氧氣轉(zhuǎn)爐的氧槍噴頭優(yōu)化及操作改進(jìn)

區(qū) 鐵，曹 維，朱萬軍，帥國勇

（1.武漢鋼鐵（集團(tuán)）公司研究院，湖北 武漢，430080；2.武漢科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，湖北 武漢，430081；3.武漢鋼鐵（集團(tuán)）公司煉鋼總廠，湖北 武漢，430083）

隨著市場對高附加值鋼以及優(yōu)質(zhì)冷軋薄板需求的不斷增長，國內(nèi)鋼鐵企業(yè)冶煉的低碳低錳鋼、超低碳鋼產(chǎn)量呈增長趨勢。生產(chǎn)這類鋼，其碳含量低、吹煉時(shí)間長、熔池易過氧化，且影響物料消耗和鋼的清潔度，提高煉鋼－連鑄工序的匹配能力也要求進(jìn)一步縮短冶煉生產(chǎn)的節(jié)奏。為滿足這些要求，必須對轉(zhuǎn)爐煉鋼用氧技術(shù)進(jìn)行改進(jìn)。為此，本文介紹了武漢鋼鐵（集團(tuán)）公司煉鋼總廠對80t轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭及頂?shù)状挡僮鞲倪M(jìn)的探討及其應(yīng)用效果。

1 試驗(yàn)方法

在超低碳鋼產(chǎn)量增長期間，為了保持整個生產(chǎn)流程的高效率，供氧時(shí)間需要從16.5min縮短至15min左右，并要求抑制渣－鋼熔池過氧化，保證冶煉成分的合格率。表1為試驗(yàn)期間鋼廠公稱容量80t轉(zhuǎn)爐冶煉的操作條件。

表1 轉(zhuǎn)爐冶煉的操作條件Table1 Operation conditions of converter smelting

1.1 改進(jìn)頂吹供氧

為提高脫碳用氧效率，設(shè)計(jì)4孔氧槍噴頭取代原3孔噴頭，馬赫數(shù)從1.98調(diào)整為2.0，供氧流量從14000m3／h提高到16500～17000m3／h，抑制射流疊加的氧槍噴頭夾角從11°擴(kuò)大到12°，并使促進(jìn)成渣操作與上爐留渣、動態(tài)調(diào)整氧槍槍位和前期排渣模式相配合。

1.2 優(yōu)化底吹攪拌

為了使底攪拌在合適條件下進(jìn)行，根據(jù)轉(zhuǎn)爐熱模型試驗(yàn)［1］，冶煉后期調(diào)整氧在渣鋼間分配的底吹強(qiáng)度從0.05～0.06m3／（min·t）擴(kuò)大到0.08m3／（min·t），采用自動吹堵供氣元件、調(diào)整底吹點(diǎn)布局，并控制濺渣層厚不大于150mm，以維護(hù)底吹通暢，采用改進(jìn)爐底－爐身的結(jié)合方式來防止熔池變淺所致的攪拌力下降。

終點(diǎn)熔池氧化性的評估，可采用筆者［2］定義的氧化特性指標(biāo)FC，即：

式中：VO2為頂吹氧強(qiáng)度，m3／（min·t）；w［C］為碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；ts為鋼水混勻時(shí)間，s；PCO為一氧化碳分壓，MPa；P 為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)大氣壓，MPa；β為系數(shù)項(xiàng)。

2 結(jié)果與討論

2.1 氧槍噴頭結(jié)構(gòu)改進(jìn)及射流特性分析

轉(zhuǎn)爐原氧槍噴頭結(jié)構(gòu)為3孔，在生產(chǎn)中存在供氧時(shí)間較長、粘槍、濺渣易漲爐底，為此對氧槍噴頭進(jìn)行了改進(jìn)。圖1為改進(jìn)后的4孔氧槍噴頭結(jié)構(gòu)。

