陳國軍,鄧安元,黃 軍,王明月,孫國偉,陳立軍

(1.寶山鋼鐵股份有限公司,上海 201999; 2.東北大學(xué),遼寧 沈陽 110004;3.內(nèi)蒙古科技大學(xué),內(nèi)蒙古 包頭 014010)

隨著鋼鐵冶金工業(yè)技術(shù)水平的提升,低碳、節(jié)能、環(huán)保、高效的現(xiàn)代化生產(chǎn)方向成為鋼鐵冶金企業(yè)發(fā)展的必然趨勢。鐵水的運輸環(huán)節(jié)是連接煉鐵工序和煉鋼工序的紐帶,其主要依靠敞口式鐵水車和魚雷罐等大型的機械承裝工具來完成。對于鐵區(qū),鐵水溫降關(guān)乎企業(yè)的生產(chǎn)成本和物流節(jié)奏;對于鋼區(qū),鐵水溫降大小和波動直接影響預(yù)處理和煉鋼工藝能耗以及生產(chǎn)穩(wěn)定順行,間接影響鋼鐵冶煉的品種和質(zhì)量,甚至帶來安全問題[1-3]。

一般認(rèn)為,長流程鋼鐵企業(yè)入轉(zhuǎn)爐鐵水溫度每提高20 K,則多加廢鋼可降低鐵水比0.8%,每噸廢鋼替代鐵水可降低約0.45 t標(biāo)煤(1 kg標(biāo)煤=29.3 MJ)。為提高魚雷罐的保溫性能,減少鐵水溫降,研究人員針對魚雷罐做了大量的科學(xué)研究,提出了相應(yīng)的優(yōu)化和改進措施[4-9]。馬學(xué)東等[4]采用輻射矩陣描述鐵水和罐襯之間的傳熱,構(gòu)建了二維軸對稱模型,實現(xiàn)了魚雷罐儲運階段的鐵水溫降計算;程常桂等[5]針對寶鋼二煉鋼鐵水三脫工藝,建立了鐵水溫降機理模型;王君等[6]開發(fā)了鐵水運輸過程溫降模型,并利用模型對鐵鋼界面的3種鐵水運輸工藝進行了能效對比分析;杜濤[7]等分析了鐵鋼界面鐵水在受鐵、運輸和預(yù)處理等過程的散熱機理,建立了鐵水罐—兌鐵包模式的鐵水溫降模型。

為此,針對鐵鋼界面主要運輸設(shè)備和整個流程,應(yīng)用數(shù)值計算方法,結(jié)合現(xiàn)場測試數(shù)據(jù),系統(tǒng)分析了各階段的熱損途徑與比例,并提出了空罐加簡易蓋措施,已在現(xiàn)場應(yīng)用和快速推廣。

1 數(shù)學(xué)模型

魚雷罐內(nèi)的熱量傳遞包括熱傳導(dǎo)、輻射和熱對流,其可通過熱傳導(dǎo)方程、輻射模型和對流方程來描述。

1.1 熱傳導(dǎo)基本方程

在鐵鋼界面,鐵水與魚雷罐內(nèi)壁、罐襯與罐襯之間主要以熱傳導(dǎo)的方式傳遞熱量,且該過程是一個非穩(wěn)態(tài)傳熱過程,可用式(1)的導(dǎo)熱微分方程來描述。

(1)

式中:c為材料比熱容,J/(kg.K);ρ為材料密度,kg/m3;t為時間,s;T為溫度,K;q為單位體積物體單位時間內(nèi)釋放的熱量,W/m3;λ為物體的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

1.2 鐵水液面與內(nèi)襯之間的輻射模型

(2)

式中:I為黑體輻射強度,W/Sr;r為位置向量,m;s為方向矢量,m;a為光譜吸收系數(shù),m-1;σs為散射系數(shù),m-1;σ為斯蒂芬—玻爾茲曼常數(shù),5.67×10-8W/(m2K4);n為波長,m;Φ為散射相函數(shù);Ω為立體角,Sr。

工業(yè)上的輻射傳熱計算一般都按灰體來處理,在計算中,將耐材內(nèi)壁與鐵水表面看作漫灰體。漫灰體墻面內(nèi)的熱流量方程如式(3):

(3)

漫灰體墻面外的熱流量方程如式(4):

(4)

