D0I:10.13374/1.issnl00103.2007.03.017 第29卷第3期 北京科技大学学报 Vol.29 No.3 2007年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing Mar.2007 中小型转炉炉壳变形的数值模拟 朱光俊杨治立王保民赵宏伟 重庆科技学院冶金与材料工程学院，重庆400050 摘要转炉炉壳温度升高是炉壳变形的主要原因，采用内衬石棉板隔热是降低中小型转炉炉壳温度，减轻炉壳蠕变变形的 经济有效措施之一·模拟计算了某钢厂801转炉炉壳温度场以及不同温度条件下炉壳热应力与石棉板厚度之间的关系，计算 温度值与现场实测值基本吻合·当石棉板厚度为0mm左右时，炉壳温度可以控制在360℃以下：低于炉壳材质的蠕变温度， 炉壳所受到的热膨胀应力仅为没加石棉板时的50%. 关键词转炉；炉壳：蠕变变形：温度场；热应力 分类号TF341.6 转炉在使用镁碳砖炉衬和采用溅渣护炉技术以 后，炉龄几乎达到了“无限寿命”，由于镁碳砖比原 1转炉炉身温度场 来的镁白砖的导热系数增加了3~4倍，从而导致炉 1.1转炉炉身传热模型 壳温度升高、炉壳变形加剧山，炉壳与托圈的间隙 由于转炉是轴对称物体，根据轴对称模型的传 减小2]，严重时会发生托圈与炉壳顶死的现象，威 热计算方法，把转炉炉身部分看成是回绕中心轴的 胁钢厂的安全生产，这已成为世界各国亟待解决的 圆筒，转炉在冶炼时，炉衬与钢水及炉壳与周围环 重要课题，控制炉壳蠕变变形的有效途径有3]： 境的热交换行为是相当复杂的，为简化起见，把工 一是改善炉壳钢的材质可，开发或选用新钢种，提 作层、镁砂层、镁砖层、石棉板层、炉壳五层壁看成是 高材料的耐热性及抗蠕变性能；二是控制炉壳表面 一维稳态温度场，在炉内，按第一类边界条件处理， 温度，控制炉壳表面温度可以通过强化冷却来实 即工作层内表面温度为钢液温度.在炉体外部，炉 现，尤其是托圈部位的炉壳，使炉壳工作温度处于材 壳外表面按第三类边界条件考虑，即已知周围环境 料的蠕变温度以下.目前转炉炉体冷却方式主要有 温度，将对流换热和辐射换热折合成综合换热系数 两种：一种是用风冷系统来冷却炉身，同时用水冷方 考虑， 法来冷却炉锥部分，宝钢已具有了这种冷却方式的 炉身的传热模型如图1所示，其中！为炉身段 设计和使用经验：第二种为克瓦纳公司的汽雾冷却 的高度；1，r2,T3,r4,T5和r6分别是工作层、镁碳 技术[6，通过严格控制炉壳表面温度，施加水雾进 2 行热交换，宝钢也应用了这种冷却系统 r2500 对于中小型转炉在控制炉壳变形方面采用上述 技术的难度大，成本高，适用性不强，目前普遍采用 在转炉永久层与炉壳钢板之间加石棉板等隔热材料 钢液1650℃) 周围环境(35℃) 以降低炉壳温度从而达到控制炉壳变形的目的，并 日镁碳砖 取得了一定的效果，但是，各个生产厂家石棉板的 镁砂 r=1850 厚度究竟多少合适，在定量计算方面还未见报道， 超镁砖 ☐石棉板 本文以重钢80t转炉为研究对象，根据现场实际数 Z☑炉壳6Mm 据和相关假设条件建立传热模型，利用该模型对炉 r-2515 ■5 身部分采用不同隔热层厚度后炉壳温度和热应力的 r-2630 →传热方向 变化进行模拟计算，其结果可为现场生产实践和转 炉炉型设计提供重要的理论依据 图1转炉炉身段传热模型（单位：mm) Fig.I Heat transfer model for the section of converter body (unit: 收稿日期：2006-01-13修回日期：2006-10-18 mm) 作者简介：朱光俊(1965一)女，硕士研究生
中小型转炉炉壳变形的数值模拟 朱光俊 杨治立 王保民 赵宏伟 重庆科技学院冶金与材料工程学院重庆400050 摘 要 转炉炉壳温度升高是炉壳变形的主要原因采用内衬石棉板隔热是降低中小型转炉炉壳温度、减轻炉壳蠕变变形的 经济有效措施之一．模拟计算了某钢厂80t 转炉炉壳温度场以及不同温度条件下炉壳热应力与石棉板厚度之间的关系计算 温度值与现场实测值基本吻合．当石棉板厚度为30mm 左右时炉壳温度可以控制在360℃以下；低于炉壳材质的蠕变温度 炉壳所受到的热膨胀应力仅为没加石棉板时的50％． 关键词 转炉；炉壳；蠕变变形；温度场；热应力 分类号 TF341∙6 收稿日期：20060113 修回日期：20061018 作者简介：朱光俊（1965—）女硕士研究生 转炉在使用镁碳砖炉衬和采用溅渣护炉技术以 后炉龄几乎达到了“无限寿命”．