鄧勇 1， 霍俊 1， 潘曉亮 1， 楊利彬 2
（1.馬鞍山鋼鐵股份有限公司，安徽 馬鞍山 243000; 2. 鋼鐵研究總院，北京 100081）
摘 要：馬鋼四鋼軋 300 t 轉爐底吹系統改造后，在爐役的前 1 000 爐冶煉超低碳鋼轉爐終點碳氧積均值達到了 0.001 3。 為了驗證碳氧積的真實性，通過對此爐役同期生產的 67 爐超低碳鋼轉爐終點鋼水及不脫氧出鋼后鋼包內鋼水的碳、氧進行取樣驗證、轉爐吹煉至平衡時煙氣中 CO 濃度（體積含量）進行分析并通過理論計算，從理論上分析了在底吹惰性氣體強度為0.12~0.20 m3/（min·t）時可以實現轉爐終點碳氧積為 0.001 3。 同時發現強底吹條件下生產超低碳鋼，轉爐出鋼過程存在著降碳增氧的現象，且由于出鋼過程的鋼水溫度下降，鋼包鋼水碳氧積均低于轉爐終點碳氧積。
關鍵詞：超低碳鋼；轉爐；鋼包鋼水；碳氧積
轉爐終點碳氧積是轉爐冶煉的重要技術經濟指標，降低轉爐終點碳氧積[1-4]意味著相同終點碳含量時， 鋼水終點活度氧會降低， 活度氧降低可以改善鋼水潔凈度、 提高合金收得率、 降低生產成本[5]。 某鋼廠 300 t 轉爐在完成強底吹系統改造后[6]（底吹強度大于 0.10 m3/（min·t）），在爐役前期（1 000 爐以內）冶煉超低碳鋼時， 轉爐終點碳氧積均值為 0.001 3，指標優于萊鋼 4# 轉爐的 0.002 3[7]、遷鋼 2# 轉爐的 0.001 9[8]、首鋼全爐役的 0.002 0[5，9]、武鋼三煉鋼廠轉爐的 0.001 5~0.001 8[10]。 本文通過對67 爐超低碳鋼轉爐終點鋼水取樣研究， 并結合理論計算，以驗證轉爐終點鋼水碳氧積為真實值。
1 試驗方案
1.1 設備配置
試驗在 300 t 頂底復吹轉爐冶煉超低碳鋼上進行，轉爐爐齡在 1 000 爐次以內，頂吹采用變流量變槍位操作，底吹元件為外圈 8 個、內圈 8 個共 16 個底槍。
1.2 試驗工藝
在頂吹供氧量達到總量的 70%時， 開始加大底吹惰性氣體流量，輔吹（剩余 30%的供氧量）結束后，后攪 1 min 啟動副槍 TSO 探頭測溫、定氧和取樣。 出鋼時添加小石灰，并全程底吹氬氣，出鋼結束后關閉鋼包底吹，并對鋼包內鋼水進行測溫、定氧和取樣。吹煉后期底吹強度設定及鋼水溫度控制如表 1 所列。
1.3 檢測方法
轉爐終點碳含量采用直讀光譜法分析 TSO 鋼樣測定，終點活度氧、溫度由賀利氏的 TSO 探頭直接測定；鋼包鋼水的碳含量采用直讀光譜法分析鋼樣測定，活度氧、溫度由賀利氏的定氧探頭直接測定，通過復吹轉爐上安裝的煙氣分析儀測得轉爐內反應產生煙氣 CO 體積百分含量。
2 試驗結果與討論
2.1 轉爐終點及鋼包鋼水
試驗爐次轉爐終點及鋼包鋼水碳、活度氧及碳氧積分布、含量如圖 1 所示，圖 1 中數據為平均值。
由圖 1 可知， 轉爐終點碳的范圍是 0.017%~0.055%，均值為 0.032%，所有試驗爐次出鋼過程中都存在著降碳的現象， 范圍是 0.002%~0.024%，均值為 0.009%。轉爐終點活度氧的范圍是 3.01×10-4~8.19×10-4，均值為 4.21×10-4；95.5%（（64/67）×100% =95.5%） 的爐次出鋼過程增氧， 范圍是 1×10-6~ 3.61×10-4，均值為 1.01×10-4，大部分爐次出鋼過程氧含量增加。 轉爐終點碳氧積的范圍是 0.000 75~ 0.001 90，均值為 0.001 31，鋼包鋼水碳氧積的范圍是 0.000 49~0.001 90，均值為 0.001 16；當轉爐終點鋼水 [C]＜0.030%時， 轉爐終點碳氧積的均值為0.001 10；當轉爐終點鋼水[C]≥0.030%時，轉爐終點碳氧積的均值為 0.001 50，可知隨著轉爐終點碳含量降低，轉爐終點碳氧積隨之降低。
2.2 煙氣中 CO 體積分數
在 底 吹 強 度 為 0.05 m3/（min·t） （ 模 式 1） 及0.12 m3/（min·t）（模式 2）下，根據煙氣分析儀測得的鋼水吹煉過程中煙氣中 CO 含量，其變化情況如圖 2 所示。
