基于abaqus的鐵口鑄鐵冷卻壁應(yīng)力分析

基于abaqus的鐵口鑄鐵冷卻壁應(yīng)力分析

0高爐鐵口冷卻壁的環(huán)境分析高生產(chǎn)效率和高生產(chǎn)效率的統(tǒng)一是鐵路工人關(guān)注的中心問題。高工作的重要原因之一是設(shè)計合理的冷卻壁。冷卻壁長期在高溫負(fù)荷下運行,其壁體內(nèi)部的熱應(yīng)力導(dǎo)致裂縫產(chǎn)生,隨之CO、堿金屬及渣鐵水侵入;同時,機(jī)械破壞、爐料磨損及煤氣粉塵沖刷等對冷卻壁的破壞加速,最終冷卻壁被燒壞?？梢?高溫及大的溫差是影響冷卻壁壽命的關(guān)鍵因素之一。因此,研究不同設(shè)計下冷卻壁壁體的溫度分布及在熱應(yīng)力作用下產(chǎn)生的熱變形,探尋最優(yōu)冷卻壁設(shè)計及安裝方式對延長高爐壽命有著重要的意義。高爐鐵口冷卻壁是保護(hù)鐵口能夠正常工作的關(guān)鍵冷卻設(shè)備。在高爐生產(chǎn)過程中,它承受著鐵水、溶渣和高溫?zé)釟饬鞯臎_刷侵蝕。開爐初期,由于陶瓷杯沒有完全侵蝕,鐵口冷卻壁受到陶瓷杯的保護(hù),不易破損。在爐役中后期,由于酸性爐渣的化學(xué)溶損侵蝕,導(dǎo)致鐵口區(qū)陶瓷杯侵蝕殆盡,炭磚變薄,直接威脅鐵口冷卻壁的壽命。因此,研究新設(shè)計的鐵口冷卻壁冷卻能力以及安裝方式,研究陶瓷杯和炭磚厚度變化對冷卻壁壽命的影響至關(guān)重要。筆者采用ABAQUS軟件的熱—機(jī)械耦合計算方法,應(yīng)用傳熱學(xué)理論及有限單元法對鐵口鑄鐵冷卻壁進(jìn)行了傳熱學(xué)分析、結(jié)構(gòu)分析和計算,為其在實際應(yīng)用中提供理論依據(jù)。1熱壓小炭磚、鐵口、爐殼厚度截取包鋼4號高爐爐缸鐵口中心線下部包括鐵口冷卻壁的一段墻壁為研究對象,其長度為3430mm,高度為2660mm,厚度為2230mm,包括熱面棕剛玉磚厚度500mm,熱壓小炭磚厚度1480mm,冷卻壁厚度160mm,填料層厚度40mm,爐殼厚度50mm,如圖1所示。不出鐵時鐵口由炮泥堵上。鐵口使用的冷卻壁為新設(shè)計的光面鑄鐵冷卻壁,由冷卻水管、定位銷、冷卻壁壁體組成,長度3430mm,高度2660mm,厚度160mm;鐵口半徑612mm;冷卻水管均勻分布于壁體之內(nèi),直徑76mm,進(jìn)出水口間距250mm;8個定位銷分布于壁體之上,如圖2所示。2用鑄鐵壁溫度場值計算2.1同步材料的導(dǎo)電系數(shù)1)爐缸內(nèi)表面附近鐵水溫度均勻分布;2)材料物性為各向同性,即在各個方向材料導(dǎo)熱系數(shù)相同;3)忽略水管管壁厚度和水管與壁體間氣隙層厚度,水管和壁體具有相同的導(dǎo)熱性能;4)忽略壁體側(cè)面及底面與耐火材料的傳熱,視作絕熱情況。2.2模型邊界條件高爐爐缸墻壁之間的傳熱屬于導(dǎo)熱問題,因此,計算模型的溫度分布可用導(dǎo)熱微分方程來描述。在沒有熱源的穩(wěn)態(tài)條件下,模型三維導(dǎo)熱微分方程為:式中λ(T)—溫度T(℃)時的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃)。其傳熱邊界條件為:1)棕剛玉熱面為第一類邊界條件,熱面溫度取鐵水的溫度1500℃。2)爐殼與周圍空氣熱交換主要以對流換熱為主,對流換熱系數(shù)h1按經(jīng)驗公式計算:h1=9.3+0.0058t,W/(m2·℃),t為周圍環(huán)境溫度。3)冷卻水與冷卻壁壁體之間的對流換熱系數(shù)h2的取值根據(jù)如下經(jīng)驗公式計算得到:h2=208.8+47.5v,W/(m2·℃),v為冷卻水流速(m/s),冷卻壁壁體水管水速為1.5m/s,冷卻水溫度45℃。