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转炉炼钢工艺(主要是热平衡计算)


3 氧气顶吹转炉炼钢工艺
3.1 一炉钢的操作过程
要想找出在吹炼过程中金属成分和炉渣成分的变化规律,首先就必须熟悉一炉钢的操作、 工艺过程。在下面的图3-1中示出了氧气顶吹转炉吹炼一炉钢的操作过程与相应的工艺制度。

由图可以清楚地看出,氧气顶吹转炉炼钢的工艺操作过程可分以下几步进行: 1)上炉钢出完并倒完炉渣后,迅速检查炉体,必要时进行补炉,然后堵好出钢口,及时加 料。 2)在装入废钢和兑入铁水后,把炉体摇正。在下降氧枪的同时,由炉口上方的辅助材料溜 槽,向炉中加入第一批渣料(石灰、萤石、氧化铁皮、铁矿石),其量约为总量的2/3~1/2。 当氧枪降至规定的枪位时,吹炼过程正式开始。 当氧气流与溶池面接触时,碳、硅、锰开始氧化,称为点火。点火后约几分钟,炉渣形成 覆盖于熔池面上,随着Si、Mn、C、P的氧化,熔池温度升高,火焰亮度增加,炉渣起泡,并有 小铁粒从炉口喷溅出来,此时应当适当降低氧枪高度。 3)吹炼中期脱碳反应剧烈,渣中氧化铁降低,致使炉渣的熔点增高和粘度增大,并可能出 现稠渣(即―返干‖)现象。此时,应适当提高氧枪枪位,并可分批加入铁矿石和第二批造渣材 料(其余的1/3),以提高炉渣中的氧化铁含量及调整炉渣。第三批造渣料为萤石,用以调整 炉渣的流动性,但是否加第三批造渣材料,其加入量如何,要视各厂生产的情况而定。 4)吹炼末期,由于熔池金属中含碳量大大降低,则使脱碳反应减弱,炉内火焰变得短而透 明,最后根据火焰状况,供氧数量和吹炼时间等因素,按所炼钢种的成分和温度要求,确定吹 炼终点,并且提高氧枪停止供氧(称之为拉碳)、倒炉、测温、取样。根据分析结果,决定出 钢或补吹时间。 5)当钢水成分和温度均已合格,打开出钢口,即可倒炉出钢。在出钢过程中,向钢包内加 入铁合金,进行脱氧和合金化(有时可在打出钢口前向炉内投入部分铁合金)。出钢完毕,将 炉渣倒入渣罐。 通常将相邻两炉之间的间隔时间(即从装钢铁材料到倒渣完毕),称为冶炼周期或冶炼一

炉钢的时间。一般为20~40min。其中把吹入氧气的时间称为供氧时间或纯吹炼时间。它与炉子 吨位大小和工艺的不同有关。

3.2 装入制度
3.2.1 装入制度内容及依据
装入制度就是确定转炉合理的装入量,合适的铁水废钢比。转炉的装入量是指主原料的装 入数量,它包括铁水和废钢。 实践证明每座转炉都必须有个合适的装入量,装入量过大或过小都不能得到好的技术经济 指标。若装入量过大,将导致吹炼过程的严重喷溅,造渣困难,延长冶炼时间,吹损增加,炉 衬寿命降低。装入量过小时,不仅产量下降,而且由于熔池变浅,控制不当,炉底容易受氧气 流股的冲击作用而过早损坏,甚至使炉底烧穿,进而造成漏钢事故,对钢的质量也有不良影响。 在确定合理的装入量时,必须考虑以下因素: (1)要有合适的炉容比。炉容比一般是指转炉新砌砖后炉内自由空间的容积V与金属装入 量T之比,以V/T表示,量纲为m3/t。转炉生产中,炉渣喷溅和生产率与炉容比密切相关。合 适的炉容比是从生产实践中总结出来的,它与铁水成分、喷头结构、供氧强度等因素有关。例 如,铁水中含Si、P较高,则吹炼过程中渣量大,炉容比应大一些,否则易使喷溅增加。使用供 氧强度大的多孔喷头,应使炉容比大些,否则容易损坏炉衬。 目前,大多数顶吹转炉的炉容比选择在0.7~l.10之间,表3-1是国内外转炉炉容比的统计情 况。
表3-1 顶吹转炉炉容比 50 100~150 0.95~1.05 0.85~1.05

炉容量,t V/T,m3/t

≤30 0.92~1.15

150~200 0.7~1.09

200~300 0.7~1.10

>300 0.68~0.94

表3-2 各厂顶吹转炉炉容比
厂 名 吨位/t 炉容比 /m3·t-1 首钢一炼 30 0.86 太钢二炼 50 0.97 首钢三炼 80 0.73 攀钢 120 0.90 本钢二炼 120 0.91 鞍钢三炼 150 0.86 首钢二炼 210 0.92 宝钢一 炼 300 1.05

大转炉的炉容比可以小些,小转炉的炉容比要稍大些。目前我国一些钢厂转炉的炉容比见 表3-2所示。 (2)合适的熔池深度。为了保证生产安全和延长炉底寿命,要保证熔池具有一定的深度。 不同公称吨位转炉的熔池深度如表3-3所示。 熔池深度Η 必须大于氧气射液对熔池的最大穿透深 度h,一般认为对于单孔喷枪h/H≤0.7是合理的。 表3-3 不同公称吨位转炉的熔池深度
公称吨位/ t 熔池深度/㎜ 30 800 50 1050 80 1190 100 1250 210 1650 300 1949

(3) 对于模铸车间, 装入量应与锭型配合好。 装入量减去吹损及浇注必要损失后的钢水量, 应是各种锭型的整数倍,尽量减少注余钢水量。装入量可按下列公式进行计算。 钢锭单重 ? 钢锭支数 ? 浇注必要损失 钢水收得率 (%) 装入量= -合金用量×合金吸收率(%) (3-1) 上式中有关单位采用t。 此外,确定装入量时,还要受到钢包的容积、转炉的倾动机构能力、浇注吊车的起重能力

等因素的制约。所以在制订装入制度时,既要发挥现有设备潜力,又要防止片面的不顾实际的 盲目超装,以免造成浪费和事故。

3.2.2 装入制度类型
氧气顶吹转炉的装入制度有:定量装入制度、定深装入制度、分阶段定量装入制度。其中 定深装入制度即每炉熔池深度保持不变,由于生产组织困难,现已很少使用。定量装入制度和 分阶段定量装入制度在国内外得到广泛应用。 3.2.2.1 定量装入制度 定量装入制度,就是在整个炉役期间,每炉的装入量保持不变,这种装入制度的优点是: 便于生产组织,操作稳定,有利于实现过程自动控制,但炉役前期熔池深、后期熔池变浅,只 适合大吨位转炉。国内外大型转炉已广泛采用定量装入制度。 3.2.2.2 分阶段定量装入制度 在一个炉役期间,按炉膛扩大的程度划分为几个阶段,每个阶段定量装入。这样既大体上 保持了整个炉役中具有比较合适的熔池深度,又保持了各个阶段中装入量的相对稳定,既能增 加装入量,又便于组织生产。这是适应性较强的一种装入制度。我国各中、小转炉炼钢厂普遍 采用这种装入制度。表3-4为首钢30t 转炉分阶段定量装入制度。

3.2.3装入操作
3.2.3.1 铁水、废钢的装入顺序 A 先兑铁水后装废钢 这种装入顺序可以避免废钢直接撞击炉衬,但炉内留有液态残渣时,兑铁易发生喷溅。 B 先装废钢后兑铁水 这种装入顺序废钢直接撞击炉衬,但目前国内各钢厂普遍采用溅渣护炉技术,运用此法可 防止兑铁喷溅,但补炉后的第一炉钢可采用前法。 表3-4 首钢30t转炉分阶段定量装入制度
炉龄区间 装入量/ t 出钢量/ t 1~ 50 51~ 100 101~400 46 42.1 沸腾 5.2t 0.82 8 >4 01 46 41 大头 4.1t 0.84 10 48.5 44.64 挂板 5.2t 0.80 8 43.5 40 板坯 0.85 -

35 40.5 41 42.5 42.5 32.4 36.8 36.9 39.1 39 沸腾 沸腾 大头 挂板 锭型 板坯 5.2t 5.2t 4.1t 5.2t 3 -1 0.86 0.78 0.78 0.74 0.74 炉容比/m · t 6 7 9 7 模铸根数 - 注:沸腾:沸腾钢;挂板:普通镇静钢;大头:带保温帽钢锭

