件因此先计算冷却壁的温度分 布． 1∙1 三维传热数学模型 高炉冷却壁和炉衬的传热可视为导热问题来处 理稳态条件下三维导热微分方程为： ∑i ∂ ∂xi λ（ T） ∂T ∂xi ＝0 （1） 式中λ（ T ）是与温度有关的导热系数W·m －1· ℃－1 ；i＝123表示三维即 x、y 和 z 轴．冷却壁 尺寸1625mm×800mm×235mm冷却通道共四 条在宽度方向均匀分布通道中心间距为200mm 冷却水管规格●70mm×6mm水管中心线离冷面距 离80mm燕尾槽镶砖为烧成微孔铝碳砖镶砖厚 75mm镶砖面积50％．根据冷却壁的对称性截取 冷却壁1／4作为计算模型 （见图1）．在建立有限元 第29卷 第9期 2007年 9月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．9 Sep．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．09．039
第9期 石琳等：冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 .943 体考虑，利用ANSYS材料特性随温度变化的处理 上对称面 功能，对各种材料参数随温度变化进行设置， 1.2热边界条件 侧对称面 利用合金化管铸铁冷却壁热态实验数据确定的 参数列于表1，日本水岛制铁所实验表明，普通涂层 炉壳 铸铁冷却壁本体与冷却水之间的传热系数K为 热面 侧面 200~350Wm-2.℃-1，日本新日铁开发第四代冷 却壁计算所采用的K值为210~240W·m-2. 填料 ℃-).合金化管铸铁冷却壁壁体与冷却水的综合 底面 传热系数K是根据水管外壁与冷却壁壁体接触面 热电偶测量值、冷却水带走的热量及冷却水的平均 温度，采用文献[G一7]的计算方法得出的，其K值为 图1铸铁冷却壁计算模型 14651674Wm-2.℃-1，远远大于日本的实验结 Fig.1 Computational model of a cost iron cooling stave 果，这是因为合金化管铸铁冷却壁气隙层厚度是普 模型时，将炉壳、壁体、填料、定位销和镶砖看作连续 通铸铁冷却壁涂层厚度的1/10[8]. 表1铸铁冷却壁热边界条件 Table 1 Thermal boundary condition of cast iron staves 炉壳与周围介质 壁体与冷却水的 炉内综合 冷却壁 炉温/ 冷却水平 流速/ 热流密度/ 换热系数/ 综合传热系数， 换热系数/ 种类 ℃ 均温度/℃ (m's-1) (Wm2.℃- (kW.m2) K/(Wm-2.℃-J (Wm-2.℃-) 824 30.7 1.20 9.32 57.93 1643.8 157.76 1147 32.3 1.18 11.09 101.20 1465.4 303.52 无渣合金 1204 32.0 1.85 11.05 114.10 1674.6 342.54 1103 31.5 1.50 10.70 95.17 1593.6 255.06 挂渣合金 1202 29.5 1.20 8.30 35.50 1653.4 145.68 普通涂层 1158 30.0 1.14 20.00 65.83 278.0 298.00 从表1看出，合金化管铸铁冷却壁炉内综合换 据也比较接近] 热系数是随炉温变化的，在相同炉温下合金化管铸 1.3物性参数 铁冷却壁与相同结构参数的文献[6]中普通涂层冷 有限元计算中使用的相关物性参数主要根据文 却壁炉内综合换热系数相同，与日本水岛制铁所数 献[9-11]确定，如表2所示 表2铸铁、镶砖、炉壳及填料的物性参数 Table 2 Material properties of cast iron,firebrick,furnace mantle and filling material 材料 温度/℃ 导热系数/(Wm-2.℃) 弹性模量/GPa 热膨胀系数/℃-1 屈服强度/MPa 泊松比 18 42.5 168.0 14X10-6 360 0.30 200 36.7 163.0 14×10-6 320 0.30 铸铁 500 28.6 145.0 14X106 240 0.30 900 17.8 95.0 14×10-6 170 0.30 20 19.6 15.1 4.5×10-6 0.10 200 14.7 4.5X10-6 0.10 300 17.4 12.6 4.5X10-6 0.10 微孔铝碳砖 600 13.8 12.5 4.5×10-6 一 0.10 700 10.9 4.5×10-6 0.10 900 10.2 0.10 30 52.0 210.0 11.8×10-6 420 0.30 炉壳（定位销） 100 206.0 12.3×10-6 380 0.30 炭质填料 30 14.0 9.5 4.6×10-6 0.14
