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1、摘 要 根据宁波钢铁有限公司 1 号高炉第 4 段冷却壁过早损坏的情况结合国内相关企业的类似情况，分析了该部位冷却壁过早损坏的原因，提出了预防措施和改进建议。关键词 高炉 冷却壁 漏水 浇铸 煤气流 宁波钢铁有限公司 1 号高炉设计炉容为 2 500 m3，30 个风口，冷却结构为全冷却壁，共 15 段，风口带为第 4 段冷却壁，共 30 块，冷却壁本体材质为球墨铸铁。1 号高炉于 2007 年 4 月 30 日点火投产，2007 年 6 月 21 日停炉，2007 年 7月 15 日二次开炉。二次开炉后生产良好，平均利用系数近 2.3 t/( m3d)，最高达 2.69 t/( m3d)，冶

2、炼强度为 1.27 t/( m3d)。2008 年 1 月 16 日发现第 4 段冷却壁 90 号水冷管损坏。1 月 24 日高炉计划休风后，用内窥镜检查发现第 4 段冷却壁 90号水冷管上部第一个弯下侧面有一条长 1520 cm 的纵向裂缝，随后采取冷却壁穿管修复技术处理。在发现第一根水冷管损坏后，又陆续发现第 4 段冷却壁 67、26 、119、32 号水冷管损坏，截止 2008 年 11 月底，第 4 段冷却壁已经损坏 61 根水冷管，于 2008 年 12 月 19 日空料线停炉更换风口带冷却壁。通过调查国内同类型高炉、同类型冷却壁使用情况来看，武钢、安钢、济钢高炉均出现过同样情况，时

3、间最短的为济钢 3 号高炉开炉后不到 2 个月第 4 段冷却壁水冷管就发生损坏现象。根据初期判断及停炉后检查情况来看，认为第 4 段冷却壁过早损坏主要原因有几点。1 设计原因导致冷却壁存在先天缺陷1.1 冷却壁制造时对冷却壁水冷管造成损伤宁钢 1 号高炉第 4 段冷却壁高 2.66 m，宽 1.402 m（上端 1.283 m），最厚处 0.4 m，本体理论重近 7 t（6 5856 690 kg）。在冷却壁上端，水管弯制时需要有一个相当于锐角的弯制，而且目前国内冷却壁制造能力基本无法完成这种冷弯成型。浇铸时由于外面有砂模不易散热，且冷却壁浇铸后不宜强制降温，铁水的大量热量很难散发。在很大程度

4、上这些热量只能通过水冷管吸收，而这极易对水冷管的金相组织构成破坏，使其抗应力能力大大下降。1.2 冷却壁因平面面积过大而承受应力过大宁钢 1 号高炉第 4 段冷却壁设计外形尺寸过大，平面面积过大。1 号高炉设 30 个风口，风口带冷却壁也为 30 块。随着高炉冶炼技术的不断进步，高炉利用系数、冶炼强度不断提高，冷却壁所承受热负荷也有所提高，其承受各种热应力也相对增加。冷却壁面积过大，导致其承受应力过大，当应力集中在某一部位时，就容易造成壁体开裂，甚至拉伤水管。停炉后检查的结果也验证了这一点。1.3 高炉外型设计不合理和耐材选型不当宁钢 1 号高炉风口带炉壳上端有一个向炉内倾斜 1514的倾角，

5、这与高炉内壁、煤气流流动方向是矛盾的。加上该段冷却壁上端过厚，使得风口上部砖衬相对减薄，而该部位又选用了小块组合砖，使得该部位砖衬过早脱落。冷却壁上端暴露在炉内直接与高温高速煤气流、渣铁熔融物接触，从而造成冷却壁上端被过早侵蚀、损坏。停炉后检查发现，风口中套以上砖衬全部脱落，冷却壁上端侵蚀严重，这一情况完全验证了前期推断。1.4 冷却壁本体材质选用不当宁钢 1 号高炉第 4 段冷却壁本体材质选用球墨铸铁。球墨铸铁虽然在伸长率等方面比其他铸铁有一定的优越性，但仍存在一些缺陷，体现在以下几点：（1）球墨铸铁的铸件表面伸长率为 20%，而中心只有 6%8%，在高炉生产条件下容易使冷却壁产生裂纹。（2

