呂長海， 張紅軍， 鄭從杰， 肖龍鑫

（1. 北京科技大學鋼鐵冶金新技術(shù)國家重點實驗室，北京100083；2. 鋼鐵研究總院工藝所，北京100083）

近年來隨著鋼鐵市場的波動，各生產(chǎn)廠為進一步降本增效，大都從改變原料條件入手，使用廉價低級物料替代，同時改變相應(yīng)的工藝參數(shù)，保證生產(chǎn)過程的正常進行。 廉價低級物料與正常使用的物料相比較，具有功能性一致、化學成分相似、價格低廉等特點， 在使用過程中因原料變化對應(yīng)工藝路線作出調(diào)整，如降低鐵耗增大廢鋼使用量、爐后加廢鋼、石灰石替代石灰、鋼渣回用、低品位塊礦替代高品位、生白云石替代輕燒白云石等。 原料條件發(fā)生了重大變化，原有工藝已不能完全適應(yīng)生產(chǎn)需要， 需對工藝進行優(yōu)化，首先調(diào)整吹煉槍位，實際吹煉過程中槍位對各時期的任務(wù)影響較大，如前期化渣、中期脫碳、后期強攪拌都離不開槍位的控制。 根據(jù)爐料調(diào)整控制槍位變化，能較好的滿足生產(chǎn)需求，但是長期來看，槍位對熔池的作用規(guī)律不清楚， 吹煉過程中顧此失彼的現(xiàn)象經(jīng)常發(fā)生，帶來了一系列其他的問題，如吹損增大、爐渣氧化鐵高、鋼液殘錳低、爐襯侵蝕嚴重等，因此亟需研究清楚槍位對熔池作用的各種影響，滿足生產(chǎn)需求。

1 實驗設(shè)計

1.1 實驗設(shè)計目的

實際生產(chǎn)過程中， 氧槍正常吹煉槍位水平線在熔池液面線以上1.5 m 位置處，氧氣流量為30 000～32 000 m3/h、壓力0.75～0.84 MPa，底吹流量在200 m3/h，終點槍位控制在1.4～1.5 m 處， 爐渣氧化鐵較高、爐襯耳軸部位侵蝕嚴重，耳軸中心線與該槍位高度基本重合，在生產(chǎn)低碳低磷鋼種時，爐襯在耳軸的水平線周圈侵蝕較為嚴重，見圖1 所示。

本次水模擬實驗主要是研究吹煉過程中槍位變化對爐內(nèi)產(chǎn)生的影響，按1∶7 比例制作模型進行水模擬實驗[1-3]。 在固定頂吹不同底吹情況下，研究氧槍槍位變化引起的液面波動、沖擊直徑、飛濺高度（噴濺量）的變化，據(jù)此優(yōu)化吹煉工藝，確定合理氧槍槍位，為降低爐渣氧化鐵、減輕爐襯侵蝕等提供依據(jù)[4-6]。

1.2 實驗裝置及參數(shù)設(shè)定

采用鋼鐵研究總院開發(fā)的轉(zhuǎn)爐多功能水模試驗平臺開展水模試驗，以國內(nèi)某鋼廠150 t 轉(zhuǎn)爐為原型制作轉(zhuǎn)爐模型，按1∶7 比例設(shè)計各部位尺寸及底吹布置，轉(zhuǎn)爐模型底吹元件采用圓孔式，水模型實驗平臺由四部分組成， 分別為參數(shù)設(shè)定及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、壓縮空氣供應(yīng)系統(tǒng)、轉(zhuǎn)爐氧槍傳動系統(tǒng)、底吹供氣調(diào)整系統(tǒng)[7-10]。供氣管路設(shè)置穩(wěn)壓閥及壓力表和流量計，保證壓力穩(wěn)定，利用轉(zhuǎn)爐吹煉控制模型中的參數(shù)設(shè)定調(diào)節(jié)氧槍升降， 吹煉過程的數(shù)據(jù)采用水平儀和標尺測定，具體見圖2。