3.2.3.2 准确控制铁水废钢比 铁水、废钢装入比例的确定,从理论上讲应根据热平衡计算而定。但在生产条件下,一般 是根据铁水成分、温度、炉龄期长短、废钢预热等情况按经验确定铁水配入的下限值和废钢加 入的上限值。在正常生产条件下,废钢加入量变化不大,各炉次废钢加入量的变化受上下炉次 间隔时间、 铁水成分、 温度等的影响。 目前, 我国大多数转炉生产中铁水比一般波动在75~90% 之间,近几年我国转炉废钢加入量平均为100~150kg/t。 3.2.3.3 注意安全、防止污染 兑铁水前转炉内应无液态残渣,并疏散周围人员,以防造成人员伤害和设备事故。如果没 有二次除尘设备,兑铁水时转炉倾动角度小些,尽量使烟尘进入烟道。

3.3 造渣制度
氧气顶吹转炉的供氧时间仅仅十几分钟,在此期间必须形成具有一定碱度、氧化性和流动 性,合适的MgO含量、正常泡沫化的熔渣,以保证炼出合格的优质钢水,并减少对炉衬的侵蚀。 转炉炼钢造渣的目的是:去除磷硫、减少喷溅、保护炉衬、减少终点氧。 造渣制度就是要确定合适的造渣方法、渣料的加入数量和时间,以及如何加速成渣。

3.3.1 炉渣的形成

氧气转炉炼钢过程时间很短,必须做到快速成渣,使炉渣尽快具有适当的碱度、氧化性和 流动性,以便迅速地把铁水中的磷、硫等杂质去除到所炼钢种的要求以下。 3.3.1.1 炉渣的形成 炉渣一般是由铁水中的Si、P、Mn、Fe的氧化以及加入的石灰溶解而生成;另外还有少量 的其它渣料(白云石、萤石等)、带入转炉内的高炉渣、侵蚀的炉衬等。炉渣的氧化性和化学 成分在很大程度上控制了吹炼过程中的反应速度。如果吹炼要在脱碳时同时脱磷,则必须控制 (FeO)在一定范围内,以保证石灰不断溶解,形成一定碱度、一定数量的泡沫化炉渣。 开吹后,铁水中Si、Mn、Fe等元素氧化生成FeO、SiO2、MnO等氧化物进入渣中。这些氧 化物相互作用生成许多矿物质,吹炼初期渣中主要矿物组成为各类橄榄石(Fe、Mn、Mg、Ca) SiO4和玻璃体SiO2。随着炉渣中石灰溶解,由于CaO与SiO2的亲合力比其它氧化物大,CaO逐渐 取 代橄榄石 中的其它 氧化 物,形成 硅酸钙。 随碱度 增加而形 成 CaO?SiO2 , 3CaO?2SiO2 , 2CaO·SiO2,3CaO·SiO2,其中最稳定的是2CaO·SiO2。到吹炼后期,C一O反应减弱, (FeO) 有所提高,石灰进一步溶解,渣中可能产生铁酸钙。表3-5列出炉渣中的化合物及其熔点。 表3-5 炉渣中的化合物及其熔点
化合物 CaO?SiO2 MnO?SiO2 Mg O?SiO2 2CaO?SiO2 Fe O?SiO2 2MnO?SiO2 2Mg O?SiO2 矿物名称 硅酸钙 硅酸锰 硅酸镁 硅酸二钙 铁橄榄石 锰橄榄石 镁橄榄石 熔点, ℃ 1550 1285 1557 2130 1205 1345 1890 化合物 CaO?Mg O?SiO2 CaO?Fe O ?SiO2 2CaO?Mg O?2SiO2 3CaO?Mg O?SiO2 2CaO?P2O5 CaO?Fe2O3 2CaO?Fe2O3 矿物名称 钙镁橄榄石 钙铁橄榄石 镁黄长石 镁蔷薇灰石 磷酸二钙 铁酸钙 正铁酸钙 熔点,℃ 1390 1205 1450 1550 1320 1230 1420

3.3.1.2 石灰的溶解 石灰的溶解在成渣过程中起着决定性的作用,图3-2说明渣量和石灰溶解量的变化情况。由 图可见,在25%的吹炼时间内,渣主要靠元素Si、Mn、P和Fe的氧化形成。在此以后的时间里, 成渣主要是石灰的溶解,特别是吹炼时间的60%以后,由于炉温升高,石灰溶解加快使渣大量 形成。石灰在炉渣中的溶解是复杂的多相反应,其过程分为三步: 第一步, 液态炉渣经过石灰块外部扩散边界层向反应区迁移, 并沿气孔向石灰块内部迁移。 第二步,炉渣与石灰在反应区进行化学反应,形成新相。反应不仅在石灰块外表面进行。 而且在内部气孔表面上进行。其反应为:
2(Fe O)+(SiO2)+ CaO →(Fe OX)+(CaO? Fe O ?SiO2) (Fe2O3)+2 CaO →(2 CaO ?Fe2O3) (CaO? Fe O ?SiO2)+ CaO→(2CaO?SiO2)+(Fe O)

第三步, 反应产物离开反应区向炉渣熔体中转移。 炉渣由表及里逐渐向石灰块内部渗透,表面有反应产物形成。通常在顶吹转炉和底吹转炉 吹炼前期从炉内取出的石灰块表面存在着高熔点、致密坚硬的2CaO·SiO2外壳,它阻碍石灰的 溶解。但在复吹转炉中从炉内取出的石灰块样中,均没有发现2CaO·SiO2外壳,其原因可认为 是底吹气体加强了熔池搅拌,消除了顶吹转炉中渣料被吹到炉膛四周的不活动区,从而加快了 (FeO)向石灰渗透作用的结果。由以上分析可见,影响石灰溶解的主要因素有: (1) 炉渣成分 实践证明,炉渣成分对石灰溶解速度有很大影响。有研究表明,石灰溶 解与炉渣成分之间的统计关系为: ? CaO ? k?CaO ? 1.35MgO ? 2.75FeO ? 1.90MnO ? 39.1? (3-2) 式中: ? CaO —— 石灰在渣中的溶解速度,kg/(m2) k —— 比例系数; CaO等 —— 渣中氧化物浓度,%。

由(3-2)式可见,(FeO)对石灰溶解速度影响最大,它是石灰溶解的基本熔剂。其原因 是: 1)它能显著降低炉渣粘度,加速石灰溶解过程的传质。 2)它能改善炉渣对石灰的润湿和向石灰孔隙中的渗透。 r ? 0.83埃 rFe3? ? 0.67埃 rO2? ? 1.32埃 3)它的离子半径不大( Fe 2? , , ),且与CaO同属立方 晶系。这些都有利于(FeO) 向石灰晶格中迁移并生成低熔点物质。 4)它能减少石灰块表面2CaO·SiO2的生成,并使生成的2CaO?SiO2变疏松,有利石灰溶解。 渣中(MnO)对石灰溶解速度的影响仅次于(FeO),故在生产中可在渣料中配加锰矿; 而使炉渣中加入6%左右的(MgO)也对石灰溶解有利,因为CaO-MgO-SiO2系化合物的熔点 都比2CaO·SiO2低。 (2)温度 熔池温度高,高于炉渣熔点以上,可以使炉渣粘度降低,加速炉渣向石灰块内 的渗透,使生成的石灰块外壳化合物迅速熔融而脱落成渣。转炉冶炼的实践已经证明,在熔池 反应区,由于温度高而且(FeO)多,使石灰的溶解加速进行。 (3)熔池的搅拌 加快熔池的搅拌,可以显著改善石灰溶解的传质过程,增加反应界面, 提高石灰溶解速度。复吹转炉的生产实践也已证明,由于熔池搅拌加强,使石灰溶解和成渣速 度都比顶吹转炉提高。 (4)石灰质量 表面疏松,气孔率高,反应能力强的活性石灰,能够有利于炉渣向石灰块 内渗透,也扩大了反应界面,加速了石灰溶解过程。目前,在世界各国转炉炼钢中都提倡使用 活性石灰,以利快成渣,成好渣。 由此可见,炉渣的成渣过程就是石灰的溶解过程。石灰熔点高,高(FeO)、高温和激烈搅拌 是加快石灰溶解的必要条件。

