馬鞍山鋼鐵股份有限公司（以下簡(jiǎn)稱馬鋼）“十一五”技術(shù)改造和結(jié)構(gòu)調(diào)整煉鋼項(xiàng)目分二期完成，一期工程主要由2座KR鐵水預(yù)處理裝置、2座300t頂?shù)讖?fù)合吹煉轉(zhuǎn)爐、1座鋼包精煉爐、1座RH真空精煉爐、2臺(tái)直弧形高效板坯連鑄機(jī)組成，于2007年9月正式投產(chǎn)；二期工程新增1座300t頂?shù)讖?fù)合吹煉轉(zhuǎn)爐、1座鋼包精煉爐、1座RH真空精煉爐、1臺(tái)直弧形高效板坯連鑄機(jī)，新增轉(zhuǎn)爐2012年建成投產(chǎn)。

2015年以來(lái)，隨著對(duì)大型轉(zhuǎn)爐工藝認(rèn)識(shí)的不斷提高，借鑒國(guó)內(nèi)外同類轉(zhuǎn)爐經(jīng)驗(yàn)，對(duì)頂?shù)讖?fù)合吹煉工藝進(jìn)行了積極探索與調(diào)整，實(shí)現(xiàn)了高效長(zhǎng)壽復(fù)吹，取得良好的效果。

隨著連鑄在線調(diào)寬技術(shù)的廣泛應(yīng)用，轉(zhuǎn)爐冶煉周期成為制約煉鋼產(chǎn)能釋放的瓶頸。與國(guó)內(nèi)外同類型先進(jìn)企業(yè)相比，馬鋼300t轉(zhuǎn)爐冶煉低碳鋼時(shí)，在弱底吹階段終渣全鐵質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過(guò)18.0％，在縮短冶煉周期的同時(shí)，進(jìn)一步提高鋼水的品質(zhì)成為不容回避的現(xiàn)實(shí)問(wèn)題，亟待改進(jìn)的主要問(wèn)題如下：

1）頂吹供氧強(qiáng)度小，冶煉時(shí)間長(zhǎng)，生產(chǎn)效率不高；

2）爐役碳氧濃度積在0.00211～0.00308內(nèi)波動(dòng)，后期平均值超過(guò)0.0030，制約部分鋼種生產(chǎn)；

3）熔池?cái)嚢枇θ?，轉(zhuǎn)爐冶煉終點(diǎn)P、S在渣鋼間的分配比不高；

4）轉(zhuǎn)爐冶煉終點(diǎn)鋼水活度氧偏高，部分爐次甚至超過(guò)1000×10-6，殘余錳含量低；

5）轉(zhuǎn)爐終渣全鐵含量偏高、熔點(diǎn)低、過(guò)熱度高，爐襯侵蝕過(guò)快、爐底厚度波動(dòng)大。

氧槍是頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的重要設(shè)備，氧槍噴頭參數(shù)、操作模式對(duì)冶煉工藝、產(chǎn)品質(zhì)量、生產(chǎn)效率均有很大影響?；隈R鋼300t轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)鐵水條件、連鑄周期、操作要求及存在的問(wèn)題，確定其目標(biāo)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(jìn)行新噴頭設(shè)計(jì)。

對(duì)比同類型300t公稱容量大型轉(zhuǎn)爐，氧槍槍體直徑基本為406.4mm，而馬鋼300t轉(zhuǎn)爐槍體直徑為355.6mm，原6孔噴頭布置較為緊湊，確定優(yōu)化后采用5孔布置，綜合考慮氧氣管網(wǎng)安全運(yùn)行、一次除塵能力、脫P(yáng)效果等因素，在原噴頭基礎(chǔ)上適當(dāng)提高出口馬赫數(shù)，擴(kuò)大噴孔傾角，優(yōu)化前后噴頭參數(shù)見表1。

優(yōu)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(duì)熔池的穿透深度，根據(jù)式（1）FlinnA公式計(jì)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(duì)應(yīng)為0.59～0.62、0.63～0.65、0.69～0.72，較優(yōu)化前提升0.06左右，與文獻(xiàn)研究的同類型轉(zhuǎn)爐一致。

