CO2 用于K-OBM-S 轉爐冶煉不銹鋼的理論分析與實踐

趙鑫淼， 婁 健， 馬駿鵬， 鄭立春

（1. 太鋼不銹鋼股份有限公司， 太原030003； 2. 東北大學 冶金學院， 沈陽110819）

鋼鐵生產是CO2排放“大戶”.面對國家“雙碳戰略”，如何降低CO2排放并將CO2進行資源化利用引起越來越多的冶金工作者的重視.目前，在碳鋼冶煉方面，CO2已有小部分應用，如作為煉鋼攪拌氣，作為反應介質代替部分O2，以及作為煉鋼保護氣，包括出鋼鋼包內鋼液保護、LF 內鋼液保護、中間包及模鑄注流保護等［1-4］.

在不銹鋼冶煉方面，孫越等［5］利用管式爐研究發現不銹鋼AOD 冶煉過程中，在高碳區CO2可以代替一定的O2和Ar，實現脫碳保鉻的效果.隨著代替Ar 的CO2的比重增加，熔池的脫碳率會提高，但是Cr 損失率也會增大.李強等［6］從熱力學方面對CO2應用于AOD 爐中脫碳保鉻進行了研究，發現在高碳區［w（C）≥0.5%］無需混入Ar 即可完成脫碳保鉻，但在低碳區則需要混入一定比例的Ar，以進一步降低CO 分壓.王容岳等［7］通過熱力學計算發現，在高碳區噴吹CO2-O2混合氣體有利于AOD 冶煉過程中脫碳保鉻.隨著CO2比例的增加，保鉻效果增強，而脫碳速率降低，導致熔池溫度偏低，故CO2噴吹體積分數應控制在20%～40%.

CO2用于不銹鋼冶煉時，涉及脫碳保鉻等一系列問題，工藝難度較碳鋼冶煉更大.目前，CO2用于不銹鋼冶煉方面的研究很少，且尚無公開的工業試驗報道.因此，本文中基于太鋼K-OBM-S轉爐冶煉不銹鋼工藝，分析CO2在不銹鋼冶煉過程中的熱力學基礎問題，并開展相關工業試驗，進一步探討CO2在不銹鋼生產領域的合理使用工藝.

1 理論研究

1.1 CO2 與鋼中活性元素反應的吉布斯自由能

不銹鋼吹煉的主要目的是脫碳.在吹氧脫碳過程中，除了C，鋼水中的Si，Mn，P，Cr，Fe 等活性元素也會發生氧化反應，形成相應的氧化物并進入渣中.對于CO2煉鋼新工藝，可行的操作是底吹CO2以替代Ar 或N2.與Ar 或N2相比，CO2具有一定的氧化性，但是其氧化性又顯著低于O2.因此，除了具有Ar 或N2的攪拌作用外，CO2可能會與鋼水中的C，Si，Mn，P，Al，Cr，Fe 等活性元素發生化學反應，主要反應化學式如表1 所列.

表1 鋼中常見元素與CO2 反應的化學式及吉布斯自由能Table 1 Reaction equations and Gibbs free energies between common elements in steel and CO2

為確定CO2與鋼水中C，Si，Mn，P，Cr 等活性元素發生氧化反應的可能性，根據表1 中各化學反應的吉布斯自由能公式，計算了CO2和鋼中活性元素反應的吉布斯自由能與溫度的關系，結果如圖1 所示.在煉鋼溫度區間內，P，Ni 與CO2反應的吉布斯自由能均大于0，表明CO2與P，Ni 不反應.C，Si，Mn，Cr，Fe 與CO2反應的吉布斯自由能均小于0，且它們的吉布斯自由能絕對值從大到小排列順序為Si＞Mn＞Cr＞Fe.根據選擇性氧化的原理，ΔG?越低，元素越先反應，所以各元素與CO2的反應順序為Si＞Mn＞Cr＞Fe.該順序與O2作為氧化劑時各元素反應先后順序一致.對于C，隨著溫度的升高，其吉布斯自由能絕對值增大，并依次大于Cr，Mn 和Si.該變化趨勢對脫碳保鉻操作非常有利.