图1 铸铁冷却壁计算模型 Fig．1 Computational model of a cost iron cooling stave 模型时将炉壳、壁体、填料、定位销和镶砖看作连续 体考虑利用 ANSYS 材料特性随温度变化的处理 功能对各种材料参数随温度变化进行设置． 1∙2 热边界条件 利用合金化管铸铁冷却壁热态实验数据确定的 参数列于表1．日本水岛制铁所实验表明普通涂层 铸铁冷却壁本体与冷却水之间的传热系数 K 为 200～350W·m －2·℃－1日本新日铁开发第四代冷 却壁计算所采用的 K 值为 210～240W·m －2· ℃－1［5］．合金化管铸铁冷却壁壁体与冷却水的综合 传热系数 K 是根据水管外壁与冷却壁壁体接触面 热电偶测量值、冷却水带走的热量及冷却水的平均 温度采用文献［6－7］的计算方法得出的其 K 值为 1465～1674W·m －2·℃－1远远大于日本的实验结 果．这是因为合金化管铸铁冷却壁气隙层厚度是普 通铸铁冷却壁涂层厚度的1／10［8］． 表1 铸铁冷却壁热边界条件 Table1 Thermal boundary condition of cast iron staves 冷却壁 种类 炉温／ ℃ 冷却水平 均温度／℃ 流速／ （m·s －1） 炉壳与周围介质 换热系数／ （W·m －2·℃－1） 热流密度／ （kW·m －2） 壁体与冷却水的 综合传热系数 K／（W·m －2·℃－1） 炉内综合 换热系数／ （W·m －2·℃－1） 824 30∙7 1∙20 9∙32 57∙93 1643∙8 157∙76 无渣合金 1147 32∙3 1∙18 11∙09 101∙20 1465∙4 303∙52 1204 32∙0 1∙85 11∙05 114∙10 1674∙6 342∙54 1103 31∙5 1∙50 10∙70 95∙17 1593∙6 255∙06 挂渣合金 1202 29∙5 1∙20 8∙30 35∙50 1653∙4 145∙68 普通涂层 1158 30∙0 1∙14 20∙00 65∙83 278∙0 298∙00 从表1看出合金化管铸铁冷却壁炉内综合换 热系数是随炉温变化的在相同炉温下合金化管铸 铁冷却壁与相同结构参数的文献［6］中普通涂层冷 却壁炉内综合换热系数相同与日本水岛制铁所数 据也比较接近［5］． 1∙3 物性参数 有限元计算中使用的相关物性参数主要根据文 献［9－11］确定如表2所示． 表2 铸铁、镶砖、炉壳及填料的物性参数 Table2 Material properties of cast ironfirebrickfurnace mantle and filling material 材料 温度／℃ 导热系数／（W·m －2·℃－1） 弹性模量／GPa 热膨胀系数／℃－1 屈服强度／MPa 泊松比 18 42∙5 168∙0 14×10－6 360 0∙30 铸铁 200 36∙7 163∙0 14×10－6 320 0∙30 500 28∙6 145∙0 14×10－6 240 0∙30 900 17∙8 95∙0 14×10－6 170 0∙30 20 19∙6 15∙1 4∙5×10－6 — 0∙10 200 — 14∙7 4∙5×10－6 — 0∙10 微孔铝碳砖 300 17∙4 12∙6 4∙5×10－6 — 0∙10 600 13∙8 12∙5 4∙5×10－6 — 0∙10 700 — 10∙9 4∙5×10－6 — 0∙10 900 10∙2 — — — 0∙10 炉壳（定位销） 30 52∙0 210∙0 11∙8×10－6 420 0∙30 100 — 206∙0 12∙3×10－6 380 0∙30 炭质填料 30 14∙0 9∙5 4∙6×10－6 — 0∙14 第9期 石 琳等： 冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 ·943·
.944 北京科技大学学报 第29卷 1.4温度场数值计算结果与实测数据比较 赖关系 根据表1的边界条件计算出合金化管铸铁冷却 2.2力学边界条件 壁的温度分布，计算值与实测值非常吻合（见图2）， 高炉冷却壁是用四个（或五个）定位销固定在炉 由此可见，合金化管铸铁冷却壁热态实验确定的热 壳上，相邻冷却壁之间以及炉壳与冷却壁之间留有 边界条件及温度场计算模型准确可靠，完全满足合 膨张间隙，其目的就是缓冲热应力，为了保证良好 金化管铸铁冷却壁工程研究的要求 的导热性，膨胀间隙内灌入炭质填料，导致填料与冷 900 却壁之间产生一定的接触压力，为此，采用如下力 。一炉温1204℃、流速1.85m·s4计算值 750 ☆一炉温1103℃.流速1.5m·s1计算值 学边界条件进行热应力计算： ※一炉温1103℃实侧值 600 ◆一炉温1204℃实测值 (1)冷却壁的底面和侧面分别为自由边界和固 - 450 定约束，上对称面和侧对称面设置为对称边界，在炉 公888==2222是 壳的四个定位销上施加固定约束，炉壳冷面和热面 150 为自由边界， (2)冷却壁的底面和侧面分别受10,30,50和 0 47 94 141 188 235 离冷面的距离mm 100MPa接触压力作用，其他条件同上， 2.3热应力及热变形计算结果分析 图2冷却壁本体不同深度的温度 2.3.1边缘接触压力对铸铁冷却壁热应力及热变 Fig.2 Temperature of the cooling stave at different depths 形的影响 将炉温为1103℃时冷却壁温度计算数据作为 2热应力和热变形数值模拟 温度载荷施加到求解合金化铸铁冷却壁热应力的模 2.1三维热应力数学模型 型上（结构模型与传热模型是一个模型），物性参数 冷却壁在高炉中的热应力和热变形，包括弹性 的选取如表2所示，得出相同温度分布、不同边缘约 束下铸铁冷却壁等效应力分布及其变形 变形和塑性变形.在热应力分析时，不考虑变形对 温度场的影响，同时忽略了由重力及其他机械载荷 图3和图4热变形计算结果显示，相同温度条 件下自由边界的壁体变形幅度最大，自由边界下整 引起的应力，根据热弹塑性理论，有如下增量应力 个壁体向热面凸起，形成“弓形”.