4)模型頂部為對稱邊界,側(cè)面、底面為絕熱邊界。主要參數(shù)見表1。2.3溫度場計算結(jié)果與分析2.3.1冷卻系統(tǒng)分布根據(jù)上述參數(shù),利用ABAQUS有限元軟件對冷卻壁溫度場進(jìn)行數(shù)值計算,得到開爐初期冷卻壁壁體溫度分布云圖(見圖3)。圖3顯示,開爐初期,鐵口冷卻壁熱面最高溫度分布在鐵口角部和鐵口中心線附近,其最高溫度值為85.22℃,這是由于冷卻水管離角部及中心線距離較遠(yuǎn)的緣故;熱面邊緣溫度較高,達(dá)到82.5℃左右,這是因為進(jìn)水口端水管呈彎曲狀,使得水管與熱面間距較大,冷卻不足。相比較而言,冷面鐵口溫度較低,最高溫度也分布在鐵口角部和鐵口中心線附近,最高溫度為71.31℃?？梢?開爐初期,鐵口冷卻壁冷、熱面溫度較低,整體溫度分布比較均勻,基本滿足了冷卻壁長壽的要求。2.3.2高溫環(huán)境下球磨鐵口冷卻壁溫度變化隨著高爐長時間的高負(fù)荷運行,長期與鐵水直接接觸的陶瓷杯(棕剛玉磚)逐漸被侵蝕,從計算結(jié)果(圖4)看出,陶瓷杯侵蝕厚度在350mm以下時,熱面、冷面溫度雖然逐漸升高,但升高速度較緩慢,說明陶瓷杯的隔熱能力起作用;當(dāng)侵蝕厚度從350mm增加到500mm時(此時陶瓷杯完全蝕損殆盡),壁體冷面、熱面溫度迅速升高,冷面、熱面最高溫度分別從97.8、118.9℃升高到129.6、163.4℃,陶瓷杯的隔熱能力迅速減弱直至消失。當(dāng)冷卻壁的第一保護(hù)屏障陶瓷杯消失后,炭磚直接與鐵水接觸。受高溫渣鐵流動沖擊、炭磚熱應(yīng)力等相互作用,炭磚被逐步侵蝕。由于炭磚理化性能差、高溫應(yīng)力、氧化熔蝕等原因?qū)е绿看u出現(xiàn)環(huán)裂現(xiàn)象,炭磚環(huán)裂使得裂縫處出現(xiàn)氣體隔熱層,其內(nèi)部熱量向外傳遞的阻力增大,其外部的冷卻作用也因此而降低,使環(huán)裂縫內(nèi)側(cè)的炭磚溫度升高,導(dǎo)致炭磚侵蝕速度加快,冷卻壁第二保護(hù)屏障的保護(hù)能力加速減弱。圖4的計算結(jié)果顯示,當(dāng)爐襯侵蝕掉1100mm、超過爐襯厚度一半時(陶瓷杯500mm,炭磚600mm),熱面中部溫度上升到213.4℃,熱面角部溫度升高到234.9℃,鐵口中心線附近溫度達(dá)到230℃左右?？梢?鐵口角部和鐵口中心線附近的水管處在最高溫度區(qū)域。長時間處于這種高溫條件下工作的鐵口冷卻壁,容易導(dǎo)致壁體鐵口位置水管燒穿。因此,除了改進(jìn)爐襯炭磚質(zhì)量外,更重要的是改進(jìn)冷卻壁的設(shè)計,降低冷卻壁鐵口角部和鐵口中心線附近的溫度,延長冷卻壁的壽命。3高爐鐵口冷卻壁的使用壽命在高爐生產(chǎn)中,鐵口冷卻壁壁體因溫度分布不均產(chǎn)生熱應(yīng)力,熱應(yīng)力是冷卻壁承受的主要應(yīng)力。當(dāng)應(yīng)力超過壁體允許的拉伸強(qiáng)度就會促進(jìn)裂紋的產(chǎn)生;若超過疲勞強(qiáng)度,經(jīng)過多次不穩(wěn)定溫度變化則會引起疲勞裂紋,最終導(dǎo)致冷卻壁破損。為了保證鐵口冷卻壁在高爐內(nèi)能長期、安全、高效地運行,需要對鐵口冷卻壁在工作中的各種應(yīng)力、特別是熱應(yīng)力進(jìn)行定量的分析,給出鐵口冷卻壁的使用壽命,這是高爐鐵口冷卻壁設(shè)計任務(wù)之一。另外,通過分析鐵口冷卻壁在高爐內(nèi)的熱變形,可以進(jìn)一步研究鐵口冷卻壁的合理安裝方式,從而達(dá)到延長冷卻壁壽命目的。