李峰光，張建良

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變?cè)ず穸葪l件下銅冷卻壁變形

李峰光1, 2，張建良2

(1. 湖北汽車工業(yè)學(xué)院 材料科學(xué)與工程學(xué)院，十堰 442002；2. 北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083)

根據(jù)熱彈性力學(xué)理論，建立渣皮厚度可變的銅冷卻壁熱?力耦合應(yīng)力場(chǎng)分布計(jì)算模型，從銅冷卻壁在不同渣皮厚度條件下的變形情況這一角度分析煤氣溫度、冷卻制度、鑲磚材質(zhì)和爐渣性質(zhì)等多種因素對(duì)銅冷卻壁壽命的影響規(guī)律。計(jì)算結(jié)果表明：冷卻壁本體變形隨煤氣溫度的升高而線性增加；隨著渣皮厚度的增大，冷卻壁本體的變形量先減小后增大，渣皮厚度約為20 mm時(shí)冷卻壁本體變形最?。焕鋮s水流速的增大對(duì)降低冷卻壁變形量有顯著作用，而冷卻水溫度的升高會(huì)使冷卻壁本體的變形量顯著增大；提升鑲磚熱導(dǎo)率可明顯減小冷卻壁本體變形，而增大鑲磚熱膨脹系數(shù)會(huì)明顯增加壁體變形量；爐渣熱膨脹系數(shù)越小，銅冷卻壁本體變形越小。

銅冷卻壁；渣皮；熱?力耦合；熱變形；ANSYS

銅冷卻壁表面渣皮的存在可有效降低銅冷卻壁表面耐材或其本體溫度，并保護(hù)銅冷卻壁免受爐料和煤氣流的沖刷磨損作用，對(duì)延長銅冷卻壁壽命具有重要意義。目前國內(nèi)外對(duì)于銅冷卻壁表面渣皮的研究主要集中在渣皮對(duì)銅冷卻壁傳熱的影響[1?6]及掛渣穩(wěn)定性方面[7?9]。然而，銅冷卻壁表面渣皮的存在及其厚度的變化將對(duì)銅冷卻壁傳熱體系造成較大影響，進(jìn)而影響銅冷卻壁本體的溫度分布和應(yīng)力分布，因而也不可避免的影響到銅冷卻壁本體在不同工況下的熱變形情況。石琳等[10]通過熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬方法研究鑄造銅冷卻壁熱變形后認(rèn)為，冷卻壁固定方式和邊緣接觸壓力將對(duì)銅冷卻壁的變形方向和變形量產(chǎn)生重大影響。而劉奇等[11]的研究則表明，銅冷卻壁在受熱情況下將變形成為弧形，而采用銅鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)則可有效減小冷卻壁的熱變形。郭光勝等[12]對(duì)湘鋼銅冷卻壁大量損壞問題進(jìn)行調(diào)研和分析后認(rèn)為，在湘鋼破損的冷卻壁中，有27塊表現(xiàn)為熱變形損壞，而銅冷卻壁破損的主要原因是銅冷卻壁熱面掛渣不穩(wěn)定而導(dǎo)致其長期經(jīng)受較大的熱應(yīng)力和熱變形。此外，許多高爐操作者也根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)情況對(duì)銅冷卻壁變形情況進(jìn)行了分析，并提出一系列應(yīng)對(duì)措施[13?14]。上述相關(guān)研究在一定程度上揭示了銅冷卻壁在不同工況下的變形規(guī)律，為生產(chǎn)實(shí)際提供了較大的指導(dǎo)作用，但均忽略或較少關(guān)注生產(chǎn)中渣皮厚度將經(jīng)常性變化這一實(shí)際情況。實(shí)際上，渣皮厚度的波動(dòng)將對(duì)銅冷卻壁在各工況下的傳熱情況和變形規(guī)律均產(chǎn)生較大的改變。因此，本文作者采用熱力耦合分析的方法對(duì)掛有爐渣的銅冷卻壁進(jìn)行變形情況計(jì)算，分析了煤氣溫度、冷卻制度、渣皮厚度、爐渣導(dǎo)熱系數(shù)、鑲磚材質(zhì)等多種因素對(duì)銅冷卻壁變形情況的影響，進(jìn)而探討變?cè)ず穸葪l件下各因素對(duì)銅冷卻壁壽命的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型

