m高爐本體設計

攀枝花學院本科畢業(yè)設計（論文）2000m3高爐本體設計學生姓名：學生學號：200611103117院（系）：材料工程學院年級專業(yè)：冶金工程指導教師：教授助理指導教師：二〇一一年五月摘要高爐煉鐵的歷史悠久，煉鐵技術日臻成熟，是當今主要的煉鐵方式。高爐作為煉鐵工藝的主體設備，其結構的合理性對煉鐵的工藝操作、生產(chǎn)技術指標以及自身的壽命都有十分重要的影響。根據(jù)攀枝花釩鈦磁鐵礦的高爐冶煉特點，通過進行配料計算和物料平衡計算，設計了2000m3高爐本體。設計過程除考慮通常的高爐設計方案外，還考慮了攀枝花釩鈦磁鐵礦多年高爐冶煉的一些生產(chǎn)實踐經(jīng)驗。所設計完成的高爐本體爐缸直徑為9.88m、爐腰直徑為10.97m、高徑比為2.55、有效高度為27.97m；高爐基礎的基墩高1.9m、直徑13.53m、基座高2m；采用碳磚加高鋁磚綜合爐底、全碳磚爐缸；冷卻設備的設計為水冷爐底、爐缸和爐底采用三段光面冷卻壁、爐身采用鑲磚冷卻壁；高爐鋼結構采用爐體框架式結構，最后采用CAD繪制出高爐本體圖。關鍵詞高爐，高爐本體，爐型，釩鈦磁鐵礦ABSTRACTTheblastfurnaceiron-makinghasalonghistorywhichhasbecomethemainwayofironmanufacture.Asthemainequipmentofironmaking,theblastfurnaceplaysthemostimportantrole.Therationalityoftheblastfurnace’sstructuraldesignhasgreatinfluenceontheprocessoperationsandtechniquelevelofironmakinganditwilldecidetheusefullifeoftheblastfurnaceitself.AccordingtothecharacteristicsofthevanadictitanomagnetitesmeltedinBFinPanzhihua,the2000m3blastfurnacebodywasdesignedinthissubjectbasedonthecalculationsoftheburdencontrolandthematerialbalance.Besidescommondesignplansoftheblastfurnace,somepracticalexperiencesofthevanadictitanomagnetitesmeltedinBFwasconsideredinthissubject.Thebasicinformationoftheblastfurnacewhichhasbeendesignedisasfollowing:thediameterhearthis9.88m,thebellydiameteris10.97m,theaspectratioofthefurnaceis2.55,theeffectiveheightis27.97m.Astotheblastfurnacefoundation,theheightofunderhearthis1.9m,thediameteroftheunderhearthis13.53m,thefurnacepadorfoundationis2m.Thehearthbottomadoptscarbonbricksandhighaluminabrickssynthesizetechnic,thehearthjustbuildsupwithcarbonbricks.Thecoolingdeviceisdesignedtowater-cooledhearthbottom,threesegmentsmillfinishstaveisusedforthehearthandhearthbottom,thestackusesinlaidbrickstavetomakeitcooldown.ThesteelstructureoftheBFadoptsframe-typeforthefurnacebody.Finally,thediagramofBFbodywasgainedbyusingtheCADdrawingtools.Keywordsblastfurnace，BFbody，furnacetype，V-Timagnetite目錄摘要 IABSTRACT II1緒論 11.1課題背景 11.2攀枝花釩鈦磁鐵礦特點 21.3課題設計的內(nèi)容及意義 22高爐設計原始數(shù)據(jù) 42.1礦石原料成分 42.2配礦比 42.3焦炭成分 42.4噴吹煤粉成分 42.5生鐵成分 42.6元素分配比 52.7爐渣堿度 52.8工藝技術指標 53高爐設計工藝計算 63.1配料計算 63.1.1根據(jù)鐵平衡求鐵礦石需求量 63.1.2根據(jù)堿度平衡計算石灰石用量 63.1.3終渣成分 63.1.4生鐵成分校核 73.2物料平衡計算 83.2.1需要補充的原始條件 83.2.2根據(jù)碳平衡計算風量 83.2.3計算煤氣成分及數(shù)量 93.2.4編制物料平衡表 114高爐內(nèi)型設計計算 124.1高爐爐型 124.2高爐爐型設計原則 134.3高爐內(nèi)型尺寸確定 13爐缸直徑 144.3.2爐腰直徑 144.3.3爐喉直徑 154.3.4鐵口中心線到爐底砌磚之間的距離 154.3.5爐缸高度 154.3.6爐腹角與爐腹高度 15爐身角與爐身高度 164.3.8有效高度、爐喉高度、爐腰高度 164.3.9風口、渣口、鐵口數(shù) 174.3.10爐容校核 175高爐本體及主要設備選擇 195.1高爐基礎 195.1.1高爐基礎設計條件 205.1.2基墩設計計算 205.1.3基座設計 205.2高爐內(nèi)襯結構 215.2.1爐底 215.2.2爐缸 225.2.3爐腹 225.2.4爐腰 235.2.5爐身 235.2.6爐喉 235.3高爐冷卻設備設計 235.3.1冷卻設備的作用 245.3.2冷卻介質(zhì) 245.3.3高爐各部位冷卻設備設計 246高爐鋼結構設計 266.1爐殼 266.1.1爐殼厚度的計算 266.1.2爐殼折點的確定 276.2爐體平臺及走梯 276.3高爐本體鋼結構類型 286.4高爐主要熱工檢測儀表 29結論 30參考文獻 32致謝 341緒論1.1課題背景盡管21世紀是一個信息的時代。但是，信息技術不能包攬一切，人們還是生活在物質(zhì)社會里。人們要吃飯、穿衣，要建工廠，要生產(chǎn)更多的產(chǎn)品滿足日益增長的物質(zhì)需要，要建高速公路來改善交通，要建房子來改善居住條件，鋼鐵材料作為社會發(fā)展和人們生活的重要物質(zhì)仍是必不可少的。