圖1 轉(zhuǎn)爐氧槍的4孔噴頭結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of four－h(huán)oles nozzle for the converter oxygen lance

氧槍噴頭主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下：轉(zhuǎn)爐裝入量為90t、出鋼量為80t；采用4孔噴頭，氧氣流量為16000～16500m3／h，氧氣工作壓力為0.80～0.85MPa，出口馬赫數(shù)為2.0，出口直徑為42.77 mm，喉口直徑為33mm，噴頭夾角為12°，冷卻水流量不小于130t／h。

采用半模噴頭對射流冷態(tài)速度分布進(jìn)行測定。圖2為常用操作壓力為0.8MPa時(shí)測定射流冷態(tài)速度分布狀況的實(shí)例。圖3為不同壓力下常用槍位（1400、1600mm）射流速度分布的例子。

經(jīng)測定發(fā)現(xiàn)，隨著驅(qū)動壓力的增大，射流中心線偏移量基本不變，噴頭流股互為獨(dú)立。不同壓力下氧射流之間速度線未接觸，射流互不重疊干涉。當(dāng)壓力為0.9～1.0MPa時(shí)，速度變化梯度減小，在同一槍位上增壓來提高沖擊面積不明顯，而在同一壓力下提高槍位可明顯增大沖擊面積。但槍位大于1450mm時(shí)，射流對鋼水的作用相對平緩，不易發(fā)生噴濺。

改進(jìn)后的4孔噴頭射流沖擊面積優(yōu)于原3孔噴頭的沖擊面積，這樣有利于解決火點(diǎn)區(qū)起渣慢、煙塵噴濺大等問題。采用高槍位時(shí)應(yīng)注意爐襯安全，采用低槍位時(shí)應(yīng)關(guān)注對爐底的影響，吹煉后期通過與底吹的配合來調(diào)整熔池氧化度。

圖2 噴頭縱面壓力為0.80MPa時(shí)射流速度分布Fig.2 Distribution of jet velocity with longitudinal nozzle pressure of 0.8MPa

2.2 氧射流對熔池穿透深度的影響

氧射流沖擊熔池的穿透深度（即凹坑深度）直接影響吹煉反應(yīng)的用氧效率和成渣速率。按射流穿透深度的熱態(tài)［3］和冷態(tài)［4］試驗(yàn)獲得的關(guān)系，整理出頂吹射流作用于熔池的穿透深度公式為

式中：Lm為射流穿透熔池深度，m；Q為氧氣流量，m3／min；PO為氧氣滯止壓力，MPa；H 為氧槍槍位，m；d＊為噴孔喉口直徑，m；n為噴孔個數(shù)。

式（2）綜合考慮了氧氣流量、噴頭孔數(shù)、氧槍槍位和氧氣滯止壓力對熔池穿透深度的影響。噴頭結(jié)構(gòu)和供氧參數(shù)一定時(shí)，調(diào)節(jié)氧槍槍位就成為獲得良好反應(yīng)速率的頂吹氧操作手段。

圖4為采用式（2）、熱態(tài)和冷態(tài)試驗(yàn)公式時(shí)80t頂?shù)状缔D(zhuǎn)爐氧槍槍位與熔池穿透深度比（射流穿透熔池深度Lm與熔池靜止深度LO的比值）之間的關(guān)系。由圖4可看出，式（2）的計(jì)算結(jié)果位于熱態(tài)和冷態(tài)試驗(yàn)所得結(jié)果之間。

圖3 常用槍位不同壓力下的射流速度分布Fig.3 Distribution of jet velocity under the common lance position and different pressures

圖4 頂?shù)状缔D(zhuǎn)爐氧槍槍位和熔池穿透深度比的關(guān)系Fig.4 Relationship between lance position and ratio of penetration depth of molten bath in the top and bottom blowing converter

