梅鋼250 t轉(zhuǎn)爐碳氧積變化規(guī)律研究

夏兆東，王多剛

(1.上海梅山鋼鐵股份有限公司煉鋼廠，江蘇南京210039；2.寶鋼股份有限公司研究院梅鋼技術(shù)中心，江蘇南京210039；3.中國鋼研科技集團(tuán)有限公司低溫冶金與資源高效利用中心，北京100081)

頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的底吹效果直接影響轉(zhuǎn)爐的冶煉指標(biāo)，底吹強(qiáng)度可選擇的范圍很大，其會(huì)影響熔池的混勻時(shí)間，進(jìn)而影響熔池內(nèi)化學(xué)反應(yīng)[1]。目前我國頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的底吹強(qiáng)度與國外差別較大，Kishimoto等[2]統(tǒng)計(jì)了日本51 座頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐，平均底吹強(qiáng)度為0.18 m3/(t·min)，底吹強(qiáng)度≤0.10 m3/(t·min)的轉(zhuǎn)爐座數(shù)僅為9 座。我國絕多數(shù)頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的底吹采用弱攪工藝，底吹強(qiáng)度為0.03～0.08 m3/(t·min)[3]，低于日本鋼鐵企業(yè)。實(shí)際冶煉過程中，隨著爐齡的增加，弱攪工藝難以保證底吹風(fēng)口的完全裸露，使底吹效果變差，熔池混勻時(shí)間延長(zhǎng)，碳氧積增加[4-7]，進(jìn)而使脫氧產(chǎn)生的氧化物夾雜增加，影響產(chǎn)品性能的穩(wěn)定。武鋼轉(zhuǎn)爐爐齡在4 000爐以前，碳氧積為21×10-4～25×10-4，平均w(O)=0.050 5%；4 000爐之后，碳氧積平均為32×10-4，平均w(O)上升至0.064 1%[8]。馬鋼300 t 轉(zhuǎn)爐隨著爐齡增加，碳氧積逐步增加，爐齡為7 200 爐時(shí)，碳氧積達(dá)31×10-4[9]。鞍鋼使用底槍更換技術(shù)實(shí)現(xiàn)了260 t轉(zhuǎn)爐底槍裸露，采用2支底槍底吹時(shí)，復(fù)吹的爐數(shù)達(dá)到4 000爐，碳氧積在27×10-4以下[10]。上海梅山鋼鐵股份有限公司(簡(jiǎn)稱梅鋼)轉(zhuǎn)爐主要冶煉低碳及超低碳鋼、汽車結(jié)構(gòu)鋼、管線鋼等，爐齡為7 500～9 500 爐，底吹采用德國蒂森公司的TBM(Thyssen Blassen metallurgical process)技術(shù)，底吹工藝為弱攪工藝，底吹強(qiáng)度為0.03～0.10 m3/(t·min)，底吹氣體為Ar和N2。為保證與提升梅鋼復(fù)吹轉(zhuǎn)爐弱攪拌工藝的轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)控制效果，統(tǒng)計(jì)分析梅鋼轉(zhuǎn)爐爐役期碳氧積的控制現(xiàn)狀，研究弱攪工藝下碳氧積的主要影響因素。

1 梅鋼轉(zhuǎn)爐冶煉參數(shù)及控制現(xiàn)狀

統(tǒng)計(jì)分析梅鋼二煉鋼(冶煉參數(shù)見表1)兩座容量為250 t 的頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐(4#和5#轉(zhuǎn)爐)碳氧積，選取2018—2019 年4#和5#轉(zhuǎn)爐的各一爐役數(shù)據(jù)。其中，4#轉(zhuǎn)爐爐齡8 859爐，5#轉(zhuǎn)爐爐齡7 974爐。

將4#和5#轉(zhuǎn)爐爐役期數(shù)據(jù)按每500 爐取一平均值，分析轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度、氧、碳和碳氧積的變化情況，分別如圖1～4。

圖1 爐役終點(diǎn)溫度變化Fig.1 Change of end-point temperatureduring the campaign

表1 二煉鋼冶煉參數(shù)Tab.1 Smelting parameters of No.2 Steelmaking Plant

圖2 爐役終點(diǎn)氧含量變化Fig.2 Change of end-point oxygen content during the campaign

圖3 爐役終點(diǎn)碳含量變化Fig.3 Change of end-point carbon content during the campaign

圖4 爐役終點(diǎn)碳氧積變化Fig.4 Change of end-point carbon oxygen equili rium during the campaign

