行業(yè)分析報告高爐爐缸內襯侵蝕分析技術原理與工程應用2

行業(yè)分析報告高爐爐缸內襯侵蝕分析技術原理與工程應用2邊界即為內襯侵蝕二維逆解法。二維侵蝕計算模型使用二維傳熱方程。在柱坐標系中軸截面二維傳熱方程為式(2-3)，即(2-3)式中，r為半徑坐標，z為縱向坐標。(2-4.1)(2-4.2)式中，r為半徑坐標，為環(huán)向坐標；x、y分別為平面直角坐標。計算溫度和實測溫度的一致性來判定兩個溫度場的一致性，即TiT=TiC(i由熱負荷的計算值和實測值相一致來確定。某一時刻的爐缸內襯存在一個實在的物理溫度場,存在1150等計算熱電偶測溫點處的溫度TiC核定條件侵蝕邊界(4-1)(4-2)性判斷(核定)的參數(shù)數(shù)目。模型參數(shù)Pi由求解傳熱方程(2-3，2-4)獲得。由此，構造侵蝕邊界曲線的計算流程：(i)給(ii)給定初始侵蝕邊界曲線；(iii)建立傳熱數(shù)值計算模型，作數(shù)值傳熱正解計算；(iv)提取模型參數(shù)Pi；(v)作收斂性判斷。若收斂，終止計算，輸出侵蝕邊界曲線數(shù)據(jù)，繪制侵蝕形貌。否則，修改邊界曲線，轉入(iii)，繼續(xù)循環(huán)計算，直到滿足收斂性判斷條件(4.3)。一般，收斂性判斷條件(侵蝕邊界核定條件)為(4-3.1)i=1,2,…,N）(4-3.2)i=1,2,…,N）(4-3.3)對于二維I、II技術模型，參數(shù)為測溫點的模型溫度和實測值；對于二維III技術模型，核定精度值的取值：議按核定參數(shù)的數(shù)值大小分級核定。界條件是第1~3類。下面分述二維I、II、III級技術模型中邊界條件的構造。侵蝕線溫度邊界為1150℃,即鐵水凝固溫度。(2)二維I級技術模型的外邊界條件軸截面和橫截面內襯侵蝕二維計算的I級技術模型適用2環(huán)/層測溫點的熱工測量條件溫度值，弧線上中間點的溫度也用線性插值計算。(3)二維II級技術模型的外邊界條件軸界面和橫截面內襯侵蝕二維計算的II級技術模型適用1環(huán)/層測溫點的熱工測量條件的爐缸和爐底侵蝕邊界計算。管和爐底水冷管包含在模型中，取水管內表面作為式(3-42)計算，即2℃(3-42)管分布面平行，為了在水管內表面內施加對流傳熱參數(shù)，需把水管作環(huán)向等效。至碳磚冷面上和爐底找平層平面上，這樣可以減小計算區(qū)域，進一步減少計算時間，參見3.4.2~3.4.3節(jié)。(4)二維III級技術模型的外邊界條件二維III級技術模型的外邊界條件——對流傳熱邊界的處理與II級技術模型的外邊界(5)IV級組合模型的外邊界條件級或II級模型，爐缸用III級模型，作組合分析。(b)爐底有兩層或1層測溫點，爐缸有1層測溫點。爐底用I級或II級模型，爐缸用II級模型，作組合分析。其邊界核定條件利用式(4-3)分別對應使用。中間頂點的兩段曲線在頂點處不僅連續(xù)，還要一階導數(shù)、二階導數(shù)連續(xù)（即一階、二階光多項式曲線銜接而成。條件，這也是二維計算模型區(qū)別于一維侵蝕計算模型的一個典型特征。4.4二維模型的初始侵蝕邊界和模型重構(邊界的移動)型，這是保證計算能夠連續(xù)自動進行的基本條件，也是二維侵蝕模型的核心。4.4.1初始邊界的確定底和爐缸側壁的初始邊界部分，再經(jīng)幾何規(guī)劃構造爐角部位的初始邊界。次的初始邊界。4.4.2模型重構和邊界移動當對某一個邊界進行計算后，若不滿足精度判定條件式(4-3)，應該對邊界進行移動并重構模型，以便做下一次計算。模型重構方法。界上的頂點，再擬合成曲線來實現(xiàn)。核定精度，首先識別發(fā)生振蕩的位置，改用較小的步長繼續(xù)搜索。的計算效率。為常用。下面討論邊界動態(tài)修改的算法并給出主元素擬牛頓法的計算格式。