徐小偉
（馬鞍山鋼鐵股份有限公司，安徽 馬鞍山 243011）
摘 要：針對馬鞍山鋼鐵股份有限公司300t復吹轉爐存在頂槍供氧強度偏小、底 吹 強 度 弱、終 渣 全 鐵含量高、碳氧積波動大等制約爐機匹配、鋼水質量提 升 等 問 題，借鑒國內外復吹轉爐經驗，在 理 論 計 算、數學模擬研究的基礎上，結合現場實際，優化了馬鋼300t轉爐噴頭參數，確定了底吹供 氣 強 度，對 頂 底 復合吹煉工藝、操作、爐底結構等進行了調整、優化，實現了強底吹下高效吹氧，爐齡超過7000爐，有 效底吹近100 ％，終點碳氧積、活度氧、終渣 w（TFe）分別 降 至0．00137、454．8×10-6、16.66 ％，磷 分 配 比達124．82，冶金效果顯著。
關鍵詞：轉爐；復吹；噴頭；供氧強度；底吹強度
馬鞍 山 鋼 鐵 股 份 有 限 公 司（以 下 簡 稱 馬 鋼）“十一五”技術改造和結構調整煉鋼項目分二期完成，一期工程主 要 由2座 KR 鐵 水 預 處 理 裝 置、2座300t頂底復合吹煉轉爐、1座 鋼 包 精 煉 爐、1座 RH真空精 煉 爐、2臺直弧形高效板坯連鑄機組成，于2007年9月 正 式 投 產；二 期 工 程 新 增1座300t頂底復合吹煉轉爐、1座 鋼 包 精 煉 爐、1座 RH真空精煉爐、1臺直弧形高效板坯連鑄機，新增轉爐2012年建成投產。
2015年以來，隨著對大型轉爐工藝認識的不斷提高，借鑒國內外同類轉爐經驗，對頂底復合吹煉工藝進行了積極探索與調整，實現了高效長壽復吹，取得良好的效果。
1 頂底復合吹煉存在的主要問題
隨著連鑄在線調寬技術的廣泛應用，轉 爐 冶煉周期成為制約煉鋼產能釋放的瓶頸。與國內外同類型先進 企 業 相 比，馬 鋼300t轉 爐 冶 煉 低 碳鋼時，在弱底吹階段終渣全鐵質量 分數超過18.0 ％，在縮短冶 煉 周 期 的 同 時，進 一 步 提 高 鋼水的品質成為不容回避的現實問題，亟待改進的主要問題如下：
1）頂吹供氧強度小，冶煉時間長，生產效率不高；
2）爐役碳氧濃度積在0.00211～0.00308內波動，后期平 均 值 超 過0.0030，制約部分鋼種生產；
3）熔池攪拌力弱，轉爐冶煉終點 P、S在渣鋼間的分配比不高；
4）轉爐冶煉終點鋼水活度氧偏高，部分爐次甚至超過1000×10-6，殘余錳含量低；
5）轉爐 終 渣 全 鐵 含 量 偏 高、熔 點 低、過 熱 度高，爐襯侵蝕過快、爐底厚度波動大。
2 高效長壽復吹技術研究與優化
2.1氧槍噴頭參數優化
氧槍是頂底復吹轉爐的重要設備，氧 槍 噴 頭參數、操作模式對冶煉工藝、產品質量、生產效率均有很大影響?；隈R鋼300t轉爐系統鐵水條件、連鑄周期、操作要求及存在的問題，確定其目標供氧流量為64000～67000m3／h，以提高氧槍射流能量，供氧流量、滯止壓力合理匹配為核心原則進行新噴頭設計。
對比同 類 型300t公 稱 容 量 大 型 轉 爐，氧 槍槍體直徑基本為406．4mm，而馬鋼300t轉爐槍體直徑為355．6mm，原6孔 噴 頭 布 置 較 為 緊 湊， 確定優化后采用5孔布置，綜合考慮氧氣管網安全運行、一次除塵能力、脫 P效果等因素，在原噴頭基礎上適當提高出口馬赫數，擴大噴孔傾角，優化前后噴頭參數見表1。