式中:γ為墻面的折射率;εw為墻面發(fā)射率;Ta為墻面與環(huán)境溫差,K。

1.3 罐內(nèi)外(罐口)冷熱空氣對流換熱方程

罐口為對流換熱,因此空氣為流體,需要同時滿足質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒,3個方程耦合求解。

根據(jù)輸運質(zhì)量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣質(zhì)量交換之間存在式(5)關(guān)系:

(5)

根據(jù)輸運動量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣動量交換之間存在式(6)關(guān)系:

(6)

式中:U為流體的速度矢量,m/s;τ為應(yīng)力張量;P為壓強,Pa;SM為動量方程源項,N/m3。

(7)

式中:μ為動力黏性系數(shù),Pa·s;δ為單位張量。

根據(jù)輸運能量守恒方程,魚雷罐罐內(nèi)和罐外冷熱空氣熱量交換之間存在式(8)關(guān)系:

?·(U·τ)+U·SM+SE

(8)

式中:htot為總焓,J/kg。

(9)

式中:SE為能量源項,W/m3;h為熱焓,J/kg。

1.4 物理模型和條件

魚雷罐模型主要分為罐殼、罐口、罐襯和耳軸等部分。罐體外殼由中部圓柱段、兩側(cè)對稱的圓臺段和耳軸段部分組成,均由厚32 mm的16Mn鋼板焊接而成;魚雷罐的罐襯從內(nèi)到外主要包括工作層(ASC磚)、高鋁澆注料、永久層(蠟石磚)和鋼殼。分析中用W1～W6分別表示魚雷罐內(nèi)壁面(W1)、工作層與澆注料的接觸面(W2)、澆注料與永久層1接觸面(W3)、永久層1與永久層2接觸面(W4)、永久層2與鋼殼接觸面(W5)、鋼殼外表面(W6)。采用前處理軟件進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格如圖1所示。根據(jù)已有文獻數(shù)據(jù),計算中采用現(xiàn)場試驗測溫數(shù)據(jù)進行校核的方式,確定了模型中罐襯耐材的材料參數(shù),見表1。

圖1 魚雷罐模型的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格

表1 罐襯材料的物性參數(shù)

魚雷罐罐殼與外界環(huán)境之間存在對流換熱和輻射換熱,因此模型計算中罐體外殼的溫度邊界條件采用綜合換熱系數(shù)來表示。罐車運輸中,罐殼外的對流換熱形式為強制對流換熱;罐車靜止等待時,罐殼外部的對流換熱形式為自然對流換熱。對于罐殼熱輻射造成的熱量損失,將其影響轉(zhuǎn)化為相應(yīng)的輻射換熱系數(shù)。綜合換熱的計算方法如式(10):

Φr+c=A(hr+hc)ΔT

(10)

式中:Φr+c為換熱總流量,J/s;A為罐殼表面面積,m2;hr為輻射換熱系數(shù),W/(m2.K);hc為對流換熱系數(shù),W/(m2·K);ΔT為罐殼和環(huán)境的溫差,K。

其中式(10)中罐殼表面輻射換熱系數(shù):

(11)

式中:ε為罐殼表面發(fā)射率;Tθ為環(huán)境溫度,K;Tw為罐外壁面溫度,K。

式(10)中的對流換熱系數(shù),工程上一般采用經(jīng)驗公式[10-11]:

(12)

(13)

式中:A為與魚雷罐位置有關(guān)的系數(shù),通過試驗校核取1.2;θ為速度相關(guān)因數(shù);v為車速,m/s。

2 魚雷罐輸運過程熱狀態(tài)分析

對上面的熱傳導(dǎo)、熱輻射和對流模型利用CFD軟件進行耦合計算。為驗證魚雷罐模擬模型的準(zhǔn)確性,通過測試初始受鐵溫度在1 503 ℃時魚雷罐整個輸運流程不同階段各時間節(jié)點耐材的溫度來進行驗證。熱電偶布置在各層耐材交界面處。測試了魚雷罐圓臺段W3、W4和W5界面的溫度。表2所示為澆注料與永久層界面W3的測試和計算結(jié)果。對比3個位置的測試數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果可知相對誤差均在10%以內(nèi),有效驗證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。以此模型為基礎(chǔ),對魚雷罐不同階段的熱狀態(tài)進行模擬分析。

表2 魚雷罐W3層界面溫度對比

2.1 烘烤階段熱狀態(tài)