因為高爐煉鐵具有產(chǎn)能具大、連續(xù)性強、生產(chǎn)成本低、生產(chǎn)技術成熟等優(yōu)勢，使得高爐煉鐵仍然在煉鐵生產(chǎn)中占著主導地位。1993年我國鐵產(chǎn)量以9738萬噸超過日本，躍居世界首位；1995年，生鐵產(chǎn)量突破1億噸，成為了世界上第一產(chǎn)鐵大國。在“十五”期間（2001~2005年）煉鐵工業(yè)超高速發(fā)展，先后在2003年突破2億噸，2004年突破2.5億噸，2005年突破3.3億噸，2006年突破4.0億噸大關，年平均增長率為30.4%[1~2]。我國生鐵年產(chǎn)量已占世界生鐵年產(chǎn)量的近50%。近兩年來我國生鐵更是突破5億噸大關，預計2011年我國生鐵產(chǎn)量將突破7億噸。相信在今后我國生鐵產(chǎn)量還將繼續(xù)大幅度增長。雖然我國生鐵產(chǎn)量近年來一直居世界首位，但我國鋼鐵行業(yè)起步晚，煉鐵工業(yè)存在的問題有：高爐容積相對小，生鐵生產(chǎn)的結構十分不合理，1000m3以下的小型高爐數(shù)量太多，有一半以上的生鐵是由爐容小于1000m3、能源消耗高、污染環(huán)境嚴重、勞動生產(chǎn)率低的高爐生產(chǎn)的；大型高爐的生產(chǎn)操作指標水平差距較大；高爐建設存在投機現(xiàn)象，存在無序的盲目建設和設計不規(guī)范的問題；資源利用上沒有統(tǒng)一和長遠的戰(zhàn)略眼光等[1，3]。我國鋼鐵工業(yè)呈現(xiàn)的特點有：1）工藝技術結構和裝備多層次并存，既有國際先進水平的技術裝備，也有屬于淘汰的落后工藝[4~5]；2）國內(nèi)資源不足，必須依靠國內(nèi)與國外兩類資源，原燃料質(zhì)量水平與國際有較大差距；3）產(chǎn)品質(zhì)量，技術經(jīng)濟指標，能源消耗落后于國際先進水平；4）總體上環(huán)境負荷沉重，雖然已有一批清潔工廠，但相當多的企業(yè)排放無害化的問題尚未解決。在21世紀，我國高爐煉鐵將繼續(xù)在結構調(diào)整中發(fā)展。高爐結構調(diào)整不能簡單地概括為大型化，應該根據(jù)企業(yè)生產(chǎn)規(guī)模、資源條件來確定高爐容。從目前的我國實際狀況看，高爐座數(shù)必須大大減少，淘汰落后的煉鐵生產(chǎn)能力，平均爐容大型化是必然趨勢[2，6]。高爐大型化，有利于提高勞動生產(chǎn)率、便于生產(chǎn)組織和管理，提高鐵水質(zhì)量，有利于減少熱量損失、降低能耗，減少污染，污染容易集中治理，有利于環(huán)保[7~8]。所有這一切都有利于降低鋼鐵廠的生產(chǎn)成本，提高企業(yè)的市場競爭力。1.2攀枝花釩鈦磁鐵礦特點釩鈦磁鐵礦(Fe，Ti，V)3O4是一種分布最廣泛的含釩礦物，是生產(chǎn)釩的主要工業(yè)開采價值礦物原料。一般原礦含V2O51％~2％，大于1%以就可以直接作為提釩的原料，也可以通過選礦得到精礦，一般在精礦中V2O5可富集到5％以上。然后通過高爐煉鐵得到含釩的鐵水，再從鐵水吹煉出釩渣，使V2O5含量富集到10％~20％，作為提釩的原料。高爐渣中含有大量的鈦資源[9]?！芭手ā币蜇S富的釩鈦磁鐵礦資源而聞名于世，攀枝花釩鈦磁鐵礦具有儲量大、分布集中、開采條件優(yōu)越、綜合利用價值高、選冶難度大等特點[10]。1）儲量大，2008年保有儲量為66.67億噸，最新的勘探結果,潛在貯量可達200億噸。其中鐵儲量占全國的20%，伴生的鈦、鎵、鈧、鈷、鉻等是國家重要的戰(zhàn)略資源。釩資源保有儲量（以V2O5計）1047.86萬噸，占全國儲量的63％，居世界第三位。鈦資源量保有儲量（以TiO2計）4.28億噸，占全國儲量的93％，居世界第一位。鉻（Cr2O3）的保有儲量為696萬噸；鈷（Co）的保有儲量為7458萬噸；鎵（Ga）的保有儲量為11.36萬噸(僅攀枝花、紅格、白馬三礦區(qū)伴生在表內(nèi)礦中的鎵儲量就相當于55個大型鎵礦床的儲量)。2）經(jīng)濟價值高，攀枝花釩鈦磁鐵礦除鐵為主要礦產(chǎn)外,還共生鈦,伴生釩、鉻、鈧、鎵、鈷、鎳、鉑等元素，按現(xiàn)有保有貯量計算，經(jīng)嚌價值高達到78.8萬億元。鐵的價值占資源潛在經(jīng)濟總價值的7.61%，釩占3.5%，鈦占30.18%，鈧占54.53%。1.3課題設計的內(nèi)容及意義本課題針對攀枝花釩鈦磁鐵礦高爐煉鐵的特點，特設計一座更適合攀枝花生鐵生產(chǎn)需求的高爐，在高爐各方面做一系列的改進，以達到生產(chǎn)、環(huán)保、資源利用達到最優(yōu)化。本課題將設計一座有效容積為2000m3的高爐，利用含鐵量為46.19%的燒結礦和含鐵量為57.52%的天然塊礦按94%∶6%的比例混合成混合礦冶煉，設計的高爐冶煉強度為1.10t/(m3·d)，焦比為430kg/t，噴煤比為130kg/t，冶煉出含鐵95.16%、含碳3.99%、含釩0.3%、含鈦0.13%的液體生鐵。從而達到生產(chǎn)成本降低，節(jié)能和達到資源利用最優(yōu)化的目的。本設計主要包括高爐煉鐵工藝計算和高爐本體設計兩部分。煉鐵工藝計算有配料計算、物料平衡計算。在計算中根據(jù)已給出的冶煉條件和原始數(shù)據(jù)檢驗配料、物料收支是否達到設計要求。高爐本體設計包括高爐內(nèi)型尺寸設計、高爐基礎設計、高爐爐襯設計計算、高爐冷卻設備設計和高爐剛結構的設計計算。通過高爐內(nèi)型尺寸計算，計算出高爐的內(nèi)形輪廓。高爐基礎的設計中，針對高爐的基墩和基墩進行計算設計。在高爐內(nèi)襯設計中選用碳磚和高鋁磚的綜合爐底，其他部位還用到碳化硅磚以及粘土磚。冷卻設備設計時采用了光面冷卻壁和鑲磚冷卻壁以及冷卻板，從而達到高爐爐壁冷卻效果。高爐鋼結構設計中，高爐鋼結構采用爐體框架式金屬結構類型，爐殼設計計算時采用“薄壁”原則。根據(jù)以上設計，設計出適合攀枝花釩鈦磁鐵礦的冶煉特點的高爐本體，使高爐冶煉釩鈦磁鐵礦達到生產(chǎn)優(yōu)化、節(jié)約資源、提高產(chǎn)品質(zhì)量、改進落后裝備技術、提高高爐利用系數(shù)、降低生產(chǎn)成本、長壽、保護環(huán)境等目的。2高爐設計原始數(shù)據(jù)2.1礦石原料成分本課題高爐設計計算涉及的礦石種類、各種礦石原料成分見表2.1。