绝热层对钢包热行为的影响

D0L:10.13374/.issn1001-053x.2012.05.016 第34卷第5期 北京科技大学学报 Vol.34 No.5 2012年5月 Journal of University of Science and Technology Beijing May 2012 绝热层对钢包热行为的影响 吴鹏飞12)8徐安军，2) 贺东风12) 田乃媛12) 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ✉通信作者，E-mail:wuyuhui1212@163.com 摘要建立了基于有限元法的钢包二维传热模型，运用Asys软件对钢包在不同绝热层厚度情况下的热状态及保温性能分 别进行了模拟计算.有绝热层的钢包可以明显地提高自身的保温性能，且随着绝热层厚度的增加，保温效果愈加突显，但幅度 越来越小.与无绝热层的钢包相比，在绝热层厚度达到20mm时，钢包预热时间缩短约1h,节约煤气消耗1000m,降低钢水 温降约6℃.在热饱和阶段，钢包外壁温度平均降低了100℃，包壁散热减小，1h可以节能1255680kJ,折合标准煤43kg.最后 利用现场实测数据进行了验证，结果表明模拟结果正确可信 关键词炼钢：钢包：绝热：数值分析：计算机模拟 分类号TF701.2 Effect of insulating layers on the thermal behavior of ladles WU Peng fei,XU An-jun',HE Dongfeng,TIAN Nai-yuan) 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wuyuhuil212@163.com ABSTRACT The thermal state and insulation capacity of ladles with different insulating layer thicknesses were simulated and calcu- lated by building a two-dimensional model of ladles based on the finite element method.A ladle with an insulating layer can effectively improve its thermal insulation.With the increasing of insulating layer thickness,the insulating effect becomes more prominent,but it grows slower.When the insulating layer thickness reaches 20 mm,the preheating time of the ladle is shortened by I h,the coal gas is saved by 1 000 m',and the steel temperature drop is decreased by 6 C compared with a ladle without any insulating layer.During the heat saturating stage,the outside shell temperature of the ladle decreases by 100C,and the heat loss at the ladle shell falls down.Due to the insulating layer,the energy of 1255680kJ could be saved per hour,which is equivalent to 43kg standard coal.A comparison of the calculation results with measured data proves that the simulation results are reliable KEY WORDS steelmaking:ladles:thermal insulation:numerical analysis:computer simulation 随着现代炼钢技术的发展，钢包已经转变成一 以H钢厂厂250预制块钢包为研究对象，对钢包周转 个集钢水运输、二次精炼和连铸容器为一体的重要 全流程，采用数值模拟的方法定量地计算了系统各 的治金设备，钢水在钢包中的停留时间延长，这对钢 个阶段的钢包热行为和温度场分布规律，重点分析 包的保温性能提出了更加苛刻的要求.绝热层的出 比较了绝热层对钢包保温性能的影响，并进行了节 现能有效地降低钢包外壳温度，减少包衬工作层的 能计算，同时利用现场实验数据进行了验证 温差变化，提高钢包的使用寿命并降低能耗，从而带 1有限元数学模型 来较好的经济效益. 国内外关于钢包包衬耐火材料对钢包影响的研 考虑到实际问题比较复杂，为求解方便特作如 究很多，但大部分是围绕包衬耐火材料对钢包热机 下假设：(1)钢包看作表面光滑的圆筒形：(2)烘烤 械性能的影响-，少数的关于包衬耐火材料对钢 阶段，煤气燃烧温度分布均匀：(3)包壁只考虑径向 包热状态的影响研究中6，也只是特定条件下或 热流，包底只考虑轴向热流：(4)钢包在静置转运过 者单个工序的数值模拟研究，并且缺少验证.本文 程中钢液的温度变化很小，为了简化计算，不考虑自 收稿日期：2011-09-07

第 34 卷 第 5 期 2012 年 5 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 5 May 2012 绝热层对钢包热行为的影响 吴鹏飞1，2) 徐安军1，2) 贺东风1，2) 田乃媛1，2) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 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: wuyuhui1212@ 163． com 摘 要 建立了基于有限元法的钢包二维传热模型，运用 Ansys 软件对钢包在不同绝热层厚度情况下的热状态及保温性能分 别进行了模拟计算． 有绝热层的钢包可以明显地提高自身的保温性能，且随着绝热层厚度的增加，保温效果愈加突显，但幅度 越来越小． 与无绝热层的钢包相比，在绝热层厚度达到 20 mm 时，钢包预热时间缩短约 1 h，节约煤气消耗 1 000 m3 ，降低钢水 温降约 6 ℃ ． 在热饱和阶段，钢包外壁温度平均降低了 100 ℃，包壁散热减小，1 h 可以节能 1255680 kJ，折合标准煤 43 kg． 最后 利用现场实测数据进行了验证，结果表明模拟结果正确可信． 关键词 炼钢; 钢包; 绝热; 数值分析; 计算机模拟 分类号 TF701. 2 Effect of insulating layers on the thermal behavior of ladles WU Peng-fei 1，2) ，XU An-jun1，2) ，HE Dong-feng1，2) ，TIAN Nai-yuan1，2) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: wuyuhui1212@ 163． com ABSTRACT The thermal state and insulation capacity of ladles with different insulating layer thicknesses were simulated and calcu￾lated by building a two-dimensional model of ladles based on the finite element method． A ladle with an insulating layer can effectively improve its thermal insulation． With the increasing of insulating layer thickness，the insulating effect becomes more prominent，but it grows slower． When the insulating layer thickness reaches 20 mm，the preheating time of the ladle is shortened by 1 h，the coal gas is saved by 1 000 m3 ，and the steel temperature drop is decreased by 6 ℃ compared with a ladle without any insulating layer． During the heat saturating stage，the outside shell temperature of the ladle decreases by 100 ℃，and the heat loss at the ladle shell falls down． Due to the insulating layer，the energy of 1 255 680 kJ could be saved per hour，which is equivalent to 43 kg standard coal． A comparison of the calculation results with measured data proves that the simulation results are reliable． KEY WORDS steelmaking; ladles; thermal insulation; numerical analysis; computer simulation 收稿日期: 2011--09--07 随着现代炼钢技术的发展，钢包已经转变成一 个集钢水运输、二次精炼和连铸容器为一体的重要 的冶金设备，钢水在钢包中的停留时间延长，这对钢 包的保温性能提出了更加苛刻的要求． 绝热层的出 现能有效地降低钢包外壳温度，减少包衬工作层的 温差变化，提高钢包的使用寿命并降低能耗，从而带 来较好的经济效益． 国内外关于钢包包衬耐火材料对钢包影响的研 究很多，但大部分是围绕包衬耐火材料对钢包热机 械性能的影响［1--4］，少数的关于包衬耐火材料对钢 包热状态的影响研究中［5--8］，也只是特定条件下或 者单个工序的数值模拟研究，并且缺少验证． 本文 以 H 钢厂250 t 预制块钢包为研究对象，对钢包周转 全流程，采用数值模拟的方法定量地计算了系统各 个阶段的钢包热行为和温度场分布规律，重点分析 比较了绝热层对钢包保温性能的影响，并进行了节 能计算，同时利用现场实验数据进行了验证． 1 有限元数学模型 考虑到实际问题比较复杂，为求解方便特作如 下假设: ( 1) 钢包看作表面光滑的圆筒形; ( 2) 烘烤 阶段，煤气燃烧温度分布均匀; ( 3) 包壁只考虑径向 热流，包底只考虑轴向热流; ( 4) 钢包在静置转运过 程中钢液的温度变化很小，为了简化计算，不考虑自 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.05.016