3.3.2 泡沫渣
在吹炼过程中,由于氧气流股对熔池的作用,产生了许多金属液滴。这些金属液滴落入炉 渣后,与FeO作用生成大量的CO气泡,并分散于熔渣之中,形成了气-熔渣-金属密切混合的乳 浊液。分散在熔渣中的小气泡的总体积,往往超过熔渣本身的体积。熔渣成为薄膜,将气泡包 住并使其隔开,引起熔渣发泡膨胀,形成泡沫渣。在正常情况下,泡沫渣的厚度经常有l~2m 乃至3m。 由于炉内的乳化现象,大大发展了气-熔渣-金属的界面,加快了炉内化学反应速度,从而 达到了良好的吹炼效果。若控制不当,由于严重的泡沫渣,也会导致事故。 3.3.2.1 影响泡沫渣形成的因素 氧气顶吹转炉吹炼过程中,泡沫渣中气体来源于供给炉内的氧气和碳氧化生成的CO气体, 而且主要是CO气体。这些气体能否稳定的存在于熔渣中,还与熔渣的物理性质有关。 SiO2或P2O5都是表面活性物质,能够降低熔渣的表面张力,它们生成的吸附薄膜常常成为 稳定泡沫的重要因素。但单独的SiO2或P2O5对稳定气泡的作用不大,若两者同时存在,效果最 好。因为SiO2能增加薄膜的粘性,而P2O5能增加薄膜的弹性,这都会阻碍小气泡的聚合和破裂, 有助于气泡稳定在熔渣中。FeO、Fe2O3和CaF2含量的增加也能降低熔渣的表面张力,有利于泡 沫渣的形成。 另外, 熔渣中固体悬浮物对稳定气泡也有一定作用。 当熔渣中存在着2CaO· 2、 SiO 3CaO· 2O5、 P CaO和MgO等固体微粒时,它们附着在小气泡表面上,能使气泡表面薄膜的韧性增强,粘性增 大,也阻碍了小气泡的合并和破裂,从而使泡沫渣的稳定期延长。当熔渣中析出大量的固体颗 粒时,气泡膜就变脆而破裂,熔渣就出现了返干现象。所以熔渣的粘度对熔渣的泡沫化有一定 的影响,但也不是说熔渣越粘越利于泡沫化。另外,低温有利于熔渣泡沫的稳定。总之,影响 熔渣泡沫化的因素是多方面的,不能单独强调某一方面,而应综合各方面因素加以分析。 3.3.2.2 吹炼过程中泡沫渣的形成及控制 吹炼初期熔渣碱度低,并含有一定数量的FeO、SiO2、P2O5等,主要是这些物质的吸附作用 稳定了气泡。 吹炼中期碳激烈氧化,产生大量的CO气体,由于熔渣碱度提高,形成了硅酸盐及磷酸盐等

化合物,SiO2和P2O5的活度降低,SiO2和P2O5的吸附作用逐渐消失,稳定气泡主要靠固体悬浮 微粒。此时如果能正确操作,避免或减轻熔渣的返干现象,就能控制合适的泡沫渣。 吹炼后期脱碳速度降低,只要熔渣碱度不过高,稳定泡沫的因素就大大减弱了,一般不会 产生严重的泡沫渣。 吹炼过程中氧压低,枪位过高,渣中TFe含量大量增加,使泡沫渣发展,严重的还会产生泡 沫性喷溅或溢渣。相反,枪位过低,尤其是在碳氧化激烈的中期,TFe含量低,又会导致熔渣的 返干而造成金属喷溅。所以,只有控制得当,才能够保持正常的泡沫渣。

3.3.3

造渣方法

在生产实践中,一般根据铁水成分及吹炼钢种的要求来确定造渣方法。常用的造渣方法有 单渣操作、双渣操作、留渣操作等。 3.3.3.1 单渣操作 单渣操作就是在冶炼过程中只造一次渣,中途不倒渣、不扒渣、直到终点出钢。 当铁水Si、P、S含量较低,或者钢种对P、S要求不严格,以及冶炼低碳钢种时,均可以采 用单渣操作。 单渣操作工艺比较简单,吹炼时间短,劳动条件好,易于实现自动控制。单渣操作的脱磷 效率在90%左右,脱硫效率在35%左右。 3.3.3.2 双渣操作 在冶炼中途分一次或几次除去约1/2~2/3的熔渣, 然后加入渣料重新造渣的操作方法称双渣 法。在铁水含硅量较高或含磷量大于0.5%,或虽然含磷量不高但吹炼优质钢,或吹炼中、高碳 钢种时一般采用双渣操作。 最早采用双渣操作,是为了脱磷,现在除了冶炼低锰钢外已很少采用。但当前有的转炉终 点不能一次拉碳,多次倒炉并添加渣料后吹,这是一种变相的双渣操作,实际对钢的质量、消 耗以及炉衬都十分不利。 3.3.3.3 留渣操作 留渣操作就是将上炉终点熔渣的一部分或全部留给下炉使用。终点熔渣一般有较高的碱度 和∑(FeO)含量,而且温度高,对铁水具有一定的去磷和去硫能力。留到下一炉,有利于初 期渣及早形成,并且能提高前期去除P、S的效率,有利于保护炉衬,节省石灰用量。 在留渣操作时,兑铁水前首先要加石灰稠化熔渣,避免兑铁水时产生喷溅而造成事故。 溅渣护炉技术在某种程度上可以看作是留渣操作的特例。 根据以上的分析比较,单渣操作是简单稳定的,有利于自动控制。因此对于Si、S、P含量 较高的铁水,最好经过铁水预处理,使其进入转炉之前就符合炼钢要求。这样生产才能稳定, 有利于提高劳动生产率,实现过程自动控制。

3.3.4

渣料加入量确定

加入炉内的渣料,主要指石灰和白云石数量,还有少量助熔剂。 3.3.4.1 石灰加入量确定 石灰加入量主要根据铁水中Si、P含量和炉渣碱度来确定。 A 炉渣碱度确定 碱度高低主要根据铁水成分而定,一般来说铁水含P、S低,炉渣碱度控制在2.8~3.2;中等 P、S含量的铁水,炉渣碱度控制在3.2~3.5;P、S含量较高的铁水,炉渣碱度控制在3.5~4.0。 B 石灰加入量计算 (1) 铁水含P<0.30%时,石灰加入量可用下式计算:
W? 2.14[%Si ] ? B ? 1000 %CaO 有效

kg/ t铁水

(3—3)

式中

B —— 碱度,CaO/SiO2

%CaO有效 —— 石灰中的有效CaO含量,%CaO有效=%CaO石灰 — B%SiO2石灰 2.14 —— SiO2/Si的分子量之比。

kg/ t铁水 (3—4) 式中 2.2——1/2 [(SiO2/Si)+( P2O5/ P)] 3.3.4.2 白云石加入量确定 白云石加入量根据炉渣中所要求的MgO含量来确定,一般炉渣中MgO含量控制在6~8%。 炉渣中的MgO含量由石灰、白云石和炉衬侵蚀的MgO带入,故在确定白云石加入量时要考虑它 们的相互影响。 (1) 白云石应加入量

(2) 铁水含P>0.30%,B= CaO/( SiO2+P2O5) 2.2([%Si ] ? [%P]) 石灰加入量 W ? ? B ? 1000 %CaO 有效

W白
渣量% ? %MgO ) ( ?1000 %MgO 白
kg/t

W白 ?

式中 %MgO白——白云石中MgO含量。 (2) 白云石实际加入量

? W白

白云石实际加入量中,应减去石灰中带入的MgO量折算的白云石数量W灰和炉衬侵蚀进入 渣中的MgO量折算的白云石数量W衬 。下面通过实例计算说明其应用。

? W ? W ? W灰 ? W衬 白 白
设渣量为金属装入量的12%,炉衬侵蚀量为装入量的1%,炉衬中含MgO为40%。 铁水成分:Si为0.7%,P为0.2%,S为0.05%; 石 灰 成 分 : CaO 90 % , MgO 3 % , SiO2 2



; 白云石成分:CaO40%,MgO35%,SiO23%; 终渣要求:(MgO)为8%,碱度为3.5。

1) 白云石应加入量:
W白 ? 12% ? 8% ? 1000 ? 27.4 35%

kg/t

2) 炉衬侵蚀进入渣中MgO折算的白云石数量: 1% ? 40% W衬 ? ? 1000 ? 11.4 35% 3) 石灰中带入MgO折算的白云石数量:

kg/t

W灰 ? W(MgO 灰 / MgO 白) ?
=5.4 kg/t

2.14 ? 0.7% 3% ? 3.5 ? 1000 ? 90% ? 3.5 ? 2% 35%

4) 实际白云石加入量: ? W白 ? 27.4 ? 11.4 ? 5.4 ? 10.6 (3) 白云石带入渣中CaO折算的石灰数量: 10.6×40%/90%=4.7 kg/t

kg/t

(4) 实际入炉石灰数量: 石灰加入量W—白云石折算石灰量 2.14 ? 0.7% ? 3.5 ? 1000 ? 4.7 ? 58.5 = 90% ? 3.5 ? 2%

kg/t

(5) 石灰与白云石入炉比例: 白云石加入量/石灰加入量=10.6/58.5=0.18 在工厂生产实际中,由于石灰质量不同,白云石入炉量与石灰之比可达0.20~0.30。 3.3.4.3 助熔剂加入量 转炉造渣中常用的助熔剂是氧化铁皮和萤石。萤石化渣快,效果明显。但用量过多对炉衬 有侵蚀作用;另外我国萤石资源短缺,价格较高,所以应尽量少用或不用。原冶金部转炉操作 规程中规定,萤石用量应小于4kg/t。 氧化铁皮或铁矿石也能调节渣中FeO含量,起到化渣作用,但它对熔池有较大的冷却效应, 应视炉内温度高低确定加入量。一般铁矿或氧化铁皮加入量为装入量的2~5%。