圖1 鋼中常見元素與CO2 反應的吉布斯自由能和溫度的關系Fig.1 Relationship between Gibbs free energy and temperature of reactions between common elements in steel and CO2

需要說明的是，上述吉布斯自由能計算假定表1 中所有反應物和生成物熱力學活度均為1，該假設與實際偏差較大，尤其是對鋼水中［C］，［Si］，［Mn］和［Cr］的熱力學活度而言.因此，上述熱力學計算無法準確指導CO2在鋼水脫碳方面的應用.理論上，鋼水中各元素的熱力學活度可以根據Wagner 公式進行計算.但是，目前活度方面的熱力學數據主要集中在1 873 K，其他溫度下的熱力學數據嚴重缺乏. 因此， 本文中利用FactSage 8.1熱力學軟件（采用FSstel，FToxide 和FactPS 數據庫）獲取不同煉鋼溫度下鋼水中相關元素的熱力學活度，用于后續熱力學計算.

K-OBM-S 轉爐主要生產400 系不銹鋼，根據Cr 成分可以分為Cr11 系、Cr17 系和Cr21 系.因此，以Cr11 系中的409 不銹鋼（Fe-11%Cr）為例，假定底吹O2和CO2的總壓力以及產物CO 的壓力均為101.325 kPa.當碳質量分數為0.3%時，計算了不同CO2體積分數下CO2與鋼中［C］反應的吉布斯自由能和溫度的關系，如圖2 所示.由圖可知，隨著CO2體積分數的增加，CO2與［C］反應的吉布斯自由能值更小，即更容易發生脫碳反應.實際生產中，采用全O2脫碳時，終點鋼水溫度約為1 973 K.采用CO2代替部分O2時，由于CO2與［C］反應為吸熱反應，脫碳終點鋼水溫度可能顯著低于1 973 K.另外，K-OBM-S 轉爐終點碳質量分數一般控制在0.3%左右，此時碳含量較低，熱力學上不易與CO2發生反應.因此，為最大化利用CO2進行脫碳和替代Ar，根據圖2 所示的計算結果，底吹氣中CO2體積分數應高于30%，以此保證在脫碳末期CO2仍能參與脫碳反應.

圖2 不同CO2 體積分數下CO2 與409 不銹鋼中［C］反應的吉布斯自由能和鋼水溫度的關系Fig.2 Relationship between Gibbs free energy and molten steel temperature of reaction between ［C］ in 409 stainless steel and CO2 under different CO2 volume fractions

1.2 脫碳保鉻

不銹鋼吹煉過程中利用碳氧反應將碳脫掉，同時要避免鉻的氧化，即脫碳保鉻，其化學反應式如式（1）所示.理論上，降低CO 的分壓有利于脫碳保鉻.圖3 所示是避免Fe-11%Cr-0.3%C 鋼水中Cr 氧化時鋼水溫度與CO 平衡分壓的關系.由圖可知，隨著鋼水溫度的增加，CO 平衡分壓相應增加，對避免Cr 氧化有利.假定鋼水中CO 壓力為101.325 kPa 時，若要避免Cr 的氧化，鋼水溫度應高于1 923 K.由于CO2與［C］的反應為吸熱反應，CO2參與碳氧化時會降低鋼水溫度.因此，應嚴格控制底吹氣中CO2的占比即CO2的總流量，保證脫碳結束時鋼水溫度高于1 923 K，從而抑制Cr的氧化.

圖3 避免Cr 氧化時鋼水溫度與CO 平衡分壓的關系Fig.3 Relationship between molten steel temperature and CO equilibrium partial pressure when avoiding Cr oxidation

1.3 CO2 氧化反應對鋼水溫度的影響

C，Si，Mn，Cr 等元素氧化的化學熱是鋼水最重要的熱源.由表1 中的吉布斯自由能公式可知，CO2氧化Si，Mn 和Cr 屬于放熱反應，而CO2氧化C 屬于吸熱反應.CO2與C 的吸熱反應會降低鋼水溫度，對脫碳保鉻、廢鋼添加等非常不利.