厚度X正向的最 应变关系式 大变形量3.78mm,X负向的最大变形量5.01mm. 在弹性区域内： 高度方向只在Y的负向发生变形，最大变形量 d:=[D](diel-delT) (2) 4.27mm.宽度方向只在Z正向发生变形，最大变 在塑性区域内： 形量3.04mm·随着边缘接触压力的增加，壁体的 dlal=[D]ep(dlel-dlelr)+dlalr (3) 其中， lsl (p. de}=diel十dl er, (DA7 0.193×10 000 D.682×10 00039i dlolr= 0960×10 0.002813 a。T- -0.001714 Hr a1 a1 0.117×10㎡ [D]alol 0.166×10 -0.000615 215×10 0.000483 Hi-28 04601 0.00378 [D]为弹性刚度矩阵，dio为全应力增量，d{e。为 (a)等效应力 b)X方向位移 弹性应变增量，d{e}r为温度应变增量，。为等效 塑性应变，{a}为热膨胀系数矩阵，T、T0为瞬时温 图3自由边界下铸铁冷却壁等效应力和变形 度和初始温度，[D]p为弹塑性刚度矩阵，o为等效 Fig-3 Equivalent stress and deformation of the cast iron cooling 应力，H是新的屈服应力对等效塑性应变总量的依 stave at free boundary
1∙4 温度场数值计算结果与实测数据比较 根据表1的边界条件计算出合金化管铸铁冷却 壁的温度分布计算值与实测值非常吻合（见图2）． 由此可见合金化管铸铁冷却壁热态实验确定的热 边界条件及温度场计算模型准确可靠完全满足合 金化管铸铁冷却壁工程研究的要求． 图2 冷却壁本体不同深度的温度 Fig．2 Temperature of the cooling stave at different depths 2 热应力和热变形数值模拟 2∙1 三维热应力数学模型 冷却壁在高炉中的热应力和热变形包括弹性 变形和塑性变形．在热应力分析时不考虑变形对 温度场的影响同时忽略了由重力及其他机械载荷 引起的应力．根据热弹塑性理论有如下增量应力 应变关系式． 在弹性区域内： d｛σ｝＝［ D］（d｛ε｝－d｛ε｝T ） （2） 在塑性区域内： d｛σ｝＝［ D］ep（d｛ε｝－d｛ε｝T ）＋d｛σ｝T （3） 其中 d｛ε｝T＝ ｛α｝＋（ T－ T0） d｛α｝ d T ＋ d［ D］ －1 d T ｛σ｝ d T d｛ε｝＝d｛ε｝e＋d｛ε｝T d｛σ｝T＝ ［ D］ ∂σ ∂｛σ｝ ∂H ∂T d T H′T＋ ∂σ ∂｛σ｝ T ［ D］ ∂σ ∂｛σ｝ H′T＝ ∂H ∂εp ［ D］为弹性刚度矩阵d｛σ｝为全应力增量d｛ε｝e 为 弹性应变增量d｛ε｝T 为温度应变增量εp 为等效 塑性应变｛α｝为热膨胀系数矩阵T、T0 为瞬时温 度和初始温度［ D］ep为弹塑性刚度矩阵σ为等效 应力H 是新的屈服应力对等效塑性应变总量的依 赖关系． 2∙2 力学边界条件 高炉冷却壁是用四个（或五个）定位销固定在炉 壳上相邻冷却壁之间以及炉壳与冷却壁之间留有 膨胀间隙其目的就是缓冲热应力．为了保证良好 的导热性膨胀间隙内灌入炭质填料导致填料与冷 却壁之间产生一定的接触压力．为此采用如下力 学边界条件进行热应力计算： （1） 冷却壁的底面和侧面分别为自由边界和固 定约束上对称面和侧对称面设置为对称边界在炉 壳的四个定位销上施加固定约束炉壳冷面和热面 为自由边界． （2） 冷却壁的底面和侧面分别受103050和 100MPa 接触压力作用其他条件同上． 2∙3 热应力及热变形计算结果分析 2∙3∙1 边缘接触压力对铸铁冷却壁热应力及热变 形的影响 将炉温为1103℃时冷却壁温度计算数据作为 温度载荷施加到求解合金化铸铁冷却壁热应力的模 型上（结构模型与传热模型是一个模型）物性参数 的选取如表2所示得出相同温度分布、不同边缘约 束下铸铁冷却壁等效应力分布及其变形． 图3 自由边界下铸铁冷却壁等效应力和变形 Fig．3 Equivalent stress and deformation of the cast iron cooling stave at free boundary 图3和图4热变形计算结果显示相同温度条 件下自由边界的壁体变形幅度最大．自由边界下整 个壁体向热面凸起形成“弓形”．厚度 X 正向的最 大变形量3∙78mmX 负向的最大变形量5∙01mm． 高度方向只在 Y 的负向发生变形最大变形量 4∙27mm．宽度方向只在 Z 正向发生变形最大变 形量3∙04mm．随着边缘接触压力的增加壁体的 ·944· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第9期 石琳等：冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 .945 变形幅度逐渐减小，且变形趋势从向热面凸起逐渐 铸铁低周疲劳断裂循环次数较小（一般小于10 过渡到向冷面凸起 次)，热面在高于屈服点的载荷下工作，容易萌生疲 2000 劳裂纹]，疲劳裂纹的逐渐扩展导致冷却壁破损， 一常一自由 -o-10 MPa-30 MPa -50 MPa -e-100MPa●一固定 所以，研究铸铁冷却壁使用寿命及最大热负荷，必须 1600 ● 考虑两个因素：一是壁体热面温度低于铸铁相变温 度；二是保证热面在低于屈服点的高周疲劳条件下 1200 使用，称满足以上两个条件的铸铁冷却壁最大热负 800 荷为“高周热负荷”，对于合金化管铸铁冷却壁，高 周热负荷为75kWm-2 400 通过计算也得出，相同温度条件下减小壁体热 应力的主要途径就是减小边缘约束，所以，在安装 o -3 -1012 冷却壁时必须预留膨胀间隙，左右相邻冷却壁的间 -2 冷面中心线X方向位移mm 隙根据自由边界下Z方向最大变形量确定，与炉壳 间的膨胀间隙根据自由边界下X负向的最大变形 图4不同边界约束下冷却壁冷面中心线的变形 Fig.4 Deformation in cold side axis of the cooling stave under dif- 量确定，高度方向不需要预留膨胀间隙.