高炉炉缸的应力分析和炉壳开裂补强判据
高炉炉缸内衬侵蚀分析技术--原理与工程应用 (3)
564炉缸内衬侵蚀二维逆解法炉缸炉底内衬的设计内型近似为绕高炉纵轴线的旋转曲面，服役高炉的内衬被逐步侵蚀形成后变成不规则的曲面，严格地其传热为三维空间形态。
在某个轴截面上其内衬侵蚀边界为自炉缸上部、炉角到炉底中心的一条平面曲线；在炉缸的水平横截面上是一条封闭的平面曲线。
在轴截面内，若不考虑环向传热用轴对称二维传热方程来描述其传热，在炉缸横截面内若不考虑纵向（轴向）传热用平面二维传热方程来描述其传热，这便是两个可用来作侵蚀计算的传热模型。
利用第2章所述的炉缸炉底热工测量条件来确定轴、横截面内的侵蚀边界即为内衬侵蚀二维逆解法。
4.1二维逆解的基本原理二维侵蚀计算模型使用二维传热方程。
在柱坐标系O rz -中轴截面二维传热方程为式(2-3)，即1()()0r y T T k T r k T r r r z z ∂∂∂∂⎛⎫⎛⎫+= ⎪ ⎪∂∂∂∂⎝⎭⎝⎭(2-3) 式中，r 为半径坐标，z 为纵向坐标。
在极坐标系O r θ-和平面直角坐标系O xy -横截面二维传热方程为式(2-4)，即0)(1)(=⎪⎭⎫ ⎝⎛∂∂∂∂+⎪⎭⎫ ⎝⎛∂∂∂∂θθθT T k r r T r T k r r (2-4.1) 0)()(=⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛∂∂∂∂+⎪⎭⎫ ⎝⎛∂∂∂∂y T T k y xTT k x y x (2-4.2) 式中，r 为半径坐标，θ为环向坐标；x 、y 分别为平面直角坐标。
二维侵蚀计算原理如图4-1所示。
对某一时刻的炉缸炉底内衬结构，存在一个对应的实际的物理温度场T Ω。
对于具有第1类、第2类热工测量条件的炉缸，这个实际的温度场由设置在内衬中的热电偶温度反映，也可以说，测温点温度能描述这个物理温度场，其描述的精度或准确性与热电偶的数目、分布有关。
假定1150℃等温线位于内衬中，计算中先假定1150℃等温线位置，计算得到一个模型温度场C Ω。
若T Ω和C Ω两者相同，设定的1150℃等温线S C1150就是实际的1150℃等温线S T1150。
汉钢2号高炉炉缸烧漏事故调查分析
汉钢2号高炉炉缸烧漏事故调查分析摘要:对汉钢2#高炉炉缸烧漏事故进行了调查分析,认为炉缸烧漏的主要原因是一代炉龄到期,炉缸炉底碳砖侵蚀严重,又加上冶炼含有铅锌的原料,导致炉缸炉底铅富集,加速碳砖破损,从而导致炉缸烧漏,并提出今后应采取的措施和建议。
关键词:高炉炉缸烧漏分析汉钢2#高炉(450 m3)自2008年开炉生产以来,高炉运行平稳,生产指标逐步提高,因炉顶设备更换为无料钟炉顶后,热风压力和炉顶压力都得到提高,高炉利用系数由中修前的2.8 t/m3·d提高到3.1 t/m3·d。
2008年7月开始炼铁厂三座高炉较大比例配用本地球团矿(硫酸渣和精矿粉焙烧而成),而本地球团矿中铅、锌和砷的含量大大超过公司内控制标准,在本地球团矿配加达到15%以上时,从铁口炮泥往外渗铅,每炉铁后,渣、铁沟里都有铅,渣沟的流嘴处吊着5～10 kg的铅坠子,休风换风、渣口小套时,铅、锌液会不断流出。
陆续3年使用含铅锌的球团矿致使高炉内重金属积存严重超标。
2012年2月2日9:52′,2#高炉发生了炉缸烧漏事故,从炉缸烧漏处排出的铅液(块)总重约2.5 t,排放的炉渣约10 t左右。
事故发生后,高炉大放风、采取紧急切煤气和出铁等措施,于10:20′左右高炉安全休风。
因炉缸烧漏时高炉刚出完铁19分钟,铁面尚未到达炭砖开裂高度,从而避免一起恶性事故。
1 炉缸烧漏前的高炉维护1.1 炉缸生产现状调查2011年10月份,炼铁厂对2#高炉生产运行进行了细致的调查分析,认为高炉炉缸存在着较大的安全生产隐患。
炉缸冷却壁水温差偏高(2.1 ℃～3℃)、炉底温度波动大,炉料中碱金属及有害元素(Pb、Zn、As)含量高,高炉操作面临炉役后期风险加大的不利局面。
1.2 护炉措施针对高炉炉缸隐患,2011年10月25日炼铁厂制定并下发了《高炉护炉措施》。
(1)降低冶炼强度,强化炉况工艺管理与操作,发展中心、抑制边缘气流,严格控制低料线、减少或杜绝高炉崩料悬料,促进炉况长期顺行。
高炉炉皮开裂处理方案
宇丰500m³高炉炉皮开裂处理方案1 炉皮开裂的原因高炉炉壳的裂缝是常见的缺陷，它主要是由应力集中、炉内异常膨胀和热疲劳这三个原因。
通常这三个因素不是孤立的，而是同时存在的。
铁口区和风口是高炉炉壳开孔最大最多的部位，因此是炉壳应力集中突出的部位，也是炉壳裂缝出现最多的地方。
高炉服役进入中、后期，炉内部分冷却壁会出现烧损、烧漏、耐火材料脱落等现象，造成炉皮温度过高、变形，热疲劳。
由于炉壳长期并反复处在这种工作条件下，当达到一定极限时，稍有外力作用便会开裂。
宇丰500m³高炉始建于2007年，投产于2008年，至今已投产近7年，高炉炉壳由于应力集中、炉内异常膨胀和热疲劳的反复作用，已处于应力承受的极限状态。
本次高炉检修时，在内衬爆破的冲击下，处于应力极限的状态风口区和铁口区炉壳部分裂开，需及时处理以保证检修后的使用。
2 焊补方案制定高炉炉壳原始材料为Q235-B,焊接为现场手工焊，焊条J422，双面坡口焊。
由于高炉炉壳长期在恶劣条件下工作，炉壳由于渗碳积碳，炉壳成份发生变化，焊补时应采用J506焊条或焊丝。
由于本次检修不更换冷却壁，故只能采用单面坡口焊。
为保证施工质量，采取以下措施：①、采用单面坡口，背后加垫，手工焊打底，CO2焊焊接铺底过渡层、填充层和盖面层的方式；②、对裂缝两侧钢板采取预热措施，消除热应力；③、沿裂缝间距300mm~500mm，增设立筋板提高炉壳抗裂能力；④、裂缝焊补后，进行探伤试验，合格后使用。
