攀鋼200T煉鋼轉爐氧槍設計與應用

張彥恒^１，２

（ １． 攀鋼集團西昌鋼釩有限公司，四川 西昌 ６１５０００ ；

２． 昆明理工大學，云南 昆明 ６５００９３ ）

摘 　 要：攀鋼集團西昌鋼釩有限公司 ２００　ｔ 煉鋼轉爐使用半鋼冶煉，半鋼不含硅、錳，造成初渣成渣困難，脫磷率低。同時在轉爐不同的爐齡階段，由于爐型變化較大，氧槍的匹配性較差。為改善半鋼煉鋼的化渣和爐齡帶來的攪拌問題，通過氧槍噴頭設計優化，解決了半鋼煉鋼成渣速度慢、脫磷率低和后期攪拌弱的問題。

關鍵詞：轉爐；煉鋼；氧槍；氧槍噴頭；參數優化

攀鋼集團西昌鋼釩有限公司煉鋼廠現有２座２００　ｔ煉鋼轉爐。因鐵水中釩鈦含量較高，鐵水均需提釩處理，提釩后的鐵水稱為半鋼。半鋼熱值低（ ｗ （Ｃ ） ＝３．４％ ～３．７％ ， ｗ （ Ｓｉ ） ＜０．０１％ ，ｗ （ Ｍｎ ） ＜０．０５％ ， Ｔ ＜１　３９０ ℃ ），不含成渣元素Ｓｉ和 Ｍｎ ，爐渣堿度高，槍位控制高，吹煉時間短，過程控制易出現“返干”和“噴濺”，常導致終點磷高、過氧化和碳氧積高等問題。同時，隨著爐齡的增加，轉爐的底吹效果逐步變差，爐容比從開爐的０．８７增加０．９３ ，熔池面積增加，熔池的攪拌減弱，脫磷能力急劇下降。

通過分析，轉爐操作的穩定，除入爐原料的影響外，還與氧槍設計有關系^［１］。氧槍成渣的條件不佳、初渣中ＦｅＯ_ｎ含量低、熔池沖擊力過強、終點槍位高是目前冶煉過程不易控制的直接影響因素。為改善煉鋼轉爐的冶金效果，對２００ｔ 煉鋼轉爐的氧槍噴頭進行了重新設計和參數優化，適當降低馬赫數，減弱氧槍沖擊力，提升轉爐的生產效率和冶金指標。

１　 氧槍噴頭設計優化

轉爐的公稱容量為２００ｔ ，閥后管道壓力為０．８０～１．０ＭＰａ ，原使用的５孔喉口直徑為 Φ４５ｍｍ 的氧槍噴頭（５４５型），馬赫數設計為 ２．０５，新氧槍噴頭（６４０ 型）設計如下。

１．１　 氧槍噴孔數、噴孔夾角及馬赫數的確定

考慮半鋼冶煉造渣速度慢的特點，氧槍的噴孔數選擇６孔，噴孔夾角選擇１５°，并將馬赫數適當降低，取出口馬赫數 Ｍ_ａ＝２．０４。選用多孔氧槍能保證分散供氧，提高沖擊面積，容易化渣，提高金屬收得率，吹煉過程平穩，并可提高氧氣利用率^［２］。１５°的噴孔夾角能較好地匹配沖擊面積和攪拌因素。

１．２　 設計工況壓力 Ｐ_０

查等熵流表，詳見表１，計算得出氧槍的滯止壓力Ｐ_０，氧槍的工況壓力即為滯止壓力。

 由于爐膛壓力近似于大氣壓力，選取Ｐ＝０．１０１ＭＰ_ａ，參照表１中Ｐ／Ｐ_０的數值，計算出氧槍的滯止壓力為０．８４ＭＰ_ａ 。實際工況壓力略高于滯止壓力，才能保障射流的穩定性，因此Ｐ_０取值０．８５ＭＰ_ａ。

１．３　 喉口直徑Ｄ_喉的確定

式中，Ｄ_喉為喉口直徑，ｍ ；Ｑ 為工作氧氣流量，４２０００ｍ^３／ｈ ；Ｔ_０為氧氣滯止溫度，取２９８Ｋ ；Ｃ_Ｄ為噴孔流量系數，多孔槍取０．９０ ；Ｐ_０ 為工況壓力，０．８５　ＭＰ_ａ 。