圖4 所示是CO2和O2氧化1 kg C，Si 和Cr對1 t 409 不銹鋼鋼水溫度的影響.本計算中用到的O2與［C］，［Si］和［Cr］反應的化學式及吉布斯自由能公式如表2 所列.另外，假定鋼水熱容為Fe和Cr 熱容的線性加和，即CFe·wFe+CCr·wCr，其中wFe和wCr分別為鋼水中Fe 和Cr 的質量分數，CFe和CCr分別為Fe 和Cr 的熱容，熱容值分別為46.02 和46.68 J／（K·mol）.由圖4 可知，O2氧化1 kg C，Si 和Cr 時1 t 409 不銹鋼鋼水分別升溫14.1，34.6 和12.7 K.CO2氧化1 kg C，Si 和Cr 時1 t 409 不銹鋼鋼水分別降溫13.8 K、升溫10.9 和3.9 K.CO2參與氧化反應對鋼水降溫影響顯著.

圖4 O2 和CO2 氧化1 kg 元素對1 t 409 不銹鋼鋼水溫度的影響Fig.4 Comparison between the effects of oxidizing 1 kg elements by O2 and CO2 on the temperature of 1 ton molten 409 stainless steel

表2 O2 與［C］，［Si］和［Cr］反應的化學式及吉布斯自由能Table 2 Equations and Gibbs free energies of the reactions between O2 and ［C］， ［Si］， ［Cr］

太鋼采用K-OBM-S 轉爐冶煉不銹鋼時，入爐鐵水通常含有質量分數在5.0%左右的C 和0.1%左右的Si，溫度為1 530 K 左右.吹煉末期所加入的鉻鐵成分如下：Fe-69%Cr-8%C-0.05%Si.吹煉結束后，鋼水終點C 質量分數為0.3%左右，Si 基本全部氧化.假定爐子熱效率為85%［8］，計算O2和CO2混合噴吹氣體中CO2體積分數對409不銹鋼鋼水終點溫度的影響，結果如圖5 所示.隨著CO2體積分數的增加，鋼水升溫呈線性下降.由圖3 可知，為實現脫碳保鉻，吹煉終點鋼水溫度應高于1 923 K.因此，K-OBM-S 轉爐吹煉過程中鋼水應升溫390 K 以上.由圖5 可知，O2和CO2混合噴吹氣體中CO2體積分數應小于12.3%.需要說明的是，該混合噴吹氣體中的O2包含頂吹O2和底吹O2.進一步計算可知，對于80 t 鋼包，CO2氣體的總流量應低于6.56 m3／t，以此保證終點鋼水溫度高于1 923 K.

圖5 噴吹氣體中CO2 體積分數對鋼水升溫的影響Fig.5 Effect of CO2 volume fraction in injection gas on temperature rise of molten steel

2 工業試驗

為驗證上述理論分析，以409 不銹鋼為例，在太鋼對K-OBM-S 轉爐使用CO2代替Ar 工藝開展工業試驗.與傳統BOF 轉爐不同，K-OBM-S 轉爐的底吹氣體是O2和Ar 混合氣體.原工藝底吹O2流量為30 m3／min，底吹Ar 流量為30 m3／min，即底吹氣組成為O2-50%Ar.對于試驗爐次，底吹O2流量為35 m3／min，底吹CO2流量為27 m3／min，無Ar 供給，即底吹氣組成為O2-44%CO2.除底吹氣體組成和流量不一樣外，原工藝和試驗工藝的其他工藝參數，如入爐鐵水溫度和成分、頂吹供氧強度、廢鋼加入量等，基本一樣.入爐鐵水溫度為1 533 K，入爐鐵水中C 和Si 的質量分數分別為5.0%和0.1%.吹煉過程中在不同時間點多次測量鋼水碳含量（質量分數，下同）和溫度.吹煉結束后加入硅鐵還原不銹鋼渣中的氧化鉻.鉻還原結束后取渣樣，磨碎后用X 射線熒光光譜（XRF）分析不銹鋼渣的化學成分.

