氬氧精煉低碳鉻鐵過程噴濺預報及控制

尤 文， 馬海濤， 趙 彬

（長春工業(yè)大學電氣與電子工程學院，吉林長春 130012）

0 引 言

目前冶煉低碳鉻鐵合金的方法主要為電硅熱法和“波倫法”（Perrin），這類方法的缺點是工序長、電耗高、鉻損失大。近年研究嘗試將碳含量大于8wt%、鉻含量為65wt%～80wt%的高碳鉻鐵合金熔體，直接采用精煉不銹鋼的AOD法進行頂、底復吹氬（氮）／氧混合氣的方法精煉低碳鉻鐵合金［1］，該方法以氧代電，可大大簡化生產(chǎn)工序和降低生產(chǎn)成本，但到目前為止仍存在爐役短、降碳困難、鉻損失大和噴濺率高等問題。噴濺在轉爐、AOD爐及由氧氣助燃的電爐生產(chǎn)過程中時有發(fā)生，據(jù)統(tǒng)計［2］，噴濺事故占冶金行業(yè)事故的60.7%，噴濺發(fā)生率在11.6%～20%之間，而鐵合金生產(chǎn)由于原料鐵水含碳量高、冶煉溫度高、爐容比小和原料中含S等雜質(zhì)高等原因，其噴濺發(fā)生率更高，噴濺不僅干擾冶煉設備正常工作（擾亂冶煉過程的物料平衡、氧平衡與熱平衡，因噴出大量熔渣使脫硫、脫磷效果不佳，也限制了供氧強度）、降低鐵合金的收得率［3］（大噴時金屬損失率高達3.6%，小噴時1.2%，微噴時也有0.5%）、損失熱量、污染環(huán)境、噴濺因沖刷爐壁內(nèi)襯導致爐齡降低，造成粘槍、燒槍、爐口和煙罩掛渣，嚴重時損壞設備，危及生命安全［4］（噴濺導致的燙傷事故占爐前燙傷事故的80%以上）。因而有效抑制噴濺發(fā)生，即是穩(wěn)定氬氧精煉鐵合金工藝的必然，也是保證設備和人身安全的需要。

1 AOD爐的噴濺機理分析及定義

1.1 噴濺產(chǎn)生的機理分析及其主要特征

AOD爐內(nèi)碳氧反應不均衡發(fā)展，瞬時產(chǎn)生大量的CO氣體，這是發(fā)生噴濺的根本原因。在AOD爐冶煉低碳鉻鐵過程中，直接供氧反應1（C＋O→CO）和間接供氧反應2（3C＋Cr2O3→2Cr＋3CO）是兩種主要脫碳反應，前者為放熱反應，后者為吸熱反應，其反應速度受供氧量、熔池碳含量、CO含量、渣中Cr2O3含量和溫度的共同影響。如果冶煉過程中控制不當（比如加料），熔池驟然受到冷卻，抑制了正在激烈進行的碳氧反應2，供入的氧氣生成了大量Cr2O3并聚積；當熔池溫度再度升高到一定程度，Cr2O3聚積到20%以上時，碳氧反應2重新以更猛烈的速度進行，在碳氧反應1和碳氧反應2的共同作用下，瞬間產(chǎn)生大量的CO氣體，又由于此時Cr2O3含量較高，渣液表面張力較小、泡沫化程度較高和渣層較厚，液面升高，阻礙了熔池內(nèi)熱交換，導致渣液液面與爐內(nèi)鐵水溫差升高，同時使CO逸出困難，此時，如果碳－氧反應劇烈，就會產(chǎn)生泡沫性噴濺，嚴重的話會產(chǎn)生爆發(fā)性噴濺；如果爐渣中Cr2O3的含量降低，其特征與上述正好相反，嚴重的話會導致爐渣返干，產(chǎn)生金屬性噴濺?？梢?，爐渣中Cr2O3含量是影響噴濺發(fā)生的主要原因。此外，鐵水成分（主要是硅、硫、磷的含量）、鐵水溫度、爐子狀況（新爐還是老爐，是否補爐）、渣量和爐容比也是影響噴濺的原因。