3.3.5 渣料加入时间
渣料的加入数量和加入时间对化渣速度有直接的影响,因而应根据各厂原料条件来确定。 通常情况下,渣料分两批或三批加入。第一批渣料在兑铁水前或开吹时加入,加入量为总渣量 的1/2~2/3,并将白云石全部加入炉内。第二批渣料加入时间是在第一批渣料化好后,铁水 中硅、锰氧化基本结束后分小批加入,其加入量为总渣量的1/3~1/2。若是双渣操作,则是倒 渣后加入第二批渣料。第二批渣料通常是分小批多次加入,多次加入对石灰溶解有利,也可用 小批渣料来控制炉内泡沫渣的溢出。第三批渣料视炉内磷、硫去除情况而决定是否加入,其加 入数量和时间均应根据吹炼实际情况而定。无论加几批渣,最后一小批渣料必须在拉碳倒炉前 3min加完,否则来不及化渣。 所以单渣操作时,渣料一般都是分两批加入。具体数量各厂不同,现以首钢一炼钢厂和上 钢一厂为例,列于表3-6。 表3-6 渣料加入数量和时间
厂名 批 数 一 二 石灰 1/2~2/3 1/3~1/2 渣料加入量占总加入量的比 矿石 萤石 铁皮 生白云石 1/3 1/3 2/3~3/3 2/3 2/3 1/3~0 加入时间 开吹时加入 开吹3~6min加完

三 一 二 三

1/2 1/2

根据情况调整 1/2 1/2 全部 0 1/2 1/2 根据需要调整

全部 0

终点前3min加完 开吹前一次加入 开吹后5~6min开始加,11~12min加完 终点前3~4min加完

第一批渣料是总量的一半或一半以上,其余的第二批加入。如果需要调整熔渣或炉温,才 有所谓第三批渣料。 在正常情况下,第一批渣料是在开吹的同时加入。第二批渣料的加入时间一般在Si、Mn氧 化基本结束,第一批渣料基本化好,碳焰初起时加入较为合适。第二批渣料可以一次加入,也 可以分小批多次加入。分小批多次加入不会过分冷却熔池,对石灰渣化有利,也有利碳的均衡 氧化。但最后一小批料必须在终点拉碳前一定时间加完,否则渣料来不及熔化就要出钢了。30t 转炉规定终点前3~4min加完最后一批渣料。 如果炉渣熔化得好,炉内CO气泡排出受到金属液和炉渣的阻碍,发出声音比较闷;而当炉 渣熔化不好时,CO气泡从石灰块的缝隙穿过排出,声音比较尖锐;采用声纳装置 接收这种声音信息可以判断炉内炉渣熔化情况,并将信息送入计算机处理,进而指导枪位的控 制。 人工判断炉渣化好的特征:炉内声音柔和,喷出物不带铁,无火花,呈片状,落在炉壳上 不粘附。否则噪音尖锐,火焰散,喷出石灰和金属粒并带火花。 第二批渣料加得过早和过晚对吹炼都不利。加得过早,炉内温度低,第一批渣料还没有化 好,又加冷料,熔渣就更不容易形成,有时还会造成石灰结坨,影响炉温的提高。加得过晚, 正值碳的激烈氧化期,TFe含量低。当第二批渣料加入后,炉温骤然降低,不仅渣料不易熔化, 还抑制了碳氧反应,会产生金属喷溅,当炉温再度提高后,就会造成大喷溅。 第三批渣料的加入时间要看炉渣化得好坏及炉温的高低而定。炉渣化得不好,可适当加入 少量萤石进行调整。炉温较高时,可加入适量的冷却剂调整。

3.4 供氧制度
将0.7~1.5MPa的高压氧气通过水冷氧枪从炉顶上方送入炉内, 使氧气流股直接与钢水熔池 作用,完成吹炼任务。供氧制度是在供氧喷头结构一定的条件下使氧气流股最合理的供给熔池, 创造炉内良好的物理化学条件。因此,制订供氧制度时应考虑喷头结构、供氧压力、供氧强度 和氧枪高度控制等因素。

3.4.1.氧枪喷头
转炉供氧的射流特征是通过氧枪喷头来实现的,因此,喷头结构的合理选择是转炉供氧的 关键。氧枪喷头有单孔、多孔和双流道等多种结构,对喷头的选择要求为: (1)应获得超音速流股,有利于氧气利用率的提高; (2)合理的冲击面积,使熔池液面化渣快,对炉衬冲刷少, (3)有利于提高炉内的热效率; (4)便于加工制造,有一定的使用寿命。

3.4.2 供氧制度中的几个工艺参数
3.4.2.1 氧气流量与供氧强度 A 氧气流量 氧气流量Q是指在单位时间t内向熔池供氧的数量V(常用标准状态下的体积量度)。 其量纲为 m3/min或m3/h。氧气流量是根据吹炼每吨金属料所需要的氧气量、金属装入量、供氧时间等因 素来确定的,即:

V Q= t
式中 Q—— 氧气流量,Nm3/min或Nm3/h;

(3-5)

V—— 一炉钢的氧耗量,Nm3; t —— 供氧时间,min或h。 一般供氧时间为14~22min,大转炉吹氧时间稍长些。 例1 转炉装入量132t,吹炼15min,氧耗量为6068Nm3,求此时氧气流量为多少? 解:V=6068Nm3 t=15min V 6068 Q= t = 15 = 404.53 Nm3/min =2 4272 Nm3/h 答:此时氧气流量为24272Nm3/h。 B 供氧强度 供氧强度I是指单位时间内每吨金属氧耗量,可由(3-6)式确定: Q I= T (3—6) 式中 I —— 供氧强度,Nm3/t·min; Q —— 氧气流量,Nm3/min; T —— 一炉钢的金属装入量,t。 例2 根据例1条件,求此时的供氧强度,若供氧强度提至3.6Nm3/t·min,每炉钢吹炼时间 可缩短多少? 解:V=6068Nm3;T=132 t;t=15min V 6068 Q 供氧强度I = T = t ? T = 15 ? 132 =3 .06Nm3/min

6068 V 冶炼时间t = I ? T = 3 .6 ? 132 = 12.769min 每炉吹炼时间缩短值: Δ t = 15-12.769 = 2.231min = 2min14s 答:供氧强度为3.06Nm3/ t·min,提高供氧强度后,每炉吹炼时间可缩短2minl4s。 顶吹转炉炼钢的氧气流量和供氧强度主要决定于喷溅情况,通常应在基本上不产生喷溅的 情况下控制在高限上。目前国内30~50t转炉的供氧强度在2.8~4.0Nm3/t·min,120~150t转炉 的供氧强度在2.3~3.5Nm3/t·min。大于150t的转炉供氧强度一般在2.5~4.0Nm3/t· min。如日 本300t转炉,采用五孔喷嘴,供氧强度达到4.44Nm3/t·min;前西德350t转炉采用七孔喷嘴,供 氧强度为4.29Nm3/t·min;有个别转炉可达5~6Nm3/t·min。
C 吨金属氧耗量 吹炼1t金属料所需要的氧气量,可以通过计算求出来。其步骤是:首先计算出熔池各元素 氧化所需氧气量和其他氧耗量,然后再减去铁矿石或氧化铁皮带给熔池的氧量,现举例说明。 例3 已知:金属装入量中铁水占90%,废钢占10%,吹炼钢种是Q235B,渣量是金属装入 量的7.777%;吹炼过程中,金属料中90%的碳氧化生成CO、10%的碳氧化生成CO2。求:100kg 金属料,ω[c]=1%时,氧化消耗的氧气量? 解:12g的C生成CO消耗16g氧气,生成CO2消耗32g氧气,设100kg金属料ω[c]=1%生成CO 消耗氧气量为xkg,生成CO2消耗氧气量为ykg。