由于镁碳砖比原 来的镁白砖的导热系数增加了3～4倍从而导致炉 壳温度升高、炉壳变形加剧［1］炉壳与托圈的间隙 减小［2］严重时会发生托圈与炉壳顶死的现象威 胁钢厂的安全生产这已成为世界各国亟待解决的 重要课题．控制炉壳蠕变变形的有效途径有［3—4］： 一是改善炉壳钢的材质［5］开发或选用新钢种提 高材料的耐热性及抗蠕变性能；二是控制炉壳表面 温度．控制炉壳表面温度可以通过强化冷却来实 现尤其是托圈部位的炉壳使炉壳工作温度处于材 料的蠕变温度以下．目前转炉炉体冷却方式主要有 两种：一种是用风冷系统来冷却炉身同时用水冷方 法来冷却炉锥部分宝钢已具有了这种冷却方式的 设计和使用经验；第二种为克瓦纳公司的汽雾冷却 技术［6］通过严格控制炉壳表面温度施加水雾进 行热交换宝钢也应用了这种冷却系统． 对于中小型转炉在控制炉壳变形方面采用上述 技术的难度大成本高适用性不强目前普遍采用 在转炉永久层与炉壳钢板之间加石棉板等隔热材料 以降低炉壳温度从而达到控制炉壳变形的目的并 取得了一定的效果．但是各个生产厂家石棉板的 厚度究竟多少合适在定量计算方面还未见报道． 本文以重钢80t 转炉为研究对象根据现场实际数 据和相关假设条件建立传热模型利用该模型对炉 身部分采用不同隔热层厚度后炉壳温度和热应力的 变化进行模拟计算其结果可为现场生产实践和转 炉炉型设计提供重要的理论依据． 1 转炉炉身温度场 1∙1 转炉炉身传热模型 由于转炉是轴对称物体根据轴对称模型的传 热计算方法把转炉炉身部分看成是回绕中心轴的 圆筒．转炉在冶炼时炉衬与钢水及炉壳与周围环 境的热交换行为是相当复杂的．为简化起见把工 作层、镁砂层、镁砖层、石棉板层、炉壳五层壁看成是 一维稳态温度场．在炉内按第一类边界条件处理 即工作层内表面温度为钢液温度．在炉体外部炉 壳外表面按第三类边界条件考虑即已知周围环境 温度将对流换热和辐射换热折合成综合换热系数 考虑． 炉身的传热模型如图1所示其中 l为炉身段 图1 转炉炉身段传热模型（单位：mm） Fig．1 Heat transfer model for the section of converter body （unit： mm） 的高度；r1r2r3r4r5 和 r6 分别是工作层、镁碳 第29卷 第3期 2007年 3月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．3 Mar．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．03．017
.326 北京科技大学学报 第29卷 砖层、镁砂层、镁砖层、石棉板层及炉壳的半径，图中 6=4十2n (3) 对应位置的温度分别是t1,t2,t3,t4,t5和t6,镁碳 砖、镁砂、镁砖、石棉板、炉壳的导热系数分别是入， 如果求出的炉壳表面温度与假设的炉壳表面温 2,2,入3，入和入，传热处于平衡状态时，单位圆筒 度吻合，则此结果为理论求解的炉壳表面温度；否 长度的热流量(g1,Wm-1)为门： 则，依据上述求解过程循环计算，直至所求结果与假 91 设的炉壳表面温度在误差范围之内，通过改变隔热 2π(1-) 层石棉板的厚度，可计算出对应的炉壳表面温度，其 In(r2/r1)In(r3/r2)In(r4/r3)In(r5/r4)In(r6/r5)1 结果如图3所示.不同石棉板厚度转炉炉身各界面 2 3 4 5 hr6 的温度计算结果见表1. (1) 600 式中，t1为工作层内表面温度，℃；4为周围环境的 500 温度，℃：h为炉壳表面自然对流与辐射折算的综合 400 换热系数，wm-2.℃-1. 300 1.2炉壳表面温度的计算 200 0 102030405060 炉壳表面的散热有两种方式：一是与周围空气 石棉板厚度/mm 的对流散热；二是通过辐射向周围环境散热，重钢 图3炉壳表面温度随石棉板厚度的变化 的炉壳没有采取任何的降温冷却措施，炉壳表面的 Fig.3 Dependence of sheel surface temperature on the thickness of 对流散热是自然对流传热，只要知道炉壳表面温 asbestos board 度，即可计算出对应温度下自然对流换热系数h1· 表1不同石棉板厚度的炉身温度场 对于辐射换热系数2，可先计算出一定温度下单位 Table 1 Shaft temperature field at different thicknesses of asbestos 面积辐射换热量，再由下式求出： board q=h2(t6-ts) (2) 位置/mm 1 5 将计算得到的自然对流换热系数和辐射换热系 0 1650.01382.41322.8583.4583.4547.0 