噴濺發(fā)生的主要特征有：

1）爐渣中Cr2O3含量積累過高；

2）爐渣中Cr2O3含量積累過低，爐渣返干；

3）爐渣泡沫化程度較高，渣層液面升高；

4）爐內(nèi)反應劇烈沸騰，伴隨振動和音頻噪聲；

5）爐內(nèi)排出的CO氣體含量突變；

6）渣液液面與爐內(nèi)鐵水溫差升高。

1.2 噴濺定義及類型

AOD爐（包括轉爐及其它由氧氣助燃的冶煉設備）在吹煉過程中由于氧氣流股對熔池的沖擊及脫碳反應產(chǎn)生的CO氣體逸出，造成爐渣及金屬液的飛濺是難以避免的，通常這種飛濺高度不會超過爐口，稱之為內(nèi)噴。但因某種條件具備時，會因金屬液與渣液兩相間發(fā)生劇烈的氧化反應，爐膛內(nèi)產(chǎn)生大量的CO氣體并夾帶著爐渣和金屬液瞬間從爐口噴出，被稱之為外噴。狹義上噴濺僅指外噴，廣義上噴濺既包括內(nèi)噴，也包括外噴。轉爐和AOD爐冶煉的前、中、后期均有可能出現(xiàn)外噴，外噴是冶煉過程中的嚴重故障狀態(tài)。

1.3 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀及趨勢

現(xiàn)有成果主要在分析噴濺產(chǎn)生的原因及預防措施方面，通過調(diào)整裝入制度、優(yōu)化供氧制度和造渣制度等強化約束操作規(guī)范等管理手段來降低噴濺的發(fā)生率，而這些方法僅能降低因誤操作導致的噴濺。而對鐵水成分的偏差、輔料成分的變化、供氧（氬）流量的波動、頂槍位置調(diào)整誤差、工藝曲線的不完善等原因引起的噴濺研究尚未深入，盡管文獻提出的氣體分析方法［5］為解決噴濺問題提供了一條途徑，并在韓國浦項和日本新日鐵進行了應用研究，預報準確率達到了81%，但由于分析的實時性較差，目前僅用作噴濺發(fā)生時及事后分析原因，不能實現(xiàn)自動控制，而且成本較高，當爐體容量小于20t時，爐氣分析設備成本將大大高于冶煉設備，使該方法難以實現(xiàn)工程應用。而音頻分析方法［6］由于冶煉現(xiàn)場環(huán)境干擾十分嚴重且干擾源各不相同，導致分析精度不高且隨環(huán)境變化而變化，具有較大的不確定性，況且，該方法在檢測到信號時噴濺已經(jīng)輕微發(fā)生，給后續(xù)壓噴帶來實效方面的困難，更不能從根本上控制噴濺發(fā)生。至于依據(jù)FeO含量調(diào)節(jié)槍位的方法，由于目前沒有相關技術在線檢測爐渣中FeO含量，使該方法現(xiàn)階段不能用于在線實時控制。美國的Ispat Inland鋼鐵廠［7］和捷克的Trinecke zelezarng鋼鐵廠轉爐車間采用數(shù)學模型來預測噴濺，然后通過調(diào)整工藝和加料方法來預防噴濺，該方法主要特點在于冶煉前離線收集冶煉工藝數(shù)據(jù)，通過模型進行分析噴濺的可能性，而無需冶煉時在線采集實時信息，可以避免爐氣分析的成本過高和音頻分析干擾難以濾除等困難，但該方法對物料來源及成分變化較大的企業(yè)難以適用。因而，有必要尋找一種能夠間接表征噴濺即將發(fā)生的特征信號，該信號既能夠實現(xiàn)在線檢測，又能兼容煉鋼和煉鐵合金工藝，進而利用該信號來實現(xiàn)自動控制，避免噴濺發(fā)生。