·564 北京科技大学学报 第34卷 然对流的作用：(5)边界温度取表面测定温度的平 和辐射换热两种方式进行，计算时是折算成综合换 均值；(6)忽略钢包内部各层耐火材料之间的接触 热系数处理. 热阻：(7)忽略渣层的径向传热. 以上各式中，p为密度，kg"m3;C为质量定压 钢包在烘烤及周转过程中主要涉及空包烘烤、 热容，J小kg·K:T为温度，K;入为耐火材料的导 空包冷却、承载钢水三种状态，每种状态下的边界条 热系数，W·ml·K1;r为钢包半径，m;z为包底厚 件都不一样，具体分析如下[9] 度，m;r为时间，sg为热流密度：W·m2;Q为燃料 钢包简化为轴对称体进行分析，温度控制方程 燃烧供热量，Jh1;F为钢包表面的传热面积，m2;σ 根据Fourier热传导定律和能量守恒定律建立，其导 为辐射常数，5.67×10-8，Wm2·K-1;ε为钢包表 热微分方程为： 面黑度；A为钢包表面吸收率；α为对流换热系数， DC T-A (1) W·m-2·K-1;h为合并了对流换热和辐射传热的综 0z2 合换热系数，W·m2·K-;H为钢水覆盖的表面积， 1.1 烘烤阶段 m2:M为钢包内钢水质量，kg:v为钢水流入钢包的 能量平衡方程： 速度，ms.下标含义：i为钢包内表面，o为钢包 Q.=∑9g-F (2) 外表面，g为燃烧的煤气，w为包壁，b为包底，e为 边界条件： 环境，s为钢水，f为自由面，in为入口，bi为包底内 包内壁， 壁，wⅵ为包壁内壁，g-i为燃烧的煤气和钢包内表 SA 面之间，0-e为包外壁和环境之间. Q:=f{01-1-e1-Ar-T中+ 2计算方法和几何模型 -(T-T)} 包外壁， 将250t预制块钢包模化为表面光滑的圆筒. 9=h。-e(T。-T). 根据钢包结构的对称性，取包体的二维剖面模型建 1.2空包冷却阶段 模，采用PLANE55二维热实体分析单元，结合表面 空冷状态，钢包外表面边界条件与烘烤阶段一 效应单元SURF151进行瞬态有限元分析.整个建 样，只是内表面的边界条件不同，具体如下： 模中，永久层和包壳作为连续整体，工作层分上、下 o [T:-T] 渣线和中间工作层，下渣线还有围罐砖.各部分尺 (3) 9名。 寸以及钢包内衬各层耐火材料见图1和表1（图1 是含有绝热层的钢包结构示意图：未加绝热层的钢 1.3钢包承载钢水阶段 包是将下图中绝热层换成永久层的耐火材料，厚度 1.3.1出钢阶段 不变). 钢水能量平衡方程为 钢包的耐火材料中，永久层为含质量分数为 G(密) 70%氧化铝的高铝浇注料，工作层为含88%氧化铝 =C.wroup.[Tm-T.(）]+ 和2.0%氧化镁的刚玉尖晶石预制块，绝热层为氧 q（r)H+q（r）H(T)+q（r)H (4) 化铝和二氧化硅总质量分数超过95%的硬质隔热 边界条件： 纤维板.由于包衬温度变化范围较大，计算时考虑 包内壁， 不同耐火材料的热物性参数随温度的变化.耐火材 T;=T.(T). 料的导热系数采用热线法☒测试获得，钢包各层热 包外壁， 物性参数具体如表1所示3-0.表1中t代表温 q=h。-.(T。-T). 度，℃. 1.3.2钢水静置转运阶段 本文采用外节点法对计算区域进行离散化，利 c.分L+a队分+a 用有限差分技术将控制方程转化为各个离散节点的 代数方程组，根据定解条件采用TDMA法和迭代法 (5) 求出钢包热状态随时间变化的规律.在进行迭代计 边界条件同出钢阶段，以上钢包从预热烘烤到 算时，当满足本次计算与上一次计算相对误差小于 周转全过程，包壳与大气之间均是以自然对流换热 0.01%时迭代结束

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 然对流的作用; ( 5) 边界温度取表面测定温度的平 均值; ( 6) 忽略钢包内部各层耐火材料之间的接触 热阻; ( 7) 忽略渣层的径向传热． 钢包在烘烤及周转过程中主要涉及空包烘烤、 空包冷却、承载钢水三种状态，每种状态下的边界条 件都不一样，具体分析如下［9--11］． 钢包简化为轴对称体进行分析，温度控制方程 根据 Fourier 热传导定律和能量守恒定律建立，其导 热微分方程为: ρC T τ = λ (  2 T r 2 + 1 r T r +  2 T z 2 ) ． ( 1) 1. 1 烘烤阶段 能量平衡方程: Qg = ∑ qg － iFi ． ( 2) 边界条件: 包内壁， Qi = Fi { σ εiAi 1 － ( 1 － εi ) ( 1 － Ai ) ［T4 g － T4 i］+ αg － i ( Tg － Ti ) } ． 包外壁， q = ho － e ( To － Te ) ． 1. 2 空包冷却阶段 空冷状态，钢包外表面边界条件与烘烤阶段一 样，只是内表面的边界条件不同，具体如下: qi － e = σ［T4 i － T4 e］ 1 － εi Fiεi + 1 Fe ． ( 3) 1. 3 钢包承载钢水阶段 1. 3. 1 出钢阶段 钢水能量平衡方程为 CsMs( τ ( ) dTs d ) τ = Csπr 2 0 υρs ［Tin － Ts( τ) ］+ qbi ( τ) Hb + qwi ( τ) Hw ( τ) + qf ( τ) Hf ． ( 4) 边界条件: 包内壁， Ti = Ts( τ) ． 包外壁， q = ho － e ( To － Te ) ． 1. 3. 2 钢水静置转运阶段 dTs dτ = 1 MsCs ［qwi ( τ) Hw + qbi ( τ) Hb ( τ) + qf ( τ) Hf ］． ( 5) 边界条件同出钢阶段，以上钢包从预热烘烤到 周转全过程，包壳与大气之间均是以自然对流换热 和辐射换热两种方式进行，计算时是折算成综合换 热系数处理． 以上各式中，ρ 为密度，kg·m － 3 ; C 为质量定压 热容，J·kg － 1 ·K － 1 ; T 为温度，K; λ 为耐火材料的导 热系数，W·m － 1 ·K － 1 ; r 为钢包半径，m; z 为包底厚 度，m; τ 为时间，s; q 为热流密度; W·m － 2 ; Q 为燃料 燃烧供热量，J·h － 1 ; F 为钢包表面的传热面积，m2 ; σ 为辐射常数，5. 67 × 10 － 8 ，W·m － 2 ·K － 1 ; ε 为钢包表 面黑度; A 为钢包表面吸收率; α 为对流换热系数， W·m － 2 ·K － 1 ; h 为合并了对流换热和辐射传热的综 合换热系数，W·m － 2 ·K － 1 ; H 为钢水覆盖的表面积， m2 ; M 为钢包内钢水质量，kg; ν 为钢水流入钢包的 速度，m·s － 1 ． 下标含义: i 为钢包内表面，o 为钢包 外表面，g 为燃烧的煤气，w 为包壁，b 为包底，e 为 环境，s 为钢水，f 为自由面，in 为入口，bi 为包底内 壁，wi 为包壁内壁，g － i 为燃烧的煤气和钢包内表 面之间，o － e 为包外壁和环境之间． 2 计算方法和几何模型 将 250 t 预制块钢包模化为表面光滑的圆筒． 根据钢包结构的对称性，取包体的二维剖面模型建 模，采用 PLANE55 二维热实体分析单元，结合表面 效应单元 SURF151 进行瞬态有限元分析． 整个建 模中，永久层和包壳作为连续整体，工作层分上、下 渣线和中间工作层，下渣线还有围罐砖． 各部分尺 寸以及钢包内衬各层耐火材料见图 1 和表 1( 图 1 是含有绝热层的钢包结构示意图; 未加绝热层的钢 包是将下图中绝热层换成永久层的耐火材料，厚度 不变) ． 钢包的耐火材料中，永久层为含质量分数为 70% 氧化铝的高铝浇注料，工作层为含 88% 氧化铝 和 2. 0% 氧化镁的刚玉尖晶石预制块，绝热层为氧 化铝和二氧化硅总质量分数超过 95% 的硬质隔热 纤维板． 由于包衬温度变化范围较大，计算时考虑 不同耐火材料的热物性参数随温度的变化． 耐火材 料的导热系数采用热线法［12］测试获得，钢包各层热 物性参数具体如表 1 所示［13--14］． 表 1 中 t 代表温 度，℃ ． 本文采用外节点法对计算区域进行离散化，利 用有限差分技术将控制方程转化为各个离散节点的 代数方程组，根据定解条件采用 TDMA 法和迭代法 求出钢包热状态随时间变化的规律． 在进行迭代计 算时，当满足本次计算与上一次计算相对误差小于 0. 01% 时迭代结束． ·564·