式中：L為穿透深度，cm；H為槍位高度，cm；d_t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(shí)，不同槍位下氧射流能量、熔池混勻時(shí)間關(guān)系見表3，優(yōu)化后噴頭頂吹射流能量提高12％左右，熔池混勻時(shí)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(qiáng)，混勻時(shí)間進(jìn)一步減少。

頂吹射流能量及混勻時(shí)間根據(jù)文獻(xiàn)TsuyoshiKai等公式計(jì)算，公式表達(dá)如下：

式中：ε_vt為頂吹射流能量，W/m3；V_L為金屬體積，m3；Q_t為氧流量，m3/min；n為噴孔個(gè)數(shù)；M為氧氣分子量；d_e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(shí)間，s；ε_vb為底吹射流攪拌能量，W/m3，純頂吹時(shí)為0；L₀為熔池深度，m。

2.2.2底吹強(qiáng)度的選擇

頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐是20世紀(jì)70年代末世界煉鋼領(lǐng)域中發(fā)展起來(lái)的一項(xiàng)新技術(shù)、新工藝，冶煉方式兼有頂吹法和底吹法的優(yōu)點(diǎn)，目前國(guó)內(nèi)大中型轉(zhuǎn)爐幾乎都采用復(fù)吹工藝，底吹強(qiáng)度多為0.03～0.08m3/（t·min），優(yōu)化前馬鋼3t00轉(zhuǎn)爐也在此區(qū)間。隨著對(duì)頂?shù)讖?fù)合吹煉技術(shù)研究的不斷深入，世界各國(guó)創(chuàng)新了不同的復(fù)吹工藝，例如法國(guó)LBE，美國(guó)的Q－BOP、新日鐵STB、LD－OB，JFE的LD－KG，德國(guó)K－OBM等技術(shù)，其普遍規(guī)律均是隨著底吹供氣強(qiáng)度增加，攪拌效果明顯改善。

對(duì)300t轉(zhuǎn)爐復(fù)吹進(jìn)行數(shù)值模擬研究，底吹強(qiáng)度對(duì)熔池死區(qū)（攪拌不充分區(qū)）的影響見圖1，總體趨勢(shì)是隨著底吹供氣強(qiáng)度增加，死區(qū)面積減小，底吹供氣強(qiáng)度提高到0.20m3/（t·min）時(shí)，死區(qū)降低57.30％，并且死區(qū)降幅趨緩。

文獻(xiàn)表明隨著復(fù)吹煉鋼工藝底吹攪拌強(qiáng)度的提高，熔池混勻時(shí)間縮短，當(dāng)?shù)状禂嚢鑿?qiáng)度超過(guò)0.20m3/（t·min）時(shí)，熔池混勻時(shí)間減少不再顯著；在提高動(dòng)力學(xué)效果的同時(shí)，兼顧底吹氣體對(duì)底槍及周邊耐材沖刷的負(fù)面影響，馬鋼300t轉(zhuǎn)爐最終選擇將底吹供氣強(qiáng)度提高到0.20m3/（t·min）。

表４為頂槍流量為0、64000m3/h時(shí)，不同底吹強(qiáng)度、槍位條件下有效攪拌能量與熔池混勻時(shí)間的關(guān)系，在頂?shù)讖?fù)合吹煉條件下，供氣強(qiáng)度0.20m3/（t·min）時(shí)，混勻時(shí)間較0.04m3/（t·min）減少超過(guò)30s，底吹強(qiáng)度增大對(duì)縮短混勻時(shí)間作用明顯。頂?shù)讖?fù)吹攪拌有效總能量及其混勻時(shí)間根據(jù)文獻(xiàn)計(jì)算，見式（4）、式（5），不同狀態(tài)下熔池混勻時(shí)間由式（3）計(jì)算。

式中：ε_vb為底吹氣體攪拌能量，W/m3；Q_b為底吹氣體流量，m3/min；T_n為吹入惰性氣體溫度，K；T_L為熔池金屬溫度，K；V_L為金屬體積，m3；ρ_L為金屬密度，kg/m3；h為熔池深度，m；P為爐膛壓力，kg/㎡；ε總為頂?shù)讖?fù)吹攪拌有效總能量，W/m3。