数相加，就可算出对应炉壳表面温度的综合换热系 心 1650.01437.61390.3803.3525.8497.0 数h,其结果如图2所示， b 1650.01472.01432.6944.2 483.0459.0 >80 公 1650.01496.41462.51043.1449.5429.0 60 20 1650.01516.31486.61118.0423.0405.0 40 子 1650.01531.91505.31176.1401.1385.0 30 1650.01543.01519.01221.4381.5367.0 20 1650.01555.21533.21260.0364.2351.0 露 0 40 1650.01561.91541.71290.9349.2337.0 00 300400500600700 炉壳表面温度/℃ 45 1650.01566.61547.81315.2337.3326.0 50 1650.01573.51555.91338.7325.5315.0 图2综合换热系数与炉壳表面温度的关系 55 1650.01578.51562.01358.3319.8310.0 Fig.2 Relationship between comprehensive heat transfer coeffi 0 1650.01582.81567.31375.8311.2302.0 cient and shell surface temperature 转炉长期在高温、高氧化性条件下工作，炉衬耐 1.3石棉板厚度与炉壳温度的关系 火材料镁碳砖以每炉0.2~0.8mm的速度被侵蚀， 由图3可知：炉壳表面温度随着石棉板厚度的 计算中镁碳砖的厚度设定为200mm,各材料导热系 增加而不断降低，该函数曲线在石棉板厚度为0~ 数以及应力计算中涉及到的弹性模量等相关参数见 30mm时，斜率较大，即炉壳表面温度降得较多；石 文献[811] 棉板厚度为30~60mm时，曲线逐渐变得平缓，斜 先设定炉壳表面温度，将设定温度对应的综合 率较小，炉壳表面温度降得较少；当石棉板厚度在 换热系数h代入式(1)可得到单位长度圆筒壁的热 25~35mm时，炉壳表面温度在380~350℃之间变 通量q,再由下式计算出炉壳表面温度： 化.结合重钢80t转炉的实际情况，当石棉板的厚 度为30mm左右时，炉壳温度就能控制在360℃以
砖层、镁砂层、镁砖层、石棉板层及炉壳的半径图中 对应位置的温度分别是 t1t2t3t4t5 和 t6镁碳 砖、镁砂、镁砖、石棉板、炉壳的导热系数分别是 λ1 λ2λ2λ3λ4 和 λ5传热处于平衡状态时单位圆筒 长度的热流量（ q1W·m —1）为［7］： q1＝ 2π（ t1— tf） ln（ r2／r1） λ1 ＋ ln（ r3／r2） λ2 ＋ ln（ r4／r3） λ3 ＋ ln（ r5／r4） λ4 ＋ ln（ r6／r5） λ5 ＋ 1 hr6 （1） 式中t1 为工作层内表面温度℃；tf 为周围环境的 温度℃；h 为炉壳表面自然对流与辐射折算的综合 换热系数w·m —2·℃—1． 1∙2 炉壳表面温度的计算 炉壳表面的散热有两种方式：一是与周围空气 的对流散热；二是通过辐射向周围环境散热．重钢 的炉壳没有采取任何的降温冷却措施炉壳表面的 对流散热是自然对流传热．只要知道炉壳表面温 度即可计算出对应温度下自然对流换热系数 h1． 对于辐射换热系数 h2可先计算出一定温度下单位 面积辐射换热量再由下式求出： q＝h2（ t6—tf） （2） 将计算得到的自然对流换热系数和辐射换热系 数相加就可算出对应炉壳表面温度的综合换热系 数 h其结果如图2所示． 图2 综合换热系数与炉壳表面温度的关系 Fig．2 Relationship between comprehensive heat transfer coefficient and shell surface temperature 转炉长期在高温、高氧化性条件下工作炉衬耐 火材料镁碳砖以每炉0∙2～0∙8mm 的速度被侵蚀 计算中镁碳砖的厚度设定为200mm各材料导热系 数以及应力计算中涉及到的弹性模量等相关参数见 文献［8—11］． 先设定炉壳表面温度将设定温度对应的综合 换热系数 h 代入式（1）可得到单位长度圆筒壁的热 通量 ql再由下式计算出炉壳表面温度： t6＝tf＋ q1 2πr6h （3） 如果求出的炉壳表面温度与假设的炉壳表面温 度吻合则此结果为理论求解的炉壳表面温度；否 则依据上述求解过程循环计算直至所求结果与假 设的炉壳表面温度在误差范围之内．