攀鋼200T煉鋼轉(zhuǎn)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?。?煉鋼轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(yōu)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(zhuǎn)爐；煉鋼；氧槍；氧槍噴頭；參數(shù)優(yōu)化
攀鋼集團西昌鋼釩有限公司煉鋼廠現(xiàn)有２座２００?。魺掍撧D(zhuǎn)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?。常梗?℃ ），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(xiàn)“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(zhuǎn)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(zhuǎn)爐操作的穩(wěn)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ＦｅＯｎ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(zhuǎn)爐的冶金效果，對２００ｔ 煉鋼轉(zhuǎn)爐的氧槍噴頭進行了重新設計和參數(shù)優(yōu)化，適當降低馬赫數(shù)，減弱氧槍沖擊力，提升轉(zhuǎn)爐的生產(chǎn)效率和冶金指標。
１ 氧槍噴頭設計優(yōu)化
轉(zhuǎn)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(shù)設計為 ２．０５，新氧槍噴頭（６４０ 型）設計如下。
１．１ 氧槍噴孔數(shù)、噴孔夾角及馬赫數(shù)的確定
考慮半鋼冶煉造渣速度慢的特點，氧槍的噴孔數(shù)選擇６孔，噴孔夾角選擇１５°，并將馬赫數(shù)適當降低，取出口馬赫數(shù) Ｍａ＝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(wěn)，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 Ｐ０
查等熵流表，詳見表１，計算得出氧槍的滯止壓力Ｐ０，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＝０．１０１ＭＰａ，參照表１中Ｐ／Ｐ０的數(shù)值，計算出氧槍的滯止壓力為０．８４ＭＰａ 。實際工況壓力略高于滯止壓力，才能保障射流的穩(wěn)定性，因此Ｐ０取值０．８５ＭＰａ。
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，４２０００ｍ３／ｈ ；Ｔ０為氧氣滯止溫度，?。玻梗福?；ＣＤ為噴孔流量系數(shù)，多孔槍?。埃梗?；Ｐ０ 為工況壓力，０．８５?。停?sub>ａ 。
１．４ 出口直徑 Ｄ 的確定
根據(jù)表１中 Ａ／ Ａ０值，計算出氧槍的出口直徑 Ｄ 。
Ｄ＝［（Ａ／Ａ０）·Ｄ２喉 ］１／２ （２）
式中，Ｄ為出口直徑，ｍ ；Ａ／Ａ０為噴頭出口面積／噴頭喉口面積，?。保罚矗?。
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?。矗?deg;，小擴張角具有控制膨脹作，有利于提高熱效率。
１．６?。玻埃啊。?轉(zhuǎn)爐氧槍噴頭參數(shù)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(shù)，見表２ 。
從氧槍設計參數(shù)來看， ６４０型改進氧槍的馬赫數(shù)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(jù) Ａ?。疲欤椋睿罟剑ǎ?）［ 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(jù)式（５ ）［５］計算。
式中，Ａ沖為熔池反應面積，ｍ２；Ｒ為反應半徑區(qū)，ｍ ；Ｌ為噴孔中心與噴頭中心的距離， ｍ 。熔池的攪拌能根據(jù)式（６）［５］計算。
式中，εｖｔ為氧射流對熔池攪拌流量，Ｗ／ｍ３ ；ＶＬ 為金屬體積，ｍ３ ；Ｍ 為氧氣分子量，ｇ；ｎ為噴孔個數(shù)，個。
熔池的混勻時間根據(jù)式（７）［５］計算。
式中，τ為混勻時間，ｓ；εｖｔ為氧射流對熔池攪拌流量，Ｗ／ｍ３ ；Ｌ０為熔池深度，?。保担?，７為鋼水與水的密度比。
根據(jù)轉(zhuǎn)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?。魺掍撧D(zhuǎn)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(zhuǎn)爐爐齡與氧流量匹配見圖１ 。
２．１ 冶煉槍位對比
轉(zhuǎn)爐吹煉初期執(zhí)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(xiàn)在不同的爐齡階段，槍位控制相對平穩(wěn)，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(yōu)于原 ５４５型氧槍，終點槍位低０．３ｍ ，有利于降低后期的ＦｅＯｎ，降低轉(zhuǎn)爐的碳氧積，提高金屬收率。
改進型氧槍降低馬赫數(shù)和氧氣出口速度后，相同槍位下，更有利于生成ＦｅＯｎ ，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(tài)好，可獲得更低的終點槍位，對改善轉(zhuǎn)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３８０００ｍ３／ｈ的流量下，通過現(xiàn)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 ；４３０００ｍ３ ／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３８０００ｍ３／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４３０００ｍ３／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４５０００ｍ３ ／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(zhuǎn)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?。?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(xiàn)有氧槍４９８爐的壽命。改進型氧槍過程渣態(tài)活躍，粘槍下線支數(shù)少，氧槍使用壽命能滿足現(xiàn)場使用要求?，F(xiàn)場應用后轉(zhuǎn)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?。魺掍撧D(zhuǎn)爐原使用的 ５４５型氧槍，因馬赫數(shù)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(shù)，氧氣射流穩(wěn)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(zhuǎn)爐的來渣時間，提高脫磷率。 在３８０００ ， ４３０００ ， ４５０００ｍ３／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(zhuǎn)爐不同的爐齡階段來渣時間和脫磷率均優(yōu)于原５４５型氧槍。
３ ） ６４０型改進噴頭，冶煉過程中槍位控制平穩(wěn)，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(yōu)。