毕业设计 高炉本体设计

. 内蒙古科技大学 本科生毕业设计说明书 题     目：包头地区原料条件下1500m3高炉本体设计 学生姓名： 学    号： 专    业：冶金工程 班    级：冶金09-1 指导教师： 摘要 高炉炼铁是获得生铁的主要手段，高炉是炼铁的主要设备，高炉本体设计是炼铁厂设计的基础。本着优质、高产、低耗和对环境污染小的方针，长寿与高效是高炉设计与生产所追求的目标。本设计说明书进行的详细的设计及计算，同时结合国内外一些大型高炉的先进生产操作经验及相关的数据。力求设计的高炉做到高度机械化、自动化和大型化。以期达到最佳的生产效益。 本设计为1500m3高炉本体设计，所设计的炼铁高炉采用的高径比为2.78，高炉的有效利用系数为2.3t/(m3?d)。车间采用岛式布置，出铁场采用圆形出铁场。其炉底和炉缸采用的先进的“陶瓷杯”技术来砌筑，从而达到了隔热保温、减少热损、保护炭砖的目的。炉腹部位用耐火度较高的铝碳转，炉腰和炉身下部用抗渣和防震较好的碳化硅砖，而炉身上部和炉喉用抗刷和抗侵蚀较好的高铝砖。高炉冷却方法采用了炉壳喷水冷却，和板壁结合的方式达到冷却效果，其中板壁结合中用到的冷却壁有光面冷却壁、第三代和第四代冷却壁。合适的钢结构和高炉基础设计保证了高炉的正常冶炼。 关键词  高炉；炉衬；冷却系统；钢结构 Abstract Blast furnace iron making is the main means for pig iron, the main equipment of iron making is blast furnace, blast furnace design of ontology is the foundation of the iron mill design. In line with high quality, high yield, low consumption and pollution to the environment policy of small, long life and high efficiency is the goal of the design and production of the blast furnace. This design manual for detailed design and calculation, at the same time, combined with some large blast furnace at home and abroad advanced production operation experience and related data. Strive to design blast furnace of high mechanization, automation and large. In order to achieve the best production efficiency. This design for 1500 m3 blast furnace body design, The design of the blast furnace high aspect ratio of 2.78,the effective utilization of blast furnace coefficient of 2.3t/(m3?d).Workshop uses the island type layout cast house using circular cast house Blast furnace bottom and hearth uses advanced technology to building "ceramic cup", so as to achieve the heat insulation heat preservation, reduce heat loss and protect the carbon brick. Furnace belly with high refractoriness of aluminum carbon, bosh and furnace body with good slag resistance and shock-proof carborundum brick, The furnace body and brush with resistance and erosion resistance furnace throat good high alumina brick. Blast furnace cooling method USES a furnace shell water spray cooling, cooling effect and partition way, combined with the wooden partition used in cooling stave cooling wall has smooth surface, the third and fourth generation of cooling stave. Appropriate steel structure and foundation design guarantees the normal of the blast furnace smelting blast furnace. Key word: blast furnace body;the lining;of blast furnace cooling system;steel structure 目 录 摘要    I Abstract    II 目 录    III 第一章 文献综述    1 1.1高炉炉型概述    1 1.1.1高炉炉型的发展    1 1.1.2高炉炉龄及其影响因素    2 1.2高炉炉衬的发展    2 1.2.1高炉各部分耐火材料的选择    2 1.2.2我国最新对耐火材料的选择    4 1.3高炉的冷却设备    4 1.3.1高炉冷却的必要性    4 1.3.2高炉冷却的目的    5 1.3.3高炉冷却的方式    5 1.3.4高炉各个冷却方式的发展以及优缺点    6 1.4高炉钢结构以及高炉基础的概述    10 1.4.1高炉的钢结构以及影响因素    10 1.4.2我国高炉钢结构设计的基本现状    11 1.4.3我国在高炉钢结构设计上的差距    12 1.4.4高炉基础的概述    13 1.5高炉设计    15 第二章 炼铁工艺计算    17 2.1原料成分及参数选择    17 2.1.1原料成分    17 2.1.2参数选择    18 2.2原料成分的整理计算    19 2.2.1矿石成分补齐计算    19 2.2.2矿石成分的平衡计算    20 2.2.3燃料成分的整理计算    22 2.3配料计算    23 2.3.1吨铁矿石用量    23 2.3.2生铁成分计算    23 2.3.3熔剂用量计算    24 2.3.4炉料及炉渣成分计算    24 2.4物料平衡计算    25 2.5热平衡计算    29 2.5.1热收入    29 2.5.2热支出    30 2.6高温区热平衡计算    34 2.6.1高温区热收入    34 2.6.2高温区热支出    34 2.7炼铁焦比的计算    36 第三章 高炉炉型设计    38 3.1炉型的计算    38 3.1.1铁口    38 3.1.2渣口    39 3.1.3风口    39 3.1.4日产铁量的计算    40 3.1.5炉缸尺寸计算    40 3.1.6死铁层厚度    41 3.1.7炉腰直径、炉腹角、炉腹高度的计算    41 3.1.8炉喉直径、炉喉高度、炉身高度、炉腰高度    41 3.2炉容的校核    42 3.3出铁场布置    42 第四章 高炉炉衬设计    44 4.1各部位砖衬的选择    44 4.1.1炉底、炉缸部位的选择    44 4.1.2炉腹部位的选择    44 4.1.3炉身中下部及炉腰部位的选择    44 4.1.4炉身上部及炉喉部位的选择    45 4.2各部位砖量计算    45 4.2.1炉底、炉缸的砌筑    46 4.2.2炉腹的砌筑    46 4.2.3炉腰的砌筑    47 4.2.4炉身部位的砌筑    48 第五章 高炉冷却系统设计    52 5.1高炉冷却设备    52 5.1.1高炉冷却目的及方法    52 5.1.2冷却设备    52 5.2冷却器的工作机制    53 5.3合理的冷却结构    54 5.4高炉冷却系统的维护    57 第六章 高炉钢结构及基础    60 6.1高炉钢结构    60 6.1.1高炉本体钢结构    60 6.1.2炉壳    61 6.1.3炉体平台    61 6.1.4炉体框架    61 6.1.5热风围管    62 6.2高炉基础    62 参考文献    63 致  谢    65 第一章 文献综述 1.1高炉炉型概述 1.1.1高炉炉型的发展 高炉是一种竖炉型的冶炼炉，它由炉体内耐火材料砌成的工作空间、炉体设备、炉体冷却设备、炉体钢结构等组成。 高炉生产实践表明：合理的炉体结构，对高炉一代炉龄的高产、优质、低耗和长寿起到保证作用[1]，由此可以看出高炉的炉型应该有炉型和炉龄两个方面阐述。 近代高炉，由于鼓风机能力进一步提高，原料燃料处理更加精细，高炉炉型向着“大型横向”发展[2]。对于炉型而言，从20世纪60年代开始，高炉逐步大型化，大型高炉的容积由当时的1000～1500m3逐步发展到现在的4000～5500m3。随着炉容的扩大，炉型的变化出现以下特征：高炉的HU/D即高径比缩小，大型高炉的比值已降到2.0，1000m3级高炉降到2.5，300m3级高炉也降到3.0左右。和大小同步的还有高炉矮胖炉型发展，矮胖高炉的特征是炉子下部容积扩大，在适当的配合条件下利于增加产量，提高利用系数.但如矮胖得过分，易导致上部煤气利用差，使燃料比升高.此外，从全国节能要求出发，在高炉建设和炼铁生产经营管理中，应既抓产量，又抓消耗、质量和寿命的优秀实例进行总结推广，提倡全面贯彻“高产、优质、低耗、长寿，”八字方针[3]。与盛高炉型相比，矮胖炉型的主要优点是：与炉料性能相适应，料柱阻力减小；风口增多，利于接受风量;高护更易顺行稳定。这些优点，给高炉带来了多产生铁，改进生铁质量，降低燃料消耗和延长寿命的综合效果。通过研究发现,当今用于炼铁的高炉炉喉直径均偏小，其炉喉直径与炉缸直径的比值均小于0.785。通过研究发现，炉喉直径偏小影响炉身的间接还原效率，致使高炉能耗较高，影响高炉经济效益，因此，为了提高高炉炉身的间接还原效率，改善高炉产生技术指标和进行节能减排，特别推出一种扩大炉喉直径的新炉型高炉。采用的技术方案是：它包含炉缸、炉腹、炉腰、炉身、炉喉五部分，其中炉缸在炉腹的下面，炉缸上面连接炉腹，炉腹上面连接炉腰，炉腰上面连接炉身，炉身上面连接炉喉；由上述5部分组成的高炉内型，5个部分的横截面均呈圆形，其中炉缸直径用d表示，炉腰直径用D表示，炉喉直径用d表示，炉喉直径d1与炉缸直径d之比在0.785～1.0之间。从而炉型能够充分发挥炉身的间接还原作用，使高炉节约焦炭，降低消耗，减少二氧化碳排放，能够使钢铁企业降低生产成本[4]。 1.1.2高炉炉龄及其影响因素 实现高炉长寿是高炉生产的主要目标之一。高炉炉龄主要取决于炉缸、炉腹、炉腰、炉身各层冷却系统以及高炉本体结构的实际使用情况。较长的高炉炉龄，无疑在经济上是合理的。高炉长寿是从设计、施工、操作状况等诸多环节统一管理的一项系统工程。一代高炉寿命的长短，直接反映高炉技术装备、操作管理水平和经济效益。若将一代高炉寿命延长几年，其经济效益是显而易见的。在目前高产、低耗的生产条件下，实现长寿具有十分重要的意义。高炉操作炉型是否合理，炉衬的完好率及其及时维护，冷却设备及冷却制度的选择，炉壳结构的稳定性的监护等都是直接影响高炉一代寿命的因素。特别是整个高炉生产期的稳定顺行，积极维护和管理是实现高炉长寿的重要环节，必须给予高度重视。国内高炉炉缸、炉底自采用高导热率的碳质耐火材料和加强冷却以后，寿命显著延长，影响高炉一代寿命的薄弱环节现已转到炉身下部。因此，提高炉身下部的寿命，使之与炉缸、炉底寿命相适应，已成为当前迫切需要解决的课题.影响高炉炉体寿命的因素很多，而且互相制约，问题比较复杂，但在其他诸因素相同，尤其是在稳定操作的情况下，对于由耐火砖衬、冷却器、炉壳组成的现代高炉炉体来说，高炉冷却确实是决定炉体能否长寿的重要原因。 1.2高炉炉衬的发展 1.2.1高炉各部分耐火材料的选择 对于炉衬而言，现代技术的发展，大大地促进了我国高炉技术的进步，高炉炉衬的侵蚀是影响高炉长寿的关键因素之一，随着计算机硬件技术的进步和计算流体动力学的发展，利用数值模拟技术开展有关高炉炉衬侵蚀的研究已成为主要的研究方法，高炉一代寿命大大提高。这除了应归于高炉炉体结构参数趋于合理、操作参数的进一步优化外，还应归功于高炉炉衬耐火材料与施工技术的进步[5]。而高炉各个部分的耐火材料的选择是不同的，粗略的有以下的几个方面分布： 1 炉身上部和中部 炉身的上部主要受固体炉料的机械磨顺和高速煤气流的冲刷作用、碳素沉淀、碱金属和锌的腐蚀，同时受到温度变化的影响。一般选用机械强度好的、气孔率低和热稳定性能好的粘土砖或高铝砖。 2 炉身下部、炉腰和炉腹 从炉身下部到炉腹的砖衬，既受到下降炉料和上升高温高压煤气的磨损，又受到高FeO和高碱度初渣的化学侵蚀，此外，还有碱金属和锌与CO的化学作用，造成砖衬疏松剥落；特别是因高温波动而引起的热冲击破损危害更大，例如在炉况失常、或开炉、或休风期时，由于煤气流分布失常，砖衬内温度场发生剧烈波动，导致砖衬内部产生裂纹。同时，裂纹内伴随有化学产物的膨胀，其结果必然导致内衬很快破损。这些部位应选用机械强度高、热稳定性好、导热性良好和抗化学侵蚀性能的耐火材料。 3 炉缸部和炉底部 炉缸部主要受高温液态渣铁的冲刷、渗透和碱金属熔蚀，故要求选用气孔率低、孔径小、导热性高、抗渣性和抗碱性好的耐火材料。目前，国内外高炉炉底炉缸采用的内衬结构型式大致分为两大类，一是全炭质材料炉底炉缸结构，二是炭质材料—陶瓷材料复合炉底炉缸结构。