第5期 吴鹏飞等：绝热层对钢包热行为的影响 ·565· 20 04608- 80, -200 200- -220 220 -200 200- 210 210 -170 170 1R0 4209 1一工作层：2一永久层：3一绝热层：4一包壳 图1钢包结构示意图（单位：mm) Fig.1 Structural diagram of a ladle (unit:mm) 表1钢包不同部位的物性参数 Table 1 Physical parameters of different parts of the ladle 单元体组成 密度/(kg“m·) 热传导系数/(Wm1.℃1) 热容/(Jkg1℃1) 工作层 3220 0.808+0.00281-3.592 842+0.21 永久层 2200 0.092+0.0017t-5.87×10-12 883+0.221 绝热层 600 -0.018+0.0008:-7.13×10-72 837+0.224 包壳 7600 47 470 3计算结果与分析 实际生产过程，钢包进行周期性的热循环工作， 其热状态主要经历了蓄热升温和热饱和两个阶段 根据以上的计算模型和边界条件，将与钢包热状态 计算相关的各材料的热物性参数以及钢包外表面的 无绝热层 综合换热系数加载到计算程序中，对钢包从预热到 周转全过程进行模拟计算.在计算过程中，绝热层 厚度d分别取0、7、14和20mm,其余各层厚度不 变.计算得到钢包在蓄热升温和热饱和阶段绝热层 1602764428059'9314 4510989.95817.1083844214 对包衬温度场、热损失以及钢水温度的影响 3.1蓄热升温阶段 3.1.1钢包预热升温 钢包投入使用前，需要进行长时间的烘烤预热， 目的是去除新包砌筑后内衬的水分，并为钢包受钢 14 mm 20 mm 工况提供初始温度载荷，从而降低钢水温降.根据 生产要求，钢包内壁温度达到1200℃左右的红包状 态方可投入周转.在保证烘烤条件相同的情况下， 针对绝热层对钢包温度场及节能效果的影响进行了 模拟计算分析 图2预热阶段钢包内衬温度分布图（单位：℃） 图2和图3是钢包在不同绝热层厚度情况下， Fig.2 Temperature distribution of the ladle lining during the preheat 分别预热25h后的包衬温度分布图，其中图3是截 stage(unit:℃)

第 5 期 吴鹏飞等: 绝热层对钢包热行为的影响 1—工作层; 2—永久层; 3—绝热层; 4—包壳 图 1 钢包结构示意图( 单位: mm) Fig． 1 Structural diagram of a ladle ( unit: mm) 表 1 钢包不同部位的物性参数 Table 1 Physical parameters of different parts of the ladle 单元体组成 密度/( kg·m － 3 ) 热传导系数/( W·m － 1 ·℃ － 1 ) 热容/( J·kg － 1 ·℃ － 1 ) 工作层 3 220 0. 808 + 0. 002 8t － 3. 59t 2 842 + 0. 2t 永久层 2 200 0. 092 + 0. 001 7t － 5. 87 × 10 － 7 t 2 883 + 0. 22t 绝热层 600 － 0. 018 + 0. 000 8t － 7. 13 × 10 － 7 t 2 837 + 0. 22t 包壳 7 600 47 470 3 计算结果与分析 实际生产过程，钢包进行周期性的热循环工作， 其热状态主要经历了蓄热升温和热饱和两个阶段． 根据以上的计算模型和边界条件，将与钢包热状态 计算相关的各材料的热物性参数以及钢包外表面的 综合换热系数加载到计算程序中，对钢包从预热到 周转全过程进行模拟计算． 在计算过程中，绝热层 厚度 d 分别取 0、7、14 和 20 mm，其余各层厚度不 变． 计算得到钢包在蓄热升温和热饱和阶段绝热层 对包衬温度场、热损失以及钢水温度的影响． 3. 1 蓄热升温阶段 3. 1. 1 钢包预热升温 钢包投入使用前，需要进行长时间的烘烤预热， 目的是去除新包砌筑后内衬的水分，并为钢包受钢 工况提供初始温度载荷，从而降低钢水温降． 根据 生产要求，钢包内壁温度达到 1 200 ℃左右的红包状 态方可投入周转． 在保证烘烤条件相同的情况下， 针对绝热层对钢包温度场及节能效果的影响进行了 模拟计算分析． 图 2 和图 3 是钢包在不同绝热层厚度情况下， 分别预热 25 h 后的包衬温度分布图，其中图 3 是截 图 2 预热阶段钢包内衬温度分布图( 单位: ℃ ) Fig． 2 Temperature distribution of the ladle lining during the preheat stage ( unit: ℃ ) ·565·

