鄭俊平， 盧正東，李承志， 薛正良

(1. 武漢科技大學(xué)省部共建耐火材料與冶金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081；2. 寶鋼股份武漢鋼鐵有限公司，湖北 武漢，430073；3. 武漢科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，湖北 武漢，430081)

現(xiàn)代高爐煉鐵的基本技術(shù)方針是：長(zhǎng)壽、高效、優(yōu)質(zhì)、低耗、環(huán)保，其中高爐長(zhǎng)壽是實(shí)現(xiàn)其他技術(shù)目標(biāo)的基礎(chǔ)[1]。目前，制約我國(guó)高爐壽命的主要因素為爐缸異常侵蝕所造成的爐襯減薄甚至爐缸燒穿[2]。從傳熱學(xué)角度考慮，減緩爐缸侵蝕的關(guān)鍵在于強(qiáng)化爐缸傳熱，即通過(guò)降低爐襯熱面溫度促進(jìn)爐缸渣鐵凝結(jié)層的形成，從而實(shí)現(xiàn)爐缸內(nèi)襯的自保護(hù)[3]。為此，本文根據(jù)武漢鋼鐵有限公司高爐長(zhǎng)壽技術(shù)實(shí)踐，通過(guò)建立爐缸傳熱模型，分析了不同冷卻壁選型與炭磚砌筑結(jié)構(gòu)對(duì)爐缸溫度場(chǎng)的影響，提出了爐缸長(zhǎng)壽設(shè)計(jì)與選材建議，以期為實(shí)現(xiàn)高爐長(zhǎng)壽提供技術(shù)參考。

1 武鋼高爐爐缸結(jié)構(gòu)

武鋼現(xiàn)有6座高爐，其中投產(chǎn)較早的1#和6#高爐爐缸采用了鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)。自2006年以后，為強(qiáng)化爐缸傳熱效果，武鋼新建的4#、5#、7#和8#高爐爐缸均采用了鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)。目前，除了1#高爐因2019年軍運(yùn)會(huì)環(huán)保要求停爐以外，武鋼其余高爐均處于安全服役狀態(tài)，各高爐爐缸結(jié)構(gòu)及爐襯選型如表1所示。

2 高爐爐缸結(jié)構(gòu)模型

高爐爐缸主要為冷卻壁+炭磚結(jié)構(gòu)，基于武鋼8#高爐爐缸的參數(shù)，本研究通過(guò)Solidworks軟件建立了不同爐缸冷卻壁材質(zhì)(鑄鐵和鑄銅)和爐缸內(nèi)襯選型(大塊炭磚和復(fù)合炭磚)爐缸結(jié)構(gòu)的傳熱物理模型，通過(guò)ANSYS軟件計(jì)算分析了不同結(jié)構(gòu)爐缸在烘爐、全爐役周期及爐缸自保護(hù)期的溫度場(chǎng)特點(diǎn)。

圖1所示為不同結(jié)構(gòu)高爐爐缸的物理模型，對(duì)應(yīng)的模型參數(shù)列于表2中，爐襯總厚度均為2500 mm。由圖1可見(jiàn)，兩種爐缸結(jié)構(gòu)的區(qū)別在于復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)中，冷卻水管和炭素?fù)v打料層之間還有一層小塊炭磚結(jié)構(gòu)。另外，兩種結(jié)構(gòu)爐缸鑄鐵或鑄銅冷卻壁的壁體內(nèi)設(shè)有4根冷卻水管，水管內(nèi)直徑均為68 mm。

3 傳熱數(shù)學(xué)模型

3.1 傳熱控制方程

本模型假設(shè)高爐爐缸磚襯溫度處于穩(wěn)定狀態(tài)，計(jì)算過(guò)程中忽略爐襯接觸熱阻，建立直角坐標(biāo)系(x，y，z)下的三維穩(wěn)態(tài)傳熱控制方程為[4]：

(1)

式中：λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；t為溫度，℃；

3.2 邊界條件

爐襯熱面(w1)與爐缸渣鐵(或熱風(fēng))之間為強(qiáng)制對(duì)流換熱，可表示為：

(2)