1.1 熱?力耦合分析模型

采用ANSYS軟件進(jìn)行銅冷卻壁傳熱體系的熱?力耦合分析和銅冷卻壁變形分析。考慮到所計(jì)算問題中渣皮厚度較小但溫度、應(yīng)力梯度很大，網(wǎng)格精細(xì)度要求較高且計(jì)算量較大的實(shí)際情況，采用間接熱?力耦合分析方法進(jìn)行分析，相關(guān)模型和邊界條件已在本文作者前期的研究工作中詳細(xì)描述(詳見文獻(xiàn)[8])。求解所需遵守的熱彈性力學(xué)方程和所涉及材料的力學(xué)參數(shù)分別見文獻(xiàn)[15]和表1[16?17]。

其中，渣皮和鑲磚的物性參數(shù)隨高爐冶煉條件也選用種類不同而發(fā)生變化，均為所考慮的因素，因此這二者的物性參數(shù)由實(shí)際的計(jì)算工況決定。

1.2 計(jì)算工況及條件

主要考察在不同渣皮厚度條件下煤氣溫度、冷卻制度等諸多因素發(fā)生改變時(shí)銅冷卻壁本體變形情況，因此所考慮的變化因素包括煤氣溫度、冷卻制度(含冷卻水流速及卻水溫度)、鑲磚材質(zhì)(含鑲磚熱導(dǎo)率和鑲磚熱膨脹系數(shù))和爐渣性質(zhì)(爐渣熱膨脹系數(shù))。對(duì)于上述每種因素，在其變化范圍內(nèi)等距取5個(gè)值進(jìn)行計(jì)算，針對(duì)每個(gè)因素的每個(gè)取值，均計(jì)算渣皮厚度在5~85 mm變化條件下的應(yīng)力分布情況。在對(duì)某一影響因素進(jìn)行分析計(jì)算時(shí)，其他各因素取其特征值。其中，各影響因素的取值范圍和特征值如表2所列。計(jì)算過程中認(rèn)為銅冷卻壁鑲磚已經(jīng)完全消失，燕尾槽位置被爐渣填充。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 典型冷卻壁變形

銅冷卻壁在高爐內(nèi)工作時(shí)，由于受到螺栓固定作用、重力、熱應(yīng)力等多種約束作用而會(huì)產(chǎn)生變形，過大的冷卻壁變形除了會(huì)對(duì)壁體本身壽命造成影響外，還會(huì)導(dǎo)致壁體與填料層之間產(chǎn)生空氣氣隙，影響傳熱效果。因此，銅冷卻壁在高爐內(nèi)工作時(shí)，應(yīng)盡量降低其變形。圖1顯示了典型的冷卻壁變形情況(煤氣溫度1300 ℃，冷卻水流速2.0 m/s，冷卻水溫度35 ℃)。在圖1中，虛線表示冷卻壁變形前輪廓。由圖1可以看出，銅冷卻壁在高爐內(nèi)工作時(shí)，在螺栓的約束和熱應(yīng)力共同作用下，在高度方向上，冷卻壁中部向熱面凸出，而冷卻壁兩端向冷面凸出，整體形成弓形；在冷卻壁寬度方向上，亦表現(xiàn)為冷卻壁中部向熱面凸出，而冷卻壁兩端向冷面凸出。