·566 北京科技大学学报 第34卷 取包壁工作层放大后的温度分布图.由图3可知， 表2对相同烘烤条件下的钢包预热时间和煤气 随着绝热层厚度的增加，预热结束时，钢包工作层平 消耗进行了比较.根据生产要求，对相同初始温度 均温度呈递增趋势，由未加绝热层的852℃升高到 的钢包来说，若要加热至相同的终点热状态，无绝热 绝热层厚度为20mm时的915℃，增幅为63℃. 层的钢包需预热26h;有绝热层的钢包，随着绝热层 厚度的增加，预热时间逐渐减少，在绝热层厚度为 20mm时，只需预热25h,预热时间减少了1h,煤气 消耗降低了1000m3,直接节约了燃料，而且缩短了 钢包周转时间，既降低了用于钢包保温的燃料消耗， 无绝热层 平均温度 平均温度 7mm 又降低了耐火材料的消耗 852 883℃ 表2包村温度及能耗 Table 2 Ladle lining temperature and energy consumption 绝热层/ 烘烤 钢包内壁平均 工作层 煤气消耗/ 2364 no mm 时间h 温度/℃ 平均温度/℃ 3 0 26.0 1200 915 26000 > 25.6 1200 915 25600 14 25.3 1200 915 25300 20 25.0 1200 915 25000 14 mm 平均温度 20mm 平均温度 904℃ -915℃ 3.1.2钢包周转蓄热 经过初始阶段的预热后，钢包投入周转，由于包 衬未达到热饱和状态，仍然蓄热升温，此时高温钢 31.887 350158 50.7031101 水通过钢包衬的传热过程为非稳态传热.在生产 697353940.9971144 475294725.567 973.8391184 工序及工艺参数不变的情况下，通过模拟计算得 图3预热阶段钢包工作层温度分布图（单位：℃） 到了绝热层对钢包蓄热以及钢水温度的影响，具 Fig.3 Temperature distribution of the ladle working layer during the 体见表3. preheat stage (unit:C) 表3绝热层对钢水温度的影响 Table 3 Effect of the insulating layer on steel temperature 无绝热层 无绝热层 7mm绝热层 7mm绝热层 14mm绝热层 14mm绝热层20mm绝热层 20mm绝热层 周期 总温降/℃ 蓄热温降/℃ 总温降/℃ 蓄热温降/℃ 总温降/℃ 蓄热温降/℃ 总温降℃ 蓄热温降/℃ 41.08 10.03 38.06 10.00 36.05 9.99 35.05 9.98 2 38.11 7.06 35.08 7.02 33.06 6.99 32.05 6.98 36.11 5.06 33.08 5.02 31.05 4.99 30.04 4.97 4 34.04 2.99 31.02 2.96 29.00 2.93 27.99 2.92 33.31 2.26 30.29 2.23 28.28 2.22 27.28 2.21 6 32.51 1.46 29.47 1.41 27.45 1.38 26.44 1.37 7 32.08 1.03 29.07 1.01 27.06 1.00 26.06 0.99 8 31.76 0.70 28.72 0.66 26.69 0.63 25.68 0.61 9 31.47 0.42 28.45 0.39 26.44 0.37 25.43 0.36 10 31.05 0.00 28.06 0.00 26.07 0.00 25.07 0.00 本阶段钢包对钢水温度的影响有两方面：一方 钢包造成钢水的总温降最高达41.08℃，饱和温降 面是钢包本身的蓄热造成的钢水温降，另一方面是 (钢包在第十周期造成的钢水总温降)为31.05℃， 钢水热量通过钢包壁散失造成的钢水温降.由表3 蓄热造成的钢水最大温降为10.03℃：绝热层厚度 可知，钢包在有绝热层和无绝热层的情况下进行热 为7mm时，钢包造成钢水的总温降最高达38.06 循环，均在第十周期左右达到热饱和.无绝热层的 ℃，饱和温降为28.06℃，蓄热造成的钢水最大温降

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 取包壁工作层放大后的温度分布图． 由图 3 可知， 随着绝热层厚度的增加，预热结束时，钢包工作层平 均温度呈递增趋势，由未加绝热层的 852 ℃ 升高到 绝热层厚度为 20 mm 时的 915 ℃，增幅为 63 ℃ ． 图 3 预热阶段钢包工作层温度分布图( 单位: ℃ ) Fig． 3 Temperature distribution of the ladle working layer during the preheat stage ( unit: ℃ ) 表 2 对相同烘烤条件下的钢包预热时间和煤气 消耗进行了比较． 根据生产要求，对相同初始温度 的钢包来说，若要加热至相同的终点热状态，无绝热 层的钢包需预热 26 h; 有绝热层的钢包，随着绝热层 厚度的增加，预热时间逐渐减少，在绝热层厚度为 20 mm 时，只需预热 25 h，预热时间减少了 1 h，煤气 消耗降低了 1 000 m3 ，直接节约了燃料，而且缩短了 钢包周转时间，既降低了用于钢包保温的燃料消耗， 又降低了耐火材料的消耗． 表 2 包衬温度及能耗 Table 2 Ladle lining temperature and energy consumption 绝热层/ mm 烘烤 时间/h 钢包内壁平均 温度/℃ 工作层 平均温度/℃ 煤气消耗/ m3 0 26. 0 1 200 915 26 000 7 25. 6 1 200 915 25 600 14 25. 3 1 200 915 25 300 20 25. 0 1 200 915 25 000 3. 1. 2 钢包周转蓄热 经过初始阶段的预热后，钢包投入周转，由于包 衬未达到热饱和状态，仍然蓄热升温，此时高温钢 水通过钢包衬的传热过程为非稳态传热． 在生产 工序及工艺参数不变的情况下，通过模拟计算得 到了绝热层对钢包蓄热以及钢水温度的影响，具 体见表 3． 表 3 绝热层对钢水温度的影响 Table 3 Effect of the insulating layer on steel temperature 周期 无绝热层 总温降/℃ 无绝热层 蓄热温降/℃ 7 mm 绝热层 总温降/℃ 7 mm 绝热层 蓄热温降/℃ 14 mm 绝热层 总温降/℃ 14 mm 绝热层 蓄热温降/℃ 20 mm 绝热层 总温降/℃ 20 mm 绝热层 蓄热温降/℃ 1 41. 08 10. 03 38. 06 10. 00 36. 05 9. 99 35. 05 9. 98 2 38. 11 7. 06 35. 08 7. 02 33. 06 6. 99 32. 05 6. 98 3 36. 11 5. 06 33. 08 5. 02 31. 05 4. 99 30. 04 4. 97 4 34. 04 2. 99 31. 02 2. 96 29. 00 2. 93 27. 99 2. 92 5 33. 31 2. 26 30. 29 2. 23 28. 28 2. 22 27. 28 2. 21 6 32. 51 1. 46 29. 47 1. 41 27. 45 1. 38 26. 44 1. 37 7 32. 08 1. 03 29. 07 1. 01 27. 06 1. 00 26. 06 0. 99 8 31. 76 0. 70 28. 72 0. 66 26. 69 0. 63 25. 68 0. 61 9 31. 47 0. 42 28. 45 0. 39 26. 44 0. 37 25. 43 0. 36 10 31. 05 0. 00 28. 06 0. 00 26. 07 0. 00 25. 07 0. 00 本阶段钢包对钢水温度的影响有两方面: 一方 面是钢包本身的蓄热造成的钢水温降，另一方面是 钢水热量通过钢包壁散失造成的钢水温降． 由表 3 可知，钢包在有绝热层和无绝热层的情况下进行热 循环，均在第十周期左右达到热饱和． 无绝热层的 钢包造成钢水的总温降最高达 41. 08 ℃，饱和温降 ( 钢包在第十周期造成的钢水总温降) 为 31. 05 ℃， 蓄热造成的钢水最大温降为 10. 03 ℃ ; 绝热层厚度 为 7 mm 时，钢包造成钢水的总温降最高达 38. 06 ℃，饱和温降为 28. 06 ℃，蓄热造成的钢水最大温降 ·566·

