120 t复合反射绝热板钢包试验研究

宋 健，孙 波，刘前芝，解养国，牛金印，解文中

(马鞍山钢铁有限公司长材事业部，安徽马鞍山 243000)

钢包作为炼钢和连铸的主要衔接设备，其在生产过程中的热状态直接影响钢水温度，而钢水温度的精确控制对炉外精炼和连铸生产顺行具有重要意义[1]。近年，各钢厂对钢包周转过程的散热损失[2-3]、温降速率[4-5]和使用寿命[6-7]越来越重视，国内外学者也特别关注钢包传热规律及绝热层等对钢水温度的影响。Li 等[8]研究发现，与传统钢包相比，新型纳米绝热材料钢包外壳温度低114 ℃、外壳应力低114 MPa；Tripathi 等[9]采用建立的160 t钢包计算流体力学(computational fluid dynamics，CFD)传热模型预测钢包和钢水温度，得到了较好的预测结果，预测值与实际值的最大偏差为4%；杜传明等[10]研究表明，使用导热系数较低的保温材料可显著降低钢水温降速率，工作衬厚度对钢水温降速率的影响较小；张利民等[11]采用新型气凝胶绝热板代替原保温板，钢包在每个周转期内钢水温度损失减少9.88 ℃、吨钢成本降低2.7 元；刘志远等[12]采用新型WDS 纳米级微孔绝热板来提高钢包工作层蓄热量，LF 出站温度降低了5 ℃，达到了节能降耗的目的；王浩等[13]研究表明，增加绝热层厚度可增强钢包保温效果。综上，通过降低绝热层导热系数或增加绝热厚度可有效改善钢包的保温效果。

复合反射绝热板是一种导热系数极低的新型绝热材料，可有效减少钢水通过钢包内衬向外传递热量，降低钢水温降速率，达到精确控制钢水温度、稳定生产和降低成本的目的。马钢一钢轧总厂为提高钢包蓄热能力和保温效果，降低钢水温度损失和波动，在120 t钢包上使用15 mm复合反射绝热板(简称绝热板)代替相同厚度普通纤维保温板。文中以此绝热板钢包为研究对象，建立钢包稳态传热模型，研究复合反射绝热板钢包的传热行为，实证分析钢包在精炼和连铸工序的保温效果，为其进一步推广使用和节能降耗提供依据。

1 钢包传热模型

钢包盛钢量为120 t，上部直径为3 560 mm、下部直径为3 360 mm、高度为4 050 mm，内衬由内至外依次为工作层200 mm、永久层105 mm、绝热层15 mm 和钢壳层25 mm；工作层熔池部位为刚玉尖晶石预制块、渣线部位为镁碳砖、永久层为高铝质浇注料、包底部位为刚玉质浇注料。普通钢包绝热层为15 mm的普通纤维保温板，试验钢包为15 mm 绝热板代替普通纤维保温板，其他各层耐火材料材质相同，耐火材料和钢包外壳的物性参数见表1。表中θ为钢包内壁温度。

表1 钢包各层耐火材料及外壳物性参数Tab.1 Physical parameters of refractory materials of each layer and shell of ladle

1.1 模型建立与假设

钢包为轴对称结构，建立传热模型时将钢包视为无限长且内部为空的圆筒，圆筒壁由n层不同的耐火材料构成；按一维圆筒壁稳态导热处理，假设工作层、永久层、绝热层、钢壳层整体是稳态温度场，忽略各层耐火材料间及其与钢壳间的接触热阻。其热通量Q为

式中：θf为外表面周围空气温度；ri，ri+1分别为第i层、第i+1 层钢包包壁半径；D为钢包外径；α为综合换热系数，为对流给热系数与辐射传热系数之和。

钢包外壳与周围环境(空气)之间以对流和辐射的形式进行散热。出钢过程中，钢包内衬蓄存热量在85%左右、钢液对流[14]和散热量在10%左右、渣层表面辐射散热量在3%左右，静置和浇铸过程中钢水热量也主要损失于包壁。据此，仅对钢包内壁保温层进行优化，主要计算包壁热损失；对包底和渣层散热进行简化处理，只计算辐射传热。

生产实践表明[15]，钢包内衬蓄热主要集中在转炉出钢至精炼结束阶段，散热主要集中在连铸浇铸结束至热修结束后等待出钢阶段。因此，模型计算时，取精炼结束时钢水平均温度θ1为1 590 ℃、热修钢包上线时内衬烘烤应达到的温度θ2为1 000 ℃、钢包外壳周围环境温度θf为25 ℃。计算所需不同边界层平均温度对应的空气导热系数λ、运动黏性系数μ和普朗特数Pr等参数见文献[15]。

1.2 模型计算结果与分析

根据式(1)可得试验钢包和普通钢包内衬温度分布，结果如图1。由图1(a)可看出：普通钢包和试验钢包内衬温度均由内向外逐渐降低，精炼结束θ1为1 590 ℃时，普通钢包外壳渣线、熔池部位温度分别为242.64，215.10 ℃，试验钢包相应部位外壳温度分别为203.46，175.83 ℃；热修结束θ2为1 000 ℃时，普通钢包渣线、熔池部位外壳温度分别为219.62，194.95 ℃，试验钢包相应部位外壳温度分别为179.21，156.78 ℃。