由圖1可知：4#爐爐役初期(約1 500爐)轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)平均溫度≥1 660 ℃，之后由于梅鋼采用了鋼包全程加蓋技術(shù)，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度下降約15 ℃，這與鋼包加蓋對(duì)轉(zhuǎn)爐出鋼溫度影響的報(bào)道一致[11-13]，后續(xù)分析時(shí)剔除該部分?jǐn)?shù)據(jù)；4#和5#轉(zhuǎn)爐爐役平均溫度分別為1 644，1 643 ℃，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度基本在1 640～1 650 ℃，轉(zhuǎn)爐溫度控制較穩(wěn)定。由圖2可知，4#和5#轉(zhuǎn)爐爐役氧含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)穩(wěn)定在0.056%～0.062%，平均分別為0.058 8%和0.057 7%，4#爐的終點(diǎn)氧含量控制波動(dòng)較小。由圖3可知，4#和5#轉(zhuǎn)爐爐役碳含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)穩(wěn)定在0.038%～0.046%，平均分別為0.040 4%和0.043 4%，5#轉(zhuǎn)爐的終點(diǎn)碳含量高于4#爐。由圖4可知：4#和5#轉(zhuǎn)爐爐役碳氧積穩(wěn)定在21×10-4～26×10-4，平均分別為23.1×10-4和24.0×10-4；兩座轉(zhuǎn)爐均未出現(xiàn)隨著爐齡的增加碳氧積逐漸升高的情況。由此表明，梅鋼4#和5#轉(zhuǎn)爐底吹控制良好，基本解決了底吹效果隨爐齡增加而逐步惡化的問題。

2 碳氧積的影響因素

頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐冶煉過程中，碳氧反應(yīng)化學(xué)方程式如式(1)。從熱力學(xué)角度看，碳氧積主要受溫度和CO分壓pCO的影響，實(shí)際冶煉過程中通常取pCO為1.01×105Pa，因而碳氧積的主要熱力學(xué)影響因素為溫度；從動(dòng)力學(xué)角度來看，碳氧積主要受熔池?cái)嚢璧挠绊懀唧w受頂部氧槍氣流沖擊功、底部氣體攪拌功以及碳氧反應(yīng)攪拌功的影響，梅鋼轉(zhuǎn)爐以冶煉低碳鋼為主，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)w(C)≤0.1%。轉(zhuǎn)爐吹煉臨近終點(diǎn)時(shí)，碳氧反應(yīng)已不劇烈，可忽略CO氣體的攪拌作用。故認(rèn)為轉(zhuǎn)爐吹煉終點(diǎn)時(shí)，熔池混勻狀況主要受頂部氧槍氣流沖擊功和底部氣體攪拌功的影響。

式中：ΔGΘ為標(biāo)準(zhǔn)吉布斯自由能；T為鋼水溫度，K；pCO為CO 分壓，Pa；α[C]和α[O]分別表示鋼水中碳和氧的活度，mol/L。

2.1 溫度對(duì)碳氧積的影響

對(duì)梅鋼4#和5#轉(zhuǎn)爐不同終點(diǎn)溫度下平均氧含量和碳氧積進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，對(duì)每個(gè)溫度對(duì)應(yīng)的氧含量和碳含量取平均值，并將統(tǒng)計(jì)結(jié)果與通過式(1)理論計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行比較，理論計(jì)算時(shí)取pCO為1.01×105Pa，f[C]=f[O]=1（f[C]和f[O]分別表示鋼水中碳和氧的活度系數(shù)），結(jié)果如圖5，6。從圖5可看出：不同終點(diǎn)溫度下，4#和5#轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氧含量相差不大，變化趨勢(shì)基本一致；4#和5#轉(zhuǎn)爐氧含量統(tǒng)計(jì)值和理論值均呈逐漸增加的趨勢(shì)，溫度每升高10 ℃，實(shí)際氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)平均增加約0.002%，溫度較高時(shí)，氧含量的增幅較大；但4#和5#轉(zhuǎn)爐實(shí)際氧含量均高于理論值，并且隨著終點(diǎn)溫度的升高，實(shí)際氧含量與理論值的差值逐漸增加。

圖5 轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度對(duì)氧含量的影響Fig.5 Effect of converter end point temperature on oxygen content