这两种结构的炉衬都能实现长寿目标，不同之处主要是砖的导热系数相差很大，碳砖在200℃时的导热系数为8～21W/(m K)，陶瓷砖的导热系数≤0.2W/(m K)，是碳砖导热系数的1/40～1/105，因而陶瓷杯复合炉衬具有良好的保温性能[6]。炉缸外环一般采用微孔炭砖、超微孔炭砖、自焙碳砖；炉缸内环采用高铝砖、刚玉转。 4 风口 风口是炉内最高温度区域炉衬经常承受1800～2000℃的高温作用，同时也受到渣铁的冲刷和碱金属的侵蚀。由于高温高压气体从此送入炉内，对炉衬的振动也很严重，因此要求此处砌体具有良好的稳定性。风口带一般采用大块的组合砖砌体，材质为高铝砖、硅线石砖、刚玉砖、碳化硅砖等。 5 铁口 铁口附近的砖衬经常受到渣铁的冲刷和侵蚀，在开铁口和堵铁口时，承受开铁口机的冲击力和泥炮的巨大作用力，而使耐火砖松动造成煤气泄漏；当炉缸冻结或铁口打不开时，有使用氧气烧铁口。因此，在设计铁口砌体时，必须考虑耐渣铁侵蚀和砌体的稳定性和密封性、耐火材料的抗剥落性和抗氧化性能。一般采用大块的组合砖砌体。材质为高铝砖、刚玉砖、碳化硅砖和铝—碳—碳化硅砖等。 1.2.2我国最新对耐火材料的选择 我国大中型高炉的炉缸炉底自50年代末采用碳砖综合炉底以来，在相当一段时期内，其寿命都在10年以上。但随着高炉冶炼强度的不断提高，炉缸寿命依然存在这问题。炉缸炉底上传而导致高炉停炉的现象在国内屡见不鲜。如邯钢1260m，高炉，1992年7月投产，1995年4月炉缸烧穿[7]。 我们就国内目前高炉炉衬耐火材料的应用情况，优选了三套比较有代表性的方案。其中，方案一选择了高导热石墨炭和半石墨化烧成炭砖砌筑炉底：炉缸采用高导热的微孔炭砖；并采用陶瓷杯技术；炉腹、炉腰、炉身下部选用Si3N4结合SiC砖。这种结构选择的材料等级较高，造价较贵。方案二以国产烧炭块代替方案一中的烧成炭砖，并以国内自行研制的与Si3N4结合SiC砖性能接近，而价格便宜得多的铝碳砖部分代替Si3N4结合SiC砖，以达到降低造价的目的。方案三采用了与方案二相同的炉底结构，但在炉腹、炉腰、炉身下部直至中部大量采用烧成铝碳砖代替Si3N4结合SiC砖，进一步降低高炉造价。综合的说其发展途径为：高炉碳砖应开发超微孔碳砖,主要是提高热导率达到20W/m·K以上。降低平均孔径达到<0.05um、<1um孔容积达到>85%，透气度达到0m。还要提高抗氧化性和抗铁水溶蚀性。这样的碳砖将可以完全防止铁水和有害气体的渗透侵蚀。高炉用的半石墨碳砖主要是提高热导率达到20w/m·K以上，还要提高抗氧化性和抗铁水溶蚀性[8]。 1.3高炉的冷却设备 1.3.1高炉冷却的必要性 在高炉炼铁界，为了提高炼铁综合经济效益，国内外炼铁工作者都把延长高炉寿命作为一个非常重要的课题进行研究，高炉寿命与炉体冷却结构，生产操作有着非常密切的关系，高炉后期的修补等技术也起到了重要的作用。高炉炉体冷却结构是高炉长寿的最重要的基础条件，各国对高炉炉体冷却结构作了很多调查及研究工作，以尽量提高高炉一代炉役寿命[9]。 所以继炉衬以后另一个高炉的重要体系不得不被提起那就是高炉的冷却系统。进入21世纪以来,随着国民经济的迅速增长，基础建设的步伐也在不断加快，同时带动了钢铁产业的飞速发展。全国各地的炼铁高炉如雨后春笋蓬勃发展，增长势头十分强劲。说到炼铁高炉众所周知，对于一座高炉来说成熟高效的冶炼技术固然重要，但是如果没有理想的炉体冷却系统与之配套,炉体将会在很短的时间内受到损坏，从而导致高炉一代炉龄时间缩短，使高炉的大修时间提前，加大基建投资成本,直接影响钢铁企业的经济效益。很显然这样的后果大家都不愿看到，所以对一座高炉来说选择一种行之有效的高炉冷却方式就显得非常必要。 1.3.2高炉冷却的目的 高炉冷却的目的在于增大炉衬内的温度梯度，致使1150℃等温面远离高炉炉壳，从而保护某些金属结构和混凝土构件，使之不失去强度。使炉衬凝成渣皮，保护甚至代替炉衬工作，从而获得合理炉型，延长炉衬工作能力和高炉使用寿命。高炉冷却是形成保护性渣皮、铁壳、石墨层的重要条件。高炉常用的冷却介质有:水、风、汽水混合物。 根据高炉各部位工作条件，炉缸、炉底的冷却目的主要是使铁水凝固的1150℃等温面远离高炉壳，防止炉底、炉缸被渣铁水烧漏。而炉身冷却的目的是为了保持合理的操作炉型和保护炉壳。 1.3.3高炉冷却的方式 冷却系统包括：⑴对质量要求低水；⑵设备简单；⑶较低的资本成本；⑷低流量和直接用于冷却水压力[10]。 冷却的方式就目前而言国内高炉采用的冷却方式有三种：工业水开路循环冷却系统；汽化冷却系统；软水密闭循环冷却系统 冷却原理如下：冷却水通过被冷却的部件空腔，并从其表面将热量带走，从而使冷却水的自身温度提高。 ①工业水开路循环冷却工作原理：由动力泵站将凉水池中的水输送到冷却设备后，自然流回凉水池或冷却塔，把从冷却设备中带出的热量散发于大气。系统压力由水泵供水能力大小控制。 ②自然循环汽化冷却工作原理：利用下降管中的水和上升管中的汽水混合物的比重不同所形成的压头，克服整个循环过程中的阻力，从而产生连续循环，汽化吸热而达到冷却目的。 ③软水密闭循环冷却工作原理：它是一个完全封闭的系统，用软水（采用低压锅炉软水即可）作为冷却介质，其工作温度50～60℃（实践经验40～45℃）由循环泵带动循环，以冷却设备中带出来的热量经过热交换器散发于大气。系统中设有膨胀罐，目的在于吸收水在密闭系统中由于温度升高而引起的膨胀。系统工作压力由膨胀罐内的N2压力控制，使得冷却介质具有较大的热度而控制水在冷却设备中的汽化。 1.3.4高炉各个冷却方式的发展以及优缺点 ⑴工业水冷却是使用最广泛的，因为它一次投资低，运行稳定。该系统由泵站、管道、冷却器、喷水池等组成。首先当采用工业净水开式循环方法冷却时,由于工业净水对水质要求较低,可直接在循环泵房的吸水池中加入药剂经沉淀及 过滤处理后去掉水中的悬浮杂质，便可投入运行。由于高炉采用普通工业净化水作为冷却介质时，溶解于水中的可溶性杂质并未得到处理,所以在使用一段时间后，输送介质的管道及炉内冷却设备的通道上容易产生沉积物及水垢，从而导致传热效率降低，使得炉体内的冷却设备因过热而烧损。当冷却设备烧损后需及时更换否则会烧穿炉壁，所以要更换冷却设备，高炉就需要休风,影响生产秩序。另外采用开式循环方式时集水槽内的回水容易受到外界因素干扰，导致水质变差，且回水回流到热水井后需用扬水泵将其输送至晾水塔进行降温冷却后回流至冷水吸水井。由于开式循环过程中要蒸发掉一定量的水，需要定期定量补水。采用开式循环冷却方式的主要优点是：在风口平台上及高炉各层平台的集水槽前可以直观地看到每一块水冷壁和每一个风渣口冷却水运行情况，同时也便于炉前工测量水温，从而直观地观察每一个冷却设备的运行工况。在检修时能及时找出被烧损或堵塞的设备，以利更换。采用开式循环系统时需要引起注意的是当供水流速及流量太大时，由于回水系统靠重力回水流速较低，风口平台上的集水槽容易发生回水溢流(俗称吐水)事故。故为防止此事故发生，建议尽量降低循环水泵房及吸水池的标高，使其与风口平台的集水槽保证一定高差，充分利用回水系统的静压头保持系统平稳运行；另外一条是回水管径宜大不宜小。另外由于密闭循环可以充分利用系统管路的静压头，减少管路系统的水头损失，便于调节控制系统的工作压力，使系统运行可靠，降低动力消耗，据测算可节电耗30%左右。冷却水循环使用，靠喷水池蒸发冷却回水。总之，高炉采用工业水作冷却介质时，无论是直流式还是敞环式，都存在冷却水质差、水质不易稳定、水的循环损失大、允许水温升小、循环水量大等缺点。而最致命的弱点则是容易在冷却器通道壁上结垢。水垢积物通常是指水中成垢盐类结晶或沉淀所产生的沉淀物，对于水质而言（南方是悬浮物，北方是水硬度），会在冷却器内结垢而影响冷却(5mm的水垢在200000kJ/(m2?h)的热流下能使冷却器表面温度比无垢时提高500)，这是造成冷却器烧坏的重要原因。为改善水质一般都用加药处理和定期清洗冷却器来降低水垢的危害；同时还要控制进出水的温度，特别是出水温度不宜高于45°C[11]。 ⑵汽化冷却。在20世纪50年代，前苏联的冶金热工专家将加热炉上成功的汽化冷却移到高炉冷却系统，高炉汽化冷却技术在苏联试验和应用之后，西欧、日本、北美等国也相继引进在一些高炉上采用，我国在60～70年代也曾有10余座大中小型高炉使用过。现在世界上缺水地区还有些高炉使用汽化冷却，气冷的极限值是多少，日本曾在福山5号高炉冷却系统确定之前，对水冷和气冷作了模拟实验比较,结果发现气冷所能承担的最大烧毁热流强度为841千瓦/m2，而在水冷条件下能抵抗的最大烧毁热流强度为1163千瓦/m2（如图1.1）[12]。大部分高炉（包括前苏联的高炉和我国的高炉）的汽化冷却方式已被软水闭路循环冷却或工业水冷却所替代。汽化冷却是将接近沸点(称做欠热度低）的软水作为冷却介质通入冷却器，在冷却器内受热而部分水达到沸点而汽化蒸发，冷却介质变成汽-水混合物，水在汽化时吸收汽化潜热，从而冷却了冷却器，而且节约了大量的冷却水。汽-水混合物的密度比软化水的小，因此在密度差的驱动下，汽-水混合物上升进入汽包。在汽包内汽-水混合物分离为蒸汽和水，蒸汽或回收利用或放散;分离出的水作为冷却介质继续循环使用。完全靠水与汽-水混合物密度差运行的系统叫自然循环汽化冷却；在循环系统中加有热水泵以帮助冷却介质克服运行阻力的叫强迫循环汽化冷却。 图1.1 水冷和汽冷的热承载能力比较 1-热水冷却区；2-过渡区；3-稳定泡核过渡区；4-烧毁区；QC-烧毁热流 采用汽化冷却作为高炉的冷却方式时具有以下优点： ⑴由于汽化冷却介质为软化水或纯水，水质指标较高，可有效防止系统内的水垢形成，延长了冷却设备的使用寿命。 ⑵可以节约大量的工业用水,据测算可节水60%～90%。如采用自然循环方式时因用水量少，可将大水泵改为小水泵，大管道改为小管道，节省基建投资。                          ⑶运行安全可靠、流量小,换热能力大，不必设立事故水塔。当发生停电事故时，在汽包中还贮备有约1h的循环水量可以维持正常的系统自然循环，故仍可安全运行。 ⑷汽化冷却产生的大量低压蒸汽可作为厂区的二次能源加以利用，从经济角度考虑也是非常可观的。它是将欠热度大的软水（水温在45～55°C)利用循环泵在高炉冷却系统内运行，软水在冷却器内吸收冷却器传过来的热达到冷却的目的。一般在冷却器内软水的温升为8～10°C，循环水离开高炉后，用专门的冷却设施将循环软水降温10℃左右，北方地区一般采用大风扇吹（只在夏天高温季节使用，其他各季靠自然通风冷却），南方地区则用工业水热交换器。系统内设有脱气罐。此种冷却方式的优点是采用软水或纯水解决水质对冷却的影响；由于水的欠热度大而且闭路不产生蒸汽，所以运行耗水量少，仅在热水泵轴承密封处有少量渗漏；闭路循环可充分利用静压头，而且可用膨胀罐充来调节、控制系统的压力，系统运行可靠[13]。 汽化的缺点是对高炉热流大波动的适应性差，在突发性尖峰热流时，容易在冷却器水管中形成汽塞，阻碍循环，甚至造成停止循环而将冷却器烧坏。这是汽化冷却没能得到推广和已用过的高炉退回到工业水冷却或改用更稳妥可靠的软水闭路循环冷却的主要原因。 软水闭路循环冷却。软水密闭循环冷却系统的热量是通过热交换器蒸发到大气中的，开式循环系统回水至吸水井再加压上冷却塔时水在冷却塔中蒸发将热量散失出去，在冷却塔周围形成水雾，容易污染环境，而采用软水密闭循环冷却可以节约占地面积50%左右。软水密闭强制循环冷却方式的缺点是：对每一个冷却设备的运行工况不能通过直观的观察来判断是否运行正常，检修时比较困难，需逐一排查。当系统内水流速度加快时，系统阻力也随之加大，所以必须选择一个合适的水流速度才能达到节约能耗的目的。另外它的工程造价相对于开式循环系统来说要大许多，所以选择时要全面地权衡利弊得失，谨慎选用。 综合的说软水闭路循环冷却系统的优点可以简要的做以下的分析说明：  ⑴消除管壁结垢，延长冷却器寿命[14] 该系统使用经过化学处理即除去水中硬度和部分盐类的软水，这就从根本上解决了冷却水管内壁结垢的问题，克服了工业水冷却的致命弱点。尽管热的软环系统介质温度比工业水冷却时高30～40℃，但由于后者冷却管内不可避免地要结垢，使冷却壁体的工作温度可能比汽冷条件下还高。因此，无论是与工业水系统还是汽冷系统相比，软环系统内的冷却器壁体工作温度是最低的.这无疑有利于延长冷却器寿命。 ⑵运行稳定，灵活可靠 首先在本系统中设置了氮气充压容器，可以控制冷却部件内的水温远低于相应压力下水的沸腾温度，即具有较高的欠热度，使系统中的水不汽化，不存在两相流。即使在高热负荷区，汽泡的生成频率也极低，能很快地消失在过冷液中，从而避免了液态沸腾的产生。这就从根本上消除了系统不稳定运行的潜在因素，并具有足够的冷却后备能力，保证冷却部件不致因局部过热而烧毁。其次在全部采用冷却壁冷却的高炉上。一旦事故停电，本系统可以在短期内转为无压汽化冷却，为高炉冷却系统的安全运行创造了条件。系统压力由膨胀罐内充入的氮气压力来控制，不仅提高了系统的密封性，而且亦提高了水的汽化温度，使水具有一定的欠热度，减少了水的汽化量。特别是各循环系统回水进入膨胀罐之前通过了脱气罐，及时脱去了水中气泡，避免产生两相流和膜态沸腾、消除汽塞,使循环水流稳定运行。这里需要指出,脱气罐在整个冷却系统中起着重要作用。因为高炉各部位特别是中部热流强度极不稳定，一旦某处热流强度超过允许值，水温骤然升高,产汽量增多，极易造成局部汽塞,即使时间不长，亦会造成冷却件局部过热而烧损。系统中设置了脱气罐，可以及时排去冷却水中气体，避免水中气体过多造成汽塞[15]。 ⑶补充水量低 工业水敞环系统的补水量包括：蒸发损失、排污损失和水泵密封处的泄漏量，大约占循环水量的4～5%。汽冷补水量大约为产汽量的1.2倍左右。软环系统由于完全密闭，没有蒸发损失，补充水量仅用以补偿水泵密封处的泄漏量或因检修而排放的水量，故其补充水量极小。例如西德狄林根4号高炉（内容积2065m3）软环系统的实际补水量每周仅1.5m3[16]，相当于循环水量的百分之四。现在这种冷却方式已广泛应用于大中型高炉。 1.4高炉钢结构以及高炉基础的概述 1.4.1高炉的钢结构以及影响因素 设计高炉本体钢结构，主要是解决炉顶载荷、炉身载荷传递到炉基的方式方法，并且要解决炉壳密封等。多年实践的结果，目前高炉本体钢结构主要有以下几种形式。 ⑴大框架和炉缸支柱式：炉顶载荷由四根支柱组成的炉体框架传至基础；炉身载荷由炉腰托圈、炉缸支柱传至基础。炉顶法兰与炉顶平台刚性连接，载荷由炉体框架传递，炉喉处设膨胀缝缓冲炉顶和炉身之间热的和机械的变形量。这种结构的特点是炉壳不承受载荷，工作可靠，但高炉风口平台拥剂，操作不方便。