鈦渣熔分電爐冷凝式耐火材料爐襯的研究

顧 靜 ，夏德宏 ，敖雯青 ，齊照東

(1.北京科技大學 能源與環境工程學院，北京 100083；2.中國鋼研科技集團有限公司 特種陶瓷與耐火材料北京市重點實驗室，北京 100081)

0 引 言

以鈦精礦或釩鈦磁鐵礦為原料，在電爐內選擇性還原其中的鐵氧化物并除去金屬鐵后，剩余的爐渣稱為鈦渣。鈦渣中TiO2質量一般在70%-95%之間。鈦渣是生產鈦白粉、金屬鈦等鈦產品的重要原料。傳統的鈦渣熔煉電爐冶煉周期較長，消耗電能較高，生產每噸鈦渣平均耗電2800-3400 KW·h[1,2]。

鈦渣熔分電爐是一種新型電爐爐型，同時具有煉鋼電爐和礦熱電爐的爐型特點，它專門用于熔化并深度還原預還原后的釩鈦磁鐵礦金屬化球團。采用預還原后含鈦的金屬化球團為入爐原料，不僅能夠節約電爐熔煉階段的高級能源(電)的消耗，提高電爐生產效率并改善熔煉的工藝條件，而且利用固相還原的優勢能夠實現抑制或消除低價鈦和碳氮化鈦的生成[3]，提高鈦渣的品質。目前鈦渣熔煉電爐存在的最重要的問題之一就是爐襯耐火材料的侵蝕過快。傳統的爐襯設計理念一般采用較厚且保溫性好的耐火材料，但實際上由于鈦渣熔體活潑的化學性質以致無論采用何種材質耐火材料都無法避免爐襯的侵蝕和損毀，因此即使采用較厚的爐襯效果也不明顯。目前已經有研究者研究采用較薄、導熱良好的耐火材料爐襯結構，稱為冷凝式爐襯或導熱式爐襯，冷凝爐襯技術在高爐爐襯長壽領域中已經得到應用，它是通過強制冷卻使高爐的碳質耐火材料的內表面形成一層鐵水凝固層，使爐襯免受鐵水熔液的滲透、沖刷等損壞[4-7]。強化散熱的冷凝爐襯在國內鈦渣熔煉電爐的發展中尚處于起步階段。為了延長鈦渣熔分電爐爐襯的使用壽命，本文分析計算了爐襯耐火材料與鈦渣熔液發生化學侵蝕的起始臨界反應溫度，設計了以鎂碳磚為工作層的冷凝式爐襯結構，計算了爐襯溫度梯度及熱流密度，給出了確定合理的冷凝渣殼層厚度的方法，并在鈦渣熔分電爐的工業化生產線中進行了實踐。

1 鈦渣電爐的耐火材料爐襯侵蝕

鈦渣電爐的爐體由爐殼、爐襯、出鐵口和出渣口構成。爐殼由鋼板焊接而成，底部平放在工字鋼上。爐襯為耐火材料，爐襯結構自爐殼外向爐膛內一般分別為絕熱層、緩沖層、保溫層和工作層，由于工作層直接與高溫鈦渣熔池接觸，其工作條件最為惡劣。目前，鈦渣電爐工作層爐襯的材質主要為耐火度較高的鎂質和碳質耐火材料。

鈦渣是一種高熔點的爐渣。鈦渣熔體具有強腐蝕性、高導電性和黏度變化劇烈的特點。鈦渣的主要成分是TiO2，此外還含有相當數量的低價鈦氧化物(如Ti3O5、Ti2O3、TiO)和鐵氧化物(FeO和Fe2O3)，因而具有極高的化學活性。鈦渣電爐的爐內最高溫度可達2073 K，在這樣高的溫度下，它們幾乎能與所有的金屬和非金屬材料發生化學反應。事實上，工業生產時作為工作層的爐襯無論采用哪一種耐火材料，都會被鈦渣熔體所腐蝕，嚴重時甚至出現爐墻穿孔等生產事故。以常見的鎂質或碳質耐火材料為爐襯時，熔煉鈦渣時熔池內的熔液與爐襯耐火材料發生的主要化學反應和標準吉布斯自由能方程式[8]見表1所示。

除了上述化學侵蝕作用，鈦渣電爐爐襯侵蝕的原因還有如下幾種：(1)爐膛內1673-2073 K熔煉作業溫度使耐火材料爐襯表面軟化甚至發生熔融；(2)電爐加料、出渣出鐵、鈦渣熔體沸騰等原因造成的機械沖擊、熔液沖刷等作用對耐火材料爐襯造成機械損壞；(3)鈦渣電爐的電弧外吹、電磁攪拌對耐火材料的損害等等。