從圖6 可看出：碳氧積隨溫度的升高而逐步增加，每升高10 ℃，碳氧積理論值增加0.18×10-4，4#和5#爐碳氧積實(shí)際值增加0.6×10-4～0.8×10-4，溫度高于1 660 ℃時(shí)，碳氧積趨于穩(wěn)定，約為25×10-4；實(shí)際碳氧積低于理論值，且隨著終點(diǎn)溫度的升高，實(shí)際碳氧積與理論值的差值逐漸縮小。這是由于轉(zhuǎn)爐冶煉終點(diǎn)C 含量低，碳氧反應(yīng)已不劇烈，而底吹為弱攪拌，使得爐渣中的氧和鋼水中的氧未達(dá)到平衡，爐渣的氧化性強(qiáng)于鋼水的氧化性。轉(zhuǎn)爐吹煉結(jié)束至副槍測(cè)量期間(1～2 min)，爐渣中的氧向渣金界面擴(kuò)散，并與渣金界面鋼水中的碳發(fā)生反應(yīng)，使鋼水中的碳向渣金界面擴(kuò)散，從而降低鋼水中的C含量，進(jìn)而使碳氧積低于理論值。隨著溫度的升高，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)容易拉低碳，使C含量進(jìn)一步降低，鋼中的碳向渣金界面擴(kuò)散逐步成為限制性環(huán)節(jié)，C含量的降低變得緩慢，使碳氧積實(shí)際值隨溫度的升高而逐步增加，并逐步減小與理論值之間的差距。

圖6 轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度對(duì)碳氧積的影響Fig.6 Effect of converter end point temperature on carbon oxygen equilibrium

2.2 底吹氣體攪拌對(duì)碳氧積的影響

底吹氣體的強(qiáng)度影響熔池的混勻時(shí)間，進(jìn)而影響熔池內(nèi)碳氧反應(yīng)過程，底吹惰性氣體對(duì)熔池的攪拌可通過下式進(jìn)行計(jì)算[14]

式中：εB為底吹攪拌能量，kW/t；QB為底吹氣體量，m3/min；m為鋼水質(zhì)量，t；Z為鋼水深度，cm；H相當(dāng)于pCO為1.01×105Pa時(shí)的鋼水深度，為148 cm。

當(dāng)轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度為1 643 ℃、鋼水量為250 t、熔池深度為163 cm時(shí)，根據(jù)式(2)計(jì)算不同底吹孔數(shù)對(duì)應(yīng)的攪拌能，結(jié)果如表2。從表2 可看出，當(dāng)?shù)状禋怏w總流量為18 m3/min，每堵塞1個(gè)底吹孔，底吹攪拌能量降低約0.1 kW/t。為進(jìn)一步研究底吹強(qiáng)度變化對(duì)碳氧積的影響，統(tǒng)計(jì)梅鋼4#，5#轉(zhuǎn)爐爐役期不同底吹孔堵塞數(shù)對(duì)應(yīng)的碳氧積變化情況，結(jié)果如圖7。從圖7可看出：隨著底吹孔堵塞數(shù)的增加，碳氧積逐步升高，當(dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)≥6 個(gè)時(shí)，隨底吹孔堵塞數(shù)的增加，碳氧積增加劇烈，每增加堵塞2 個(gè)底吹孔，碳氧積增加3.5×10-4～5.0×10-4；當(dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)≤4 個(gè)時(shí)，隨底吹孔堵塞數(shù)的增加，碳氧積變化平緩，這是由于從轉(zhuǎn)爐氧槍停止吹煉至副槍測(cè)量需1～2 min；當(dāng)?shù)状悼状低〝?shù)為8 個(gè)及以上時(shí)，基本保證了熔池混合均勻，能保持碳氧積維持在較低水平，為21×10-4～22×10-4?？梢?，轉(zhuǎn)爐底吹孔數(shù)的變化對(duì)熔池內(nèi)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)有顯著影響，從動(dòng)力學(xué)角度看，碳氧積主要受熔池中[C]與[O]向反應(yīng)界面擴(kuò)散、界面碳氧反應(yīng)及反應(yīng)產(chǎn)物上浮去除3 個(gè)因素的影響，在底吹孔數(shù)量較少時(shí)，其限制性環(huán)節(jié)為熔池中[C]與[O]向反應(yīng)界面擴(kuò)散。因此，為保證全爐役的底吹效果，需防止底吹孔堵塞數(shù)超過4個(gè)以上。實(shí)際生產(chǎn)中需采取以下措施：對(duì)底吹磚進(jìn)行改進(jìn)，延長(zhǎng)底吹磚初始長(zhǎng)度至1.05 m，保證爐底在整個(gè)爐役的厚度；控制渣中MgO 含量，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)渣中MgO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7.0%～8.0%，一方面防止渣中MgO含量高，發(fā)生爐底上漲，堵塞底吹孔，另一方面防止渣中MgO含量低，爐底侵蝕快的問題；底吹單個(gè)支管具備流量調(diào)節(jié)功能，針對(duì)不同爐底變化趨勢(shì)，調(diào)節(jié)底吹支管流量，可有效控制底吹個(gè)數(shù)。