冷卻水管內(nèi)表面(w2)與冷卻水之間為強(qiáng)制對(duì)流換熱，即：

(3)

爐殼冷面(w3)與空氣之間為自然對(duì)流換熱：

(4)

其余面(w)均為絕熱態(tài)，即：

(5)

上述式中：tf1為爐缸渣鐵溫度，tw1為爐襯熱面溫度，tf2為冷卻水溫度，tw2為冷卻水管內(nèi)表面溫度，tf3為空氣溫度，tw3為爐殼溫度，單位均為℃；h1為爐襯熱面綜合換熱系數(shù)，h2為冷卻水與水管之間的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)，h3為爐殼冷面自然對(duì)流換熱系數(shù)，單位均為W/(m2·K)；λ1為爐缸磚襯熱面導(dǎo)熱系數(shù)，λ2為冷卻水管的導(dǎo)熱系數(shù)，λ3為爐殼的導(dǎo)熱系數(shù)，單位為W/(m·K)。

其中式(3)中冷卻水與水管的對(duì)流換熱系數(shù)h2可由管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱方程計(jì)算[4]：

(6)

(7)

(8)

式中：Ref為雷諾數(shù)，V為冷卻水流速，m/s，de為水管直徑，m；υ為冷卻水的運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)，m2/s；Nuf為努塞爾準(zhǔn)數(shù)，Pr為普朗特?cái)?shù)；λw為冷卻水的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

爐殼與周?chē)h(huán)境之間的綜合換熱系數(shù)h3由經(jīng)驗(yàn)公式(h3=9.3+0.058tw3)計(jì)算[3]，tw3取25 ℃。

鑄鐵冷卻壁水管表面還有防滲碳涂層和氣隙層，考慮到熱阻影響(如圖2所示)，還需計(jì)算鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水之間的綜合傳熱系數(shù)K[5]，來(lái)代替式(3)中h2。由圖2可知，鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水之間的熱阻R由水管內(nèi)表面與水的對(duì)流換熱熱阻Rα、水管管壁導(dǎo)熱熱阻Rw、水管表面涂層熱阻Rc和氣隙層的熱阻Rg四部分串聯(lián)構(gòu)成，即R=Rα+Rw+Rc+Rg。

圖2 鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水間的傳熱熱阻示意圖

在一維穩(wěn)態(tài)傳熱條件下，熱流量Q計(jì)算式可表示為：

(9)

式中：Δt表示冷卻壁水管氣隙層熱面溫度與冷卻水的溫度差，℃；F表示冷卻水管外表面積，m2；R表示冷卻壁本體與冷卻水之間的綜合熱阻，m2·K /W。

由式(9)可知：

K=1/R

(10)

(11)

水管管壁導(dǎo)熱熱阻Rw通常以水管外徑定義，傳熱面積F=πdol，Rw可表示為：

(12)

考慮到目前生產(chǎn)工藝，水管涂層厚度δc一般取0.2 mm[6]，由于涂層較薄，水管表面涂層熱阻Rc按平壁導(dǎo)熱計(jì)算：

(13)

根據(jù)目前生產(chǎn)工藝，氣隙層厚度δg取0.1 mm[6]。同樣，由于氣隙層很薄，計(jì)算其熱阻時(shí)仍按平壁傳熱處理。氣隙層熱阻由兩部分組成，即氣體導(dǎo)熱和壁體與涂層外表面的輻射換熱?？紤]到氣隙層兩端溫差較小，輻射換熱部分可忽略，故氣隙熱阻Rg表示為：

(14)

上述式中：do和di分別為水管的外直徑和內(nèi)直徑，m；λc、λb、λg分別表示水管管壁、涂層和氣隙層的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

綜合式(11)～(14)，鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水之間的總熱阻為：

R=Rα+Rw+Rc+Rg=

(15)

通過(guò)上述式(6)～式(15)計(jì)算得到綜合傳熱系數(shù)K后，代入式(3)即可用于計(jì)算冷卻水與水管之間的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)h2。