以供氧為15min、氧流量為16500m3／h、參考工作氧壓為0.85MPa的條件下，通過式（2）獲得頂吹氧射流作用于熔池所需的穿透深度比（0.5～0.6），頂吹過程可采用1.2～1.6m 的槍位。實(shí)際操作時(shí)，槍位按溫度、化渣和返干噴濺情況分段調(diào)節(jié)，吹煉末期拉碳前，壓槍應(yīng)適當(dāng)?shù)卦龃笊淞鞔┩干疃龋匾獣r(shí)可調(diào)節(jié)倒?fàn)t氧量。

用4孔氧槍噴頭替代3孔氧槍噴頭后，冶煉成渣速度加快，未出現(xiàn)轉(zhuǎn)爐風(fēng)機(jī)抽火困難和爆發(fā)性噴濺現(xiàn)象，不僅氧槍噴頭的使用壽命提高了90%，而且濺渣性能較原氧槍噴頭也有明顯的改善。

2.3 底攪拌和噴吹布局對終點(diǎn)溶解氧含量的影響

試驗(yàn)期間，底攪拌供氣點(diǎn)從4個調(diào)整為6個，并在內(nèi)環(huán)增加2個噴吹點(diǎn)來加速熔池火點(diǎn)區(qū)爐渣以及散狀料落點(diǎn)附近的攪拌。圖5為轉(zhuǎn)爐底吹6點(diǎn)雙環(huán)布局示意圖。

圖5 轉(zhuǎn)爐底吹6點(diǎn)雙環(huán)布局示意圖Fig.5 Bicyclic layout diagram in converter bottom blowing

冶煉后期，調(diào)整氧在渣鋼間的分配，底吹強(qiáng)度Qb從0.05m3／（min·t）提高到0.08m3／（min·t）。圖6為底攪拌強(qiáng)度、底吹布局與終點(diǎn)鋼水碳－氧含量的關(guān)系。提高后期底吹強(qiáng)度并采用6點(diǎn)雙環(huán)底吹布局后，不僅改善了熔池?cái)嚢璧膹?qiáng)度和均勻性，而且其相同碳含量對應(yīng)的溶解氧含量比改進(jìn)前的要低。

在等待最后試樣分析時(shí)，底攪拌進(jìn)一步改善了氧在渣鋼間的分配，相當(dāng)比例的鋼水碳氧積落入更低的范圍（平均為0.0024），這意味著低碳區(qū)的優(yōu)先脫碳和鋼水的低氧化。

圖6 底攪拌強(qiáng)度、底吹布局與終點(diǎn)鋼水碳－氧含量的關(guān)系Fig.6 Relationship between bottom stirring intensity，bottom blowing layout and final carbon－oxygen content in molten steel

2.4 脫碳用氧效率分析

圖7 轉(zhuǎn)爐脫碳速率與供氧吹煉時(shí)間的關(guān)系Fig.7 Relationship between decarbonization rate and oxygen blowing time in converter

圖7是氧流量為16300m3／h條件下，轉(zhuǎn)爐4孔氧槍脫碳速率隨著供氧時(shí)間的變化。由圖7可看出，吹煉過程最高脫碳反應(yīng)速率與過程最低氮含量相對應(yīng)，供氧時(shí)間占總吹氧時(shí)間比率超過80%后，脫碳速率明顯衰減，碳氧反應(yīng)從供氧控速轉(zhuǎn)向碳擴(kuò)散控速。通過頂?shù)状档呐浜?，脫碳反?yīng)可以優(yōu)先進(jìn)入低碳區(qū)，即便縮短供氧時(shí)間也沒有出現(xiàn)停滯現(xiàn)象。

圖8為噸鐵氧氣消耗與終點(diǎn)鋼水碳含量的關(guān)系。改進(jìn)后，相同氧氣單耗達(dá)到的碳含量降低，由于提高了脫碳用氧效率，所以平均供氧時(shí)間比改進(jìn)前縮短了1.5min。