以上種種原因造成了鈦渣熔煉電爐耐火材料嚴重損壞，大大降低了爐襯的使用壽命，嚴重制約了鈦渣的生產效率。

2 冷凝爐襯的基本原理

冷凝爐襯的基本原理是無論具有多高溫度和多強化學侵蝕性的液態熔體，都會在一定的冷卻強度下凝固成侵蝕作用較小的固態，在爐殼強制冷卻的條件下，爐襯的熱表面能夠形成一層凝固的鈦渣渣殼，這層渣殼對爐襯耐火材料起著良好的防護作用。鈦渣固體的熱導率較低[3]、熔點較高，恰好符合高級耐火材料的性能要求。與高爐冷凝式爐襯的鐵水凝固層不同，鈦渣凝固層(即渣殼層)即使在固態下也容易與耐火材料發生化學反應，為了實現爐襯長壽的目的，必須保證爐襯耐火材料與渣殼交界面溫度低于耐火材料被固態鈦渣侵蝕的臨界反應溫度。

由表1熔池內鈦渣熔液與耐火材料發生的主要化學反應可知，以鎂質耐火材料為爐襯工作層時，與鈦酸鐵(FeTiO3)發生化學反應的最低起始溫度為式(3)的949 K，也就是說固態鈦渣侵蝕鎂質爐襯的臨界反應溫度為949 K。在設計鈦渣電爐冷凝爐襯時應保證耐火材料熱面的溫度始終低于此臨界反應溫度。為了實現這一點，需要爐殼冷卻強度、爐襯結構、冷凝渣殼厚度與鈦渣熔池之間的熱流密度和溫度梯度的合理匹配。

表1 熔池內鈦渣熔液與耐火材料發生的主要化學反應Tab.1 The main chemical reactions between the molten titanium oxide slag and the refractory in the molten pool

圖1 冷凝爐襯結構示意圖Fig.1 Structure diagram of condensing lining

3 冷凝爐襯結構的設計計算

為了實現鈦渣電爐冷凝爐襯耐火材料熱面的溫度長期低于化學侵蝕臨界反應溫度，需要保證合理的爐殼冷卻強度。因此爐殼應采用強制循環水冷結構。爐襯結構取消傳統的絕熱和保溫層，直接在爐殼鋼板內側砌筑較薄導熱良好的耐火材料，以保證爐襯內側表面的溫度低于鈦渣熔體的凝固溫度(約1673 K)，使得熔池內的鈦渣凝結在爐襯內側上，形成一層冷凝鈦渣渣殼。這層凝固的鈦渣渣殼包裹在爐襯耐火材料表面，使爐襯耐火材料與爐膛的高溫熔池隔絕，起到了隔熱作用并且有效保護爐墻耐火材料免受熔池侵蝕。

在設計冷凝爐襯整體結構時，鈦渣渣殼層厚度的確定非常重要。渣殼層應控制在一定的厚度范圍內，渣殼層太薄會導致爐襯耐火材料熱面溫度高于臨界反應溫度，因而容易發生化學侵蝕，降低爐襯使用壽命；而過厚的冷凝渣殼層會導致造成爐膛反應空間小，鈦渣出爐困難。渣殼層的最薄厚度須保證耐火材料層與渣殼層(即固態鈦渣)交界面溫度低于耐火材料被鈦渣渣殼侵蝕的臨界反應溫度。

以某工廠的鈦渣熔分電爐為例，其冷凝式爐襯的爐殼采用水冷爐壁，工作層耐火材料選用600 mm厚鎂碳磚，冷卻水平均溫度和爐膛熔池平均溫度分別取328 K和1973 K，渣殼層的熱導率取2 W/m · K[3]，鎂碳磚熱導率為14.5 W/m·K[9]，其他熱工計算參數如表2所示。

鈦渣熔分電爐的冶煉為連續作業，工程上這種連續工作的過程，即使溫度有些波動，仍可作為穩定態處理[10]。在研究溫度場時，本文著重研究主要傳熱方向的溫度分布，即爐墻從爐膛至爐壁方向的溫度變化，忽略其他方向的溫度變化。此外，鈦渣熔分電爐的直徑長達10 m，因此其爐墻可按一維平壁穩態傳熱模型進行熱工計算，爐膛一側的邊界條件為熔融鈦渣的對流換熱，爐壁一側的邊界條件為冷卻水強制對流換熱。爐墻的熱流密度方程如下所示[10]：