根據(jù)現(xiàn)場的實際升溫曲線對魚雷罐內(nèi)襯持續(xù)加熱,烘烤主要分為4個部分,每部分由升溫和保溫兩個階段組成,整個過程總計69.5 h。

圖2為模型計算得到的魚雷罐圓柱段各層耐火材料界面的溫度變化曲線。由圖2可知,烘烤過程中,各層罐襯的溫度逐漸升高,溫度上升速率的大小與距離內(nèi)熱源的距離成反比,各層罐襯的溫度上升速率均滯后于烘烤曲線。而且內(nèi)部罐襯層蓄熱量不夠充分,內(nèi)部罐襯層在保溫階段溫度仍在上升,因此烘烤時間還有必要適當(dāng)延長,以使罐襯耐材充分蓄熱。因烘烤位置、各層耐材體積、耐材屬性等因素的差異,各層罐襯的蓄熱量存在明顯差異。經(jīng)過69.5 h烘烤,魚雷罐各層蓄熱量如表3所示。魚雷罐各層罐襯在烘烤階段總的蓄熱量為8.938×104MJ,其中工作層蓄熱量為7.51×104MJ,占罐襯總蓄熱量的84.02%。

圖2 耐材各層界面溫度隨時間的變化

2.2 受鐵階段熱狀態(tài)

以實際受鐵溫度1 480 ℃對受鐵過程的鐵水溫度和罐體熱狀態(tài)進行了模擬計算,結(jié)果如圖3所示。在受鐵階段,鐵水與罐體之間存在著明顯的溫差,鐵水越靠近壁面,溫度越低。受鐵過程中,鐵水損失的熱量一部分通過罐口與罐殼流向外部環(huán)境,另一部分流向各層罐襯。該階段鐵水總熱量損失約為1.236×104MJ,其中罐襯蓄熱量增加了8.03×103MJ,占鐵水總熱損失的64.97%,罐口與罐殼熱損失占比為35.03%。受鐵階段末時刻各層耐火材料蓄熱及占比如表3所示。其中工作層增加了7.90×103MJ,占蓄熱增長總量的98.38%。可見,受鐵階段鐵水的主要熱損失流向為罐襯,主要用于工作層的蓄熱。若要降低該階段的鐵水熱損失,首要措施是降低工作層的蓄熱。計算表明,散熱損失中74.47%通過罐口損失掉,通過柱段、圓臺段和耳軸表面的散熱比例分別為14.46%、9.16%和1.91%。

表3 烘烤結(jié)束、受鐵結(jié)束時魚雷罐罐襯各層的蓄熱量和占比

圖3 魚雷罐受鐵階段各時刻溫度場

2.3 重罐階段熱狀態(tài)

受鐵完成后,魚雷罐會經(jīng)歷運輸和靜置等待兌鐵兩個階段。實際生產(chǎn)中罐車運輸時間為60 min,罐殼表面處于強制對流散熱的狀態(tài)。罐車靜置等待時間為60 min,此時罐殼處于自然對流冷卻狀態(tài)。

計算表明,重罐運輸階段罐殼外壁面溫度持續(xù)下降,內(nèi)部罐襯層溫度均有小幅上升。如表4、5所示,重罐運輸階段鐵水總熱量損失為6.45×103MJ,其中魚雷罐罐襯蓄熱量增加了4.43×103MJ,占鐵水熱損失的68.68%,主要為工作層繼續(xù)蓄熱,永久層與鋼殼的蓄熱量減少。因此工作層蓄熱是魚雷罐罐襯熱量增長的主要部位。

表4 重罐運輸結(jié)束、重罐靜置結(jié)束時魚雷罐罐襯各層的蓄熱量和占比

表5 重罐運輸、重罐靜置階段魚雷罐不同部位的散熱熱損和比例

散熱損失的主要流向有兩個方向:一是通過罐殼表面,二是通過罐口。罐口與罐殼熱損失占比為31.32%。在罐殼表面損失中,圓臺段熱量損失占比最大,熱損失占比為51.12%。運輸階段魚雷罐鐵水散熱損失主要是以罐殼散熱為主,特別是罐殼圓柱段和圓臺段表面的散熱。

