氧氣轉爐的氧槍噴頭優化及操作改進

區 鐵，曹 維，朱萬軍，帥國勇

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

隨著市場對高附加值鋼以及優質冷軋薄板需求的不斷增長，國內鋼鐵企業冶煉的低碳低錳鋼、超低碳鋼產量呈增長趨勢。生產這類鋼，其碳含量低、吹煉時間長、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一步縮短冶煉生產的節奏。為滿足這些要求，必須對轉爐煉鋼用氧技術進行改進。為此，本文介紹了武漢鋼鐵（集團）公司煉鋼總廠對80t轉爐氧槍噴頭及頂底吹操作改進的探討及其應用效果。

1 試驗方法

在超低碳鋼產量增長期間，為了保持整個生產流程的高效率，供氧時間需要從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為試驗期間鋼廠公稱容量80t轉爐冶煉的操作條件。

表1 轉爐冶煉的操作條件Table1 Operation conditions of converter smelting

1.1 改進頂吹供氧

為提高脫碳用氧效率，設計4孔氧槍噴頭取代原3孔噴頭，馬赫數從1.98調整為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°擴大到12°，并使促進成渣操作與上爐留渣、動態調整氧槍槍位和前期排渣模式相配合。

1.2 優化底吹攪拌

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

終點熔池氧化性的評估，可采用筆者［2］定義的氧化特性指標FC，即：

式中：VO2為頂吹氧強度，m3／（min·t）；w［C］為碳的質量分數，%；ts為鋼水混勻時間，s；PCO為一氧化碳分壓，MPa；P 為標準狀態大氣壓，MPa；β為系數項。

2 結果與討論

2.1 氧槍噴頭結構改進及射流特性分析

轉爐原氧槍噴頭結構為3孔，在生產中存在供氧時間較長、粘槍、濺渣易漲爐底，為此對氧槍噴頭進行了改進。圖1為改進后的4孔氧槍噴頭結構。

圖1 轉爐氧槍的4孔噴頭結構Fig.1 Structure of four－holes nozzle for the converter oxygen lance

氧槍噴頭主要設計參數如下：轉爐裝入量為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速度分布進行測定。圖2為常用操作壓力為0.8MPa時測定射流冷態速度分布狀況的實例。圖3為不同壓力下常用槍位（1400、1600mm）射流速度分布的例子。

經測定發現，隨著驅動壓力的增大，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。當壓力為0.9～1.0MPa時，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，射流對鋼水的作用相對平緩，不易發生噴濺。

改進后的4孔噴頭射流沖擊面積優于原3孔噴頭的沖擊面積，這樣有利于解決火點區起渣慢、煙塵噴濺大等問題。采用高槍位時應注意爐襯安全，采用低槍位時應關注對爐底的影響，吹煉后期通過與底吹的配合來調整熔池氧化度。

圖2 噴頭縱面壓力為0.80MPa時射流速度分布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）直接影響吹煉反應的用氧效率和成渣速率。按射流穿透深度的熱態［3］和冷態［4］試驗獲得的關系，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。

式（2）綜合考慮了氧氣流量、噴頭孔數、氧槍槍位和氧氣滯止壓力對熔池穿透深度的影響。噴頭結構和供氧參數一定時，調節氧槍槍位就成為獲得良好反應速率的頂吹氧操作手段。

圖4為采用式（2）、熱態和冷態試驗公式時80t頂底吹轉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）之間的關系。由圖4可看出，式（2）的計算結果位于熱態和冷態試驗所得結果之間。

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 頂底吹轉爐氧槍槍位和熔池穿透深度比的關系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。實際操作時，槍位按溫度、化渣和返干噴濺情況分段調節，吹煉末期拉碳前，壓槍應適當地增大射流穿透深度，必要時可調節倒爐氧量。

用4孔氧槍噴頭替代3孔氧槍噴頭后，冶煉成渣速度加快，未出現轉爐風機抽火困難和爆發性噴濺現象，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溶解氧含量的影響

試驗期間，底攪拌供氣點從4個調整為6個，并在內環增加2個噴吹點來加速熔池火點區爐渣以及散狀料落點附近的攪拌。圖5為轉爐底吹6點雙環布局示意圖。

圖5 轉爐底吹6點雙環布局示意圖Fig.5 Bicyclic layout diagram in converter bottom blowing

冶煉后期，調整氧在渣鋼間的分配，底吹強度Qb從0.05m3／（min·t）提高到0.08m3／（min·t）。圖6為底攪拌強度、底吹布局與終點鋼水碳－氧含量的關系。提高后期底吹強度并采用6點雙環底吹布局后，不僅改善了熔池攪拌的強度和均勻性，而且其相同碳含量對應的溶解氧含量比改進前的要低。

在等待最后試樣分析時，底攪拌進一步改善了氧在渣鋼間的分配，相當比例的鋼水碳氧積落入更低的范圍（平均為0.0024），這意味著低碳區的優先脫碳和鋼水的低氧化。

圖6 底攪拌強度、底吹布局與終點鋼水碳－氧含量的關系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 轉爐脫碳速率與供氧吹煉時間的關系Fig.7 Relationship between decarbonization rate and oxygen blowing time in converter

圖7是氧流量為16300m3／h條件下，轉爐4孔氧槍脫碳速率隨著供氧時間的變化。由圖7可看出，吹煉過程最高脫碳反應速率與過程最低氮含量相對應，供氧時間占總吹氧時間比率超過80%后，脫碳速率明顯衰減，碳氧反應從供氧控速轉向碳擴散控速。通過頂底吹的配合，脫碳反應可以優先進入低碳區，即便縮短供氧時間也沒有出現停滯現象。

圖8為噸鐵氧氣消耗與終點鋼水碳含量的關系。改進后，相同氧氣單耗達到的碳含量降低，由于提高了脫碳用氧效率，所以平均供氧時間比改進前縮短了1.5min。

圖8 噸鐵氧耗與終點鋼水碳含量關系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，除優化氧槍結構、供氧操作和底吹布局外，還采用了留渣或添加脫磷劑促進化渣和前期排渣等操作手段。圖9為改進后轉爐渣成分在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A是前期排渣成分，此時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，及時排渣可防止后期回磷，為減少石灰消耗創造了條件。點B為吹煉中后期渣成分。點C為吹煉結束爐渣，其總成分落入C2S附近有適量氧化鐵的C3S飽和區，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的堿度和氧化性，縮短供氧時間也可使出鋼磷含量降低至0.01%以下。

改進后的工藝提高了成渣和脫碳效率，石灰、氧氣等消耗進一步降低，即使渣中TFe含量減少，也可獲得良好的脫磷效果。

2.6 終點熔池氧化特性分析

由文獻［2］轉爐終點w［C］為0.02%～0.55%的生產數據證實，式（1）中與鐵碳積w（FeO）w［C］之間存在明顯相關性和系數β守常。

圖10 ／w［C］與轉爐終點鋼水溶解w［O］的關系Fig.10 Relationship between the index／w［C］and final dissolved w［O］content in molten steel

3 結論

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

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

（3）前期強化脫磷－排渣可抑制回磷，減少石灰消耗，使后期渣成分落入C3S飽和區而獲得均勻適當的堿度和氧化性，發揮了渣鋼反應的作用。

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

［2］區鐵，朱萬軍，王國平，等.轉爐脫磷及熔池氧化特性［J］.北京科技大學學報，2011，33（S1）：68.

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

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

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