4.4.3邊界移動的算法(1)計算格式(4-4)式中，αk為步長，dk為搜索方向，k為計算步次。(2)搜索路徑的選擇解非線性方程組(4-1)或無約束最優(yōu)化問題(4-2)的方法有多種，如牛頓法、最速下降法、共軛梯度法、坐標輪換法等。對于函數(shù)fi和g(R)無法直接求導的問題，都采用逐步線性化或逐步二次型化的逼近計算。計算中關于步長αk和搜索方向dk的構造各有不同，但均需要計算方程的的函數(shù)值、一階偏導數(shù)和二階偏導數(shù)。(4-5)整體計算效率也不高。下面以牛頓法為例，結合內襯傳熱特點分析減少函數(shù)值計算次數(shù)的可能性。(4-6)式中，為雅可比矩陣[J]的逆矩陣，對于不能直接求函數(shù)導數(shù)的問題，導數(shù)需要用差商近似，每步計算矩陣[J]，函數(shù)值計算次在軸截面、橫截面內襯侵蝕邊界計算中，I、II級技術模型的核定參數(shù)Pi是測溫點溫度，III級技術模型的核定參數(shù)Pi是冷卻壁熱流量。次函數(shù)值，這樣可減小數(shù)值正解的次數(shù)。(4-7)一步減少數(shù)值正解函數(shù)值次數(shù)來提高計算效率。這種方法可由非線性方程組擬牛頓方程的值數(shù)值正解的次數(shù)降低到了最少，故總體上是高效率的。分析的要求。76859432R40001然穩(wěn)定有效。76859432R4000112.522.832.742.852.362.372.582.72.6用軸截面III級+爐底II級的IV級組合模型計算。端的侵蝕邊界形貌則無法準確給出。=直線情況的蘑菇侵蝕形貌。這類參數(shù)不充分的邊界不適定問題實際上以最危險情況下以最小厚度為目標的優(yōu)化問合，但卻是對最危險情況的一種估計，對于高爐爐缸安全的評估仍是有實際意義的。4.6.1歷史侵蝕邊界3.6節(jié)根據(jù)一維傳熱原理對爐缸內襯熱面結渣或堆料做了討論，二維侵蝕計算中的內襯結渣是在整條侵蝕邊界上進行處理。LzLz規(guī)劃出新的侵蝕邊界、當前的渣線（圖4-6b，實記錄在數(shù)據(jù)庫中，這個新的侵蝕邊界，在以后的分析計算中成為歷史侵蝕邊界。由此可見，歷史侵蝕邊界具有繼承性的特點。個計算方法。(1)二維計算法性有降低。(2)估算法。Ts L1k1(T)L2LzTL2LzTTsL1k2(T)k1(T)(4-8.1)(4-8.2)——當前計算中歷史侵蝕邊界點的模型溫度，℃;;;——外層導熱系數(shù)，W/m.℃,,定常值k1。(4-9.1)(4-9.2)——當前計算中歷史侵蝕邊界點的模型溫度，℃,℃; ,℃;,℃,(4-10.1)(4-10.2)二維計算法作高精度的渣皮計算。歷史侵蝕邊界+熱端結渣算法的引入，彌補了目前一些分析軟件包括國外引進的軟件在行護爐效果的評估、爐缸局部堆料判斷等，能夠為高爐操作提供可靠的技術數(shù)據(jù)。在寬的熱工測量數(shù)據(jù)范圍內具有全程穩(wěn)定性。4.8.1軸截面內襯侵蝕分析結果的對比的材料熱物性取定常值，把冷卻條件作為模型的外邊界條件。計算中碳磚導熱系數(shù)取維傳熱方程計算軸截面溫度場，得各個測溫觀測點溫度數(shù)據(jù)(表4-3)。這樣就建/℃/℃/℃/℃123456789對圓角型侵蝕的識別出現(xiàn)多義性。腳型侵蝕準確度很差。勻情況越嚴重，二維傳熱特征就越顯著，一維法的計算結果就越不準確。增加內襯的測溫點數(shù)量能在一定程度上避免一維計算中對爐角處侵蝕識別的歧義性和BOBOAACC6R0R1.74.8.2橫截面內襯侵蝕分析結果的對比第29號冷卻壁熱流量最大，侵蝕量最大。該塊冷卻壁水溫差1.6℃,實測熱流量 從中可見，侵蝕大的部位，一維計算的侵蝕量小于二維計算的，與軸截面的情況相同，際，計算結果更準確。