这种结构适用于小型高炉。 ⑵炉缸支柱式：炉顶载荷由炉身炉壳传至炉腰托圈和炉缸支柱再传至基础。其特点是节省钢材，但大修时更换炉壳不方便，冶炼中应注意炉身部分冷却，特别是炉龄后期，短时间停水也会造成重大事故；风口平台拥挤，炉前操作不方便。我国中小型高炉曾采用这种结构。 ⑶炉缸、炉身支柱式：炉顶装料设备和煤气导出管、上升管载荷由炉身炉壳传递至炉腰托圈；炉顶框架，大小钟载荷由炉身支柱传递至炉腰托圈；所有载荷通过炉腰托圈传递至炉缸支柱再至基础。煤气上升管和炉顶平台分别装设有座圈和托座，大修更换炉壳时炉顶煤气导出管和装料设备等载荷可作用在平台上。我国50年代大型高炉(V1053m2、Vu l513m3)多采用这种结构。 ⑷炉体框架式：炉顶框架、大小钟载荷、作用在炉体框架上，传递至基础；装料设备和煤气上升管等载荷，由炉壳传递至基础。煤气上升管和炉顶平台亦装有座圈和托座。由于取消了炉缸支柱，风口平台宽敞，炉前操作方便。目前大型高炉多采用这种结构。 ⑸自主式：全部载荷由炉壳承受并传递至基础。结构简单，操作方便，耗钢材少。设计时应尽量减少炉壳折点，制造时折点要平缓过渡，其他结构应不约束炉壳受热膨胀，减少热应力；冶炼时加强炉壳冷却。我国中小型高炉曾采用这种结构[17]。 高炉设备大多数处于腐蚀介质环境中，一些设备和钢结构处于80～200℃高温环境，有较强的腐蚀作用，是钢铁厂腐蚀严重的区域。因此，加强高炉设备及钢结构的防腐蚀措施，是相当重要的。 高炉：炼铁一般是在高炉里连续进行的。高炉又叫鼓风炉，这是因为要把热空气吹入炉中使原料不断加热而得名的。这些原料是铁矿石、石灰石及焦炭。因为碳比铁的性质活泼，所以它能从铁矿石中把氧夺走，而把金属铁留下。 高炉结构荷载认识的深入高炉综合体结构承受多种作用，荷载相当复杂，但不外乎两类：一类决定结构强度，另一类与结构耐久性相关。正是结构强度和耐久性综合决定了高炉结构的寿命。 ⑴煤气压力、炉衬和冷却系统的热膨胀(力)、炉料和铁水压力，决定了正常操作条件下炉壳的结构强度。 ⑵炉内高温的周期作用或突然作用，能使结构产生热疲劳或冲击应力，降低钢材塑性并导致脆性破坏。服役后期，内衬及冷却器的损伤，可导致局部过热或大面积烧红，将产生很大热应力，加速炉壳开裂、美国内陆公司证明，沿炉壳厚度的温度梯度是大应力的主要原因，当最大热应力超过屈服应力，炉壳就会开裂。 ⑶低周疲劳是影响高炉寿命的主要因素。据前苏联对高炉实际工作状态的研究，炉壳是在不同循环特征和不同变化幅度的周期荷载作用下工作的，炉壳10年中荷载变化的循环次数为2×104，荷载不对称系数0.6～0.9。在这种周期荷载作用下，炉壳的应力集中区和焊缝缺陷处出现局部塑性变形，从而产生低周疲劳破坏。 所以，高炉结构的最终寿命，就是正常条件下的结构强度，抵御低周疲劳脆断的时限。大量的实验、分析、实践证实炉壳损坏有两种原因：一是由于疲劳，特别是局部过热引起的疲劳损伤；另一种是突然的脆性断裂。因此，炉壳设计的应力控制应以断裂韧性和疲劳强度为据。以断裂韧性为结构抗裂性指标，K=KlC作为防止脆断的依据，K≦K1C时结构安全；反之亦然[18]。 1.4.2我国高炉钢结构设计的基本现状 高炉就目前已投产的，划分为五种类型⑴带炉身支柱、托圈和炉缸支柱的⑵设在塔式大框架内的自立式高炉⑶全自立式高炉⑷带托圈和炉缸支柱的⑸其它类型高炉[19] 我国高炉钢结构设计技术的水平很不平衡，大致分为3个层次： ⑴北京钢铁设计研究总院、重庆钢铁设计研究院是我国高炉结构设计进入电算阶段的代表，示我国相关技术的先进水准。他们凭借大量的工程实践,先进的计算设备和手段，对高炉钢结构系统包括上料、除尘、炉体框架、上开管、下降管和炉体的综合系统或各部分进行静力或动力分析，炉壳整体或局部进行弹塑性分析。在计算中,将综合系统用空间杆系模型代替，高炉本体简化为空间多质点悬壁杆，整体分析后，再将悬壁杆还原为壳体，用有限元分析。 ⑵一些专业大院,虽然其中也有少数做过大型高炉设计，但基本停留在:a=KD，验算边缘效应及手工计算的水准。按60年代《高炉结构设计技术规定》指导设计，并参考已有经验。一些较新的理论和成果，未被采用。 ⑶中小冶金设计单位基本属于第三层次，主要停留在小型高炉设计上，在未搞清结构受力特点和传力顺序的条件下，沿用已有的经验或图纸，较少考虑设计的技术性和经济性。 1.4.3我国在高炉钢结构设计上的差距 ⑴我国高炉结构设计，还处在以经验为主、计算分析为辅的阶段。设计新建高炉时，技术人员往往参照已建的高炉或已往的经验，确定炉壳厚度和用钢量，决定炉壳的主体结构，计算分析只是参考。其根本原因，就在于没有明确掌握高炉内三项材料的运动规律、炉内化学变化对炉皮的真实压力，以及高温作用、低周荷载对炉壳疲劳与脆断的影响，不得不把经验作为主要依据。 ⑵我国高炉结构设计，已经进入电算时代，已有较为完备、符合高炉工况的计算软件和细部分析能力，能够在弹性薄膜理论和板壳有矩理论指导下，对整体进行分析，也可对局部进行弹塑性分析。但我国高炉结构的设计精度还不高，落后于日本、前苏联等国家。由于我们缺乏对高炉，特别是炉体内部的实验和研究，很难对荷载做进一步的准确统计。因此，不管拥有多么先进的计算设备和手段，校核的数据与使用总有一定距离。而且，在实际设计中，我们只考虑了炉役前期，统计正常操作下的荷载，尽管我们已经考虑内衬膨胀对炉壳的压力，但对热疲劳，低周荷载在炉役后期，对高炉寿命减少的影响没有考虑。断裂力学对结构寿命的估计，还未应用于设计。 ⑶我国还没有统一的高炉设计概念，没有编制自己的设计和计算程序，缺乏明确的炉壳设计控制标准。目前国内没有一本有关的专著，基本沿用苏联理论和规范，以及日本的一些做法，加上各设计单位缺乏相互交流，在市场利益机制的驱使下，必然大部分沿袭旧有设计经验。所以,结构设计进步迟缓。此外，高炉结构设计在技术人员队伍上的断档,也应重视[20]。 1.4.4高炉基础的概述 高炉炉壳：现代化高炉广泛使用焊接的钢板炉壳，只有极少数最小的土高炉才用钢箍加固的砖壳。炉壳的作用是固定冷却设备，保证高炉砌体牢固，密封炉体，有的还承受炉顶载荷。炉壳除承受巨大的重力外，还要承受热应力和内部的煤气压力，有时要抵抗崩料、坐料甚至可能发生的煤气爆炸的突然冲击，因此要有足够的强度。炉壳外形尺寸应与高炉内型、炉体各部厚度、冷却设备结构形式相应。 高炉炉型，高炉炉型指的是高炉工作空间的形状。现代高炉的炉型为五段式炉型，自上而下由以下五部分组成：炉喉、炉身、炉腰、炉腹和炉缸。在炉喉上部还有炉顶平台和炉顶钢圈[21]。 炉喉：高炉本体的最上部分，呈圆筒形。炉喉既是炉料的加入口，也是煤气的导出口。它对炉料和煤气的上部分布起控制和调节作用。炉喉直径应和炉缸直径、炉腰直径及大钟直径比例适当。炉喉高度要允许装一批以上的料，以能起到控制炉料和煤气流分布为限。 炉身：高炉铁矿石间接还原的主要区域，呈圆锥台简称圆台形，由上向下逐渐扩大，用以使炉料在遇热发生体积膨胀后不致形成料拱，并减小炉料下降阻力。炉身角的大小对炉料下降和煤气流分布有很大影响。 炉腰：高炉直径最大的部位。它使炉身和炉腹得以合理过渡。由于在炉腰部位有炉渣形成，并且粘稠的初成渣会使炉料透气性恶化，为减小煤气流的阻力，在渣量大时可适当扩大炉腰直径，但仍要使它和其他部位尺寸保持合适的比例关系，比值以取上限为宜。炉腰高度对高炉冶炼过程影响不很显著，一般只在很小的范围内变动范。 炉腹：高炉熔化和造渣的主要区段，呈倒锥台形。为适应炉料熔化后体积收缩的特点，其直径至上而下逐渐减小，形成一定的炉腹角。炉腹的存在，使燃烧带处于合适的位置，有利于气流均匀分布。炉腹高度随高炉容积大小而定，但不能过高或过低，一般为3.0～3.6m。炉腹角一般为79°～82°；过大，不利于煤气分布；过小，则不利于炉料顺行。 炉缸：高炉燃料燃烧、渣铁反应和贮存及排放区域，呈圆筒形。出铁口、渣口和风口都设在炉缸部位，因此它也是承受高温煤气及渣铁物理和化学侵蚀最剧烈的部位，对高炉煤气的初始分布、热制度、生铁质量和品种都有极重要的影响。炉缸高度的确定包括渣口的高度﹑ 风口高度的确定以及风口安装尺寸的确定。高炉炉型是炉体系统的基础，炉型的好坏不但关系到高炉是否高产稳产，也关系到高炉煤气利用的好坏和燃料比的大小，同时，也对高炉寿命的长短起着重要作用。 高炉炉型应该根据炉容大小、矿石品种、品位、熟料率、球团率、焦炭质量以及内衬和冷却壁的形式等多种因素共同确定。一般而言，炉容越大、品位越高、熟料率越高、球团比越大、内衬越薄、炉型相对越矮胖，反之炉型越瘦长。在我国，随着各钢铁企业大力提高矿石品位、提高熟料率及球团比以及薄壁内衬的盛行，高炉有逐渐矮胖的趋势[22]。 炉底：高炉炉底砌体不仅要承受炉料、渣液及铁水的静压力，而且受到1400～4600℃的高温、机械和化学侵蚀、其侵蚀程度决定着高炉的一代寿命。只有砌体表面温度降低到它所接触的渣铁凝固温度，并且表面生成渣皮（或铁壳），才能阻止其进一步受到侵蚀，所以必需对炉底进行冷却。通常采用风冷或水冷。目前我国大中型高炉大都采用全碳砖炉底或碳砖和高铝砖综合炉底，大大改善了炉底的散热能力。 炉基：它的作用是将所集中承担的重量按照地层承载能力均匀地传给地层，因而其形状都是向下扩大的。高炉和炉基的总重量常为高炉容积的10～18倍（吨）。炉基不许有不均匀的下沉，一般炉基的倾斜值不大于0.1％～0.5％。高炉炉基应有足够的强度和耐热能力，使其在各种应力作用下不致产生裂缝。炉基常做成圆形或多边形，以减少热应力的不均匀分布。炉基表面受热不均是基础产生裂缝和混凝土遭到破坏的主要原因。由于基础长期在高温作用下，不仅产生了相当大的内应力和变形，并改变了材料的物理学性能，使钢筋混凝土失去了它的承载能力。普通混凝土温度超过400℃时，由于石灰的水化作用，混凝土即在空气中自行破坏[23]。 实践证明采用在炉底耐火层与炉基钢筋之间的素垫层内钻孔布设水放射状的双层冷却管，向内管注入冷水、经外管和内管之间的环状间隙流出并带出热量的循环水冷却方案，对降低高炉炉基及炉底温度并将其控制在一个确保高炉正常工作的允许温度范围、维持炉基安全并减缓炉底熔蚀、延长一代炉龄、节省巨额的高炉翻修费用切实可行，技术经济效果显著。 炉衬：高炉炉衬组成高炉的工作空间，并起到减少高炉热损失、保护炉壳和其它金属结构免受热应力和化学侵蚀的作用。炉衬是用能够抵抗高温作用的耐火材料砌筑而成的。炉衬的损坏受多种因素的影响，各部位工作条件不同，受损坏的机理也不同，因此必须根据部位、冷却和高炉操作等因素，选用不同的耐火材料。 炉喉护板：炉喉在炉料频繁撞击和高温的煤气流冲刷下，工作条件十分恶劣，维护其圆筒形状不被破坏是高炉上部调节的先决条件。为此，在炉喉设置保护板（钢砖）。小高炉的炉喉保护板可以用铸铁做成开口的匣子形状；大高炉的炉喉护板则用100～150mm厚的铸钢做成。炉喉护板主要有块状、条状和变径几种形式。变径炉喉护板还起着调节炉料和煤气流分布的作用[24]。 通过研究分析和考证涂层防腐是通过抑制金属表面上局部电池的电化学反应来实现的。控制阴极反应或增大阴阳极间的电阻，利用含钝化性料底漆，使铁表面钝化。涂漆的作用相当于增大了阴阳极的电阻，从而减小了腐蚀电流，达到了电阻大，腐蚀电流小，涂层保护性好的效果。 一般的炉喉、炉身、炉腰、炉腹部分腐蚀较轻微，是因为高炉表面温度较高，实测平均温度70℃以上。炉壳、炉腰等部分表面始终保持干燥，不受含水潮湿空气的腐蚀，因此不具备碳钢在中性环境下发生电化学腐蚀。 电化学腐蚀的必要条件：含溶解氧的水或含有水分的潮湿空气[25]。 腐蚀电化学反应： Fe一Fe2++2e……⑴阳极(氧化)反应 2H2O+O2+4e一4OH—…⑵阴极(还原)反应注意表达式 其中阴极(还原)反应,没有水而不能进行,因而也就不能产生氢氧根离子氢氧根。而铁锈Fe(OH)3的生成需要有OH—离子存在,所以高炉炉壳上部腐蚀轻微。 以上是介于高炉的基本钢结构的基本介绍，对于生产过程中对于高炉各个部分的影响作以下分析和处理，以便于更为有利的进行生产，节约成本。 1.5高炉设计方案 本高炉本体以五段炉型为标准，内型设计也予以足够的重视。本设计高炉（1500m3）属于大型高炉，其高径比为2.78。以适应原料条件为前提，以冶炼过程能够顺行为保障，以日产量最大，质量最优，能耗最低，寿命最长为目标进行设计。 为达到以上目标，本高炉设计方案如下： ⑴炉型参照各大高炉在允许范围计算，并与国内外同级高炉分析比较后确定。 ⑵炉底炉缸采用“陶瓷杯”技术，加深炉缸炉底及死铁层深度。 ⑶风口以下使用光面冷却壁，炉腹炉腰及炉身下部采用第三、第四代冷却壁，且采用板壁结合的方式铺设，炉身中上部采用第三代铜质冷却壁。炉喉采用复合钢砖。 ⑷冷却系统采用软水密闭循环冷却系统。 ⑸炉体各部位结合工况及冷却结构选用优质经济的耐材。 第二章 炼铁工艺计算 2.1原料成分及参数选择 2.1.1原料成分 高炉采用烧结矿、球团矿和澳矿三种矿石冶炼，矿石、石灰石原始成分表如2-1，其中，烧结矿：球团矿：澳矿=75:15:10。 表2-1  矿石成分表（％）   TFe Mn P S F FeO CaO 烧结矿 53.200 0.780 0.068 0.060 0.404 8.600 11.560 球团矿 61.200 0.040 0.024 0.030 0.056 2.400 0.820 生矿 65.350 0.165 0.048 0.021 0.029 1.860 0.100 硅石 1.083 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.165 石灰石 0.000 0.000 0.005 0.030 0.000 0.000 56.000                 续表2-1  矿石成分表（％）   SiO2 MgO Al2O3 RexOy K2O Na2O CO2 烧结矿 6.650 2.280 0.489 0.980 0.289 0.350 0.000 球团矿 8.150 0.108 0.387 0.030 0.100 0.193 0.000 生矿 2.718 0.128 0.807 0.000 0.013 0.000 0.000 硅石 96.000 0.076 2.212 0.000 0.000 0.000 0.000 石灰石 0.390 0.090 0.170 0.000 0.000 0.000 43.283                 高炉使用的焦炭及喷吹的煤粉，其成分如表2-2、表2-3所示。 