采用壓縮空氣模擬氧槍頂吹用氧氣和底吹氮氣，采用水模擬鋼水。 在試驗設(shè)定不同參數(shù)情況下，調(diào)整槍位觀察模型熔池中的變化，以此來推斷實際轉(zhuǎn)爐內(nèi)的變化情況。依據(jù)相似原理，設(shè)計制作水模試驗槍頭，并計算模型參數(shù)修正項、模型熔池深度、模型槍位、模型頂?shù)状盗髁康葏?shù)，具體見表1、表2、表3、表4、表5、表6。

表1 水模試驗用槍頭參數(shù)Table 1 Tip parameters for water model test

表2 模型參數(shù)修正項計算Table 2 Model parameter correction calculation

表3 水模型熔池深度Table 3 Water model bath depth

表4 水模型槍位設(shè)定Table 4 Water model gun position setting

表5 水模型頂吹流量設(shè)定Table 5 Water model top blowing flow setting

表6 水模型底吹流量設(shè)定Table 6 Bottom blowing flow setting of water model

2 分析討論

在本次實驗吹煉過程中，主要操作模式為恒壓恒流變槍，與實際操作相似，實際生產(chǎn)過程中槍位的變化最為頻繁，因此在頂?shù)状盗髁恳欢ǖ那闆r下，研究槍位變化對熔池內(nèi)液面波動、飛濺高度、沖擊直徑的影響十分重要。

2.1 轉(zhuǎn)爐冶煉過程槍位對液面波動的影響

從圖3 可知，底吹流量160 m3/h、頂吹流量32 000 m3/h 的情況下，槍位從1 m 提升至2 m 時，熔池液面波動呈浴盆曲線狀，在1.3～1.7 m 之間時液面波動最小，從整個波動幅度來看，最小波動為18 mm，最大波動為34 mm，兩者相差6 mm。 從圖3 中推斷在固定頂吹，底吹流量為160 m3/h，槍位處于低槍位區(qū)，即槍位在1.3～1.7 m 以下時，熔池內(nèi)液面攪動受槍位影響較大， 槍位越低攪動越大； 槍位處于高槍位區(qū)，即槍位在1.3～1.7 m 以上時，槍位對熔池內(nèi)液面攪動有一定影響，隨著槍位的提升，到達液面的沖擊力逐漸減小， 液面波動逐漸降低。 從實驗來看，在高槍位區(qū)出現(xiàn)波動增大跡象，主要為底吹在發(fā)揮作用造成此現(xiàn)象；槍位處于中槍位區(qū)，即槍位在1.3～1.7 m 之間時，此時頂吹與底吹在此槍位范圍內(nèi)，部分沖擊力抵消，對熔池的攪動作用減輕而表現(xiàn)出液面波動最小的現(xiàn)象。

從圖4 可知， 底吹流量300 m3/h、 頂吹流量32 000 m3/h 的情況下，槍位從1 m 提升至2 m 時，熔池液面整體波動幅度相比底吹流量在160 m3/h 時減輕，在1.3～1.7 m 之間時液面波動最小， 從整個波動幅度來看，最小波動為17mm，最大波動為30 mm，兩者相差3 mm。 從實驗來看，在固定頂吹，底吹流量為300 m3/h，槍位處于低槍位區(qū)，即槍位在1.3～1.7 m 以下時，槍位對熔池內(nèi)液面波動有一定影響，隨著槍位降低攪動逐漸增大；槍位處于高槍位區(qū)，即槍位在1.3 ～1.7 m 以上時，槍位對熔池內(nèi)液面攪動影響不大。 從圖4 中推斷，在低槍位區(qū)出現(xiàn)波動增大幅度不高的情況，主要為底吹在發(fā)揮作用造成此現(xiàn)象，即底吹調(diào)節(jié)越大時， 槍位在越低的區(qū)域處與之達到平衡；槍位處于中槍位區(qū)， 即槍位在1.3～1.7 m 之間時，此時頂吹與底吹在此槍位范圍內(nèi)， 部分沖擊力抵消，對熔池的攪動作用減輕而表現(xiàn)出液面波動最小的現(xiàn)象，與底吹流量在160 m3/h 時實驗結(jié)果相似。

