沙钢2 500 m3高炉风口小套磨损的原因及对策

雷 鸣 张明星 杜 屏 刘 潮 魏红超

(1.江苏省沙钢钢铁研究院，江苏 张家港 215625； 2.江苏省沙钢集团有限公司炼铁厂，江苏 张家港 215625)

风口是高炉冶炼送风所必需的重要工艺设备，其寿命的长短直接影响高炉的顺行。风口破损大致有熔损、开裂及龟裂、磨损和曲损4种形式[1]。近年来，国内多座高炉曾出现过风口内壁磨损的问题，如宝钢由于煤比过高导致风口磨损[2]，武钢由于煤枪角度、位置、煤粉粒度等原因导致风口磨损[3]，涟钢因送风不均匀造成风口磨损[4]。兴澄特钢通过数值模拟发现，风口小套过长、碱金属含量过高、煤枪与风口中心线之间的夹角过大以及煤枪材质的耐磨、耐高温性能差是小套磨损的主要原因[5]。张全等[6]建立了风口小套气固两相流模型，并对喷煤量、风口材质、风口几何尺寸、风口收缩角以及热风速度和煤粉颗粒粒径等因素进行了模拟计算，找出了影响风口小套磨损的主要原因。沙钢对风口内煤粉的运动也进行了数学模拟，得到了煤粉的运动轨迹[7]。沙钢2 500 m3高炉经大修后风口内壁磨损，并根据上述经验对高炉喷煤相关参数进行了调整，但无明显效果，因此，本文对该高炉风口磨损的原因及机制进行了深入研究。

1 风口磨损情况

沙钢2 500 m3高炉二代炉役开炉不久，风口内壁频繁磨损，造成风口寿命缩短，高炉频繁休风。磨损形貌如图1所示，可见风口内壁下端出现了多条沟壑状磨损痕迹，分析认为是由于煤粉摩擦风口内壁所致。该高炉煤枪插入角度为9°～11°，煤枪出口距风口前端约200 mm，煤粉粒度<74 μm(200目)的比例在70%以上，煤比为160～170 kg/t，插枪管理严格，在大修前风口小套并未出现内壁磨损迹象。对高炉风口损坏情况的调研后发现，损坏风口对应的煤枪出现了弯曲变形，并向下倾斜，见图2， 煤枪出口偏离风口中心线，推测煤粉轨迹发生了变化，并摩擦到风口内壁。

图1 风口磨损形貌Fig.1 Appearance of the worn tuyere small sleeve

图2 损坏风口处煤枪Fig.2 Coal lance at the worn tuyere

2 风口磨损原因分析

2.1 煤枪变形对煤粉轨迹的影响

根据现场调研结果，磨损风口的煤枪均出现变形，煤枪下倾约5°～10°，推测煤枪变形导致煤粉轨迹偏移，摩擦到了风口小套内表面，造成磨损。因此，对煤粉在风口内的运动轨迹进行了模拟，使用ANSYS FLUENT商业软件，采用连续性方程、标准k-ε湍流模型和DPM模型，分别计算了煤枪出口和风口中心线重合、煤枪出口下倾7°时煤粉的运动轨迹以及风口内壁的磨损情况。控制方程为：

连续性方程：

(1)

式中：ρ是流体密度；t是时间；ui是流体速度，Sm是源项。

标准k-ε湍流模型：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(2)

(3)

式中：k是湍流动能；ε是湍流动能扩散；Gk是由层流速度梯度而产生的湍流动能；Gb是由浮力产生的湍流动能；YM是在可压缩湍流中，过渡的扩散产生的波动；C1ε、C2ε、C3ε是常量；σk和σε是k方程和ε方程的湍流普朗特数；Sk和Sε是用户定义的源项。

DPM模型：

(4)

式中：FD(u-up)是颗粒的单位质量曳力；u是流体相速度；up是颗粒速度；ρ是流体密度；ρp是颗粒堆密度；dp是颗粒直径。

边界条件设为：热风实际速度230 m/s；煤枪载气入口速度8 m/s；出口压力0.35 MPa；残差10-3，气体为不可压缩流体。

表1 计算所用的物性参数Table 1 Physical parameters used in calculation

计算结果如图3所示，煤枪出口和风口中心线重合时，煤粉轨迹沿风口中心线周围射出，未接触到风口内壁。煤枪偏离风口中心线7°时，煤粉轨迹偏离风口中心线，并接触到风口内壁下部，存在磨损，这与高炉风口实际磨损情况相似。因此，认为风口小套内壁磨损是由煤枪下倾变形引起的。

