150 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍改造對(duì)其冶金特性的影響

阮 飛，揭 暢，趙鳳光，富曉陽(yáng)，楊吉春，張捷宇

(1.內(nèi)蒙古科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2.黑崎播磨(上海)企業(yè)管理有限公司，上海 200042；3.上海大學(xué)上海市現(xiàn)代冶金與材料制備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200072)

?

150 t頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐底槍改造對(duì)其冶金特性的影響

阮 飛1，揭 暢2，趙鳳光1，富曉陽(yáng)1，楊吉春1，張捷宇3

(1.內(nèi)蒙古科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2.黑崎播磨(上海)企業(yè)管理有限公司，上海 200042；3.上海大學(xué)上海市現(xiàn)代冶金與材料制備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200072)

本文采用現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)和數(shù)值模擬計(jì)算相結(jié)合的方法對(duì)150 t頂?shù)讖?fù)合吹煉轉(zhuǎn)爐底槍改造前后的冶金特性進(jìn)行分析，結(jié)果表明，改造后的底槍對(duì)熔池內(nèi)鋼液的攪拌力增強(qiáng)，顯著改善了爐內(nèi)的冶金動(dòng)力學(xué)條件，加快了熔池內(nèi)傳質(zhì)及化學(xué)反應(yīng)速率，冶煉過(guò)程更接近于平衡態(tài)，各項(xiàng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)指標(biāo)良好，冶金性能優(yōu)越。

復(fù)合吹煉；轉(zhuǎn)爐煉鋼；底槍改造；冶金特性

0 前言

轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖?fù)吹煉鋼工藝的誕生至今已有近40年的歷史，該工藝由于能夠克服單純頂吹氧氣射流對(duì)熔池?cái)嚢璨蛔愕娜秉c(diǎn)，極大改善爐內(nèi)冶金動(dòng)力學(xué)條件，使冶煉過(guò)程更接近平衡，同時(shí)兼?zhèn)漤敶翟煸^(guò)程易于控制等優(yōu)點(diǎn)，比單純頂吹和底吹具有更加優(yōu)越的冶金性能，因此，轉(zhuǎn)爐頂?shù)讖?fù)合冶煉技術(shù)已成為當(dāng)今轉(zhuǎn)爐煉鋼技術(shù)發(fā)展主流[1-5]。

而作為頂?shù)讖?fù)合吹煉轉(zhuǎn)爐核心部件之一的底部供氣元件，即底槍具有強(qiáng)化熔池?cái)嚢?、均勻鋼水成分溫度、擴(kuò)大爐內(nèi)渣金反應(yīng)界面、促進(jìn)傳質(zhì)等作用，是影響整個(gè)轉(zhuǎn)爐冶煉工藝過(guò)程、冶金特性及產(chǎn)品成本效益的關(guān)鍵之所在[1-2]。

常見(jiàn)的底部供氣元件有噴嘴型供氣元件、磚型供氣元件、細(xì)金屬管多孔塞式供氣元件等[2]，某鋼鐵廠150 t頂?shù)讖?fù)合吹煉轉(zhuǎn)爐底部供氣元件最初設(shè)計(jì)時(shí)采用單只細(xì)金屬管，共12支呈圓形均布于爐底，而現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)實(shí)踐表明，該供氣元件在實(shí)際使用過(guò)程中存在攪拌力弱、冶金效果差、冶煉周期長(zhǎng)等特點(diǎn)，特別是供氣元件工作條件惡劣，時(shí)有底槍堵塞現(xiàn)象發(fā)生，冶煉爐次達(dá)3 000爐以后供氣元件透氣性大幅下降，導(dǎo)致現(xiàn)有底吹供氣元件與采用濺渣護(hù)爐技術(shù)后顯著提高的轉(zhuǎn)爐爐齡無(wú)法匹配，嚴(yán)重影響轉(zhuǎn)爐冶煉工藝過(guò)程及最終鋼水質(zhì)量，為此在原有轉(zhuǎn)爐底槍基礎(chǔ)之上進(jìn)行了技術(shù)改造，而本文主要采用現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)和數(shù)值模擬計(jì)算相結(jié)合的方法分析了底吹系統(tǒng)改造對(duì)轉(zhuǎn)爐冶金特性的影響，這對(duì)頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐技術(shù)改造及頂?shù)讖?fù)吹冶煉工藝?yán)碚摰陌l(fā)展具有重要的指導(dǎo)意義。