系統(tǒng)通過(guò)扶貧施政前后貧困戶(hù)數(shù)量的變化、貧困比例變化、人均收入變化，以及360度高空全景村容村貌變化來(lái)反映扶貧成效。如圖7、8。

4 爐缸溫度場(chǎng)分布計(jì)算結(jié)果

4.1 烘爐階段爐缸溫度場(chǎng)

高爐投產(chǎn)前需進(jìn)行熱風(fēng)烘爐，目的在于烘干爐襯水分，促進(jìn)炭搗料中結(jié)合劑的固化，使其具有良好的導(dǎo)熱性能。目前，爐缸炭搗料結(jié)合劑一般為樹(shù)脂，固化溫度和時(shí)間條件為110 ℃×24 h。烘爐階段熱風(fēng)溫度不應(yīng)超過(guò)400 ℃，且為避免烘爐過(guò)程中水管氧化，還應(yīng)保持通水狀態(tài)。本文將烘爐上限溫度設(shè)為400 ℃，冷卻水溫分別為40、60、80 ℃，冷卻水速分別為0(靜止?fàn)顟B(tài))、1.1、0.6、0.1 m/s，磚襯熱面與熱風(fēng)之間綜合傳熱系數(shù)取經(jīng)驗(yàn)值232 W/(m2·K)[7]，爐殼外環(huán)境溫度為25 ℃，根據(jù)式(5)計(jì)算得到自然對(duì)流傳熱系數(shù)為11 W/(m2·K)。

4.1.1 鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)

基于武鋼高爐鑄鐵冷卻壁物性參數(shù)，將各參數(shù)設(shè)置為：do=80 mm，di=68 mm,λb=50 W/(m·K)，δc=0.2 mm，δg=0.2 mm，λc=0.8 W/(m·K)，λg=0.03 W/(m·K)。依據(jù)式(6)～式(15)，計(jì)算得到不同水溫和水速條件下鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水之間的熱阻和綜合傳熱系數(shù)見(jiàn)表3。

將上述各組參數(shù)分別代入數(shù)學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算，當(dāng)冷卻水速為1.1 m/s時(shí)，不同水溫下?tīng)t缸炭搗料層中心溫度如圖3(a)所示。由圖3(a)可見(jiàn)，隨著冷卻水溫度的升高，炭搗料層中心溫度呈線(xiàn)性增高的趨勢(shì)，當(dāng)水溫為80 ℃時(shí)，炭搗料層溫度可達(dá)90.4 ℃。由此可見(jiàn)，若想獲得炭搗料層最佳固結(jié)溫度110 ℃，則需繼續(xù)提高水溫至90 ℃以上，但單純采用軟水系統(tǒng)自行升高水溫的辦法會(huì)造成烘爐周期過(guò)長(zhǎng)，同時(shí),考慮到管道散熱等因素，實(shí)際烘爐過(guò)程中難以達(dá)到90 ℃以上的水溫。

表3 鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水之間熱阻和綜合傳熱系數(shù)

(a) 冷卻水溫的影響 (b) 冷卻水速的影響

圖3(b)所示為水溫為40 ℃時(shí)不同水速下?tīng)t缸炭搗料層中心溫度變化。由圖3(b)可見(jiàn)，當(dāng)水速由1.1 m/s降低至0.1 m/s時(shí)，炭搗料層中心溫度由53.9 ℃升高至56.2 ℃，增幅僅為2.3 ℃，表明通過(guò)降低冷卻水速來(lái)提高炭搗料層溫度的效果極其有限。但若采用停水烘爐方式(水速為0)，即爐缸僅能依靠爐殼進(jìn)行散熱，此時(shí)炭搗料層溫度攀升至141.6 ℃，可極大促進(jìn)炭搗料層固結(jié)效果，提高其導(dǎo)熱性能。

4.1.2 鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)

根據(jù)武鋼高爐鑄銅冷卻壁物性參數(shù)及式(6)～式(15)，計(jì)算得到不同水溫和水速下，鑄銅冷卻壁本體與冷卻水之間對(duì)流換熱系數(shù)，如表4所示。