3 炉壳现场焊补3.1用碳弧气刨将裂缝清除干净，开好单面V型坡口，用角磨机和专业棒砂轮打磨坡口，直至露出金属光泽，检查无裂纹后，再进行下一道工序。
3.2预热。
现处于冬季，炉壳温度较低，焊接前按要求将炉壳加热至150℃~200℃进行预热。
3.3先采用焊条电弧焊焊接打底，然后使用CO2焊焊接铺底过渡层、填充层和盖面层。
4 炉壳焊补验收炉壳焊补后，焊补焊缝自然冷却后24小时，进行超声波检测，超声波检测合格后方可投产使用。
天铁2号高炉炉缸炉壳开裂原因分析
属随之而侵入 ，继续氧化破坏 ，致使形成间断的环裂
，
使碳砖 出现环状膨胀 ， 增大炉壳受力 。 炼铁厂技术科 ２ ０ ０４年 ｌ ２月计算 ２ 号高炉人炉料
２ ＿ 碱金属渗透入碳砖产生膨胀 ．２ ４ 锌 负荷在 １ ７ ２６ ｇ ，说 明天铁人炉碱负荷 很高 ， ． ～ ． ｋ／ １ ６ ｔ 尤其是锌负荷 ， 碱金属在炉内循环富集 ， 对炉况 以及 内 衬的影响 已经在国内外达成共识 。碱金属除上述 出现 在漏水处外 ， 还渗透人碳砖。 有研究表 明， Ｎ 打开侵 Ｋ、 ａ 蚀通 道后 ，ｎ 大量进入 ，ｎ及其氧化物对 高炉砖衬 ｚ将 ｚ 的危害非常 大 ： ｚ — Ｚ ０的反应 可以产 生 ５ ％的体 由 ｎ÷ｎ ４ 积膨 胀 ，由 ｚ Ｏ ｎ ｎ —ｚ Ｓ的反应 可以产生 ６ ％的体积膨 ８
⑨ ④ 年 第＠ 总 ｓ 期 ⑨ 期 第日＠
天 号 炉 缸 壳 裂 因 析 铁２ 高 炉 炉 开 原 分
天铁 ２号高炉炉缸炉壳开裂原 因分析
刘 国军 （ 天津 天铁 冶金 集 团有 限公 司技 术 中心， 北涉县 ０６０ ） 河 ５４４
【 摘要 ］ 天铁 ２号高炉炉缸低渣 口区域的炉壳出现了开裂现象 。经分析 ， 其直接原因是炉壳所使用的 Ｑ ３Ａ钢板存在 ２５
表 １ 。
风口 渣口
＠②①⑤⑨＠＠◎｛＠＠⑦⑦＠③④ ！ ）
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铁口
十 王 渣 口部位直接触碳砖 ，由于漏水汽化使炉缸碳 砖氧化产生空隙 ， 在长期炉缸操作中高炉渣铁及碱金
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图 ２ 天铁 ２号高炉炉缸部分裂纹分布展开图
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锄 — ・钢 冶 — — 铁悠 —
月１ ２日开炉投产。 ６ １ 个风 口， 个渣 口， ２ 炉底采用埋管
韶钢炼铁厂高炉炉壳开裂问题探讨
Ｋ ｅ ｒ ｓ ｂ ａ ｔ ｆ ｒ ａ ｅ ｓ ｅ ｌ ｃ ａ ｋ・ｏ ｅ ｓ ｒ ｓ － ｅ ｔ ｔ ｏ ｂ ｅ ｄ ａ ｎ ｓｓ ｂ ｌ－ ｏ ｅ ｆ ｒ ｃ ｏ ｉ ｇ ｗ ａｌ ｙ ｗｏ ｄ ｌｓ ｕ ｎ ｃ ｈ ｌ ｒ ｃ － ｎ ｔｅ ｓ ｔ ｓ ｒ ｕ ｌ ｉｇ ｏ ｉ ｏ ｔ ｈ ｌ ｏ ｏ ｌ ｌ ｚ ． ． ｎ
（ ）总 体 看 来 应 力 值 不 是 太 大 ， 有 １ １ 只 ４通 道 （ 测 区 最 上 部 ） 力 值 较 大 （ ３ ７ ｃ ， 仍 与 监 应 ３ ０ Ｎ／ｍ ） 但 钢 材 的破 断 载 荷 ｏ ＝４ ０ ０ ｃ ］ ０ ０ Ｎ／ｍ 相 差 甚 远 。可 认 为 高 炉 的 监 测 区仍 处 于 正 常 状 态 。
方法 和经验 。
纹 ， 右到左 为 １ 至 ４ 从 。 其 中 １ 裂 纹 自 １ ９ ９ ９年 １ ２月 开裂 ， 纹 宽 度 最 大 曾达 ７ ｍｍ， 时 冷 却 壁 水 裂 ０ 裂 纹 区 的 应 力 测 试 与 分 析 ＃
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口 ， 部 有 ２个 渣 口 和 １个 铁 口 ， 下 部 有 ４条 裂 中 中
韶 钢 炼 铁 厂 拥 有 ５座高 炉 ， 近年 来 ， 厂 采 用 高 该 风 压 、 风 温 、 喷 吹 、 富 氧 等 新 技 术 使 高 炉 年 产 高 大 低 量 得 以 大 幅 提 高 。其 中也 暴 露 出 一 些 制 约其 冶 炼 强 度 提 高 的 因 素 ， 别 是 高 炉 炉 壳 开裂 问 题 尤 为 突 出 。 特 本 文 以 １号 高 炉 为 例 ， 阐述 了 处 理 炉 壳 开 裂 问题 的
湘钢1号高炉炉缸破损原因的调查分析
湘钢1号高炉炉缸破损原因的调查分析刘竹林摘要通过对炉缸、炉底侵蚀状况的调查以及炉缸、炉底实物组成的化学分析,阐述了炉缸、炉底侵蚀曲线形成的原因以及钛护炉的效果。
关键词炉缸破损调查分析INVESTIGATION AND ANALYSIS ON CAUSES TO BREAKAGE OF No.1 BF HEARTH IN XIANGTAN IRON & STEEL CORP.Liu Zhulin(Zhuzhou Vocational Technical School)Synopsis Causes to formation of the erosion curve on the furnace hearth and bottom and effective results of titanium in protection of the furnace have been described by way of probing into the erosion conditions of the furnace hearth and bottom and chemical analysis on their physical componentsKeywords furnace hearth breakage investigation and analysis1 前言湘钢1号高炉(750 m3)是双钟料车式常压高炉。