表2.1原料成分%TFeFeOFe2O3MnO2MnOCaOMgOSiO2Al2O3P2O5FeS2燒結礦46.198.3257.51—0.268.373.935.364.430.022—天然塊礦57.5212.2768.41.17—1.001.6510.711.520.460.21混合礦46.878.5658.160.070.247.933.795.684.260.0480.013石灰石—————52.281.341.661.33——續(xù)表2.1%FeSTiO2V2O5SO2燒損（CO2）MnPSVTi燒結礦0.1711.230.40——0.200.010.0620.226.74天然塊礦————2.600.740.200.11——混合礦0.1610.560.38—0.160.230.0210.0650.216.34石灰石———0.0342.91—0.0140.015——2.2配礦比燒結礦∶天然塊礦=94∶6。2.3焦炭成分本課題高爐設計計算使用的焦炭成分見表2.2。表2.2焦炭成分%固定碳Ck灰分（Ak）（13.46）有機物（1.72）SiO2Al2O3CaOMgOFeOFeSP2O5N2H2S83.836.165.420.870.120.850.030.010.270.900.55續(xù)表2.2%揮發(fā)分（0.99）∑∑S游離水CO2COCH4H2N20.100.650.100.100.04100.000.564.502.4噴吹煤粉成分本課題高爐設計計算高爐的噴吹煤粉成分見表2.3。2.5生鐵成分本課題高爐設計算的生鐵成分見表2.4。表2.3無煙煤成分%CH2O2H2ON2S灰分∑SiO2Al2O3CaOMgOFeO67.524.324.030.890.410.7911.807.600.610.431.60100.00表2.4生鐵成分%FeMnSiPSVTiC∑95.160.240.070.040.070.300.133.99100.002.6元素分配比本課題高爐設計計算的元素分配比見表2.5。表2.5元素分配表%名稱FeMnPSVTiSi進入爐渣2.050.00—78.0030.0099.0099.7進入生鐵9850.00100.0015.00701.000.3進入煤氣———7.00———2.7爐渣堿度R=1.142.8工藝技術指標本課題高爐設計計算的技術指標如下：爐塵量為18kg/tFe（包含于機械損失中）；冶煉強度：I=1.10t/(m3·d)；利用系數(shù)：ηu=2.23t/(m3·d)；焦比：K=430kg/t；噴煤比：M=130kg/t；風溫：t風=1100℃；爐頂溫度：t頂=200℃；富氧率：XO2=2.02%；渣鐵比η=0.72t渣/t鐵。3高爐設計工藝計算3.1配料計算本課程設計配料計算以冶煉1噸生鐵為計算單位。根據(jù)鐵平衡求鐵礦石需求量焦炭帶入Fe量=430×（56×0.0085/72+56×0.0003/88）=2.92kg煤粉帶入Fe量=130×0.016×56/72=1.62kg進入爐渣的Fe量=1000×95.16%×2.0/98=19.42kg（相當于24.97kgFeO）需要混合礦量：礦石用量=kg/tFe==2062.04kg根據(jù)堿度平衡計算石灰石用量混合礦帶入CaO量=2062.04×7.65%=157.75kg焦炭礦帶入CaO量=430×0.87%=3.74kg煤粉帶入CaO量=130×0.61%=0.79kg共帶入CaO量=157.75+3.741+0.793=162.28kg混合礦帶入SiO2量=2062.04×5.49%=113.21kg焦碳帶入SiO2量=430×6.16%=26.49kg煤粉帶入SiO2量=130×11.80%=15.34kg共帶入SiO2量=113.21+26.49+15.34=155.04kg還原Si消耗SiO2量=1000×0.07%×60/28=1.5kg石灰石用量===25.31kg考慮到機械損失及水分，則每噸生鐵的原料實際用量為見表3.1。終渣成分1）總S量=2062.04×0.065%+430×0.55%+130×0.79%+28.10×0.014%=1.34+2.365+1.027+0.004=4.74kg進入生鐵的S量為：4.74×15%=0.71kg進入煤氣的S量為：4.74×7%=0.33kg進入爐渣S量=4.74－0.71－0.33=3.70kg表3.1每噸生鐵爐料實際用量名稱干料用量/kg機械損失/%水分/%實際用量/kg混合礦2062.043—2062.04×1.03=2123.90石灰石25.311—25.31×1.01=25.56焦炭43024.5430×1.065=457.95合計2517.35——2607.412）終渣中FeO量為：24.97kg終渣中MnO量為：2062.04×0.23%×50%×71/55=3.06kg終渣中SiO2量為：155.04－1.5+25.31×1.66%=153.96kg終渣中CaO量為：162.28+25.31×52.28=175.51kg終渣中Al2O3量為：2062.04×4.26%+25.31×1.33%+430×5.42%+130×7.60%=121.37kg終渣中MgO量為：2062.04×3.79%+25.31×1.34%+430×0.12%+130×0.43%=79.57kg終渣中TiO2量為：2062.04×10.56%×99%=215.57kg終渣中V2O5量為：2062.04×0.38%×30%=2.35kg根據(jù)以上計算列出終渣成分見表3.2。表3.2終渣成分成分SiO2Al2O3CaOMgOMnOFeOTiO2V2O5S/2R∑重量/kg153.96121.37175.5179.573.0624.97215.572.351.851.14779.35質(zhì)量分數(shù)/%19.7815.5922.5510.220.393.2127.700.300.24—100生鐵成分校核1）含P量為：（2062.04×0.021%+25.31×0.014%+430×0.01%×62/142）/1000×100%=0.04%2）生鐵中含S量為：0.07%3）生鐵中含Si量為：0.07%4）生鐵中含Mn量為：3.06×55/71×100%/1000=0.24%5）生鐵中含F(xiàn)e量為：95.16%6）生鐵中含V量為：2062.04×0.21%×70%×100%/1000=0.30%7）生鐵中含Ti量為：2062.04×6.34%×1%×100%/1000=0.13%8）生鐵中含C量為：100－（95.16+0.07+0.07+0.24+0.13+0.30+0.05）=3.99%通過以上計算最終生鐵成分見表3.3。表3.3最終生鐵成分％FeSiMnPSCVTi∑95.160.070.240.040.073.990.300.131003.2物料平衡計算需要補充的原始條件1）直接還原度rd=0.45；2）鼓風濕度為0%；3）CH4耗碳量為總碳量的1.2%。