1 底槍改造方案及冶煉參數(shù)

1.1 改造方案

圖1為改造前轉(zhuǎn)爐底槍位置示意圖，轉(zhuǎn)爐爐殼直徑約6 m，12支底槍在爐底φ3 000 mm圓上均布，每支底槍僅包含1支φ5 mm不銹鋼管埋設(shè)于底槍母體耐火材料內(nèi)進(jìn)行供氣。

圖1 改造前底槍位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of bottom lance positions before transformation

圖2所示為改造后的底部供氣系統(tǒng)，底槍數(shù)量由原來(lái)的12支減為8支，兩支為一組，按照分組均布的方式安裝在原有的8個(gè)底槍位置上，其余4個(gè)原底槍位置由耐火材料封死，改造后的每支底槍包含7支φ5 mm不銹鋼管，其中芯磚和金屬管整體制成，支持在線熱更換。

1.2 冶煉參數(shù)

轉(zhuǎn)爐公稱容量為150 t，內(nèi)徑約5 m，所采用的供氧參數(shù)如表1所示，在底槍改造前后參數(shù)均固定不變。

圖2 改造后底槍位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of bottom lance positions after transformation

孔數(shù)Ma中心夾角/(°)工作氧壓/MPa擴(kuò)張角/(°)52150854°

轉(zhuǎn)爐采用頂吹O2，底吹惰性氣體(N2,Ar)的供氣方式，一個(gè)冶煉周期內(nèi)頂槍和底槍供氣流量參數(shù)變化如圖3所示。

圖3 轉(zhuǎn)爐供氣參數(shù)Fig.3 Bar of gas supplement parameters

2 改造前后冶金效果對(duì)比

2.1 底槍改造對(duì)轉(zhuǎn)爐內(nèi)流場(chǎng)的影響

采用商業(yè)化計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent 6.3.26中的多相流模型(VOF)模擬計(jì)算得到的底槍改造前后單支底槍局部三維氣相體積分?jǐn)?shù)云圖[6-7]，如圖4、5所示。由圖4、5發(fā)現(xiàn)改造前后底槍供氣特性存在明顯差異，由于改造后每支底槍都采用7支細(xì)金屬管供氣，多支金屬管噴吹所形成的多股上升氣流之間存在相互作用及能量上的疊加[8]，氣體在鋼液中分散性較好，底氣對(duì)熔池內(nèi)鋼液的攪拌力增強(qiáng)，轉(zhuǎn)爐內(nèi)的傳質(zhì)及反應(yīng)過(guò)程得到有效改善，因此從流場(chǎng)角度講，改造后所采用的多支金屬管供氣方式對(duì)轉(zhuǎn)爐熔池的攪拌能力明顯優(yōu)于改造前的單支金屬管供氣。

圖4 改造前轉(zhuǎn)爐內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)Fig.4 Diagram of gaseous phase volume fraction in converter before transformation

圖5 改造后轉(zhuǎn)爐內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)Fig.5 Diagram of gaseous phase volume fraction in converter after transformation

2.2 底槍改造對(duì)供氧時(shí)間的影響

在原料及主要冶煉參數(shù)基本穩(wěn)定的條件下，通過(guò)對(duì)50爐冶煉數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)得到的改造前后一個(gè)冶煉周期內(nèi)的供氧時(shí)間如圖6所示，改造前轉(zhuǎn)爐平均供氧時(shí)間為16.0 min， 而改造后平均供氧時(shí)間為15.2 min，經(jīng)過(guò)底槍改造后供氧時(shí)間平均縮短5%，如果頂槍平均供氧強(qiáng)度按3.0 Nm3/t·min計(jì)算，則改造后每爐次平均節(jié)約O2約360 Nm3，因此改造后的供氣系統(tǒng)有利于轉(zhuǎn)爐強(qiáng)化冶煉、縮短吹煉周期及降低冶煉成本。