1 [C] 十 2 {O2}={CO}
12g 1%× 100× 90%kg 16g χ

1% ? 100? 90% ? 16 12 χ= =1.200kg
[C ] 十 {O2}={CO2} 12g 32g 1%×100×10%kg y

1% ? 100? 10% ? 32 12 y= =0.267kg
氧化ω[c]=1%的氧耗量:1.200+0.267=1.467kg 答:100kg的金属料ω[C]=1%氧化消耗的氧气量为1.467kg。 同理可以算出100kg金属料中ω[Si]=1%、ω[Mn]=1%、ω[P]=1%、ω[S]=1%、ω[Fe]=1%的氧 耗量;渣中ω(FeO)=9%,ω(Fe2O3)=3%;吹炼过程中被氧化进入炉渣的Fe元素数量,FeO中ω[Fe] =0.544kg,Fe2O3中ω[Fe]=0.163kg。100kg金属料各元素氧化量和氧耗量见表3-7。 表3-7 100Kg金属料各元素氧化量和氧耗量 ω/% 项目
C 4.3 铁水 0.10 废钢 3.88 平均 0.15 终点 3.73 烧损量/Kg 1.467 每1%元素消耗氧气量/Kg ①气化脱硫量占总脱硫量的1/3 Si 0.50 0.25 0.475 痕迹 0.475 1.143 Mn 0.30 0.40 0.31 0.124 0.186 0.291 P 0.04 0.02 0.038 0.004 0.034 1.290 S 0.04 0.02 0.038 0.025 0.013 ① 1/3 Fe

FeO 0.544 0.286

Fe2O3 0.163 0.429

这样每l00kg金属料需氧量:

1 1.467×Δω[C]+1.143×Δω[Si]+0.291×Δω[Mn]+1.290×Δω[P]+ 3 ×Δω[S]十 0.286×Δω[Fe],(FeO)+0.429×Δω[Fe],(FeO) Δω[C],Δω[Si],Δω[Mn],Δω[P],Δω[S],Δω[Fe]——分别是钢中C,Si,Mn,P,S,Fe的氧化 量。 铁水ω[C]=4.3%,占装入量的90%; 废钢ω[C]=0.1%,占装入量的10%; 平均碳含量:4.3%× 90%+0.1%× 10%=3.88% 同样可以算出Si,Mn,P,S的平均成分,见表3-7。 每l00kg金属氧耗量: 1 1.467×Δω[C]+1.143×Δω[Si]+0.291×Δω [Mn]+1.290× [P]+ 3 ×Δω[S] Δω +0.286×Δω[Fe],(FeO)+0.429Δω[Fe],(Fe2O3)

1 =1.467× 3.73+1.143× 0.475+0.291× 0.186+1.290× 0.034+ 3 × 0.013+0.286× 0.544+0.429× 0.163
=6.343kg 这是氧耗量的主要部分。另外还有一部分氧耗量是随生产条件的变化而有差异。例如炉气 中部分CO燃烧生成CO2所需要的氧气量,炉气中含有一部分自由氧,还有烟尘中的氧含量以及 喷溅物中的氧含量等。其数量随枪位、氧压、供氧强度、喷嘴结构、转炉炉容比、原材料条件 等的变化而波动,波动范围较大。例如炉气中CO2含量的波动范围是φ (CO2)=5%~30%;自由 氧含量φ (O2)=0.1%~2.0%。这部分的氧耗量是无法精确计算的,因此用一个氧气的利用系数 加以修正。根据生产经验认为氧气的利用系数一般在80%~90%。

6.343 每l00kg金属料的氧耗量: 80% ~ 90% =7.929~7.048kg
若采用铁矿石或氧化铁皮为冷却剂时,将带入熔池一部分氧,这部分氧量与矿石的成分和 加入的数量有关。若矿石用量是金属量的0.418%。根据矿石成分计算,每100kg金属料由矿石 带入熔池的氧量为0.096kg,若全部用来氧化杂质,则每l00kg金属料的氧耗量是: (7.929~7.048)-0.096=7.833~6.952kg 氧气纯度为99.6%,其密度为1.429kg/m3,则每吨金属料的氧耗量(标态)是:

?7.833? 6.952? ? 1000
99.6% ?1.429

100 =55.03~48.84m3/t

平均为51.94m /t 计算的结果与各厂实际氧耗量(标态)50~60m3/t大致相当。 D 供氧时间 供氧时间是根据经验确定的。主要考虑转炉吨位大小、原料条件、造渣制度、吹炼钢 种等情况来综合确定。小型转炉单渣操作一般供氧时间为12~14min;中、大型转炉单渣操 作供氧时间一般为18~22min。 3.4.2.2 氧压 供氧制度中规定的工作氧压是测定点的氧压,以P用表示,它不是喷嘴前的氧压,更不是出 口氧压,测定点到喷嘴前还有一段距离,有一定的氧压损失(如图3-3所示)。一般允许P用偏离设 计氧压±20%, 目前国内一些小型转炉的工作氧压约为 (5~8) ×105Pa, 一些大型转炉则为8.5~ 5 11× Pa。 10 喷嘴前的氧压用p0表示,出口氧压用p表示。p0和p都是喷嘴设计的重要参数。出口氧压应 稍高于或等于周围炉气的气压。如果出口氧压小于或高出周围气压很多时,出口后的氧气流股 就会收缩或膨胀, 使得氧流很不稳定, 并且能量损失较大, 不利于吹炼, 所以通常选用p=0.118~ 0.123MPa。

3

喷嘴前氧压p0值的选用应根据以下因素考虑: (1) 氧气流股出口速度要达到超音速(450~530m/s),即Ma=1.8~2.1。 (2) 出口的氧压应稍高于炉膛内气压。从图3—4可以看出,当p0>0.784MPa时,随氧压的增 加,氧流速度显著增加;当p0>1.176MPa以后, 氧压增加,氧流出口速度增加不多。所以通常 喷嘴前氧压选择为0.784~1.176MPa。 喷嘴前的氧压与流量有一定关系,若已知氧气流量和喷嘴尺寸,p0是可以根据经验公式计 算出来的。当喷嘴结构及氧气流量确定以后,氧压也就确定了。

3.4.2.3 枪位 枪位是指由氧枪喷头出口到静止熔池表面之间的距离。 枪位的高低与炉内反应密切相关。根据氧气射流特性可知,当氧压一定时,枪位越低,氧 气射流对熔池的冲击动能越大,熔池搅拌加强,氧气利用率越高,其结果是加速了炉内脱硅、 脱碳反应,使渣中(FeO)含量降低,表3-8、表3-9的数据说明这种结果。同时,由于脱碳速度 快,缩短了反应时间,热损失相对减少,使熔池升温迅速。但枪位过低,则不利于成渣,也可 能冲击炉底。而枪位过高,将使熔池的搅拌能力减弱,造成熔池表面铁的氧化,使渣中(FeO) 含量增加,导致炉渣严重泡沫化而引起喷溅。由此可见,只有合适的枪位才能获得良好的吹炼 效果。 表3-8 不同枪位时渣中(FeO)含量(%)
枪 位 , 时间,min 0.7 0.8 0.9 <4 15~36 25~35 27~43 4~12 7~15 11~25 13~27 12~15 10~15 11~20 13~25

表3-9
吹炼时间,min 0.90 0.95 1.00 1.05 1.10 1.15 1.20 1.25 3 0.312 0.294

不同枪位时的脱碳速度(%C/min)
5 7 9 11 0.294 13 0.330 0.285 0.226 0.246 0.253 0.310 0.418 0.200 0.145

枪 位 高 度 ,

0.376 0.320 0.323

0.414 0.364

0.298

在确定合适的枪位时,主要考虑两个因素:一是要有一定的冲击面积;二是在保证炉底不 被损坏的条件下,有一定的冲击深度。氧枪高度可按经验确定一个控制范围,然后根据生产中 的实际吹炼效果加以调整。由于喷嘴在加工过程中,临界直径的尺寸很难做到非常准确,而生 产中装入量又有波动,所以过分的追求氧枪高度的精确计算是没有意义的。 喷枪高度范围的经验公式为 : H =(25~55)d喉 (3-7) 式中: H —— 喷咀距溶池面的高度,毫米; d喉 —— 喷咀喉口直径,毫米; 由于三孔喷咀的氧气流股的铺散面积比单孔的喷咀要大,所以三孔喷枪的枪位可比单孔喷 枪的低一些。 喷枪高度范围确定后,常用流股的穿透深度来核算一下所确定的喷枪高度。为了保证炉底 不受损坏,要求氧气流股的穿透深度(h穿)与熔池深度(h熔)之比要小于一定的比值。 对单孔喷枪: h穿/ h熔 ≤ 0.70 对多孔喷枪: h穿/ h熔 ≤ 0.25~0.40 通常,枪位根据如下的因素确定: (1) 吹炼的不同时期 由于吹炼各时期的炉渣成分、金属成分和熔池温度明显不同,它们 的变化规律也有所不同,因此枪位也应相应的有所不同。 吹炼前期的特点是硅迅速氧化,渣中SiO2的浓度大和熔池温度不高。此时要求快速熔化加 入的石灰,尽快形成碱度≦1.5~1.7的活跃的炉渣,以免酸性渣严重浸蚀炉衬和尽量增加前期的 去磷和去硫率。所以,在温度正常时,除适当加入萤石或氧化铁皮等助熔剂外,一般应采用较 高的枪位,使渣中的∑(FeO)稳定在25~30%的水平。如果枪位过低,渣中∑(FeO)含量低, 则会在石灰块表面形成高熔点(2130℃)的2CaO·SiO2,阻碍石灰的溶解;还因熔池未能被炉 渣良好覆盖,产生金属喷溅。当然,前期枪位也不应过高,以免产生严重喷溅。