圖2和圖3更清楚地反映了冷卻壁寬度方向上和高度方向上的變形規(guī)律。圖中測(cè)量點(diǎn)總位移僅表示某點(diǎn)位置離開其原始位置的距離，不含有方向性，而方向位移即表示冷卻壁在厚度方向上的位移，正值表示該點(diǎn)向熱面移動(dòng)，負(fù)值表示該點(diǎn)向冷面移動(dòng)。由圖2和3可知，在寬度方向上，靠近固定螺栓位置，由于螺栓的約束作用，壁體變形量最小，而由螺栓位置向冷卻壁兩個(gè)側(cè)面，變形量迅速增大，冷卻壁兩端筋肋的變形量要遠(yuǎn)大于冷卻壁中部筋肋的；在高度方向上，亦表現(xiàn)為螺栓約束位置變形量較小，而冷卻壁兩端和冷卻壁中部變形較大，其中冷卻壁兩個(gè)側(cè)面處變形量遠(yuǎn)大于冷卻壁中部相應(yīng)位置的變形量。同時(shí)，由圖2和圖3可以看出，無論在高度方向上還是在寬度方向上，均表現(xiàn)為冷卻壁中部向熱面鼓出變形，而冷卻壁兩側(cè)和上下底面向冷面彎曲變形，且越靠近冷卻壁中部，變形量越大。這與國內(nèi)某廠損壞銅冷卻壁拆下后形狀一致，如圖4所示。

表1 各材料彈性力學(xué)參數(shù)

表2 不同煤氣溫度計(jì)算工況下參數(shù)選擇

圖1 銅冷卻壁典型變形圖

圖2 冷卻壁寬度及厚度方向上位移變化規(guī)律

圖3 銅冷卻壁高度方向上位移變化

由于在冷卻壁固定方式一定的情況下，不同工況下冷卻壁變形情況基本一致，區(qū)別在于各位置處變形量數(shù)值的變化，而銅冷卻壁熱面中心位置變形量較大，因此，在下述分析各工況條件對(duì)冷卻壁變形問題的影響時(shí)，取冷卻壁熱面幾何中心點(diǎn)為參考點(diǎn)，以該點(diǎn)的變形量指代冷卻壁變形量。

圖4 國內(nèi)某鋼廠損壞銅冷卻壁變形情況

2.2 煤氣溫度變化對(duì)冷卻壁變形的影響

如圖5所示，在各渣皮厚度條件下，煤氣溫度的變化均會(huì)線性地增大壁體變形量，在不同的渣皮厚度條件下，冷卻壁變形量隨煤氣溫度上升的趨勢(shì)大小有所區(qū)別。以渣皮厚度5 mm為例，當(dāng)煤氣溫度由1200 ℃上升至1400 ℃，冷卻壁位移由0.583 mm增加至0.741 mm，增大了27.1%。這說明即便在有渣皮保護(hù)的條件下，煤氣溫度的升高也會(huì)在較大范圍內(nèi)增大冷卻壁變形，對(duì)冷卻壁的安全工作構(gòu)成威脅。

圖5 煤氣溫度變化對(duì)壁體變形量的影響

2.3 渣皮厚度變化對(duì)冷卻壁變形的影響

圖6所示為渣皮厚度變化對(duì)冷卻壁變形的影響。由圖6可看出，隨著渣皮厚度的增大，冷卻壁本體變形呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。在渣皮厚度小于20 mm時(shí)，隨著渣皮厚度增大，冷卻壁變形逐漸減小，這是由于渣皮的存在降低了冷卻壁本體溫度，減小了冷卻壁熱膨脹，因此冷卻壁位移減小。而當(dāng)渣皮超過20 mm后，隨著渣皮厚度的增大，冷卻壁本體變形量又逐漸增大。此時(shí)，雖然冷卻壁熱膨脹量繼續(xù)減小，但是由于渣層與銅冷卻壁膨脹量不一致，逐漸增厚的渣層使得冷卻壁與渣層之間的相互約束作用增強(qiáng)，冷卻壁本體變形量逐漸增大。以煤氣溫度1300 ℃曲線為例，當(dāng)渣皮厚度由5 mm增加至15 mm，渣皮冷卻壁變形量由0.662 mm減小至0.469 mm，即渣皮厚度每增大1 mm，冷卻壁變量減小0.02 mm；在渣皮厚度為15~35 mm范圍內(nèi)，渣皮厚度的變化對(duì)冷卻壁變形量的影響相對(duì)較小，冷卻壁變形量僅在0.452mm至0.481mm之間波動(dòng)，渣皮厚度每變化1 mm，冷卻壁變形量僅變化0.003 mm；而渣皮厚度由35 mm增加至85 mm，冷卻壁變形量由0.481 mm增加至0.829 mm，平均渣皮厚度每增加1 mm，冷卻壁變形量增大0.04 mm。