由于高炉 ferent boundary constraints 内的冷却壁是向热面凸起变形，为了缓解热变形，可 将铸铁冷却壁制成具有一定弧度、向冷面微凸的形 图3(a)热应力计算结果显示：铸铁冷却壁的最 状.另外，为了减小热应力，必须在定位销与冷却 大应力集中在定位销处（约450MPa左右），已经超 壁、定位销与炉皮、冷却壁的水管与炉皮开孔间留有 过了定位销的屈服点，这是因为把定位销与壁体看 足够的间隙，以适应冷却壁受热后的膨胀 作连续体考虑的缘故；其他部位壁体应力都低于 2.3.2炉温对俦铁冷却壁热应力及热变形的影响 330MPa·图5显示，相同温度条件下自由边界的壁 为了分析炉温对铸铁冷却壁热应力和热变形的 体热应力最小，随着边界约束的增强，热面应力和冷 影响，计算了边缘接触压力为10MPa、炉温分别为 面应力逐渐增大，热态实验结果得出炉温1103℃ 827℃和1204℃时铸铁冷却壁的热应力和热变形. 时壁体冷面温度在100℃左右，热面温度在721℃ 计算结果显示，两种炉温下壁体变形趋势一致，但变 左右·几种约束情况下冷面热应力低于100℃铸铁 形量增加了2倍左右，说明温度越高，壁体变形幅 的屈服强度340MPa,热面等效应力在220~ 度越大，图6显示，壁体整体应力随炉温的增加而 260MPa之间，超过了铸铁700℃时的屈服强度 增大，在厚度方向，冷面和热面应力较大，中间部分 210MPa,说明合金化管铸铁冷却壁冷面处于弹性 应力较小，炉温827℃时，无渣壁体热面温度 状态，热面处于塑性状态，边缘接触压力越大，壁体 442℃，热面热应力200MPa,整个壁体应力都在弹 处于塑性状态的范围越大 性范围内（铸铁500℃时屈服强度240MPa).当炉 ■自由m10MPa▣30MPa 日50MPa口100MPaa周定 温1204℃时，热面温度860℃，热面应力220MPa, 310 与炉温827℃的热面应力相比，虽然热面应力增加 240 幅度很小，但由于铸铁的屈服点随温度升高而下降， 导致热面强度大大降低.所以，炉温1204℃时壁体 170 热面甚至近热面都发生了塑性变形（铸铁900℃时 100 屈服强度170MPa).可见，降低壁体温度，增加俦铁 冷面 热面 强度是提高铸铁冷却壁寿命的主要途径 图5不同边界约束的冷、热面等效应力 2.3.3渣皮对热应力和热变形的影响 Fig.5 Equivalent stress on cold side and hot side of the cooling 为了分析渣皮对铸铁冷却壁热应力和热变形的 stave under different boundary constraints 影响，计算了接触压力为10MPa、炉温为1202℃时 可见，当无渣合金化管铸铁冷却壁热流密度为 挂渣铸铁冷却壁的热应力和热变形，并与炉温 95kWm2时（即炉温1103℃），虽然热面温度低于 1204℃无渣铸铁冷却壁热应力以及热变形进行了 铸铁的相变温度，但热面已经处于塑性疲劳状态，该 比较，图6显示，炉温相同的条件下挂渣冷却壁变 状态称为低周疲劳状态·根据铸铁强度分析理论， 形量是无渣冷却壁变形量的0.37倍，当炉温
变形幅度逐渐减小且变形趋势从向热面凸起逐渐 过渡到向冷面凸起． 图4 不同边界约束下冷却壁冷面中心线的变形 Fig．4 Deformation in cold side axis of the cooling stave under different boundary constraints 图3（a）热应力计算结果显示：铸铁冷却壁的最 大应力集中在定位销处（约450MPa 左右）已经超 过了定位销的屈服点这是因为把定位销与壁体看 作连续体考虑的缘故；其他部位壁体应力都低于 330MPa．图5显示相同温度条件下自由边界的壁 体热应力最小随着边界约束的增强热面应力和冷 面应力逐渐增大．热态实验结果得出炉温1103℃ 时壁体冷面温度在100℃左右热面温度在721℃ 左右．几种约束情况下冷面热应力低于100℃铸铁 的屈 服 强 度 340 MPa热 面 等 效 应 力 在 220～ 260MPa之间超过了铸铁 700℃ 时的屈服强度 210MPa说明合金化管铸铁冷却壁冷面处于弹性 状态热面处于塑性状态．边缘接触压力越大壁体 处于塑性状态的范围越大． 图5 不同边界约束的冷、热面等效应力 Fig．5 Equivalent stress on cold side and hot side of the cooling stave under different boundary constraints 可见当无渣合金化管铸铁冷却壁热流密度为 95kW·m －2时（即炉温1103℃）虽然热面温度低于 铸铁的相变温度但热面已经处于塑性疲劳状态该 状态称为低周疲劳状态．根据铸铁强度分析理论 铸铁低周疲劳断裂循环次数较小（一般小于104 次）热面在高于屈服点的载荷下工作容易萌生疲 劳裂纹［10］疲劳裂纹的逐渐扩展导致冷却壁破损． 