工程科学学报，第37卷，第2期：225-230,2015年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.2:225-230,February 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.02.014:http://journals.ustb.edu.cn 高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 李峰光”，张建良”，左海滨)，祁成林”，孙辉) 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 通信作者，E-mail:zuohaibin@usth.edu.cn 摘要高炉灌浆补炉是高炉炉体维护的重要技术手段之一，目前国内的灌浆实践均根据经验进行，经常出现炉壳发热、烧 红、炉墙顶穿、泥浆料通过砖缝渗入铁液引起爆炸等事故.本文基于有限元理论及弹性力学理论，利用ANSYS软件建立了灌 浆过程炉衬应力计算模型，计算了不同灌浆压力、灌浆面积及灌浆位置等条件下炉衬的应力分布.研究发现：灌浆压力的增 大仅引起炉衬内最大应力值的变化，不会造成应力穿透，条件允许的情况下可适当增大灌浆压力：单孔灌浆量的增大将导致 炉衬应力集中位置向炉内迁移，应采用“少量、多孔”的灌浆操作方针：在炉衬最薄位置灌浆时易造成炉衬热面开裂，应避免在 此位置灌浆.模型应用实例表明，本模型计算准确且对灌浆过程的指导是合理有效的 关键词高炉：炉衬：灌浆：应力分布：有限元分析 分类号TF576.7 Stress distribution law of BF linings in grouting LI Feng-guang,ZHANG Jian-liang",ZUO Hai-bin,QI Cheng-in,SUN Hui) 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zuohaibin@ustb.edu.cn ABSTRACT The grouting technology is a very important maintenance method of the blast furnace stack.In China,the grouting process is completed by experience,so the furnace shell is always burnt and the mud material sometimes permeates into hot metal through the furnace lining,leading to accidents.In this paper,a stress calculation model of the furnace lining in the grouting process is set up with ANSYS software based on the finite element method and the theory of elastic mechanics.By using this model,the stress distribution of the furnace lining in the grouting process is calculated under different conditions of grouting pressure,grouting area and grouting location.It is found that the maximum stress in the furnace lining increases along with the increase of grouting pressure,but the stress concentration locates at the same place,and therefore the grouting pressure can be increased under certain conditions.The increase of single-hole grouting quantity causes the stress concentration location of the furnace lining to move towards the hot surface, so the guiding principle of "small quantity and more holes"should be insisted.The probability of lining cracking at the hot surface in- creases when grouting at the thinnest area of the furnace lining,so grouting at this area should be avoided.An application of the model shows that the simulation results are reasonable and effective. KEY WORDS blast furnaces;furnace linings:grouting:stress distribution:finite element analysis 高炉长寿是炼铁工业发展的重要方向之一·延长红、开裂等问题，在炼铁生产中有着非常广泛的使用， 高炉寿命是一个系统工程，涉及到设计、施工、操作、维对于高炉的长寿有着重要意义四.目前国内外各钢厂 护等多个方面.高炉灌浆补炉是一种重要炉体维护技 的灌浆实践均根据经验进行，在灌浆压力、灌浆位置、 术，该技术可以有效地封堵煤气泄漏孔道，解决炉壳烧 灌浆面积等方面均没有统一的标准。郭秀英四认为， 收稿日期：2013-09-13 基金项目：国家自然科学基金资助项目(No.51204013)