以上分析說明只有適宜的渣皮厚度方可減小冷卻壁變形量，在各煤氣溫度條件下，適宜的渣皮厚度均為15~35 mm。

圖6 渣皮厚度變化對(duì)壁體變形量的影響

2.4 冷卻制度對(duì)壁體變形的影響

2.4.1 冷卻水流速變化對(duì)壁體變形的影響

圖7所示為冷卻水流速變化對(duì)壁體變形的影響，由圖7可以看出，無論何種渣皮厚度條件下，冷卻水流速的增大均能減小冷卻壁變形量，且在渣皮厚度較小時(shí)表現(xiàn)得更加明顯。下面分別以渣皮厚度5 mm和85 mm兩種工況進(jìn)行說明。在渣皮厚度5 mm條件下，冷卻水流速由0.5 m/s增加至2.5 m/s，冷卻壁變形量由0.893 mm降低至0.556 mm，共降低了37.7%；而相應(yīng)在渣皮厚度85 mm條件下，冷卻壁變形量由0.799 mm降低至0.761 mm，共降低5.0%。這說明渣皮越薄，冷卻水流速對(duì)冷卻壁變形的影響越明顯。同時(shí)，壁體變形量與冷卻水流速之間呈現(xiàn)指數(shù)關(guān)系，冷卻水速較小時(shí)，增大水速可顯著減小冷卻壁變形量；而當(dāng)冷卻水速增加至一定程度時(shí)，繼續(xù)增大水速對(duì)減小冷卻壁變形量的作用變的較不明顯。以渣皮厚度5 mm工況為例，在冷卻水流速0.5 m/s增加至1.5 m/s，壁體變形量減小了30.0%；而冷卻水流速繼續(xù)由1.5 m/s增加至2.5 m/s，冷卻壁變形量減小了11.2%。

以上分析說明在一定的水速范圍內(nèi)冷卻水流速的增大對(duì)降低冷卻壁變形量有顯著作用，且在渣皮厚度較小和冷卻水速較低時(shí)其作用更加明顯。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，冷卻水流速應(yīng)維持在1.5 ~ 2.5 m/s之間以降低冷卻壁變形量。

圖7 冷卻水流速變化對(duì)壁體變形量的影響

2.4.2 冷卻水溫度變化對(duì)壁體變形的影響

由圖8可知，冷卻壁變形量與冷卻水溫度呈線性關(guān)系，隨著冷卻水溫度的提升，冷卻壁本體的變形量顯著增大。以渣皮厚度45 mm工況為例，冷卻水溫度由25 ℃上升至45 ℃，冷卻壁變形量相應(yīng)由0.415 mm上升至0.568 mm，增加了36.9%。因此，為降低冷卻壁變形量，需盡量降低并維持穩(wěn)定的冷卻水溫度。

2.5 鑲磚材質(zhì)變化對(duì)壁體變形的影響

2.5.1 鑲磚熱導(dǎo)率變化對(duì)壁體變形的影響

由圖9可知，在渣皮厚度大于15 mm時(shí)，鑲磚熱導(dǎo)率的提升可降低壁體變形量。相較于冷卻壁燕尾槽內(nèi)鑲磚完全被爐渣取代的工況，當(dāng)燕尾槽內(nèi)保留有 15 W/(m·℃)的鑲磚時(shí)，冷卻壁本體變形量下降約6.7%。在熱導(dǎo)率小于7 W/(m·℃)時(shí)，鑲磚熱導(dǎo)率的提升對(duì)壁體變形量的降低效果極為明顯；當(dāng)鑲磚熱導(dǎo)率高于7 W/(m·℃)時(shí)，鑲磚熱導(dǎo)率的提升對(duì)壁體變形量的影響較小。因此，從控制壁體變形量的角度出發(fā)，在銅冷卻壁燕尾槽內(nèi)應(yīng)采用導(dǎo)熱率大于7 W/(m·℃)的鑲磚。