第5期 吴鹏飞等：绝热层对钢包热行为的影响 ·567· 为10℃：绝热层厚度为14mm时，钢包造成钢水的 绝热层厚度的变化，包壳外表面温度分布也发生了 总温降最高达36.05℃，饱和温降为26.07℃，蓄热 变化，无绝热层时，钢包包壳外表面温度最高点在上 造成的钢水最大温降为9.99℃；绝热层厚度为20 渣线区域，其最高温度为431.2℃，随着绝热层厚度 mm时，钢包造成钢水的总温降最高达35.05℃，饱 的增加，包壳外表面温度最高点逐渐向包壳的中下 和温降为25.07℃，蓄热造成的钢水最大温降为 部转移，在绝热层厚度达20mm时，温度最高点停在 9.98℃.由此可知：钢包热状态造成的钢水温降中， 了包壳的中下部，其最高温度为301.7℃，较之无绝 蓄热温降只占很小的比例，主要温降还是由于钢水 热层时降低了约130℃，大大减少了包壳外表面的 热量通过包壁散失造成的：绝热层的加入能有效地 热量散失. 减少钢水热量通过包壁的散失，进而降低钢水温降， N 随着绝热层厚度的增加，钢水温降逐渐降低，不过幅 度越来越小；较之无绝热层的钢包，有绝热层的钢包 在绝热层厚度为7m时可以降低钢水温降约3℃， 在绝热层厚度为14mm时可以降低钢水温降约5 无绝热层 平均温度 7 mm ℃，在绝热层厚度为20mm时可以降低钢水温降约 637℃ 平均温度 744℃ 6℃. 3.2热饱和阶段 当包衬蓄热达到热饱和时，其传热过程基本稳 132.87841046.671-182 定，钢包壳外表面温度达到最大值，向外散失的热流 280.099540821801542 量也最大.通过对热饱和钢包一个热循环周期的模 M M 拟计算，得到了稳态传热过程钢包衬的温度场、热损 失及对钢水温度的影响并比较了节能效果. 由图4和图5可知，加绝热层后，钢包工作层和 14 mm 20 mm 永久层的平均温度均有提高，绝热层厚度越厚，提高 平均温度 平均温度 85. 850℃ 的越多，不过提高的幅度越来越小，当绝热层厚度为 20mm时，钢包工作层平均温度提高了83℃，永久 层的平均温度提高了213℃.由图6可以看出，随着 AN 图5永久层温度分布图（单位：℃） Fig.5 Temperature distribution of the ladle permanent layer (unit: ℃) 无绝热层 平均温度 7 mm 平均温度 1192℃ 1233℃ 图7是包壁中部的内衬各节点，随着距钢包内 壁距离变化的温度分布趋势图.区域①是工作层： 36%220 ②和③分别是永久层和绝热层（未加绝热层的钢包 在区域③的材质等同永久层)；区域④是包壳.从图 7可以看出，由于各层材料的厚度、材质和热物性参 数不同，导致各层内的温度梯度也不相同，加入绝热 14 mm 平均温度 20mm 层后，工作层和永久层的温度梯度下降，绝热层的温 平均温度 1261℃ 1275℃ 度梯度升高，包壳温度显著降低. 从表4中可以看出，随着绝热层厚度的增加，钢 包包壳平均温度逐渐降低，在绝热层厚度达20mm 时，包壳表面平均温度为290.4℃，较无绝热层时降 图4工作层温度分布图（单位：℃） 低了约100℃，此时表面的平均换热系数和热量损 Fig.4 Temperature distribution of the ladle working layer (unit 失也均明显降低，包壳外表面散热的减少，1h可以 ℃) 节能1255680kJ,折合标准煤为43kg

第 5 期 吴鹏飞等: 绝热层对钢包热行为的影响 为 10 ℃ ; 绝热层厚度为 14 mm 时，钢包造成钢水的 总温降最高达 36. 05 ℃，饱和温降为 26. 07 ℃，蓄热 造成的钢水最大温降为 9. 99 ℃ ; 绝热层厚度为 20 mm 时，钢包造成钢水的总温降最高达 35. 05 ℃，饱 和温降为 25. 07 ℃，蓄热造成的钢水最大温降为 9. 98 ℃ ． 由此可知: 钢包热状态造成的钢水温降中， 蓄热温降只占很小的比例，主要温降还是由于钢水 热量通过包壁散失造成的; 绝热层的加入能有效地 减少钢水热量通过包壁的散失，进而降低钢水温降， 随着绝热层厚度的增加，钢水温降逐渐降低，不过幅 度越来越小; 较之无绝热层的钢包，有绝热层的钢包 在绝热层厚度为 7 mm 时可以降低钢水温降约 3 ℃， 在绝热层厚度为 14 mm 时可以降低钢水温降约 5 ℃，在绝热层厚度为 20 mm 时可以降低钢水温降约 6 ℃ ． 3. 2 热饱和阶段 当包衬蓄热达到热饱和时，其传热过程基本稳 定，钢包壳外表面温度达到最大值，向外散失的热流 量也最大． 通过对热饱和钢包一个热循环周期的模 拟计算，得到了稳态传热过程钢包衬的温度场、热损 失及对钢水温度的影响并比较了节能效果． 图 4 工作层温度分布图( 单位: ℃ ) Fig． 4 Temperature distribution of the ladle working layer ( unit: ℃ ) 由图 4 和图 5 可知，加绝热层后，钢包工作层和 永久层的平均温度均有提高，绝热层厚度越厚，提高 的越多，不过提高的幅度越来越小，当绝热层厚度为 20 mm 时，钢包工作层平均温度提高了 83 ℃，永久 层的平均温度提高了 213 ℃ ． 由图6 可以看出，随着 绝热层厚度的变化，包壳外表面温度分布也发生了 变化，无绝热层时，钢包包壳外表面温度最高点在上 渣线区域，其最高温度为 431. 2 ℃，随着绝热层厚度 的增加，包壳外表面温度最高点逐渐向包壳的中下 部转移，在绝热层厚度达 20 mm 时，温度最高点停在 了包壳的中下部，其最高温度为 301. 7 ℃，较之无绝 热层时降低了约 130 ℃，大大减少了包壳外表面的 热量散失． 图 5 永久层温度分布图( 单位: ℃ ) Fig． 5 Temperature distribution of the ladle permanent layer ( unit: ℃ ) 图 7 是包壁中部的内衬各节点，随着距钢包内 壁距离变化的温度分布趋势图． 区域①是工作层; ②和③分别是永久层和绝热层( 未加绝热层的钢包 在区域③的材质等同永久层) ; 区域④是包壳． 从图 7 可以看出，由于各层材料的厚度、材质和热物性参 数不同，导致各层内的温度梯度也不相同，加入绝热 层后，工作层和永久层的温度梯度下降，绝热层的温 度梯度升高，包壳温度显著降低． 从表 4 中可以看出，随着绝热层厚度的增加，钢 包包壳平均温度逐渐降低，在绝热层厚度达 20 mm 时，包壳表面平均温度为 290. 4 ℃，较无绝热层时降 低了约 100 ℃，此时表面的平均换热系数和热量损 失也均明显降低，包壳外表面散热的减少，1 h 可以 节能 1 255 680 kJ，折合标准煤为 43 kg． ·567·