表2-2  焦炭成分表（％） 固定碳（％） 灰分（13.570％） SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO FeS P2O5 83.880 47.015 39.794 5.895 0.737 6.116 0.368 0.074                 续表2-2  焦炭成分表（％） 挥发分（1.030％） 有机物（1.520％） 合 全 游离 CO2 CO CH4 N2 H2 H N S 计 硫 水 0.150 0.490 0.150 0.086 0.150 0.500 0.249 0.771     3.700                       表2-3  煤粉成分表（％） C H O N S H2O 78.990 2.390 4.030 0.740 0.580 0.900             续表2-3  煤粉成分表（％） 灰分（12.370％） 合计 SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO   5.586 5.290 0.560 0.218 0.710               2.1.2参数选择 ⑴铁水中[S]=0.05％，[Si]=0.5％。 ⑵炼铁焦比K=400kg／t，煤比M=120kg。 ⑶规定炉渣碱度R=CaO／SiO2=1.03。 ⑷选取铁的直接还原度rd=0.45，氢的利用率35％。 ⑸鼓风湿度测定为12.5g／m3。 ⑹热风湿度为1100℃。 ⑺高炉使用冷烧结矿，炉顶温度为200℃。 ⑻高炉有效利用系数 ηv=2.3。 ⑼元素在生铁、炉渣与煤气中的分配表，见表2-4。 表2-4 元素在生铁炉渣煤气中的分配率 项目 Fe Mn P S 生铁 0.997 0.5 1.0   炉渣 0.003 0.5 0   煤气 0 0 0 0.05           2.2原料成分的整理计算 在进行炼铁计算时，需要用到完整的物料化学成分，但是现场给出的成分往往不是完整的。要进行准确的工艺计算，必须对给出的原料成分进行加工计算，把原料成分补齐并平衡成100％。 2.2.1矿石成分补齐计算 本设计中高炉采用包头原料（烧结矿，球团矿，澳矿，三种矿的配比为烧结矿：球团矿：澳矿=75: 15: 10）冶炼。矿石，硅石、石灰石成分的补齐计算如下： ⑴烧结矿的补齐计算 由Mn计算MnO： MnO=Mn×71／55=0.780×71／55=1.007 由P计算P2O5：P2O5=P×142／62=0.068×142／62=0.156 由S计算FeS：FeS=S×88／32=0.060×88／32=0.165      由F计算CaF2：CaF2=F×78／38=0.404×78／38=0.829 由FeO,FeS及TFe计算Fe2O3：FeO=FeO×56／72=8.600×56／72=6.689 FeS=FeS×56／88=0.165×56／88=0.105 Fe2O3中Fe量为：Fe(Fe2O3)=TFe-[Fe（Fe0）-Fe(FeS)] =53.200-(6.689+0.105)=46.406 因此，Fe2O3的含量为：Fe2O3=Fe(Fe2O3)×160／112=46.406×160／112=66.294 ⑵球团矿的补齐计算 由Mn计算MnO： MnO=Mn×71／55=0.040×71／55=0.052 由P计算P2O5：P2O5=P×142／62=0.024×142／62=0.055 由S计算FeS： FeS=S×88／32=0.030×88／32=0.083 由F计算CaF2：CaF2=F×78／38=0.056×78／38=0.115 由FeO，FeS及TFe计算Fe2O3：FeO=FeO×56／72=2.400×56／72=1.867 FeS=FeS×56／88=0.083×56／88=0.053 Fe2O3中Fe量为：Fe(Fe2O3)=TFe-[Fe（Fe0-Fe(FeS)] =61.200-(1.867+0.053)=59.28 因此，Fe2O3的含量为：Fe2O3=Fe(Fe2O3)×160／112=59.28×160／112=84.686      ⑶生矿的补齐计算 由Mn计算MnO2： MnO2=Mn×87／55=0.165×87／55=0.261 由P计算P2O5：P2O5=P×142／62=0.048×142／62=0.110 由S计算FeS2： FeS2=S×120／64=0.021×120／64=0.039 由F计算CaF2： CaF2=F×78／38=0.029×78／38=0.060 由FeO,FeS2及TFe计算Fe2O3：FeO=FeO×56／72=1.860×56／72=1.447 FeS2=FeS2×56／120=0.039×56／120=0.018 Fe2O3中Fe量为：Fe(Fe2O3)=TFe-[Fe（Fe0）-Fe(FeS2)] =65.350-(1.447+0.018)=63.885 因此，Fe2O3的含量为：Fe2O3=Fe(Fe2O3)×160／112=63.885×160／112=91.264 ⑷硅石的补齐计算 Fe2O3中Fe量为：Fe2O3=TFe×160／112=1.083×160／112=1.547 ⑸石灰石的补齐计算 由P计算P2O5：  P2O5=P×142／62=0.005×142／62=0.011 由S计算FeS2： FeS2=S×120／64=0.030×120／64=0.056 2.2.2矿石成分的平衡计算 球团矿的平衡计算 原材料中CaO量是扣除和CaF2结合CaO剩余的 CaO=0.820-（0.115×56）／78=0.737 ∑=2.40＋84.686＋0.737＋0.108＋……＋0.115＋0.100＋0.193 =97.096 ︱∑-100︱=︱97.096-100︱=2.904﹤3％ 由此可知偏差较小，在允许的范围内，可以进行矿石成分的平衡计算。 按照平衡计算 Ni′=Ni／∑×100％ FeO=2.40／97.096×=2.472 Fe2O3=84.686／97.096=87.219 同理可求出其它各项平衡后含量。 由平衡后各氧化物含量可求出TFe、Mn、P、S、F的含量 TFe=2.472×56／72＋87.219×112／160＋0.085×56／88 =63.030 Mn=0.054×55／71=0.042 P=0.057×62／142=0.025 S=0.085×32／88=0.031 F=0.118×38／78=0.057 同理，可以计算出烧结矿和生矿中个组分平衡后的含量，各矿石成分如表2.5所示。 表2-5  原料成分表(％) 成分 TFe Mn P S F FeO Fe2O3 烧结矿 53.708 0.788 0.069 0.061 0.408 8.682 66.927 球团矿 63.030 0.042 0.025 0.031 0.057 2.472 87.219 生矿 67.151 0.169 0.049 0.021 0.030 1.911 93.780 硅石 1.083 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 1.547 石灰石 0.000 0.000 0.005 0.030 0.000 0.000 0.000 混合矿 56.451 0.614 0.060 0.053 0.318 7.073 72.656                 续表2-5 原料成分表(％) 成分 CaO MgO Si02 Al2O3 MnO MnO2 P2O5 烧结矿 11.070 2.301 6.714 0.494 1.017 0.000 0.157 球团矿 0.759 0.111 8.394 0.398 0.054 0.000 0.057 生矿 0.059 0.132 2.793 0.829 0.000 0.268 0.113 硅石 0.165 0.076 96.000 2.212 0.000 0.000 0.000 石灰石 56.000 0.090 0.390 0.170 0.000 0.000 0.011 混合矿 8.422 1.756 6.574 0.513 0.771 0.027 0.138                 续表2-5 原料成分表(％) 成分 FeS FeS2 RexOy CO2 CaF2 K2O Na2O ∑ 烧结矿 0.167 0.000 0.989 0.000 0.837 0.292 0.353 100 球团矿 0.085 0.000 0.031 0.000 0.118 0.103 0.199 100 生矿 0.000 0.040 0.000 0.000 0.062 0.013 0.000 100 硅石 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 100 石灰石 0.000 0.056 0.000 43.180 0.000 0.000 0.000 100 混合矿 0.138 0.004 0.746 0.000 0.652 0.236 0.295 100                   2.2.3燃料成分的整理计算 其成分如表2.2，表2.3所示。 表2-6 焦炭成分表（％） 固定碳（％） 灰分（13.570％） SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO FeS P2O5 83.880 6.380 5.400 0.780 0.100 0.830 0.050 0.010                 续表2-6 焦炭成分表（％） 挥发分（1.030％） 有机物（1.520％） 合计 全硫 游离水 CO2 CO CH4 N2 H2 H N S 0.150 0.490 0.150 0.086 0.150 0.500 0.249 0.771     3.700                       表2-7 煤粉成分表（％） C H O N S H2O 78.990 2.390 4.030 0.740 0.580 0.900             续表2-7 煤粉成分表（％） 灰分（12.370％） 合计 SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO   5.586 5.290 0.560 0.218 0.710               2.3配料计算 2.3.1吨铁矿石用量 ⑴冶炼1吨生铁燃料带入的铁量Fef Fef=K×FeK＋M×FeM =400×(0.008×56／72＋0.0005×56／88)＋120×0.0071×5672 =2.616＋0.663 =3.279 kg ⑵计算矿石用量A =1676.560kg 2.3.2生铁成分计算 [Fe]=（1676.560×0.56451＋3.279）×0.997／10=94.686（％）（％） [P]=（1676.560×0.00060＋400×0.000001×62／142）／10 =0.100（％） [Mn]=1676.560×0.00614×0.5／10=0.515（％） [C]=100-94.686-0.515-0.500-0.100-0.05=4.149 (％) 生铁成分列入表2-8。 表2-8生铁成分表 项目 Fe Si Mn P S C ∑ 比例 94.686 0.5 0.515 0.100 0.05 4.149 100                 2.3.3熔剂用量计算 矿石、燃料带入的CaO量=1676.560×0.08422+400×0.008+120×0.0056 =145.071 kg 矿石、燃料带入的SiO2量（要扣除还原Si消耗的）=1676.560×0.0657+400×0.064+120×0.0586-10×0. 5×60／28 =132.135 kg 炉料中的CaO较多，需要配加酸性熔剂硅石，硅石用量如下： =（132.135×1.03-145.071）/（0.00165-1.03×0.96） =9.089 kg 2.3.4炉料及炉渣成分计算 炉料带入的各种炉渣组分的数量为 ∑CaO=145.071+9.089×0.00165=145.086 kg ∑SiO2=132.135+9.089×0.96=161.367 kg ∑Mg0=1676.560×0.01756+400×0.001+120×0.00218+9.089×0.00076 =30.109 kg ∑Al2O3=1676.560×0.00513+400×0.054+130×0.0529+9.089×0.0212 =36.741 kg 渣中MnO量=1676.560×0.008×0.5×71／55=8.657 kg 渣中FeO量=10×94.686×0.003×72／（56×0.997）=3.663 kg 渣中K2O量=1676.560×0.00236=3.957 kg 渣中Na2O量=1676.560×0.00295=4.946kg 渣中RexOy量=1676.560×0.0075=12.567 kg 渣中F量=1676.560×0.00318×0.58=3.092kg 每吨生铁炉料带入的硫量（硫负荷） ∑S=1676.560×0.00053＋400×0.0073＋120× 0.0058=4.505 kg 进入生铁的硫量=10×0.05=0.5 kg 进入煤气的硫量=4.505×0.05=0.225kg 进入渣中的硫量=4.505-0.5-0.225=3.78 kg 炉渣组成列入表2-9。 表2-9 炉渣成分组成表 项目 CaO MgO SiO2 Al2O3 MnO FeO 数量（kg） 145.086 30.109 140.860 36.741 8.657 3.663 成分（%） 37.05 7.69 35.97 9.38 2.21 0.94               续表2-9 炉渣成分组成表    项目 S/2 0.58F RexOy K2O Na2O ∑ 数量（kg） 1.890 3.092 12.567 3.957 4.946 391.580 成分（%） 0.48 0.79 3.21 1.02 1.26 100.00               炉渣性能校核：炉渣实际碱度R=166.21／161.37=1.03 炉渣脱硫之硫的分配系数Ls=2×S渣／[S]=2×0.48／0.05=19.2 由炉渣成分及性能校核能够看出，这种炉渣是符合高炉冶炼要求的。 