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期: 225--230，2015 年 2 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 2: 225--230，February 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 02． 014; http: / /journals． ustb． edu． cn 高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 李峰光1) ，张建良1) ，左海滨2) ，祁成林1) ，孙 辉1) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 通信作者，E-mail: zuohaibin@ ustb． edu． cn 摘 要 高炉灌浆补炉是高炉炉体维护的重要技术手段之一，目前国内的灌浆实践均根据经验进行，经常出现炉壳发热、烧 红、炉墙顶穿、泥浆料通过砖缝渗入铁液引起爆炸等事故． 本文基于有限元理论及弹性力学理论，利用 ANSYS 软件建立了灌 浆过程炉衬应力计算模型，计算了不同灌浆压力、灌浆面积及灌浆位置等条件下炉衬的应力分布． 研究发现: 灌浆压力的增 大仅引起炉衬内最大应力值的变化，不会造成应力穿透，条件允许的情况下可适当增大灌浆压力; 单孔灌浆量的增大将导致 炉衬应力集中位置向炉内迁移，应采用“少量、多孔”的灌浆操作方针; 在炉衬最薄位置灌浆时易造成炉衬热面开裂，应避免在 此位置灌浆． 模型应用实例表明，本模型计算准确且对灌浆过程的指导是合理有效的． 关键词 高炉; 炉衬; 灌浆; 应力分布; 有限元分析 分类号 TF576. 7 Stress distribution law of BF linings in grouting LI Feng-guang1) ，ZHANG Jian-liang1) ，ZUO Hai-bin2) ，QI Cheng-lin1) ，SUN Hui1) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: zuohaibin@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The grouting technology is a very important maintenance method of the blast furnace stack． In China，the grouting process is completed by experience，so the furnace shell is always burnt and the mud material sometimes permeates into hot metal through the furnace lining，leading to accidents． In this paper，a stress calculation model of the furnace lining in the grouting process is set up with ANSYS software based on the finite element method and the theory of elastic mechanics． By using this model，the stress distribution of the furnace lining in the grouting process is calculated under different conditions of grouting pressure，grouting area and grouting location． It is found that the maximum stress in the furnace lining increases along with the increase of grouting pressure，but the stress concentration locates at the same place，and therefore the grouting pressure can be increased under certain conditions． The increase of single-hole grouting quantity causes the stress concentration location of the furnace lining to move towards the hot surface， so the guiding principle of“small quantity and more holes”should be insisted． The probability of lining cracking at the hot surface increases when grouting at the thinnest area of the furnace lining，so grouting at this area should be avoided． An application of the model shows that the simulation results are reasonable and effective． KEY WOＲDS blast furnaces; furnace linings; grouting; stress distribution; finite element analysis 收稿日期: 2013--09--13 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( No． 51204013) 高炉长寿是炼铁工业发展的重要方向之一． 延长 高炉寿命是一个系统工程，涉及到设计、施工、操作、维 护等多个方面． 高炉灌浆补炉是一种重要炉体维护技 术，该技术可以有效地封堵煤气泄漏孔道，解决炉壳烧 红、开裂等问题，在炼铁生产中有着非常广泛的使用， 对于高炉的长寿有着重要意义［1］． 目前国内外各钢厂 的灌浆实践均根据经验进行，在灌浆压力、灌浆位置、 灌浆面积等方面均没有统一的标准． 郭秀英［2］认为
·226· 工程科学学报，第37卷，第2期 应尽量增大单孔灌浆量，扩大浆料铺展面积，灌浆压力 切应力？与对应的切应变y成正比，比例系数G 以3~4MPa为宜：徐志湘等认为，灌浆压力应控制在2 称为切变模量，即y= G 切变模量G与杨氏模量E MPa以内，单孔灌浆量应该控制在500~1000kg周：张 小伟等0认为，应该采用多孔灌浆，并控制灌浆压力在 和材料泊松比μ三者之间有G=21+D E 对于各向 2.5MPa以内.由于缺乏有效的理论指导，在工程实际 的灌浆操作过程中，经常出现炉壳发热、烧红、炉墙顶 同性的材料，在三维情况下，应力与应变关系的弹性方 程为： 穿、泥浆料通过砖缝渗入铁液引起爆炸等事故.这些 1 事故都是由于灌浆操作不合理而导致高炉炉缸部分耐 E,=E（g,-0,-uo,), 火材料受到破坏引起的，因此有必要对高炉灌浆过程 1 中炉衬的应力分布规律进行探讨.本文采用ANSYS e,=E（0,-0-o.), 软件建立三维模型，利用S0LD185单元模拟计算灌 浆量、灌浆压力、灌浆位置等条件变化情况下炉衬的应 E（o:-uo.-uo,), (2) 力分布情况，得出灌浆过程炉衬应力分布规律，为规范 2(1+u) Y= 灌浆操作提供理论指导. E 1计算模型 y.=21±四 E 1.1数学模型的建立 y.