3 結果與討論

圖6 所示是不同底吹氣工藝下吹煉時間與409 不銹鋼鋼水碳含量的關系.相比原工藝（O2-50%Ar），試驗工藝（O2-44%CO2）脫碳速度更快.在相同的吹煉時間內，試驗工藝可以得到更低的碳含量.以吹煉時間11.3 min 為例，原工藝的碳質量分數為2.64%，試驗工藝的碳質量分數為2.05%，試驗工藝脫碳量增加0.59%.假定底吹O2和CO2氣體的脫碳效率為100%.試驗工藝高O2流量引起的碳質量分數差異為0.09%，試驗工藝CO2引起的碳質量分數差異為0.25%.CO2和額外O2所增加的脫碳量（0.34%）遠低于實際測量的脫碳量差異（0.59%）.該現象產生的原因可能是底吹CO2使頂吹O2的脫碳量增加了0.25%.1體積CO2可以產生2 體積CO，因此，CO2能增加鋼水攪拌強度，進而提高頂吹O2的脫碳效率.試驗工藝吹煉20 min 后將碳質量分數降低到0.29%，而原工藝需22.5 min 才將碳質量分數降低到0.32%.因此，底吹CO2能顯著提升脫碳速度.

圖6 不同底吹氣工藝下吹煉時間與409 不銹鋼鋼水碳含量的關系Fig.6 Relationship between blowing time and carbon content in molten 409 stainless steel under different bottom blowing processes

圖7 所示是不同底吹氣工藝下吹煉時間與409 不銹鋼鋼水溫度的關系.在相同吹煉時間內，試驗工藝的鋼水溫度顯著低于原工藝，且該溫度差異隨著吹煉時間的延長而擴大.在11.3 min 時，試驗工藝鋼水溫度比原工藝鋼水溫度低34 K.在吹煉終點，原工藝鋼水溫度為2 007 K，試驗工藝鋼水溫度為1 895 K，比原工藝鋼水溫度低112 K.很明顯，底吹CO2能大幅度降低脫碳終點鋼水溫度.偏低的鋼水溫度對脫碳保鉻和后續精煉均有不利的影響.

圖7 不同底吹氣工藝下吹煉時間與409 不銹鋼鋼水溫度的關系Fig.7 Relationship between blowing time and temperature of molten 409 stainless steel under different bottom blowing processes

圖8 所示是不同底吹氣工藝下409 不銹鋼鋼水碳含量與溫度的關系.在相同碳含量下，試驗工藝的鋼水溫度顯著低于原工藝的鋼水溫度，且該溫度差異隨著碳含量的降低而急劇擴大，表明CO2全程參與脫碳反應.

圖8 不同底吹氣工藝下409 不銹鋼鋼水碳含量與溫度的關系Fig.8 Relationship between carbon content and temperature of molten 409 stainless steel under different bottom blowing processes

圖9 所示是不同底吹氣工藝下脫碳結束后一次還原硅鐵消耗量的對比.實際生產中，脫碳結束后需要加入一定量的硅鐵以還原不銹鋼渣中的氧化鉻.原工藝的硅鐵消耗量為12.8 kg／t，而試驗工藝的硅鐵消耗量為13.2 kg／t.試驗工藝較高的硅鐵消耗量表明該工藝下Cr 氧化嚴重.表3 所列是不同底吹氣工藝下一次硅鐵還原后爐渣的化學成分.由于兩種底吹工藝的造渣工藝相同，頂渣中CaO，SiO2，MgO 和Al2O3含量比較接近.但是，與原工藝相比，即使試驗工藝的一次硅鐵消耗量增加，不銹鋼渣中殘留的Cr2O3含量仍偏高，且波動較大.因此，試驗工藝中Cr 氧化程度更高.根據圖3 中的計算結果，為抑制Cr 的氧化，脫碳結束時鋼水溫度應高于1 923 K.試驗工藝脫碳結束時，鋼水溫度為1 895 K，因此發生Cr 氧化不可避免.