第二代炉役从开炉到大修生产了16年9个月零22天,其间进行过一次中修,在炉缸侵蚀严重的渣口大套下缘至铁口中心线1.2 m高的区域内捣固了一环800 mm宽的碳素料层。
一代炉役累计生产合格铁4 437 903.8 t,单位容积产铁5 997.167 t。
1号高炉停炉后,为了解炉缸破损原因,成立了科研调查小组,对1号高炉炉缸、炉底的破损情况进行了详细调查和研究。
2 炉缸和炉底侵蚀状况经过对高炉炉缸、炉底的破损情况进行详细的调查,我们发现炉缸部分砖衬侵蚀非常严重,残余砖衬不多。
炼铁高炉炉皮开裂处理施工方案(DOC)
炼铁厂3#高炉炉皮开裂处理施工方案2015年10月07日目录一、编制说明 (1)二、工程概况 (1)三、施工组织体系 (2)四、目标和指标 (2)五、人力资源安排 (2)六、施工进度安排 (2)七、主要项目施工方案 (3)八、施工质量要点 (3)九、施工安全要点 (4)十、主要施工机具表 (4)十一、主要消耗材料表 (5)一、编制说明1、编制依据1.1现场勘察、答疑；1.2国家、地方现行有关施工、质量的技术标准；1.3上海宝冶集团检修分公司企业内部管理标准；1.4本公司以往承担类似工程的施工经验。
2、编制原则2.1积极响应招标文件的规定，确保工期、质量、安全目标的实现；2.2在总体部署和资源配置上尽量做到科学、优化、充沛；2.3在具体施工方案上尽量做到先进、合理，编制上突出重点；2.4为工程着想，积极向业主提出合理化建议。
3、本次采用的施工技术规范和验收规范《机械设备安装工程施工及验收通用规范》 GB50231-2009《炼铁机械设备工程安装验收规范》 GB50372-2006《炼铁工艺炉壳体结构技术规范》 GB50567-2010《钢结构工程施工质量验收规范》 GB50205-2001《钢结构焊接规范》 GB50661-2011《钢结构工程施工规范》 GB50755-2012二、工程概况纵横钢铁集团有限公司炼铁厂3#高炉由于长时间运行，炉壳出现裂缝，同时，风口大套与炉壳间由于炉内耐材膨胀，造成焊缝开裂，严重影响了3#高炉的正常生产运行，因此，纵横钢铁炼铁厂决定借休风机会，对开裂部位进行处理。
本次3#高炉炉皮开裂处理主要工作量如下：1、炉皮四处开裂需处理，处理方法：去除原加强板，原焊缝清根，用506焊条重新焊接，再焊接加强板，具体如下：a、2#风口下开焊约2.5m；b、7#风口下开焊约3.5m；c、12#风口下开焊约0.8m；d、14#风口下开焊约2.5m。
2、1#、2#、7#、8#、9#、10#、11#、12#、13#、14#风口法兰与炉皮之间的焊缝不同程度的开裂，每个裂缝长度2m，需处理。
2350m3高炉本体基础裂缝分析及处理办法
是一类 应用 普通的合成树脂 。环 氧树脂通常指分子 中含有两个或两个 以
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环氧树脂砂浆将此 沟抹平 。裂缝两端 留两个出气孔 。 在 距 裂缝 ２ ０ ０ ｍｍ处 钻 直 径 ｌ ｍｍ孔 洞 ， 沿 南 北 方 向 间 距 ４
１ ． 择 混凝 土 的用 料 上， 在选 应尽 量 使用 水化 热 低 、安定 性好 的水
一是 二是减 为３ ℃ ，混凝 土 内外 温差 没有 大 于２ ℃ 。在７ ９ ７ ５ 月２ 日拆 模发 现裂 缝 时 泥 。降低水 化热通 常有两种方 法： 选用低水化热 的矿渣水泥； 在可 即在 裂缝处 抹 上一层 石膏 来观 察裂 缝是 否继 续 扩大 ，截 至 ８ １ 日石 少水泥用 量， 能的情 况下 可以掺人优 质粉煤 灰从而减少水 泥用量 。 月 ５
，
完毕 。
止注浆 。
在 高 炉 基 础 一 步 ， 二 步 大 脚 处 设 置 冷 水 管 ， 管 与 管 问 距 为 四、裂缝的控制措施 １０ ｍｍ． ５０ （） ． 设计方 面 一 １ 极采 用在混凝土 中掺用膨 胀剂来补偿 混凝土 的收缩 。２ 积 ． 重视对 待 每步 大脚 浇 筑完 混凝 土 后 即采 用 一层 塑 料 布 ，两 层 毛毡 子进
苏钢3#高炉炉底炉壳钢板开裂原因分析
皮 １０ ０℃的温度区间逐渐向下流动， ０￣９０ 直到侵入 炉底 ， 在炉底富集 。渗透到碳砖 ， 造成碳砖膨胀 ， 影 响了碳砖的致密性 。渗透到耐火砖 ， 使得砖衬膨胀 ， 造成炉壳上涨。遇到风冷管 ， 腐蚀风冷管。碱金属 对炉底耐火基墩的侵蚀 ， 在于膨胀性很强的钾霞石， 造成风冷管变形 以及产生裂缝 。 （）当炉况工作不顺时， ３ 尤其是发生恶性悬料、 炉冷和炉内边缘气流发展等事故时， 炉内产生死料 柱， 碱金属通过炉缸死料柱直接渗透到炉底。 （） ４ 碱金属中钾对炉内砖衬和耐火基墩的侵蚀 最大 ， 主要由于碱金属中钾与铝质相结合 ， 生成膨胀 性很强的钾霞石 ， ４ 高炉第 ２ 代炉龄， 炉体上涨了 １０ ２ ｍｍ， 停炉 扒炉 后 发 现 ， 火 基 墩 中心 向上 凸 起 耐 约 ３ ０ ｍ， ０ 造成风冷管变形和拉裂 。 ｍ
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第 ５期
李林 祥 ： 苏钢 ３ 高炉炉底炉壳钢板 开裂原因分析
５ ９
（） ２ 部分碱金属在高炉炉 内沿着炉墙和炉墙渣
２ 苏钢高炉近年来的高炉大修原因分析
３ 炉第 ４代 炉龄 （４ｍ３于 ２０ 高 ９ ） ０２年 １ 月 ２ １ ６