2.2.2底吹應(yīng)用

1）采用氣流反作用沖擊力小、冷卻能力強(qiáng)、抗熔損、防堵塞環(huán)縫式底槍。

2）開發(fā)獨(dú)立控制底吹元件條件下的轉(zhuǎn)爐強(qiáng)底吹冶煉技術(shù)，單個(gè)底吹供氣元件均設(shè)置獨(dú)立氣體流量自動(dòng)控制系統(tǒng)，可在0.02～0.20m3/（t·min）內(nèi)調(diào)節(jié)底部供氣強(qiáng)度。

3）供氧總量0～25％時(shí)，適當(dāng)提高底吹強(qiáng)度，改善動(dòng)力學(xué)條件，促進(jìn)成渣，加強(qiáng)脫磷傳質(zhì)；供氧總量至25％～65％時(shí)，碳氧反應(yīng)作用下的自然攪拌開始增強(qiáng)，降低底吹強(qiáng)度；隨著冶煉的進(jìn)行，溫度升高，脫碳速度逐漸增大，碳氧反應(yīng)進(jìn)入劇烈期，熔池?cái)嚢璩浞?，同時(shí)考慮底吹對(duì)測(cè)溫、取樣的影響，供氧總量至65％～85％時(shí)，底吹攪拌強(qiáng)度調(diào)至較弱模式。

4）吹煉后期，副槍測(cè)溫、取樣后，碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于0.35％時(shí)，碳氧反應(yīng)明顯減弱，CO對(duì)鋼液的攪拌能力下降，調(diào)整底吹進(jìn)入強(qiáng)攪模式至終點(diǎn)。

5）后攪，保證終點(diǎn)停氧后的靜攪。最大限度地降低終點(diǎn)活度氧，提高金屬收得率和鋼水質(zhì)量。

1）轉(zhuǎn)爐熱平衡聯(lián)動(dòng)。以轉(zhuǎn)爐基本熱平衡為基礎(chǔ)，根據(jù)鐵水溫度、硅含量、冶煉鋼種與廢鋼配加量協(xié)同聯(lián)動(dòng)，轉(zhuǎn)爐熱量富余15～35℃，鐵水比不足時(shí)，前期加焦丁，進(jìn)行爐內(nèi)化學(xué)熱補(bǔ)償。

2）轉(zhuǎn)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(guò)程礦石連投，石灰剩余量在供氧量達(dá)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(qiáng)攪拌，降低氧含量、提高金屬收得率。

7）后攪時(shí)間60～120s。

8）根據(jù)轉(zhuǎn)爐冶煉各階段的特點(diǎn)及主要任務(wù)，設(shè)定典型底吹模式見表5。

轉(zhuǎn)爐冶煉低碳、低磷鋼時(shí)，鋼水及爐渣的高氧化性導(dǎo)致爐底及與之毗連的熔池區(qū)域侵蝕嚴(yán)重，爐底大幅上下波動(dòng)，造成復(fù)吹轉(zhuǎn)爐底吹元件堵塞、攪拌效果下降，有效復(fù)吹比降低，爐底結(jié)構(gòu)形式對(duì)使用效果有直接影響。

轉(zhuǎn)爐爐底通常采用“環(huán)形設(shè)計(jì)，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?！胺灯椒怼倍螌?duì)鋼液的阻力最大，應(yīng)力集中，鎂碳磚熔損快；在后續(xù)維護(hù)過(guò)程中，爐底較難保持“中間凹、邊緣凸”的理想狀態(tài)，復(fù)吹攪拌效果不佳，有效復(fù)吹比低。為解決上述問(wèn)題，爐底采用球形設(shè)計(jì)，圓形爐底磚依次通過(guò)爐底弧形過(guò)渡磚、熔池弧形過(guò)渡磚向爐身區(qū)域過(guò)渡，使得圓爐底與熔池形成一個(gè)球形整體，減少鋼液環(huán)流阻力，分散爐底及熔池應(yīng)力，降低了鎂碳磚蝕損，具體見圖2b。