·568 北京科技大学学报 第34卷 2000 160 ◆无绝热层 +7mm绝热层 31200 ◆14mm绝热层 *20mm绝热层 绝热层 800 ① 400 0.040.080.120.160.200.240.28 228334279,773331.213382652 钢包内衬节点距离内壁的距离m N 图7包壁内村温度分布 Fig.7 Temperature distribution of the ladle lining 图8和表5分析了热饱和阶段绝热层对钢水温 度的影响，得到了不同绝热层厚度的钢包出钢后，钢 20m 水在钢包内停留阶段（一个周期为1.8h)热量损失. 比较可知：随着绝热层厚度的增加，钢水的热量损失 210.431256.197294.335 及钢水温降逐渐降低，但幅度越来越小；与无绝热层 图6包壳表面温度分布图（单位：℃） 的钢包相比，有绝热层的钢包在绝热层厚度为20 Fig.6 Temperature distribution of the ladle cladding (unit:C) mm时，减少钢水热量损失达19.26%，即1.29GW, 表4钢包外表面温度及散热 Table 4 Exterior temperature and heat loss of the ladle 绝热层/ 包壳表面平均 包壳表面平均对流换热 单位时间热量 时间/ 热量损失/ 折合标准 mm 温度/℃ 系数/(Wm2.℃1) 损失kW h 煤kg 0 390.9 31.30 762.7 1 2745720 93.9 7 340.7 27.30 575.2 1 2070720 70.8 14 307.2 24.60 453.7 1 1633320 55.9 20 290.4 23.30 413.9 1 1490040 50.9 减少钢水温降约6℃. 4 结果验证 310 ,尤绝热层 一一7mm绝热层 验证分两个方面：一是对钢包热状态模拟结果 6 ·--~14mm绝热层 20mm绝热层 的验证：二是对钢包热状态造成钢水温降计算结果 的验证 回 2 在实际生产中，钢水除了受钢包热状态影响而 0.20.40.60.81.01.21.41.61.8 造成温降外，还有由其他因素造成的温降，如合金加 钢水在钢包内停留时间小 入、吹氩等.实际生产中钢水温降是耦合了钢包热 图8钢水的热量损失 状态和其他因素的温降.由于生产和成本的限制， Fig.8 Heat loss of molten steel 没有办法选择多个钢包固定其他因素，只进行同一 表5绝热层对钢水温度的影响 条件下的重复实验，来验证钢包热状态造成钢水温 Table 5 Effects of the insulating layer on molten steel temperature 降计算结果的准确性.因为钢水温降的计算是由钢 绝热层/ 钢水在钢包内 单位时间钢水 钢水温降/ 包热状态模拟的结果，结合公式 mm 的停留时间h 热量损失kW ℃ 10 0 1.8 6706800 31.05 CMAT=∑q:E:×T 7 1.8 6060960 28.06 得到的，所以如果钢包热状态模拟计算的结果正确， 14 1.8 5630400 26.07 那么由热状态造成钢水温降的计算结果也是正确 20 1.8 5415120 25.07 的.式中：C为钢水的比热容，J·kg1·K-1;M为钢

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 6 包壳表面温度分布图( 单位: ℃ ) Fig． 6 Temperature distribution of the ladle cladding ( unit: ℃ ) 图 7 包壁内衬温度分布 Fig． 7 Temperature distribution of the ladle lining 图 8 和表 5 分析了热饱和阶段绝热层对钢水温 度的影响，得到了不同绝热层厚度的钢包出钢后，钢 水在钢包内停留阶段( 一个周期为 1. 8 h) 热量损失． 比较可知: 随着绝热层厚度的增加，钢水的热量损失 及钢水温降逐渐降低，但幅度越来越小; 与无绝热层 的钢包相比，有绝热层的钢包在绝热层厚度为 20 mm 时，减少钢水热量损失达 19. 26% ，即 1. 29 GW， 表 4 钢包外表面温度及散热 Table 4 Exterior temperature and heat loss of the ladle 绝热层/ mm 包壳表面平均 温度/℃ 包壳表面平均对流换热 系数/( W·m － 2 ·℃ － 1 ) 单位时间热量 损失/kW 时间/ h 热量损失/ kJ 折合标准 煤/kg 0 390. 9 31. 30 762. 7 1 2 745 720 93. 9 7 340. 7 27. 30 575. 2 1 2 070 720 70. 8 14 307. 2 24. 60 453. 7 1 1 633 320 55. 9 20 290. 4 23. 30 413. 9 1 1 490 040 50. 9 减少钢水温降约 6 ℃ ． 图 8 钢水的热量损失 Fig． 8 Heat loss of molten steel 表 5 绝热层对钢水温度的影响 Table 5 Effects of the insulating layer on molten steel temperature 绝热层/ mm 钢水在钢包内 的停留时间/h 单位时间钢水 热量损失/kW 钢水温降/ ℃ 0 1. 8 6 706 800 31. 05 7 1. 8 6 060 960 28. 06 14 1. 8 5 630 400 26. 07 20 1. 8 5 415 120 25. 07 4 结果验证 验证分两个方面: 一是对钢包热状态模拟结果 的验证; 二是对钢包热状态造成钢水温降计算结果 的验证． 在实际生产中，钢水除了受钢包热状态影响而 造成温降外，还有由其他因素造成的温降，如合金加 入、吹氩等． 实际生产中钢水温降是耦合了钢包热 状态和其他因素的温降． 由于生产和成本的限制， 没有办法选择多个钢包固定其他因素，只进行同一 条件下的重复实验，来验证钢包热状态造成钢水温 降计算结果的准确性． 因为钢水温降的计算是由钢 包热状态模拟的结果，结合公式 CMΔT = ∑ 10 i qiFi × τ 得到的，所以如果钢包热状态模拟计算的结果正确， 那么由热状态造成钢水温降的计算结果也是正确 的． 式中: C 为钢水的比热容，J·kg － 1 ·K － 1 ; M 为钢 ·568·

第5期 吴鹏飞等：绝热层对钢包热行为的影响 ·569· 水质量，kg;△T为钢水温度变化，K;q为钢水单位时 800 间内通过单位钢包内壁面积的热流密度，W·m2;F 600 为钢包内壁面积，m2:r为时间，s. —实测 验证分两步进行：首先对钢包投入使用前，预热 --模拟 200 阶段热状态模拟的结果进行验证；其次对钢包投入 周转十个周期后热状态模拟的结果进行验证 9 .13172125 时向h 验证的思路是通过在钢包内部埋设热电偶测试 图106号热电偶处工作层和永久层之间的温度比较 钢包包衬温度，用测试的数据验证模拟结果的准确 Fig.10 Temperature comparison between the working layer and the 性.热电偶具体的埋设方法参见文献5]，具体的 backing layer by No.6 thermocouple 埋设位置见图9 600 1-3 400 m —实测 46 一模拟 5 913172125 79 时间h 16 图115号热电偶处永久层和绝热层之间的温度比较 IHH中 -10-12 Fig.11 Temperature comparison between the backing layer and the insulation layer by No.5 thermocouple 图9热电偶的位置 350 Fig.9 Location of thermocouples 一实测 250 一模拟 图9中，1、4和7号热电偶在包壁由上至下的 绝热层和包壳之间，2、5和8号热电偶在包壁由上 至下的永久层和绝热层之间，3、6和9号热电偶在 50 913172125 包壁由上至下的工作层和永久层之间：包底的10号 时何h 热电偶在绝热层和包壳之间，11号热电偶在永久层 图124号热电偶处绝热层和包壳之间的温度的比较 和绝热层之间，12号热电偶在工作层和永久层之 Fig.12 Temperature comparison between the insulation layer and the shell layer by No.4 thermocouple 间：13、14、15和16号热电偶固定于包衬内表面，用 于测试烘烤火焰的温度，其中13号位于上渣线，14 L000- 图实测 号位于包壁中部，15号位于包底与包壁交界处，16 800 圆模拟 号位于包底中心位置 600 400 对钢包投入使用前的验证，选取钢包预热25h 200 后中部的三个点：6号，工作层和永久层之间；5号， 4 5 7 8 9101112 永久层和绝热层之间：4号，绝热层和包壳之间.这 热电偶 三个点的热电偶实测结果对模拟结果进行验证，具 图13钢包投入周转十个周期后实测值和模拟值的比较 体如图10~图13所示. Fig.13 Temperature comparison between measurement and simula- 对钢包投入周转十个周期后的验证，是选取埋 tion of the ladle after the tenth circulation 设在钢包内部的12个热电偶的测试结果对模拟结 5 果进行验证，结果如图13所示. 结论 从图10~图13可以看出，现场实测的结果和 (1)随着绝热层厚度的增加，钢包预热时间逐 钢包热状态数值模拟的结果基本一致，从而验证了 渐缩短，当绝热层厚度达20mm时只需预热25h,与 数值模拟结果的准确性 无绝热层时比较，预热时间减少了1h,煤气消耗降