將上述各組參數(shù)分別代入數(shù)學(xué)模型中進(jìn)行計(jì)算，得到冷卻水速1.1 m/s時(shí)，不同水溫下?tīng)t缸炭搗料層中心溫度如圖4(a)所示。由圖4(a)可見(jiàn)，隨著水溫從40 ℃升至80 ℃，炭搗料層中心溫度由58.3 ℃升高至96.1 ℃，呈線(xiàn)性增加的趨勢(shì)。由于該結(jié)構(gòu)中炭搗料層向爐缸熱面推移200 mm，相同冷卻水溫下，其中心溫度相較于鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)，均提高了約5 ℃，但依然無(wú)法達(dá)到炭搗料層的最佳固結(jié)溫度。

(a) 冷卻水溫的影響 (b) 冷卻水速的影響

冷卻水溫度40 ℃時(shí)，不同水速下該結(jié)構(gòu)爐缸炭搗料層中心溫度如圖4(b)所示。由圖4(b)可見(jiàn)，當(dāng)水速由1.1 m/s降低至0.6 m/s時(shí)，該結(jié)構(gòu)炭搗料層溫度僅升高了1.4 ℃，可見(jiàn)降低水速對(duì)該結(jié)構(gòu)炭搗料層溫度影響甚微。采用停水方式時(shí)，炭搗料層溫度可達(dá)到137.6 ℃，滿(mǎn)足了炭搗料層的良好固結(jié)要求，從而強(qiáng)化爐缸徑向?qū)崮芰Α?/p>

綜上所述，不論采用哪種爐缸結(jié)構(gòu)，在烘爐階段應(yīng)考慮采用停水方式烘爐，不僅可以強(qiáng)化烘爐效果，還能在一定程度節(jié)約冷卻系統(tǒng)的運(yùn)行耗費(fèi)。

4.2 爐役初期爐缸溫度分布

結(jié)合武鋼生產(chǎn)實(shí)際，高爐在生產(chǎn)狀態(tài)時(shí)，冷卻水速為1.5 m/s，進(jìn)水溫度為40 ℃，爐缸渣鐵溫度為1500 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)取經(jīng)驗(yàn)數(shù)值80 W/(m2·K)[8]，計(jì)算得到鑄鐵冷卻壁本體與冷卻水的綜合換熱系數(shù)為254.5 W/(m2·K)，鑄銅冷卻壁與冷卻水綜合換熱系數(shù)為5464.6 W/(m2·K)，代入傳熱計(jì)算模型得到不同爐缸結(jié)構(gòu)在爐役初期的溫度分布如圖5所示。由圖5可見(jiàn)，不同爐缸結(jié)構(gòu)陶瓷杯熱面溫度均在 1410 ℃左右，這是因?yàn)闋t役初期陶瓷杯處于完好狀態(tài)，不論采用何種爐缸結(jié)構(gòu)，爐襯熱面上均無(wú)法形成渣鐵凝結(jié)層。另外，不同爐缸結(jié)構(gòu)的大塊炭磚熱面溫度較為接近，均低于800 ℃(炭磚脆化溫度)，可見(jiàn)采用陶瓷杯結(jié)構(gòu)的爐缸在爐役初期可有效降低炭磚溫度，避免有害元素對(duì)炭磚的侵蝕。復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)中，由于采用小塊炭磚與冷卻壁貼合砌筑工藝，炭素?fù)v打料層向爐內(nèi)熱面推移了200 mm，故其炭搗料層溫度高于采用大塊炭磚的結(jié)構(gòu)，且鑄鐵冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)的炭搗料層中心溫度最高，為116 ℃，鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚與鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)的炭搗料層中心溫度相近，分別為88 ℃和84 ℃，而鑄銅冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)的炭搗料層中心溫度最低，僅為57 ℃。因此，在爐役初期，僅有鑄鐵冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)炭搗料層溫度高于結(jié)合劑良好固結(jié)溫度，可利用爐役初期繼續(xù)強(qiáng)化固結(jié)效果，而其余三種結(jié)構(gòu)炭搗料層溫度在爐役初期較低，必須依靠烘爐階段來(lái)固化結(jié)合劑。