所以研究铸铁冷却壁使用寿命及最大热负荷必须 考虑两个因素：一是壁体热面温度低于铸铁相变温 度；二是保证热面在低于屈服点的高周疲劳条件下 使用．称满足以上两个条件的铸铁冷却壁最大热负 荷为“高周热负荷”．对于合金化管铸铁冷却壁高 周热负荷为75kW·m －2． 通过计算也得出相同温度条件下减小壁体热 应力的主要途径就是减小边缘约束．所以在安装 冷却壁时必须预留膨胀间隙左右相邻冷却壁的间 隙根据自由边界下 Z 方向最大变形量确定与炉壳 间的膨胀间隙根据自由边界下 X 负向的最大变形 量确定高度方向不需要预留膨胀间隙．由于高炉 内的冷却壁是向热面凸起变形为了缓解热变形可 将铸铁冷却壁制成具有一定弧度、向冷面微凸的形 状．另外为了减小热应力必须在定位销与冷却 壁、定位销与炉皮、冷却壁的水管与炉皮开孔间留有 足够的间隙以适应冷却壁受热后的膨胀． 2∙3∙2 炉温对铸铁冷却壁热应力及热变形的影响 为了分析炉温对铸铁冷却壁热应力和热变形的 影响计算了边缘接触压力为10MPa、炉温分别为 827℃和1204℃时铸铁冷却壁的热应力和热变形． 计算结果显示两种炉温下壁体变形趋势一致但变 形量增加了2倍左右．说明温度越高壁体变形幅 度越大．图6显示壁体整体应力随炉温的增加而 增大在厚度方向冷面和热面应力较大中间部分 应力较小．炉温 827℃ 时无 渣 壁 体 热 面 温 度 442℃热面热应力200MPa整个壁体应力都在弹 性范围内（铸铁500℃时屈服强度240MPa）．当炉 温1204℃时热面温度860℃热面应力220MPa 与炉温827℃的热面应力相比虽然热面应力增加 幅度很小但由于铸铁的屈服点随温度升高而下降 导致热面强度大大降低．所以炉温1204℃时壁体 热面甚至近热面都发生了塑性变形（铸铁900℃时 屈服强度170MPa）．可见降低壁体温度增加铸铁 强度是提高铸铁冷却壁寿命的主要途径． 2∙3∙3 渣皮对热应力和热变形的影响 为了分析渣皮对铸铁冷却壁热应力和热变形的 影响计算了接触压力为10MPa、炉温为1202℃时 挂渣铸铁冷却壁的热应力和热变形并与炉温 1204℃无渣铸铁冷却壁热应力以及热变形进行了 比较．图6显示炉温相同的条件下挂渣冷却壁变 形 量 是 无 渣 冷 却 壁 变 形 量 的0∙37倍 ．当 炉 温 第9期 石 琳等： 冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 ·945·
.946 北京科技大学学报 第29卷 6 250 无渣炉温1204℃ △一无渣炉温1204℃ 5 米一挂渣炉温1202℃ ◆一无渣炉温827℃ 200 米一挂渣炉温1202℃ ◆一无渣炉温827℃ 4 150 3 100 ×2 50 0 47 94 141188 235 47 94 141188235 距冷面距离mm 距冷面距离/mm 图6炉温、渣皮对壁体等效应力和X方向位移的影响 Fig.6 Effect of furnace temperature and slag crust on equivalent stress and X-direction displacement 1202℃时，挂渣壁体热面温度307℃，计算的热面 1000 应力170MPa,远远小于300℃铸铁的屈服强度，可 日-合金炉温1147℃ 见，渣皮的存在，降低了壁体的温度，提高了壁体的 ◆一涂层炉温1158℃ 800 强度，从而导致铸铁冷却壁在低于屈服点的高周疲 劳条件下工作，大大延长了冷却壁的使用寿命 600 2.3.4与普通涂层铸铁冷却壁的比较 留 文献[6]中的普通涂层冷却壁与合金化管铸铁 400 冷却壁热态实验的结果比较见表3，从表3和图7 可以看出，合金化管铸铁冷却壁壁体温度比普通涂 200 层冷却壁低120℃左右，因为两种冷却壁冷热面温 差比较接近，所以壁体应力也非常接近，但温度偏低 0 50 100150200 250 的合金化管铸铁冷却壁热应力稍大于涂层铸铁冷却 距冷面距离mm 壁.这是因为铸铁材料温度越高，弹性应变越小，相 应的弹性应力增加幅度越小. 图7两种冷却壁温度比较 Fig.7 Comparison of the temperature of two cooling staves 表3两种冷却壁热态实验结果比较 250 Table 3 Comparison of hot test results for two staves 9合金炉温1147℃ 0 炉温/流速/ 热流热面冷面 200 ◆一涂层炉温】158℃ 材料 密度/温度/温度/ ℃ (m's 1) (kWm-3)℃℃ 合金化管铸铁冷却壁11471.18 101.478987 edW/ 150 普通涂层铸铁冷却壁11581.14 65.8903213 100 评价铸铁冷却壁使用寿命的长短，不仅要关注热 面温度，更要关注壁体进入屈服状态的多少，虽然 50 合金化管铸铁冷却壁热应力稍大于涂层铸铁冷却壁 (图8)，但因为涂层冷却壁壁体温度偏高，壁体强度 0 相应减小，计算结果显示，涂层铸铁冷却壁从热面到 50100150200250 距冷面距离mm 距热面20mm的部分处于塑性状态，而合金化管冷 却壁从热面到距热面12mm的部分处于塑性状态， 图8两种冷却壁热应力比较 所以涂层冷却壁的使用寿命低于合金化管冷却壁， Fig.8 Comparison of the equivalent stress of two cooling staves 通过以上计算得出：如果在高炉的高热负荷区 壁，在渣皮脱落粘结过程中，热面和近热面在高于屈 使用合金化管铸铁冷却壁或者普通涂层铸铁冷却 服点和低于屈服点的交变载荷下工作，裂纹极易产