優化前后噴頭的射流特性及其與熔池作用情況見表2。表 2 中 L 為 氧 射 流 對 熔 池 的 穿 透 深度，根據式（1）Flinn A公式［1］計算；L0為熔池深度（1.9m），在 典 型 槍 位 供 氧 流 量64000～67000m3／h下，即 前 期2.6m、中 期2.3m、后 期1.9m下，L／L0對應為0.59～0.62、0.63～0.65、0.69～0.72，較優化前提升0.06左右，與文獻［2－3］研 究的同類型轉爐一致。
式中：L 為 穿 透 深 度，cm；H 為 槍 位 高 度，cm；dt為噴頭喉口直徑，cm；P0為滯止壓力，MPa；θ為噴孔傾角，（°）。
頂槍流量為64000m3／h時，不同槍位下氧射流能量、熔池混勻時間關系見表3，優化后噴頭頂吹射流能量提高12％左右，熔池混勻時間降低約5.5％，若提高供氧流 量 至67000m3／h，由 式（2）、式（3）可知，頂槍射流能量將增強，混勻時間進一步減少。
頂吹 射 流 能 量 及 混 勻 時 間 根 據 文 獻 ［4－5］TsuyoshiKai等公式計算，公式表達如下：
式中：εvt為頂吹射流能量，W／m3；VL為金屬體積，m3；Qt為氧流量，m3／min；n為噴孔個數；M 為氧氣分子量；de為噴孔出口直徑，m；θ為噴孔傾角， （°）；H 為槍位高度，m。
式中：τ為熔池混勻時間，s；εvb為底吹射流攪拌能量，W／m3，純頂吹時為0；L0為熔池深度，m。
2.2 底吹強度的優化及應用
2.2.2 底吹強度的選擇
頂底復吹轉爐是20世紀70年代末世界煉鋼領域中發展起來的一項新技術、新工藝，冶煉方式兼 有 頂 吹 法 和 底 吹 法 的 優 點，目 前 國 內 大 中 型轉 爐 幾 乎 都 采 用 復 吹 工 藝，底 吹 強 度 多 為0.03～0.08m3／（t·min），優 化 前 馬 鋼 3t00轉 爐 也在 此 區 間。 隨著對頂底復合吹煉技術研究的不 斷 深 入，世界各國創新了不同的復吹工藝， 例 如 法 國LBE，美 國 的 Q－BOP、新 日 鐵STB、LD－OB，JFE的 LD－KG，德 國 K－OBM 等 技 術，其 普遍規律均是隨著底吹供氣強 度增加，攪 拌 效 果明 顯 改 善。
對300t轉 爐 復 吹 進 行 數 值 模 擬 研 究，底 吹強度對熔池 死 區（攪 拌 不 充 分 區）的 影 響 見 圖1，總體趨勢是隨著底吹供氣強度增加，死區面積減小，底吹供氣強度提高 到0.20m3／（t·min）時，死區降低57.30 ％，并且死區降幅趨緩。
文 獻［6］表 明 隨 著 復 吹 煉 鋼 工 藝 底 吹 攪 拌強度的提高，熔池 混 勻 時 間 縮 短，當 底 吹 攪 拌 強度超過0.20m3／（t·min）時，熔池混勻時間減少不再顯著；在提高 動 力 學 效 果 的 同 時，兼 顧 底 吹氣體對底 槍 及 周 邊 耐 材 沖 刷 的 負 面 影 響，馬 鋼300t轉爐最終選擇將底吹供氣強度提高到0.20m3／（t·min）。
表４為頂槍流量為0、64000m3／h時，不同底吹強度、槍位條件下有效攪拌能量與熔池混勻時間的關系，在 頂 底 復 合 吹 煉 條 件 下，供 氣 強 度0.20m3／（t·min）時，混勻時間較0.04m3／（t·min）減少超過30s，底吹強度增大對縮短混勻時間作用明顯。頂底復吹攪拌有效總能量及其混勻時間根據 文獻［4－5］計算，見式（4）、式（5），不同狀態下熔池混勻時間由式（3）計算。