2.3 底槍改造對(duì)終渣氧化性的影響

底槍改造前后統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，改造后終渣FeO平均含量約為14.22%, 而改造前FeO平均含量約為15.42%，底槍改造后FeO平均含量約降低8%，如圖7所示，這主要是由于底吹改造之后，熔池?cái)嚢枘芰Φ玫礁纳?，使渣金界面?zhèn)餮跣侍岣?，間接氧化動(dòng)力學(xué)條件較好，F(xiàn)eO消耗速率提高，從而使終渣FeO含量降低，對(duì)于轉(zhuǎn)爐吹煉過(guò)程減少噴濺、減少吹損、提高金屬收得率有重要意義。

圖6 改造前后轉(zhuǎn)爐平均供氧時(shí)間Fig.6 Mean blowing times of oxygen before and after transformation

圖7 頂槍改造前后終渣FeO平均含量Fig.7 Mean mass fractions of FeO in the terminal slag before and after transformation

2.4 底槍改造對(duì)鋼液余錳量的影響

對(duì)底槍改造前后的50爐次終點(diǎn)鋼水余錳量進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如圖8所示。

圖8 改造前后鋼液余錳量Fig.8 Mean mass fractions of Mn in the molten steel before and after transformation

可以看出，底槍改造前鋼液平均余錳量約為0.074%，而改造后鋼液余錳量約為0.103%，改造后的余錳量約提高39%，由于底槍供氣元件攪拌力提高后爐內(nèi)渣金界面?zhèn)髻|(zhì)及反應(yīng)速率提高，渣中FeO含量及鋼液中[O]含量降低，因而終點(diǎn)鋼液殘余錳含量增加，而鋼液余錳量的提高有利于減少脫氧及合金劑的加入量，降低冶煉成本。

2.5 底槍改造對(duì)鋼液脫P(yáng)率的影響

底槍改造前后終渣P2O5統(tǒng)計(jì)平均水平如圖9所示。底槍改造前各爐次終渣P2O5平均含量約為2.23%，而改造后各爐次終渣P2O5平均含量約為2.26%，改造前后各爐次終渣P2O5平均含量約增加1%。而渣中的P2O5含量增加勢(shì)必意味著改造后脫P(yáng)效果有所改善，改造前后各爐次平均脫P(yáng)率如圖10所示。

圖9 改造前后終渣P2O5含量Fig.9 Mean mass fractions of P2O5 in the terminal slag before and after transformation

圖10 改造前后鋼液次平均脫P(yáng)率Fig.10 Removal ratio of P in molten steel before and after transformation

改造前后各爐次統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，鋼液脫P(yáng)率為44.3%～76.5%，各爐次平均值約60.4%，而改造后鋼液脫P(yáng)率為49.4%～80.2%，各爐次平均值約64.8%。

由此可見(jiàn)，轉(zhuǎn)爐底槍改造后，由于爐內(nèi)氣體攪拌強(qiáng)度增加，動(dòng)力學(xué)條件得到極大改善，加速了熔池內(nèi)的傳質(zhì)及渣金界面脫P(yáng)反應(yīng)過(guò)程，使得改造后氧化脫P(yáng)效果顯著改善，統(tǒng)計(jì)爐次范圍內(nèi)最大脫P(yáng)率可達(dá)80.2%，而改造前的最大脫P(yáng)率僅為76.5%。

2.6 底槍改造對(duì)鋼液脫S率的影響

統(tǒng)計(jì)得到的底槍改造前后各爐次終渣S含量如圖11所示。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，底槍改造前終渣S含量為0.075%，改造后終渣S含量為0.090%，改造后渣中平均S含量增加約20%，由此可知，底槍改造后，由于轉(zhuǎn)爐動(dòng)力學(xué)條件的改善，加上渣中FeO含量低，脫S熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件均得到顯著改善，渣金間S的分配比增大，脫S水平得到提高。