通过改变隔热 层石棉板的厚度可计算出对应的炉壳表面温度其 结果如图3所示．不同石棉板厚度转炉炉身各界面 的温度计算结果见表1． 图3 炉壳表面温度随石棉板厚度的变化 Fig．3 Dependence of sheel surface temperature on the thickness of asbestos board 表1 不同石棉板厚度的炉身温度场 Table1 Shaft temperature field at different thicknesses of asbestos board 位置／mm t1 t2 t3 t4 t5 t6 0 1650∙0 1382∙4 1322∙8 583∙4 583∙4 547∙0 5 1650∙0 1437∙6 1390∙3 803∙3 525∙8 497∙0 10 1650∙0 1472∙0 1432∙6 944∙2 483∙0 459∙0 15 1650∙0 1496∙4 1462∙5 1043∙1 449∙5 429∙0 20 1650∙0 1516∙3 1486∙6 1118∙0 423∙0 405∙0 25 1650∙0 1531∙9 1505∙3 1176∙1 401∙1 385∙0 30 1650∙0 1543∙0 1519∙0 1221∙4 381∙5 367∙0 35 1650∙0 1555∙2 1533∙2 1260∙0 364∙2 351∙0 40 1650∙0 1561∙9 1541∙7 1290∙9 349∙2 337∙0 45 1650∙0 1566∙6 1547∙8 1315∙2 337∙3 326∙0 50 1650∙0 1573∙5 1555∙9 1338∙7 325∙5 315∙0 55 1650∙0 1578∙5 1562∙0 1358∙3 319∙8 310∙0 60 1650∙0 1582∙8 1567∙3 1375∙8 311∙2 302∙0 1∙3 石棉板厚度与炉壳温度的关系 由图3可知：炉壳表面温度随着石棉板厚度的 增加而不断降低该函数曲线在石棉板厚度为0～ 30mm 时斜率较大即炉壳表面温度降得较多；石 棉板厚度为30～60mm 时曲线逐渐变得平缓斜 率较小炉壳表面温度降得较少；当石棉板厚度在 25～35mm 时炉壳表面温度在380～350℃之间变 化．结合重钢80t 转炉的实际情况当石棉板的厚 度为30mm 左右时炉壳温度就能控制在360℃以 ·326· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第3期 朱光俊等：中小型转炉炉壳变形的数值模拟 327. 内，低于炉壳材质16Mn的蠕变温度450℃，这样可 以达到防止炉壳变形的目的， 3使用隔热层前后炉壳的实测温度 2转炉炉壳热应力 在使用镁碳砖之前，重钢80t转炉炉壳的变形 并不突出，当时没有对炉壳的温度进行测量，使用 转炉炉壳在工作时既要承受静态和动态机械负 镁碳砖后，再加上1997年开始采用溅渣护炉技术， 荷，还要承受热负荷，这两种负荷在炉壳上产生机械 炉龄得到显著提高，达1万炉左右，由于使用镁碳 应力、温度差应力和热膨胀应力，机械应力在整个 砖和炉壳工作时间的延长，炉壳变形也比较严重，于 应力组成中所占比例较小，可忽略不计，而由温度引 是对炉壳表面的温度进行了系统测量，测量设备采 起的热膨胀应力和温度差应力直接影响到炉壳的结 用红外测温枪，测量时间选择在炉壳变形比较严重 构强度 的炉役后期（相当于炉衬厚度200mm).后来为了 2.1热应力的计算 降低炉壳温度，分别在炉壳钢板与永久层镁砖之间 由转炉炉身参数可知炉身属于薄壁圆筒结构， 添加20mm和30mm厚石棉板，并与前期的测量数 转炉在冶炼过程中，其最大温度差应力在炉壳的内 据进行了对比，测得的1号转炉炉壳表面温度平均 壁和外壁，内壁受压，外壁受拉，其计算公式为： 值见表2. =26-0） (4) 表2炉壳表面温度测定值 Table 2 Measured surface temperatures of the comverter shell 式中，。