2 AOD爐噴濺風險強度分級預報方法

2.1 渣液中金屬氧化物累積量的軟測量方法

前述分析結果表明，Cr2O3累積量（∑（Cr2O3））是噴濺發(fā)生的主要原因，只要控制該量在恰當?shù)姆秶鷥?nèi)，就可以避免噴濺發(fā)生。但目前尚無技術和儀器能夠實現(xiàn)∑（Cr2O3）的在線測量，給實施閉環(huán)控制帶來了較大困難。因而，必須借助軟測量技術，建立∑（Cr2O3）與其它可以檢測的物理量之間的關系模型，進而間接完成∑（Cr2O3）的計量。研究表明［8］，隨著熔渣中Cr2O3含量升高，熔渣過分發(fā)泡，渣層因膨脹增厚，其表面張力降低，阻礙著CO氣體從爐內(nèi)鐵水中經(jīng)渣層通暢排出，也阻礙了渣液與鐵水的熱交換，導致爐內(nèi)下層鋼水與渣液上層表面的溫差隨Cr2O3含量的增加而增大，而當渣中Cr2O3含量降低，熔渣逐漸變得黏稠，渣層因黏稠變薄，其表面張力增高，有利于CO氣體從爐內(nèi)鐵水中經(jīng)渣層通暢排出，也加速了渣液與鐵水的熱交換，導致爐內(nèi)下層鋼水與渣液上層表面的溫差隨Cr2O3含量的降低而降低，可見爐內(nèi)下層鋼水與渣液上層表面的溫差能夠反映渣液泡沫化程度、渣層厚度、渣液Cr2O3含量和渣液“返干”程度，只要控制好這一溫差，就可以間接控制渣中Cr2O3的含量在適當?shù)姆秶鷥?nèi)，從而避免噴濺發(fā)生。然而，由于冶煉過程十分復雜，具有非線性和不確定性，而且各變量耦合緊密，涉及到物料平衡、熱平衡、氧平衡等多種制約，要建立該溫差與∑（Cr2O3）之間的數(shù)學模型極為困難，考慮到實際生產(chǎn)過程中，只有∑（Cr2O3）高或者低到某種程度時才會發(fā)生噴濺，故可以用二者的關系模型替代其數(shù)學模型來實施控制。

2.2 AOD爐噴濺風險強度的分級表征方法

為了表征∑（Cr2O3），把爐內(nèi)下層鋼水與渣液上層表面的溫差簡稱為溫差，把不至噴濺而正常冶煉時∑（Cr2O3）對應的溫差稱為標準溫差，用ΔT表示。由于物料成分及計算誤差，該標準溫差不是一個常數(shù)，而是一個區(qū)間，稱為等標準溫差帶，記為（ΔT－Δ，ΔT＋Δ），其帶寬為2Δ。把∑（Cr2O3）過高導致即將發(fā)生泡沫性噴濺時刻對應的溫差稱為最大臨界溫差，記為ΔTmax。把∑（Cr2O3）過低導致即將發(fā)生金屬噴濺時刻對應的溫差稱為最小臨界溫差，記為ΔTmin。將溫差Δt變化區(qū)間分為下述5個子區(qū)間，即（0，ΔTmin］，（ΔTmin，ΔT－Δ］，（ΔT－Δ，ΔT＋Δ），［ΔT＋Δ，ΔTmax）和［ΔTmax，∞）。每個區(qū)間分別表征渣液泡沫化程度、“返干”程度和∑（Cr2O3），同時也代表熔池距噴濺發(fā)生的風險強度。其中，（ΔT－Δ，ΔT＋Δ）區(qū)間表征∑（FeO）恰當，不會產(chǎn)生噴濺，風險強度記為0級；（ΔTmin，ΔT－Δ］表征∑（Cr2O3）較少，有可能返干，具有爆發(fā)金屬性噴濺的趨勢，風險強度記為－1級；［ΔT＋Δ，ΔTmax）表征∑（Cr2O3）較高，具有爆發(fā)泡沫性噴濺的趨勢，風險強度記為1級；（0，ΔTmin］表征∑（Cr2O3）過少，已經(jīng)返干或即將返干，發(fā)生或者即將發(fā)生金屬性噴濺，風險強度記為－2級；［ΔTmax，∞）表征∑（Cr2O3）過高，已經(jīng)發(fā)生或者即將發(fā)生金屬性噴濺，風險強度記為2級。噴濺風險強度及∑（Cr2O3）與溫差的關系如圖1所示。

圖1 噴濺風險強度等級（Cr2O3累積量）與溫差的關系曲線

該圖也是∑（Cr2O3）與溫差的關系模型，因ΔT，ΔTmax和ΔTmin隨爐型、爐容比和冶煉工藝要求不同而不同，需要現(xiàn)場通過實驗整定。噴濺風險強度分級也可根據(jù)預報及控制精度按溫差梯度細分，其方法相同。

2.3 渣液與鐵水溫差的測量方法

渣液與鐵水溫度的測量是由分別安裝在頂槍和底槍上的紅外測溫裝置按采樣周期在線完成，紅外光信號的引出采用新的頂槍和底槍結構，通過頂槍和底槍上的特殊結構在槍管內(nèi)孔引出紅外光信號，非接觸測取爐內(nèi)漂浮在鐵水上面的渣液溫度和鐵水溫度，AOD底槍紅外在線測溫系統(tǒng)結構如圖2所示。