根據(jù)碳平衡計算風量1）風口前燃燒的碳量計算：焦炭帶入固定碳量為：430×83.83%=360.47kg噴吹煤粉帶入碳量為：130×67.52%=87.78kg生成CH4消耗碳量為：（360.47+87.78）×1.2%=5.38kg溶于生鐵碳量為：1000×3.99%=39.9kg還原Mn消耗碳量為：1000×0.24%×12/55=0.52kg還原Si消耗碳量為：1000×0.07%×24/28=0.6kg還原P消耗碳量為：1000×0.04%×60/62=0.39kg還原Fe消耗碳量為：1000×95.16%×0.45×12/56=91.76kg還原V消耗碳量為：1000×0.30%×60/102=1.76kg還原Ti消耗碳量為：1000×0.13%×24/48=0.65kg忽略CO消耗的碳量，則直接還原共消耗碳Cd量為：Cd=0.52+0.6+0.39+91.76+1.76+0.65=95.68kg風口前燃燒的碳量Cb可由下式計算[1,11~16]：Cb=Cf－CCH4－CC－Cd式中：Cf—進入的總碳量；CCH4—生成CH4消耗的碳量；CC—溶入生鐵中的碳量。故風口前燃燒的碳量為：Cb=360.47+87.78－5.38－39.9－95.68=307.29kgCb占入爐總碳量=307.29/（360.47+87.78）×100%=68.55%2）計算風量：鼓風氧濃度為：0.21×（1－2.02%）+2.02%=0.226m3/m3風口前燃燒碳素所需氧量為：307.29×22.4/（2×12）=286.80m3煤粉可供給氧量為：130×（4.03%/32+0.89%/36）×22.4=4.39m3每噸生鐵需鼓風量V風為：V風=（286.80－4.39）/0.226=1249.60m3計算煤氣成分及數(shù)量1）產(chǎn)生CH4的量：由燃料碳素生成CH4量為：5.38×22.4/12=10.04m3焦炭揮發(fā)含的CH4量為：430×0.10%×22.4/16=0.60m3進入煤氣的CH4量為：10.06+0.60=10.66m32）產(chǎn)生H2的量：煤粉分解出的H2量為：130×（4.32%+0.89%×2/18）×22.4/2=64.34m3焦炭揮發(fā)分有機物H2量為：430×（0.1%+0.9%）×22.4/2=48.16m3入爐總H2量為：64.34+48.16=112.50m3在噴吹條件下有40%的H2參加還原反應，則此參加還原反應的H2量為：112.50×40%=45m3生成CH4的H2量為：10.04×2=20.08m3進入煤氣的H2量為：112.50－（45+20.08）=47.42m33）產(chǎn)生CO2的量：由Fe2O3還原成FeO所生成的CO2量為：2062.04×58.16%×22.4/160=167.90m3由FeO還原成Fe所生成的CO2量為：1000×95.16%×（1－0.45）×22.4/56=209.35m3由MnO2還原生成MnO所生成的CO2量為2062.04×0.07%×22.4/87=0.37m3H2參加還原反應相當于相同體積的CO參加反應，所以生成的CO2量應減去45m3?？傆嬮g接還原生成CO2量為：167.90+209.35+0.37－45=332.62m3石灰石分解出CO2量為：25.31×42.91%×22.4/44=5.53m3礦石分解出CO2量為：2062.04×0.16%×22.4/44=1.68m3焦炭揮發(fā)出的CO2量為：430×0.1%×22.4/44=0.22m3進入煤氣的CO2量為：332.62+5.53+1.68+0.22=340.05m34）產(chǎn)生CO的量：風口前碳素燃燒生成CO量為：307.29×22.4/12=573.61m3各元素直接還原生成CO量為：95.68×22.4/12=178.60m3焦炭揮發(fā)出的CO量為：430×0.65%×22.4/28=2.24m3間接還原消耗CO量為：332.62煤氣中總CO量為：573.61+178.60+2.24－332.62=421.83m35）產(chǎn)生N2的量：鼓風中帶入N2量為：1248.19×（1－2.02%）×0.79=966.15m3焦炭帶入N2量為：430×（0.27%+0.04%）×22.4/28=1.07m3煤粉帶入N2量為130×0.41%×22.4/28=0.43m3煤氣中N2量為：966.15+1.07+0.43=967.65m3根據(jù)以上計算列出煤氣成分見表3.4。表3.4煤氣成分成分CO2COH2N2CH4合計Vg/V風體積340.05421.8347.42967.6510.661787.611.43體積分數(shù)/%19.0223.602.6554.130.60100—編制物料平衡表1）計算鼓風重量：1m3鼓風重量為：[0.21×（1－2.02%）×32+0.79×（1－2.02%）×28+2.02%×32]/22.4=1.29kg/m3全部鼓風重量為：1249.60×1.29=1611.99kg2）計算煤氣重量：1m3煤氣重量為：[19.03%×44+23.56%×28+2.65%×2+54.16%×28+0.60%×16]/22.4=1.35kg/m3全部煤氣重量為：1787.61×1.35=2413.27kg3）計算水分重量：爐料帶入水分為：430×4.5%=19.35kg還原生成水分重量為：45×18/22.4=36.16kg總計水分重量為：19.35+36.16=55.51kg4）爐料的機械損失：爐料的機械損失量為2607.41－2517.35=90.06kg根據(jù)上述計算列出物料平衡表見表3.5。表3.5物料平衡表收入項重量/kg支出項重量/kg原料2607.41生鐵1000.00鼓風1611.99爐渣779.35噴煤130煤氣2413.27水分55.51機械損失90.06共計4349.4共計4338.19絕對誤差11.21相對誤差0.26%4高爐內(nèi)型設計計算4.1高爐爐型高爐是一個豎立圓筒形的爐子，其內(nèi)部工作空間的形狀稱為高爐爐型，高爐自問世以來．隨著科學的發(fā)展和技術進步，高爐內(nèi)型逐漸演變到今天的五段式爐型，即由爐喉、爐身、爐腰、爐腹、爐缸五段結構組成，如圖4.1所示[17]。圖4.1高爐內(nèi)型結構組成h0—死鐵層高度；h1—爐缸高度；h2—爐腹高度；h3—爐腰高度；h4—爐身高度；h5—爐喉高度；h6—爐頭高度指爐頂法蘭盤至大鐘開啟底面（無鐘式爐頂旋轉溜槽垂直位置低端）之間的距離；hz—鐵口中心線至渣口中心線的高度；H—全高；Hu—有效高度；hf—鐵口中心線至風口中心線的高度；d—爐缸直徑；D—爐腰直徑；d1—爐喉直徑；α—爐腹角；β—爐身角；Vu—高爐有效容積。我國高爐料線零位是指大鐘開啟位置下緣線的標高，或無鐘爐頂旋轉溜槽垂直狀態(tài)下端的際高。料線零位至鐵口中心線之間的容積為有效容積，也指五段容積之和。4.2高爐爐型設計原則高爐爐型的合理性，是高爐實現(xiàn)高產(chǎn)、優(yōu)質(zhì)、低耗、長壽的重要條件。合理的爐型因該能夠很好的使爐料順利的下降和煤氣流的上升運動。在生產(chǎn)過程中，爐型是變化的。開爐時的爐型為建筑爐型，它和設計爐型基本一致。