從以上實驗來看，在固定頂吹的情況下，底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時， 在中槍位區(qū)熔池內(nèi)液面波動最小。底吹的變化對爐內(nèi)頂?shù)状档钠胶猱a(chǎn)生一定影響，當?shù)状禐?60 m3/h 時，槍位在中槍位偏上限時液面波動小，當?shù)状禐?00 m3/h 時，槍位在中槍位偏下限時液面波動小。 在實際生產(chǎn)中，槍位變化與底吹設(shè)定對熔池的影響應(yīng)相互兼顧， 吹煉過程中應(yīng)根據(jù)不同時期不同的任務(wù)作出相應(yīng)的調(diào)整， 在中前期化渣脫磷、脫碳時，槍位高控同時底吹強度適當降低；在吹煉末期深脫碳、脫磷時，槍位低控同時加大底吹攪拌強度。

2.2 轉(zhuǎn)爐冶煉過程中槍位對飛濺高度的影響

設(shè)定實驗條件：底吹流量160 m3/h、300 m3/h，頂吹流量32 000 m3/h，槍位從1 m 提升至2 m，觀察吹煉槍位變化對鋼渣飛濺高度的影響，分別見圖5、圖6。

從圖5 可知， 底吹流量160 m3/h、 頂吹流量32 000 m3/h 的情況下，槍位從1 m 提升至2 m 時，實驗熔池內(nèi)的液體向四周飛濺，飛濺高度呈拋物線狀，在1.5～1.6 m 之間時鋼液飛濺高度最高為241 mm， 從整個飛濺幅度來看，最高與最低相差142 mm。 造成熔池內(nèi)液體飛濺的原因有很多，實驗中主要與頂?shù)状禋饬飨嚓P(guān)抵消和疊加有關(guān)，從圖5 中推斷在固定頂吹，底吹流量為160 m3/h 時，隨著槍位的不斷提高，熔池內(nèi)頂?shù)状迪嗷プ饔昧南嗷サ窒较嗷クB加， 飛濺高度逐漸增加，在1.5～1.6 m 時飛濺高度最大，隨后逐漸下降。

從圖6 可知， 底吹流量300 m3/h、 頂吹流量32 000 m3/h 的情況下，槍位從1 m 提升至2 m 時，實驗熔池內(nèi)的液體向四周飛濺， 飛濺高度呈拋物線狀，在1.7～1.8 m 之間時鋼液飛濺高度最高為192 mm，從整個飛濺幅度來看，最高與最低相差66 mm，與底吹流量為160 m3/h 時相比較飛濺高度降低。 從圖6中推斷在固定頂吹，底吹流量為300 m3/h 時，隨著槍位的不斷提高，飛濺高度逐漸增加，在1.7～1.8 m 時飛濺高度最大，隨后出現(xiàn)下降趨勢。

我只覺得感動，因為我能想到這個成績背后的艱辛，他讀書時的每一分學費，可能都是省出來或者借來的，他的每一件衣服，可能都有補丁和線頭，而在每一個寂靜的深夜，他都會和恐慌不安做對抗，一次次給自己打氣，鞭策自己拼命走下去。

從以上實驗來看，在固定頂吹的情況下，底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時，隨著槍位的提高，熔池內(nèi)的液體向四周飛濺增多趨勢基本一致。 比較兩組實驗，發(fā)現(xiàn)底吹增大后熔池內(nèi)飛濺高度最大值對應(yīng)的槍位從1.5～1.6 m 提高至1.7～1.8 m。氧槍射流進入熔池后一方面攪動熔池鋼液，另一方面造成部分液態(tài)鋼渣飛濺， 在實際生產(chǎn)過程中受自身反應(yīng)產(chǎn)生氣體影響，推斷其實際的飛濺高度和熔池波動幅度會更大，在實際生產(chǎn)中應(yīng)考慮此影響。