关键词 ： 高炉 ； 炉底 ； 碱金属 中图分类号 ： ５ ９ ＴＦ ４ ．
缝， 方向正南方偏西 ， 裂缝长 １ ０ ｆ ， ０Ｔｎ裂缝宽度 ３ ８ Ｉ Ｏ
１ 概 述
苏钢 ３ 高炉 第 ５代 （４ｍ３ 炉 役 ， 风 口， ９ ） ８个 １ 个 铁 口 ， 个 渣 口， １ 除尘 系 统 为湿 法 电除 尘工 艺 ， 炉 底 结构 采用 ３ 结 构 ， ３ 自焙碳 砖加 ２ ＋２ 即 层 层高 铝
李林祥
（ 苏钢集团有限公司炼铁厂 ， 江苏 苏州 ２ ５５ ） １ １ １
锅炉钢结构的热应力裂缝分析与预防
锅炉钢结构的热应力裂缝分析与预防随着工业发展的不断推进，锅炉在许多生产过程中扮演着重要角色。
然而，随着使用时间的增长和工作条件的复杂化，锅炉可能会面临热应力裂缝的问题。
这些裂缝不仅会影响锅炉的性能和寿命，还可能导致严重的事故。
因此，针对锅炉钢结构的热应力裂缝分析和预防显得尤为重要。
首先，我们需要了解热应力裂缝的形成机理。
热应力裂缝是由于材料在受热膨胀和冷却收缩过程中，由于受到限制而产生的应力超过了材料的强度极限而引起的裂纹。
在高温条件下，热应力容易导致钢结构材料发生塑性变形，甚至发生材料失效。
因此，正确的分析和预防措施对于防止热应力裂纹的发生非常关键。
对于锅炉钢结构的热应力裂缝分析，我们可以从以下几个方面入手。
首先，需要对锅炉的设计和结构进行全面的热应力分析。
在设计过程中，应该考虑到材料的热膨胀系数、应力集中点以及结构的温度差异等因素，从而合理地选择材料和优化结构。
同时，还应根据锅炉的使用条件，对不同工况下的热应力进行数值模拟和分析，以确定可能产生热应力裂纹的位置和程度。
其次，对于已经形成的热应力裂缝，我们需要采取相应措施进行修复和控制。
一种常见的方法是使用焊接技术进行裂缝的填补和增强。
焊接过程中应采用合适的焊接材料和工艺，确保焊接处的强度和稳定性，并通过后续的热处理使焊接区域与周围材料形成一致的组织结构。
此外，也可以使用机械加固和补强手段，例如加厚钢板、添加支撑结构等，以增加锅炉钢结构的整体强度和稳定性，提高其抗热应力裂纹的能力。
除了分析和修复已经形成的热应力裂纹，预防工作也是非常关键的。
首先，需要选择合适的材料。
在锅炉钢结构的选择上，应优选具有较高抗热应力裂纹性能的材料，例如具有较高的冷硬化指数和良好的韧性的合金钢材料。
其次，在设计过程中应考虑到锅炉的使用条件和工作环境，并做好合理的热应力计算和分析，以确保结构的安全性和稳定性。
此外，还应加强对锅炉的监测和维护，定期对锅炉进行检查和保养，及时发现和处理可能存在的问题，防止热应力裂纹的进一步扩展和形成。
防止炉缸气隙是实现高炉长寿的重要环节
防止炉缸气隙是实现高炉长寿的重要环节气隙（炉缸冷却设备与炭砖间出现的间隙，或炉缸炭砖与捣料间以及炭砖内部出现的间隙）是影响炉缸传热能力最主要的因素，其影响程度远大于冷却型式和水速。
气隙的存在严重减弱了炉缸的传热能力，从而减弱了炉缸能够承受的铁水环流强化程度。
同时，气隙又是炉缸漏水的积蓄场所，风口、冷却设备泄漏的水到达炉缸就会聚集在那些冷却壁附近的气隙处，气隙中积聚的水气会导致砖缝和捣料的气蚀，使得气隙进一步发展，导致炉缸状况的恶化。
而且，气隙还加剧了炉缸渣铁壳的脱落。
在炭砖和渣铁壳之间有大量的碳粉沉积，碳的沉积不仅破坏炭砖，而且会富集在炭砖热面与渣铁壳之间，达到一定程度后就会导致渣铁壳粘附不牢固而脱落。
气隙的存在，水分的聚集，为炭砖热面石墨碳的沉积提供了条件。
从上述分析可知，炉缸气隙对高炉正常运行和长寿会造成重大危害，不可轻视。
那么，如何防止炉缸气隙呢？中冶赛迪公司根据他们的生产实践，分析了炉缸产生气隙的各种因素，提出了防止炉缸气隙的一系列有效措施。
一，高炉的设计环节：炉缸耐火材料紧贴炉壳或冷却壁设置，在膨胀缝的设置时应充分考虑炉壳的弹性膨胀，将炉壳的应力和耐火材料的膨胀缝设置结合起来考虑，保证生产过程中耐火材料能够始终紧贴冷却设备，是建立炉缸无气隙操作的重要设计环节。
二，恰当的烘炉操作：烘炉是炉缸长寿链上的关键环节，应开启灌浆孔和实施热水烘炉。
烘炉时应将炉缸的灌浆孔全部开启进行排气，炉底板上宜设置排水管，并在烘炉期间开启，排出烘炉中产生的水和水气。
三，恰当的开炉操作：在开炉初期，为保证将炉墙冷侧的水气彻底排放，胶泥和捣料及时固结，建议利用开炉初期的１个月将炉缸冷却水的温度提高运行，让冷却壁附近的耐火材料温度达到１１０℃的烘干温度，以减小炉墙在以后生产中产生气隙的可能性。
１个月后再将冷却水温度控制在正常运行水平。
开炉和复风的过程，先应进行常压操作，让炉缸耐火材料升温膨胀，然后再提高压力。
四，恰当的灌浆操作：炉缸的灌浆必须采用低压力、低流量操作；灌浆料宜选择硅溶胶结合的碳质压入料，保证压入料的导热性和体积稳定性，不宜采用高挥发分的压入料。
某厂高炉鼓风机风缸裂纹的原因分析及处理
收稿 日期 ：０ ７０ －５ ２ ０ －６２ 作 者 简 介 ： 利 明 （９ ０ ） 男 ， 钢 能源 动 力 公 司工 程 师 ． 魏 １７ ￣ ， 武
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魏利明
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锋 ； 厂 高炉 鼓 风 机 风 缸裂 纹 的原 因 分 析及 处 理 某
１ ３
的第 １ 到 第６ 级 级采 用 可调 静 叶 ， 风量 ７ １ ｍ。 ｒｉ， ７ ０ ／ ｎ ａ
出 口风压 ５ ６ ７ ａ （ 对 压 力 ） 最 大 送 风 压 力 ０ ． ３ ｂｒ绝 ， ． ４ ＭＰ （ 压） ８ ａ表 ，出 口风 温 ２ ４ ６ ， ６ ． ℃ 转速 ３ ０ ｒｍ。 ００ｐ