蝕。(1)在測溫點的數(shù)量上，大高爐的測溫點布置過多，而中小高爐布置過少；數(shù)量多雖然度作較全面的內襯侵蝕分析。(2)在測溫點的布置位置上，現(xiàn)有的設計一般傾向于集中布置在內襯的熱端，以期靠前為爐缸安全的隱患，這種情況在高爐現(xiàn)場時有發(fā)生。了一種好的解決方案。(1)內襯安全警戒線析參見8.7節(jié)以此制定爐缸內襯安全警戒線，該線也可作為爐缸內襯大修的界限。上述度應加大，但有待進一步調查。(2)基于二維侵蝕模型技術的內襯冷端包圍型測溫點布置根據(jù)二維模型中的I級和II級模型的原理，以內襯安全警戒線為界，在其之外（靠冷端）把測溫點排布成包圍形式，內襯安全警戒線之內不設測溫點。采用軸截面內構造兩層測溫點，以外層測點作為計算模型的外邊界，以內層測點作為侵蝕點/線線的核定點，引入冷卻條件作為計算模型的外邊界。的一般布置，具體的位置尺寸應根據(jù)爐缸砌磚圖來(a)二維I級模型爐缸截面測溫點布置鐵口中心線(b)二維I級、II級組合模型爐缸截面測溫點布置僅精度高而且適應性強，對通常按照一維模型布置的測溫點也有好的適應性。操作界面。該系統(tǒng)的主要功能：(1)與現(xiàn)場原有的內襯測溫系統(tǒng)和冷卻系統(tǒng)參數(shù)測量系統(tǒng)多種數(shù)據(jù)格式的接口連接，實現(xiàn)無紙化在線分析；(2)系統(tǒng)適用于軸截面、橫截面兩類二維侵蝕模型和4種不同邊界條件的技術模型，或服役高爐的不同熱工測量條件下內襯侵蝕分析的全面解決方案，適應性好。(3)部分模型參數(shù)（如導熱系數(shù)定常、非定常）可修改；熱工測量參數(shù)可再修改校正，也可通過參數(shù)修改作侵蝕預測。大邊界線、當前內襯熱面渣線、內襯厚度、渣厚，(5)計算結果有圖形可視化顯示和數(shù)字數(shù)據(jù)列表顯示；圖形文檔和數(shù)據(jù)拷貝、打??；設(6)有限單元法數(shù)值傳熱正解，模型自身精度高；構造帶有移動內邊界的有限元模型和邊界的難題。(7)根據(jù)爐缸侵蝕大修界限或安全警戒線和二維模型技術的原理，提出了一種爐缸測溫熱電偶采購、安裝、調試費用，把安裝熱電偶對結構造成的損傷控制在最少程計算，系統(tǒng)的技術成熟度。到目前東北大學冶金熱工爐窯結構完整性研究室利用二維侵蝕分析技術已經(jīng)在新建/大一致。下面列舉部分應用實例。分析計算機軟件系統(tǒng)。爐爐缸、爐底結構見圖6-1。在爐缸側壁按0°(東南)，90°(東北)，(西北)，270°(西南)四導熱系數(shù)/[W/(m.℃.)]123442.51-0.6452345-1.5326786.2軸截面二維II級技術模型分析軸截面爐缸內襯侵蝕形貌立軸截面侵蝕II級技術模型。以判明情況。該高爐爐缸在近鐵口方位有5個測溫點（圖6-2b熱電偶測溫正常。爐缸為截面，按侵蝕II級技術模型，把冷卻壁和爐底冷卻條件作為外邊界條件，以這5個測溫點℃。10.0———2345 —678———侵蝕區(qū)域。測溫點侵蝕邊界(a)溫度場養(yǎng)護。和內襯碳磚中的測溫點溫度均較高，遂開發(fā)內襯侵蝕分析系統(tǒng)以便跟蹤分析內襯侵蝕。技術的分級方法，爐底按I級、爐缸按II級作組合模型，開發(fā)并配置內襯侵蝕在線分析軟件系統(tǒng)。休眠期。6.3橫截面二維III級技術模型分析爐缸橫截面內襯侵蝕形貌在爐缸側壁橫截面獨立使用橫截面二維侵蝕III級技術模型，可利用冷卻壁熱流量，引入冷已經(jīng)失真的情況，很有實際意義。診斷實例：由1.6℃升高到1.8℃,其熱流強度值超過企業(yè)的安全警戒值，作侵蝕分析以判明情況。角雅可比矩陣，以減小數(shù)值傳熱正解次數(shù)，提高計算效率。壁的水溫差(熱流量)變化和侵蝕發(fā)展情況。