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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·