终导 致裂纹产 生 。另外缸体 的铸造缺 陷也 易导致应 力集 中从 而产 生裂纹 。 关键 词 高炉鼓风机 ；裂纹 ；热应 力
中图分 类号 ： ＴＨ４ 文献标 识码 ： 文章编 号 ：６ １３ ２ （ ０ ７ ０ —０ ２０ ４ Ａ １ ７ —５ ４ ２ ０ ）３０ １—５
承箱 、 瓦 、 轴 汽封 体 、 风缸支 座组成 ， 承箱通过 螺栓 轴
管道安装 时 可能存 在 缺 陷 ， 组 运 行 时产 生 的 热量 机
造 成管 道膨胀 ， 风缸 产 生 外力 。 由于风 缸 的猫 爪 对
和支座连 接 ， 产生 的 外力 最 终 由猫 爪 传 递 到支 座 其
上， 猫爪 和风缸之 间 浇铸 质 量 的好 坏 直 接 影 响猫 爪 和 风缸的连 接强度 。在该 猫爪 和风缸 之 间无 光滑 过
裂 ， 不仅影 响高炉 的正常生产 ， 这 也会 造成机毁 人亡 的重 大事故 ， 是严 重 的设 备缺 陷隐患 和安全 隐患 。
ＧＨＨ 风机 由风 机本 体 、 口管道 、 口管道 组 入 出
高炉炉皮开裂处理方案
宇丰500m3高炉炉皮开裂处理方案1炉皮开裂的原因高炉炉壳的裂缝是常见的缺陷，它主要是由应力集中、炉内异常膨胀和热疲劳这三个原因。
通常这三个因素不是孤立的，而是同时存在的。
铁口区和风口是高炉炉壳开孔最大最多的部位，因此是炉壳应力集中突出的部位，也是炉壳裂缝出现最多的地方。
高炉服役进入中、后期，炉内部分冷却壁会出现烧损、烧漏、耐火材料脱落等现象，造成炉皮温度过高、变形，热疲劳。
由于炉壳长期并反复处在这种工作条件下，当达到一定极限时，稍有外力作用便会开裂。
宇丰500m3高炉始建于2007年，投产于2008年，至今已投产近7年，高炉炉壳由于应力集中、炉内异常膨胀和热疲劳的反复作用，已处于应力承受的极限状态。
本次高炉检修时，在内衬爆破的冲击下，处于应力极限的状态风口区和铁口区炉壳部分裂开，需及时处理以保证检修后的使用。
2焊补方案制定高炉炉壳原始材料为Q235-B,焊接为现场手工焊，焊条J422，双面坡口焊。
由于高炉炉壳长期在恶劣条件下工作，炉壳由于渗碳积碳，炉壳成份发生变化，焊补时应采用J506焊条或焊丝。
由于本次检修不更换冷却壁，故只能采用单面坡口焊。
为保证施工质量，采取以下措施：①、采用单面坡口，背后加垫，手工焊打底，CO2焊焊接铺底过渡层、填充层和盖面层的方式；②、对裂缝两侧钢板采取预热措施，消除热应力；③、沿裂缝间距300mm~500mm，增设立筋板提高炉壳抗裂能力；④、裂缝焊补后，进行探伤试验，合格后使用。
3炉壳现场焊补用碳弧气刨将裂缝清除干净，开好单面V型坡口，用角磨机和专业棒砂轮打磨坡口，直至露出金属光泽，检查无裂纹后，再进行下一道工序。
预热。
现处于冬季，炉壳温度较低，焊接前按要求将炉壳加热至150℃~200℃进行预热。
先采用焊条电弧焊焊接打底，然后使用CO2焊焊接铺底过渡层、填充层和盖面层。
4炉壳焊补验收炉壳焊补后，焊补焊缝自然冷却后24小时，进行超声波检测，超声波检测合格后方可投产使用。
高炉炉壳整体应力的计算
高炉炉壳整体应力的计算静态应力分析是指在高炉正常运行时，分析炉壳在静止状态下所受到的各种力的作用下产生的应力情况。
高炉炉壳受力主要包括炉内燃烧产生的气体压力、炉内物料的重力和热应力等。
动态应力分析主要是对高炉在启动、停车以及状况转变时所受到的各种力的作用下的应力情况进行分析。
这些应力主要包括炉壳的振动应力、冲击应力和热应力等。
下面将分别详细介绍高炉炉壳整体应力的计算方法。
一、静态应力分析的计算方法：1.气体压力产生的应力：炉壳承受煤气压力，其大小与炉内燃烧物料的种类、负荷等参数有关。
根据燃烧理论和流体力学原理，可以计算出炉壳内部各个截面上的气体压力大小，并将其转换为受力的应力大小。
2.物料重力产生的应力：高炉内的矿石、焦炭等物料会对炉壳产生重力作用，在炉壳上产生压力，从而产生应力。
根据物料的重力大小和分布情况，可以计算出炉壳上各个截面上的物料重力产生的应力分布情况。
3.热应力的计算：高炉在不同的工作状态下，温度分布是不均匀的。
通过热力学原理和有限元法等方法，可以计算出高炉各个截面上的温度分布情况，然后根据材料的热膨胀系数和变形规律，计算出炉壳上的热应力。
二、动态应力分析的计算方法：1.振动应力的计算：在高炉的启动和停车过程中，会产生各种振动力，如振动刺激、支承刺激等。
根据振动理论和结构动力学原理，可以计算出炉壳在各种振动力作用下所产生的应力。
2.冲击应力的计算：高炉在启停转变过程中会产生各种冲击力，如炉料落下冲击、喷雾水冲击等。
通过冲击动力学原理和有限元法等方法，可以计算出炉壳在冲击力作用下的应力情况。
3.热应力的计算：在高炉工作过程中，炉壳会受到热负荷的作用，产生热应力。
在高炉启停转变以及窑筒内温度变化较大的情况下，炉壳的温度分布不均会导致热应力的产生。
根据热力学理论和热变形规律，可以计算出高炉炉壳的热应力。
综上所述，高炉炉壳整体应力的计算主要涉及静态应力和动态应力的分析。
根据高炉的具体工作状态和受力情况，可以采用数学模型、有限元法等方法进行分析计算，从而得到高炉炉壳的应力情况。
试论高炉炉缸烧穿原因及对策
试论高炉炉缸烧穿原因及对策摘要近十几年来，高炉炉缸烧穿事故较多，从高冶炼强度的小高炉到较低冶炼强度的大高炉，都有炉缸烧穿的事例。
即使没有炉缸烧穿，也普遍存在炉缸温度过高、炉缸寿命偏低的现象。
本文针对这些炉缸事故和现象，分析了原因，提出了防止炉缸烧穿和寿命偏低的一些对策。
关键词高炉炉缸烧穿寿命上世纪60~70年代，随着高炉冶炼的强化，高炉炉缸烧穿成为高炉寿命的制约因素。