=2+ω E Ta 根据弹性力学理论，计算炉缸区域炉衬在灌浆时 在单元体处于三维应力作用的一般情况下，根据 的应力分布，即计算该区域炉衬任一点的应力σ根 微元体所受合力为零的条件，可以得出直角坐标系中 据有限单元法的思想，可将整个炉缸区域炉衬划分为 的三维平衡方程式： 有限个单元体，则计算炉缸区域炉衬应力分布的问题 就转化为计算求解每个单元体在外力作用下力学平衡 s++X=0, dx dy 的问题同.单元体的应力σ可分解为以下六个分量： =Lo,d,d:Tyy Tx Ta]. +y=0. (3) dx dy dz 式中，0，σ，和σ分别为单元体在直角坐标系xy和z +r+C+Z=0. 方向上的正应力分量，T,T.和T分别为单元体在直 ax ay dz 角坐标系xyz和zx三个平面的切应力分量.与σ相 式中，X、Y和Z分别为单元体所受外力在直角坐标系 关的位移δ和应变ε也有其对应分量： x轴y轴和z轴三个方向上的分量. 6=lu v w]T,E=[e,e,s.yo y ya]. 最后通过联立以上方程组(1)、(2)和(3)，即可求 式中，u、v和w分别为单元体位移δ在直角坐标系x、y 出所有的应力及应变分量，进而可以求出各单元体的 和z方向上的分量，e,e,和e:分别为单元体应变e在 应力值.通过对所有单元体的集合，即可求出灌浆时 直角坐标系x、y和z方向上的正应变分量：Y,Y.和 炉衬的应力分布.以上部分即建立了灌浆过程炉衬应 y分别为单元体在直角坐标系xy、z和zx面上的切应 力计算的数学模型. 变分量.求解出上述共15个未知分量即可求解出单 1.2物理模型的建立 元体的应力值m.与之相应的需建立15个方程，根据 结合数学模型，本文采用ANSYS软件，根据国内 弹性力学基本原理，单元体的应变与应力有如下关系： 某高炉实际尺寸，采用自底向上的建模方法建立三维 Bu 炉缸实体模型网.在考虑计算机的运算能力的情况 下，本文并未建立完整的三维炉缸模型，而是根据对称 性原理采用炉缸的116进行计算，并忽略部分炉底 3 厚度D-周 如图1所示，本模型采用直角坐标系进行表示，取 dz E= (1) 炉底底面圆心为坐标原点，炉缸高度方向为z方向 本模型考虑炉衬发生侵蚀的情况，并按照典型的“蒜 y. 头”状侵蚀进行建模.图2标注了模型的主要尺寸，炉 ay 壁最薄处出现在z=1.6m处.炉衬网格划分大小为4 cm,并对灌浆位置附近进行了网格加密，该区域网格 Lax 大小为1cm回
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 应尽量增大单孔灌浆量，扩大浆料铺展面积，灌浆压力 以 3 ～ 4 MPa 为宜; 徐志湘等认为，灌浆压力应控制在 2 MPa 以内，单孔灌浆量应该控制在 500 ～ 1000 kg［3］; 张 小伟等［4］认为，应该采用多孔灌浆，并控制灌浆压力在 2. 5 MPa 以内． 由于缺乏有效的理论指导，在工程实际 的灌浆操作过程中，经常出现炉壳发热、烧红、炉墙顶 穿、泥浆料通过砖缝渗入铁液引起爆炸等事故． 这些 事故都是由于灌浆操作不合理而导致高炉炉缸部分耐 火材料受到破坏引起的，因此有必要对高炉灌浆过程 中炉衬的应力分布规律进行探讨． 本文采用 ANSYS 软件建立三维模型，利用 SOLID185 单元模拟计算灌 浆量、灌浆压力、灌浆位置等条件变化情况下炉衬的应 力分布情况，得出灌浆过程炉衬应力分布规律，为规范 灌浆操作提供理论指导． 1 计算模型 1. 1 数学模型的建立 根据弹性力学理论，计算炉缸区域炉衬在灌浆时 的应力分布，即计算该区域炉衬任一点的应力 σ． 根 据有限单元法的思想，可将整个炉缸区域炉衬划分为 有限个单元体，则计算炉缸区域炉衬应力分布的问题 就转化为计算求解每个单元体在外力作用下力学平衡 的问题［5］． 单元体的应力 σ 可分解为以下六个分量: σ =［σx σy σz τxy τyz τzx］T ． 式中，σx、σy和 σz分别为单元体在直角坐标系 x、y 和 z 方向上的正应力分量，τxy、τyz和 τzx分别为单元体在直 角坐标系 xy、yz 和 zx 三个平面的切应力分量． 与 σ 相 关的位移 δ 和应变 ε 也有其对应分量: δ =［u v w］T ，ε =［εx εy εz γxy γyz γzx］T ． 式中，u、v 和 w 分别为单元体位移 δ 在直角坐标系 x、y 和 z 方向上的分量，εx、εy和 εz分别为单元体应变 ε 在 直角坐标系 x、y 和 z 方向上的正应变分量; γxy、γyz 和 γzx分别为单元体在直角坐标系 xy、yz 和 zx 面上的切应 变分量． 求解出上述共 15 个未知分量即可求解出单 元体的应力值 σ． 与之相应的需建立 15 个方程，根据 弹性力学基本原理，单元体的应变与应力有如下关系: ε = εx εy εz γxy γyz γ zx = u x v y w z u y + v x v z + w y w x + u z ． ( 1) 切应力 τ 与对应的切应变 γ 成正比，比例系数 G 称为切变模量，即 γ = τ G ． 切变模量 G 与杨氏模量 E 和材料泊松比 μ 三者之间有 G = E 2( 1 + μ) ． 对于各向 同性的材料，在三维情况下，应力与应变关系的弹性方 程为: εx = 1 E ( σx － μσy － μσz ) ， εy = 1 E ( σy － μσx － μσz ) ， εz = 1 E ( σz － μσx － μσy ) ， γxy = 2( 1 + μ) E τxy， γyz = 2( 1 + μ) E τyz， γzx = 2( 1 + μ) E τzx ． ( 2) 在单元体处于三维应力作用的一般情况下，根据 微元体所受合力为零的条件，可以得出直角坐标系中 的三维平衡方程式: σx x + τyx y + τzx z + X = 0， τxy x + σy y + τzy z + Y = 0， τxz x + τyz y + σz z + Z = 0 ． ( 3) 式中，X、Y 和 Z 分别为单元体所受外力在直角坐标系 x 轴、y 轴和 z 轴三个方向上的分量． 最后通过联立以上方程组( 1) 、( 2) 和( 3) ，即可求 出所有的应力及应变分量，进而可以求出各单元体的 应力值． 通过对所有单元体的集合，即可求出灌浆时 炉衬的应力分布． 以上部分即建立了灌浆过程炉衬应 力计算的数学模型． 1. 2 物理模型的建立 结合数学模型，本文采用 ANSYS 软件，根据国内 某高炉实际尺寸，采用自底向上的建模方法建立三维 炉缸实体模型［6］． 在考虑计算机的运算能力的情况 下，本文并未建立完整的三维炉缸模型，而是根据对称 性原理采用炉缸的 1 /16 进行计算，并忽略部分炉底 厚度［7 － 8］． 如图 1 所示，本模型采用直角坐标系进行表示，取 炉底底面圆心为坐标原点，炉缸高度方向为 z 方向． 本模型考虑炉衬发生侵蚀的情况，并按照典型的“蒜 头”状侵蚀进行建模． 图 2 标注了模型的主要尺寸，炉 壁最薄处出现在 z = 1. 6 m 处． 炉衬网格划分大小为 4 cm，并对灌浆位置附近进行了网格加密，该区域网格 大小为 1 cm［9］． · 622 ·