圖8 冷卻水溫度變化對(duì)銅冷卻壁變形量的影響

圖9 鑲磚熱導(dǎo)率對(duì)壁體變形量的影響和壁體變形量隨鑲磚熱導(dǎo)率變化趨勢(shì)

2.5.2 鑲磚熱膨脹系數(shù)變化對(duì)壁體變形的影響

鑲磚熱膨脹系數(shù)的增大會(huì)明顯增加壁體變形量，且在渣皮厚度較小時(shí)表現(xiàn)得更加明顯，如圖10所示。當(dāng)渣皮厚度為5 mm時(shí)，鑲磚熱膨脹系數(shù)由2.7×10?6 m/℃變?yōu)?0.7×10?6 m/℃，壁體變形量由0.554 mm上升至0.668 mm，上升約20.5%。

圖10 鑲磚熱膨脹系數(shù)對(duì)壁體變形量的影響

2.6 爐渣熱膨脹性對(duì)冷卻壁變形的影響

在相同的渣皮厚度條件下，爐渣熱膨脹系數(shù)的減小可明顯降低銅冷卻壁變形量如圖11所示。而當(dāng)渣皮厚度增大時(shí)，銅冷卻壁本體變形量隨之先減小后增大，即銅冷卻壁變形量在某個(gè)渣皮厚度時(shí)達(dá)到谷值。爐渣熱膨脹系數(shù)越大，壁體變形量谷值所對(duì)應(yīng)的渣皮厚度值越小，且經(jīng)過谷值后，壁體變形量的增大趨勢(shì)更加明顯。當(dāng)爐渣熱膨脹系數(shù)為10.7×10?6 m/℃時(shí)，銅冷卻壁最大變形量達(dá)到1.612 mm(對(duì)應(yīng)渣皮厚度85 mm)；而爐渣熱膨脹系數(shù)為2.7×10?6 m/℃時(shí)，冷卻壁最大變形量僅為0.539 mm(對(duì)應(yīng)渣皮厚度5 mm)，約為前者的1/3。這意味著爐渣熱膨脹系數(shù)越小，壁體變形將越小，且隨著渣皮厚度變化而產(chǎn)生的變形量波動(dòng)也越小，這將有利于降低銅冷卻壁應(yīng)力疲勞，延長銅冷卻壁壽命。

圖11 爐渣熱膨脹系數(shù)變化對(duì)壁體變形量的影響

3 結(jié)論

1) 冷卻壁本體變形隨煤氣溫度的升高而線性增加；隨著渣皮厚度的增大，冷卻壁本體的變形量先增大后減小，渣皮厚度約為20 mm時(shí)冷卻壁本體變形最小。

2) 冷卻水流速的增大對(duì)降低冷卻壁變形量有顯著作用，且在渣皮厚度較小和冷卻水速較低時(shí)其作用更加明顯，冷卻水流速應(yīng)維持在1.5~2.5 m/s之間；冷卻壁變形量與冷卻水溫度呈線性關(guān)系，隨著冷卻水溫度的升高，冷卻壁本體的變形量顯著增大。

3) 鑲磚熱導(dǎo)率的提升可明顯減小冷卻壁本體變形，而鑲磚熱膨脹系數(shù)的增大會(huì)明顯增加壁體變形量，且在渣皮厚度較小時(shí)表現(xiàn)的更加明顯。

4) 爐渣熱膨脹系數(shù)越小，銅冷卻壁本體變形越小，且銅冷卻壁本體變形量隨渣皮厚度變化而產(chǎn)生的波動(dòng)也越小。

[1] GANGULY A, REDDY A S, KUMAR A. Process visualization and diagnostic models using real time data of blast furnaces at Tata steel[J]. ISIJ International, 2010, 50(7): 1010?1015.