随着炭砖质量的改善，上世纪80~90年代高炉炉缸烧穿的事故减少，但是炉腹至炉身下部的寿命不长，靠增加中修、小修与炉缸炉底的寿命匹配。
进入2000年以后，高炉炉缸烧穿的事故又开始多起来，有的高炉开炉几个月就造成炉缸烧穿，有的开炉3年左右就造成炉缸烧穿。
针对这些烧穿的高炉，业界有所顾虑，客观评价较少，也不便发表文章论述。
即使有事故分析，也由于各种原因，或者人云亦云，而没有真实反映客观事实。
本文综合几个事故示例和一些事故的现象，讨论某些高炉炉缸事故产生的原因和解决对策。
1、炉缸烧穿的主要原因针对强化冶炼的高炉，炉缸烧穿的原因归纳起来有以下几点；1.1炭砖质量因素国内外知名炭砖（包括微孔与超微孔）有几个致命缺点；1）抗铁水溶蚀差，抗铁水溶蚀指数在15%~30%，远小于8%的理想指标。
2）抗水蒸气氧化能力差，炭砖氧化后表面形成蜂窝状，严重降低了其导热性能，使得炭砖得不到冷却，加速了铁水对炭砖的溶蚀。
很多老鼠洞式的局部烧穿与冷却设备局部漏水有直接的关系。
最典型一个实例，一座3200m3高炉开炉32个月后，在一个铁口下方发生老鼠洞式的局部烧穿事故，就是因为引进德国的铁口局部铜冷却壁出水管与铜冷却壁本体焊接处开裂漏水造成的，下列图表可以清晰地看到其烧穿前后的演变过程。
从上表的温度上升比较来看，从2008年的4月到8月，4#铁口处的温升都超过100℃，而其他铁口的温度上升均明显低于该值，说明4#铁口区域的侵蚀相对较为严重，2#与3#铁口侵蚀很轻微，1#铁口最底部侵蚀也较严重。
我国高炉炉缸破损情况初步调查
我国高炉炉缸破损情况初步调查----98e1c792-6eb2-11ec-8573-7cb59b590d7d黄晓煜薛向欣(鞍山钢铁(集团)公司)(东北大学)结合鞍钢2号、7号高炉及2号高炉的调查结果，对我国部分高炉炉缸损坏情况进行了初步调查，并对炉缸损坏原因进行了初步分析和探讨。
认为我国高炉炉缸环形断裂的主要原因是炭砖的物理化学性能差，炉缸炭砖与炉壳之间的热应力；环形裂纹的出现加剧了炉膛的异常侵蚀。
高炉炉缸侵蚀；热应力；环断裂preliminaryinvestigationonblastfurnace中国心脏病huangxiaoyuxuexiangxin(anshaniron&steel(group)co.)(northeasternuniversity)本文对我国大量的火炉进行了初步调查，并对造成地损的原因进行了分析和讨论。
地球裂缝的主要原因are:1.improperphysicalandchemicalpropertiesofbakedcarbonbricks.2.thethermalstr essexistingincarbonbricks,aluminabricksandthefurnaceshell.theformationoftherin gcrackaggravatestheabnormalerosionofthehearth.高炉炉缸；炉缸腐蚀；热应力；环裂目前我国高炉炉缸基本分三种情况：一是引进国外碳砖和技术，使炉缸寿命基本满足生产的要求。
如宝钢1号高炉采用日本大块碳块，一代炉龄达10年多，但还需用钒钛矿护炉；二是多年来在骨干钢铁企业中普遍使用大块焙烧碳砖和高铝砖结合的综合炉底。
因强化冶炼和炉容大型化，此种炉缸寿命只有2～7年。
在采用综合炉底的高炉中，鞍钢7号高炉的破损具有代表性，图1是7号高炉1987年大修时炉缸破损剖面［1］；三是许多中小高炉采用自焙碳砖炉缸，一代炉龄可达6～10年，基本满足生产的要求。
关于高炉炉体破损调查情况介绍
1.2 改善办法按照以上阐发，为改善高炉衬砖的工作状况，使该300 m3高炉通过中修达到内衬更能适应高炉强化冶炼条件下长命的要求，在炉型及炉体布局不变的前提下，①炉底、炉缸采用“低气孔率自焙碳砖复合棕刚玉陶瓷砌体〞复合炉衬，并加强砌炉质量的监督查抄工作；②在炉身部位改用能较好支撑衬砖的扁水箱代替支梁式水箱，以加强对炉身部位砖衬的庇护；③增设温度检测元件，开发、应用炉体状态模型。
中修时，对该高炉的检测元件做了必要的增设，此顶用于检测炉衬状态的测温元件为配合炉体状态模型的成立，相对增设较多。
在整个高炉的衬砖部埋设了52点热电偶：炉身2×4点、炉腰2×2×4点、炉缸2×2×4点、炉底2×5点、炉底底层1点、炉基1点。
2炉体状态模型的成立2.1 模型布局基于以上对高炉砖衬破损状况的查询拜访阐发，炉衬破损较严重的部位主要是炉身中下部和炉缸炉底。
为此，本炉体状态模型设有两个判断子模型，别离用于炉墙结厚与侵蚀的判断以及炉底侵蚀曲线的推定，此中炉墙状态采用神经网络的方法进行揣度，炉底状态采用有限元法进行计算推理。
本模型还设有尺度化操作常识库以用于对高炉操作进行指导。
模型布局如图1所示。
图 1 炉体状态模型的布局Fig.1 Structure of furnace lining condition model2.2 侵蚀判断(1) 炉墙结厚与侵蚀的判断高炉过程控制模型，无论是数学模型还是常识模型，其运行的前提是必需有可供处置的信息(数据)，而这些信息多是由检测传感器提供的，为此，高炉过程控制在很大程度上受检测条件的限制。
对于安钢2号高炉而言，由于检测元件的限制，炉墙的侵蚀(或结厚)状态不克不及直接测出、不克不及简单通过计算热流强度而推知，因此，本模型在计算热流强度的根底上，综合考虑其它有关操作参数，如顺行状况、下料情况、风压与风量关系等，采用神经网络专家系统的方式对炉墙侵蚀(或结厚)趋势作出预报或判断。
炉壳专项修补方案
一、前言炉壳作为电炉的关键部件，其稳定性和安全性直接影响到电炉的运行效率和安全性。