图6 炉温、渣皮对壁体等效应力和 X 方向位移的影响 Fig．6 Effect of furnace temperature and slag crust on equivalent stress and X-direction displacement 1202℃时挂渣壁体热面温度307℃计算的热面 应力170MPa远远小于300℃铸铁的屈服强度．可 见渣皮的存在降低了壁体的温度提高了壁体的 强度从而导致铸铁冷却壁在低于屈服点的高周疲 劳条件下工作大大延长了冷却壁的使用寿命． 2∙3∙4 与普通涂层铸铁冷却壁的比较 文献［6］中的普通涂层冷却壁与合金化管铸铁 冷却壁热态实验的结果比较见表3．从表3和图7 可以看出合金化管铸铁冷却壁壁体温度比普通涂 层冷却壁低120℃左右．因为两种冷却壁冷热面温 差比较接近所以壁体应力也非常接近但温度偏低 的合金化管铸铁冷却壁热应力稍大于涂层铸铁冷却 壁．这是因为铸铁材料温度越高弹性应变越小相 应的弹性应力增加幅度越小． 表3 两种冷却壁热态实验结果比较 Table3 Comparison of hot test results for two staves 材料 炉温／ ℃ 流速／ （m·s －1） 热流 密度／ （kW·m －2） 热面 温度／ ℃ 冷面 温度／ ℃ 合金化管铸铁冷却壁 1147 1∙18 101∙4 789 87 普通涂层铸铁冷却壁 1158 1∙14 65∙8 903 213 评价铸铁冷却壁使用寿命的长短不仅要关注热 面温度更要关注壁体进入屈服状态的多少．虽然 合金化管铸铁冷却壁热应力稍大于涂层铸铁冷却壁 （图8）但因为涂层冷却壁壁体温度偏高壁体强度 相应减小计算结果显示涂层铸铁冷却壁从热面到 距热面20mm 的部分处于塑性状态而合金化管冷 却壁从热面到距热面12mm 的部分处于塑性状态 所以涂层冷却壁的使用寿命低于合金化管冷却壁． 通过以上计算得出：如果在高炉的高热负荷区 使用合金化管铸铁冷却壁或者普通涂层铸铁冷却 图7 两种冷却壁温度比较 Fig．7 Comparison of the temperature of two cooling staves 图8 两种冷却壁热应力比较 Fig．8 Comparison of the equivalent stress of two cooling staves 壁在渣皮脱落粘结过程中热面和近热面在高于屈 服点和低于屈服点的交变载荷下工作裂纹极易产 ·946· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第9期 石琳等：冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 .947 生和扩展，从而导致冷却壁破损，为了保持高炉 起变形的，为了控制冷却壁的热变形，可将铸铁冷 15~20a寿命，高炉的高热负荷区应该使用铜冷却 却壁制成具有一定弧度、向冷面微凸的形状， 壁12]，在热负荷低于75kWm-2且热负荷波动较小 (5)相同温度条件下，边缘为自由边界的壁体 的区域使用合金化管铸铁冷却壁，以实现高炉整体 热应力最小，壁体热变形最大：炉温越高，壁体热应 炉型长寿的思想，这就是一种“自分区冷却”的思想， 力及热变形越大；渣皮的存在，降低了壁体的温度， 另外，为了延长高炉寿命，合金化管铸铁冷却壁应该 提高了壁体的强度，延长了冷却壁的使用寿命 取代普通涂层铸铁冷却壁， 参考文献 3结论 [1]薛庆国，高小武，程素森.冷却壁高炉炉培温度场的数值模拟 北京科技大学学报，2000,22(2)：127 (1)合金化管铸铁冷却壁壁体与冷却水的综合 [2]程素森，薛庆国，苍大强，等，高炉冷却壁的传热学分析钢铁， 换热系数在1465~1674Wm-2.℃-1之间，远远大 1999,34(5):12 于普通涂层冷却壁， [3]程素森，杨天钧高炉炉墙热负荷的传热学分析和研究钢铁 研究学报，2002,14(2)：5 (2)铸铁冷却壁热面是否处于屈服状态是评价 [】王碧琴，张艳梅，王厉刚，高炉铸铁冷却壁钢管处理新工艺 铸铁冷却壁能否长寿的一个重要指标，为此提出了 鞍钢技术，2003(3)：38 [5]伊藤史生，花房章次，竹井良夫.Development of a stave cooler 衡量长寿俦铁冷却壁冷却能力的新概念一“高周 with high stability of blast furnace's working profile and without 热负荷”.铸铁冷却壁在该热负荷下工作，不仅热面 brick laying work.铁上钢，1992,78(7)：l179 温度低于铸铁相变温度，而且热面应力低于铸铁屈 [6]宋阳升长寿高炉冷却及炉衬技术研究[学位论文]北京：北京 科技大学，2001 服点，合金化管铸铁冷却壁高周热负荷为75 [7]张先棹.冶金传输原理.北京：冶金工业出版社，1988：10 kW一？，普通涂层铸铁冷却壁的高周热负荷为 [8]石琳，程素森，冯力冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热 39kWm-2 态实验研究·炼铁，2006,25(2)：26 [9]吴俐俊，程惠尔，钱中.冷却水管管形变化下的高炉冷却壁传热 (③)在高炉上安装铸铁冷却壁，以自由边界条 分析.