李峰光等：高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 ·227· 密度P。=7000kg·m3,炉衬材料密度p=3000kg· m3,g=9.8ms2. 3模拟方案 灌浆过程中，影响炉衬应力分布的因素众多，本文 主要考虑灌浆压力、灌浆面积和灌浆位置三个因素. 计算过程中采用在炉衬表面施加面力的方法模拟灌浆 过程中浆料对炉衬的压力，并用此面力作用面积的变 化来模拟灌浆量及浆料铺展面积，采用此面力作用位 置的变化来模拟灌浆位置的变化.上述每个影响因素 考虑三种水平，去除重复的组合后，此三因素三水平的 图1分析用炉缸三维实体模型 问题共有七种组合，结合目前国内灌浆操作所采用的 Fig.1 3-D model of the BF hearth 灌浆压力、单孔灌浆量等参数，制订了表1所示模拟 N 方案. 表1模拟方案设计 Table 1 Scheme of the simulation 组别灌浆压力/MPa灌浆面积/cm2 灌浆中心位置，z/m 1 20×20 1.6 31m 2 20×20 1.6 20×20 1.6 30×30 1.6 5 40×40 1.6 3.5m 6 30×30 1.3 3 30×30 1.9 图2模型径向截面图 Fig.2 Radial section of the model 4 模拟结果及讨论 2边界条件及计算参数选择 根据表1所施加的边界条件，分别计算得出各情 根据实际情况，灌浆过程中，炉衬主要受力有炉缸 形下炉衬应力分布情况.通过ANSYS后处理器可查 内铁水压力、灌浆压力和炉衬自身重力.在ANSYS软 看应力分布云图. 件中，采用施加在表面上的随高度线性变化的正压力 4.1灌浆压力对炉衬应力分布的影响 来模拟铁水的压力，采用施加惯性力的方式模拟炉衬 对比第1、2和3三组边界条件可知，这三组仅在 重力，采用施加在炉衬外表面上一定边长的正方形区 灌浆压力上有区别，因此对比此三组结果可以得出其 域内的面力模拟灌浆压力@.经过简化和等效处理， 他条件不变时，灌浆压力对炉衬应力分布情况的影响 本模型所施加的边界条件如下： 图3(a)、图3(b)及图3(c)分别为灌浆压力为2、3和 (1)炉衬底部和模型的右侧面视为固定，施加全 4MPa时炉衬的应力分布云图. 自由度约束. 根据三张应力分布云图可知，在不同的灌浆压力 (2)炉衬内壁在z=2.5m以下受到铁水的静压 下，炉衬应力场的分布基本相同，应力集中的位置均出 力，压力计算公式为F=p.g(2.5-z).式中，F为炉 现在灌浆面的上下边界处.在灌浆压力改变时，应力 衬内表面所受铁水静压力，P为铁水密度，g为重力加 集中的位置并未发生改变，所改变的仅是应力的最大 速度 值.变灌浆压力为23和4MPa时，炉衬最大应力P (3)炉衬侧面一定区域上受到灌浆产生的压力. 分别为1.46、2.15和2.84MPa,即应力最值随灌浆压 (4)炉衬自身受到重力作用.炉衬左侧壁施加对 力呈线性变化. 称边界条件 为进一步分析灌浆压力对炉缸炉衬应力分布的影 根据工程实际，所选用的计算参数为：炉衬材料弹 响，对于三个压力下的计算结果，分别利用ANSYS的 性模量E=200GPa,炉衬材料泊松比μ=0.3刀，铁水 Path Operation功能在z=l.6m处沿径向由灌浆面到
李峰光等: 高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 图 1 分析用炉缸三维实体模型 Fig． 1 3-D model of the BF hearth 图 2 模型径向截面图 Fig． 2 Ｒadial section of the model 2 边界条件及计算参数选择 根据实际情况，灌浆过程中，炉衬主要受力有炉缸 内铁水压力、灌浆压力和炉衬自身重力． 在 ANSYS 软 件中，采用施加在表面上的随高度线性变化的正压力 来模拟铁水的压力，采用施加惯性力的方式模拟炉衬 重力，采用施加在炉衬外表面上一定边长的正方形区 域内的面力模拟灌浆压力［10］． 经过简化和等效处理， 本模型所施加的边界条件如下: ( 1) 炉衬底部和模型的右侧面视为固定，施加全 自由度约束． ( 2) 炉衬内壁在 z = 2. 5 m 以下受到铁水的静压 力，压力计算公式为 F = ρFe g( 2. 5 － z) ． 式中，F 为炉 衬内表面所受铁水静压力，ρFe为铁水密度，g 为重力加 速度． ( 3) 炉衬侧面一定区域上受到灌浆产生的压力． ( 4) 炉衬自身受到重力作用． 炉衬左侧壁施加对 称边界条件． 根据工程实际，所选用的计算参数为: 炉衬材料弹 性模量 E = 200 GPa，炉衬材料泊松比 μ = 0. 3［7］，铁水 密度 ρFe = 7000 kg·m － 3，炉衬材料密度 ρM = 3000 kg· m － 3，g = 9. 8 m·s － 2 ． 3 模拟方案 灌浆过程中，影响炉衬应力分布的因素众多，本文 主要考虑灌浆压力、灌浆面积和灌浆位置三个因素． 计算过程中采用在炉衬表面施加面力的方法模拟灌浆 过程中浆料对炉衬的压力，并用此面力作用面积的变 化来模拟灌浆量及浆料铺展面积，采用此面力作用位 置的变化来模拟灌浆位置的变化． 上述每个影响因素 考虑三种水平，去除重复的组合后，此三因素三水平的 问题共有七种组合，结合目前国内灌浆操作所采用的 灌浆压力、单孔灌浆量等参数，制订了表 1 所示模拟 方案． 表 1 模拟方案设计 Table 1 Scheme of the simulation 组别 灌浆压力/MPa 灌浆面积/cm2 灌浆中心位置，z/m 1 2 20 × 20 1. 6 2 3 20 × 20 1. 6 3 4 20 × 20 1. 6 4 3 30 × 30 1. 6 5 3 40 × 40 1. 6 6 3 30 × 30 1. 3 7 3 30 × 30 1. 9 4 模拟结果及讨论 根据表 1 所施加的边界条件，分别计算得出各情 形下炉衬应力分布情况． 通过 ANSYS 后处理器可查 看应力分布云图． 4. 1 灌浆压力对炉衬应力分布的影响 对比第 1、2 和 3 三组边界条件可知，这三组仅在 灌浆压力上有区别，因此对比此三组结果可以得出其 他条件不变时，灌浆压力对炉衬应力分布情况的影响． 图 3( a) 、图 3( b) 及图 3( c) 分别为灌浆压力为 2、3 和 4 MPa 时炉衬的应力分布云图． 根据三张应力分布云图可知，在不同的灌浆压力 下，炉衬应力场的分布基本相同，应力集中的位置均出 现在灌浆面的上下边界处． 在灌浆压力改变时，应力 集中的位置并未发生改变，所改变的仅是应力的最大 值． 变灌浆压力为 2、3 和 4 MPa 时，炉衬最大应力 Pmax 分别为 1. 46、2. 15 和 2. 84 MPa，即应力最值随灌浆压 力呈线性变化． 为进一步分析灌浆压力对炉缸炉衬应力分布的影 响，对于三个压力下的计算结果，分别利用 ANSYS 的 Path Operation 功能在 z = 1. 6 m 处沿径向由灌浆面到 · 722 ·