在电炉的使用过程中，由于高温、腐蚀、碰撞等原因，炉壳可能会出现裂纹、变形等问题，影响电炉的正常运行。
为了确保电炉的安全稳定运行，特制定本炉壳专项修补方案。
二、修补原则1. 修补前，应详细检查炉壳损坏情况，确定修补部位、范围和修补方法。
2. 修补过程中，应确保修补质量，避免因修补不当导致二次损坏。
3. 修补材料应选用耐高温、耐腐蚀、强度高的材料。
4. 修补过程中，应遵守相关安全操作规程，确保人员安全。
三、修补步骤1. 炉壳损坏检查对炉壳进行全面检查，确定损坏部位、范围和程度。
根据损坏情况，选择合适的修补方法。
2. 炉壳清理将损坏部位表面的锈蚀、油污、杂物等清理干净，确保修补部位的清洁度。
3. 修补方案制定根据损坏情况，制定修补方案。
主要包括以下几种方法：（1）焊接修补：适用于较小的裂纹、孔洞等缺陷。
选用合适的焊接材料，按照焊接工艺进行修补。
（2）填充修补：适用于较大的裂纹、孔洞等缺陷。
选用合适的填充材料，按照填充工艺进行修补。
（3）粘贴修补：适用于形状复杂的裂纹、孔洞等缺陷。
选用合适的粘贴材料，按照粘贴工艺进行修补。
4. 修补实施按照修补方案，进行修补工作。
确保修补过程中的质量，避免因修补不当导致二次损坏。
5. 炉壳检测修补完成后，对炉壳进行检测，确保修补质量符合要求。
6. 炉壳回装检测合格后，将修补后的炉壳回装到电炉上，确保电炉正常运行。
四、注意事项1. 修补过程中，应严格按照修补工艺进行操作，确保修补质量。
2. 修补材料的选择应符合炉壳的使用环境，保证修补效果。
3. 修补过程中，应遵守相关安全操作规程，确保人员安全。
4. 修补完成后，应对炉壳进行定期检查，及时发现并处理损坏问题。
五、总结本炉壳专项修补方案旨在提高电炉的安全性、稳定性和运行效率。
通过实施本方案，可以有效解决炉壳损坏问题，延长电炉使用寿命。
在实施过程中，应严格按照方案要求，确保修补质量，为电炉的安全稳定运行提供保障。
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在有冷却壁的炉缸结构中, 冷却壁悬挂在炉 壳上, 其四周和内外两侧均有不定型材料, 四周的 不定型材料较铸铁质冷却壁软很多且厚度小, 对 冷却壁的约束很小, 炉缸受热膨胀中冷却壁主要 起径向∀ 支撑垫#作用 冷却壁内外两侧的不定型 材料由于厚度较小, 刚性较小, 也起相同作用 这 样冷却壁以及内外不定性耐火材料层简化为不承 受环向应力的径向受力层 炉缸实际结构简化成 内衬+ 等效径向受力层+ 炉壳的组合结构 2. 2 内衬炉壳组合结构的界面压力 2. 2. 1 基本关系式
求的最小界面压力, 进而提出炉壳纵向开裂补强 的设计原则和炉壳补强判据 给出的算例可供计算参考
关 键 词: 高炉炉缸; 炉壳; 内衬; 纵向开裂; 应力; 补强判据
中图分类号: T F 06
文献标识码: A
文章编号: 1005 3026( 2009) 12 1788 04
Stress Analysis of BF Hearth and Lining and Reinforcement Criterion for Longitudinally Cracked Shell
( 1)
式中: r 为半径坐标; A , B 为由热边界条件确定
的系数, 设内外界面温度分别为 T a, T b, 令 =
a b
,
则系数
=
T aln
T b, B=
T blnaln
T a ln b
内衬, 厚度为 L i ( i = 1, 2, !, 5) , 界面半径和界面 温度分别为 ri , T i ( i = 1, 2, !, 6) 各层材料弹性 模量、泊松比、线膨胀系数为 Ei , i , i ( i = 1, 2, !, 5) 炉壳开裂后的半径间隙为 #a, 炉壳开裂宽 度为 S = 2∃#a
图 2 炉壳开 裂前后的结构 Fi g. 2 Shell before and after cracking
图 1 圆筒结 构体 Fig. 1 Monolayer cylinder
设圆筒体具有定常的弹性模量 E , 泊松比 和线膨胀系数 ; 内外界面有 均匀分布压力 p a, p b; T 0 为热应变基准温度 忽略体积力, 参照文献
( 13)
对于炉壳无开裂的情形,
p5 =
r 5( MA 5p 0 + M C5) - r 2 VC2 r 5( VA2 - M B5)
摘
要: 根据线性热弹性力学理论和高炉炉缸结构受热膨胀的力学特征, 推导了平面轴对称温度分布和
均布压力作用下炉缸结 构的应力和变形计算式 分析 炉缸结 构热 过盈 工作状 态的 应力和 炉壳 纵向开 裂补 强
前后的内衬应力特征, 得出内衬受外缘抗拉强度 控制的结果 由内衬外缘表面的强度条件, 推导出满足强度要
r 5( V∃A 2 + #L E - MB5)
( 11) 式( 11) 为炉墙结构中内衬外缘界面压力的基 本式 若 p 5> 0 则外层对内层有紧箍压力; 若 p 5 % 0 则外层对内层没有紧箍压力, 而是拉力, 使内 衬层更加膨胀
2. 2. 2 其他情况
1) 炉壳无开裂的情形 令半径间隙 #a = 0,
第30卷第 12期 2009 年 12 月
东北大学学报( 自然科学版) Journal of Nort heastern U niversity( Natural Science)
Vol 30, No. 12 Dec. 2 0 0 9
高炉炉缸的应力分析和炉壳开裂补强判据
陈良玉, 李 玉, 李升龙
( 东北大学 机械工程与自动化学院, 辽宁 沈阳 110004)
图 3 所示为内衬炉壳组合结构的分离体 内 衬外界面压力和炉壳内侧压力分别为 p 5, p 2 碳 砖内衬热面压力( 炉缸铁水压力和风压) 为p 0