重罐靜置階段各層罐襯界面溫度變化幅度較小。罐內(nèi)壁溫度處于下降狀態(tài),內(nèi)部罐襯層界面溫度均有小幅上升。由于罐殼表面由強制對流散熱狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)樽匀粚α鳡顟B(tài),罐殼表面溫度呈小幅上升狀態(tài)。如表4、5,重罐靜置階段鐵水總熱量損失為4.65×103MJ,其中魚雷罐罐襯熱量增加了3.25×103MJ,占鐵水熱損失量的69.89%,罐口與罐殼熱損失占比為30.11%。其中,工作層蓄熱增加量占罐襯總增量的83.08%。因此工作層是魚雷罐熱量增長的主要罐襯部位。相較于運輸階段,罐襯表面散熱量減少,各層罐襯蓄熱量逐漸提高。由此可見,重罐靜置階段工作層是鐵水熱損失的主要熱量流向部位。靜置階段罐殼表面損失中,圓臺段熱量損失占比最大,占比為47.73%。通過罐口的熱損比例為15.22%?？梢?靜置階段罐口處散熱占比高于重罐運輸階段,圓臺段表面熱損是主要原因。

2.4 空罐階段熱狀態(tài)

魚雷罐空罐回階段總時長6 h,其中運輸時間為1 h,此時罐殼處于強制對流散熱狀態(tài);靜置等待階段為5 h,罐殼處于自然對流散熱狀態(tài)。

圖4是魚雷罐圓柱段罐襯界面溫度變化過程,罐襯內(nèi)壁溫降在運輸?shù)那鞍攵螘r間尤為明顯。兌完鐵水后,外界冷空氣進入空腔中,罐內(nèi)壁溫度迅速下降。運輸后半段時間罐體向外界散熱逐漸趨于穩(wěn)定,罐襯內(nèi)壁溫度下降速率放緩。對于罐殼部分,由于運輸階段罐殼與外界環(huán)境處于強制散熱狀態(tài),故罐殼溫度在運輸階段1 h內(nèi)持續(xù)下降。罐襯內(nèi)壁溫降速率遠大于罐殼表面,其余3層耐火材料溫度在該階段均有不同程度的上升?？展薜却A段時長5 h,內(nèi)壁溫度持續(xù)下降,其降溫速率大于其他耐火材料層。由于罐殼層與外界環(huán)境從強制對流散熱狀態(tài)轉(zhuǎn)為自然對流散熱狀態(tài),加之內(nèi)部耐火襯持續(xù)傳遞熱量,罐殼溫度有較小幅度的升溫。圖5是魚雷罐空罐階段各時間段罐襯熱量變化占比,工作層熱量損失均占比最大;罐殼熱量在前1 h運輸階段熱損失較大,熱量損失為正值;后5 h處于靜置狀態(tài),熱量損失較小,罐殼內(nèi)部補充熱量大于損失量,故后5 h罐殼熱損失為負(fù)值?？展揠A段罐襯工作層的蓄熱損失是罐襯熱損的主要來源。

圖4 無蓋魚雷罐圓柱段罐襯界面溫度變化過程

圖5 無蓋魚雷罐空罐階段各時間段罐襯熱量變化占比

表6是魚雷罐在空罐回運過程中不同部位的散熱損失和比例?？梢娡ㄟ^罐口與罐殼的散熱損失分別占總熱損的52.11%和47.89%,其中罐殼的圓臺段、圓柱段和耳軸段,分別約占總熱損的27.14%、17.45%和3.30%。魚雷罐空罐階段的主要熱損途徑包括罐口和罐殼兩部分,且比例接近。由此抑制空罐的熱損主要途徑是應(yīng)該同時減少罐殼和罐口兩方面的熱損。

表6 空罐階段魚雷罐不同部位的散熱熱損和比例

3 熱損分析

3.1 鐵水溫度變化規(guī)律

圖6為魚雷罐輸運鐵水過程鐵水溫度曲線?？梢?40 min受鐵后,鐵水平均溫度由1 478 ℃降至1 422.81 ℃,溫降幅度為55.19 K。該階段鐵水溫降的宏觀趨勢為:鐵水與魚雷罐剛接觸時溫度急速下降,后逐漸趨于穩(wěn)定,最后階段有小幅穩(wěn)定上升的趨勢。這是因為受鐵初始階段罐襯溫度較低,罐襯內(nèi)壁會吸收大量來自鐵水的熱量,導(dǎo)致鐵水溫度急速下降;隨著鐵水的繼續(xù)注入,罐內(nèi)鐵水的蓄熱速率逐漸大于散熱速率,罐內(nèi)鐵水溫度開始出現(xiàn)緩慢上升的趨勢。