2.3 轉(zhuǎn)爐冶煉過程中槍位對沖擊直徑的影響

設(shè)定實驗條件：底吹流量160、300 m3/h，頂吹流量32 000 m3/h，槍位從1 m 提升至2 m，觀察吹煉槍位變化對沖擊直徑的影響，分別見圖7、圖8。

從圖7 可知， 底吹流量160 m3/h、 頂吹流量32 000 m3/h 的情況下， 槍位從1 m 提升至2 m 時，熔池沖擊直徑與槍位呈線性關(guān)系， 槍位越高沖擊直徑越大。 槍位為2 m 時，水模型中沖擊直徑最大為358 mm，按照相似原理計算其實際沖擊直徑為2 506 mm， 與實際轉(zhuǎn)爐爐膛直徑相比接近其50%。

從圖8 可知， 底吹流量300 m3/h、 頂吹流量32 000 m3/h 的情況下，槍位從1 m 提升至2 m 時，熔池沖擊直徑與槍位也呈線性關(guān)系，槍位越高沖擊直徑越大。槍位為2 m 時，水模型中沖擊直徑最大為301 mm，按照相似原理計算其實際沖擊直徑為2 107 mm，與實際轉(zhuǎn)爐爐膛直徑相比不足50%。

從以上實驗來看，在固定頂吹的情況下，底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時， 隨著槍位的提升熔池沖擊直徑逐漸增大，與槍位都保持著線性關(guān)系。 當槍位提高至2 m 時，按照相似原理計算與實際轉(zhuǎn)爐爐膛直徑相比都在50%以下，從兩組實驗來看，爐襯的侵蝕并非沖擊直徑大直接由氧槍造成；底吹大小對沖擊直徑有一定影響，當氧槍在高槍位區(qū)時，相同槍位下底吹增大后沖擊直徑減小；當氧槍在中低槍位區(qū)時，相同槍位下底吹增大后沖擊直徑變化不大。

2.4 轉(zhuǎn)爐冶煉過程中槍位對沖擊深度的影響

為研究槍位調(diào)整后是否沖擊爐底及沖擊深度的變化，設(shè)計計算條件為：在固定氧氣壓力為0.8 MPa的情況下，計算槍位從1 m 增加到1.8 m 時的沖擊深度值，計算見式（3），結(jié)果見表7 和圖9。

式中：h沖為沖擊深度，m；P0為供氧壓力，kg/cm2；d0為氧槍出口直徑，m；H槍為槍位，m； ρ金為金屬鋼鐵密度，kg/m3；dc為喉口直徑，m；B 為常數(shù)，一般低黏度液體取40；K 為考慮轉(zhuǎn)爐實際吹煉特點系數(shù)，等于40。

從表7 和圖9 的沖擊深度結(jié)果來看， 沖擊深度隨槍位的降低逐漸加深，兩者呈線性關(guān)系，槍位在1.3 m時沖擊深度為304 mm， 槍位在1 m 時沖擊深度為338 mm。 在實際水模過程中，當槍位為1 m 時，也未發(fā)現(xiàn)沖擊爐底現(xiàn)象。對于爐底高度的控制應(yīng)遵循不過高原則，基本保持不變或略微上漲，控制100 mm 以內(nèi)浮動。 實際生產(chǎn)過程中，降低槍位至1.3 m 不會沖擊爐底，反而能減輕液面波動和飛濺造成的影響。