2.4物料平衡计算 对于炼铁设计的工艺计算，直接还原度rd及氢的利用率等指标是已知的，它们在前面已经给出。这里还假定入炉碳量的1％与氢反应生成CH4。按鼓风湿度的转换公式，鼓风湿度应为φ=0.00124×12.5=0.0155（即1.55%）假定1%与氢气反应生成甲烷。 ⑴鼓风量的计算 燃料带入的可燃碳量Cf Cf=K×CK＋M×CM=40×0.8388＋12×0.7899=430.31kg 生成CH4耗碳CCH4=430.31×0.01=4.30kg 生成渗碳Cc=10×4.149=41.51g 每吨生铁的氧化碳量Co=430.31-4.30-41.51=384.51kg 其它因素直接还原耗碳Cda Cda=10×（0.5×24／28＋0.515×12/55+0.100×60／62）＋3.78×12/32 =7.795kg 铁的直接还原耗碳CdFe=12×946.86×0.45/56=91.304kg 风口前燃烧碳量Cb=384.51-7.795-91.304=285.411kg 风口碳量所占比例为  Cb／Cf=285.411/430.31=66.33% 鼓风含氧量O2b=0.21+0.29×0.0155=0.2145 每吨生铁的鼓风量Vb Vb =｛Cb／24-M×（OM＋H2OM×16／18）／32｝×22.4／O2b =｛285.411/24-120×(0.040+.009×16/18)/32｝×22.4/0.2145 =1222.98m2 鼓风密度ρb=1.288-0.484×0.0155=1.280 kg／m3 每吨生铁的鼓风质量  Gb=1222.95×1.280=1565.41kg ⑵煤气组分及煤气质量计算 ① CH4 VCH4=400×22.4×0.001／16＋4.30×22.4/12 =8.59 m3 ② H2 鼓风湿风分解的氢=1222.98×0.0115=14.06 m3 燃料带入的氢=｛400×（0.0015＋0.005）＋120×（0.0239＋0.008×2／18）｝×22.4／2 =62.44 m3 入炉总氢量∑H2=14.06＋62.44=76.50 m3 生成CH4耗氢=4.30×2×22.4／=16.05 m3 设定有35％的氢参加直接还原，还原质量 H2r=76.50×0.35=26.78 m3 进入煤气的氢量VH2=76.50－16.05－26.78=33.67 m3 高炉中氢的还原度（假定还原氢均参与浮士体的还原） ri（H2）= =0.070 ③ CO2 矿石带入的CO2=0 m3 熔剂分解出的C02=0 m3 焦炭带入的CO2=400×0.0015×22.4／44=0.31 m3 由炉料共带入CO2=0.31m3 高级氧化铁还原生成MnO生成的CO2=1676.560×0.7266×22.4／160 =170.55 m3 矿石中MnO2还原成MnO生成的CO2 =1676.560×0.00027×22.4／87 =0.117 m3 由FeO还原成Fe生成的CO2 =10×94.69×（1－0.45－0.070）×22.4／56 =181.80 m3 因还原共生成CO2=170.55＋0.117＋181.80=352.47 m3 煤气中的CO2总量VCO2=352.47＋0.31=352.78 m3 ④ CO 风口前燃烧碳生成的CO=285.411×22.4／12=532.77 m3 铁直接还原生成的CO=91.304×22.4／12=170.43 m3 其它直接还原生成的CO=7.795×22.4／12=15.55 m3 上列三项CO量=532.77＋170.43＋14.55=717.75 m3 （由一氧化碳量直接求得CO=374.51×22.4／12=717.75 m3，与上面计算式吻合的） 焦炭挥发带入的CO=400×0.0049×22.4／28=1.57 m3 熔剂在高温区分解出CO2转变成CO=0 m3 扣除间接还原消耗的CO后，进入煤气中的CO总量为 VCO=717.75＋1.57－352.47=366.85 m3 ⑤ N2 鼓风带入的N2=1222.98×（1－0.21）×（1－0.0155） =951.18 m3 焦炭、煤粉带入的N2 =｛400×（0.00086＋0.00249）＋120×0.0074｝×22.4／28 =1.78 m3 煤气中N2量VN2=951.18＋1.78=952.96 m3 将上列计算结果列表2-10，求出煤气（干）总量及煤气成分 表2-10  煤气组成表 项目 CO2 CO H2 CH4 N2 ∑ 体积 m3 352.78 366.85 33.67 8.59 952.96 1714.85 含量 % 20.57 21.39 1.96 0.51 55.57 100.00               煤气量与鼓风量体积之比Vg/Vb=1714.85／1222.98=1.402 煤气密度 g=（44×0.2057＋28×0.2139＋2×0.0196＋16×0.0049＋28×0.5557）／22.4 =1.371 kg／m3 每吨生铁的煤气质量Gg=Vg× g=1714.85×1.371=2351.06 kg ⑶煤气中水量计算 还原生成的H2Or=26.78×18／22.4=21.52 kg 矿石带入的结晶水=1676.56×0=0 kg 焦炭带入的游离水=｛400×（1＋0.02）×0.037｝／（1－0.037） =15.37 kg 进入煤气的H2O量=21.52＋15.37=36.89 kg ⑷考虑炉料的机械损失后实际入炉量 矿石量=1676.560×1.03=1726.86 kg 焦炭量=400×1.02／（1－0.037）=423.68 kg 硅石量=9.089×1.01=9.18kg 因此，机械损失（含炉尘）量为 =（1726.86－1676.560）＋（423.68－400）＋（9.18－9.089） =74.07 kg ⑸列物料平衡表2-11，计算物料平衡误差。 表2-11  物料平衡表 物料收入 物料支出 项目 数量（kg） 项目 数量（kg） 矿石 1726.86 生铁 1000.00 焦炭 423.68 炉渣 391.58 煤粉 120 煤气 2351.06 硅石 9.18 煤气中水 36.89 鼓风 1565.41 炉尘 74.07 总计 3845.13 总计 3853.60         物料平衡误差: 绝对误差 =3853.60-3845.13=8.47 相对误差 =8.47／3845.13=0.22﹤0.3％ 2.5热平衡计算 全炉热平衡计算包括热收入计算和热支出计算。 2.5.1热收入 ⑴碳素氧化热 由还原反应生成的CO2为352.47 m3，相当于氧化成CO2的碳量是 CO（CO2）=352.47×12／22.4=188.82 kg 氧化成CO的碳量是 CO（CO）=384.51－188.82=195.69kg 碳素氧化热为： Qs1=4.18×（7980×188.82＋2340×195.69） =8212438.48 kJ ⑵鼓风带入的热量 查表可知1100℃时，干空气热焓为375.1.2 kcal／m3，水蒸气热焓为457.6  kcal／m3。每吨生铁的风量为1418.56m3，喷吹煤粉用的压缩空气不计，鼓风带入的物理热为 Qs2=4.18×1222.98×｛375.1×（1－0.0155）＋457.6×0.0155｝ =1924069.40 kJ ⑶氢氧化热及CH4生成热 氢参加还原生成的水量H2Or=21.52 kg，生成CH4耗碳CCH4=4.30 kg，这两部分热量为 Qs3=4.18×（3211×21.52＋1124×4.30×16／12） =315778.04 kJ ⑷成渣热 Qs4=4.18×270×｛9.089×（0.00165＋0.00076）＋1676.560×0.10×（0.00059＋0.00132）｝ =443.39 kJ ⑸因采用冷矿，炉料带入物理热可忽略不计 以上各项收入总计为 Qs=8212438.48＋192406.40＋315778.04＋443.39=10452729.31 kJ 2.5.2热支出 ⑴氧化物分解耗热 ①铁氧化物分解耗热： 烧结矿和球团矿中以硅酸铁形态存在的FeO量为： FeO(硅)=1676.560×0.2×（0.75×0.08682＋0.15×0.02472）=23.08kg 以Fe3O4形态存在的FeO量为： FeO（磁）=1676.560×0.07073－23.08 =95.50 kg 以Fe3O4形态存在的Fe2O3量为： Fe2O3（磁）=95.50×160／72=212.23 kg 矿石带入的Fe3O4量为： Fe3O4=95.50＋212.23=807.73 kg 矿石带入的赤铁矿量为： Fe2O3（赤）=1676.56×0.72656－212.23 =1005.89 kg 燃料带入的FeO量为： FeO（燃）=400×0.008＋120×0.00710 =4.052 kg 进入渣中的FeO量为 3.663 kg 需分解的硅酸铁中的FeO总量为： FeO(硅)=23.08＋4.052－3.663 =23.47 kg 因此，铁氧化物分解耗热 Qd1.1=4.18×（973.3×23.47＋1146.4×307.73＋1230.7×1005.89） =6774738.68 kJ ②其它氧化物分解耗热 锰氧化物分解耗热 Q分解（Mn）=4.18×（1676.56×0.00027×341.1＋1758.5×10×0.515+7366.00×10×0.5+8540×10×0.100） =288147.25kJ 氧化物分解耗热总量为 Qd1=6774738.68＋288147.25=7062885.93 kJ ⑵脱硫耗热 Qd2=4.18×1995×3.78=31521.80 KJ ⑶水分解耗热 Qd3=4.18×（2580×1418.56×0.0155＋3211×120×0.009） =251619.67 kJ ⑷游离水蒸发耗热 Qd4=4.18×{620×15.37+(620+79) ×1676.56}=39832.89 kJ ⑸喷吹煤粉分解耗热 Qd5=4.18×250×120=125400kJ ⑹铁水带走热量 Qd6=4.18×280×1000=1170400 kJ ⑺炉渣带走的热量 Qd7=4.18×420×391.58=687457.85 kJ ⑻煤气带走热量 当炉顶温度为200℃时，查表可知各气体组分热焓（×4.18 kJ／m3）（见表2-12） 表2-12 气体热焓表 CO2 CO H2 CH4 N2 H2O 85.4 62.8 62.2 87.4 62.6 72.8             干煤气带走的热量    Qd8.1=4.18×（8.59×87.4＋352.78×85.4＋366.85×62.8＋952.96×62.6） =474729.51kJ 煤气中水蒸气带走热量    Qd8.2=4.18×｛72.8×26.78＋15.37×22.4／18×（72.8－36）｝ =11091.47 kJ 炉尘带走热量 Qd8.3=4.18×0.17×200×74.07=10526.83 kJ 因此，煤气带走热量为、 Qd8=474729.51＋11091.47＋10526.83 =496347.81 kJ ⑼热损失 上列8项热支出总和为 Qd= Qd1＋Qd2＋Qd3＋…＋Qd8 =7062885.93＋31521.80＋251619.67＋39832.89＋125400＋1170400＋687457.85＋496347.81 =9865465.95 kJ 高炉热损失 Q失=Qs－Qd=10452729.31－9865465.95 =587263.36 kJ 热损失所占比例=587263.36／10452729.31=5.61％ 将上列计算结果列成热平衡表（表2-13） 表2-13 热平衡表 热收入 项目 kcal kJ ％ 1.碳素氧化热 1964698.20 8212438.48 78.57 2.鼓风物理热 460305.21 1924069.40 18.41 3.氢氧化放热 75544.99 315778.04 3.02 4.成渣热 92.31 443.39 0.0002 5.炉料物理热 0.00 0.00 0.00 总计 2500640.71 10452729.31 100.00         续表 2-13 热平衡表 热支出 项目 kcal kJ ％ 1氧化物分解耗热 1689685.63 7062885.93 67.57 2.脱硫耗热 7541.10 31521.80 0.30 3.水分分解耗热 60196.09 251619.67 2.41 4.游离水蒸发耗热 9529.40 39832.89 0.38 5.喷吹物分解耗热 30000.00 125400 1.20 6.铁水物理热 28000.00 1170400.00 11.20 7.炉渣物理热 164463.6 687457.85 6.58 8.煤气带走热量 118743.50 496347.81 4.75 9.热损失 140493.63 587263.36 5.61 总计 2248652.95 10452729.31 100.00         高炉有效利用系数 KT=100－（5.62＋4.75）=89.63％ 高炉碳素热能利用系数 KC=1964698.20／（7980×384.51）=64.03％ 2.6高温区热平衡计算 以950℃为高温区界限温度，进行高温区热平衡计算。 2.6.1高温区热收入 ⑴风口前碳素燃烧放热 由物料平衡计算已知风口前燃烧碳量Cb=285.411 kg Qhs1=4.18×2340×285.411=2791662.07 kJ ⑵鼓风带入的有效净热量 已知Vb=1222.98 m3，φ=0.0155 风中湿分VH2O=1222.98×0.0155=18.96 m3 风温1100℃时，干空气的焓375.1×4.18kJ／m3，水蒸气的焓457.6×4.18 kJ／m3；界限温度时，它们的热焓分别为319.7×4.18 kJ／m3，386.6×4.18 kJ／m3。喷吹煤粉的压缩空气的影响不予考虑。