圖6 輸運過程魚雷罐內(nèi)的鐵水溫度

整個重罐運輸階段鐵水溫降為28.82 K,平均溫降為0.48 K/min,鐵水總熱損失為6.45×103MJ。重罐運輸初始階段鐵水溫降幅度較大。運輸階段前10 min鐵水溫降幅度為7.27 K,溫降速率為0.73 K/min;運輸階段后50 min,溫降幅度為21.55 K,溫降速率為0.43 K/min。

重罐靜置階段鐵水平均溫降為0.32 K/min,該階段鐵水總熱損為4.65×103MJ。與重罐運輸階段不同,靜置階段鐵水溫降速率較為穩(wěn)定。可見,重罐靜置階段鐵水溫降沒有激冷階段,降溫速率較恒定。

3.2 魚雷罐空罐加蓋的熱損失

魚雷罐空罐階段熱量損失的兩個途徑為罐殼表面散熱與罐口散熱。對比研究空罐有無加蓋時的罐襯內(nèi)壁面溫度變化的結(jié)果表明,與無蓋狀態(tài)對比,加蓋時罐襯內(nèi)壁面溫度始終高于無蓋時的壁面溫度。從表7中可知,魚雷罐在無蓋情況下,前1 h運輸階段罐襯內(nèi)壁面由1 373.11 ℃下降至1 135.40 ℃,溫降速率為3.96 K/min;空罐階段后5 h,靜置等待階段罐襯內(nèi)壁面溫降速率為0.35 K/min;空罐階段5 h罐襯內(nèi)壁面整體溫降343 K。加蓋后空罐運輸階段罐壁溫降較無蓋時下降趨勢平緩,在空罐前1 h運輸階段罐襯內(nèi)表面由1 373.11 ℃下降至1 139.31 ℃,溫降速率為3.89 K/min;空罐階段后5 h靜置等待階段罐襯內(nèi)壁面溫降速率為0.22 K/min;空罐階段5 h罐襯內(nèi)壁面整體溫降300.32 K。由此可見,空罐階段,加蓋能很好地抑制壁面溫度的降低,使罐襯內(nèi)壁面溫度上升42.68 K。

表7 不同時間下耐材內(nèi)襯溫度

魚雷罐加蓋能夠有效減少鐵水溫降,在行業(yè)內(nèi)也開展過類似的工業(yè)試驗,但由于固定式或者隨車式全程加蓋方式存在一次性投資大、設(shè)備維護困難、保溫蓋開啟關(guān)閉不便、保溫效果不明顯等問題?；诳展奚崾氰F水熱損失的關(guān)鍵因素之一,在行業(yè)內(nèi)首次提出TPC空罐加蓋利用鐵水自重將保溫蓋沖刷進入TPC,既能夠克服全程保溫蓋的不足,又能夠?qū)崿F(xiàn)減少鐵水溫降。TPC空罐加蓋已在現(xiàn)場應(yīng)用并快速推廣。

4 結(jié)論

(1)烘烤階段主要以工作層蓄熱為主,其占總蓄熱的84%左右。受鐵階段罐內(nèi)鐵水的主要熱損失為罐襯蓄熱,特別是用于工作層的蓄熱;罐襯蓄熱占鐵水總熱損失的64.97%,罐口與罐殼散熱熱損占35.03%。重罐運輸階段1 h,鐵水熱損失以罐襯的蓄熱為主,占損失量的68.68%,罐口與罐殼熱損失占比為31.32%。罐襯熱損以工作層蓄熱為主,散熱損失以罐殼散熱為主。重罐靜置階段1 h,69.89%的鐵水熱損為罐襯蓄熱,罐口與罐殼散熱熱損失占比約為30%。

(2)魚雷罐受鐵時,罐內(nèi)的鐵水會經(jīng)歷激冷過程,鐵水降溫幅度最大。重罐運輸階段前10 min鐵水溫降幅度較大,整個過程鐵水溫降為28.82 K,平均溫降0.48 K/min。重罐靜置階段鐵水的溫降為20.76K,平均溫降為0.32 K/min。

(3)空罐階段6 h罐襯工作層的蓄熱損失是罐襯熱損的主要來源,熱損途徑為罐口和外殼,二者分別占52.11%和47.89%。通過TPC空罐加簡易蓋能夠有效減少鐵水溫降,已在現(xiàn)場應(yīng)用并快速推廣。