·228· 工程科学学报，第37卷，第2期 NODAL SOLITION sTPel 0 NODAL SOLUTION sTFPel 0 NODAL SOLUTION 0 s■l 162756 238850 315098 325511 477700 630196 DM-0321 DMX=0.97310 SMX-B146410 488267 9MX-0215x1D 716550 sMX=284x10 945294 651023 955400 0.126x10 813778 0.119x10 0.158×10 976534 0.143x10 0.189x10 0.114x10 0.167×10 0.221×10 0.130×10 0.191×107 0.252×10 0.146×107 0.215×10 0.284×10 图3不同灌浆压力下炉衬应力分布云图.(a)2MPa:(h)3MPa:(e)4MPa Fig.3 Stress distribution of the lining under different grouting pressures:(a)2 MPa:(b)3 MPa;(e)4 MPa 炉衬内壁等距取20个点，并记录其应力值，绘制应力 2.2 变化曲线，如图4所示.由图4可以看出，当灌浆压力 --2 MPa 2.0 -3 MPa 发生变化时，应力集中位置基本没有发生变化，且应力 1.8 -4 MPa 峰值位置相对靠近灌浆面（距灌浆面约0.10m处）. 1.6 1.4 4.2灌浆面积对应力分布的影响 对比第2、4和5三组的边界条件可知这三组中仅 1.0 灌浆面积发生变化，则对这三组结果的比较可以反映 0.8 灌浆面积对应力分布的影响.图5(a)、图5(b)及图5 0.6 0.4 (c)分别为灌浆压力3MPa,灌浆位置z=1.6m,灌浆面 0.2 积20cm×20cm、30cm×30cm和40cm×40cm时所对 0 0.050.100.150.200.250.300.350.40 应的应力分布云图 离开灌浆面的距离m 由图5三张应力云图可知：灌浆面积为20cm×20 图4不同灌浆压力下炉村应力值沿径向分布的变化 cm时，应力集中的位置出现在靠近灌浆面的位置：随 Fig.4 Radial stress distribution of the lining under different grouting 着灌浆面积的变化，应力分布情况发生较大变化，应力 pressures NODAL SOLUTION 0 NODAL SOLUTION 0 243796 VE- 238850 TINE-T 249154 INT AVG 487502 477700 498309 MX-01910 731388 716550 747463 975185 955400 996617 0.122×10 0.119×10 0.125×10 0.146×10 0.143×10 0.149x10 0.171×10 0.167×10 0.174×10 0.195×10 0.191×10 0.199x10 0.219x10 0.215×107 (e) 0.224×10 图5不同灌浆面积条件下炉衬应力分布云图.(a)20cm×20cm:(b)30cm×30cm:(c)40cm×40cm Fig.5 Stress distribution of the lining with different grouting areas:(a）20cm×20cm:(b)30cm×30cm;(c）40cm×40cm 集中的位置开始沿着径向向内迁移，炉衬内壁的应力 22 值逐渐增大. 。20x20cm2 2.0 。-30×30em3 为进一步对比分析灌浆面积对炉衬应力分布的影 18 -40x40cm2 16 响，对于三个压力下的计算结果，分别在z=1.6m处 1.4 沿径向由灌浆面到炉衬内壁等距取20个点，并记录其 12 应力值，绘制应力变化曲线，如图6所示 1.0 0.8 由图6可知：在相同的灌浆压力下，随着灌浆面 0.6 积的增大，炉衬应力的峰值逐渐沿径向向内迁移，即 0.4 灌浆所带来的应力穿透加深：并且随着灌浆面积的 02 增大，炉缸内壁应力值开始大幅度增大，当灌浆面积 0 0.050.100.150.200.250.300.350.40 离开灌浆面的距离m 为40cm×40cm时，炉衬应力最大值出现在炉衬热 图6不同灌浆面积条件下炉衬应力值沿径向分布的变化 面，且此值远大于炉衬内部其他位置的应力.炉衬应 Fig.6 Radial stress distribution of the lining with different grouting 力在热面出现集中将导致炉缸内壁耐火材料出现裂 quantity
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 图 3 不同灌浆压力下炉衬应力分布云图． ( a) 2 MPa; ( b) 3 MPa; ( c) 4 MPa Fig． 3 Stress distribution of the lining under different grouting pressures: ( a) 2 MPa; ( b) 3 MPa; ( c) 4 MPa 炉衬内壁等距取 20 个点，并记录其应力值，绘制应力 变化曲线，如图 4 所示． 由图 4 可以看出，当灌浆压力 发生变化时，应力集中位置基本没有发生变化，且应力 峰值位置相对靠近灌浆面( 距灌浆面约 0. 10 m 处) ． 4. 2 灌浆面积对应力分布的影响 对比第 2、4 和 5 三组的边界条件可知这三组中仅 灌浆面积发生变化，则对这三组结果的比较可以反映 灌浆面积对应力分布的影响． 图 5( a) 、图 5( b) 及图 5 ( c) 分别为灌浆压力3 MPa，灌浆位置 z = 1. 6 m，灌浆面 积 20 cm × 20 cm、30 cm × 30 cm 和 40 cm × 40 cm 时所对 应的应力分布云图． 由图 5 三张应力云图可知: 灌浆面积为 20 cm × 20 cm 时，应力集中的位置出现在靠近灌浆面的位置; 随 着灌浆面积的变化，应力分布情况发生较大变化，应力 图 4 不同灌浆压力下炉衬应力值沿径向分布的变化 Fig． 4 Ｒadial stress distribution of the lining under different grouting pressures 图 5 不同灌浆面积条件下炉衬应力分布云图． ( a) 20 cm × 20 cm; ( b) 30 cm × 30 cm; ( c) 40 cm × 40 cm Fig． 5 Stress distribution of the lining with different grouting areas: ( a) 20 cm × 20 cm; ( b) 30 cm × 30 cm; ( c) 40 cm × 40 cm 集中的位置开始沿着径向向内迁移，炉衬内壁的应力 值逐渐增大． 为进一步对比分析灌浆面积对炉衬应力分布的影 响，对于三个压力下的计算结果，分别在 z = 1. 6 m 处 沿径向由灌浆面到炉衬内壁等距取 20 个点，并记录其 应力值，绘制应力变化曲线，如图 6 所示． 由图 6 可知: 在相同的灌浆压力下，随着灌浆面 积的增大，炉衬应力的峰值逐渐沿径向向内迁移，即 灌浆所带来的应力穿透加深; 并且随着灌浆面积的 增大，炉缸内壁应力值开始大幅度增大，当灌浆面积 为 40 cm × 40 cm 时，炉衬应力最大值出现在炉衬热 面，且此值远大于炉衬内部其他位置的应力． 炉衬应 力在热面出现集中将导致炉缸内壁耐火材料出现裂 图 6 不同灌浆面积条件下炉衬应力值沿径向分布的变化 Fig． 6 Ｒadial stress distribution of the lining with different grouting quantity · 822 ·