钢铁，2005,40(5)：15 件下的最大变形量作为相邻冷却壁之间预留膨胀间 [10]Hebel R.Steiger R.Streuber C.Advanced materials for the 隙的依据，从而达到减小壁体热应力的目的，为了 blast furnace lining in regard to long service life,reasonable cost and their theoretical qualification.Ironmaking Conf Proc. 缓解定位销的热应力，必须在定位销与冷却壁、定位 1994,53,397 销与炉皮、冷却水管与炉皮开孔间留有足够的间隙， [11】原田昭治，小林俊朗，球墨铸铁的强度分析，于春田，译，沈 以适应冷却壁受热后的膨胀， 阳：东北大学出版社，2002 [12]石琳，程素森，张利君高炉铜冷却壁热变形研究.中国有色金 (4)一般情况下，高炉内的冷却壁是向热面凸 属学报，2005,15(12)：2040 Thermal stress and thermal distortion of cast iron cooling stave with surface alloyed cooling water pipes SHI Lin2),CHENG Susen2),FENG Li),SHEN Meng3) 1)Mathematics and Physics School,Inner Mongolia University of Science and Technology.Baotou 014010.China 2)Metallurgical and Ecological Engineering School.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 3)Shilin (Luohe)Metallurgical Equipment Co.Ltd.,Luohe 462000,China ABSTRACI In order to meet the needs of prolonging the life of a blast furnace,a cast iron cooling stave with high performance was developed.The thermal boundary condition of the cast iron cooling stave with surface-al- loyed cooling water pipes for numerical simulation of temperature field was determined by the use of hot test da- ta.The commercial software ANSYS and the heat-structure coupling method were used to analyze the influence of furnace temperature,slag crust,edge contact pressure on the thermal stress and thermal deformation of the cast iron cooling stave under high temperature condition.Effective measures were used to reduce the thermal stress of the cooling stave and control its thermal deformation.The new concept of high cycle heat loading, which evaluates the cooling capacity of cast iron cooling staves,was presented based on the strength analysis the- ory of spheroidal graphite iron. KEY WORDS blast furnace;cast iron cooling stave;heat stress;heat loading
生和扩展从而导致冷却壁破损．为了保持高炉 15～20a 寿命高炉的高热负荷区应该使用铜冷却 壁［12］在热负荷低于75kW·m －2且热负荷波动较小 的区域使用合金化管铸铁冷却壁以实现高炉整体 炉型长寿的思想这就是一种“自分区冷却”的思想． 另外为了延长高炉寿命合金化管铸铁冷却壁应该 取代普通涂层铸铁冷却壁． 3 结论 （1） 合金化管铸铁冷却壁壁体与冷却水的综合 换热系数在1465～1674W·m －2·℃－1之间远远大 于普通涂层冷却壁． （2） 铸铁冷却壁热面是否处于屈服状态是评价 铸铁冷却壁能否长寿的一个重要指标为此提出了 衡量长寿铸铁冷却壁冷却能力的新概念———“高周 热负荷”．铸铁冷却壁在该热负荷下工作不仅热面 温度低于铸铁相变温度而且热面应力低于铸铁屈 服点．合 金 化 管 铸 铁 冷 却 壁 高 周 热 负 荷 为 75 kW·m －2普通涂层铸铁冷却壁的高周热负荷为 39kW·m －2． （3） 在高炉上安装铸铁冷却壁以自由边界条 件下的最大变形量作为相邻冷却壁之间预留膨胀间 隙的依据从而达到减小壁体热应力的目的．为了 缓解定位销的热应力必须在定位销与冷却壁、定位 销与炉皮、冷却水管与炉皮开孔间留有足够的间隙 以适应冷却壁受热后的膨胀． （4） 一般情况下高炉内的冷却壁是向热面凸 起变形的．