图1 不同状态下钢包内衬温度分布Fig.1 Temperature distribution of ladle lining at different conditions

由图1(b)可知：精炼结束时，钢包内衬表面温度θ1与钢水温度基本一致，约1 590 ℃，与普通钢包相比，试验钢包渣线部位工作层和永久层外侧温度分别提升了80.97，205.35 ℃，熔池部位的工作层和永久层外侧温度分别提升了100.54，215.34 ℃，渣线和熔池部位的钢包外壳温度分别降低了39.18，39.27 ℃；热修结束时，钢包内衬表面温度θ2约1 000 ℃，与普通钢包相比，试验钢包渣线部位工作层和永久层外侧温度分别提升了44.14，84.36 ℃，熔池部位的工作层和永久层外侧温度分别提升了60.18，92.21 ℃，渣线和熔池部位的钢包外壳温度分别降低了38.41，38.17 ℃。

综上可看出，复合反射绝热板的保温性能优于普通纤维保温板。这是因为绝热板的导热系数仅0.056 W/(m·℃)(600 ℃时)，导热系数低、热阻大，在钢水通过工作层和永久层向外传递热量的过程中，大部分热量受到较大的热阻被阻挡留在绝热层的内侧，钢包内热量不易传给钢包外壳，可较大幅度地提升钢包工作层和永久层的温度，从而提高钢包蓄热效果和保温性能。

1.3 模型验证结果与分析

选用现场5#钢包，将对其绝热层使用复合反射绝热板代替普通保温板，作为试验钢包；选取与之包龄相近同时上线的23#钢包，作为普通钢包，标识出钢包外壳表面热敏感部位。对2种钢包进行测温，测温周期为钢包一个包役的4个阶段，A(0～36次)，B(37～70次)，C(71～106次)，D(107～136次)，共计136次。分别在出钢结束、精炼开始、精炼结束、浇注结束和热修结束5 个时刻，对钢包敏感部位进行多次测温，取其平均值作为最终结果，测量结果如表2。

由表2 可看出：精炼结束时，普通钢包外壳渣线、熔池部位平均温度分别为241.75，213.99 ℃，试验钢包相应部位平均温度为202.11，174.52 ℃，与普通钢包相比，分别降低了39.64，39.47 ℃；热修结束时，普通钢包渣线、熔池部位外壳平均温度分别为218.31，193.98 ℃，试验钢包相应部位平均温度为178.48，155.21 ℃，与普通钢包相比，分别降低了39.83，38.77 ℃，外壳温度平均降低39.43 ℃。由上分析可知，2 种钢包外壳实测温度与模型计算值基本接近。通过钢包稳态传热模型计算和实测结果可得出，精炼结束(1 590 ℃)和热修结束(1 000 ℃)时，试验钢包综合换热系数α1，α2分别为15.87，11.58 W/(m2·K)，普通钢包综合换热系数α′1，α′2分别为17.94，13.41 W/(m2·K)，则2种状态下试验钢包和普通钢包外壳传热量Φ1=99.14 kW，Φ2=87.50 kW，Φ′1=139.08 kW，Φ′2=124.96 kW，普通钢包和试验钢包包底和渣面传热量差值ΔΦB=3.12 kW，ΔΦS=20.35 kW。根据现场统计，钢包平均周转时间t0为216 min，其中重包时间ta为152 min，空包时间tb为64 min，则1个周期内普通钢包与试验钢包外壳散失热量差值为

表2 不同时刻钢包外壳平均温度Tab.2 Average temperature of ladle shell at different times

经式(2)计算可得热量Φ=8.13 MJ，能使120 t钢水温度升高84 ℃，折合纯电能为225.63 kWh，综合电能利用效率为55%左右，可节省精炼电量约3.42 kWh/t。

2 试验结果与分析

试验钢包在马钢一钢轧在线投入共生产104炉SPHC、21炉Q235B和11炉SPA-H，为进一步验证试验钢包在生产使用过程的保温性能，对试验钢包的精炼电耗、升温速率、钢水温降和中包温度波动等工艺参数分钢种进行统计分析，并与普通钢包进行同步对比。

2.1 LF钢水精炼效果

2.1.1 精炼电耗

试验钢包和普通钢包精炼SPH，Q235B，SPA-H钢的电耗结果如图2。

图2 试验钢包和普通钢包的精炼电耗Fig.2 Refining power consumption of test ladle and common ladle

由图2 可知，对于SPHC，Q235B 和SPA-H 钢，普通钢包平均精炼电耗比试验钢包分别高2.99，3.52，3.68 kWh/t。这是由于试验钢包绝热板存在较大的温度梯度，较大程度地阻碍钢水通过工作层、永久层和保温层向钢包外壳传递热量，钢包散热较慢，钢包外壳温度较低，利于降低精炼电耗。理论上来说，LF 精炼过程中消耗的电能E可用质量为m的钢水温度升高Δθ表示：