投產(chǎn)后由于爐墻受到機械作用和腐蝕作用而部分破壞，爐型發(fā)生變化，變化后的爐型稱為操作爐型或工作爐型。在高爐一代爐齡的生產(chǎn)中，往往產(chǎn)生這樣的情況：爐齡中期的生產(chǎn)技術經(jīng)濟指標比開爐初期好，而后期的生產(chǎn)指標又會變差。在其他冶煉條件相同的情況下，說明爐型中期形成的操作爐型比開爐初期的設計爐型更能適應于高爐冶煉的規(guī)律。高爐后期生產(chǎn)指標變差，是由于后期爐襯受到嚴重的侵蝕破壞，爐型發(fā)生嚴重變形，其適應性遭到破壞所致。由此可見，設計的爐型并非是完全合理的爐型，設計爐型應接近于操作爐型。爐型設計主要在于尋求高爐各部分之間合理的比例關系，內(nèi)型各部分尺寸是互相制約和影響的，片面強調(diào)某一一部分的作用，過分擴大某部分尺寸對冶煉過程都是不利的。因此爐型各部分尺寸比例關系又要和具體冶煉條件及爐襯結構和冷卻方式相適應，要考慮到開爐初期和冶煉過程中各部分可能發(fā)生變化的情況。即能燃燒較多數(shù)量的燃料，適宜噴吹技術的要求；能容納一定量的熔渣和鐵水。有利于提高冶煉強度；能充分利用煤氣的熱能和化學能，有利于降低焦比。實際上各廠高爐內(nèi)型各部分尺寸，是在計算結果和同類型高爐的內(nèi)型比較分析的基礎之上，根據(jù)各廠原材料的具體條件而選定的。隨著高爐大型化進程的加快，對高爐本體的設計提出了越來越高的要求。目前提出的高爐長壽目標是，高爐一代爐役的工作年限應達到15年以上。在高爐爐役期間，單位高爐容積的產(chǎn)鐵量應達到或大于10000t[1]。經(jīng)過近百年來高爐生產(chǎn)實踐科學的總結出五段式高爐爐型，以保證爐料、送風制度以及他們在爐內(nèi)的運動規(guī)律與爐型相適應，達到高爐高產(chǎn)、優(yōu)質(zhì)、低耗和長壽的要求。4.3高爐內(nèi)型尺寸確定合理的高爐內(nèi)型設計的方法是：1）參考已有的爐型計算方法及經(jīng)驗公式，初步確定高爐內(nèi)型各部位尺寸及其基本的比例關系；2）研究國內(nèi)外高爐爐型發(fā)展趨勢，重點調(diào)整局部尺寸；3）收集國內(nèi)外爐型資料，以爐容相近、原料及操作條件相近、原燃料及操作條件相似、生產(chǎn)指標先進的爐型作為參考，對計算爐型尺寸進行適當?shù)恼{(diào)整。而課題高爐內(nèi)型設計是已統(tǒng)計比較得到適合冶煉的高爐有效容積、冶煉強度、有效容積利用系數(shù)等指標，通過冶煉條件爐型各部尺寸之間關系式做爐型計算，然后按要求爐容校核修定后確定高爐的內(nèi)型尺寸。爐缸直徑爐缸位于高爐下部，呈圓筒形。鐵口、渣口和風口都不布置在爐缸部位。爐缸上部（渣口以上）的風口帶進行著燃料燃燒，下部盛放高溫渣、鐵水。爐缸直徑在很大程度上影響高爐冶煉的強化程度。增大高爐爐缸直徑有利于高爐在單位時間內(nèi)燃燒較多的燃料，獲得較高的產(chǎn)量。如果爐缸截面積過大，導致爐腹角過大，易造成邊緣煤氣過分發(fā)展和中心堆積不利于操作，而爐缸截面積過小，不利于爐料下降。由于爐缸直徑?jīng)Q定了爐缸截面積A，而爐缸截面積與燃燒焦炭量成正比，這個比例系數(shù)叫燃燒強度。它是指每小時每平方米爐缸截面積所燃燒焦炭的數(shù)量，記為i然，一般為1.0~1.3t/（m2·h），大高爐選上限，其至可達1.4t/（m2·h），但目前原料條件下最大不得超過1.5~1．6t/（m2·h），小高爐則用下限。燃燒強度與風機能入和原料、燃料條件有關，—般風機能力大，原料透氣性好，燃料的可燃性好，燃燒強度就會大些．選擇好燃燒強度是確定合理爐缸直徑的關鍵。若燃燒強度以每平方米爐缸截面積每日燃燒的焦炭量計（JA爐缸燃燒強度，包括噴吹燃料）其值為25~40t/（m2·d）這里我們選取爐缸燃燒強度為：JA=28.8t/（m2·d）本課題設計的高爐是冶煉攀枝花釩鈦磁鐵礦的高爐，其冶煉強度參照已有的經(jīng)驗數(shù)據(jù)給定冶煉強度為：I=1.10t/（m3·d）爐缸直徑可由經(jīng)驗公式d=1.13算得[17]。d=1.13=1.13=9.88mVu/A高爐有效容積與爐缸橫斷面積（A）比值的大小，是描述高爐“矮胖”程度的另一個參數(shù)。一般爐容大的比爐容小的高爐的Vu/A值要大些，這是提高小高爐冶煉強度的經(jīng)驗之一，Vu/A值，大型高爐為22~27，中型高爐為15~22，小型高爐為10~13[1]。故對計算得爐缸直徑進行校核：Vu/A=2000/π×（9.88/2）2=26.1（合適）爐腰直徑爐腰位于爐腹和爐身之間，呈圓柱形。是爐腹與爐身的過渡段。爐腰直徑（D）是高爐爐型中直徑最大的部分，在此有粘稠的初渣透氣性差，爐腰直徑應適當大一些，從結構上為順行創(chuàng)造了良好條件。但過分擴大D，則會導致邊緣氣流難以控制。爐腰直徑可由D/d確定，大型高爐為1.10~1.15，中型高爐為1.15~1.25，小型高爐為1.25~1.50[17]。此處選取D/d=1.11，故爐腰直徑為：D=1.11×9.88=10.97m爐喉直徑爐喉呈圓柱形，它的作用是承接爐料，穩(wěn)定料面，保證爐料分布合理。爐喉直徑（d1）與爐腰直徑（D）、爐身角（β）、爐身高度（h4）幾何相關，并決定了高爐上部爐型的結構特點。d1/D取值于0.64~0.73之間[18]。在此選取d1/D=0.7，故爐喉直徑為：d1=0.7×10.97=7.68m鐵口中心線到爐底砌磚之間的距離它的作用是防止渣鐵、煤氣對爐底的沖刷，穩(wěn)定渣鐵溫度。中小型高爐h0取值450~600mm，大高爐為1000mm以上，由于冶煉不斷強化，增加死鐵層厚度，以便有效保護爐底，至關重要，4000m3高爐，取值1.8~2.5m之間[18]。在冶煉攀枝花釩鈦磁鐵礦的條件下選取h0=1.0m爐缸高度爐缸高度應使爐缸能容納兩次出鐵間產(chǎn)生的渣和鐵，并為風口安裝留有余地。設出鐵量的不均勻系數(shù)為1.2。每晝夜出鐵10次，鐵水比重7.1t/m3、下渣率30%、渣鐵比0.72t渣/t鐵、水渣比重1.8t/m3。hz==1.82m通過比較已有的高爐尺寸數(shù)據(jù)，選取風口中心線與渣口中心線間距為1.48m，選取風口中心線到爐腹下緣線間距為0.6m。則爐缸高度為：h1=1.82+1480+600=3.90m爐腹角與爐腹高度爐腹在爐缸的上部，呈倒截圓錐形。爐腹的形狀適應該部位爐料已熔化滴落而引起的物料體積的收縮，穩(wěn)定下料速度。爐腹的存在對于上部料柱而言，燃燒帶向中心移動，可能減弱煤氣流的邊緣效應，并使燃燒帶處于爐喉的下方，有利于松動爐料，促進冶煉順行。爐腹角一般取值79°~83°，過大不利于煤氣分布，過小使得爐腹部位對下降爐料阻力增加，不利于順行[18]。爐腹過高，有可能爐料尚未熔融就進入收縮段，易造成難行和懸料；爐腹過低則可能減弱爐腹應有的作用。