式中：εvb為底吹 氣 體 攪 拌 能 量，W／m3；Qb為 底 吹氣 體 流 量，m3／min；Tn為吹入惰性氣體溫度，K；TL為熔池金屬溫度，K；VL為 金 屬 體 積，m3；ρL為 金屬密度，kg／m3；h 為熔池深 度，m；P 為 爐 膛 壓力，kg／m2；ε總 為 頂 底 復 吹 攪 拌 有 效 總 能 量，W／m3。
2.2.2 底吹應用
1）采用氣流反作用沖擊力小、冷卻能力強、抗熔損、防堵塞環縫式底槍［7－8］。
2）開發獨立控制底吹元件條件下的轉爐強底吹冶煉技術，單個底吹供氣元件均設置獨立氣體流量自動控制系統，可在0.02～0.20m3／（t·min）內調節底部供氣強度。
3）供氧總量0～25％時，適當提高底吹強度，改善動力學條件，促進成渣，加強脫磷傳質；供氧總量至25 ％～65 ％時，碳 氧 反 應 作 用 下 的 自 然攪拌開始增強，降低底吹強度；隨著冶煉的進行，溫度升高，脫碳速度逐漸增大，碳氧反應進入劇烈期，熔池攪拌充分，同時考慮底吹對測溫、取樣的影響，供氧總量至65 ％～85 ％時，底吹攪拌強度調至較弱模式。
4）吹煉后期，副槍測溫、取樣后，碳質量分數小于0.35％時，碳氧反應明顯減弱［9－10］，CO對鋼液的攪拌能力下降，調整底吹進入強攪模式至終點。
5）后攪，保證終點停氧后的靜攪。最 大 限 度地降低終點活度氧，提高金屬收得率和鋼水質量。
2.3 吹煉操作
1）轉爐熱平衡聯動。以轉爐基本熱平衡為基礎，根據鐵水溫度、硅含量、冶煉鋼種與廢鋼配加量協同聯動，轉爐熱量富余15～35 ℃，鐵水比不足時，前期加焦丁，進行爐內化學熱補償。
2）轉爐供氧采用變槍位、恒流量的操作方式，頂吹流量64000～66000m3／h。
3）采用“高－低－低”吹煉模式，開吹槍位2.5～ 2.7m，脫 碳 槍 位2.2～2.4m，后 期 槍 位1.7～2.0m。
4）開吹即加入 石 灰 總 量 的35 ％～70 ％、輕燒白云石一次性全部投入。
5）吹煉過程礦石連投，石灰剩余量在供氧量達70 ％前加完。
6）吹煉末期壓槍，槍位視爐役階段而定，爐役前期1.7～1.8m、中 期1.8～1.9m、后 期1.9～2.0m，加強攪拌，降低氧含量、提高金屬收得率。
7）后攪時間60～120s。
8）根據轉爐冶煉各階段的特點及主要任務，設定典型底吹模式見表5。
2.4 爐底結構優化
轉爐冶煉低碳、低磷鋼時，鋼水及爐渣的高氧化性導致爐底及與之毗連的熔池區域侵蝕嚴重，爐底大幅上下波動，造成復吹轉爐底吹元件堵塞、攪拌效果下降，有效復吹比降低，爐底結構形式對使用效果有直接影響。
轉爐爐底通常采用“環形設計，返平翻身”，即由爐身鎂碳磚、熔池平砌鎂碳磚、爐底返平鎂碳磚及圓形爐底鎂碳磚組成，如圖2a所 示。“返 平 翻身”段對鋼液的阻力最大，應力集中，鎂碳磚熔損快；在后續維護過程中，爐底較難保持“中間凹、邊緣凸”的理想狀態，復吹攪拌效果不佳，有效復吹比低。為解決上述問題，爐底采用球形設計，圓形爐底磚依次通過爐底弧形過渡磚、熔池弧形過渡磚向爐身區域過渡，使得圓爐底與熔池形成一個 球形整體，減少鋼液環流阻力，分散爐底及熔池應力，降低了鎂碳磚蝕損，具體見圖2b。
3 結果與討論
1）優化后轉爐終點平均碳氧積由0.00246降至0.00137，降低了44.3 ％。優化前碳氧積控制欠穩定且超過0.0030爐數較多，優化后總體波動趨小，爐役各階段控制均衡、穩定，實現了強底吹下的底吹（7300爐）與爐齡同步；表６為爐役各階段碳氧濃度積平均值，圖3為工藝優化前后全爐役碳氧積分布情況。