其中：c为钢水比热容，0.837 kJ/(kg·℃)；η为电能利用率；t为加热时间；γ为升温速率；δ为精炼电耗。根据实际生产数据，利用式(3)可得2种钢包中SPHC，Q235B和SPA-H钢水的升温速率与精炼电耗之间的关系，如图3。

图3 试验钢包和普通钢包钢水升温速率与LF精炼电耗的关系Fig.3 Relationship between the heating rate of molten steel in the test and common ladles and power consumption in LF refining

由图3 可看出，2 种钢包精炼过程中升温速率均随精炼电耗的升高而降低。与普通钢包相比，试验钢包SPHC，Q235B 和SPA-H 钢水的平均升温速率分别高约0.60，0.61，0.59 ℃/min，平均加热时间少0.73，0.81，0.69 min，平均电能利用效率分别提升9.74%，9.52%，8.52%。对于SPHC，Q235B，SPA-H钢，理论上试验钢包平均精炼电耗比普通钢包分别降低3.53，3.00，3.67 kWh/t，这与2 种钢包现场统计的实际平均差值3.52，2.99，3.68 kWh/t较接近。

2.1.2 钢水温降

精炼结束时，由于钢包蓄热趋于稳定，钢水向外传热基本不受其他操作影响，钢包内衬传热是影响钢水温降的主要因素，统计2 种钢包精炼结束到连铸开始浇铸过程的钢水温降速率，结果如图4。

从图4可看出：精炼结束时，试验钢包的SPHC，Q235B 和SPA-H 钢水温度可控制在0～10 ℃范围内，普通钢包精炼钢水温度波动范围为15～24 ℃，试验钢包精炼钢水终点温度控制精度优于普通钢包；相同温度范围内精炼结束至连铸开浇过程中试验钢包钢水温降速率和波动也明显小于普通钢包，相比于普通钢包，试验钢包的SPHC，Q235B 和SPA-H钢水平均温降速率分别降低了0.18，0.20，0.18 ℃/min，且钢水温降速率波动大幅减小，有利于精炼钢水终点温度的精确控制。

图4 试验钢包和普通钢包对钢水温降速率的影响Fig.4 Influence of test and common ladles on temperature drop rate of molten steel

2.2 中间包钢水温度

为进一步检验试验钢包钢水在浇铸过程中的温度变化趋势，采集钢水精炼出站温度和中间包钢水温度。2 种钢包SPHC，Q235B 和SPA-H 钢水不同精炼终点温度对应的连铸中间包温度如图5。

从图5 可看出：对于试验钢包，中间包SPHC，Q235B 和SPA-H 钢水温度波动范围可控制在0～6.00 ℃范围内；对于普通钢包相应钢种连铸温度波动范围为0～20.00 ℃，试验钢包的钢水温度明显低于普通钢包。在相同精炼终点温度范围(即试验钢包钢水精炼终点温度范围)内，2种钢包浇铸过程中各钢种对应的中间包温度分别为1 558.56，1 555.85，1 551.70 ℃和1 553.70，1 552.40，1 545.74 ℃，试验钢包钢水温度比普通钢包相应高4.86，3.45，5.96 ℃，有利于提高浇铸过程中中间包温度的控制精度；与普通钢包相比，试验钢包浇铸过程中中间包温度合格率也得到较大幅度提升，由85.50%提升至98.20%，减少了因中间包温度不合格造成的非恒定拉速浇铸、转钢水和非计划停浇次数，为转炉低温出钢和连铸低过热度浇铸创造了有利条件。

图5 试验钢包和普通钢包对连铸中间包温度的影响Fig.5 Influence of test and common ladles on temperature of continuous casting tundish

3 结论

1)与普通钢包相比，复合反射绝热板试验钢包的保温性能显著提升，外壳温度平均降低了39.43 ℃。这是因为复合反射绝热板可有效阻止钢包包壁内衬向外传递热量，减少包衬冷热面温差。

2)马钢120 t复合反射绝热板试验钢包蓄热保温性能良好，与普通钢包相比，试验钢包的SPHC，Q235B，SPA-H 钢水在LF工序升温速率提高约0.60 ℃/min，精炼电耗降低2.98～3.67 kWh/t。按LF炉年产量200万t、电能均价0.58元/kWh计算，精炼电耗年降本350万元以上。

3)在精炼结束到连铸开浇阶段，与普通钢包相比，试验钢包SPHC，Q235B，SPA-H钢水的温降速率降低了0.18～0.20 ℃/min，且波动大幅减小，有利于精炼过程中钢水温度的精确控制。

4)在连铸浇铸过程中，与普通钢包相比，复合反射绝热板试验钢包SPHC，Q235B，SPA-H 钢水的中间包温度提高了3.45～5.96 ℃，中间包温度波动也由13.00 ℃降至6.00 ℃，试验钢包为转炉低温出钢和连铸低过热度浇铸创造了有利条件。