圖5 爐役初期不同結(jié)構(gòu)爐缸溫度分布

4.3 爐役全周期爐缸溫度分布

爐役全周期不同結(jié)構(gòu)爐缸溫度分布情況如圖6所示。投產(chǎn)初期陶瓷杯完好，爐襯整體厚度為2360 mm，爐缸處于陶瓷杯侵蝕階段；隨著高爐服役時(shí)間的增加，陶瓷杯會(huì)逐漸侵蝕殆盡，此時(shí)爐襯整體厚度為1860 mm，爐缸大塊炭磚暴露在渣鐵液面中，爐缸進(jìn)入炭磚侵蝕階段；隨著生產(chǎn)的進(jìn)行，炭磚也會(huì)繼續(xù)侵蝕減薄，當(dāng)爐襯厚度減薄至1000 mm時(shí)，爐缸徑向熱阻逐漸降低，爐襯熱面溫度逐漸接近渣鐵凝固點(diǎn)1150 ℃，爐襯熱面渣鐵黏度增大，渣鐵化學(xué)侵蝕和機(jī)械沖刷作用逐漸減弱，爐襯侵蝕速度進(jìn)入平緩期；最后，當(dāng)爐襯厚度逐漸減薄至400 mm時(shí)，爐缸瀕臨燒穿，出于安全考慮，高爐需停爐大修，一代爐齡結(jié)束。

由圖6可見(jiàn)，在爐役前期，不同結(jié)構(gòu)爐缸在相同爐襯厚度時(shí)，爐襯熱面溫度差別較??；僅當(dāng)進(jìn)入爐役中后期，爐襯殘余厚度較小時(shí)，溫度差別才逐漸擴(kuò)大。在爐襯殘余厚度為400 mm時(shí)，鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚爐襯熱面溫度最低，為834 ℃，其他三種結(jié)構(gòu)的爐襯熱面溫度比較接近，由低至高分別為鑄銅冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)、鑄鐵冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)和鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)。

圖6 爐役全周期不同爐缸結(jié)構(gòu)爐襯熱面溫度分布

4.4 爐役自保護(hù)期爐缸溫度場(chǎng)

高爐在服役過(guò)程中爐襯厚度逐漸減小，爐襯熱面溫度也會(huì)不斷下降，當(dāng)溫度降至鐵水凝固線(xiàn)1150 ℃以下時(shí)，爐襯熱面將形成渣鐵凝結(jié)層，從而進(jìn)入自保護(hù)期。圖7為不同結(jié)構(gòu)爐缸在爐襯熱面溫度降至1150 ℃時(shí)對(duì)應(yīng)的耐火材料殘余厚度。由圖7可見(jiàn)，由于鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)整體熱阻最高，直至耐火材料厚度減薄至515 mm時(shí)才能形成渣鐵凝結(jié)層，而鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)整體熱阻最低，在耐火材料殘余厚度為665 mm時(shí)即可進(jìn)入爐缸自保護(hù)期。橫向比較來(lái)看，雖然不同爐缸結(jié)構(gòu)1150 ℃凝固線(xiàn)對(duì)應(yīng)的耐火材料殘余厚度存在差距，但差異不大，并且形成渣鐵自保護(hù)殼時(shí)均已接近爐役末期。

圖7 爐襯熱面1150 ℃等溫線(xiàn)對(duì)應(yīng)耐材殘余厚度

4.5 爐缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和選型建議

延長(zhǎng)爐缸壽命是實(shí)現(xiàn)高爐長(zhǎng)壽的核心所在，從傳熱角度考慮，關(guān)鍵在于充分發(fā)揮爐缸徑向各部分爐襯的導(dǎo)熱能力，尤其是爐缸徑向傳熱的限制環(huán)節(jié)——炭搗料層的固結(jié)效果和導(dǎo)熱性能，從而降低爐缸熱阻，促進(jìn)爐襯熱面渣鐵凝結(jié)層的盡早形成。