在扣除湿分分解耗热后，鼓风带给高温区的热量为 Qhs2=4.18×｛1222.98×[（1－0.0155）×（375.1－319.7）＋0.0155×（457.6－386.6）]－18.96×2580｝ =4.18×｛68048.81－48916.80｝ =79971.80 kJ ⑶高温区的热收入 Qhs= Qhs1＋Qhs2=2791662.07＋79971.80 =2871633.87 kJ 燃烧每千克碳素的有效热量 QC=2871633.87／285.411=10061.40kJ／kg 2.6.2高温区热支出 ⑴铁及合金元素直接还原耗热 已知每吨生铁的还原铁量946.86kg，直接还原rd=0.45，ri（H2）=0.070高温区内直接还原耗热为 Qhd1=4.18×｛946.86×（649.1×0.45＋118.2×0.070）＋12480×0.515＋53600×0.5＋62750×0.100｝ =4.18×｛284407.39＋6427.2＋26800＋6275｝ =1353942.09 kJ ⑵铁水带走热量（高温区界限温度950℃时生铁热焓为150kcal／kg） Qhd2=4.18×（280－150）×1000=543400 kJ ⑶炉渣带走热量（炉渣在950℃时热焓为220kcal／kg） Qhd3=4.18×（420－220）×391.58 =327360.88 kJ ⑷煤粉升温及分解耗热（煤粉在950℃时热焓为345kcal／kg） Qhd4=4.18×（345＋250）×120 =298452kJ ⑸高温区热损失 Qhd5=2871633.87－1353942.09－543400－327360.88－298452 =348478.90kJ 高温区热损失所占的比例为348478.90／587263.36=59.34％，此值是在合适的范围内的。 列高温区热平衡表（表2-14）    表2-14 高温区热平衡表 热收入 热支出 项目 kJ ％ 项目 kJ ％ 碳素燃烧热 2791662.07 97.21 直接还原耗热 1353942.09 47.15 鼓风有效热 79971.80 2.79 铁水带走热量 543400.00 18.92       炉渣带走热量 327360.88 11.40       煤粉升温分解热 298452 10.39       高温区热损失 348478.90 12.14 总 计 2871633.87 100.00 总 计 2871633.87 100.00             2.7炼铁焦比的计算 由以上设计过程获得的已知量是 热风温度T=1100℃；鼓风湿度φ=0.0155；喷煤量120kg 渣量U=392kg；R=1.03；进渣的硫量3.78kg；rd=0.45；高温区氢的利用率取0.35；焦炭含碳量CK=83.88%；η=2.0t/m3d； 直接还原耗碳计算 Cd=CdFe+Cda =91.304+7.795 =99.10kg/t 生铁渗碳 Cc=10×4.149=41.49kg 喷吹燃料碳量 Cj=M×CM==120×0.7899=94.79kg/t 风口前燃烧碳量计算 O2b=0.21+0.29×0.0155=0.2145 qh=4.18×2340×1.071×0.2145=2247.03kJ/m3 qw=4.18×(376.38-320.74-2580×0.0155)=65.42 kJ/m3 鼓风湿度分解出氢参加浮氏体还原，每立方米鼓风氢之还原耗热 qf=4.18×295.5×0.35×0.0155=6.70 kJ/m3 因此每立方鼓风给高温区的综合热量是 q=qh+qw-qf=2247.03+65.42-6.70=2305.75 kJ/m3 铁的直接还原耗热 QdFe=4.18×6491×94.69×0.45=1156124.28kJ 高温区其他因素耗热 Qh其他=4.18×{53600×0.5+12480×0.515+62750×0.1+295.5×0.45×11.2×120×（0.0239+2×0.009/18）} =4.18×{130000+210×392+595×120+300×0.8×1000×0.8388/2.3} =1790412.24kJ 每吨生铁鼓风量： Vb= QdFe+Qh其他/ qh+qw-qf=（1156124.28+1790412.24）/2305.75=1277.91m3 风口前燃烧碳量则为： Cb=1.071×1277.91×0.2145=293.57kg 理论焦比的计算： 取生成CH4的碳量α=0.01 ，则焦比为 K=Cd+Cb+Cc-Cj/{Ck×(1-α)} =(99.10+293.57+41.49-94.79)/0.8388×（1-0.01） =408.68kg 相对误差（408.68-400）/400=0.022换算成百分数为2.2%，符合计算要求。 第三章 高炉炉型设计 高炉内型分为六个部分，由炉缸、炉腹、炉腰、炉身、炉喉和死铁层组成。炉缸炉腰和炉喉为圆柱形，炉腹和炉身为锥台形。各部位尺寸的图3-1所示。 图3-1  高炉内型各部分尺寸的表示方法 d-炉缸直径；D-炉腰直径；d-炉喉直径；do-大钟直径；hf-铁口中心线至风口中心线距离；hi-铁口中心线至渣口中心线距离；Vi-高炉内容积；VW-高炉工作容积；VO-高炉有效容积；Hu-高炉有效高度；h1-炉缸高度；h2-炉腹高度；h3-炉腰高度；h4-炉身高度；h5-炉喉高度；h6-炉顶法兰盘至大钟下降位置底面(无钟顶旋转溜槽垂直位置底端)即零料线(中)的高度；ho-死铁层高度；α-炉腹角；β-炉身角；L1-铁口中心线；L2-渣口中心线；L3-风口中心线；L4(零料线)-大钟下降位置底面以下1000mm(日)或915mm(美)的水平面；单位：直径、高度、距离均为mm体积均为m3 3.1炉型的计算 3.1.1铁口 铁口位于炉缸下水平面，铁口的数目依炉容或产量而定，一般1000m3以下的高炉设置一个铁口，对于1000m3以上的高炉设置2～4个铁口。原则上说，出铁口数目取适中，有利于高炉冶炼的强化。在本设计过程中出铁口设置4个。车间采用岛式布置，出铁场采用圆形出铁场，出铁方式采用连续出铁。 铁口高度的计算  =0.88m N－昼夜出铁次数 本设计中取N=10； r－铁水密度,可取值7.1 t/m3； A－炉缸截面积m2； η－高炉利用系数 ； 3.1.2渣口 渣口与铁口中心线的距离称为渣口的高度，在本设计中不设渣口，由于设计的需要，假设渣口存在。渣口高度的确定可根据以下公式进行计算 =1.8m 式中： P 日产铁量1500m3×2.3t/m3d=3450t/d； b- 生铁产量波动系数，一般取值1.2； N每昼夜出铁的次数取10； c- 渣口以下炉缸容积利用系数，一般为0.55～0.6炉容大,渣量大取低值； 3.1.3风口 铁口与风口中心线间的距离为风口高度，风口与渣口的高度差应能保障容纳渣量和一定的燃烧空间 hf＝hz/k = 1.8/0.55 =3.3m                      取3.3m 式中k—渣口高度与风口高度之比，一般k＝0.5～0.6,渣量大取低值。 风口数目主要取决于炉容大小，与炉缸直径成正比，还与预定的冶炼强度有关。风口数目多有利于减少风口间的“死料区”，改善煤气分布。 确定风口数目有以下公式可供参考 n=2(d+2) =2(8.7+2) =21.6                      取风口数为22个，铁口中心线到炉底砌砖表面之距离称死铁层厚度（ho），它的作用是防止渣铁，煤气对炉底的冲涮，稳定渣铁温度，中小型高炉 ho取值450～600mm，大高炉为1000mm以上，由于冶炼不断强化，增加死铁层厚度，以便有效保护炉底至关重要。Vu=1500m3高炉，ho取值1.2～2.0m。 3.1.4日产铁量的计算 选定ηv＝2.3t／m3·d    Vu＝1500m3 Ρ＝ηv·Vu＝2.3×1500＝3450 t 本高炉日产铁3450t 3.1.5炉缸尺寸计算 炉缸直径        d = =1.13 ×7.668 =8.66m                  取8.7m I冶炼强度1.0t/m3d ，一般为1.0～1.5； JA炉缸断面燃烧强度25.5t/m2d，一般为24～40； Vu高炉有效容积m3； 炉缸高度 h1= hf+a =3.3+0.5 =3.8 m 风口结构尺寸a=0.5，一般为0.35～0.5之间 3.1.6死铁层厚度 ho＝0.2d =0.2×8.7 =1.7m                    取1.7m 3.1.7炉腰直径、炉腹角、炉腹高度的计算 炉腰直径  选取D/d=1.12(大型高炉一般1.09～1.15) D=1.12×8.7=9.744m                                      取9.7m 选取α=81.40° h2 ＝ ×tg =3.30m                          取3.3m 校核α：tg =2 h2/（D-d）=3.3×2/1=6.6              取 =81.38° 3.1.8炉喉直径、炉喉高度、炉身高度、炉腰高度 炉喉直径      d1/D=0.68一般在0.65～0.72之间 d1=0.68×9.7=6.596m                                        取6.6m 炉喉高度 选取h5=2.5m 选取β=84.25° 炉身高度 h4＝ tg84.25°= ×9.93=15.39m                  取15.4m 校核β：tgβ=2 h4/（D- d1）=2×15.4/（9.7-6.6）=9.93            取β=84.24° 有效高度和炉腰高度 Hu/D=2.78      一般取2.0～4.0 Hu=2.78×9.7=26.966m                                          取26.97m 所以h3= Hu-h1-h2-h4-h5＝26.79-3.8-3.3-15.4-2.5=1.97m          取2.0m 3.2炉容的校核 V1= d2＝ ×3.8×8.72=225.78m3 V2= （D2+Dd+d2）＝ ×3.8×(9.72+9.7×8.7+8.72)=219.48m3 V3= ＝ ×9.72×2=147.72m3 V4= （D2+Dd1+d12）＝ (9.72+9.7×6.6+6.62) ×15.4=812.66m3 V5= ＝ ×6.62×2.5=85.48m3 V′＝V1＋V2＋V3＋V4＋V5 ＝225.78+219.48+147.72+812.66+85.48=1491.12 m3                        误差={(1500-1491.12)/1491.12}×100%=0.60%﹤1% 炉型设计合理，符合设计要求。 3.3出铁场布置 中型高炉一般只有1个铁口1个出铁场，场的两侧或布置有铁水运输线和炉渣运输线，用铁水罐和渣罐运输，或一侧布置为铁水运输线，用铁水罐运输铁水，另一侧为冲渣沟道，将炉渣冲为水渣。1000m3级高炉有的是一个铁口1个出铁场，有的是两个铁口1个出铁场，还有四个铁口两个出铁场的。2000m3以上高炉均设两个或四个铁口两个出铁场，出铁场布置采用岛式或半岛式，出铁场与渣铁运输线相垂直。出渣一般是在炉前以冲水渣与干渣坑相结合的办法处理。两个以上铁口的高炉其出铁场布置时要考虑铁口间的夹角不能过小，尽可能均衡分布，还要考虑渣铁沟不能太长，以减轻炉前的劳动量。 表3.1高炉设计尺寸 项目 符号单位 数值 有效容积 Vu /m3 1500 高径比 Hu/D 2.78 炉腰直径与炉缸直径比 D/d 1.12 炉喉直径与炉腰直径比 d1/D 0.68 炉缸直径 d/mm 8700 炉腰直径 D/mm 9700 炉喉直径 d1/mm 6600 有效高度 Hu/mm 26970 死铁层厚度 ho/mm 1700 炉缸高度 h1/mm 3800 炉腹高度 h2/mm 3300 炉腰高度 h3/mm 2000 炉身高度 h4/mm 15400 炉喉高度 h5/mm 2500 风口高度 hf/mm 3300 风口安装尺寸 a/mm 500 炉腹倾斜角 α 81.38° 炉身倾斜角 β 84.24° 风口个数 f/个 22 铁口个数 Z/个 4       第四章 高炉炉衬设计 高炉炉衬设计的内容是选择各部分砌体的材质，确定砌体的厚度，说明砌体的砌筑的方法，以及砖量的计算。炉衬结构的设计和材质的选择应考虑炉容的大小、冶炼的条件，还应考虑各部位工作条件，侵蚀机理，各部位冷却设备和冷却制度等。 4.1各部位砖衬的选择 4.1.1炉底、炉缸部位的选择 炉底、炉缸承受高温、高压、气体水分的氧化、热应力的破坏、渣铁冲刷作用侵蚀和渗透，工作条件恶劣。被侵蚀破坏程度决定了高炉大修的关键，过去较长一段时间，大、中型高炉炉底广泛采用炭砖砌筑。在本设计中，因包头矿含有高F，对炉缸侵蚀严重，所以炉底均采用碳砖砌筑，碳砖型号见表4.1。炉缸部位采用目前较为先进的“陶瓷杯”技术。 陶瓷杯炉衬结构的主要特点征：刚玉莫来石砖紧靠环形自焙碳砖砌成封闭圆形砖体，而杯底的铝碳转、黄刚玉砖与陶瓷杯的刚玉莫来石组成封闭砌体、同时为了保护陶瓷杯炉衬在高炉投产开炉、装料时不被炉料撞击砸坏，防止刚玉莫来石砖、黄刚玉砖在烘炉和投产时直接接触热源，升温过高过急而损坏砌体。内侧砖为230mm厚度的高炉粘土砖作为保护层。 4.1.2炉腹部位的选择 从炉腹到炉身下部的炉衬要承受煤气流和炉料的磨损，碱金属和锌蒸汽渗透的破坏作用，炉腰以下还要受到高氧化亚铁初渣的侵蚀，以及由于温度波动所产生的热震破坏作用。尤其在开炉后，炉腹部分砌砖很快被侵蚀掉，不久后主要靠渣皮工作。因此在选择耐火材料时应考虑耐冲刷和容易挂渣皮的耐火砖。本设计选择采用铝碳砖，因为这种砖的耐火度高、体积密度大而且致密。 4.1.3炉身中下部及炉腰部位的选择 炉腹、炉腰是渣铁生成区和软融带区，考虑到高炉熔化温度高，软熔带位置低，在炉腰炉腹一带，炉身中下部温度高，但不能形成渣皮的保护，这一带炉衬很容易损坏。该部位内衬破损的主要原因是：碱金属、锌蒸汽和沉积碳的侵蚀，初成渣的侵蚀，热震引起的剥落以及高温煤气流的冲刷等。选择耐火材料时既要考虑抗渣性、防震性，又要防高温煤气流的冲刷。而且这一部位正好是炭对CO2 、CO 、H2O等的反应温度区范围，所以不宜使用碳砖。本设计本部位选择采用碳化硅砖，这种砖抗碱请示能力强、稳定性好、气孔力低、导热性能好。外层保护砖使用了铝碳砖。 