圖11 底槍改造前后終渣平均S含量Fig.11 Mass fractions of S in terminal slag before and after transformation

2.7 底槍改造對(duì)原料消耗量的影響

底吹系統(tǒng)改造前后各爐次平均原材料消耗量如下圖所示。

圖12 改造前后原料平均消耗量Fig.12 Consumption of row materials before and after transformation

由圖可知，底部供氣系統(tǒng)改造前冶金石灰平均消耗量約為6 500 kg/爐，氧化鐵皮平均消耗量約為1 800 kg/爐，底氣系統(tǒng)改造后冶金石灰平均消耗量約為6 200 kg/爐，氧化鐵皮平均消耗量約為2 000 kg/爐，底氣系統(tǒng)改造后，冶金石灰平均每爐次節(jié)約300 kg，氧化鐵皮每爐次增加200 kg，因此底吹系統(tǒng)對(duì)煉鋼原材料消耗也有比較顯著的影響。

2.8 底槍改造對(duì)鋼水碳氧濃度積的影響

統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，底吹系統(tǒng)改造前平均碳氧濃度積為m=0.002 62，改造后平均碳氧濃度積m=0.002 53，而鋼鐵冶金理論一般認(rèn)為，煉鋼溫度T=1 550～1 620℃范圍內(nèi)，爐氣一氧化碳分壓PCO=1.01×105Pa條件下，理論計(jì)算碳氧濃度積m=0.002～0.003，通常取m=0.002 5為煉鋼溫度下的平衡碳氧濃度積[9-11]，將底氣改造前后實(shí)際碳氧濃度積與理論計(jì)算值比較可以看出，底氣改造前轉(zhuǎn)爐內(nèi)實(shí)際冶煉過(guò)程明顯偏離平衡態(tài)，而改造后轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)由于動(dòng)力學(xué)條件的改善，實(shí)際碳氧濃度積與理論計(jì)算值比較接近，冶金過(guò)程接近于平衡態(tài)。

利用底氣改造前后各爐次鋼水實(shí)際[C]、[O]含量實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算得到的底氣改造前后各爐次碳氧濃度積云圖如圖13-14所示。

圖13 改造前鋼液碳氧濃度積云圖Fig.13 Contour diagram of C-O Concentration product in molten steel before transformation

圖14 底槍改造后鋼液碳氧濃度積云圖Fig.14 Contour diagram of C-O Concentration product in molten steel after transformation

通過(guò)比較圖13-14中各條實(shí)際碳氧濃度積等值線可以發(fā)現(xiàn)，底氣改造前等值線波動(dòng)范圍較寬，各爐次碳氧濃度積等值線與平衡值m=0.002 5偏離程度較大，而改造后等值線波動(dòng)范圍相對(duì)較窄，與平衡值偏離程度小，由此可見(jiàn)，底氣改造后由于爐內(nèi)冶金動(dòng)力學(xué)條件的改善，轉(zhuǎn)爐實(shí)際冶煉過(guò)程更接近于平衡態(tài)。

3 結(jié)論

(1)改造后爐內(nèi)流場(chǎng)明顯優(yōu)于改造前，冶金動(dòng)力學(xué)條件得到改善，平均供氧時(shí)間縮短5%，節(jié)約O2約360 Nm3/爐，有利于轉(zhuǎn)爐強(qiáng)化冶煉、縮短冶煉周期及降低冶煉成本。

(2)改造后終渣FeO平均含量約降低8%，鋼液平均余錳量約提高39%，有利于減少噴濺、降低吹損、節(jié)約合金及提高金屬收得率。

(3)改造前脫P(yáng)率為44.3-76.5%，而改造后為49.4-80.2%。改造后終渣P2O5平均含量約增加1%；渣中平均S含量增加約20%，改造后脫P(yáng)、脫S效果均有明顯改善。

(4)改造后石灰平均每爐節(jié)約300 kg，氧化鐵皮每爐增加200 kg，底氣對(duì)煉鋼原材料消耗影響顯著。

(5)改造前實(shí)測(cè)碳氧濃度積平均值為m=0.002 62，改造后為0.002 53與理論值比較接近，轉(zhuǎn)爐冶煉更接近平衡態(tài)。

[1] 朱苗勇.現(xiàn)代冶金學(xué)[M].北京：冶金工業(yè)出版社, 2005:215-219.