表7 不同槍位下的沖擊深度計算Table 7 Calculation of impact depth under different gun positions

3 工藝優(yōu)化及效果

3.1 工藝優(yōu)化

在生產(chǎn)低碳低磷鋼種時，低碳低磷鋼爐渣具有高堿度、高氧化性，在吹煉中后期低黏度的稀渣對爐襯作用明顯[11-13]。 通過水模實驗和沖擊深度計算，發(fā)現(xiàn)隨著氧槍在吹煉過程中變化，熔池液面波動、熔池液體飛濺高度、熔池沖擊直徑、熔池沖擊深度都產(chǎn)生較大變化，綜合來看主要通過以下2 種方式與爐襯發(fā)生摩擦， 一是在吹煉過程中熔池鋼液和爐渣的有規(guī)律“朝夕式”波動，使得鋼液和爐渣不斷沖涮爐襯，此方式在低槍位區(qū)時尤為明顯；二是在吹煉過程中，頂?shù)状迪嗷プ饔迷斐刹糠咒撘汉蜖t渣從中心區(qū)向四周飛濺潑向爐襯，形成有規(guī)律的“瀑布式”沖涮，此方式在中高槍位區(qū)較為明顯， 隨著槍位的變化，2 種方式同時存在交替發(fā)揮主導作用。 從以上分析看出，槍位變化對爐襯的影響是復(fù)雜而綜合的， 實際生產(chǎn)過程中，槍位制造大量的高氧化性爐渣、同時制造爐內(nèi)的各種波動，兩者作用于爐襯而出現(xiàn)蝕損現(xiàn)象。 在實際吹煉過程中，低碳低磷鋼爐渣較稀受力后極易變形，該低黏性流體可近似看作牛頓流體，水模試驗中發(fā)現(xiàn)的各類現(xiàn)象，在生產(chǎn)低碳低磷鋼種時，具有相似性。

為保證冶金效果， 據(jù)此對吹煉槍位進行工藝優(yōu)化，按照生產(chǎn)穩(wěn)定、高效、降低成本的原則開展，考慮槍位過低容易出現(xiàn)吃槍等安全問題發(fā)生，適當調(diào)整頂?shù)状盗髁浚攸c對吹煉槍位作出調(diào)整，降低槍位至中槍位下限[14-20]，見表8。

表8 工藝參數(shù)調(diào)整明細Table 8 Process parameter adjustment details

3.2 取得效果

在工藝參數(shù)調(diào)整后， 生產(chǎn)過程中未出現(xiàn)異常，在長時間穩(wěn)定運行后，現(xiàn)已基本固化。 對比工藝優(yōu)化前后，吹煉時間與優(yōu)化前相比較縮短26 s，見表9、表10； 爐渣中的FeO 質(zhì)量分數(shù)與工藝優(yōu)化前相比降低7.48，見表11、表12；吹煉終點鋼液中殘錳質(zhì)量分數(shù)與工藝優(yōu)化前相比提高0.052，見表13、表14；工藝調(diào)整后爐襯侵蝕也明顯減輕。

表9 2018 年8 月份管線鋼生產(chǎn)爐次Table 9 Pipeline steel production heat in August 2018

表10 2019 年6 月份管線鋼生產(chǎn)爐次Table 10 Pipeline steel production heat in June 2019

從表9、 表10 中可以看出，2018 年8 月生產(chǎn)管線鋼X70-4 爐次的平均吹氧時間為966 s，該鋼種成品磷的控制要求為不大于0.014%。 2019 年6 月生產(chǎn)管線鋼X80-3 爐次的平均吹氧時間為940 s，轉(zhuǎn)爐終點磷的控制要求為不大于0.013%。在滿足出鋼要求的前提下，吹煉時間縮短了26 s，可見吹煉過程中的動力學條件的改善有助于轉(zhuǎn)爐脫磷反應(yīng)的快速進行。

從表11、 表12 中可以看出，2018 年8—9 月生產(chǎn)管線鋼X70 系列鋼種的爐渣中（FeO）質(zhì)量分數(shù)平均為34.23。2019 年5—6 月生產(chǎn)管線鋼X65、X70 系列鋼種的爐渣中（FeO）質(zhì)量分數(shù)平均為26.75，低碳低磷鋼爐渣中（FeO）質(zhì)量分數(shù)降低了7.48。

表11 2018 年8—9 月份爐渣中（FeO）質(zhì)量分數(shù)Table 11 （FeO） content in slag from August to September 2018