加入的石灰化完后,如果不继续加入石灰,就应当适当降枪,使渣中∑(FeO)适当降低, 以免在硅、锰氧化结束和熔池温度上升后强烈脱碳时产生严重喷溅。 吹炼中期的特点是强烈脱碳。这时,不仅吹入的氧全部消耗于碳的氧化,而且渣中的氧化 铁也被消耗于脱碳。渣中∑(FeO)降低将使渣的熔点升高。渣中∑(FeO)降低过,则会使炉 渣显著变粘,影响磷、硫的继续去除,甚至发生回磷。这种炉渣变粘的现象称为炉渣―返干‖。 为防止中期炉渣―返干‖而又不产生喷溅,枪位应控制在使渣中∑(FeO)含量保持在10~15%的 范围内。最佳枪位应当是炉渣刚到炉口而又不喷出。 吹炼后期因脱碳减慢,产生喷溅的威胁较小,这时的基本任务是要进一步调整好炉渣的氧 化性和流动性,继续去除磷和硫,准确控制终点。吹炼硅钢等含碳很低的钢种时,还应注意加 强熔池搅拌以加速后期脱碳,均匀熔池温度和成分以及降低终渣∑(FeO)含量。为此,在过 程化渣不太好或中期炉渣―返干‖较严重时,后期应首先适当提枪化渣,而在接近终点时,再适 当降枪,以加强熔池搅拌,均匀熔池温度和成分,降低镇静钢和低碳钢的终渣∑(FeO)含量, 提高金属和合金收得率并减轻对炉衬的浸蚀。吹炼沸腾钢和半镇静钢时,则应按要求控制终渣 的∑(FeO)含量。 (2) 熔池深度 熔池越深,相应渣层越厚,吹炼过程中熔池面上涨越高,故枪位也应在不 致引起喷溅的条件下相应提高,以免化渣困难和枪龄缩短。因此,影响熔池深度的各种因素发 生变化时,都应相应改变枪位。通常,在其它条件不变时,装入量增多,枪位应相应增高;随 着炉龄的增长,熔池变浅,枪位应相应降低;随着炉容量增大,熔池深度增加,枪位应相应增 高(同时氧压也要提高)等等。 (3) 造渣材料加入量及其质量 铁水中磷、硫含量高,或吹炼低硫钢,或石灰质量低劣、 加入量很大时,不但由于渣量增大使熔池面显著上升,而且由于化渣困难,化渣时枪位应相应 提高。相反,铁水中硫、磷含量很低,加入的渣料很少,以及采用合成造渣材料等情况下,化 渣时枪位可以降低,甚至可以采用不变枪位的恒枪操作。 (4) 铁水温度和成分 在铁水温度低或开新炉时,开吹后应先低枪提温,然后再提枪化渣, 以免使渣中积聚过多的∑(FeO)而导致强烈脱碳时发生喷溅。为了避免严重喷溅,铁水含硅 量很高(>1.2%)时,前期枪位不宜过高。 (5) 喷头结构 在一定的氧气流量下,增多喷孔数目,使射流分散,穿透深度减小,冲击面 积相应增大,因而枪位应相应降低。通常,三孔氧枪的枪位约为单孔氧枪的55~75%。直筒型 喷头的穿透深度比拉瓦尔型小,因而枪位应低些。 此外,枪位还与工作氧压有关,增大氧压使射流的射程增长,因而枪位应相应提高。

3.4.3

氧枪操作

目前氧枪操作有两种类型,一种是恒压变枪操作,即在一炉钢的吹炼过程中,其供氧压力 基本保持不变,通过氧枪枪位高低变化来改变氧气流股与熔池的相互作用,以控制吹炼过程。 另一种类型是恒枪变压,即在一炉钢的吹炼过程中,氧枪枪位基本不动,通过调节供氧压力来 控制吹炼过程。目前,我国大多数工厂是采用分阶段恒压变枪操作,但由于各厂的转炉吨位、 喷嘴结构、原材料条件及所炼钢种等情况不同,氧枪操作也不完全一样。下面就以恒压变枪操 作来介绍几种氧枪操作的方式。 A 高—低—高的六段式操作 图3-5表明,开吹枪位较高,及早形成初期渣;二批料加入后适时降枪,吹炼中期炉渣返干 时又提枪化渣;吹炼后期先提枪化渣后降枪;终点拉碳出钢。 B 高—低—高的五段式操作 五段式操作的前期与六段式操作基本一致, 熔渣返干时可加入适量助熔剂调整熔渣流动性, 以缩短吹炼时间,见图3-6。 C 高一低一高一低的四段式操作 在铁水温度较高或渣料集中在吹炼前期加入时可采用这种枪位操作。开吹时采用高枪位化 渣,使渣中含(FeO)量达25~30%,促进石灰熔化,尽快形成具有一定碱度的炉渣,增大前

期脱磷和脱硫效率,同时也避免酸性渣对炉衬的侵蚀。在炉渣化好后

降枪脱碳,为避免在碳氧化剧烈反应期出现返干现象,适时提高枪位,使渣中(FeO)保持在 10~15%,以利磷、硫继续去除。在接近终点时再降枪加强熔池搅拌,继续脱碳和均匀熔池成 分和温度,降低终渣(FeO)含量。

3.5 温度制度
温度控制是指吹炼的过程温度和终点温度的控制。 过程温度控制的意义在于温度对于转炉吹炼过程既是重要的热力学参数,又是重要的动力 学参数。它既对各个化学反应的反应方向、反应程度和各元素之间的相对反应速度有重大影响、 又对熔池的传质和传热速度有重大影响。因此,为了快而多地去除钢中的有害杂质,保护或提 取某些有益元素,加快吹炼过程成渣速度,加快废钢熔化,减少喷溅,提高炉龄等,都必须控 制好吹炼过程温度。 此外,吹炼任何钢种都有其要求的出钢温度。出钢温度过低会造成回炉、包底凝钢、水口 冻结及铸坯(或钢锭)的各种低温缺陷和废品;出钢温度过高,则会增加钢中气体、非金属夹 杂物的含量,还会增加铁的烧损,影响钢的质量、造成铸坯的各种高温缺陷和废品,甚至导致 漏钢事故的发生,同时也会影响炉衬和氧枪的寿命。因此终点温度控制是炼钢操作的关键性环 节,而过程温度控制则是终点温度控制的基础。 由于氧气转炉采用纯氧吹炼,大大减少了废气量及其所带走的显热,因而具有很高的热效 率。铁水所带入的物理热和化学热,除把金属加热到出钢温度外,还有大量的富余热量。因此, 在吹炼过程中需要加入一定数量的冷却剂,以便把终点温度控制在出钢温度的范围内;同时还 要求在吹炼过程中,熔池温度均衡地升高,并在到达终点时,使钢液温度和化学成分同时进入 钢种所规定的范围内。

3.5.1 出钢温度的确定
出钢温度的高低受钢种、铸坯断面大小和浇注方法等因素的影响,其依据原则是: (1)保证浇注温度高于所炼钢种凝固温度50~100℃(小炉子偏上限,大炉子偏下限) 。 (2)考虑出钢过程和钢水运输、镇静时间、钢液吹氩时的降温,一般为40~80℃。 (3)考虑浇注过程的降温。 出钢温度可用(3-8)式计算: t 出 = t凝 +Δt 1 +Δt 2 +Δt 3 式中 t凝 —— 钢水凝固温度,可用3-9式计算: Δt 1 —— 钢水过热度; Δt 2 —— 出钢、吹氩、运输、镇静过程降温; Δt 3 —— 浇注过程降温。 (3-8)

t凝 = 1539 –Σ[%i]Δt i (3-9) 式中 [%i] ——钢水中元素含量; Δt i ——1%的i元素使纯铁凝固温度的降低值,其数据见表3-10。 现以Q235F钢为例来计算出钢温度。 成品钢水成分是:C 0.20%,Si 0.02%,Mn 0.4%,P 0.030%,S 0.020%,钢水中气体降温 7℃。 t凝 = 1539 – (0.2× 65+0.02× 8+0.4× 5+0.03× 30+0.020× 25+7) =1515℃ 取Δ t 1为70℃、Δ t 2为50℃、Δ t 3为30℃,则: t 出 = 1515 +70 + 50 +30 =1665℃ 表3-10 1%的i元素使纯铁凝固温度的降低值
元素 C Si Mn P S Al 适用范围 % <1.0 <3.0 <1.5 <0.7 <0.08 <1.0 Δt i 65 8 5 30 25 3 元素 V Ti Cu H2 N2 O2 适用范围 % <1.0 <0.3 <0.003 <0.03 <0.03 Δt i 2 18 5 1300 80 90