为炉壳材质的热膨胀系数，℃-1；E为杨氏 ℃ 弹性模量，MPa;y为泊松比 位置 无石棉板20mm石棉板30mm石棉板 对于热膨胀应力的计算，采用双层法，将炉身简 托圈图上100mm 535 420 374 化为工作衬、安全衬、炉壳钢板三层结构，这样可以 托圈下300mm 508 380 345 提高炉壳应力计算的精度， 托圈下1300mm 515 396 360 由前述文献和表1的相关数据计算得到的炉壳 温度差应力和热膨胀应力结果如图4所示 把温度的实测值和表1的模拟结果进行比较可 发现，实测值与模拟结果基本吻合，模拟的结果得到 180r 160 了比较好的验证，至于在托圈上下的不同部位，测 ◆热膨胀应力 120 ◆温度差应力 定的温度值有所差异，主要是受到不同部位炉衬的 侵蚀程度和转炉烟罩的反射以及高温烟气对炉壳温 40 度的影响 ◆◆ 00—102030405060 4结论 石棉板厚度mm (1)重钢80t转炉添加隔热层石棉板后，炉壳 图4炉壳热应力随石棉板厚度的变化 表面温度及热应力均大幅降低， Fig.4 Change in thermal-stress of the converter shell with the thickness of asbestos board (2)石棉板厚度为30mm左右时，炉壳温度就 能控制在360℃，低于炉壳材质的蠕变温度 2.2石棉板厚度对炉壳热应力的影响分析 (3)石棉板厚度为30mm左右时，炉壳所受到 由图4可以看出，炉壳温度差应力和热膨胀应 的热膨胀应力为92.4MPa,与没加石棉板时相比下 力均随着石棉板厚度的增加而不断降低，但热膨胀 降幅度近50%，温度差应力仅为原来的39.8%，有 应力不论是在那种情况下，其值远高于温度差应力， 利于降低炉壳的蠕变变形速率. 在整个热应力组成中均占很大份额，镁砖层与炉壳 (4)温度实测值与模拟结果基本吻合，模拟结 之间没有隔热层石棉板时，炉壳的应力值达到 果得到了比较好的验证， 170MPa·在镁砖层与炉壳间填充隔热材料后，炉壳 参考文献 的应力值大幅度下降，石棉板厚度为30mm时，炉 [1]Cress J D.BOP Shell Distortion at Great Lakes Steel//Open 壳所受到的热膨胀应力为92.4MPa,与没加石棉板 Hearth Proceeding.1970:34 时相比下降幅度近50%，温度差应力也仅为原来的 [2]北龙二，Extending life of LD converter vessel.神户制钢技报， 39.8%.石棉板超过30mm后，热应力下降平缓. 1989,39(1):61
内低于炉壳材质16Mn 的蠕变温度450℃这样可 以达到防止炉壳变形的目的． 2 转炉炉壳热应力 转炉炉壳在工作时既要承受静态和动态机械负 荷还要承受热负荷这两种负荷在炉壳上产生机械 应力、温度差应力和热膨胀应力．机械应力在整个 应力组成中所占比例较小可忽略不计而由温度引 起的热膨胀应力和温度差应力直接影响到炉壳的结 构强度． 2∙1 热应力的计算 由转炉炉身参数可知炉身属于薄壁圆筒结构． 转炉在冶炼过程中其最大温度差应力在炉壳的内 壁和外壁内壁受压外壁受拉其计算公式为： σ T θ＝— αs E 2（1—νs） （ t5—t6） （4） 式中αs 为炉壳材质的热膨胀系数℃—1 ；E 为杨氏 弹性模量MPa；νs 为泊松比． 对于热膨胀应力的计算采用双层法将炉身简 化为工作衬、安全衬、炉壳钢板三层结构这样可以 提高炉壳应力计算的精度． 由前述文献和表1的相关数据计算得到的炉壳 温度差应力和热膨胀应力结果如图4所示． 图4 炉壳热应力随石棉板厚度的变化 Fig．4 Change in therma-l stress of the converter shell with the thickness of asbestos board 2∙2 石棉板厚度对炉壳热应力的影响分析 由图4可以看出炉壳温度差应力和热膨胀应 力均随着石棉板厚度的增加而不断降低．但热膨胀 应力不论是在那种情况下其值远高于温度差应力 在整个热应力组成中均占很大份额．镁砖层与炉壳 之间没有隔热层石棉板时炉壳的应力值达到 170MPa．在镁砖层与炉壳间填充隔热材料后炉壳 的应力值大幅度下降石棉板厚度为30mm 时炉 壳所受到的热膨胀应力为92∙4MPa与没加石棉板 时相比下降幅度近50％温度差应力也仅为原来的 39∙8％．石棉板超过30mm 后热应力下降平缓． 3 使用隔热层前后炉壳的实测温度 在使用镁碳砖之前重钢80t 转炉炉壳的变形 并不突出当时没有对炉壳的温度进行测量．使用 镁碳砖后再加上1997年开始采用溅渣护炉技术 炉龄得到显著提高达1万炉左右．由于使用镁碳 砖和炉壳工作时间的延长炉壳变形也比较严重于 是对炉壳表面的温度进行了系统测量．测量设备采 用红外测温枪测量时间选择在炉壳变形比较严重 的炉役后期（相当于炉衬厚度200mm）．后来为了 降低炉壳温度分别在炉壳钢板与永久层镁砖之间 添加20mm 和30mm 厚石棉板并与前期的测量数 据进行了对比测得的1号转炉炉壳表面温度平均 值见表2． 