考慮到高爐冶煉的原料冶煉情況選取爐腹角α=80°26′。可根據(jù)以下公式算出爐腹的高度：h2=·tanα即爐腹高度為：h2=·tanα=·tan80°26′=3.18m爐身角與爐身高度爐身呈正截圓錐形，向下擴張以適應往下運動的爐料，因溫度升高所產(chǎn)生體積的膨脹，有利于減小爐料下降的摩擦阻力，避免形成料拱。爐身角（β）對爐料下降和爐身部位煤氣流分布有重要影響，爐身角取值小時有利于爐料下降，但易發(fā)展邊緣煤氣流，爐身角取大值時，有利于抑制邊緣煤氣流，但不利于爐料下降。爐身角取值于80.5°~85.5°之間。原料燃料條件好，爐身角可向大取值，相反則取小值，取值的標準是高爐冶煉強度高、風口噴吹量大爐身角取小值；一般大高爐爐身角取小值，小高爐取大值[18]。考慮到原燃料的冶煉情況情況這里取爐身角為β=84°42′?？筛鶕?jù)以下公式算出爐身高度：h4=·tanβ即爐身高為：h4=·tanβ=·tan84°42′=16.84m有效高度、爐喉高度、爐腰高度Hu/D此值表征高爐“矮胖”的程度，此值越大，爐料和煤氣經(jīng)過的路徑越長，爐料與煤氣在爐內(nèi)接觸的時間也越長，因此有利于煤氣的熱能和化學能的充分利用。但是，另一方面，由于此值較大，會增加料柱的高度，相應地增加了煤氣流通過料柱的阻力損失，不利于高爐順行的因素也增加。一般大中型高爐Hu/D為2.5~3.5，小型高爐為3.5~4.2[1]。在此取Hu/D=2.55，故有效高度為：Hu=2.55×10.97=27.97m爐料和煤氣在爐喉處進出，所以它影響布料和煤氣分布，一定的爐喉高度可保證收攏煤氣和滿足布料，但過高的爐喉會使爐料擠緊而影響下料，過低不利于改變裝料制度以調(diào)節(jié)煤氣流分布。大型高爐取2.0~2.5m，中型高爐取1.5~2.0m，小型高爐取0.6~1.5m[17]。在此選取爐喉高度為：h5=2.0m即可通過以上數(shù)據(jù)算出爐腰高度為：h3=Hu－h(huán)1－h(huán)2－h(huán)4－h(huán)5=27.97－3.90－3.18－16.84－2.0=2.05m風口、渣口、鐵口數(shù)風口數(shù)目（n）主要取決于爐容大小，與爐缸直徑成正比，還與預定的冶煉強度有關。風口數(shù)目多有利于減小風口間的“死料區(qū)”，改善煤氣分布。確定風口數(shù)目可以通過經(jīng)驗公式得到，即：中小型高爐n=2（d+1）,大型高爐n=2（d+2），4000m3左右巨型高爐n=3d（式中d為爐缸直徑）[1]。這里我們以大型高爐計算風口數(shù)，即：n=2（d+2）=2×（9.88+2）=23.76（取n=24個）從以往的成功高爐經(jīng)驗參考在此高爐中設計渣口2個，鐵口2個。爐容校核爐缸體積：V1=d2h1=×9.882×3.90=298.85m3爐腹體積：V2=h2（D2+Dd+d2）=×3.18×（10.972+10.97×9.88+9.882）=253.46m3爐腰體積：V3=D2h3=×10.972×2.05=193.66m3爐身體積：V4=h4（D2+Dd1+d12）=×16.84（10.972+10.97×7.68+7.682）=1161.41m3爐喉體積：V5=d12h5=×7.682×2.0=92.6m3總高爐容積為：Vu=V1+V2+V3+V4+V5=298.85+253.46+193.66+1161.41+92.6=1999.98m3誤差：△V=×100%=0.001%通過誤差分析表明，高爐的內(nèi)型尺寸設計計算是合理的，符合設計要求。高爐主要內(nèi)型尺寸如圖4.2所示。圖4.2高爐內(nèi)型尺寸5高爐本體及主要設備選擇5.1高爐基礎高爐基礎是高爐下部的承重結構，它的作用是將高爐全部載荷均勻傳遞到地基。高爐基礎由埋下的基座部分和地面上的基墩部分組成，高爐基礎結構簡圖見圖5.1。圖5.1高爐基礎結構簡圖1—冷卻壁；2—水冷管；3—密封鋼環(huán)；4—爐底磚；5—耐熱混凝土基墩；6—基座；7—爐殼；8—耐火磚。1）高爐基礎的負荷：高爐基礎承受的載荷有：靜負荷、動負荷、熱應力作用，其中溫度造成的熱應力作用最危險。①靜負荷，高爐基礎承受的靜負荷包括高爐內(nèi)的爐料重量、渣鐵液重量、爐體本身的砌磚重量、金屬結構重量、冷卻設備及冷卻水重量、爐頂設備重量等，另外還有爐下建筑物、斜橋、卷揚機等分布在爐身周圍的設備重量。就力的作用情況來看，前者是對稱的，作用在爐基上；后者則常不對稱，是引起力矩的因素，可能產(chǎn)生不均勻下沉。②動負荷，生產(chǎn)中常有崩料、坐料等，加給爐基的動負荷是相當大的，設計時必須考慮。③熱應力作用，爐缸中儲存著高溫的鐵液和渣液，爐基處在一定的溫度下。由于高爐基礎內(nèi)溫度分布不均勻，一般是里高外低，上高下低，這就在高爐基礎內(nèi)部產(chǎn)生了熱應力。2）高爐基礎的要求：①高爐基礎應把高爐全部載荷均勻地傳給地基，不允許發(fā)生沉陷和不均勻的沉陷。高爐基礎下沉會引起高爐鋼結構變形，管路破裂。不均勻下沉將引起高爐傾斜，破壞爐頂正常布料，嚴重時不能正常生產(chǎn)。②具有一定的耐熱能力，一般混凝土只能在150℃以下工作，250℃便有開裂，400℃時失去強度，鋼筋混凝土在700℃時失去強度[19]。如果不采用耐熱混凝土基墩和爐底冷卻設施，爐底破損到一定程度后，常引起基礎破壞，甚至發(fā)生爆炸，故采用水冷爐底及耐熱基墩，可以保證高爐基礎很好地工作。高爐基礎設計條件1）鋼筋標準強度=4000kg/cm2,；2）填料的壓縮量α在6%～8%，本設計取7%；3）鋼筋強性模量Eα=2×106kg/cm2；4）d墩=2（B+R+a）；5）取膨脹縫B=120mm；6）耐火磚厚a=345mm，采用長磚半砌基墩一圈?；赵O計計算1）耐熱混凝土基半徑R為：R=1.5×B×α×Eα/=1.5×12×7%×2×106/4000=630cm2）d墩=2（B+R+a）=2（12+630+34.5）=1353cm3）基墩高度：一般h墩≥1/4d1，在本課題中h墩≥7.68×1/4=1.92,取h墩=1900mm，即h墩=1.9m。由于攀枝花釩鈦磁鐵礦的冶煉特性，爐底會形成粘結物（大錠）有效地防止了渣鐵對爐底磚襯的侵蝕，使爐底溫度降低，并且溫度場變化不大，相應的耐熱混凝土基墩高度比普通的高爐低，故取1.9m即可。基墩一般采用硅酸鹽水泥耐混凝土，四周環(huán)砌一圈耐火磚，厚345mm，外層爐殼，在爐殼與磚之間有120mm的膨脹逢。為了防止基墩四周開裂，保證足夠的強度，建體基墩應配以環(huán)形鋼筋。基座設計1）底座面積：基座直徑與載荷和地基土質(zhì)有關，基座底面積可按下式計算[1]：A=P/σP—爐基所承受的靜負荷（13~15）Vu，取14Vuσ—地基允許的耐壓力，取σ=5.0kg/cm2=50t/m2則基座底面積為：A=14Vu/σ=14×2000/50=560m2理論上基座的水平面呈圓形最好，可使溫度分布均勻，減少熱應力。