圖2 AOD底槍紅外在線測溫系統(tǒng)結構

其冷卻借助于槍的自冷系統(tǒng)，渣液和鐵水溫度測量的同步及溫差的計算由PLC中的軟件自動實現(xiàn)，并將該溫差值與各子區(qū)間下限和上限相比較，以確定當前溫差落入的區(qū)間。

3 基于模糊控制的噴濺抑制方法

渣液中∑（Cr2O3）可以通過調(diào)節(jié)槍位和供氧強度來控制，控制∑（Cr2O3）的過程也就是控制化渣過程。如果∑（Cr2O3）控制不當，會給吹煉帶來困難。若化渣太晚，易“返干”，形成金屬性噴濺；若化渣太早，易增加渣液泡沫化程度，形成泡沫性噴濺，甚至爆發(fā)性噴濺。因此，控制噴濺的關鍵就是要控制吹煉槍位及供氧強度。

3.1 溫差偏高時槍位的調(diào)節(jié)和供氧強度控制

冶煉前期調(diào)節(jié)和控制的原則是早化渣、化好渣。吹煉前期的特點是硅、鉻迅速氧化、渣中SiO2濃度大，熔池溫度不高，此時要求將加入爐內(nèi)的石灰盡快地化好，以便形成堿度≮1.5～1.7的活躍爐渣，以減輕酸性渣對爐襯的侵蝕，并增加吹煉前期的脫硫與脫磷率。為此，應采用較高的槍位，如果槍位過低，不僅因渣中Cr2O3低會在石灰表面形成高熔點而且致密的2CaO·SiO2，阻礙石灰的熔化，還會由于爐渣未能很好地覆蓋熔池表面而產(chǎn)生金屬噴濺，當然，前期槍位也不宜長時間過高，否則造成Cr2O3含量過高，渣液泡沫化程度嚴重，渣層增厚，溫差增大，發(fā)生泡沫性噴濺，為此，隨著溫差增大，當噴濺風險強度等級為1級時，應該降低槍位到低槍位，來降低Cr2O3含量，同時降低供氧強度，減弱碳氧反應速度，避免噴濺。由于槍位調(diào)節(jié)Cr2O3含量具有大滯后特性，當為－2級時，通過加料系統(tǒng)添加泡沫抑制劑，依賴化學反應迅速降低Cr2O3含量，同時，進一步加大供氬氣壓力和流量，以便擊碎返干層，加大鐵水攪拌力度，降低供氧強度，進而降低反應速率，將冶煉中產(chǎn)生的氣體通過爐口上方的除塵排氣通道排出，從而避免大噴事故的發(fā)生。

3.2 溫差偏低時槍位的調(diào)節(jié)和供氧強度控制

吹煉過程中期槍位控制的基本原則是：繼續(xù)化好渣、化透渣、快速脫碳、不噴濺、熔池均勻升溫。吹煉中期的特點是強烈脫碳，在這個階段中，不僅吹入的氧氣全部用于碳的氧化，而且渣中的Cr2O3也大量被消耗，渣層變薄，溫差降低，渣中∑（Cr2O3）的降低將使爐渣的熔點上升，流動性下降，出現(xiàn)“返干”現(xiàn)象，影響硫、磷的去除甚至于發(fā)生回磷現(xiàn)象，“飛濺”也較嚴重。為了防止中期爐渣返干，產(chǎn)生金屬性噴濺，當噴濺風險強度等級為－1級時，應該適當提槍，使渣中有適當?shù)摹疲–r2O3），同時，降低供氧量，減弱碳氧反應速度和反應溫度，避免噴濺。由于槍位調(diào)節(jié)Cr2O3含量具有大滯后特性，當為－2級時，還需要通過加料系統(tǒng)添加定量改善渣液氧化性和流動性的輔料（如鉻粒和螢石），依賴化學反應迅速增加Cr2O3含量，來抑制噴濺發(fā)生。