4.1.4炉身上部及炉喉部位的选择 炉身上部温度较低，内衬破损的主要原因是：炉料在下降过程对内衬的冲击和磨损、煤气流在上升过程中的冲刷以及碱金属、锌蒸汽和沉积碳的侵蚀等。因此应选择抗磨损、抗冲击以及抗碱金属蒸汽侵蚀的耐火材料，而且由于该部位是沉积碳适合的400~700℃的温度范围，所以本设计选择采用高铝砖。 4.2各部位砖量计算 本高炉设计的Vu＝1500m3，炉缸直径d＝8700mm，所选的砖形为G－1与－3配合，G-2与G-4配合  表4.1砖型号 砖号 a b b1 c G-1 230 150   75 G-3 230 150 135 75 G-2 345 150   75 G-4 345 150 125 75           砖量计算公式 ；ns ；np＝n－ns 为了得到更大的内径的砖环，就需要插入一定数量的直形砖，其所需要的直形砖的数量ny可用下式计算： ny = 式中n—该环砌体总砖数；ns—楔形砖数; np—直形砖数；ny—大型砖环直型砖用量 D—该环砌体外径/毫米； d—该环砌体内径/毫米； b—砖大头宽加砌砖砖缝/毫米； t —砖小头宽加砌砖砖缝/毫米； a— 砖长/毫米； 4.2.1炉底、炉缸的砌筑 为使炉底温度与铁水凝固温度1150℃在一定条件下达到平衡，以降低炉底的侵蚀速度。因此在炉底炭素料垫层中的水冷管通水，强化冷却。炉底七层满铺碳砖，厚度2590mm,其中三层碳砖为400mm×400mm断面的焙烧炭块，高度1204mm。四层碳砖为345mm×345mm断面的自焙碳砖，高度1386mm。。为防止在烘炉中烧坏，炉底碳层上用高铝砖保护。在接近炉底冷却层铺一层碳化硅砖。 陶瓷杯炉衬结构的主要特点征：刚玉莫来石砖紧靠环形自焙碳砖砌成封闭圆形砖体，而杯底的铝碳转、黄刚玉砖与陶瓷杯的刚玉莫来石组成封闭砌体、同时为了保护陶瓷杯炉衬在高炉投产开炉、装料时不被炉料撞击砸坏，防止刚玉莫来石砖、黄刚玉砖在烘炉和投产时直接接触热源，升温过高过急而损坏砌体。内侧砖230mm厚度的高炉粘土砖作为保护层。 陶瓷杯杯底周边环状砌体三层自焙碳砖，高度695mm，其中两层为四环，一层为三环，同层环与环间50mm粗缝糊捣实相接。环状自焙碳砖内园相应高度695mm砌体，一层为碳铝砖，两层为黄刚玉砖，其每层高度与环状自焙碳砖高度相同，每层230mm，等高配层。陶瓷杯杯状砌体为16层自焙碳砖，高度3704mm，其中四层为三环，三层为两环，九层为单环，同层环与环间仍为粗缝糊捣实相接，自焙碳砖每层高度为230mm紧靠内环自焙碳则采用刚玉莫来石砖，厚度230—575mm，砌成独立封闭的园形环状砌体，45层砖高度3465mm。 4.2.2炉腹的砌筑 炉腹靠渣皮工作，一般选砌环厚为345mm或230mm现选345mm。选用G-2和G-4配合的高铝砖。 炉腹高 h2=3300mm，砖缝1mm，砖厚75mm 则层数：3300/（75+1）=43（层） 中线内径：（9700+8700）/2=9200mm 采用G-2与G-4砖配合 n G-4=87块 G-2=120 G-4=87   n G-2= = =120块 ×43 4.2.3炉腰的砌筑 炉腰部位采用碳化硅钢砖。采用两圈G－1和G－3与一圈G-2和G-4配合进行砌筑。炉腰高度为2000mm，砖缝为1mm，环缝为5mm，砖厚为75mm 层数：2000/（75+1）=26层 内圈为G-2和G-4配合时 n G-4=87块 n G-2= = =131块 n G-3=97块 n G-1= = =130块 n G-3=97块 n G-1= = =140块 内圈为G-1与G-3配合时 n G-3=97块 n G-1= = =116块 n G-3=97块 n G-1= = =126块 n G-4=87块 n G-2= = =150块 G-2=131 G－1=130 G-1=140   G-4=87 G－3=97 G－3=97 ×13 G-1=116 G－1=126 G-2=150   G-3=97 G－3=97 G-4=87 ×13             4.2.4炉身部位的砌筑 炉身部位砌砖厚度一般保持在690——920mm，这样就易于在炉壳300——400mm处形成300——400℃的等温线，使内衬破坏作用限制在这一温度限之内。因此，本设计选取砌砖厚度为805mm，炉身中下部采用碳化硅钢砖，炉身上部采用高铝砖。即选用两圈G－1和G－3与一圈G-2和G-4配合。 炉身高：h4=15400mm 炉身从下到上分为三部分，层数计算分别如下 炉身下部：15400×0.45=6930mm 炉身中部：15400×0.3=4620mm 炉身下部：15400×0.25=3850mm 各部位内径的大小由各部位的中线内径为准， ⑴对于炉身下部，中线内径是 D1= =9002.5mm 砖厚75mm，砖缝1mm 则层数6930/（75+1）=91层 当内圈为G－1和G－3配合时 n G-3=97块 n G-1= = =101块 n G-3=97块 n G-1= = =111块 n G-4=87块 n G-2= = =136块 内圈为G-2和G-4配合时 n G-4=87块 n G-2= = =116块 n G-3=97块 n G-1= = =116块 n G-3=97块 n G-1= = =126块 G-2=116 G-1=116 G-1=126   G-4=87 G-3=97 G-3=97 ×45 G-1=101 G-1=111 G-2=136   G-3=97 G-3=97 G-4=87 ×46           D3=（10635+9100）/2=9867.5 ⑵对于炉身中部中线内径为 D2= =7480mm 砖厚75mm,砖缝1mm，则： 层数：4620/（75+1）=61层 当内圈为G－1和G－3配合时 n G-3=97块 n G-1= = =77块 n G-3=97块 n G-1= = =87块 n G-4=87块 n G-2= = =111块 内圈为G-2和G-4配合时 n G-4=87块 n G-2= = =92块 n G-3=97块 n G-1= = =91块 n G-3=97块 n G-1= = =101块 G-2=92 G－1=91 G－1=101   G-4=87 G－3=97 G－3=97 ×30 G－1=77 G－1=87 G-2=111   G－3=97 G－3=97 G-4=87 ×31             ⑶对于炉身上部的中线内径为： D3= =6987.5mm 砖厚75mm,砖缝1mm，则 层数：3580/（75+1）=51层 当内圈为G－1和G－3配合时 n G-3=97块 n G-1= = =59块 n G-3=97块 n G-1= = =69块 n G-4=87块 n G-2= = =93块 内圈为G-2和G-4配合时 n G-4=87块 n G-2= = =74块 n G-3=97块 n G-1= = =74块 n G-3=97块 n G-1= = =83块 G-2=74 G－1=74 G－1=83   G-4=87 G－3=97 G－3=97 ×30 G－1=59 G－1=69 G-2=93   G－3=97 G－3=97 G-4=87 ×31             第五章 高炉冷却系统设计 5.1高炉冷却设备 5.1.1高炉冷却目的及方法 ⑴维持炉衬在一定的温度下工作，使其不失去强度，保持炉型； ⑵形成渣皮，保护炉衬代替炉衬工作； ⑶保护炉壳及各种钢结构，使其不因受热而变形或破坏。 高炉炉衬的冷却，是由插入砌体或置于砌体外缘表面的金属冷却器件的内部通过冷却介质完成。常用的冷却介质是水、空气、汽水混合物，即水冷、风冷和气化冷却。 5.1.2冷却设备 由于高炉各部位热负荷不同，加上结构上的要求，高炉冷却设备有：外部喷水冷却，风口和渣口的冷却，冷却壁，冷却水箱以及风冷或水冷炉底等。 ⑴喷水冷却装置：在炉身和炉腹部位设有的环形冷却水管，水管直径50-150mm，约距炉壳100mm水管上朝炉壳的方向钻有直径5-8mm的孔若干，孔间距100mm，冷却水经过孔喷射到炉壳上进行冷却。喷水冷却装置实用于碳质炉衬和小型高炉，对于大型高炉，粘土质炉衬，只有在炉龄晚期冷却设备烧坏的情况下使用，是一种辅助性的冷却手段。 ⑵风口和渣口：风口由三个套组成，其中小套为腹腔式贯流风口，一般高炉的风口中小套由紫铜或青铜制成，空腔式结构。风口大套由铸铁铸成，内部铸有蛇形钢管。 渣口装置一般由四个套组成，即大套、二套、三套和渣口小套，可在高炉铁口的上方和两侧插入冷却板。 ⑶冷却壁： 冷却壁设置于炉壳炉衬之间，有光面冷却壁和镶砖冷却壁，其基本结构是铸铁板内铸有无缝钢管。光面冷却壁厚80-120mm，镶砖冷却壁包括镶砖在内厚250-350mm，砖厚一般113-230mm。管距100-200mm，光面冷却壁用于炉底炉缸，风口区冷却壁的块数为风口数目的两倍；渣口周围上下段各两块，由四块冷却壁组成。镶砖冷却壁由于炉腹、炉腰和炉身下部，镶砖的目的在于易结渣皮，代替炉衬工作。冷却壁宽度一般为700-1500mm，圆周个数最好取偶数，冷却壁高度视炉壳折点而定，一般小于3000mm，应方便吊运和易送入炉壳内。冷却壁用方头螺栓固定在炉壳上，每块四个螺栓。同段冷却壁间竖直缝20mm，上下段间水平缝300mm，两段竖直缝相互错开。冷却壁的优点是不损坏炉壳强度，密封性好，冷却均匀，炉衬表面光滑平整。炉身部位可以带额头的倒“L”字形镶砖冷却壁，亦可以采用“鼻形”镶砖冷却壁，这两种冷却壁的优点是砖衬有支撑作用，可以延长炉衬寿命。冷却壁的额头和鼻子处均采用单独冷却。 ⑷冷却水箱： 冷却水箱是埋置于炉衬内的冷却设备，用于厚衬炉壁，有扁水箱和支柱式水箱两种。 扁水箱（或称冷却板）厚度70-110mm，由铸铁铸成，内部铸有无缝钢管，常用在炉腰和炉身，成棋盘式布置，一般上下层间距500-900mm，同层间距150-300mm，炉腰部位比炉身部位要密集一些。水箱前端与炉衬设计工作表面的距离，炉身中上部为230mm，炉腰和炉身下部为345mm，扁水箱冷却水进出管与炉壳焊接，密封性好。 支梁式水箱为内部铸有无缝钢管的契形铸铁水箱，一般用在炉身中部，成棋盘式分布，插入炉衬内，上下层间距600-800mm，通层横向间距1300-1700mm，水箱前端局炉衬设计工作表面230-450mm，支梁式水箱用螺栓固定在炉壳上。 ⑸风冷、水冷炉底：大型高炉炉缸直径较大，径向周围冷却壁的冷却，已不足以将炉底中心部分的热量散发出去，如不进行冷却，炉底向下侵蚀严重。因此，大型高炉炉底中心部位要冷却，冷却方式是风冷和水冷。 风冷炉底结构形式很多，其中最常见的一种是，风冷管中心线以下埋置在炉基耐火混泥土基墩上表面中，中心线以上为碳素捣固层，风管ψ140×10mm炉底中心部分管间距200-300mm，边缘较疏，为350-500mm，风冷管两端伸出炉壳外50-100mm，炉壳开孔后加垫板加固，开孔处避开炉壳折点150mm 以上。 水冷炉底比风冷炉底的冷却强度大，耗电也较低，炉底厚度可以进一步减薄。目前,大型高压高炉，多采用炉底封板，水冷管设置在封板以上，则炉壳开孔降低强度和密封性，但冷却效果好，水冷管设置在封板以下，对炉壳没有损伤，但冷却效果差。综合的考虑，本设计高炉采用水冷炉底。 5.2冷却器的工作机制 冷却器的工作制度，即指定和 控制冷却水的流量、流速、水压和进出水的温度差等等。高炉个部位热负荷不同，冷却形式不同，冷却器的工作制度也不相同。 ⑴水的消耗量。高炉的热负荷为Q=Mc（t-t0）103KJ/h，可见冷却水消耗量M与进出水温度差有关。高炉冶炼过程中某一特定时间内可认为Q是常数，冷却水消耗量与进出水温度差成反比。提高冷却水温度差的方法有两个，一是降低流速，二是增加冷却器串联个数。冷却器内水的流速不宜过低，所以一般采用串联冷却器的办法来提高冷却水的温度差。冷却水在循环过程中日损失在4%-5%。 ⑵水压和流速。冷却水流速减低，可以提高冷却水的温度差，减少冷却水的消耗量。但过低会使机械混合物沉淀，而且局部冷却水可能沸腾。冷却水流速及水压和冷却器结构有关。冷却水压力的重要原则是冷却水压力应大于炉内静压，防止个别冷却器烧坏时进入冷却系统。一般高炉风口冷却水压力比热风的温度高0.1MPa，炉身部分冷却水压力比炉内静压高0.5MPa。在铸有无缝钢管的冷却器内，冷却水的流速为而空腔式冷却器内水的流速要低一些，风口小套是容易烧坏的冷却设备，采用高压大流速使用效果显著。 ⑶冷却水温度差。水沸腾时，水中的钙和镁离子以烟氧化物形式沉淀产生水垢，降低冷却效果。因此，应避免冷却器内局部冷却水沸腾，手段是控制水温度和温度差。进水温度一般要求应低于35℃，一般也不应超过40℃。 5.3合理的冷却结构 炉壳喷水冷却是用工业直接喷到炉上，把传到炉壳上的热量带走，该设备简单、对水质要求不高、投资少，直接用于冷却的水量少，水压要求不高，节省能源的有点。 喷水冷却的设计要求：①为了必要时在炉壳上喷水冷却，设计时在炉身中下部、炉喉、炉腰、炉底等部位应留有喷水冷却的可能，在施工时，喷水冷却时用环管、防溅板、喷水用集水槽、排水管应与其他他排水同时安装，并留足够的水头数。②炉喉设一层、炉身中下部设三层、炉缸设一层喷水环管，根据具体情况—喷水冷却时为原则。③喷嘴应采用孔径为5～8mm的喷嘴；喷嘴孔间距为100mm；喷水管与炉壳的净空为100mm。 高炉冷却壁铺设方案： 1 炉底炉缸 炉底（第1、2段），炉缸（第3、4段）均采用光面冷却壁，厚度120mm，水管为70×6mm的无缝钢管。 第1段、第2段及第3段选用光面冷却壁尺寸为2311mm×994mm×120mm（长×宽×高），每段选用冷却壁数量=π（d+2×920）/994=30 第4段因处于风口处，风口数为22个，此处冷却壁的数目是风口数目的2倍，故选用44块冷却壁，冷却壁宽=π（d+2×920）/44=752mm。此段选用光面冷却壁尺寸为2311mm×752mm×120mm。 （注：d为炉缸直径，920mm为环砌耐火材料厚度） ⑵炉腹 炉腹长=炉腹高/sina=3.3/sin81°38′=3.36m 炉腹（第5、6段）采用第四代镶砖冷却壁（镶SiC砖），制造使用材质为铜（加强冷却效果）。其中冷却壁厚度为800mm，镶砖厚度为460mm。 第5段采用40块冷却壁，其尺寸为长1850mm， 下缘宽=π（d+2×345）/40=737mm， 上缘宽=π（D上+2×345）/40==776mm 第6段采用42块冷却壁，其尺寸为长1800mm，下缘宽737mm， 上缘宽 =π（D上+2×345）/42=739mm （注：345mm为炉腹环砌耐火砖厚度） ⑶炉腰 炉腰（第7段）采用第三代镶砖冷却壁与铸铜冷却板结合的冷却方式。 