式中，q為熱流密度，W/m2；

tf1和tf2分別為熔融鈦渣和冷卻水的平均溫度，K；

αf1和αf2分別為熔融鈦渣側和冷卻水側的對流換熱系數，W/(m2·K)；

δ1、δ2、δ3分別為渣殼層、鎂磚和爐殼鋼板的厚度，mm；

λ1、λ2、λ3分別為渣殼層、鎂磚和爐殼鋼板的熱導率，W/(m · K)。

鎂磚與渣殼層交界面的溫度t1為：

根據前文所述固態鈦渣(渣殼層)侵蝕鎂質爐襯的臨界反應溫度949 K，即假設t1為949 K，計算結果如表3所示，得到的爐墻溫度梯度如圖2所示。從計算結果可知，t1=949 K時，爐墻的熱流密度為14481 W/m2，渣殼層的厚度為115 mm，因此爐殼冷卻強度應大于等于14481 W/m2，此時渣殼層的厚度大于等于115 mm，鎂磚與渣殼層交界面的溫度則小于等于949 K。通過爐殼冷卻強度的控制，可使鎂磚與渣殼層交界面溫度小于949 K，從而保證了鎂磚爐襯不受固態鈦渣的侵蝕，達到爐襯長壽的目的。

該冷凝式爐襯的鈦渣熔分電爐經過一段時間的運行后，停爐觀察發現爐襯耐火材料被凝固的鈦渣渣殼包裹，爐襯鎂碳磚僅有輕微侵蝕，在鈦渣渣殼層的保護下，基本完好。

表2 冷凝爐襯熱工參數表Tab.2 Thermal parameters of condensing lining structure

表3 冷凝爐襯熱工計算結果Tab.3 Thermal calculation results of condensing lining structure

圖2 冷凝爐襯溫度梯度圖Fig.2 Temperature gradient of condensing lining

4 結 論

(1)為了實現鈦渣電爐爐襯的長壽必須采用冷凝爐襯結構，并且保證爐襯耐火材料與鈦渣凝固渣殼層交界面溫度低于耐火材料被固態鈦渣侵蝕的臨界反應溫度，常用的鎂質或鎂碳質耐火材料被鈦渣侵蝕的臨界反應溫度為949 K。

(2)設計計算了以鎂碳磚為工作層的鈦渣熔分電爐的冷凝爐襯結構，為保證爐襯耐火材料與鈦渣凝固渣殼層交界面溫度低于被侵蝕的臨界反應溫度，鈦渣凝固渣殼層的厚度應大于115 mm，爐殼水冷強度應大于14481 W/m2，文中給出的冷凝爐襯設計計算方法同樣適用于其他類型爐料的冶煉電爐。

(3)由于鈦渣熔分電爐的工業化應用仍處于探索階段，強化換熱的冷凝式爐襯結構應用也處于起步階段，在鈦渣熔分電爐工業化試生產經驗總結的基礎上，將來冷凝爐襯技術的發展應著重于研發耐火度高、熱導率合適的爐襯材料以及爐襯溫度場的實時監測與爐襯壽命的在線預測等方面。

[1]李大成, 劉恒, 周大利. 鈦冶煉工藝 [M]. 北京∶ 化學工業出版社, 2009∶ 65.

[2] 韓可喜. 鈦精礦預還原球團冶煉鈦渣的電耗水平分析[J]. 鋼鐵釩鈦, 2014, (4)∶ 51-55.HAN K X. Iron Steel Vanadium Titanium, 2014, (4)∶ 51-55.

[3]楊紹利，盛繼孚. 鈦鐵礦熔煉鈦渣與生鐵技術 [M]. 北京∶ 冶金工業出版社，2006∶ 584, 235.

[4]HEAM A M, DZERMEJKO A J, LAMOUT P H.“Freeze”lining concepts for improving submerged arc furnace lining life and performance [C]// The 8th International Ferroalloys Congress Proceedings. Beijing∶ INFACON, 1998∶ 401-402.

[5]龍飛虎. 熔分電爐冶煉金屬化球團過程爐襯侵蝕分析[J]. z鋼鐵研究, 2012, 40(5)∶ 39-41.LONG F H. Research on Iron & Steel, 2012, 40(5)∶ 39-41.

[6]DUNCANSON P L, TOTH J D.The truths and myths of freeze lining technology for submerged arc furnace [C]// The 10 th International Ferroalloys Congress Proceedings. Cape Town∶INFACON, 2004∶ 488-499.

[7] 張福明, 黨玉華. 我國大型高爐長壽技術發展現狀[J].鋼鐵,2004, (10)∶ 75-78.ZHANG F M, DANG Y H. Iron and Steel, 2004, (10)∶ 75-78.

[8]陳肇友. 化學熱力學與耐火材料[M]. 北京∶ 冶金工業出版社,2008∶ 653-655.

[9]劉麟瑞, 林彬蔭. 工業爐窯用耐火材料手冊[M]. 北京∶ 冶金工業出版社, 2001∶9.

[10]王秉銓. 工業爐設計手冊[M]. 北京∶ 機械工業出版社, 1996∶ 28, 52.