但為施工方便，以八邊形代替。對角線線為D。D==28.14m2）基座高度：基座高度有兩部分組成，即包括高于車間軌面的部分和埋入地下的部分，取從軌面到基墩與基座交界處距離為2.0m，埋入地下部分在此不考慮。3）基座材料：采用普通鋼筋混凝土，為避免基座在耐熱混凝土基墩變形時損壞。兩者間留有水平溫度縫80mm，為防止煤氣泄露和外部水流入，在基墩和基座接處有密封鋼圈。以軌面作“0”界面起點，則鐵口標高h鐵口為：h鐵口=2000+80+1900+146+3200+1000=8326mm為節(jié)約材料，基座一般設計為上小下大的兩部分，其過渡斜面的水平角一般為25°左右。夾角過大浪費材料，過小，易發(fā)生座穿而損壞?；临|(zhì)允許承受壓力過小的土質(zhì)，可視土層厚度，進行夯實墊層、大樁、沉箱等處理。5.2高爐內(nèi)襯結構高爐內(nèi)襯也稱高爐爐襯，其作用在于構成高爐的工作空間，直接抵抗冶煉過程中機械、熱和化學的侵蝕，減少爐子的熱損失，并保護爐殼和其他金屬結構免受熱和化學侵蝕的作用。高爐爐襯的壽命是決定高爐需要大修或中修的一個主要依據(jù)，高爐的不同部位冶煉進程各不相同，爐襯各部位所處的工作環(huán)境各異，因而爐襯各部位被侵蝕的因素和程度也不同。爐底爐底工作條件極其惡劣，其耐久性是一代高爐壽命的決定性因素。高爐爐底長期處于高溫和高壓條件下。根據(jù)高爐停爐后爐底破損狀況和生產(chǎn)中爐底溫度檢測表明，爐底破損可分為兩個階段。在開爐初期是鐵水滲入將磚漂浮而成平底鍋形深坑，第二階段是熔結形成后的化學侵蝕。從爐底破壞機理看，影響高爐壽命的因素是：爐底所承受的高壓；高溫；鐵水和渣水在出鐵時的流動對爐底的沖刷爐底的磚襯在加熱過程中產(chǎn)生溫度應力引起磚層開裂。此外在高溫下渣鐵也對磚襯有化學侵蝕作用，特別是渣液的侵蝕更為嚴重。從冶煉攀枝花釩鈦磁鐵礦的經(jīng)驗、成本、技術成熟等方面考慮，在此采用碳磚加高鋁磚綜合爐底即可滿足高爐長壽的要求，因釩鈦磁鐵礦冶煉產(chǎn)生的渣易形成粘結物對爐底磚襯有保護作用，同時采用這種綜合爐底也減低了成本。在混凝土基墩上面是一層高146mm的水冷管冷卻爐底延長高爐爐底壽命，防止爐底燒穿。在水冷管炭搗層上滿鋪3層400mm碳磚，上面環(huán)形碳磚至風口中心線，中心部位砌5層400mm高鋁磚，環(huán)砌碳磚與中心部位高鋁磚相互錯臺咬合。即爐底的高度h底為：h底=3×400+5×400=3200mm爐缸爐缸工作條件與爐底相似，而且裝有鐵口、風口、渣口，每天有大量的鐵水流過鐵口、開堵鐵口波動和機械振動。渣口附近有爐渣的沖刷和侵蝕。風口前燃燒帶，為高爐內(nèi)溫度最高的區(qū)域[20]。為保證高爐長壽，本高爐采用碳磚砌筑以薄縫連接。在碳磚爐缸的內(nèi)表面設有保護層，以防開爐時被氧化，為了節(jié)省工時和降低投資，采用涂料代替高鋁磚，涂層厚5~8mm[3]。爐缸砌磚要求有一定的厚度，防止燒穿，爐缸側墻厚為685~1350mm，在風口一般減薄至570mm。在鐵口、渣口、風口造成爐缸砌體的孔洞，一般采用錯臺砌法或拱頂砌法，且砌磚時要緊靠著冷卻壁，其余的砌磚應當在與冷卻壁與爐殼之間留出30~100mm的縫隙，填碳素填料[21]。爐腹爐腹部位內(nèi)襯破損的主要原因有以下幾點：1）爐腹距風口最近，故此部位受著強烈的熱力作用，不僅爐襯內(nèi)表面溫度高，而且由溫度波動引起的熱沖擊或熱震破壞力也很大；2）由于爐腹傾料，故受著料柱壓力和崩料、坐料時沖擊力的影響；3）承受由上部落入爐缸的渣鐵水喝高速向上運動的高溫煤氣流的沖刷、化學侵蝕和氧化作用。由于初渣中FeO、MnO以及自由CaO含量較高，故渣中FeO、MnO、CaO與爐襯中的SiO2反應，生成低熔點化合物，使磚襯表面軟熔，在液態(tài)渣鐵和煤氣流的沖刷下而脫落。在實際生產(chǎn)中，這部分爐襯在開爐后幾個月就完全被侵蝕掉，增加爐襯厚度也無濟于事，而爐腹主要靠冷卻壁上掛的渣皮工作，所以采用一環(huán)厚345mm的粘土磚，以便在開爐時保護鑲磚冷卻壁的表面不被破壞。砌筑時要緊靠冷卻壁或爐殼錯臺砌筑，并保證垂直錯開，與爐缸平砌的磚環(huán)相同，即采用G—2和G—4型磚砌筑。爐腰爐腰緊靠爐腹，侵蝕作用也相似。而該處的初渣含有大量的FeO和MnO，所以爐渣的侵蝕作用更為突出。從爐型上看，爐腰上下都有轉折角，所以氣流沖刷作用比其他部位強，若邊緣過分發(fā)展和原料粉末多時，破壞作用更大。爐腰結構有厚墻、薄墻和過渡形式。在此我們選用的爐腰冷卻壁是鑲磚冷卻壁，爐腰的內(nèi)襯即選擇過渡形式，從下到上磚襯逐漸加厚，由345mm逐漸加厚到爐身下部磚襯厚度690mm，采用高鋁磚砌筑而成。爐身爐身高度比較大，爐身上下部爐襯破損的因素也不相同。主要承受：下降爐料和上升煤氣流的機械磨損；沉積碳黑滲入膨脹；鋅、鉀、鈉等容易揮發(fā)金屬的滲入和氧化膨脹；易熔化合物的侵蝕等作用。隨著新型耐火材料的出現(xiàn)，爐身的耐火材料不斷的改進。爐身下部爐襯內(nèi)外層采用不同材質(zhì)，在靠近鑲磚冷卻壁的層砌體砌筑碳化硅磚，內(nèi)層砌筑高鋁磚。均采用G—2和G—4型磚砌筑。砌磚要緊靠冷卻壁，縫隙填濃泥漿。爐身上部溫度較低，主要受煤氣流沖刷與爐料摩擦而破損。故爐身上部外環(huán)用G—2和G—4的高鋁磚砌筑，內(nèi)環(huán)用G—1和G—3的粘土磚砌筑。爐身上部與爐殼間隙為100~150mm，填以水渣石棉隔熱材料。為防止填料下沉，每隔15~20層磚，砌兩層帶磚即磚緊靠爐殼砌筑，帶磚與爐殼間隙為10~15mm[11]。爐喉爐喉除承受煤氣沖刷、爐料摩擦外，還承受裝料是溫度急劇波動的影響，有時受到爐料的直接撞擊作用。故爐喉采用條狀吊掛式保護板鋼磚，型號ZG65。每塊爐喉鋼磚中注入耐火混凝土，厚度575mm，板之間留20mm間隙，保證保護板受熱膨脹時不相互碰擠。綜合以上設計本高爐內(nèi)襯磚型尺寸見表5.1。表5.1高爐內(nèi)襯磚型尺寸內(nèi)襯部位爐底爐缸爐腹爐腰爐身下部上部磚型G-2G-4G-2G-4G-2G-4G-1G-3厚度/mm1200+2000685~1350345345~690345×2345+230材質(zhì)碳磚、高鋁磚碳磚粘土磚高鋁磚碳化硅磚、高鋁磚高鋁磚、粘土磚5.3高爐冷卻設備設計冷卻設備的作用高爐爐襯必須冷卻，以保護爐襯達到高爐長壽的目的。為了達到這一目的，冷卻系統(tǒng)必須從耐材帶走足夠的熱量，從而使機械應力、熱應力以及導致耐火材料損耗的化學侵蝕最小化。