第 5 期 吴鹏飞等: 绝热层对钢包热行为的影响 水质量，kg; ΔT 为钢水温度变化，K; q 为钢水单位时 间内通过单位钢包内壁面积的热流密度，W·m － 2 ; F 为钢包内壁面积，m2 ; τ 为时间，s． 验证分两步进行: 首先对钢包投入使用前，预热 阶段热状态模拟的结果进行验证; 其次对钢包投入 周转十个周期后热状态模拟的结果进行验证． 验证的思路是通过在钢包内部埋设热电偶测试 钢包包衬温度，用测试的数据验证模拟结果的准确 性． 热电偶具体的埋设方法参见文献［15］，具体的 埋设位置见图 9． 图 9 热电偶的位置 Fig． 9 Location of thermocouples 图 9 中，1、4 和 7 号热电偶在包壁由上至下的 绝热层和包壳之间，2、5 和 8 号热电偶在包壁由上 至下的永久层和绝热层之间，3、6 和 9 号热电偶在 包壁由上至下的工作层和永久层之间; 包底的 10 号 热电偶在绝热层和包壳之间，11 号热电偶在永久层 和绝热层之间，12 号热电偶在工作层和永久层之 间; 13、14、15 和 16 号热电偶固定于包衬内表面，用 于测试烘烤火焰的温度，其中 13 号位于上渣线，14 号位于包壁中部，15 号位于包底与包壁交界处，16 号位于包底中心位置． 对钢包投入使用前的验证，选取钢包预热 25 h 后中部的三个点: 6 号，工作层和永久层之间; 5 号， 永久层和绝热层之间; 4 号，绝热层和包壳之间． 这 三个点的热电偶实测结果对模拟结果进行验证，具 体如图 10 ～ 图 13 所示． 对钢包投入周转十个周期后的验证，是选取埋 设在钢包内部的 12 个热电偶的测试结果对模拟结 果进行验证，结果如图 13 所示． 从图 10 ～ 图 13 可以看出，现场实测的结果和 钢包热状态数值模拟的结果基本一致，从而验证了 数值模拟结果的准确性． 图 10 6 号热电偶处工作层和永久层之间的温度比较 Fig． 10 Temperature comparison between the working layer and the backing layer by No. 6 thermocouple 图 11 5 号热电偶处永久层和绝热层之间的温度比较 Fig． 11 Temperature comparison between the backing layer and the insulation layer by No. 5 thermocouple 图 12 4 号热电偶处绝热层和包壳之间的温度的比较 Fig． 12 Temperature comparison between the insulation layer and the shell layer by No. 4 thermocouple 图 13 钢包投入周转十个周期后实测值和模拟值的比较 Fig． 13 Temperature comparison between measurement and simula￾tion of the ladle after the tenth circulation 5 结论 ( 1) 随着绝热层厚度的增加，钢包预热时间逐 渐缩短，当绝热层厚度达 20 mm 时只需预热 25 h，与 无绝热层时比较，预热时间减少了 1 h，煤气消耗降 ·569·