表2 炉壳表面温度测定值 Table2 Measured surface temperatures of the converter shell ℃ 位置 无石棉板 20mm 石棉板 30mm 石棉板 托圈上100mm 535 420 374 托圈下300mm 508 380 345 托圈下1300mm 515 396 360 把温度的实测值和表1的模拟结果进行比较可 发现实测值与模拟结果基本吻合模拟的结果得到 了比较好的验证．至于在托圈上下的不同部位测 定的温度值有所差异主要是受到不同部位炉衬的 侵蚀程度和转炉烟罩的反射以及高温烟气对炉壳温 度的影响． 4 结论 （1） 重钢80t 转炉添加隔热层石棉板后炉壳 表面温度及热应力均大幅降低． （2） 石棉板厚度为30mm 左右时炉壳温度就 能控制在360℃低于炉壳材质的蠕变温度． （3） 石棉板厚度为30mm 左右时炉壳所受到 的热膨胀应力为92∙4MPa与没加石棉板时相比下 降幅度近50％温度差应力仅为原来的39∙8％有 利于降低炉壳的蠕变变形速率． （4） 温度实测值与模拟结果基本吻合模拟结 果得到了比较好的验证． 参 考 文 献 ［1］ Cress J D．BOP Shell Distortion at Great Lakes Steel ∥ Open Hearth Proceeding1970：34 ［2］ 北龙二．Extending life of LD converter vessel．神户制钢技报 198939（1）：61 第3期 朱光俊等： 中小型转炉炉壳变形的数值模拟 ·327·
.328 北京科技大学学报 第29卷 [3]秦勤，吴迪平，章博，等.转炉炉壳变形与对策.治金设备，2001 [8]钱之荣，范广举.耐火材料实用手册.北京：治金工业出版社， (4):19 1992 [4]邹家祥，史小路，田毅盛，等。转炉炉壳变形及控制.钢铁， [9]许晓海，冯改山，耐火材料技术手册，北京：冶金工业出版社， 2000,35(9):25 2000 [5]于相龙，梅钢150：转炉新炉壳有限元应力分析∥2005中国 [10]Brezny B.Chen E S.Effects of co molded brick on thermome- 钢铁年会论文集.北京，2005 chanical stresses in BOF lining//Steel-making Conference Pro- [6]Goodman N J.Brown D.Development of the Hi-Vap BOF cool- ceedings.1994:499 ing system.Iron Steel Eng.1993(5):52 [11]陈家祥.炼钢常用图表数据手册.北京：冶金工业出版社， [7]杨世铭。传热学基础，北京：高等教育出版社，2003 1991 Numberical simulation on deformation of a medium-sized converter shell ZHU Guangjun,YANG Zhili,WANG Baomin,ZHAO Hongwei College of Metallurgy and Material Engineering.Chongqing University of Science and Technology.Chongqing 400050.China ABSTRACI The main cause of deformation of a converter shell is temperature rising of the converter shell,a economical and effective method to reduce the temperature and creep deformation is adopting a heat insulation layer of asbestos board.The temperature field and thermal stress of shells with different thicknesses of asbestos board at different temperatures were obtained for an 80t converter at Chongsteel in China by heat transfer math- ematical modeling.The calculated temperatures were in conformity with the measured data.When the