3.1高爐熱變形模型的力學(xué)邊界冷卻壁所受的熱應(yīng)力以及產(chǎn)生的熱變形,不僅與冷卻壁的溫度分布有關(guān),還與冷卻壁在高爐中的力學(xué)邊界約束有關(guān),筆者計算了冷卻壁在高爐正常運行下的最大熱變形。采用如下力學(xué)邊界條件:(1)爐殼外側(cè)、棕剛玉磚熱面、模型側(cè)面及底面為自由邊界;(2)模型頂部為對稱邊界;(3)定位銷位置為固定邊界條件;(4)忽略由重力及其他機(jī)械載荷引起的應(yīng)力。3.2物理參數(shù)模型涉及的材料物性參數(shù)見表2。3.3重力場計算結(jié)果的分析3.3.1應(yīng)力集中分布將力學(xué)邊界條件及爐缸墻壁模型的溫度場計算結(jié)果作為載荷施加到求解應(yīng)力模型上,物性參數(shù)的選取如表2所示,得出開爐初期鐵口鑄鐵冷卻壁熱應(yīng)力及其熱變形分布云圖,如圖5所示。由圖5(a)可知,壁體熱應(yīng)力集中分布在定位銷與冷卻壁壁體接觸面上,最大應(yīng)力分布在外側(cè)四個定位銷邊緣,約492.9MPa,已經(jīng)超過了鑄鐵的屈服強(qiáng)度,這是因為把定位銷與壁體看作連續(xù)體考慮的緣故,引起壁體向熱面凸起,形成“弓形”;而壁體本體熱應(yīng)力很小,約105MPa。由圖5(b)可知,壁體最大熱變形發(fā)生在壁體邊緣角部和鐵口角部,壁體邊緣角部最大變形量約為4.79mm,鐵口角部最大變形量約為1.53mm,壁體左右兩端邊緣最大變形量約為2.36mm。由此可見,開爐初期鐵口冷卻壁受到陶瓷杯的保護(hù),壁體溫度較低,由溫差引起的熱應(yīng)力較小,對冷卻壁產(chǎn)生的熱變形影響不大,基本符合冷卻壁長壽要求。3.3.2爐襯侵蝕的影響隨著鐵口冷卻壁第一保護(hù)屏障陶瓷杯的蝕損殆盡以及第二保護(hù)屏障炭磚的侵蝕加劇,鐵口冷卻壁的溫度不斷地升高,壁體長期處在這種高溫環(huán)境下工作,導(dǎo)致壁體熱應(yīng)力不斷增大,由熱應(yīng)力產(chǎn)生的熱變形也不斷增大。圖6和圖7給出了開爐中后期爐缸內(nèi)襯不同侵蝕厚度下冷卻壁熱應(yīng)力和熱變形的變化情況。由圖6和圖7可以看出,當(dāng)爐襯侵蝕厚度從50mm增加到1100mm時,冷卻壁壁體定位銷附近的熱應(yīng)力從502.3MPa增加到1108MPa,壁體中部的熱應(yīng)力從130.3MPa增加到294.0MPa,壁體邊緣角部變形量從4.90mm增加到13.35mm,邊緣兩端變形量從2.72mm增加到6.78mm。與開爐初期相比,爐缸內(nèi)襯不同程度的侵蝕對鐵口冷卻壁的熱應(yīng)力、熱變形影響巨大,致使壁體內(nèi)水管發(fā)生變形,甚至水管出現(xiàn)裂紋、斷裂,加速了對冷卻壁的破壞。為了緩解鑄鐵冷卻壁向熱面凸起變形,除了合理布置水管來降低冷卻壁的工作溫度外,還須將鑄鐵冷卻壁制成具有一定弧度、向冷面微凸的形狀。為了防止相鄰冷卻壁因熱變形而相互擠壓,在安裝時應(yīng)該在定位銷與冷卻壁、冷卻壁與爐殼間以及冷卻壁壁體之間留有足夠的間隙,以適應(yīng)冷卻壁受熱后的膨脹,保證冷卻壁長時間正常工作。為了控制壁體邊緣變形,可將定位銷安裝在壁體邊緣。4開爐冷卻壁的安裝通過對新設(shè)計的鐵口鑄鐵冷卻壁熱態(tài)性能的研究得出,冷卻壁最高溫度分布在鐵口角部和中心線附近,最大熱應(yīng)力分布在定位銷與壁體接觸邊緣,最大熱變形發(fā)生在壁體邊緣角部和兩端位置。開爐初期鐵口冷卻壁受到陶瓷杯的保護(hù),熱面溫度和壁體變形較小,開爐中后期隨著陶瓷杯的蝕損殆