李峰光等：高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 ·229· 纹，炉内铁水在压力的作用下将沿着裂纹进入炉衬 理论依据.为选择合适的灌浆位置，本文进行了表1 内部，进而导致裂纹变大，最终使得铁水沿着砖逢流 中第6、4和7三组数据进行计算（灌浆压力均为3 出而发生事故. MPa,灌浆面积均为30cm×30cm).表1中第6、4和7 4.3灌浆位置对应力分布的影响 组计算所对应的炉衬应力分布图分别为图7(a)、图7 目前灌浆多在测温点温度最高处对应位置打孔灌 (b)及图7(c),其灌浆位置分别选择在z=1.3m、z= 浆，以期最快获得成效，但是此灌浆位置的选择并没有 1.6m和z=1.9m处 NODAL SOLUTION 0.977×103 NODAL SOLUTION 0 NODALSOLUTION 0- TINE-1 266529 TIME-I 263856 240884 SINT (AVGI 533059 SINT (AVG 527713 SINT (AVG) 481769 799588 SWN-21 791569 722653 5X-0240k0 0.107×103 0.106×10 963537 0.133×103 0.132×107 0.120x107 0.160x103 0.158×107 0.145×10 0.187×10-3 0.185x10 0.169x10 0213×103 0.211×10 0.193×10 0240x10 0.237×107 0.217×10 图7不同灌浆位置条件下炉村应力分布图.(a):=1.3m:(b):=1.6m:(c):=1.9m Fig.7 Stress distribution of the lining with different grouting locations:(a)z=1.3 m:(b)2=1.6 m:(c):=1.9m 由图7(a)、图7(b)及图7(c)可知：在灌浆位置为 热面处应力值远小于灌浆压力，出现事故的可能性 z=1.3m时，炉衬的应力集中位置出现在灌浆面的下 较小. 边界：当灌浆孔位置位于z=1.6m(即炉壁最薄处) 5模型应用实例分析 时，炉衬的应力区域集中沿灌浆孔中心线呈对称分布： 而当z=1.9m时，炉衬的应力集中位置出现在灌浆孔 我国某1780m高炉采用软水密闭循环冷却系统， 的上边界处. 炉缸区域共设置三段冷却壁，铁口区域位于第3段冷 在实际的灌浆实践中，最先出现问题的地方一般 却壁处.该高炉在第1段冷却壁进水口和第3段冷却 在炉壁的最薄处，因此分别对三个计算结果在z=1.6 壁出水口处设置水温测量点，实际生产过程中采用1~ m处沿径向取20个点，记录其应力值，并绘曲线如图 3段冷却壁总进出水温差来评估炉缸工作状况.该高 8所示. 炉于2009年2月投产，正常生产时，1~3段冷却壁水 1.8 温差约在0.5℃左右，2013年5月3日开始发现水温 1.6 一=13m 差上升，至2013年5月25日铁口区域1~3段最高水 一=1.6m -=1.9m 温差达到0.9℃，并有继续上升的趋势.现场操作人 12 员分析后认为水温差升高主要是串煤气引起的，决定 1.0 采用灌浆操作.利用本模型对该高炉进行评估后认 为，该高炉灌浆压力不宜超过3MPa,单孔灌浆量不宜 超过500kg,由于铁口区域为炉衬最薄弱环节，根据模 拟结果，建议避免在铁口组合冷却壁处开孔灌浆并坚 持“多孔少量”的操作方针.2013年5月29日该高炉 00 根据评估结果在离铁口区域一块冷却壁处开8个孔进 0.05 0.100.150.200.250.300.350.40 离开灌浆面的距离/m 行了灌浆操作，为确保安全，灌浆压力控制为2Pa, 图8灌浆位置对应力分布的影响 共计灌入浆料400kg.灌浆操作完成后1~3段水温差 Fig.8 Influence of grouting location on the stress distribution 呈现下降趋势，至6月5日水温差降至0.5℃并达到 稳定.该高炉灌浆操作成功实践表明，本模型计算结 由图8的曲线可以看出，当在炉缸壁面最薄处 果准确且对灌浆操作的指导是合理有效的 (z=1.6m)灌浆时，炉衬的应力分布会出现在某处集 6结论 中的现象，并且其值远远大于正常情况下的应力值，容 易对局部区域砖衬造成破坏而导致事故.当避开炉衬 (1)在灌浆量及灌浆位置不变的情况下，随着灌 最薄处，在其他位置(z=1.3m,z=1.9m)灌浆时，则炉 浆压力的增大，炉衬所受应力呈线性增长趋势，而炉衬 衬应力分布较均衡，没有明显的应力集中现象，且此时 的应力集中位置并不发生改变.因此，在实际操作中
李峰光等: 高炉灌浆过程炉衬应力分布规律 纹，炉内铁水在压力的作用下将沿着裂纹进入炉衬 内部，进而导致裂纹变大，最终使得铁水沿着砖逢流 出而发生事故． 4. 3 灌浆位置对应力分布的影响 目前灌浆多在测温点温度最高处对应位置打孔灌 浆，以期最快获得成效，但是此灌浆位置的选择并没有 理论依据． 为选择合适的灌浆位置，本文进行了表 1 中第 6、4 和 7 三组数 据 进 行 计 算( 灌 浆 压 力 均 为 3 MPa，灌浆面积均为 30 cm × 30 cm) ． 表 1 中第 6、4 和 7 组计算所对应的炉衬应力分布图分别为图 7( a) 、图 7 ( b) 及图 7( c) ，其灌浆位置分别选择在 z = 1. 3 m、z = 1. 6 m 和 z = 1. 9 m 处． 图 7 不同灌浆位置条件下炉衬应力分布图． ( a) z = 1. 3 m; ( b) z = 1. 6 m; ( c) z = 1. 9 m Fig． 7 Stress distribution of the lining with different grouting locations: ( a) z = 1. 3 m; ( b) z = 1. 6 m; ( c) z = 1. 9 m 由图7( a) 、图7( b) 及图7( c) 可知: 在灌浆位置为 z = 1. 