由文獻［11］可 知，［％C］·［％O］＝mPCO，在1600 ℃及1.013×105Pa條 件 下，m ＝0.0025，m受溫度影 響 極 小，碳 氧 積 幾 乎 與 PCO成 正 比因此，強底吹 有 效 降 低 了 攪 拌 氣 泡 中 PCO是導致碳氧濃度積大幅下降的根本原因。
2）轉爐終點平均氧質量分數由603．6×10-6降至454．8×10-6，標準差 大 幅 縮 小，提 高 了 鋼 水的潔凈度，優化前后鋼水終點氧分布見圖4。
轉爐終點氧的降低是熱平衡有效管控與強底吹協同作用的結果；冷軋深沖板的鋼質缺陷主要是由鋼坯中 的Al2O3 、CaO·Al2O3等 夾 雜 引 起 的，轉爐吹煉終點鋼中的氧是鋼中氧化物夾雜的主要來源之一，降低出鋼前鋼中氧含量，減少脫氧劑使用量，有利于提高鋼水的潔凈度、降低生產成本。
3)優化 后 終 渣 w（TFe）平 均 為16.66 ％，較優化前的18.20 ％降 低 了8.46％，見 圖5。鋼 水中的［O］與［Fe］發 生 反 應：［O］＋［Fe］＝（FeO），當鋼水 中 的 ［O］含 量 較 高 時，與之平衡的終渣w（TFe）也將上升，反之亦然。
4）在堿度 R 基本相當的條件下，優化后渣鋼間磷的分配比（LP＝w（P）／w［P］）為124．82，渣鋼間硫的分配比（LS＝w（S）／w［S］）為9.35，優化后動力學條件優越，終點鋼水中磷、硫的更接近平衡狀態。
5）在鐵水中 Mn質量分數（0.150 ％）基本相當情 況 下，終點鋼水中殘余 Mn 質 量 分 數 由0.060 ％上 升 到0.091 ％ （見 表 7）。鋼 水 中 的Ｍｎ與 爐 渣 中 的FeO發 生 反 應 ：［Mn］＋（FeO）＝（MnO）＋［Fe］，當 爐 渣 中 的FeO 含 量 較 高 時，將加劇鋼水中錳的氧化損失。由于強頂底復合吹煉爐渣中的FeO含量相對較低，錳在渣－鋼間的分配比降低，提高了鋼水終點殘余錳含量，這對絕大部分鋼種是有利的。
6）采用高效吹氧技術后，常態下轉爐吹氧流量達到64000～66000m3／h，平均吹氧時間14.5min，每爐鋼的吹氧時間縮短1.1min，補 吹 比 例、氧耗同步降低，見表8。
4 結 論
1）優化后的氧槍噴頭，L／L0提高0.060，氧射流能 量 提 高12％ 左 右，熔池混勻時間降低約5.5 ％，供氧強度 可 達3.72m3／（t·min）（供 氧 流量67000m3／h，出 鋼 量300t），基 本 實 現 高 效 吹氧。
2）通過數模研究、國內外經驗借鑒，結合自身條件，確 定 馬 鋼300t轉 爐 底 吹 供 氣 強 度 為0.20m3／（t·min），應 用 中 采 用 強 底 吹 方 式，構 建 了 以降低 PCO分 壓 為 手 段 的 低 碳 氧 積 控 制 技 術，爐 役內碳氧積降低44.3 ％。
3）較高 頂 供 氧 強 度 與 強 底 吹 攪 拌 冶 煉 模 式下，熔池死區顯著降低，混勻時間縮短到37.5s左右，終點渣鋼間磷、硫的分配比大幅提升，更加接近平 衡 態，低 氧 位 下 脫 磷 效 果 良 好，提 升 了 馬 鋼300t轉爐冶煉控制水平。
4）優化后終渣全鐵含量、終點鋼水氧含量降低明顯，提高了鋼水的潔凈度，降低了生產成本。
5）在底吹強度0.20m3／（t·min）條件下，轉爐爐齡超過7000爐，爐役后期碳氧積控 制 穩 定，全爐役內均能滿足高附加值產品需求。
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