响，与拆炉前出现炭砖温度偏高(8号风口方向第9

层炭砖处)的状况吻合。

(3)第8层环炭。拆炉过程中，在炉缸第8层炭砖上表面发现环裂(见图5),长度4.86m。结合

拆炉前该处炭砖温度偏高(461°C)的状况，分析环裂主要是热应力破坏导致，尤其是当炭砖温度达到其脆化温度(870°C)时，会在内部产生较大的热应力，当热应力超过炭砖拉伸强度时，形成环裂

1号铁口3号铁口高炉中心线号铁口(a)周向示意

(b)宏观形貌

图5 某高炉炉缸环裂周向示意及宏观形貌

同时，如果硫化物及其他有害元素沉积在炭砖表面，会引起炭砖体积膨胀，产生内应力，也会导致炭砖体积密度、显气孔率和耐压强度发生变化。虽然变化幅度可能不大，但永久性线变化率及显气孔率降低会显著影响炭砖性能，最终导致炭砖表面产生裂纹。由此推断，第8层炭砖环裂与第9层炭砖热面硫化物及有害元素富集有关。

(4)第6、7层环炭。某高炉第6、7层炭砖侵蚀曲线如图6所示。其中，第7层炭砖侵蚀部位存在杂物(见图7)，对其进行化学成分检测，结果见表2。从表2可以看出，杂物化学成分以Zn为主,说明侵蚀严重部位存在锌富集。Zn以气态形式存在于炉缸中，严重破坏炉缸炭砖，显著影响高炉寿命。因为锌蒸气沉积在炭砖缝隙或表面，当其氧化会产生

铁

(a)第6层

(b)第7层

图6 某高炉炉缸第6、7层炭砖侵蚀曲线

(a)杂物形貌

(b)取样位置

图7 某高炉炉缸第7层炭砖侵蚀部位杂物形貌及取样位置

表2 某高炉第7层炉缸炭砖侵蚀部位杂物主要化学成分，%

1.47

0.86

90.12

0.40

体积膨胀

1.3 侵蚀原因

某高炉有害元素负荷、排出量及富集量的变化如图8所示。从图8可以看出，1一4月，碱金属负荷波动较大,5月后，碱金属负荷趋于稳定。但锌负荷一直存在波动，且部分时期波动较大，冶炼过程中锌富集一直存在。

根据炉底炉缸侵蚀及有害元素富集状况，分析

侵蚀原因主要有以下几点。

(1)铁水流动冲刷。冶炼强度高时，高炉出铁速度快且出铁时间长，铁水环流速度大，难以形成稳定的渣铁保护层。在出铁后期，铁水环流对炉缸炭

钾负荷排出量M富集量(a) K20

排出量WA锌负荷0.2-富集量(c)Zn

钠负荷富集量日自6

b) Na20

图8 某高炉有害元素负荷、排出量及富集量的变化

砖的冲刷侵蚀较为严重，尤其在死料柱透气性变差时,这种环流侵蚀会增强，易在铁口下方(第6、7层

终形成环裂[8-10]

2 炉底炉缸长寿技术开发

炭砖处)形成“象脚状”侵蚀(2)硫化物、碱金属及锌对炭砖的化学侵蚀。从炉缸杂物化学成分看，炉缸炭砖内侧存在硫化物碱金属及锌富集。这些有害物质及元素侵蚀会对炭砖形成不可逆的损坏及侵蚀，具体为:1硫化物在高温下与炭砖中的碳发生化学反应，导致炭砖碳基质逐渐脱碳，使砖体受损?;2碱金属及锌也会与炭砖中的碳发生反应，形成脆化层，引起炭砖强度下降、体积膨胀及塑性变形，导致炭砖结构疏松，产生

2.1 热应力及其影响因素

随着计算机软硬件技术的提升，建立炉缸三维“流-固-热”耦合模型成为可能，结合数值模拟等方式，研究炉缸结构、耐材性质、操作参数等对炉缸热

应力分布的影响。通过仿真软件构建炉底炉缸固体区域物理模型，进行网格划分，将计算得出的温度场加载到网格结构上，并对四周施加固定约束，然后计算应力场分布。某高炉炉缸炉底固体区域模型及网格如图9所示。炉底炉缸变形量最大处为炉底陶瓷垫，炉底中心区域在铁水、料柱等力的共同作用下，产生下沉趋势，可能是导致部分高炉炉底板边缘上翘的原因之。某高炉不同炉缸结构下的热应力分布如图10所示。从图10可以看出，热应力最大区域分布在炉缸炉底交界处，且最大热应力主要位于炭砖热面。因此，如果能在炭砖热面形成较厚的保护层，理论上能将最大热应力转移至保护层，从而起到保护炭砖的作用。

龟裂，影响使用寿命，(3)热应力破坏。炭砖热面为高温铁水，冷面为冷却设备，存在温度差，易产生热应力，这种热应力在炭砖内部积累，会导致炭砖脆化;同时，在铁水温度升降时，熔化及凝固反复发生，炭砖受热疲劳应力影响，在870°C左右会产生脆化层，引起炭砖内部产生微裂纹，尤其是高炉强化冶炼后，铁水环流强度增加，易使炉缸凝固层不稳定，炭砖除受铁水环流冲刷外，还易遭受内部热应力破坏。此外，碱金属及锌等以蒸气形式通过炭砖微裂纹向低温区流动及扩散，在870°C左右液化、富集，与炭砖硅铝质灰分发生反应，导致灰分体积膨胀30%~50%，加剧炭砖微裂纹扩展，并在热应力的共同作用下逐渐扩大，最

高炉生产操作主要影响炭砖温差，但日产量波动对炭砖温差的影响较小，因此热应力波动不大。不同日产量下炉缸炭砖最大变形量及热面最大应力

(a)物理模型(b)网格划分

(c)加载温度场

(d)施加固定约束

图9 某高炉炉缸炉底固体区域模型及网格

27.