１．４ 出口直徑 Ｄ 的確定

根據表１中 Ａ／ Ａ_０值，計算出氧槍的出口直徑 Ｄ 。

Ｄ＝［（Ａ／Ａ_０）·Ｄ^２_喉 ］^１／２               （２）

式中，Ｄ為出口直徑，ｍ ；Ａ／Ａ_０為噴頭出口面積／噴頭喉口面積，取１．７４５。

１．５　 擴張段長度Ｌ^擴的確定

Ｌ_擴＝（Ｄ－Ｄ_喉）／２·ｔａｎ（α／２）    （３ ）

式中，α 為氧槍出口的擴張半角，取９° ；氣體膨脹角為７°～１０°^［３］，擴張段設計時半錐角取４．５°，小擴張角具有控制膨脹作，有利于提高熱效率。

１．６　２００　ｔ 轉爐氧槍噴頭參數設定

氧槍的操作槍位 Ｈ 考慮為出口直徑的３５～４０倍^［４］ 。結合式（１）～（３）計算，得出改進型氧槍噴頭參數，見表２ 。

 從氧槍設計參數來看， ６４０型改進氧槍的馬赫數略低，操作槍位較低。

１．７　 改進型噴頭與原有噴頭的射流特性比較

熔池的沖擊深度根據 Ａ　Ｆｌｉｎｎ公式（４ ）^{［ ５ ］}計算。

式中， ｈ 為熔池的沖擊深度，ｃｍ ； θ 為噴孔傾角，（°）。

熔池反應面積根據式（５ ）^［５］計算。

式中，Ａ_沖為熔池反應面積，ｍ^２；Ｒ為反應半徑區，ｍ ；Ｌ為噴孔中心與噴頭中心的距離， ｍ 。熔池的攪拌能根據式（６）^［５］計算。

式中，ε_ｖｔ為氧射流對熔池攪拌流量，Ｗ／ｍ^３ ；Ｖ_Ｌ 為金屬體積，ｍ^３ ；Ｍ 為氧氣分子量，ｇ；ｎ為噴孔個數，個。

熔池的混勻時間根據式（７）^［５］計算。

式中，τ為混勻時間，ｓ；ε_ｖｔ為氧射流對熔池攪拌流量，Ｗ／ｍ^３ ；Ｌ_０為熔池深度，取１．５ｍ ，７為鋼水與水的密度比。

根據轉爐的操作槍位，結合式（４）～（７）計算出氧槍的射流特性，見表３ 。

 從射流特性比較來看，在相同的槍位下， ６４０型改進氧槍的穿透深度和混勻時間略低于原５４５型氧槍，但沖擊面積與原５４５型氧槍變化不大。

２　 實際應用效果

攀鋼２００　ｔ煉鋼轉爐在開爐期間，爐容比為０．８７ ；隨著爐齡的增加，爐襯的侵蝕，爐容比擴大至０．９３ 。為匹配爐容比的變化，采用提高流量來彌補熔池擴大造成的攪拌不足，轉爐爐齡與氧流量匹配見圖１ 。

２．１　 冶煉槍位對比

轉爐吹煉初期執行相同的槍位，以滿足干法除塵工藝需要；吹煉中期、吹煉后期的操作槍位，結合不同的流量條件（爐齡時期）的控制情況見圖２ 。

圖２可見，吹煉的中期：使用６４０型改進氧槍，可實現在不同的爐齡階段，槍位控制相對平穩，槍位的極差值減小，降低噴濺的機率。吹煉的末期：使用６４０型改進氧槍，終點可保持在１．４ｍ的較低槍位，有利于改善終點碳氧積。在爐齡后期，熔池攪拌能力減弱，面積增大，熔池降低，使用６４０型改進氧槍的過程槍位控制、終點槍位控制均優于原 ５４５型氧槍，終點槍位低０．３ｍ ，有利于降低后期的ＦｅＯ_ｎ，降低轉爐的碳氧積，提高金屬收率。