6、）球墨铸铁中布满 0.0250.15 mm 的球状石墨被氧化后形成孔洞，容易产生裂纹并加速扩展。（3）球墨铸铁的线膨胀系数在 600以下比较平缓，600以上时急剧增大。这就使得冷却壁的冷、热面伸长量不同，从而产生较大应力，促使冷却壁开裂。（4）球墨铸铁的抗热震次数（抗热疲劳性能）较差。有试验表明，在 6 mm 试样厚度、通过 20水冷却条件下，当试样加热到 700，反复 48 次以后，试样本体即开始产生裂纹。高炉生产要求炉缸部位耐材稳定、长寿。从球墨铸铁的特性可以看出，由于球墨铸铁有较好的延伸性能，在高炉生产条件下，冷却壁本体受热膨胀后，就对炉内砖衬产生一个推力，从而破坏砖衬；当温度降低时，又

7、与砖衬之间形成气隙，促使砖衬过早脱落；而球墨铸铁表面与中心伸长率的差异，以及水管处与表面的温差造成冷却壁热面产生裂纹，也使得冷却壁过早损坏。2 浇注工艺不合理导致水冷管在浇铸时受伤冷却壁浇铸时，虽然水冷管外部喷涂了 0.20.3 mm 厚的防渗碳涂料，并要求浇铸时采取管道内部充氮气保护防氧化等措施，但在该段冷却壁体积大、浇铸时铁水热容量大的情况下，仍难以保证在浇铸时不损伤水冷管。而且现在一般冷却壁生产厂家均采用在管道内壁喷涂防氧化材料或密封防氧化措施，这就更加影响了水冷管的散热。在宁钢 1 号高炉第 4 段冷却壁浇铸时，就发生连续 8 根冷却壁水冷管熔穿的现象。2 号高炉第 4 段冷却壁浇铸时

8、，也发生 8 根冷却壁水冷管变形，不能通过正常检验木球的情况。在这种情况下，如果冷却壁本体与水冷管在浇铸时发生熔合，那么一旦冷却壁本体发生裂纹，就极易拉裂水冷管。3 焦炭质量不稳定和水质较差使冷却壁过早损坏宁钢 1 号高炉投产后，由于全部为新建项目，所以各方面生产还存在一些问题。在原燃料条件不稳定（主要表现为焦炭质量不稳定）条件下，高炉强化冶炼，使得炉内渣皮凝结不稳定，频繁出现渣皮脱落现象，冷却壁壁体温度经常大幅度波动，这也是导致宁钢 1 号高炉第 4 段冷却壁过早损坏的原因之一。在投产初期，由于水质存在一定问题，使得冷却水管内出现不同程度的锈蚀。软水具有较强腐蚀性，由于初期缓蚀剂药剂量没有调

9、整到合适指标，对冷却水管产生了一定程度的腐蚀，使得冷却水管变薄。而锈蚀产物粘结到管壁上，又形成锈垢阻碍冷却水及时带走壁体热量，也是不利于冷却设备长寿的因素之一。4 预防冷却壁大面积损坏的几点建议（1）高炉炉壳外形设计尽量与操作内型相适应，风口带冷却壁上都适当减薄，优化水管弯曲半径，风口中套上部选用大块组合砖，便于冷却壁制造和生产维护。（2）设计时应减小冷却壁单体面积，以降低浇铸风险，减小冷却壁单体承受的应力。建议风口带冷却壁改为风口数的2 倍，炉缸增加一段冷却壁，全炉冷却壁增加为 16 段。（3）材质应选用导热性好、伸长率较低的低铬铸铁生产冷却壁，以消除球墨铸铁带来的不利影响。（4）浇铸冷却壁

10、时，建议采取适量通氮气的保护措施，既防止管道内壁氧化，又可以冷却水冷管，保证水冷管在浇铸时不被损伤。（5）改善原燃料条件，主要是焦炭质量，为高炉稳产高产、炉内气流稳定提供必要条件；加强水质管理，保证提供合适的水质、水速以满足正常生产需求。（6）在操作上建议全部选用加长风口，控制合适风速，选择适当开放中心、抑制边缘气流流动的装料制度，控制合理的煤气流初始分布，稳定炉温，稳定压力，避免下部气流不稳定造成渣皮频繁脱落。技术中心情报资料室 摘编提供上一篇：轴承钢棒材超快冷却的实际运用研究下一篇： 热处理对高 Cr 钢长期蠕变特性影响热处理对高 Cr 钢长期蠕变特性影响发布时间： 2010-11-02