碳磚-陶工作。安排大修的建議。I-象腳型侵蝕侵蝕區(qū)域侵蝕區(qū)域殘鐵口2段冷碳磚填料應力與破損等方面的問題。更精確，故使用前者作分析。Te填料T1T2k2r數(shù)kkTe填料T1T2k2rTZTk1rZrer1r2rirZrer1r2rirS(7-1)(7-2)當填料層出現(xiàn)間隙或龜裂時，有附加熱阻，可視為填料層導熱系數(shù)的降低。由式(7-1)展，即rS增大，由式(7-1)和式(7-2)可知，增大，、升高，冷卻壁的換熱由上可提出填料層出現(xiàn)龜裂或氣隙的判定條件是，(1)在冷卻系統(tǒng)正常工作的條件下，冷卻壁熱流量（或熱流強度）減低或不增大；(2)碳磚中測溫點溫度同時升高且兩點溫度差減小。面溫度降低，測溫點溫度降低、冷卻壁熱流量下降。這些情況應注意區(qū)別。由式(1)可得填料層的等效熱阻(7-3)(7-4.1)很小，取≈rS，則式(7-4.1)簡化為(7-4.2)得(7-5)把填料層產生龜裂或間隙后的總熱阻與原熱阻(7-6)料層出現(xiàn)龜裂或間隙情況越嚴重。需要說明的是，式(7-6)定義的氣隙指數(shù)是在穩(wěn)態(tài)條件下數(shù)Ek℃,kk(2)當填料層存在間隙或龜裂，設其混合氣體附加熱阻等于填料層的原始熱阻，填料層厚度TT(3)作填料層出現(xiàn)龜裂或間隙有附加熱阻時的瞬態(tài)傳熱計算。取碳磚、填料和鑄鐵冷卻算。T4圖可見，填料層出現(xiàn)龜裂或間隙后測溫點溫度快速升高，以20000s以后逐漸穩(wěn)定。測溫點溫度差由前穩(wěn)態(tài)的再逐漸升高并趨近后穩(wěn)態(tài)的46582.斷填料層出現(xiàn)龜裂或間隙的情況。根據(jù)一維穩(wěn)態(tài)/瞬態(tài)徑向傳熱理論，對高爐爐缸內襯填料層出現(xiàn)龜裂或間隙前后的傳熱(1)在內襯有兩點測溫和對應冷卻壁熱流量測量的前提下，填料層出現(xiàn)龜裂或氣隙的判定條件是：(a)在冷卻系統(tǒng)正常工作的條件下，冷卻壁熱流量（或熱流強度）(b)測溫點溫度同時升高且兩點溫度差減小。(2)應用該判定條件時要注意區(qū)別：碳磚正在發(fā)生侵蝕、測溫點溫度升高、冷卻壁熱流卻強度下降時，冷卻系統(tǒng)散熱量減小內襯溫度升高的情況。(3)給出了爐缸內襯氣隙指數(shù)Eq的一種定義。對于配置有內襯兩點測溫和冷卻系統(tǒng)熱流取相應的治理措施。緣拉應力會造成內襯破裂，造成嚴重事故。目性。爐缸爐殼的溫度通常不高于100℃,其結構主要為受來自內襯的膨脹壓力作用，根據(jù)理和補強判據(jù)，并根據(jù)爐殼強度給出施工的許用漿料壓力。長圓筒、薄圓環(huán)有內外定溫邊界條件(其他邊界條件，可求出內、外界面溫度后，化為定溫邊界條件)時，可用圖8-1所示的內、外半徑分別為a、b的結構體表示。TTppbpar由式(2-2.2)和式(3-8.2)，定常穩(wěn)態(tài)傳熱的溫度分布為(8-1)為熱應變基準溫度。平面應力問題下圓筒、圓環(huán)體的變形和應力簡述如下。8.2.1彈性力學基本方程在極坐標中，應力只是坐標的函數(shù)，不考慮重力等體積力（徹體力平面軸對稱問題(8-2)(1)位移邊界(8-3.1)(2)面力(均布壓力)邊界(8-3.2)(8-4)(8-5)由式(8-5)改寫為(8-6)對平面應變問題，將上述公式中的分別換成就可得到。把(8-6)、(8-4)代入式(8-2)，整理得(8-7)或(8-8)對式(8-8)兩邊對積分兩次，得(8-9)(2)應變、應力把式(8-9)代入式(8-5)、式(8-6)，得應變和應力的通式。應變通式：(8-10)應力通式：(8-11)(8-12)徑向面力-應力邊界條件為;代入式(8-11)有：(8-13),(8-14)從式(8-13)中解出系數(shù)(8-15)把系數(shù)代入以上諸式，得徑向位移和應力的具體表達。