3.5.2

热量来源与热量支出

铁水带入炉内的物理热和化学热, 除能满足出钢温度的要求(包括吹炼过程中金属升温 300~400C℃;将造渣材料和炉衬加热到出钢温度;高温炉气和喷溅物带走的热量以及其它热 损失)外,还有富余。因此需要加入一定数量的冷却剂才能将终点温度控制在规定的范围内。为 了确定冷却剂的加入数量,应先知道富余热量,为此应先计算热量的收入与支出。 3.5.2.1 热量来源 氧气转炉炼钢的热量来源主要是铁水的物理热和化学热。物理热是指铁水带入的热量,它 与铁水温度有直接关系;化学热是指铁水中各种元素氧化后放出的热量,它与铁水化学成分直 接相关。 在炼钢温度下,各元素氧化放出的热量各异,它可以通过各元素氧化放出的热效应来计算 确定。例如铁水温度1200℃,吹入的氧气25℃,碳氧反应生成CO时: [ C ]1473 {O2}298 = {CO}1473 ΔH1473K = -135600 J/mol 则1kg [ C ]氧化生成CO时放出的热量为135600/12≈11300 kJ/kg。 元素氧化放出的热量,不仅用于加热熔池的金属液和炉渣,同时也用于炉衬的吸热升温。 现以100 kg金属料为例,计算各元素的氧化放热能使熔池升温多少。 设炉渣量为装入金属料的15%,受熔池加热的炉衬为装入金属料的10%,计算热平衡公式 如下: Q = ΣMC t (3-10 ) 式中 Q —— 1kg元素氧化放出的热量,kJ/kg; M —— 受热金属液、炉衬和炉渣重量,kg; C —— 各物质比热, 已知钢液CL为0.84~1.0kJ/kg· 炉渣和炉衬的CS为1.23kJ/ kg· ℃, ℃。 根据3-7式来计算在1200℃时C—O反应生成CO时,氧化1kg碳可使熔池温度升高的数值为: 11300 t? ? 84 100 ? 1.0 ? 15 ? 1.23 ? 10 ? 1.23 ℃ 1kg元素是100 kg金属料的1%,因此,根据同样道理和假设条件,可以计算出其它元素氧 化1%时熔池的升温数值,计算结果见表3-11。 表3-11 氧化1 kg元素熔池吸收的热量(kJ )及氧化1%元素使熔池升温度数(℃)
反应 氧 气 吹 炼 时 的 温 度 /℃
1 +2

1200 1400 1600 [C]+O2=CO2 244 / 33022 240 / 32480 236 / 31935 [C]+1/2O2=CO 84 / 11300 83 / 11161 82 / 11035 [Fe]+1/2O2=(FeO) 31/ 4067 30 / 4013 29 / 3963 [Mn]+1/2O2=(MnO) 47/ 6333 47 / 6320 47 / 6312 152 / 20649 142 / 19270 132 / 17807 [Si]+O2+2(CaO)=(2CaO·SiO2) 190 / 25707 187 / 24495 173 / 23324 2[P]+5/2O2+4(CaO)=(4CaO·P2O5) 注:分母表示氧化1 kg元素熔池吸收的热量;分子表示氧化1% 元素使熔池升温度数

由表3-11可见,碳的发热能力随其燃烧的完全程度而异,完全燃烧的发热能力比硅、磷高, 但在氧气转炉中,一般只有15%左右的碳完全燃烧生成CO2,而大部分的碳没有完全燃烧。但由 于铁水中的碳含量高,故碳仍然是重要热源。 发热能力大的是硅和磷,由于磷是入炉铁水中的控制元素,所以硅是转炉炼钢的主要发热 元素。而锰和铁的发热能力不大,不是主要热源。 从高炉生产来看,铁水中的碳、锰和磷的含量波动不大,铁水成分中最容易波动的是硅, 而硅又是转炉炼钢的主要发热元素。因此要正确地控制温度就必须注意铁水含硅量的变化。 3.5.2.2 富余热量的计算 富余热量是全部用铁水吹炼时,热量总收入与用于将系统加热到规定温度和抵偿不加冷却 剂的情况下转炉的热损失所必须的热量之差。为了正确地控制转炉的终点温度,就需要知道富 余热量有多少,这些热量需要加入多少冷却剂。 下面以某厂条件为例,计算如下: 铁水成分: 4.2 % C;0.7 % Si;0.4 %Mn;0.14 % P。 铁水温度: 1250℃。 终点成分: 0.2%C;0.16 %Mn;0.03 % P;痕迹Si。 终点温度: 1650℃。 (1) 先计算出在1250℃各元素氧化反应的发热量。 例如碳氧化生成CO2 ,从表3-11可以看出,1200℃碳氧化1 kg时熔池的吸热量为33022 kJ, 1400℃时为32480 kJ。1250℃与1200℃之热量差x可由下式求得: (1400-1200 ):(33022-32480 ) = (1250-1200 ) : x 50 ? 542 x= 200 =135.5 kJ 所以1250℃碳氧化成CO2 的发热量为32886 kJ / kg(33022-135.5) 。 用同样的方法可以计算出其它元素在1250℃,每氧化1 kg 熔池所吸收之热量。 C → CO2 32886 kJ C → CO 11255 kJ Fe → FeO 4055 kJ Mn →MnO 6312 kJ Si → 2CaO·SiO2 20304 kJ P → 4CaO·P2O5 25320 kJ 表3-12 吹炼过程中各元素氧化为熔池所吸收的热量
元素和氧化产物 C → CO2 C → CO Si → 2CaO·SiO2 Mn →MnO Fe → FeO P → 4CaO·P2O5 总 计 氧化量(kg) 0.40 3.60 0.70 0.24 1.40 0.11 为熔池所吸收的热量 (kJ) 备 注 13138 10%的C氧化成CO2 40794 90%的C氧化成CO 14226 1519 5648 15×12 %×56/72=1.4 2791 78116

(2) 根据各元素的烧损量可以计算出熔池吸收热量(100 kg铁水时): 熔池所吸收的热量是 78116 kJ,见表3-12。 除了考虑炉气、炉渣加热到1250℃所耗热量外,在吹炼过程中炉子也有一定的热损失,如 炉子辐射和对流的热损失以及喷溅引起的热损失等。因此,真正吸收的热量比上面计算的要小。 上述几项热损失一般占10 % 以上。则熔池所吸收的热量是: 78116 × 90 % = 70304 kJ (3) 计算熔池从1250℃升温到1650℃所需之热量: 从1250℃到1650℃需要升温400℃,钢水和熔渣加热400℃以及把炉气加热到1450℃所需热 量为: 400× 0.837× 90+400× 1.247× 15+200× 1.13× 10=39874 kJ 式中0.837、1.247、1.13分别为钢液、熔渣和炉气的比热 (kJ/kg·℃);90、15、10分别为钢液、 熔渣和炉气的重量 (kg);200为假定炉气的平均温度为1450℃,则温升为1450-1250=200℃。 (4) 计算富余热量。根据以上的计算应为: 70304 -39874 =30430 kJ 若以废钢为冷却剂,废钢的加入量为: 30430 =21.3kg 0.70 ? (1500 25 +272 0.837? (1650 1500 - ) + - ) 式中 0.70、0.837 分别为固体废钢和钢液的比热 ((kJ/kg·℃);1500℃为钢的熔点 (℃);272 为钢的熔化潜热。 如果装入30 t 铁水,则可加废钢6.39 t ,或者加3 t 废钢和1 t 多铁矿。 以上是简单的计算方法。其准确程度的关键是确定热损失的大小。