[2] YEH C P, HO C K, YANG R J. Conjugate heat transfer analysis of copper staves and sensor bars in a blast furnace for various refractory lining thickness[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2012, 39(1): 58?65.

[3] 朱仁良, 居勤章. 銅冷卻壁高爐操作現(xiàn)象及思考[J]. 煉鐵, 2012, 31(3): 10?15.ZHU Ren-liang, JU Qin-zhang. Operation conditions of copper cooling stave for blast furnace and suggestion[J]. Ironmaking, 2012, 31(3): 10?15.

[4] 王寶海, 張洪宇, 車玉滿. 鞍鋼銅冷卻壁高爐的熱負(fù)荷管理[J]. 煉鐵, 2008, 27(2): 37?39. WANG Bao-hai, ZHANG Hong-yu, CHE Yu-man. Heat load management of copper cooling stave for BF in Anshan Iron and Steel Co. LTD[J]. Ironmaking, 2008, 27(2): 37?39.

[5] ZHANG He-shun, MA Hong-bin, CHEN Jun, ZHOU Ji-lie. The practice of copper cooling stave application for Shougang No.2 BF[C]// Proceedings of the 5th International Congress on the Science and Technology of Ironmaking. Shanghai, 2009: 883?887.

[6] 左海濱, 洪 軍, 張建良, 李峰光, 沈 猛, 鐵金艷. 不同工況下各種材質(zhì)高爐冷卻壁溫度場(chǎng)數(shù)值模擬[J]. 武漢科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 37(2): 102?105.ZUO Hai-bin, HONG Jun, ZHANG Jian-liang, LI Feng-guang, SHEN Meng, TIE Jin-yan. Numerical simulation of temperature field of BF cooling staves of different materials under different conditions[J]. Journal of Wuhan University of Science and Technology, 2014, 37(2): 102?105.

[7] ZUO Hai-bin, ZHANG Jian-liang, LI Feng-guang. Damage reason analysis of copper cooing stave[C]// The American Ceramic Society. Materials Science and Technology Conference and Exhibition 2013. Montreal: Research Gate, 2013: 574?581.

[8] 李峰光, 張建良. 基于ANSYS“生死單元”技術(shù)的銅冷卻壁掛渣能力計(jì)算模型[J]. 工程科學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 38(4): 546?554. LI Feng-guang, ZHANG Jian-liang. Calculation model of the adherent dross capacity of copper staves based on ANSYS birth-death element technology[J]. Chinese Journal of Engineering, 2016, 38(4): 546?554.

[9] 計(jì)秀蘭, 劉增勛, 呂 慶, 張振峰. 冶煉釩鈦磁鐵礦高爐的銅冷卻壁掛渣分析[J]. 鋼鐵釩鈦, 2012, 33(1): 55?59.JI Xiu-lan, LIU Zeng-xun, Lü Qing, ZHANG Zhen-feng. Analysis on slag skull on BF copper cooling stave for vanadium-bearing titaniferous magnetite smelting[J]. Iron and Steel Vanadium Titanium, 2012, 33(1): 55?59.

[10] 石 琳, 李志玲. 埋純銅管鑄銅冷卻壁熱態(tài)試驗(yàn)和熱應(yīng)力熱變形研究[J]. 內(nèi)蒙古科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2009, 40(6): 699?707. SHI Lin, LI Zhi-ling. A study on hot test and thermal stress and distortion of cast copper staves with buried copper pipes[J]. Journal of Inner Mongolia University of Science and Technology, 2009, 40(6): 699?707.

[11] 劉奇, 程樹森, 牛建平, 劉東東. 銅鋼復(fù)合冷卻壁傳熱及熱應(yīng)力分析[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2015, 25(2): 523?533. LIU Qi, CHEN Shu-seng, NIU Jian-ping, LIU Dong-dong. Heat transfer and thermal stress analysis of copper steel composite stave [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(2): 523?533.