由圖 2 可知，轉爐吹煉平臺期，隨著底吹強度由 0.05 m3/（min·t）提升至 0.12 m3/（min·t）后，轉爐爐氣中的 CO 體積分數由 0 升高至 60%， 對應的CO 分壓也就相應由 81.06 kPa 降低至 48.64 kPa。
2.3 熱力學計算
轉爐終點碳氧平衡時，反應式為：
[C] +[O]=CO（g）
lg K=1168/T+2.07 （1）
K=p（CO)/（w（C）·w（O）） （2）
式（1）、式（2）中：K 為平衡常數；T 為溫度，K；p（CO）為 CO 分壓與標準大氣壓的比值；w（C）·w（O）為熔池中的碳和氧的質量濃度，%。
1）當轉爐終點 T1=1 943 K 時，K1=467.74，綜合轉爐終點碳氧積為 0.001 3、 K1 值及式（2）， 可得p（CO）1=0.61；
2）當鋼包鋼水溫度為 T2=1 893 K 時，K2=489.78，綜合鋼包鋼水碳氧積為 0.001 1、K2 值及式 （2），可得 p（CO）2=0.59。
從轉爐吹煉至終點到鋼水出鋼結束，隨著出鋼過程鋼水溫度降低，平衡常數 K 逐漸降低，無論按轉爐終點碳氧積還是鋼包鋼水碳氧積計算，都可得出當時的 p（CO）約為 46.64 kPa。
當爐內鋼水反應平衡時，可將此時的環境看成理想的敞開容器，爐內氣體總壓為 101.325 kPa，根據 CO 體積含量占煙氣總量及道爾頓分壓定律，混合氣體的分壓與各氣體的體積含量比例成正比，可知當 CO 體積含量占爐內總氣體量的 60%左右時，即 p （CO）=0.60 左右， 可實現轉爐終點碳氧積為0.001 3。 而圖 2 煙氣分析儀測得吹煉平衡時 CO 體積含量也驗證了以上推斷的正確性。
2.4 底吹強度對 p（CO）的影響
脫碳反應屬于一級反應，各時刻的碳含量與時間呈指數關系，即
dc/dt=-k×t, C=C0exp（-k×t） （3）
式（3）中：k 為表觀脫碳常數 min-1；dc 為初始脫碳速率 ， %/min；dt 為 t 時脫碳速率，%/min；t 為時間，min；C 為某時刻碳含量，%；C0 為初始碳含量，%。根據式（3）求得在底吹強度為 0.12 m3/（min·t）輔吹時脫碳速率和表觀脫碳常數，見表 2。
頂底復吹轉爐熔池內底吹氣體和脫碳形成的CO 氣體混合氣體中的 CO 分壓為[11]：
式（4）中：Q（CO），Q（Ar）分別為 Ar 及 CO 氣體的流量（標態），m3 /s；p 為總壓，101.325 kPa。
由 熔 池 內 碳 氧 反 應 求 得 CO 氣 體 的 流量 Q （CO）為：
式 （5） 中：Vm 為鋼液的體積，m3；ρm 為鋼液的密度，kg/m3；M（C）為碳的摩爾質量，kg/mol；t 為反應時間，min；w（C）為熔池碳含量，%。聯立式（4）和式（5），將表 3 中的脫碳速率和 Vm、ρm 數值代入式（4），可知底吹強度為 0.12 m3/（min·t） 的 p （CO）/p0 為 0.59， p0 為標準大氣壓，101.325 kPa，如表 3 所列。
鋼水混勻所需時間減少，碳氧反應更接近平衡狀態， 鋼水在更低的碳含量下才處于過氧化狀態；鋼水在停止供氧后，繼續保持一定的底吹強度，p（CO）及鋼水活度氧會進一步降低。
3 結 論
1） 某鋼廠 300 t 轉爐爐役前期（1 000 爐）冶煉超低碳鋼在底吹強度為 0.12 m3/（min·t）時，可實現 轉爐終點碳氧積均值為 0.001 31，鋼包鋼水碳氧積的均值為 0.001 16； 在出鋼的過程中存在著降碳、增氧的現象。
2） 根據理論計算及煙氣分析系統測得的轉爐吹煉至平衡時 CO 的體積含量為 60%、即 CO 分壓為 0.60，轉爐終點溫度為 1 943 K 時，可實現轉爐終點碳氧積為 0.001 3。
3） 隨著底吹強度的提高， 碳氧反應更接近平衡狀態， 鋼水在更低的碳含量下才處于過氧化狀態，且鋼水在停止供氧后，繼續保持一定的底吹強度，CO 分壓有進一步降低的趨勢。
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