根據(jù)上文計(jì)算結(jié)果，采用鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚、鑄鐵冷卻壁+復(fù)合炭磚和鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)時(shí)，炭搗料層的工作溫度較高，有利于其導(dǎo)熱性能的發(fā)揮。但從爐役全周期溫度場(chǎng)和1150 ℃等溫線(xiàn)對(duì)應(yīng)的耐材殘余厚度來(lái)看，不同爐缸結(jié)構(gòu)的差異較小，表明在耐材導(dǎo)熱系數(shù)和爐襯總厚度相同時(shí)，銅冷卻壁高導(dǎo)熱性上的優(yōu)越性并未充分發(fā)揮，原因在于爐缸徑向熱阻中耐火材料處于主導(dǎo)地位。根據(jù)熱阻式(15)和不同爐缸物性參數(shù)，得到4種結(jié)構(gòu)爐缸的熱阻分布比例如表5所示。由表5可見(jiàn)，在各結(jié)構(gòu)爐缸的徑向熱阻中，大塊炭磚和陶瓷杯占比最大，而采用高導(dǎo)熱系數(shù)的鑄銅冷卻壁對(duì)于降低爐缸熱阻和爐襯熱面溫度收效甚微。

另外，從武鋼生產(chǎn)實(shí)踐角度來(lái)看，1#高爐采用的是鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)，從2001年5月投產(chǎn)至2019年10月因武漢軍運(yùn)會(huì)停爐以來(lái)已安全服役18年，單位爐容產(chǎn)鐵量超過(guò)13 000 t/m3，可見(jiàn)采用鑄鐵冷卻壁可滿(mǎn)足高爐長(zhǎng)壽要求。綜合考慮使用效果和材料成本等因素，建議改造或新建高爐采用性?xún)r(jià)比高的鑄鐵冷卻壁，并搭配使用大塊炭磚或復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)。

表5 不同結(jié)構(gòu)爐缸各環(huán)節(jié)熱阻占比

5 結(jié)論

(1)在高爐烘爐階段，調(diào)節(jié)水速對(duì)爐缸溫度場(chǎng)影響很小；采用提高水溫的方式可以在一定程度上改善烘爐效果，但會(huì)造成烘爐周期較長(zhǎng)；采用停水烘爐方式則可以有效提高爐缸整體溫度，尤其是炭搗料層中心溫度，當(dāng)水溫為40 ℃時(shí)，對(duì)于鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)爐缸，炭搗料層溫度可達(dá)141.6 ℃，對(duì)于鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)爐缸，炭搗料層溫度為137.6 ℃，均可實(shí)現(xiàn)炭搗料層的良好固結(jié)。

(2)不同結(jié)構(gòu)爐缸在爐役初期溫度場(chǎng)比較接近，表明采用陶瓷杯結(jié)構(gòu)的爐缸在爐役初期時(shí)可有效降低炭磚溫度，減緩爐缸炭磚在爐役初期的侵蝕。

(3)高爐服役初期不同結(jié)構(gòu)的爐缸在相同爐襯厚度時(shí)，爐襯熱面溫度差別較小。當(dāng)爐襯熱面溫度降至1150 ℃，不同結(jié)構(gòu)爐缸對(duì)應(yīng)的耐材殘余厚度從小到大依次為：鑄鐵冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)(515 mm)、鑄鐵冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)(570 mm)、鑄銅冷卻壁+大塊炭磚結(jié)構(gòu)(615 mm)、鑄銅冷卻壁+復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)(665 mm)。另外，雖然不同爐缸結(jié)構(gòu)1150 ℃凝固線(xiàn)對(duì)應(yīng)的耐材殘余厚度存在差異，但差距不大，并且形成渣鐵自保護(hù)殼時(shí)均已接近爐役末期。

(4)由于在爐缸徑向熱阻中耐火材料占主要部分，這會(huì)導(dǎo)致銅冷卻壁的高導(dǎo)熱性并未得到充分發(fā)揮。綜合考慮使用效果和材料成本等因素，建議新建和改造高爐中采用性?xún)r(jià)比高的鑄鐵冷卻壁，并搭配使用大塊炭磚或復(fù)合炭磚結(jié)構(gòu)。