(8-16)(8-17)(8-18)(8-19)(8-20);。8.3.1模型簡化卻壁、填料、內襯，厚度為Li，界面半徑和界面溫度分別為ri，Ti。各層材料彈性模量、泊松比、線膨脹系數(shù)為Ei，μi，αi。爐殼開裂后的半徑間隙Δa，爐殼開裂寬度為。在有冷卻壁的爐缸結構中，冷卻壁懸掛在爐殼上，其四周和內外兩側均有不定型材料，(1)基本關系式p2p5T2p2p5T2T6T5TT6T5T1p0p5p2r5r2p0p5p2r5r2r6(8-21)(a)內襯外緣的變形量，參照式(8-17)(8-22)(b)爐殼內緣的變形量，參照式(8-18)(8-23);;(c)冷卻壁以及內外兩側不定性耐火材料層的徑向受力層變形量(8-24)彈性變形量。(8-25)(8-26)≤0則外層對內層沒有緊箍壓力，而是拉力，使內襯層更加膨脹。(2)其他情況(8-27)(b)中間徑向受力層不變形(完全剛性體)的情形。對于爐殼開裂補強的情形(8-28)(8-29)(8-30)(8-31)T。8.4.2可補強判據(jù)(8-32)(8-33)(8-34)或(8-35)因判據(jù)式(8-34)和(8-35)由線性熱彈性力學理論推得，其適用內襯較厚、冷卻系統(tǒng)穩(wěn)定和爐殼溫度不高的情況。應用時內襯厚度按有效承載厚度計算。rCLL。-1℃-1)94.04.084.0T5：50.75,51.12,80.51,120.33,290.24℃。T-11.30(內)19.05(外)5.409(外)-31.47(內)1.13(外)6.684(外)-28.55(內)3.71(外)(8-36)的計算按式(8-12)和式(8-15)進行。由式(8-19)和式(8-20)可知，爐殼內表面處環(huán)向應力大于外表面的，計算中應該取內表面的應力，即。由于爐殼厚度小，鋼質爐殼的導熱系數(shù)高，按近似計算，p(即pa)為內壓；rm為爐殼平均限；[S]為安全系數(shù)。由式(8-36)可得許用壓力[p]為(8-37)計算壓漿的許用壓力[p]為對于錐形爐殼按壓漿施工作用的部位的爐殼下部平均半徑計算。成爐缸損傷。進行。8.6節(jié)內襯環(huán)向應力，內襯的最小承載厚度為(8-38)式中，r計算部位的深度。 低的情況，爐殼溫度較高時應引入材料的熱彈塑性本構關系作分析。等，不能用平面問題來精確分析，有必要開展三維熱彈性力學方法作深入計算和研究。減小爐缸壽命。環(huán)裂容易竄入鐵渣，進而加劇內襯損壞甚至爐缸破裂。是形成環(huán)裂的主要因素。堿金屬成分高，內側斷口相對清晰、堅硬；接近爐底滿鋪碳磚的環(huán)裂，碳磚熱端向上折斷，由斷口的清晰性特征判斷屬明顯的機械損壞。屬富集還是堿金屬富集造成裂縫的問題。所示。(9-1)(9-2)(9-3)(9-4)(9-5)把式(9-3)、(9-4)代入式(9-5)，解得(9-6)彈性模量和線膨脹系數(shù)的之積為單位溫升的熱應力。當時，受溫升時界面向左受溫升時界面向右移動；當時，新界面與原始界面重合。砌體中的應力為：(9-7)若，隨增大而減小，因為壓應力其絕對值增大；反之，隨增大而增大。由式(9-7)，當砌體中無耐火泥層和砌體全部為耐(9-8)(9-9)安全系數(shù)S或設計系數(shù)根據(jù)經(jīng)驗確定。當耐火磚、耐火泥的物性、尺寸以及許用應力確定后，由式(9-9)以及式(9-7)可求得砌體的許用溫升：(9-10)只要溫升，砌筑體滿足強度要求。在給定耐火磚、耐火泥的物性、尺寸、工作溫升以及許用應力，利用式(9-9)計算時，(1)當耐火磚和耐火泥的許用應力都小于時，即，強度條件總不能滿足。這種情況下，(2)當耐火磚和耐火泥的許用應力都大于時，即，強度條件總能滿足。