11、来源：东北特钢 浏览人数：151 前言为了将核反应堆中的快中子反应堆（FBR）实用化，作为使用的奥氏体系不锈钢的替代结构材料，一直在对热胀系数低且有优良高温强度的高 Cr 钢进行研究。由于将高 Cr 钢用作 FBR 结构材可能缩短管道和减少材料用量，故可以期待提高经济性和设计自由度。作为 FBR 结构材的高 Cr 钢的诸多特性，不仅受到合金元素加入量的影响，而且也受到制造过程中正火与回火等热处理的影响。为了实现 FBR 用高 Cr 钢热处理条件的最佳化，日本原子能研发机构针对火电锅炉使用且有实绩的现用高 Cr 钢，在宽范围内改变其热处理条件，查明并报告了其初始力学性能与金相组织及合金元素的固溶

12、 析出行为的关系。另一方面，作为 FBR 结构材料，要求具有与超过 60 年的长寿命成套设备设计相适应的高温强度、延性及韧性等所有高温强度特性都能长时间保持稳定。因此，有必要查明热处理不仅对钢的初始且对长期高温强度特性的影响，以便实现 FBR 用高 Cr 钢热处理条件的最佳化。因此，本文对 FBR 用高 Cr 钢热处理条件的最佳化进行了研讨，针对现有高 Cr 钢宽范围且系统地实施了变化条件的热处理，从而评价了热处理对长期蠕变特性的影响。并且，还调查了长时间发生的（金相）组织变化，在研讨蠕变断裂延性显著低下机理的同时，还调查了抑制长期蠕变断裂特性的热处理条件。2 供试材及试验方法供试材采用在 1

13、 150热轧的板厚 25 mm 的 9Cr-W-Mo-V-Nb 钢（相当于 ASME Gr.92 钢），其化学成分及热处理条件分别见表 1 和表 2。表 1 试验材料的化学成分 C Si Mn P S Cr W Mo V Nb N B0.093 0.16 0.46 0.010 0.001 8.80 1.83 0.42 0.21 0.06 0.049 0.0009表 2 钢的热处理条件回火温度/正火条件700 750 7809501 h 1 h 1 0001 h 1 h 1 0501 h 1 h 1 1001 h 1 h 1 1501 h 1 h 1 h 1 h1 2001 h 1 h 供试材都

14、是正火回火材。以下将回火材总称为 NT 材，将改变了正火温度的试样（9501 200 正火750 1 h 回火材）称作 950 NT 材1 200 NT 材，将改变了回火温度和时间的试样（1 150正火7001 h7801 h 回火材）称 700 1 T 材780 1 T 材。从上述供试材沿轧制方向取直径 6 mm、标点间距 30 mm 的蠕变试样，以温度 600 、应力 80180 MPa 的条件实施了蠕变断裂试验。并且，采用显微维氏硬度试验机、以载荷 1 kgf 的条件、测定了蠕变试验前（下称 As NT）材料和蠕变断裂材的夹紧部与平行部的硬度。另外，对于蠕变断裂材的平行部，为了能在断裂部

15、位附近观察蠕变空隙，用光学显微镜（下称 OM）对距断裂部 3 mm 左右的区域进行了观察，还在确认无蠕变空隙的面上测定了硬度。钢的组织观察采用了 OM和 TEM（透射电镜）；还进行了相关的电解提取（也称萃取）残渣分析及位错密度测定。3 实验结果3.1 蠕变试验结果从正火温度对蠕变断裂特性的影响试验可知，蠕变断裂强度随正火温度的升高而上升，此倾向也可超过 10 000 h。无论采用哪个正火温度，蠕变断裂延伸率都伴随蠕变断裂时间的增加而有下降的倾向。并且，在 1 200NT 材（1 200正火750 1 h 回火材）实施的全部试验中，蠕变断裂延伸都下降了 20，比其他 NT 材的低；即使对于蠕变（