表2 底吹孔數(shù)對(duì)攪拌強(qiáng)度的影響Tab.2 Effect of number of bottom blowing hole on stirring intensity

圖7 底吹孔堵塞數(shù)對(duì)碳氧積的影響Fig.7 Effect of plugging number of bottom blowing hole on carbon oxygen equilibrium

2.3 頂吹氣體攪拌對(duì)碳氧積的影響

頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的頂吹氧氣強(qiáng)度及氧槍槍位會(huì)對(duì)碳氧積產(chǎn)生影響，頂吹轉(zhuǎn)爐熔池?cái)嚢杌靹驎r(shí)間與攪拌比功率之間的關(guān)系式如下[15]

式中：εT為頂吹氣流攪拌能量，W/t；QT為頂吹氣體流量，m3/min；D為頂槍出口內(nèi)徑，m；u為氣體在噴槍出口速度，m/s；θ為頂槍噴嘴傾角，°；x為頂槍高度，m。

當(dāng)頂吹氣體流量為49 000 m3/h、頂槍出口內(nèi)徑為54.7 cm、頂槍噴嘴傾角為16.5°、氧氣在頂槍的出口速度為500 m/s 時(shí)，根據(jù)式(3)計(jì)算不同氧槍槍位對(duì)應(yīng)的攪拌能，結(jié)果如表3。4#，5#轉(zhuǎn)爐冶煉低槍位為1.7 m，基準(zhǔn)槍位為1.9 m，高槍位為2.1 m。由表3可知，槍位每升高20 cm，攪拌能量降低約0.1 kW/t，相當(dāng)于堵塞1個(gè)底吹孔的攪拌能量。當(dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)≤4個(gè)時(shí)，拉碳槍位對(duì)碳氧積的影響不大，頂吹和底吹的共同作用使熔池?cái)嚢璩浞?；而?dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)＞4個(gè)時(shí)，底吹對(duì)熔池的攪拌變?nèi)?，需要通過降低拉碳槍位來提高熔池?cái)嚢栊Ч磺耶?dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)＞4個(gè)時(shí)，拉碳槍位由1.9 m 降低至1.7 m，時(shí)間≥40 s，碳氧積可降低1.5×10-4～2.5×10-4，渣中Fe 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可降低1.2%～1.6%。

表3 氧槍槍位對(duì)攪拌強(qiáng)度的影響Tab.3 Influence of lance position on stirring intensity

3 結(jié) 論

對(duì)梅鋼兩座250 t轉(zhuǎn)爐冶煉溫度、碳、氧和碳氧積數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，分析影響轉(zhuǎn)爐碳氧積的主要因素，得出如下主要結(jié)論：

1)兩座250 t轉(zhuǎn)爐冶煉終點(diǎn)溫度分別為1 644 ℃和1 643 ℃，碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.040 4%和0.043 4%，氧的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.058 8%和0.057 7%，碳氧積分別為23.1×10-4和24.0×10-4，轉(zhuǎn)爐底吹控制良好，解決了底吹效果隨爐齡增加而逐步惡化的問題；

2)隨轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)溫度的升高，碳氧積呈先增加后保持不變的趨勢(shì)，溫度每升高10 ℃，碳氧積增加0.6×10-4～0.8×10-4，溫度高于1 660 ℃時(shí)，碳氧積趨于穩(wěn)定，約為25×10-4；

3)底吹孔每堵塞1個(gè)攪拌能降低0.1 kW/t，底吹孔堵塞數(shù)≤4個(gè)時(shí)，隨底吹孔堵塞數(shù)的增加碳氧積變化平緩，為21×10-4～22×10-4；底吹孔堵塞數(shù)＞4個(gè)時(shí)，每堵塞2個(gè)底吹孔碳氧積增加3.5×10-4～5.0×10-4；

4)轉(zhuǎn)爐拉碳槍位每降低20 cm，可提高熔池?cái)嚢枘?.1 kW/t，當(dāng)?shù)状悼锥氯麛?shù)＞4個(gè)時(shí)，拉碳槍位由1.9 m降低至1.7 m，時(shí)間≥40 s，碳氧積可降低1.5×10-4～2.5×10-4，渣中Fe的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可降低1.2%～1.6%。