這種情況下，耐(3)當許用應力界于兩者之間時，通過改變參數(shù)，調整砌體內熱應力大小，使強度條件滿足。對于的情況，由式(9-9)、式(9-8)(9-11)(9-12)式中，——熱壓應力的兩個極限值，由式(9-8)計算。(9-13)設計時只要實際磚泥尺寸比只要滿足式(9-對于的情況，由式(9-9)、式(9-8)(9-14)(9-15)(9-16)(9-17)(9-18)比時要同時考慮強度和抗侵蝕兩個因素。設計中，應力調整。應力集中，進而模擬熱應力對砌體的破壞機理。根據(jù)周期對稱性取相環(huán)形砌筑體中鄰磚-膠泥中線扇塊，在根據(jù)對稱性取扇塊1/2作計使用。填料鋼re殼磚中線s/2b/2磚raK填料鋼re殼磚中線s/2b/2磚raK導熱系數(shù)k彈性模量E/(J/kg))磚4.5上)4.5——aT4.5aaT熱分析邊界條件：熱面給定溫度1150℃,鋼殼外表面對流傳熱邊界，對流傳熱系數(shù)2℃,流體溫度30℃。對稱邊界絕熱。熱應力邊界條件：磚、膠泥中線環(huán)向0位移約束，其他自由。用有限元法計算，先作平面穩(wěn)態(tài)溫度場計算節(jié)點溫度，取熱應變基準溫度T0=25℃,把節(jié)點溫度作為溫度載荷，按平面應力問題作熱結構分析。劃分單元，并在熱面加密，以便觀察應力集中情況。對磚來說，膠泥縫使磚的熱面應力在磚-泥連接處集中，當發(fā)生破環(huán)時磚泥連接處將最\環(huán)裂\當砌體熱面磚-泥連接處出現(xiàn)崩角破壞后，崩角部分便失去繼續(xù)約束磚體熱膨脹變形的形和應力。增大膨脹量逐漸增大。磚熱面環(huán)向應力隨RA增大而較快地減小。磚中線的第1主應力，R展，磚體厚度方向出現(xiàn)拉應力并增大。R0u RA=40RA=20RA=60RA=140RA=100RA=160RA=40RA=20RA=60RA=140RA=100RA=160RA=80RA=120下面根據(jù)內襯碳磚的應力狀態(tài)作強度評估(有關強度理論內容，參見附錄C)。(1)按照第1強度理論——最大主應力理論，在受拉應力方向和受壓應力方向建立強度(9-19)在熱端值小，用前式為主。峰值點，大用后式為主。在冷端，小，為正時較大時，用后式。在當前計算參數(shù)和條件下，最危險點在峰值，當高于許用抗拉強度時，發(fā)生環(huán)裂。(2)按莫爾強度理論，強度條件為(9-20)在峰值點，徑向受拉為正值，環(huán)向受壓為負值，為抗拉強度與抗壓強度的許用值之比，值大于第一強度理論使用的。按照莫爾強度理論，碳磚環(huán)裂更易出現(xiàn)。構熱應力破損機制如下：力試驗結果。材料受損減薄，喪失對爐缸熱面層碳磚的縱向支承，加劇磚層的剪斷和彎曲折斷。關于先有裂縫后堿金屬富集還是堿金屬富集造成裂縫的問題，成的，試驗中沒有加入爐料、渣鐵，爐缸結構中也就沒有堿金屬的循環(huán)以及對內襯的侵害。出爐缸內襯環(huán)裂受熱應力控制。作用下產生環(huán)裂。動對內襯的熱沖擊會使熱應力增大，是環(huán)裂發(fā)生的惡化、誘發(fā)因素。冶金熱工爐窯在加熱或溫度波動過程中會出現(xiàn)熱沖擊，高爐提高冶煉強度操作、休風-復風操作、鐵水罐和混鐵魚雷罐的注鐵等是常見的熱沖擊過程。外表面給定對流傳熱邊界條件、熱應力計算中的邊界條件均與上節(jié)的計算相同。程中的溫度場和熱應力，考察這個計算來考察高爐休風-復風操作對爐缸內襯侵蝕破損的影響。(1)無崩角缺損的結構計算內襯結構的瞬態(tài)溫度場和復風終了時刻的內襯熱面應力。補充相關物性參數(shù)(見表9-2)由于內襯結構的蓄熱作用，復風中熱面的熱量k為導熱系數(shù)，C為比熱容，為密度外部冷端結構部分的溫度升高速率比低熱端的低，冷端的溫度低于穩(wěn)態(tài)時的溫度，內部熱端的熱膨脹被冷端結于休風前穩(wěn)態(tài)傳熱的水平。