16、断裂的）收缩率，也与断裂延伸率一样随蠕变断裂时间的增加而下降，在 1 200 NT 材上较其他 NT 材的要低。用试验调查了回火温度及时间对蠕变断裂特性的影响。在关于回火温度的影响的短时间试验中，7001 T 材（1 150 正火7001 h 回火材）的强度高， 7801 T 材的强度低。但在超过 20 000 h 的长时间试验中，780 1 T材的强度也变到了最高。短时间试验中虽然正火温度对蠕变断裂延伸率的影响小，但在长时间试验中，断裂延伸率随正火温度上升而下降的倾向却变大。即使对于蠕变断面收缩率，也同样在短时间试验中受到的影响小，而在长时间试验中，随着回火温度的上升，断面收缩率下降的倾向变

17、得更加显著了。关于回火时间对蠕变断裂特性的影响，查明随着回火时间的增加，蠕变断裂强度下降了。关于回火时间对蠕变断裂延伸率的影响，查明在短时间试验中，回火时间的增加促进了此延伸率的增加，但在长时间试验中这种效果变小了。另外，随着回火时间的增长、蠕变断面收缩率有增大的倾向。3.2 OM 观察结果对 As NT 材和蠕变断裂材进行了 OM 观察。查明随着正火温度的上升，原 A 晶粒变得粗大化了；另一方面，由于回火温度的上升和时间的增加，却未发现明显的组织变化。在 600超过 20 000 h 的蠕变断裂材的断裂部附近能观察到以 A 晶界作为起点的蠕变空隙。3.3 TEM 观察结果利用提取复制试样（又

18、称复型）和薄膜试样、调查了 As NT 材和蠕变断裂材的析出物种类和析出分布及位错分布的变化。在 As NT 材上的原 A 晶界、晶内都发现了多数析出物。通过电子衍射及 TEM-EDX 分析，认定这些析出物为M23C6（M Cr 、Fe、W 、Mo ）、V （C，N）及 Nb（C，N），以下将 V 和 Nb 的（C，N）化物简称作 MX。在原 A 晶界及晶内析出的 MX 都多，粒度为数十纳米。另外，在部分试样中还发现了 M2（C，N）（M Cr、Fe、V 、W、Mo ）的析出，但其数量较前述的 M23C6 和 MX 要少些。在蠕变断裂材上发现 M23C6、MX、拉弗斯相及 Z 相的析出，在原

19、A 晶界上发现了多数粗大的 M23C6。在晶粒内观察到了以 Cr 和 Fe 为主要成分的 M23C6 和由 V、Cr、Nb 构成的 MX，数量多，颗粒直径在 100 nm 以下。3.4 位错密度测定结果用 XRD 法测定了 As NT 材和蠕变断裂材的位错密度。蠕变断裂材是在 60090 MPa 的试验条件下，以断裂试样的夹紧部和平行部作为测定对象的。表 3 所示为 1 000 NT 材、1 150 NT 材及 1 200 NT 材的位错密度：在 As NT 材上，位错密度随正火温度的上升而增加；在蠕变断裂材上，无论哪个试样的位错密度都比 As NT 材减少了。此倾向在蠕变断裂材的平行部是显著

20、的。表 3 1 100、1 150和 1 200 NT 材的位错密度试 样 条 件 区 划 位错密度， 1014/m3蠕变前 2.710.49最大值 0.290.021 100 NT残余蠕变标准值 0.120.01蠕变前 2.780.48最大值 0.440.011 150 NT残余蠕变标准值 0.180.01蠕变前 3.040.52最大值 0.450.011 200 NT残余蠕变标准值 0.250.01表 4 为 7001 T 材、750 1 T 材及 780 1 T 材的位错密度测定结果。关于位错密度与回火温度的关系，在As NT 材中，位错密度随回火温度的上升而减小；在蠕变断裂材上，夹紧部和平行部的位错密度虽然都比 As NT 材减小了，但其减少量却随回火温度的上升而变小，在 650超过 20 000 h 的蠕变断裂材中，高温回火材变成了高位错密度材。表 4 7001 T、7501 T 和 7801 T 材的位错密度测定结果试 样 条 件 区 划 位错密度，10 14/m3蠕变前 3.310.60最大值 0.350.017001 T残余蠕变标准值 0.140.01