为了控制冷却壁的热变形可将铸铁冷 却壁制成具有一定弧度、向冷面微凸的形状． （5） 相同温度条件下边缘为自由边界的壁体 热应力最小壁体热变形最大；炉温越高壁体热应 力及热变形越大；渣皮的存在降低了壁体的温度 提高了壁体的强度延长了冷却壁的使用寿命． 参 考 文 献 ［1］ 薛庆国高小武程素森．冷却壁高炉炉墙温度场的数值模拟． 北京科技大学学报200022（2）：127 ［2］ 程素森薛庆国苍大强等．高炉冷却壁的传热学分析．钢铁 199934（5）：12 ［3］ 程素森杨天钧．高炉炉墙热负荷的传热学分析和研究．钢铁 研究学报200214（2）：5 ［4］ 王碧琴张艳梅王厉刚．高炉铸铁冷却壁钢管处理新工艺． 鞍钢技术2003（3）：38 ［5］ 伊藤史生花房章次竹井良夫．Development of a stave cooler with high stability of blast furnace’s working profile and without brick laying work．铁と钢199278（7）：1179 ［6］ 宋阳升．长寿高炉冷却及炉衬技术研究［学位论文］．北京：北京 科技大学2001 ［7］ 张先棹．冶金传输原理．北京：冶金工业出版社1988：10 ［8］ 石琳程素森冯力．冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热 态实验研究．炼铁200625（2）：26 ［9］ 吴俐俊程惠尔钱中．冷却水管管形变化下的高炉冷却壁传热 分析．钢铁200540（5）：15 ［10］ Hebel RSteiger RStreuber C．Advanced materials for the blast furnace lining in regard to long service lifereasonable cost and their theoretical qualification． Ironmaking Conf Proc 199453：397 ［11］ 原田昭治小林俊朗．球墨铸铁的强度分析．于春田译．沈 阳：东北大学出版社2002 ［12］ 石琳程素森张利君．高炉铜冷却壁热变形研究．中国有色金 属学报200515（12）：2040 Thermal stress and thermal distortion of cast iron cooling stave with surface-alloyed cooling water pipes SHI L in 12）CHENG Susen 2）FENG L i 3）SHEN Meng 3） 1） Mathematics and Physics SchoolInner Mongolia University of Science and TechnologyBaotou014010China 2） Metallurgical and Ecological Engineering SchoolUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 3） Shilin （Luohe） Metallurgical Equipment Co．Ltd．Luohe462000China ABSTRACT In order to meet the needs of prolonging the life of a blast furnacea cast iron cooling stave with high performance was developed．The thermal boundary condition of the cast iron cooling stave with surface-alloyed cooling water pipes for numerical simulation of temperature field was determined by the use of hot test data．The commercial software ANSYS and the heat-structure coupling method were used to analyze the influence of furnace temperatureslag crustedge contact pressure on the thermal stress and thermal deformation of the cast iron cooling stave under high-temperature condition．Effective measures were used to reduce the thermal stress of the cooling stave and control its thermal deformation．The new concept of high cycle heat loading which evaluates the cooling capacity of cast iron cooling staveswas presented based on the strength analysis theory of spheroidal graphite iron． KEY WORDS blast furnace；cast iron cooling stave；heat stress；heat loading 第9期 石 琳等： 冷却水管表面合金化球墨铸铁冷却壁的热应力和热变形 ·947·