改進型氧槍降低馬赫數和氧氣出口速度后，相同槍位下，更有利于生成ＦｅＯ_ｎ ，有利于改善半鋼冶煉的造渣；吹煉臨近終點時，由于石灰溶解完全 ，渣態好，可獲得更低的終點槍位，對改善轉爐的碳氧積控制起到了積極的作用。

２．２　 初渣來渣速度對比

在３８０００ｍ^３／ｈ的流量下，通過現場火焰判斷，６４０型改進氧槍來渣時間為２０４ｓ ，較原５４５型氧槍提前２０ｓ ；４３０００ｍ^３ ／ｈ的流量下，６４０型改進氧槍來渣時間為２５３ｓ ，較原氧槍提前３４ｓ ；在４５０００ｍ３／ｈ的流量下，６４０型改進氧槍來渣時間為２８３ｓ ，較原型氧槍提前４２ｓ。可見，６４０型改進氧槍能夠獲得較早的來渣時間，改進型噴頭對提高來渣速度作用明顯。

２．３　 脫磷率的對比

改進型噴頭與原噴頭在不同的供氧流量下脫磷率比較見圖３所示。

 圖３可見：在３８０００ｍ^３／ｈ（爐役前期）流量下，６４０型改進氧槍與原５４５型氧槍脫磷率相當；在４３０００ｍ^３／ｈ（爐役前期）流量下，６４０型改進氧槍的脫磷率比原５４５型氧槍脫磷率高１．５％ ；在４５０００ｍ^３ ／ｈ （爐役后期）流量下，６４０型改進氧槍的脫磷率比原５４５型氧槍脫磷率高２．５％ 。

爐役前期，底吹效果好，石灰溶解速度相當，脫磷率差異不大；爐役中后期，熔池攪拌減弱，６４０型改進氧槍成渣速度快，石灰溶解完全，操作槍位低，攪拌更覺充分，改善了轉爐的脫磷率。從氧槍的射流特性計算結果也可看出，６４０型改進氧槍終點１．４　ｍ 的槍位的熔池混勻時間較原５４５型的混勻時間要低１～２　ｓ ，低槍位對改善熔池的攪拌起到了重要作用。

２．４　 終渣中 ＴＦｅ 含量及終點鋼水碳氧積對比

改進型噴頭與原噴頭在終渣 ＴＦｅ含量及終點鋼水碳氧積控制上的對比見表４ 。

 表４可見，改進型氧槍較原有氧槍的碳氧積要低０．０００１ ，爐渣中 ｗ（ＴＦｅ）下降１．１％ 。

２．５　 使用壽命及爐襯侵蝕情況試驗期間，

６４０型改進氧槍的平均使用壽命為５４２爐，高于現有氧槍４９８爐的壽命。改進型氧槍過程渣態活躍，粘槍下線支數少，氧槍使用壽命能滿足現場使用要求。現場應用后轉爐測厚來看，改進型氧槍與原５４５型氧槍的侵蝕速度相當。

３　 結 　 論

１ ）攀鋼 ２００　ｔ煉鋼轉爐原使用的 ５４５型氧槍，因馬赫數較高，沖擊力較強，來渣速度慢，造成金屬噴濺嚴重，脫磷率差。改進型６４０氧槍適當降低了馬赫數，氧氣射流穩定，減弱沖擊深度，成渣速度快，有效地改善了半鋼造渣工藝。

２ ） ６４０型改進氧槍，能顯著縮短轉爐的來渣時間，提高脫磷率。 在３８０００ ， ４３０００ ， ４５０００ｍ^３／ｈ下應用，來渣時間分別提前２０ ，３４，４２ｓ ，脫磷率分別提高０．１％ ， １．５％和２．５％ 。６４０型氧槍在轉爐不同的爐齡階段來渣時間和脫磷率均優于原５４５型氧槍。

３ ） ６４０型改進噴頭，冶煉過程中槍位控制平穩，控制槍位較原５４５型低，碳氧積降低０．０００１ ，終渣 ｗ（ＴＦｅ）降低１．１％ ，冶金效果優。