圖8 噸鐵氧耗與終點(diǎn)鋼水碳含量關(guān)系Fig.8 Relationship between oxygen consumption per ton iron and final carbon content in molten steel

2.5 爐渣成分演變對脫磷的影響

為克服加快吹煉與化渣脫磷的矛盾，除優(yōu)化氧槍結(jié)構(gòu)、供氧操作和底吹布局外，還采用了留渣或添加脫磷劑促進(jìn)化渣和前期排渣等操作手段。圖9為改進(jìn)后轉(zhuǎn)爐渣成分在Fe－FeOn－CaO－SiO2系1600℃三元相圖［5］中的演變。

圖9 1600℃三元系相圖中轉(zhuǎn)爐渣成分的演變Fig.9 Evolution of the converter slag composition in the ternary phase diagram at 1600℃

在圖9中，點(diǎn)A是前期排渣成分，此時(shí)鐵水溫度較低且硅已氧化，這樣有利于成渣脫磷，爐渣總成分位于w（MgO）為10%的C2S飽和線以外，及時(shí)排渣可防止后期回磷，為減少石灰消耗創(chuàng)造了條件。點(diǎn)B為吹煉中后期渣成分。點(diǎn)C為吹煉結(jié)束爐渣，其總成分落入C2S附近有適量氧化鐵的C3S飽和區(qū)，液相中SiO2以C3S形式析出，自由CaO濃度提高。由于熔渣獲得均勻適當(dāng)?shù)膲A度和氧化性，縮短供氧時(shí)間也可使出鋼磷含量降低至0.01%以下。

改進(jìn)后的工藝提高了成渣和脫碳效率，石灰、氧氣等消耗進(jìn)一步降低，即使渣中TFe含量減少，也可獲得良好的脫磷效果。

2.6 終點(diǎn)熔池氧化特性分析

由文獻(xiàn)［2］轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)w［C］為0.02%～0.55%的生產(chǎn)數(shù)據(jù)證實(shí)，式（1）中與鐵碳積w（FeO）w［C］之間存在明顯相關(guān)性和系數(shù)β守常。

圖10 ／w［C］與轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)鋼水溶解w［O］的關(guān)系Fig.10 Relationship between the index／w［C］and final dissolved w［O］content in molten steel

3 結(jié)論

（1）改進(jìn)后的4孔氧槍噴頭和供氧－造渣操作促進(jìn)了成渣及脫碳用氧效率，供氧時(shí)間平均縮短了1.5min。

（2）雙環(huán)底吹布局和冶煉后期為0.08m3／（min·t）的底吹惰性氣體強(qiáng)度能均勻攪拌熔池，減少低碳終點(diǎn)鋼水溶解氧和渣中鐵損。

（3）前期強(qiáng)化脫磷－排渣可抑制回磷，減少石灰消耗，使后期渣成分落入C3S飽和區(qū)而獲得均勻適當(dāng)?shù)膲A度和氧化性，發(fā)揮了渣鋼反應(yīng)的作用。

［1］區(qū)鐵，袁凡成，曹同友.低氧低磷鋼的熱模型試驗(yàn)［J］.武鋼技術(shù)，2008，46（6）：25.

［2］區(qū)鐵，朱萬軍，王國平，等.轉(zhuǎn)爐脫磷及熔池氧化特性［J］.北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，33（S1）：68.

［3］袁章福，潘貽芳.煉鋼氧槍技術(shù)［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，2007：89.

［4］甲斐.上底吹き轉(zhuǎn)爐特性のコ－ルトモデルによゐ檢討［J］.鐵と鋼，1983，69（2）：228.

［5］Koch K，Kaestle G.熔渣相圖和熱力學(xué)活度［C］／／曲英，萬天驥.物理化學(xué)和煉鋼.第七屆鋼鐵冶煉物理化學(xué)國際會議論文集.北京：冶金工業(yè)出版社，1984：42.