3 m 时，炉衬的应力集中位置出现在灌浆面的下 边界; 当灌浆孔位置位于 z = 1. 6 m ( 即炉壁最薄处) 时，炉衬的应力区域集中沿灌浆孔中心线呈对称分布; 而当 z = 1. 9 m 时，炉衬的应力集中位置出现在灌浆孔 的上边界处． 在实际的灌浆实践中，最先出现问题的地方一般 在炉壁的最薄处，因此分别对三个计算结果在 z = 1. 6 m 处沿径向取 20 个点，记录其应力值，并绘曲线如图 8 所示． 图 8 灌浆位置对应力分布的影响 Fig． 8 Influence of grouting location on the stress distribution 由图 8 的曲 线 可 以 看 出，当在炉缸壁面最薄处 ( z = 1. 6 m) 灌浆时，炉衬的应力分布会出现在某处集 中的现象，并且其值远远大于正常情况下的应力值，容 易对局部区域砖衬造成破坏而导致事故． 当避开炉衬 最薄处，在其他位置( z = 1. 3 m，z = 1. 9 m) 灌浆时，则炉 衬应力分布较均衡，没有明显的应力集中现象，且此时 热面处应力值远小于灌浆压力，出现事故的可能性 较小． 5 模型应用实例分析 我国某 1780 m3 高炉采用软水密闭循环冷却系统， 炉缸区域共设置三段冷却壁，铁口区域位于第 3 段冷 却壁处． 该高炉在第 1 段冷却壁进水口和第 3 段冷却 壁出水口处设置水温测量点，实际生产过程中采用1 ～ 3 段冷却壁总进出水温差来评估炉缸工作状况． 该高 炉于 2009 年 2 月投产，正常生产时，1 ～ 3 段冷却壁水 温差约在 0. 5 ℃左右，2013 年 5 月 3 日开始发现水温 差上升，至 2013 年 5 月 25 日铁口区域 1 ～ 3 段最高水 温差达到 0. 9 ℃，并有继续上升的趋势． 现场操作人 员分析后认为水温差升高主要是串煤气引起的，决定 采用灌浆操作． 利用本模型对该高炉进行评估后认 为，该高炉灌浆压力不宜超过 3 MPa，单孔灌浆量不宜 超过 500 kg，由于铁口区域为炉衬最薄弱环节，根据模 拟结果，建议避免在铁口组合冷却壁处开孔灌浆并坚 持“多孔少量”的操作方针． 2013 年 5 月 29 日该高炉 根据评估结果在离铁口区域一块冷却壁处开 8 个孔进 行了灌浆操作，为确保安全，灌浆压力控制为 2 MPa， 共计灌入浆料 400 kg． 灌浆操作完成后 1 ～ 3 段水温差 呈现下降趋势，至 6 月 5 日水温差降至 0. 5 ℃ 并达到 稳定． 该高炉灌浆操作成功实践表明，本模型计算结 果准确且对灌浆操作的指导是合理有效的． 6 结论 ( 1) 在灌浆量及灌浆位置不变的情况下，随着灌 浆压力的增大，炉衬所受应力呈线性增长趋势，而炉衬 的应力集中位置并不发生改变． 因此，在实际操作中， · 922 ·
·230· 工程科学学报，第37卷，第2期 若其他条件不可改变，可适当增大灌浆压力，以保证灌 (徐志湘，蒋友源，扶再洪，等.高炉压入灌浆造衬维修技术 浆的顺利进行 及应用.炼铁，2007,26(1)：53) (2)当灌浆的压力和灌浆位置不发生变化时，随 4]Zhang X W,Xin H N,Meng L J,et al.Experiment of online grouting on the 1750mBF of Jinan Steel.fronmaking,2010,29 着灌浆面积（即灌浆量）的增大，灌浆所引起的应力集 (2):42 中逐渐向炉缸内迁移，并且炉缸内壁的应力值随着灌 (张小伟，辛虹宽，孟令君，等.济钢1750m高炉在线灌浆护 浆面积的增大而急刷增大.当灌浆面积超过30cm× 炉试验.炼铁，2010,29(2)：42) 30cm时，灌浆产生的应力对炉衬热面的影响超过对其 5] Jiang L M,Zheng Z.Guo W.Analysis of finite element of off- 他位置的影响，即此时热面成为整个灌浆过程中最危 road trailers based on ANSYS.Metall Ind Autom,2012,36(4): 险的位置，很容易导致炉缸内壁出现裂纹.由于炉衬 57 (蒋雷鸣，郑士振，郭伟.基于ANSYS的越野车车架有限元 热面直接接触高温铁水，一旦出现裂纹，铁水会沿裂纹 分析.治金自动化，2012,36(4)：57) 进入炉衬内部，进一步破坏炉衬，最终导致事故.因此 [6]Xing J Z,Li J.Modeling and meshing method of ANSYS.China 在工程实际中，为避免灌浆过程破坏炉衬热面，应尽量 Water Transp,2006,6(9):116 采取多孔灌浆，并严格控制单孔灌浆量，减小单次灌浆 (邢静忠，李军.ANSYS的建模方法和网格划分.中国水运， 时浆料的铺展面积 2006,6(9):116) (3)当灌浆压力和灌浆面积不发生变化时，在炉 ]Hu H P,Sun J X,Zhu W C,et al.Deformation simulation of 3- 缸炉壁最薄处灌浆相较于其他位置更容易引起热面处 roll rolling with finite element method and visual-plasticity ap- proach.J Unie Sci Technol Beijing,1999,21(4):372 应力集中，且在炉壁最薄处灌浆会导致热面处耐火材 (胡海萍，孙吉先，朱为昌，等.Y型三辊轧制变形过程有限 料应力远大于在其他位置灌浆时的应力值，极易引发 元模拟与实验.北京科技大学学报，1999,21(4)：372) 事故.因此，在实际操作中，应避免在炉壁最薄处开孔 ] Zhao H L,Qi K M,Gao D F,et al.FEM analysis of inversely 灌浆 casting stainless steel strip in the level rolling by ANSYS program. JUnie Sci Technol Beijing,000,22(2):124 (赵红亮，齐克敏，高德福，等.反向凝固不锈钢复合带平整 参考文献 轧制有限元解析.北京科技大学学报，2000,22(2)：124) 9]Liu D F,Li L Y,Zhou L Z,et al.Research of modeling and a- [1]Li Y Z.Patching technology of BF stack and bosh./ronmaking, nalysis method based on ANSYS.Manuf Autom,2011,33(10): 1994,13(1):50 140 (李永镇.高炉炉身、炉腹修补技术.炼铁，1994,13(1)：50) (刘德仿，李丽英，周临震，等.基于ANSYS的建模及分析方 Guo X Y.Restoration of lower stack lining by grouting on No.I 法研究.