[2] 高澤平.煉鋼工藝學(xué)[M].北京：冶金工業(yè)出版社, 2006:94-110.

[3] 王鳳喜.煉鋼設(shè)備及煉鋼工藝的發(fā)展[J].重型機(jī)械, 1997, (6): 1-4.

[4] 鄭力寧,皇祝平,佟溥翹,陳峰.宏發(fā)煉鋼廠180t轉(zhuǎn)爐復(fù)吹技術(shù)優(yōu)化改造[J].鋼鐵, 2008,43 (8): 98-102.

[5] Zhaoyi LAI, Zhi XIE and Liangcai ZHONG. Influence of bottom tuyere configuration on bath stirring in a top and bottom combined blown converter[J]. ISIJ International, 2008,48(6): 793-798.

[6] 韓占忠,王敬,蘭小平.流體工程仿真計(jì)算實(shí)例與應(yīng)用[M].北京：北京理工大學(xué)出版社,1999:137-171.

[7] Vikas SINGH, Jyoti KUMAR, et al. Optimisation of the bottom tuyeres configuration for the BOF vessel using physical and mathematical modelling[J]. ISIJ International, 2007, 47(11): 1605-1612.

[8] 郝帥,陳義勝,李喜樂(lè),龐佶. 150t鋼包底吹氬噴嘴優(yōu)化的水模型實(shí)驗(yàn)研究 [J].內(nèi)蒙古科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2011,30 (3): 203-206.

[9] 郭漢杰.冶金物理化學(xué)[M].北京：冶金工業(yè)出版社,2006:274-276.

[10]劉國(guó)平,徐小偉,毛鳴,鄧勇,張世偉. 300t轉(zhuǎn)爐綜合經(jīng)濟(jì)爐齡探討 [J]. 煉鋼, 2010,26(5):5-7.

[11]黃希祜.鋼鐵冶金原理[M].北京：冶金工業(yè)出版社,2007:361-364.

Influence of bottom lance transformation on metallurgical propertiesof 150 t top-bottom combined blowing converter

RUAN Fei1, JIE Chang2, ZHAO Feng-guang1, FU Xiao-Yang1, YANG Ji-chun1, ZHANG Jie-yu3

(1.School of Materials and Metallurgy, Inner Mongolia University of Technology,Baotou，014010, China; 2.Krosaki Harima (Shanghai) Enterprise Management Co., Ltd.,Shanghai 200042, China; 3.Shanghai Key Laboratory of Modern Metallurgy and Material Processing, Shanghai University, Shanghai 200072, China)

Metallurgical properties of 150 t top bottom combined blowing converter before and after bottom lance transformation were analyzed，both by method of combined actual production data statistics and numerical simulation in this paper. The results showed that the stirring power of bottom lance for molten steel in the pool was enhanced and metallurgical dynamical properties were improved significantly，at the same time mass transfer and chemical reaction rate were increased after bottom lance transformation. Further more，metallurgical process was much closer to the equilibrium state, various economic and technical indicators were good, metallurgical properties went higher performance after bottom lance transformation.

top-bottom combined blowing process；converter steelmaking； bottom lance transformation； metallurgical properties

2014-07-06；

2014-08-12

內(nèi)蒙古科技大學(xué)創(chuàng)新基金項(xiàng)目資助(2014NC003)；內(nèi)蒙古科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院青年人才孵化器平臺(tái)經(jīng)費(fèi)支持(2014CY012)

阮飛(1985-)，男，內(nèi)蒙古科技大學(xué)講師，研究方向：冶金過(guò)程模型與仿真。

TF742

A

1001-196X(2015)01-0089-05