由文獻(xiàn)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(qiáng)底吹有效降低了攪拌氣泡中PCO是導(dǎo)致碳氧濃度積大幅下降的根本原因。

2）轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)平均氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)由603.6×10-6降至454.8×10-6，標(biāo)準(zhǔn)差大幅縮小，提高了鋼水的潔凈度，優(yōu)化前后鋼水終點(diǎn)氧分布見圖4。

轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氧的降低是熱平衡有效管控與強(qiáng)底吹協(xié)同作用的結(jié)果；冷軋深沖板的鋼質(zhì)缺陷主要是由鋼坯中的Al₂O₃、CaO·Al₂O₃等夾雜引起的，轉(zhuǎn)爐吹煉終點(diǎn)鋼中的氧是鋼中氧化物夾雜的主要來(lái)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(chǎn)成本。

3）優(yōu)化后終渣w（TFe）平均為16.66％，較優(yōu)化前的18.20％降低了8.46％，見圖5。鋼水中的［O］與［Fe］發(fā)生反應(yīng)：［O］＋［Fe］＝（FeO），當(dāng)鋼水中的［O］含量較高時(shí)，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(dāng)?shù)臈l件下，優(yōu)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(yōu)化后動(dòng)力學(xué)條件優(yōu)越，終點(diǎn)鋼水中磷、硫的更接近平衡狀態(tài)。

5）在鐵水中Mn質(zhì)量分?jǐn)?shù)（0.150％）基本相當(dāng)情況下，終點(diǎn)鋼水中殘余Mn質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.060％上升到0.091％（見表7）。鋼水中的Ｍｎ與爐渣中的FeO發(fā)生反應(yīng)：［Mn］＋（FeO）＝（MnO）＋［Fe］，當(dāng)爐渣中的FeO含量較高時(shí)，將加劇鋼水中錳的氧化損失。由于強(qiáng)頂?shù)讖?fù)合吹煉爐渣中的FeO含量相對(duì)較低，錳在渣－鋼間的分配比降低，提高了鋼水終點(diǎn)殘余錳含量，這對(duì)絕大部分鋼種是有利的。

6）采用高效吹氧技術(shù)后，常態(tài)下轉(zhuǎn)爐吹氧流量達(dá)到64000～66000m3/h，平均吹氧時(shí)間14.5min，每爐鋼的吹氧時(shí)間縮短1.1min，補(bǔ)吹比例、氧耗同步降低，見表8。

1）優(yōu)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(shí)間降低約5.5％，供氧強(qiáng)度可達(dá)3.72m3/（t·min）（供氧流量67000m3/h，出鋼量300t），基本實(shí)現(xiàn)高效吹氧。

2）通過(guò)數(shù)模研究、國(guó)內(nèi)外經(jīng)驗(yàn)借鑒，結(jié)合自身?xiàng)l件，確定馬鋼300t轉(zhuǎn)爐底吹供氣強(qiáng)度為0.20m3/（t·min），應(yīng)用中采用強(qiáng)底吹方式，構(gòu)建了以降低PCO分壓為手段的低碳氧積控制技術(shù)，爐役內(nèi)碳氧積降低44.3％。

3）較高頂供氧強(qiáng)度與強(qiáng)底吹攪拌冶煉模式下，熔池死區(qū)顯著降低，混勻時(shí)間縮短到37.5s左右，終點(diǎn)渣鋼間磷、硫的分配比大幅提升，更加接近平衡態(tài)，低氧位下脫磷效果良好，提升了馬鋼300t轉(zhuǎn)爐冶煉控制水平。

4）優(yōu)化后終渣全鐵含量、終點(diǎn)鋼水氧含量降低明顯，提高了鋼水的潔凈度，降低了生產(chǎn)成本。

5）在底吹強(qiáng)度0.20m3/（t·min）條件下，轉(zhuǎn)爐爐齡超過(guò)7000爐，爐役后期碳氧積控制穩(wěn)定，全爐役內(nèi)均能滿足高附加值產(chǎn)品需求。