制造业自动化，2011,33(10)：140) BF of the second ironmaking plant at Tangshan Iron&Steel Co. 10] Song W D,Wang Y Q,Ma P J,et al.Mechanical behavior in- fronmaking,1995,14(5)8. vestigation of the tunnel construction in metro line No.5 adjacent (郭秀英.唐钢二铁厂1号高炉炉身下部灌浆造村实践.炼 to Yuting Bridge in Beijing.J Unir Sci Technol Beijing,2007, 铁，1995,14(5)：8) 29(3):251 Xu Z X,Jiang Y Y,Fu Z H,et al.The technology of restoration (宋卫东，王永清，马鹏姣，等.北京地铁五号线近接玉蜓桥 of stack lining by grouting and its application.Ironmaking,2007, 施工的力学行为研究.北京科技大学学报，2007,29(3)： 26(1):53 251)
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 若其他条件不可改变，可适当增大灌浆压力，以保证灌 浆的顺利进行． ( 2) 当灌浆的压力和灌浆位置不发生变化时，随 着灌浆面积( 即灌浆量) 的增大，灌浆所引起的应力集 中逐渐向炉缸内迁移，并且炉缸内壁的应力值随着灌 浆面积的增大而急剧增大． 当灌浆面积超过 30 cm × 30 cm 时，灌浆产生的应力对炉衬热面的影响超过对其 他位置的影响，即此时热面成为整个灌浆过程中最危 险的位置，很容易导致炉缸内壁出现裂纹． 由于炉衬 热面直接接触高温铁水，一旦出现裂纹，铁水会沿裂纹 进入炉衬内部，进一步破坏炉衬，最终导致事故． 因此 在工程实际中，为避免灌浆过程破坏炉衬热面，应尽量 采取多孔灌浆，并严格控制单孔灌浆量，减小单次灌浆 时浆料的铺展面积． ( 3) 当灌浆压力和灌浆面积不发生变化时，在炉 缸炉壁最薄处灌浆相较于其他位置更容易引起热面处 应力集中，且在炉壁最薄处灌浆会导致热面处耐火材 料应力远大于在其他位置灌浆时的应力值，极易引发 事故． 因此，在实际操作中，应避免在炉壁最薄处开孔 灌浆． 参 考 文 献 ［1］ Li Y Z． Patching technology of BF stack and bosh． Ironmaking， 1994，13( 1) : 50 ( 李永镇． 高炉炉身、炉腹修补技术． 炼铁，1994，13( 1) : 50) ［2］ Guo X Y． Ｒestoration of lower stack lining by grouting on No． 1 BF of the second ironmaking plant at Tangshan Iron ＆ Steel Co． Ironmaking，1995，14( 5) : 8． ( 郭秀英． 唐钢二铁厂 1 号高炉炉身下部灌浆造衬实践． 炼 铁，1995，14( 5) : 8) ［3］ Xu Z X，Jiang Y Y，Fu Z H，et al． The technology of restoration of stack lining by grouting and its application． Ironmaking，2007， 26( 1) : 53 ( 徐志湘，蒋友源，扶再洪，等． 高炉压入灌浆造衬维修技术 及应用． 炼铁，2007，26( 1) : 53) ［4］ Zhang X W，Xin H N，Meng L J，et al． Experiment of online grouting on the 1750 m3 BF of Jinan Steel． Ironmaking，2010，29 ( 2) : 42 ( 张小伟，辛虹霓，孟令君，等． 济钢1750 m3 高炉在线灌浆护 炉试验． 炼铁，2010，29( 2) : 42) ［5］ Jiang L M，Zheng S Z，Guo W． Analysis of finite element of offroad trailers based on ANSYS． Metall Ind Autom，2012，36( 4) : 57 ( 蒋雷鸣，郑士振，郭伟． 基于 ANSYS 的越野车车架有限元 分析． 冶金自动化，2012，36( 4) : 57) ［6］ Xing J Z，Li J． Modeling and meshing method of ANSYS． China Water Transp，2006，6( 9) : 116 ( 邢静忠，李军． ANSYS 的建模方法和网格划分． 中国水运， 2006，6( 9) : 116) ［7］ Hu H P，Sun J X，Zhu W C，et al． Deformation simulation of 3- roll rolling with finite element method and visual-plasticity approach． J Univ Sci Technol Beijing，1999，21( 4) : 372 ( 胡海萍，孙吉先，朱为昌，等． Y 型三辊轧制变形过程有限 元模拟与实验． 北京科技大学学报，1999，21( 4) : 372) ［8］ Zhao H L，Qi K M，Gao D F，et al． FEM analysis of inversely casting stainless steel strip in the level rolling by ANSYS program． J Univ Sci Technol Beijing，2000，22( 2) : 124 ( 赵红亮，齐克敏，高德福，等． 反向凝固不锈钢复合带平整 轧制有限元解析． 北京科技大学学报，2000，22( 2) : 124) ［9］ Liu D F，Li L Y，Zhou L Z，et al． Ｒesearch of modeling and analysis method based on ANSYS． Manuf Autom，2011，33( 10) : 140 ( 刘德仿，李丽英，周临震，等． 基于 ANSYS 的建模及分析方 法研究． 制造业自动化，2011，33( 10) : 140) ［10］ Song W D，Wang Y Q，Ma P J，et al． Mechanical behavior investigation of the tunnel construction in metro line No． 5 adjacent to Yuting Bridge in Beijing． J Univ Sci Technol Beijing，2007， 29( 3) : 251 ( 宋卫东，王永清，马鹏姣，等． 北京地铁五号线近接玉蜓桥 施工的力学行为研究． 北京科技大学学报，2007，29 ( 3) : 251) · 032 ·