[12] 郭光勝, 張建良, 劉彥祥, 蔣友源, 周云花, 但家云. 湘鋼１號(hào)高爐銅冷卻壁破損機(jī)理研究[J]. 煉鐵, 2016, 36(3): 19?23. GUO Guang-sheng, ZHANG Jian-liang, LIU Yan-xiang, JIANG You-yuan, ZHOU Yun-hua, DAN Jia-yun. Study on copper cooling stave damage mechanism of Xiangtan Steel’s No.1 BF[J]. Ironmaking, 2016, 36(3): 19?23.

[13] 王寶海. 鞍鋼高爐銅冷卻壁破損原因調(diào)查分析[C]// 2014年全國煉鐵生產(chǎn)技術(shù)會(huì)暨煉鐵學(xué)術(shù)年會(huì). 鄭州, 2014: 825?830. WANG Bao-hai. Investigation on broken copper cooling staves at the No.3 BF of An-Steel[C]// 2014 Annual National Ironmaking Technology and Academic Conference. Zhenzhou, 2014: 825?830.

[14] 盧正東, 陳令坤, 鄒祖橋, 左紅星, 張正東. 武鋼6號(hào)高爐中修破損調(diào)查[J]. 武鋼技術(shù), 2016, 54(4): 16?20. LU Zheng-dong, CHEN Ling-kun, ZOU Zu-qiao, ZUO Hong-xing, ZHANG Zheng-dong. Intermediate repair investigation on damage of No.6 blast furnace in WISCO[J]. WISCO Technology, 2016, 54(4): 16?20.

[15] 陳明祥. 彈塑性力學(xué)[M]. 1版. 北京: 科學(xué)出版社, 2007: 105?108. CHEN Ming-xiang. Elasticity and Plasticity[M]. 1st ed. Beijing: Science Press, 2007: 105?108.

[16] 石 琳, 程素森, 張利君. 高爐銅冷卻壁的熱變形[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2005, 15(12): 2040?2046.SHI Lin, CHEN Su-seng, ZHANG Li-jun. Thermal distortion of blast furnace copper staves[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2005, 15(12): 2040?2046.

[17] 劉增勛. 高爐冷卻壁熱力耦合分析[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2009: 27?33. LIU Zeng-xun. Coupled thermo-mechanical analysis about blast furnace staves[D]. Shenyang: Northeastern University, 2009: 27?33.

Deformation of copper cooling stave under conditions of variable slag coating thickness

LI Feng-guang1, 2, ZHANG Jian-liang2

(1. School of Materials Science and Engineering, Hubei University of Automotive Technology, Shiyan 442002, China;2. School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

A thermal-mechanical coupling model of copper cooling stave with variable slag coating was founded based on the thermal elastic mechanics, and the influences of the gas temperature, the cooling system, the materials of insert bricks, and the properties of the slag on the stave life were analyzed from the view point of the deformation of stave body. The results show that the deformation of stave body increases linearly with the increase of gas temperature; the deformation of stave body decreases at first and then increases when the slag coating thickness increases, and the deformation of the stave body has the minimum when the slag coating thickness is 20 mm; the increase of water velocity has a significant influence on reducing deformation of stave body, while increase of cooling water temperature incurs conspicuous growth of deformation; the increase of the heat conductivity of cast-in bricks and the decrease of the thermal expansion coefficient of slag significantly reduce the deformation of stave body while the increase of the thermal expansion coefficient of cast-in bricks obviously enlarges the deformation of stave body.

copper cooling stave; slag coating; thermal-mechanical coupling; thermal deformation; ANSYS

Project(51604103) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2016CFB293) supported by the Natural Science Foundation of Hubei Province, China; Project(BK201607) supported by Doctoral Research Start-up Foundation of Hubei University of Automotive Technology, China

2017-03-31;

2017-05-23

LI Feng-guang; Tel: +86-15901154466; E-mail: lemon2006@126.com

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51604103)；湖北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2016CFB293)；湖北汽車工業(yè)學(xué)院博士科研啟動(dòng)基金資助項(xiàng)目(BK201607)

2017-03-31；

2017-05-23

李峰光，講師，博士；電話：15901154466；E-mail: lemon2006@126.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.06.23

1004-0609(2018)-06-1268-08

TF321.4

A

(編輯 王 超)