高爐各部位由于工作條件不同，冷卻的作用也不同，匯總有以下幾個作用[1，19]：1）保護爐殼，在正常生產(chǎn)時，高爐爐殼只能在低于80℃的溫度下長期工作，爐內(nèi)傳出的高溫熱量由冷卻設備帶走85%以上，只有約15%的熱量通過爐殼散失；2）維持合理的操作爐型，使耐火材料的侵蝕內(nèi)型線接近操作爐型，對高爐內(nèi)煤氣流的合理分布、爐況的順行起到良好的作用；3）對耐火材料進行冷卻和支承，在高爐內(nèi)耐火材料的表面工作溫度高達1500℃左右，如果沒有冷卻設備，在很短的時間內(nèi)耐火材料就會被侵蝕或磨損。通過冷卻設備的冷卻可以提高耐火材料的抗侵蝕和抗磨損能力。冷卻設備還可以對高爐內(nèi)襯起支承作用，增加砌體的穩(wěn)定性；4）當耐火材料大部分或全部被侵蝕后，能靠冷卻設備上的皮繼續(xù)維持高爐生產(chǎn)。冷卻介質(zhì)高爐冷卻介質(zhì)采用的是水，因為水熱容量大、熱導率大、便于輸送、成本低廉。但是高爐冷卻水必須是軟水，如果硬度過高，則在冷卻設備中容易結垢，水垢熱導率極低，從而降低冷卻設備效率，甚至燒壞冷卻設備。高爐各部位冷卻設備設計由于高爐各部位熱負荷不同，采用的冷卻設備也不同。有：外部冷卻、內(nèi)部冷卻及風口、渣口冷卻。本課題主要進行爐底、爐缸、爐腹、爐腰、及爐身的內(nèi)部冷卻設備設計。.1爐底和爐缸爐底耐火磚砌體底面與基墩表面之間安裝通水無縫鋼管，冷卻管直徑為146mm，壁厚為12mm。而根據(jù)兩部分的熱負荷以及爐襯的侵蝕情況來看，在這兩部分周圍采用光面冷卻壁冷卻比較好。爐底與爐缸共用三段冷卻壁長度根據(jù)爐殼轉折點而定。冷卻壁內(nèi)鑄20#鋼的冷拔無縫鋼管、規(guī)格φ44.5mm×6mm，中心距為100~200mm的蛇形管，冷卻壁的厚度為110mm，水管進水部分設保護套焊在爐殼上，防止開爐時冷卻壁上漲，將水管切斷。.2爐腹和爐腰根據(jù)這兩部分的爐襯侵蝕情況、熱負荷作用，在這兩部分采用兩段鑲磚冷卻壁其長度根據(jù)這兩段的高度而定，厚度為350mm，爐腹部位用不帶凸臺的鑲磚冷卻壁，爐腰部位用帶凸臺的鑲磚冷卻壁，冷卻壁緊靠爐襯。.3爐身根據(jù)這部分的特征在設八段帶凸臺的鑲磚冷卻壁和冷卻板交錯布置，冷卻壁長度為1900mm，厚度爐身上部選用冷卻壁厚為250mm，爐身下部選用冷卻壁厚為350mm。冷卻板比冷卻壁的凸臺還要伸得深，爐身上部冷卻板長575mm，爐身下部冷卻板長795mm，厚度為120mm。爐殼與冷卻壁間的間隙為50mm，爐襯與冷卻壁間間隙70mm，在冷卻板與內(nèi)襯之間間隙20mm。這樣帶有凸臺的冷卻壁其凸臺部分起到支撐上不砌磚的作用。這種冷卻壁和冷卻板交錯布置不僅實現(xiàn)了對爐襯的覆蓋冷卻和縱深冷卻，同時還對冷卻壁上下層接縫處的薄弱環(huán)節(jié)起到了很好的保護作用。6高爐鋼結構設計6.1爐殼爐殼是高爐的外殼，里面有冷卻設備和爐襯，頂部有裝料設備和煤氣上升管，下部坐落在高爐基礎上，是不等截面的圓筒體。爐殼主要作用是固定冷卻設備、保證高爐砌磚的牢固性、承受爐內(nèi)壓力和起到爐體密封作用，也要承受一部分的爐頂載荷，因此爐殼必須有一定的強度。故爐殼由炭素鋼板焊接而成，爐殼制作加工時，先將鋼板彎卷好，然后再在工地預裝、焊接，并作防銹和防腐蝕處理。爐殼厚度的計算爐殼的厚度應與工作條件相適應，各部位厚度可按下式計算[1，22~23]：δ=kD式中δ—計算部位爐殼厚度，（mm）；D—計算部位爐殼外弦?guī)е睆剑▽A錐殼體采用大端直徑），（m）；k—系數(shù)，（mm/m），與弦?guī)恢糜嘘P，其值見表6.1。表6.1高爐各弦?guī)的取值爐頂封板與爐喉高爐爐身高爐爐身下弦?guī)эL口帶到爐腹上折點爐缸及爐底50°＜β＜55°β＞55°4.05.02.02.22.73.01）爐喉部位，取k=4.0δ=4.0×（7.68+0.575×2+0.05×2）=35.72mm取δ=36mm2）爐身部位，取k=2.0δ=2.0×[10.97+（0.575+0.05+0.35+0.07）×2]=26.12mm取δ=26mm3）爐身下部，取k=2.2δ=2.2×[10.97+（0.69+0.05+0.35+0.07）×2]=29.24mm取δ=29mm4）風口帶到爐腰上折點，取k=2.7δ=2.7×[10.97+（0.345+0.05+0.35+0.07）×2]=34.02mm取δ=34mm5）爐缸和爐底部位，取k=3.0δ=3.0×（13.53+0.05×2）=40.89mm但根據(jù)從其他高爐的經(jīng)驗來看這部分用不了這么厚的爐殼，故對比許多高爐的經(jīng)驗選取δ=36mm，但是在風口、鐵口、渣口區(qū)域選用38mm即可。爐殼折點的確定1）折點C＇的確定：爐腹處爐殼到高爐內(nèi)型距離=50+70+345+350=815mm，定出C＇再根據(jù)基墩定出C點，作直線CC＇。再根據(jù)爐腰采用的是過渡式，A點是位于爐腰上切面的爐殼外點，連接C＇點與A點，由設計的爐襯與冷卻設備知AC＇是與爐腹內(nèi)型線平行。2）由于本設計采用薄壁，所以爐腹以上的爐皮折點與高爐內(nèi)型一致。其爐殼折點詳情見圖6.1。圖6.1爐殼轉折點示意圖6.2爐體平臺及走梯高爐爐體凡是設置有人孔、探測孔、冷卻設施及機械設備的部位，均設置工作平臺，以便檢修和操作。各層工作平臺之間用走梯連接。具體設計情況如下：1）過道走梯寬取80mm，爐體各層工作平臺寬1500mm并且平臺鋪板必須用防滑的花紋鋼板焊接，并應設置100mm高的踢腳板，以保證安全；2）爐體平臺與爐殼之間留有200～300mm的間隙；3）爐體走梯坡度用45°斜梯，上下段錯開，梯段高度取3.5m；4）平臺及梯子欄桿高度用1100mm；5）各層平臺標高：爐體各層平臺在2.0m~3.5m之間，本設計在參考爐體供排出及設備檢查等問題后，選定各層標高如表6.2所示。表6.2高爐爐體各層平臺標高項目平臺標高/mm爐體檢查平臺6000風口平臺10150爐腰第一次平臺17150爐身第二層平臺20650爐身第三層平臺24150爐身第四層平臺27650爐身第五層平臺31150爐頂平臺362506.3高爐本體鋼結構類型大型高爐一般采用爐體框架式的高爐本體鋼結構，所以本高爐本體鋼結構就選擇這種鋼結構，如圖6.2[1，24~26]。圖6.2爐體框架式結構爐體框架式的特點及好處：1）由上下兩段支柱發(fā)展形成一個由爐基直到爐頂?shù)乃姆娇蚣?，并向外擴移，使這個框架和高爐本體是一個不相聯(lián)的獨立結構，因此，爐頂框架的重量、煤氣上升管的重量、各層平臺及水箱重量，完全由大框架直接傳給高爐基礎；2）這種結構由于取消了爐缸支柱，框架離開高爐一定距離，也完全不受“熱”的影響。風口平臺寬敞，便于爐前機械化、結構簡單、制造和施工大大簡化。爐前操作方便，便于設備的維修，及高爐大修時高爐容積的擴大。6.4高爐主要熱工檢測儀表爐身設有爐墻溫度計、冷卻板溫度計、靜壓力計，爐頂設有十字測溫上段和下段，爐身還設有煤氣取樣器，根據(jù)料線而定。結論本課題為2000m3高爐本體設計，設計內(nèi)容主要包括高爐工藝計算（配料計算、物料平衡計算）、高爐內(nèi)型尺寸