表12 2019 年渣中(FeO)質(zhì)量分數(shù)Table 12 2019 slag (FeO) content

表13 2018 年8 月殘錳控制情況Table 13 Control of residual manganese in August 2018

從表13、表14 中可以看出，2018 年8 月生產(chǎn)管線鋼X70 系列鋼種的殘錳質(zhì)量分數(shù)平均為0.041。2019 年6 月生產(chǎn)管線鋼X80、X70 系列鋼種的殘錳質(zhì)量分數(shù)平均為0.0931，低碳低磷鋼殘錳質(zhì)量分數(shù)提高0.052。

表14 2019 年6 月殘錳控制情況Table 14 Control of residual manganese in June 2019

4 結(jié) 論

1） 在固定頂吹的情況下， 底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時，在中槍位區(qū)1.3～1.7m 時，頂?shù)状到咏胶鈶B(tài)，熔池內(nèi)液面波動最小。 當?shù)状禐?60 m3/h 時，槍位在中槍位偏上限時液面波動??； 當?shù)状禐?00 m3/h時，槍位在中槍位偏下限時液面波動小。槍位變化與底吹設(shè)定對熔池的影響應(yīng)相互兼顧，在中前期化渣脫磷、脫碳時，槍位高控同時底吹強度適當降低；在吹煉末期深脫碳、脫磷時，槍位低控同時加大底吹攪拌強度。

2） 在固定頂吹的情況下， 底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時，隨著槍位的提高，熔池內(nèi)的液體向四周飛濺增多趨勢基本一致，飛濺高度最大值對應(yīng)的槍位分別為1.5～1.6 m、1.7～1.8 m。氧槍射流進入熔池后一方面攪動熔池鋼液， 另一方面造成部分液態(tài)鋼渣飛濺， 在實際生產(chǎn)過程中受自身反應(yīng)產(chǎn)生氣體影響，推斷其實際的飛濺高度和熔池波動幅度會更大。

3） 在固定頂吹的情況下， 底吹為160 m3/h 和300 m3/h 時， 隨著槍位的提升熔池沖擊直徑逐漸增大，與槍位都保持著線性關(guān)系。當槍位提高至2 m 時，

沖擊直徑與實際轉(zhuǎn)爐爐膛直徑相比小50%， 爐襯的侵蝕并非沖擊直徑大直接造成。底吹大小對沖擊直徑有一定影響，當氧槍在高槍位區(qū)時，相同槍位下底吹增大后沖擊直徑減??；當氧槍在中低槍位區(qū)時，相同槍位下底吹增大后沖擊直徑變化不大。

4）計算發(fā)現(xiàn)沖擊深度隨槍位的降低逐漸加深，兩者呈線性關(guān)系，槍位在1.3 m 時沖擊深度為304 mm，槍位在1 m 時沖擊深度為338 mm。 在實際水模過程中，當槍位為1 m 時，未發(fā)現(xiàn)沖擊爐底現(xiàn)象。降低槍位至1.3 m 不會沖擊爐底，反而能減輕液面波動和飛濺造成的影響。

5）在低槍位區(qū)時熔池鋼液和爐渣的有規(guī)律“朝夕式”波動尤為明顯；在中高槍位區(qū)時熔池鋼液和爐渣有規(guī)律的“瀑布式”沖涮較為明顯，槍位變化對爐襯的影響是綜合而復(fù)雜的， 槍位制造大量的高氧化性爐渣、同時制造爐內(nèi)的各種波動，兩者作用于爐襯出現(xiàn)蝕損。

6）工藝參數(shù)調(diào)整后，吹煉時間與優(yōu)化前相比較縮短26 s， 爐渣中FeO 的質(zhì)量分數(shù)與工藝優(yōu)化前相比降低7.48，吹煉終點的殘錳質(zhì)量分數(shù)與工藝優(yōu)化前相比提高0.052，爐襯侵蝕也明顯減輕。