TTSt22.533.545678101507088的。(2)有崩角缺損的結構和熱變形由溫度和溫度梯度及分布、結構形式共同決定。//圖9-13為穩(wěn)態(tài)和升溫終止時刻磚的中線上的半徑方向應力、環(huán)應力值高于穩(wěn)態(tài)的。均高于穩(wěn)定狀態(tài)下的熱應力。這樣爐溫波動對爐缸內襯砌筑體的損傷就更為不利。t 溫度或熱負荷已較高的爐缸，及時開展侵蝕分析掌握內襯工作狀態(tài)，制定合理的休風-復風操作制度，對爐缸安全是十分有益的。率對減輕內襯結構應力損傷是有利的，分步分階段強化冶煉是一種較好的達產方式。脹的影響，熱應力不受熱變形的時間變化率的影響。然出現(xiàn)與之對應的應力與它相平衡。(9-21)式中，k為導熱系數(shù)；為質量密度；為比熱容；為熱應力系數(shù)，;為耦合項，為初始溫度，為應變速率。(9-22)體積應變；拉梅系數(shù)；,,為動力項，為變形加速度。上的非耦合方程和擬靜態(tài)方程。程，針對一維問題作了部分耦合研究。關于耦合項的影響。針對平板，取耦合傳熱方程+擬靜態(tài)熱彈性方程做部分耦合分析和計算，結果表明，耦合項使同一時刻的結構內部溫度降低（與非耦合傳熱相比說明耦合關于動力項的影響，現(xiàn)有的研究認為與熱沖擊產生的無量綱熱彈性波速度v有關，(9-23)L為特性尺寸，對于環(huán)形結構取L為環(huán)形的厚度；；對熱應力的影響低于耦合項的作用。深入研究具有較大的理論和實際意義。型相同單元尺寸下的計算規(guī)模小，故采用。按設計爐型作熱應力計算便失去意義。因此，對設計內襯形狀的熱應力在烘爐狀態(tài)下討論。征，探討鍋底、象腳、蘑菇型侵蝕的熱應力特征和熱應力作用下侵蝕發(fā)展的機理。在柱坐標系下，以爐缸半徑方向為r方向，軸向為z方向，T為溫度。參見第2章表2-2或(10-1)式中，、為材料在r和z方向上的導熱系數(shù)。計算域取包含爐底封板、爐殼和內襯的1個子午面。烘爐時內襯內腔(熱面)按第三類邊界條到爐底封板下表面，取為對流換熱邊界(第三把冷卻壁的冷卻條件移植到爐殼外表面，也取就是無冷卻壁的爐皮打水冷卻的情況。在軸對稱結構的熱應力計算中，設半徑方向r和軸線方向z的位移位u和；應變分別(10-2)拉梅系數(shù)；(10-3)部橫截面取為軸向位移一致約束。傳熱微分方程(2-3)和熱彈性微分方程(10-1)難有解析解，采用有限單元法作數(shù)值計算，計算中的熱傳導模型和結構熱應力模型的尺寸、單元節(jié)點數(shù)目和單元離散形式應保持一致。模擬冷卻條件。3.42.8填料\侵蝕邊界碳磚填料\侵蝕邊界碳磚傳熱邊界填料zrr侵蝕邊界填料z侵蝕邊界填料z一填料碳磚碳磚rr力增大，但應力值變化不大。Cj5571170(a)結構(b)溫度溫度場(℃)(c)第3主應力(MPa)zr (a)結構(b)溫度溫度場(℃)(c)第3主應力(MPa) 圖10-2.3為平底圓角(圓角半徑Rj)的溫度分布和熱應力分布的等值線圖，第3主應力j變化比較明顯，可以推斷當爐底為半球面型時應力最小。Rj2431619(a)結構(b)溫度溫度場(℃)(c)第3主應力(MPa)底圓角形式更有利于開爐初期的減緩內襯的熱應力損傷。該處先出現(xiàn)，進而發(fā)展成象腳形或蘑菇形，文獻[57]認為這是發(fā)生象腳形侵蝕的主要原因。導熱系數(shù)k、彈性模量E、膨脹系數(shù)、泊松比等材料物性是爐缸應力的敏感參數(shù)。導熱這里取定常值作計算，考察它們對熱應力的影響。(1)改變內襯材料的導熱系數(shù)C=300mm溫度場第3主應力場(2)改變彈性模量和膨脹系數(shù)彈性模量和膨脹系數(shù)的同向改變，對熱應力的影響也是同向的。