3.3 抑制噴濺的模糊控制規(guī)則建立及執(zhí)行

在正常冶煉工藝曲線間歇期（針對間歇式供氧方式的冶煉工藝，在間歇期采樣可以保證測量精度），實時測量同一時刻爐內(nèi)漂浮在鐵水上面的渣液溫度和爐內(nèi)底層鐵水溫度，計算鐵水和渣液溫差，確定噴濺風險強度等級，當為0級時，按即定工藝曲線繼續(xù)進行冶煉，非0級時，則轉入防止AOD爐冶煉過程出現(xiàn)噴濺的控制程序。因為控制噴濺發(fā)生的主要手段是槍位、供氧強度、供氬強度和添加劑，而距離噴濺發(fā)生的程度不同，需要的控制方式和控制量大小也不盡相同［9］，為此建立各級與控制方式和控制量大小的對應關系見表1。

表1 抑制噴濺模糊控制規(guī)則表

表中高槍位是指比正常槍位高0.2～0.4m以上的頂槍位置；高高槍位是指比正常槍位高0.4～0.6m以上的頂槍位置；低槍位是指比正常槍位低0.2～0.4m以下的頂槍位置；降低氧氣流量是指比當時正常冶煉工藝曲線的流量值低30%～50%；進一步降低氧氣流量是指比當時正常冶煉工藝曲線的流量值低50%～70%，具體參數(shù)可以根據(jù)爐型及爐容比適當調(diào)整。PLC中的控制程序依據(jù)當前等級，查表1獲得對應的氧氣流量和氬氣流量，然后分別控制圖2中的氧氣和氬氣流量調(diào)節(jié)閥，實現(xiàn)脈寬調(diào)制式恒流量控制；PLC由表1同時獲得槍位信息，經(jīng)變頻器控制頂槍升降系統(tǒng)到指定位置；如果等級為±2級，PLC由表1同時獲得加料信息，PLC將控制電磁振動給料機加入定量的改善渣液氧化性和流動性的輔料，控制系統(tǒng)快速離開噴濺狀態(tài)。

4 結 語

把噴濺控制問題歸結為渣液中∑（Cr2O3）和碳－氧反應速率控制問題，首次用渣液與鐵水溫差及其區(qū)間表征渣液中∑（Cr2O3）和噴濺風險強度等級，進而將∑（Cr2O3）測量問題簡化為渣液與鐵水溫差測量問題，從而解決了Cr2O3含量和碳－氧反應速率不能在線測量的問題。提出的基于噴濺風險強度等級來防止噴濺的控制方法，依據(jù)風險等級，整合了槍位、氧、氬流量和噴濺抑制劑等控制量，按模糊控制思想構建了控制規(guī)則表，依據(jù)規(guī)則表調(diào)節(jié)槍位和氣體流量來控制噴濺風險等級在0級內(nèi)，進而控制渣液的Cr2O3含量，保證爐渣的氧化性和流動性，從而避免噴濺發(fā)生。該方法主要優(yōu)點是將Cr2O3含量控制問題簡化為溫差控制問題，即解決了∑（Cr2O3）不能在線測量問題，又避免了建立溫差與Cr2O3含量的數(shù)學模型。

［1］ MA Haitao.The research of control strategy on AOD furnace tilting system［C］／／International Conference on Logistics Systems and Intelligent Management.［S.l.］：ICLSIM，2010：435-437.

［2］ 葉鍵松，鄭衛(wèi)民，金進文，等.轉爐前期爐渣噴濺的原因及對策［J］.安徽工業(yè)大學學報，2009，26（3）：208-212.

［3］ 王三忠.轉爐煉鋼噴濺的控制及預防措施［J］.河南冶金，2009，17（4）：32-34.

［4］ 黃志勇，顏根發(fā)，左都偉.轉爐爐渣噴濺的機理及預防措施［J］.金屬材料與冶金工程，2008，36（3）：12-16.

［5］ Hei ichiro.Dynamic refining control by analysis of exhaust gas［J］.Transaction ISIJ，1987，27（5）：351-358.

［6］ Daniel Merriman.Mass spectrometry for oxygen steelmaking control［J］.Stell Times，1997（11）：15-16.

［7］ Maxim Shaklrow，Anatoll Boutchenkow.Prediction prevention of slopping in a BOF［J］.Iron ＆Steel Technology，2004（1）：38-44.

［8］ You Wen.Control methord of preventing splashing in the refining process of AOD furnace based on equal temperature zones［C］／／CMCE2010.Changchun：［s.n.］，2010：365-368.

［9］ You Wen.Control methord of preventing splashing in the process of BOF refining stell based on softmeasuring technology［C］／／［S.l.］：Advanced Materials Research，2011：179-180.