·570. 北京科技大学学报 第34卷 低了1000m3.因此使用绝热层可以直接节约燃料， (金科，沈允文，李建新，等.钢包、中间包复合反射绝热层的 缩短钢包周转时间，既降低了用于钢包保温的燃料 制备与应用.钢铁，2005,40(1)：39) 消耗，又降低了耐火材料的消耗 [5]Zhao X P,Liu D,Fang S C,et al.Holding properties of ladle and tundish.J Iron Steel Res,2005,17(6)26 (2)加绝热层后，钢包工作层和永久层的温度 (赵贤平，刘东，方善超，等。钢包及中间包的保温性能.钢铁 提高，包壳的温度降低，且绝热层的厚度越厚，这些 研究学报，2005,17(6)：26) 部位的温度变化越明显，但是幅度越来越小。钢包 6] Huang H B,Li X J,Zhang Z X,et al.Simulation of temperature 在热饱和状态下，与无绝热层时比较，绝热层厚度为 field and energy-saving calculation of ladle.I Wuhan Unin Sci 20mm时，钢包工作层温度提高83℃，永久层的温 Technol,2010,33(1):28 (黄洪斌，李新健，张忠珣，等.钢包温度场的模拟及节能计 度提高213℃，这些都有利于增加红包出钢的次数、 算.武汉科技大学学报，2010,33(1)：28) 减少钢包烘烤的时间以及加快钢包周转的节奏，包 7]Qiu W D,Mou J N,Wang N,et al.Current status and developing 壳平均温度降低约100℃，从而减少包壳外表面热 trend of refractories for converter ladle in Baosteel.Refract Mater, 量的散失，1h可以节能1255680kJ,折合标准煤为 2002,36(4):231 43kg,显著地降低能源消耗，提高企业的经济效益. (邱文冬，牟济宁，汪宁，等.宝钢转炉钢包用耐火材料的现状 及发展趋势.耐火材料，2002,36(4)：231) (3)钢包热状态造成的钢水温降中，蓄热温降 [8]Evaluation on the hot and thermodynamics of mid-high strength in- 只占很小的比例，主要温降还是由于钢水热量通过 sulation plate of ladle.Foreign Refract,1997(8):56 包壁散失造成的，绝热层的加入能有效地减少钢水 (钢包中高强度绝热板的热态及热力学评价.国外耐火材料， 热量通过包壁的散失，进而降低钢水温降，较之无绝 1997(8):56) 热层的钢包，有绝热层的钢包在绝热层厚度为20 9] Camdali U,Tung Murat.Steady state heat transfer of ladle furnace during steel production process.J fron Steel Res Int,2006,13 mm时可以减少钢水热量损失约19.26%，即1.29 (3):18 GW,减少钢水温降约6℃，有利于降低出钢温度，减 [10]Cui JJ,Zhang L,Xu H,et al.Three dimensional numerical 轻转炉耐火材料的侵蚀，并且有利于钢水温度的稳 simulation for temperature field and stress field of whole new type 定和控制 ladle.Steelmaking,2006,22 (5):22 (4)现场实测的结果和模拟的结果基本吻合， (崔建军，张莉，徐宏，等.新型钢包整体温度场和应力场三 维数值模拟.炼钢，2006,22(5)：22) 从而验证了模拟的准确性 [11]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 参考文献 (1):110 [Jin S L,Harmuth H,Gruber D,et al.Classification of thermome- (贺东风，徐安军，吴鹏飞，等.炼钢厂钢包热状态追踪模型 chanical impact factors and prediction model for ladle preheating. 北京科技大学学报，2011,33(1)：110) J Wuhan Univ Sci Technol,2011,34(1)28 [12]Li B C,Dong Y R.Application of hot-wire method in thermal (金胜利，Harmuth H,Gruber D,等.钢包预热过程热应力影响 conductivity measurement.Phys Exam Test,2005,23(4):32 因子及预报模型.武汉科技大学学报，2011,34(1)：28) (李保春，董有尔.热线法在导热系数测量中的应用.物理测 Jiang CZ,Kong J Y,Li G F,et al.Research on structural opti- 试，2005,23(4)：32) mization of ladle lining.Energy Metall Industry,2006,25(4):41 [13]Xu X H,Feng G S.Technical Manual of Refractory Material. (蒋国璋，孔建益，李公法，等.钢包内衬结构的优化研究.治 Beijing:Metallurgical Industry Press,2000 金能源，2006,25(4)：41) (许晓海，冯改山.耐火材料技术手册.北京：治金工业出版 B]Zhang Y M,Li Q H,Lin Y L,et al.Experiment and investigation 社，2000) of Al20;-MgO-C bricks for ladle linings.Refract Mater,1994,28 [14]Ladle situation of Japanese cast steel.Foreign Refract,2000 (1):26 (2):3 (张悦明，李庆辉，林有炼，等。铝镁炭钢包衬砖抗侵蚀性的研 (日本铸钢钢包现状.国外耐火材料，2000(2)：3) 究.耐火材料，1994,28(1)：26) 15] Tian N Y,Liang B Y,Jing C L,et al.Heat test on firing process [4]Jin K,Shen Y W,Li J X,et al.Preparation and application on of 210t ladle of Qiansteel.Energy Metall Ind,2009,28(6):54 compound reflection insulation layer for ladle and tundish./ron (田乃媛，梁柏勇，景财良，等.迁钢210t钢包烘烤过程热测 Seel,2005,40(1):39 试.治金能源，2009,28(6)：54)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 低了 1 000 m3 ． 因此使用绝热层可以直接节约燃料， 缩短钢包周转时间，既降低了用于钢包保温的燃料 消耗，又降低了耐火材料的消耗． ( 2) 加绝热层后，钢包工作层和永久层的温度 提高，包壳的温度降低，且绝热层的厚度越厚，这些 部位的温度变化越明显，但是幅度越来越小． 钢包 在热饱和状态下，与无绝热层时比较，绝热层厚度为 20 mm 时，钢包工作层温度提高 83 ℃，永久层的温 度提高 213 ℃，这些都有利于增加红包出钢的次数、 减少钢包烘烤的时间以及加快钢包周转的节奏，包 壳平均温度降低约 100 ℃，从而减少包壳外表面热 量的散失，1 h 可以节能 1 255 680 kJ，折合标准煤为 43 kg，显著地降低能源消耗，提高企业的经济效益． ( 3) 钢包热状态造成的钢水温降中，蓄热温降 只占很小的比例，主要温降还是由于钢水热量通过 包壁散失造成的，绝热层的加入能有效地减少钢水 热量通过包壁的散失，进而降低钢水温降，较之无绝 热层的钢包，有绝热层的钢包在绝热层厚度为 20 mm 时可以减少钢水热量损失约 19. 26% ，即 1. 29 GW，减少钢水温降约 6 ℃，有利于降低出钢温度，减 轻转炉耐火材料的侵蚀，并且有利于钢水温度的稳 定和控制． ( 4) 现场实测的结果和模拟的结果基本吻合， 从而验证了模拟的准确性． 参 考 文 献 ［1］ Jin S L，Harmuth H，Gruber D，et al． Classification of thermome￾chanical impact factors and prediction model for ladle preheating． J Wuhan Univ Sci Technol，2011，34( 1) : 28 ( 金胜利，Harmuth H，Gruber D，等． 钢包预热过程热应力影响 因子及预报模型． 武汉科技大学学报，2011，34( 1) : 28) ［2］ Jiang G Z，Kong J Y，Li G F，et al． Research on structural opti￾mization of ladle lining． Energy Metall Industry，2006，25( 4) : 41 ( 蒋国璋，孔建益，李公法，等． 钢包内衬结构的优化研究． 冶 金能源，2006，25( 4) : 41) ［3］ Zhang Y M，Li Q H，Lin Y L，et al． Experiment and investigation of Al2O3 -MgO-C bricks for ladle linings． Refract Mater，1994，28 ( 1) : 26 ( 张悦明，李庆辉，林育炼，等． 铝镁炭钢包衬砖抗侵蚀性的研 究． 耐火材料，1994，28( 1) : 26) ［4］ Jin K，Shen Y W，Li J X，et al． Preparation and application on compound reflection insulation layer for ladle and tundish． Iron Steel，2005，40( 1) : 39 ( 金科，沈允文，李建新，等． 钢包、中间包复合反射绝热层的 制备与应用． 钢铁，2005，40( 1) : 39) ［5］ Zhao X P，Liu D，Fang S C，et al． Holding properties of ladle and tundish． J Iron Steel Res，2005，17( 6) : 26 ( 赵贤平，刘东，方善超，等． 钢包及中间包的保温性能． 钢铁 研究学报，2005，17( 6) : 26) ［6］ Huang H B，Li X J，Zhang Z X，et al． Simulation of temperature field and energy-saving calculation of ladle． J Wuhan Univ Sci Technol，2010，33( 1) : 28 ( 黄洪斌，李新健，张忠珣，等． 钢包温度场的模拟及节能计 算． 武汉科技大学学报，2010，33( 1) : 28) ［7］ Qiu W D，Mou J N，Wang N，et al． Current status and developing trend of refractories for converter ladle in Baosteel． Refract Mater， 2002，36( 4) : 231 ( 邱文冬，牟济宁，汪宁，等． 宝钢转炉钢包用耐火材料的现状 及发展趋势． 耐火材料，2002，36( 4) : 231) ［8］ Evaluation on the hot and thermodynamics of mid-high strength in￾sulation plate of ladle． Foreign Refract，1997( 8) : 56 ( 钢包中高强度绝热板的热态及热力学评价． 国外耐火材料， 1997( 8) : 56) ［9］ amdali U，Tun Murat． Steady state heat transfer of ladle furnace during steel production process． J Iron Steel Res Int，2006，13 ( 3) : 18 ［10］ Cui J J，Zhang L，Xu H，et al． Three dimensional numerical simulation for temperature field and stress field of whole new type ladle． Steelmaking，2006，22( 5) : 22 ( 崔建军，张莉，徐宏，等． 新型钢包整体温度场和应力场三 维数值模拟． 炼钢，2006，22( 5) : 22) ［11］ 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． 炼钢厂钢包热状态追踪模型． 北京科技大学学报，2011，33( 1) : 110) ［12］ Li B C，Dong Y R． Application of hot-wire method in thermal conductivity measurement． Phys Exam Test，2005，23( 4) : 32 ( 李保春，董有尔． 热线法在导热系数测量中的应用． 物理测 试，2005，23( 4) : 32) ［13］ Xu X H，Feng G S． Technical Manual of Refractory Material． Beijing: Metallurgical Industry Press，2000 ( 许晓海，冯改山． 耐火材料技术手册． 北京: 冶金工业出版 社，2000) ［14］ Ladle situation of Japanese cast steel． Foreign Refract，2000 ( 2) : 3 ( 日本铸钢钢包现状． 国外耐火材料，2000( 2) : 3) ［15］ Tian N Y，Liang B Y，Jing C L，et al． Heat test on firing process of 210 t ladle of Qiansteel． Energy Metall Ind，2009，28( 6) : 54 ( 田乃媛，梁柏勇，景财良，等． 迁钢 210 t 钢包烘烤过程热测 试． 冶金能源，2009，28( 6) : 54) ·570·