仍以爐角處45°折角系數(shù)的影響更為顯著。膨脹系數(shù)的材料既保證了高強度指標又控制了熱應力，對爐缸結構強度是十分有利的。高爐內襯侵蝕破損調查發(fā)現(xiàn)，爐缸爐底內襯的侵蝕主要發(fā)生在爐缸-爐底連接部位的蘑菇形卻水熱流量等條件，利用前述的軸截面二維模型對服役高爐爐缸內襯侵蝕形貌進行診斷。料物性、傳熱計算中的爐底爐缸側壁的邊界條件、熱應力計算的位移邊界條件等與10.2節(jié)持一致，以方便溫度載荷的施加。35251 6 64zr為均勻。當側壁的侵蝕量加大成蘑菇形時（侵蝕形狀3、4熱應力集中在蘑菇處，爐底部溫度梯度大和不均勻性嚴重，應力集中在曲率影響的基礎上再加大。鍋底+圓角狀侵的內襯熱應力較小，沿侵蝕邊界分布比較均勻，利用內襯的長壽，這一應力總是大。本體，縫開裂便竄鐵；磚縫處的磚本體有應力集中，也會造成磚的剝落和環(huán)裂。從熱應力-趨勢會繼續(xù)延續(xù)。破損調查相符合。(1)爐殼厚度的影響123456(2)冷卻強度的影響123456化不太影響爐底應力。而爐缸熱應力受冷卻強度影響敏感，降低冷卻強度熱應力隨之降度，證渣皮穩(wěn)定或渣皮重生，其后把1150等溫線推向保持足夠的冷卻強度。本章重點以內襯全碳磚定常物性討論了內襯內腔形式的熱應力特征，從熱應后爐缸的長壽打下好的基礎。前高爐生產的重中之重。通過對幾種構造的內襯侵蝕形狀作熱應力計算，鍋底+爐角圓角形式的熱應力較象腳、脹系數(shù)）和砌筑質量。本章通過在爐缸工作條件作簡化的情況下計算其熱應力特征，從應力-強度的角度對爐鮮有開展，特別是材料隨溫度變化的本構關系（即溫度下的應力-應變關系，應力，為應變、為溫度）的研究近乎空白，這些均制約著爐缸結構應力強度工程仿真工作的深入開展。[3]郝素菊，蔣武鋒，方覺編著，高爐煉鐵設計原理[M].北京:冶金工業(yè)出版社,2003[4]王渝斌，李世耀，姜華，陸壽先主編，[13]張鐵,閆家斌.數(shù)值分析[M].北京:冶金工業(yè)出版社.2003:96-101[22]嚴宗達,王洪禮,熱應力[M],北京:高等教育出版社,1993.[35]顏威利，汪友華，工程逆問題的現(xiàn)狀和發(fā)展[J]，河北省科學院學報，1995,(3~4):1-7[36]楊曉帆、陳廷槐，人工神經(jīng)網(wǎng)絡固有的優(yōu)點和缺點[J]，計算機科學，1994,21(2):23-26版),2006,(45)2:170-176.[39]李家新,秦正軍,蘇宇,唐成潤.高爐爐底侵蝕線的計算[J].包頭鋼鐵學院學報,1999,18(3):199-203.[40]陳良玉,李玉,鄔虎林.二維法在高爐爐缸內襯侵蝕模型中的應用研究[J].鋼鐵,2008,45(8):12-15報,1999,21(3):231-233[42]吳俐俊,程惠爾,馬曉東,宋燦陽.基于邊界元法的高爐爐底爐缸侵蝕模型[J].上海交通大學學報，-2005.29(2):25-30報,2008.(28)20:38-43.[46]YuZ,RohitD,FrankH.Numericalanalysisofblastfurnacehearthinnerpro[J].InternationalJournalof[48]李玉,陳良玉,沈鋒滿.高爐爐缸三維穩(wěn)態(tài)出鐵模型[J],東北大學學報.2009,30(5):692-695[J].ISIJ,2001,41(10):1139-1145.[50]BrannbackaJ,SaxenH.Modelforfastputationofblastfurnacehearteel[C],AISTech2007Proceedings:1-8,Indianapolis,Ind.,USA[52]Haji-SheikhA,BeckJV,A