圖9 不同底吹氣工藝下一次還原硅鐵消耗量Fig.9 Consumption of primary reduction ferrosilicon under different bottom blowing processes

表3 不同底吹氣工藝下硅鐵還原后爐渣的化學成分（質量分數）Table 3 Chemical compositions of slags after reduction by ferrosilicon under different bottom blowing processes （mass fraction） %

圖10 所示是不同底吹氣工藝下脫碳保鉻反應的CO 平衡分壓計算結果.由公式（1）可知，為計算CO 平衡分壓，需知道鋼水中［C］和［Cr］的熱力學活度，以及鋼水溫度.鋼水溫度和碳含量的對應值可通過圖8 獲取.鋼水中［C］和［Cr］的熱力學活度通過FactSage 8.1 熱力學軟件獲取.由圖10 可知，對于原工藝，在整個吹煉過程中CO 平衡分壓均高于101.325 kPa.而對于試驗工藝，當碳含 量 為 0.41% 時， CO 平 衡 分 壓 恰 好 為101.325 kPa.吹煉終點鋼水中碳的質量分數為0.29%，對應CO 平衡分壓為77.007 kPa.因此，試驗工藝脫碳末期發生了Cr 的氧化，導致一次硅鐵消耗量增加，且不銹鋼渣中殘留的Cr2O3含量提高.進一步分析可知，若CO2參與脫硅和脫碳的效率為100%，理論上CO2總流量與其導致的溫降呈線性關系.本試驗中CO2總流量為6.75 m3／t，導致鋼水溫降112 K.因此，為使脫碳終點鋼水溫度高于1 923 K，則實際生產過程中CO2總流量應低于5.06 m3／t.

圖10 不同底吹氣工藝下脫碳保鉻反應的CO 平衡分壓Fig.10 CO equilibrium partial pressure for decarburization and chromium preservation under different bottom blowing processes

綜上，K-OBM-S 轉爐在吹煉期使用CO2替代Ar 可顯著提高脫碳速度，且降低Ar 消耗，具有可行性.對使用CO2導致的溫降及其誘發的Cr 氧化問題，需合理控制底吹CO2的總流量，以此控制脫碳終點鋼水溫度.對脫碳終點鋼水溫度較高的鋼種，可充分利用CO2替代Ar 進行控溫，能夠有效降低生產成本.

4 結 論

（1）CO2為弱氧化性氣體，可以與鋼水中的［C］，［Si］，［Mn］和［Cr］等元素發生氧化反應.

（2）熱力學上，O2氧化1 kg C，Si 和Cr 時1 t 409 不銹鋼鋼水分別升溫14.1，34.6 和12.7 K.CO2氧化1 kg C，Si 和Cr 時1 t 409 不銹鋼鋼水分別降溫13.8 K、升溫10.9 和3.9 K.

（3）熱力學上，為使在脫碳末期CO2仍能參與脫碳反應，底吹氣中CO2體積分數應高于30%.但是，為避免Cr 氧化的發生，CO2的總流量應低于6.56 m3／t，以此保證脫碳終點鋼水溫度在1 923 K以上.

（4）與原底吹工藝（O2-50%Ar）相比，試驗工藝（O2-44%CO2）將脫碳時間從22.5 min 顯著縮短到20 min.同時，試驗工藝將脫碳終點鋼水溫度從2 007 K大幅度降低到1 895 K，不利于脫碳保鉻，增加了鉻鐵消耗量和不銹鋼渣中Cr2O3含量.

（5）K-OBM-S 轉爐在吹煉期使用CO2替代Ar 具有可行性，但吹煉工藝還需進一步優化.