第三代镶砖冷却壁的规格为冷却壁厚320mm，砖厚150mm，镶SiC砖，铜质铸造。长=h3-100=1900mm（100mm为冷却板高），宽1000mm，使用块数=π（D+920×2）/1000=36块。 铸铜冷却板规格为四通道，（长×宽×高）为(600mm×250mm×100mm)，冷却板使用数量=π(D+2×920)/250=144块。 ⑷炉身 ①炉身下部（第8~11段）采用第三代镶砖冷却壁与铸铜冷却板相结合的方式。第三代镶砖冷却壁的规格为冷却壁厚320mm，砖厚150mm，铸铜冷却板规格为四通道，（长×宽×高）为(600mm×250mm×100mm) 第8段镶砖冷却壁长=(15400-100)sinβ=185mm,下缘处高炉直径9.7m，上缘处直径9311mm。第8段选用44块镶砖冷却壁，因而镶砖冷却壁下缘宽1002mm，上缘宽971mm。故配套铸铜冷却板使用数量=(9311+2×920)π/250=140块。 第9段镶砖冷却壁长1851mm，下缘处高炉直径9311mm，上缘处直径8922mm。第9段选用44块镶砖冷却壁，因而镶砖冷却壁下缘宽969mm，上缘宽938mm。故配套铜冷却板使用数量=(8922+2×920)π/250=135块。 第10段镶砖冷却壁长1851mm，下缘处高炉直径8922mm，上缘处直径8533mm。第10段选用42块镶砖冷却壁，因而镶砖冷却壁下缘宽981mm，上缘宽948mm。故配套铜冷却板使用数量=(8533+2×920)π/250=130块。 第11段镶砖冷却壁长1851mm，下缘处高炉直径8533mm，上缘处直径8144mm。第11段选用40块镶砖冷却壁，因而镶砖冷却壁下缘宽994mm，上缘宽960mm。故配套铜冷却板使用数量=(8144+2×920)π/250=125块。 （注：920mm表示炉身下部环砌耐火砖的厚度） ②炉身中部 炉身中部（第12~13段）采用第三代镶砖冷却壁与冷却板配套使用。第三代冷却壁的规格为冷却壁厚320mm，铸铜冷却板规格为四通道，（长×宽×高）为(600mm×250mm×100mm)。 第12段 下缘处高炉直径8144mm，上缘处直径7755mm。第12段选用40块冷却壁，因而冷却壁下缘宽=(8144+2×920) π/40=784mm，上缘宽899mm。故配套铜冷却板使用数量=(7755+2×920)π/250=120块。 第13段 下缘处高炉直径7755mm，上缘处直径7366mm。第13段选用38块冷却壁，因而冷却壁下缘宽=(7755+2×920) π/38=792mm，上缘宽901mm。故配套铜冷却板使用数量=(7366+2×920)π/250=116块。 （注：920mm表示炉身中部环砌耐火砖的厚度） ③炉身上部 炉身上部（第14~15段）采用第三代冷却壁，铜质。第三代冷却壁的规格为冷却壁厚320mm。 第14段 下缘处高炉直径7366mm，上缘处直径6977mm。第14段选用36块冷却壁，因而冷却壁下缘宽=(7366+2×920) π/36=802mm，上缘宽891mm。 第15段 下缘处高炉直径8835mm，上缘处直径8400mm。第15段选用34块冷却壁，因而冷却壁下缘宽=(6977+2×920) π/34=814mm，上缘宽903mm。 （注：920mm表示炉身上部环砌耐火砖的厚度） 综合所述，高炉冷却壁铺设方案列于表5.2： 5.4高炉冷却系统的维护 高炉生产操作维护要求：⑴高炉的生产操作力求顺行,高炉生产出现不稳定后势必会造成热负荷大,炉温波动大,影响冷却设备的正常工作,缩短冷却系统寿命。另外,高炉的生产操作要避免过分发展边缘气流,要对高炉工长加强教育,牢固树立高炉长寿的思想观念。⑵高炉冷却系统的维护加强高炉冷却系统的工作,要求操作工严格执行冷却系统操作维护规程,既要观察仪器仪表,做好记录工作,还要检查高炉本体及管路的漏水漏气情况。发现有严重漏点要及时补焊,补焊时,高炉先休风,排水补水要缓慢均匀,不能突然将水排干。另外系统的阀门要注意保护,丝杠要及时润滑,保证各类阀门开关灵活。 高炉冷却系统检漏技术目前,高炉检漏技术在国内还没有成熟的技术,高炉的检漏技术可分为以下几种方法。人工检漏这是最原始的检漏方式,这种方式完全凭人的经验判断而做出事后处理。当发现冷板漏水,造成炉子难行及炉温波动时,根据各测温点所测温度变化情况及风口大套周围漏汽情况而判断出漏水冷却壁的大概方位。然后采取措施,甩掉漏水冷却壁,甩掉部分的炉皮外加喷水冷却。这种检漏方式查漏太慢,有时经常作出错误判断,而且此种检漏方式只能查漏不能预防漏水。另一种检漏技术是检查门检漏，这种方式实际也是一种人工检漏方式,只是增加了检查门。在高炉不引起休风的情况下就可检漏,而且查漏误判的可能性比人工检漏要小的多,准确率可达90%～100%，关闭进水阀门—关闭退水阀门—打开排水门,然后观察炉子各测温点炉温变化或风口大套周围是否漏水漏气。若确定本冷却壁确实漏水,检查门就关死不动,否则就打开检查门恢复冷却,然后检查下一个。检查门检漏方式缺点:(1)检查门容易锈死,(2)检漏速度仍不是很快。现在比较先进的检漏技术是便携式检漏法及微机巡检法，这种检漏方式是由华东冶金学院和鞍钢炼铁厂、扬州化工仪表厂共同研究而开发出新的检漏方法。它借助于现代电子技术,通过复合探头测出冷却壁的入口、出口水流量变化的压差模拟信号和热电阻模拟信号,然后通过数字电路直接示出测定结果,最后根据冷却壁流量的变化来判断冷却壁的工作情况。还可以通过微机巡检大大降低劳动强度,进行趋势预报、气塞和泄漏预报,定时打印出各种数据、图表。 加强高炉冷却系统的工作，要求操作工严格执行冷却系统操作维护工程，既要观察仪器仪表，作好记录工作，还要检查高炉本体及管道的漏水漏气情况。发现有严重漏点要及时补焊，补焊时，高炉休风，排水补水要均匀缓慢，不能突然将水冷却排干。另外系统的阀门要注意保护，丝杠要及时润滑，保证各类开关灵活。 表5.2  高炉冷却壁铺设方案 高炉 段 冷却壁 冷却壁类型 数量块 尺寸/mm(长×宽×厚) 炉底 1 光面冷却壁 30 2311×994×120 2 光面冷却壁 30 2311×994×120 炉底 3 光面冷却壁 30 2311×994×120 4 光面冷却壁 44 2311×752×120 炉腹 5 第四代镶砖冷却壁 40 1850×上缘776下缘737×800（镶砖460） 6 第四代镶砖冷却壁 42 1800×上缘739下缘737×800（镶砖460） 炉腰 7 第三代镶砖冷却壁 36 2200×1000×320（镶砖150） 四通道铸铜冷却板 144 600×250×100 炉 身 下 部 8 第三代镶砖冷却壁 44 1851×上缘971下缘1002×320（镶砖150） 四通道铸铜冷却板 140 600×250×100 9 第三代镶砖冷却壁 44 1851×上缘938下缘969×320（镶砖150） 四通道铸铜冷却板 135 600×250×100 10 第三代镶砖冷却壁 42 1851×上缘948下缘981×320（镶砖150） 四通道铸铜冷却板 130 600×250×100 11 第三代镶砖冷却壁 40 1851×上缘960下缘994×320（镶砖150） 四通道铸铜冷却板 125 600×250×100 炉 身 中 部 12 第三代冷却壁 40 2195×上缘888下缘784×320 四通道铸铜冷却板 120 600×250×100 13 第三代冷却壁 38 2195×上缘901下缘792×320 四通道铸铜冷却板 116 600×250×100 炉身上部 14 第三代冷却壁 36 1842×上缘891下缘802×320       15 第三代冷却壁 34 1842×上缘903下缘814×320                 第六章 高炉钢结构及基础 6.1高炉钢结构 高炉钢结构包括：炉壳、支柱和框架，炉腰托圈、炉顶平台、斜桥、热风炉及其送风系统管道，以及走梯、过桥、平台等。高炉钢结构是保证高炉正常冶炼的重要设施。设计高炉钢结构应考虑的主要出素有： ⑴高炉是庞大的竖炉．设备层层叠叠，钢结构设计必须考虑到各种设备安浆、检修、更换的可行性，要考虑到大型设备的运进运出，吊上吊下，临时停放等可能性。 ⑵高炉是高温高压反应器，某些钢结构件应具有耐高温高压、耐磨和可靠的密封性。 ⑶运动装置运动轨迹周围，应留有足够的净空尺寸，并且要考虑到安装偏差和受力变形等因素。 ⑷对于支撑构件，要认真分析荷载条件，做强度汁算。主要荷载包括：工作中的静载荷、动荷载、事故荷载(例如崩料、坐料引起的荷载等)，检修、安装时的附加荷载，以及外荷载(风载、地震等)。 ⑸露天钢结构和杨尘点附近钢结构应避免积尘积水。 ⑹合理设置走梯、过桥和平台、使操作方便，安全可靠 6.1.1高炉本体钢结构 设计高炉本体钢结构，主要是解决炉顶载荷、炉身载荷传递到炉基的方法，并且要解决炉壳密闭等问题。目前的高炉本体钢结构主要有以下几种形式：①大框架和炉缸支柱式②炉缸支柱式③炉缸炉身支柱式④炉体框架式⑤自主式。其中①、②、⑤式风口平台较拥挤，操作不方便，易出现事故，适用于中小型高炉；③式高炉炉体部分承重载荷过重；所以本设计选用炉体框架式结构。 炉体框架式：近年来我国新建大型高炉多采用这种结构。其特点是：由4根支柱连接成框架，而框架是一个与高炉本体不相连接的独立结构。框架下部固定在高炉基础上，顶端则支撑在炉顶平台。因此炉顶框架的重量、煤气上升管的重量、各层平台及水管重量，完全由大框架直接传给基础。只有装料设备重量经炉壳传给基础，这种结构由于取消了炉缸支柱，框架离开高炉一定距离，所以风口平台宽敞，炉前操作方便，还有利于大修时高炉容积的扩大。 6.1.2炉壳 炉壳是高炉的外壳，里面有冷却设备和炉衬，顶部有装料设备和煤气上升管，下部坐落在高炉基础上，是不等截面的圆筒体。 炉壳的主要作用是固定冷却设备、保证高炉砌砖的牢固性、承受炉内压力和起到炉体密封作用，有的还要承受炉顶荷载和起到冷却内衬作用(外部喷水冷却时)。因此，炉壳必须只有一定强度。 炉壳外形与炉衬和冷却设备配置要相适应。存在着转折点，转折点减弱炉壳的强度。由于固定冷却设备，炉壳需要开孔。炉壳折点和开孔应避开在同一个截面。炉缸下部折点应在铁口框以下100mm以上，炉腹折点应在风口大套法兰边缘以上大于100mm处，炉壳开口处需补焊加强板。 炉壳钢板采用16Mn，上至炉顶封板，下部坐落在高炉基础上，是不等截面的圆筒体，它起着固定冷却设备、保证高炉砌体牢固的作用，还承受着传递上部的截面和高温高压并防止煤气逸出。因此，炉壳须有一定的强度。 炉壳外形与炉衬和冷却设备配置要相适应。存在着转折点，转折点有减弱强度的作用。由于固定冷却设备，炉壳需要开孔。折点和开孔应避开在同一截面。炉缸下部折点应在铁口框一下100mm以上，炉腹折点应在风口大套法兰边缘以上100mm处。炉壳开口处需补焊加强板，从这一点考虑，采用冷却壁对炉壳损伤小。 6.1.3炉体平台 高炉炉体配置机械设备、入孔、探测孔及冷却设施的区域均应设有平台。各层平台之间设有走梯相连接。高炉炉体的平台及走梯应符合下列要求：①过度平台及梯子的宽度一般为700～800mm，炉体各层工作平台一般不小于1200mm。②炉身各层平台的铺板应采用花纹钢。③炉体平台与炉壳间炉体平台与炉壳所留的空隙是为了冷却设备管之用。平台的两侧应加设高100mm的踢脚板。④炉身走梯一般采用坡度为45度的斜梯，上下梯段最好能相互错开，梯段高度一般不大于4米。⑤平台及梯子的栏杆高度一般采用1.1m。 6.1.4炉体框架 炉体框架由四根支柱组成，上至炉顶平台，下至高炉基础，与高炉中心成对称布置，在风口平台以上部分采用钢结构，有“工”字断面，也有圆形断面，圆筒内灌以混凝土。风口平台以下部分可以是钢结构，也可以采用钢筋混凝土结构。一般情况下应保证支柱与热风围管有250mm间距。 6.1.5热风围管 为了不影响炉前作业，热风围管都采用吊挂式，将热风围管都吊挂在炉壳上。热风围管直径取1800mm。 6.2高炉基础 高炉基础是高炉下部的承重结构，它的作用是将高炉全部载有均匀地传递到地基。高炉基础由埋在地下的基座和地面上的基墩组成。 高炉基础把高炉全部载荷均匀地传给地基，不发生沉陷和不均匀的沉陷。在设计的过程中特别的注意了基础的下沉量和倾斜率，因为高炉基础下沉会引起高炉钢结构变形，管路破裂；不均匀下沉将引起高炉倾斜，破坏炉顶正常布料，严重时不能正常生产。高炉基础所用的混凝土只能在150℃以下工作，250℃便有开裂，400℃时失去强度，钢筋混凝土700℃时失去强度，过去由于没有耐热混凝土基墩和风冷炉底设施，炉底破损一定程度后，常引起基础破坏，甚至爆炸。采用风冷和水冷底及耐热基墩后，可以保证高炉基础很好工作。 参考文献 [1] 中国冶金设备总公司编著.现代大型高炉设备及制造技术[M].北京：冶金工业出版社，1995，5：146-147. 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[25] 欧阳怀瑾，徐建明，桂明祥.高炉炉皮腐蚀寿命评估[J].宝钢技术，1995，1：16-19. 致  谢 首先，我要感谢我的导师邓永春，他严谨细致、一丝不苟的作风一直是我工作、学习中的榜样，给了起到了指明灯的作用；他们循循善诱的教导和不拘一格的思路给予我无尽的启迪，让我很快就感受到了设计的快乐并融入其中。其次我要感谢同组同学对我的帮助和指点，没有他们的帮助和提供资料，没有他们的鼓励和加油，这次毕业设计就不会如此的顺利进行。 通过这次的毕业课程设计，使我对高炉炼铁从工艺到设备有了更加深刻细致的认识，由其是对高炉本体本身的结构和砌筑。通过对高炉炉型的选择计算，耐火材料的选择计算和对高炉冷却设备及钢结构的选择，使我明白了从传统炼铁发展到今天的炼铁生产，其中包含着多少专家和一线工人的智慧的结晶，以至使炼铁的最佳方式得以发现和应用。 设计就我而言给我太多的启迪，真正的将大学的综合素质糅合到一个专业的领域之内，不仅是单单的学到怎样去设计一个内容，尤为重要的是训练了我怎样去考究学术的每一个细节，我认为这点不只是对我这次的设计对我以后的人生道路都有深远的影响。 在设计即将完成之际，我内心依然感慨颇多，从开始进入设计课题到设计的顺利完成，师长、同学、朋友给了我诸多的帮助，在这里请接受我诚挚的谢意! 最后我还要感谢材料与冶金学院和我的母校内蒙古科技大学四年来对我的栽培。