thickness of asbestos board reaches 30mm,the shell temperature could be controlled below 360C,which is lower than the creep temperature of the shell material,and the thermal expansion stress of the shell is only 50%of that without asbestos board. KEY WORDS converter;shell;creep deformation;temperature field;thermal-stress
［3］ 秦勤吴迪平章博等．转炉炉壳变形与对策．冶金设备2001 （4）：19 ［4］ 邹家祥史小路田毅盛等．转炉炉壳变形及控制．钢铁 200035（9）：25 ［5］ 于相龙．梅钢150t 转炉新炉壳有限元应力分析∥2005中国 钢铁年会论文集．北京2005 ［6］ Goodman N JBrown D．Development of the H-i Vap BOF cooling system．Iron Steel Eng1993（5）：52 ［7］ 杨世铭．传热学基础．北京：高等教育出版社2003 ［8］ 钱之荣范广举．耐火材料实用手册．北京：冶金工业出版社 1992 ［9］ 许晓海冯改山．耐火材料技术手册．北京：冶金工业出版社 2000 ［10］ Brezny BChen E S．Effects of co-molded brick on thermomechanical stresses in BOF lining∥Stee-l making Conference Proceedings1994：499 ［11］ 陈家祥．炼钢常用图表数据手册．北京：冶金工业出版社 1991 Numberical simulation on deformation of a medium-sized converter shell ZHU GuangjunY A NG ZhiliWA NG BaominZHAO Hongwei College of Metallurgy and Material EngineeringChongqing University of Science and TechnologyChongqing400050China ABSTRACT The main cause of deformation of a converter shell is temperature rising of the converter shella economical and effective method to reduce the temperature and creep deformation is adopting a heat insulation layer of asbestos board．The temperature field and thermal stress of shells with different thicknesses of asbestos board at different temperatures were obtained for an80t converter at Chongsteel in China by heat transfer mathematical modeling．The calculated temperatures were in conformity with the measured data．When the thickness of asbestos board reaches30mmthe shell temperature could be controlled below 360℃which is lower than the creep temperature of the shell materialand the thermal expansion stress of the shell is only 50％ of that without asbestos board． KEY WORDS converter；shell；creep deformation；temperature field；therma-l stress ·328· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