图 3 炉缸炉墙结构的分离体 Fig. 3 Forced parts of BF hearth
径向变形协调关系( 接触条件) 为
u 5 + #L = u∃2 + #a
CH EN L iang yu , L I Y u, LI Sheng l ong
( School of M echanical Engineering & Automatio n, N ortheastern University, Shenyang 110004, China. Correspondent: CHEN Liang yu, E mail: lychen @ mail. neu. edu. cn)
第 12期
陈良玉等: 高炉炉缸的应力分析和炉壳开裂补强判据
17 89
系, 讨论炉壳开裂补强计算原理和补强判据
1 轴对称温度场和均匀分布压力下 圆筒结构体的变形和应力
如图 1 所示的内外半径分 别为 a, b 的圆筒 结构体, 其稳态定常轴对称温度分布[ 7] 为
T ( r ) = A lnr + B
收稿日期: 2009 04 08 基金项目: 辽宁省科学技术攻关计划项目( 2008216005) 作者简介: 陈良玉( 1959- ) , 男, 山东寿光人, 东北大学教授
文献[ 2- 6] 显示目前的研究大多集中在炉壳 开孔、高炉上部炉壳开裂、整体炉壳的应力和强度 分析以及应力测试 现场对炉缸部位的炉壳破裂 一般作补焊并压入凝固膨胀剂处理, 而对炉缸部 位炉壳开裂的结构应力和补强后炉缸内衬强度等 鲜有研究, 导致补强施工存在一定的盲目性 炉缸 炉壳的温度通常不高于 100 , 其结构主要表现 为受来自内衬的膨胀压力作用, 本文根据结构热 弹性力学的原理, 由炉缸、炉墙的结构特点作必要 简化, 采用平面轴对称计算模型, 分析内衬和炉壳 的应力特征, 及内衬和炉壳的相互作用的力学关
#L = #L - r 5 p 5#L E
( 9)
式 中: 热 膨 胀 量 #L
=
4
iL i
i= 2
T i + T i+ 1 2
-
T 0 ; 弹性变形量 #L E =
4 i= 2
1 Ei
ln
r
ri
i+
1
把上述量和参数代入式( 6) , 注意到
p2 =
r
r5 2+
p5 #a
,
( 10)
解得
p5= r 5( MA 5 p 0 + MC5) + #L - ( r 2 + #a) V∃C2 - #a
Abstract: According to t he linear thermoelast icity and t he mechanical charact eristics of blast furnace heart h due to t hermal expansion, t he f orm ulae t o calculat e t he st ress and deformat ion of BF hearth are deduced under t he condit ions t hat 2 D temperature distribut ion is ax isym met ric and the pressure dist ribut ion is uniform. Analyzing the st ress of BF hearth in overheat ing st at e and that of furnace lining before and aft er reinforcing t he long it udinally cracked furnace shell, t he lining strengt h resulting from t he control of it s outside t ensile strengt h is obtained. T hen, t he minimum interface pressure meeting t he st rengt h requirement is derived f rom t he outside surf ace st rength of furnace lining, thus providing the concept ual design for reinforcing the longit udinally cracked furnace shell w it h a criterion for t he reinforcem ent . A numerical example is given as reference f or relevant calculat ion. Key words: blast furnace heart h; shell; lining; longitudinal crack; st ress; reinforcement crit erion
[ 8- 10] , 平面应力问题下圆筒体内外表面的径向 变形量 u 和环向应力 ! 如下
ub = ( MA p a + M Bp b + M C) b,
( 2)
ua = ( V Ap a + V Bp b + V C ) a,
( 3)
2 !b =
2p a -
(1+ 1-
2) pb +
2
2p T -
( 6)
式中各量:
1) 内衬外缘的变形量, 参照式( 2) ,
u5 = ( M A5 p 0 + MB5 p + MC5) r 5
( 7)
2) 炉壳内缘的变形量, 参照式( 3) ,
u∃2 = ( V∃A 2 p + V∃C2) r∃2
( 8)