图3 煤粉在风口内的流迹线图Fig.3 Trajectory of pulverized coal in tuyere

2.2 煤枪材质分析

由图2可知，沙钢2 500 m3高炉煤枪的枪头部位发生弯曲，弯曲处无磨损、烧损现象。煤枪材质为SUS310S耐热不锈钢，和国内多数高炉所用煤枪的材质相同，正常操作时不会变形。但若钢管材质不合格，使煤枪耐高温性能下降，则可能引起煤枪受热变形，因此对沙钢2 500 m3高炉的煤枪进行了化学成分分析(ICP法)，分别分析了煤枪的焊料、枪头及直段部分，结果如表2所示。由表2可见，沙钢2 500 m3高炉煤枪的化学成分合格。对煤枪的显微组织进行了金相和扫描电镜分析，未发现裂纹、翘皮等明显缺陷，如图4所示。

表2 沙钢2 500 m3高炉煤枪的化学成分(质量分数)Table 2 Chemical compositions of coal lance in Shasteel’s 2 500 m3 blast furnace (mass fraction) %

图4 煤枪的显微形貌Fig.4 Micrographs of the coal lance

2.3 煤枪的冷却

高炉煤枪长期处于1 200 ℃的热风中，工作环境恶劣，主要依靠煤粉载气来冷却，输送煤粉的载气为氮气，不超过100 ℃。通常载气流量决定了煤枪的冷却状况，若煤枪载气流量偏低，则会引起煤枪的冷却不充分，导致过热变形。高炉经大修后，煤粉的载气流量没有变化，但调查发现，大修后为了提高喷煤量，煤枪的内径由13 mm增加到了26 mm，若载气流量没有变化，载气流速则降低到原来的1/4，煤枪的冷却受到影响。据此对大修前后不同载气流速下，煤枪的温度场分布进行了模拟计算。

计算模型如图5所示。采用流固耦合方式，模型外侧为固体(煤枪)，材质为不锈钢；内侧为流体(载气)，为氮气。模型煤枪长度为1 m，厚度为4.5 mm，内径分别为13和26 mm。计算使用ANSYS FLUENT软件，数学模型包括连续性方程(式(1))、标准k-ε湍流模型(式(2)～式(3))和能量方程[7](式(5))：

(5)

式中：keff是有效热传导系数；Jj’是组分j’的扩散通量。方程(5)右侧的前3项分别描述了热传导、组分扩散和粘性耗散带来的能量输运。Sh包括了化学反应热以及用户定义的体积热源项。

图5 沙钢2 500 m3高炉煤枪的计算模型Fig.5 Calculation model of the coal lance in Shasteel’s 2 500 m3 blast furnace

模型参数和实际高炉操作参数一致，边界条件设定为：

(1)氮气的入口温度为353 K；

(2)热风温度为1 473 K；

(3)氮气流速分别为30和7.5 m/s；

(4)煤枪外壁与热风之间的热交换系数由迪贝斯- 贝尔特公式计算得出：

(6)

式中：λ是热风导热系数；d是风口内径；Re是雷诺数；Pr是普朗特数；ρ是热风密度；u是实际风速；l是风口内径；μ是热风的动力粘度；Cp是热风的比热容。计算所取物性参数(1 200 ℃)如表3所示。

表3 计算用物性参数Table 3 Physical parameters used in calculation

计算结果如图6所示，载气流量不变，煤枪直径为13 mm时，载气流速为30 m/s，煤枪温度约1 000 K；当煤枪直径增大至26 mm时，载气流速下降至7.5 m/s，煤枪温度提高至1 200 K左右。这说明决定煤枪冷却状况的主要因素为载气流速。煤枪直径增大后，若载气流量不变，流速减小，煤枪的冷却减弱。由于SUS310S不锈钢的软化温度约1 123 K，由以上计算结果可知，煤枪直径增大后，枪体的温度高于其软化温度，因此易发生过热变形。

图6 不同载气流速下煤枪温度场分布Fig.6 Distribution of temperature field of coal lance under different gas velocities

煤粉载气流量不变，煤枪直增大后，载气流速降低，是造成煤枪冷却不足、受热变形的主要原因。煤枪过热变形，直接导致煤枪出口偏离风口中心线，造成风口内壁磨损。

2.4 措施

经化学分析和数值模拟，发现在材质合格、煤粉流量一定的前提下，造成煤枪变形的主要原因是煤枪内径增大后，载气流速过低，冷却不足， 煤枪温度过高，超过了该材料的软化温度，导致煤枪过热变形。因此提出改进建议：

(1)提高输粉的载气流量，使煤枪温度低于软化温度。

(2)更换煤枪材料，使用更高级别的耐热金属材料。

对沙钢2 500 m3高炉采取了第(1)种措施，即提高载气流量，增强煤枪的冷却，结果当月变形煤枪的数量大幅度降低，风口磨损也得到了明显改善。

3 结论

沙钢2 500 m3高炉风口磨损是由煤粉轨迹偏离风口中心线、摩擦风口内壁所引起的，而煤枪过热变形是导致煤粉轨迹偏离中心线的主要原因。经数值模拟计算得出，煤枪变形的主要原因是煤粉载气流量偏小、煤枪冷却不足。提高煤粉载气流量后，煤枪变形明显减小，风口小套内壁磨损得到解决。