3.5.3 冷却剂的种类及其冷却效应
3.5.3.1 冷却剂的种类及特点 常用的冷却剂有废钢、铁矿石、氧化铁皮等。这些冷却剂可以单独使用,也可以搭配使用。 当然,加入的石灰、生白云石、菱镁矿等也能起到冷却剂的作用。 (1) 废钢。 废钢杂质少,用废钢做冷却剂,渣量少,喷溅小,冷却效应稳定,因而便于 控制熔池温度,但加废钢必须用专门设备,占用装料时间,不便于过程温度的调整。用废钢做 冷却剂,可以减少渣料消耗量、降低成本。 (2) 铁矿石。 与废钢相比, 使用铁矿石做冷却剂不需要占用装料时间, 能够增加渣中TFe, 有利于化渣,同时还能降低氧气和钢铁料的消耗,吹炼过程调整方便,但是以铁矿石为冷却剂 使渣量增大,操作不当时易喷溅,同时由于铁矿石的成分波动会引起冷却效应的波动。如果采 用全矿石冷却时,加入时间不能过晚。 (3) 氧化铁皮。 与矿石相比,氧化铁皮成分稳定,杂质少,因而冷却效果也比较稳定。 但氧化铁皮的密度小,在吹炼过程中容易被气流带走。 由此可见,要准确控制熔池温度,用废钢作为冷却剂效果最好,但为了促进化渣,提高脱 磷效率,可以搭配一部分铁矿石或氧化铁皮。目前我国各厂采用定矿石调废钢或定废钢调矿石 等两种冷却制度。 3.5.3.2 冷却剂的冷却效应 在一定条件下,加入lkg冷却剂所消耗的热量就是冷却剂的冷却效应。 冷却剂吸收的热量包括将冷却剂提高温度所消耗的物理热和冷却剂参加化学反应消耗的化 学热两个部分。 Q冷=Q物+Q化 (3-11) 而Q物取决于冷却剂的性质以及熔池的温度: Q物=c固· 熔-t0)+λ熔+c液· 出-t熔) (t (t (3-12) 式中 c固,c液——分别为冷却剂在固态和液态时的质量热容,kJ/(kg· ℃)

t0 —— 室温,℃ t出 —— 给定的出钢温度,℃; t熔 —— 冷却剂的熔化温度,℃; λ熔 —— 冷却剂的熔化潜热,kJ/kg。 Q化不仅与冷却剂本身的成分和性质有关,而且与冷却剂在熔池内参加的化学反应有关。不 同条件下,同一冷却剂可以有不同的冷却效应。 A 铁矿石的冷却效应 铁矿石的物理冷却吸热是从常温加热至熔化后直至出钢温度吸收的热量,化学冷却吸热是 矿石分解吸收的热量。 铁矿石的冷却效应可以通过下式计算: (3-13 ) m —— 铁矿石质量,kg C矿—— 铁矿石的质量热容,kJ/(kg· ℃),C矿=1.016kJ/(kg· ℃) Δt—— 铁矿石加入熔池后需温升数,℃; λ矿 ——— 铁矿石的熔化潜热,209kJ/kg; 160—— Fe2O3的相对分子质量; 112—— 两个铁原子的相对原子质量之和; 6459,4249 ——分别为在炼钢温度下,由液态Fe2O3和FeO还原出1kg铁时吸收的热量。 设铁矿石成分:ω(Fe2O3) = 81.4%,ω(FeO)= 0 矿石一般是在吹炼前期加入,所以温升取1325℃。则1kg铁矿石的冷却效应是: 112 Q矿=1× [1.016× (1350-25) +209+81.4%×160 × 6459 ] = 5236kJ/kg Fe2O3的分解热所占比重很大,铁矿石冷却效应随Fe2O3含量而变化。 B 废钢的冷却效应 废钢的冷却作用主要靠吸收物理热,即从常温加热到全部熔化,并提高到出钢温度所需要 的热量。可用(3-14)式计算 Q废=m [c熔· + λ +c液(t出-t熔) ] t熔 (3-14) 1 kg废钢在出钢温度为1680℃时的冷却效应是: Q废=1× [0.699 × (1500-25 ) +272 + 0.837 × (1680-1500 ) ]=1454kJ/kg 式中 0.699,0.837——分别为固态钢和液态钢的质量热容,kJ/(kg· ℃); 1500—— 废钢的熔化温度,℃; 25—— 室温25℃的数值; λ —— 熔化潜热,kJ/kg; 1680—— 出钢时钢水温度,℃。 C 氧化铁皮的冷却效应 氧化铁皮的冷却效应与矿石的计算方法基本上一样。如果铁皮的成分是ω(FeO)=50%, 式中 ω(Fe2O3)=40%,ω其他氧化物=10%,则1kg铁皮的冷却效应是:

56 112 Q矿=m (C矿· 矿+ω(Fe2O3)×160 × Δt+λ 6459+ω(FeO)× 72 × 4249 )

56 112 Q皮=1× [1.016 × (1350-25)+ 209+40%×160 × 6459+50%×72 × 4249 ]=5016kJ/kg
氧化铁皮的冷却效应与矿石相近。 用同样的方法可以计算出生白云石,石灰等材料的冷却效应。如果规定废钢的冷却效应为 1.0时,铁矿石的冷却效应则是5236/1454=3.60;氧化铁皮为5016/1454=3.45。由于冷却剂的成 分有变化,所以冷却效应也在一定的范围内波动。从以上计算可以知道1kg铁矿石的冷却效应约 相当于3kg废钢的冷却效应。为了使用方便,将各种常用冷却剂冷却效应换算值列表3—13。 表3—13 常用冷却剂冷却效应换算值

冷却剂 冷却效应 冷却剂 冷却效应 冷却剂 冷却效应

重废钢 1.0 无烟煤 -2.9 烧结矿 3.0

轻薄废钢 1.1 焦炭 -3.2 铁矿石 3.0~4.0

压块 1.6 Fe—Si -5.0 铁皮 3.0~4.0

铸铁件 0.6 菱镁矿 1.5 石灰石 3.0

生铁块 0.7 萤石 1.0 石灰 1.0

金属球团 1.5

白云石 1.5

3.5.3.3 冷却剂的加入时间 冷却剂的加入时间因吹炼条件不同而略有差别。由于废钢在吹炼过程中加入不方便,影响 吹炼时间,通常是在开吹前加入。利用矿石或者铁皮作冷却剂时,由于它们同时又是化渣剂, 加入时间往往与造渣同时考虑,多采用分批加入的方式。其中,关键是选好二批料加入时间, 即必须在初期渣已化好,温度适当时加入。

3.5.4

生产实际中的温度控制

在生产实际中,温度的控制主要是根据所炼钢种、出钢后间隔时间的长短、补炉材料消耗 等因素来考虑废钢的加入量。对一个工厂来说,由于所用的铁水成分和温度变化不大,因而渣 量变化也不大,故吹炼过程的热消耗较为稳定。若所炼钢种发生改变,出钢后炉子等铁水、吊 运和修补炉衬使间隔时间延长和炉衬降温,则必然引起吹炼过程中热消耗发生变化,因而作为 冷却剂的废钢加入量也应作相应调整。 3.5.4.1 影响终点温度的因素 在生产条件下影响终点温度的因素很多,必须经综合考虑,再确定冷却剂加入的数量。 (1) 铁水成分 铁水中Si、P是强发热元素,若其含量过高时,可以增加热量,但也会给冶炼带来诸多问题, 因此有条件应进行铁水预处理脱Si、 据30t转炉测定, P。 当增加ω[si]=0.1%时, 可升高炉温15℃。 (2) 铁水温度 铁水温度的高低关系到带入物理热的多少,所以在其他条件不变的情况下,入炉铁水温度 的高低影响终点温度的高低。当铁水温度每升高10℃,钢水终点温度可提高6℃。 (3) 铁水装入量 由于铁水装入量的增加或减少,均使其物理热和化学热有所变化,若其他条件一定的情况 下,铁水比越高,终点温度也越高。30t转炉铁水量每增加1t,终点温度可提高8℃。 (4) 炉龄 转炉新炉衬温度低、出钢口又小,因此炉役前期终点温度要比正常吹炼炉次高20~30℃, 才能获得相同的浇注温度。所以冷却剂用量要相应减少。炉役后期炉衬薄,炉口大,热损失多, 所以除应适当减少冷却剂用量外,还应尽量缩短辅助时间。 (5) 终点碳含量 碳是转炉炼钢重要发热元素。根据某厂的经验,终点碳在0.24%以下时,每增减碳0.01%, 则出钢温度也要相应减增2~3℃,因此,吹炼低碳钢时应考虑这方面的影响。 (6) 炉与炉的间隔时间 间隔时间越长,炉衬散热越多。在一般情况下,炉与炉的间隔时间在4~10min。间隔时间 在10min以内,可以不调整冷却剂用量,超过10min时,要相应减少冷却剂的用量。 另外,由于补炉而空炉时,根据补炉料的用量及空炉时间,来考虑减少冷却剂用量。据30t 转炉测定,空炉1h可降低终点温度30℃。 (7) 枪位 如果采用低枪位操作,会使炉内化学反应速度加快,尤其是脱碳速度加快,供氧时间缩短, 单位时间内放出的热量增加,热损失相应减少。 (8) 喷溅 喷溅会增加热损失,因此对喷溅严重的炉次,要特别注意调整冷却剂的用量。 . (9) 石灰用量 石灰的冷却效应与废钢相近,石灰用量大则渣量大,造成吹炼时间长,影响终点温度。所

以当石灰用量过大时,要相应减少其他冷却剂用量。据30t转炉测算,每多加100kg石灰降低终 点温度5.7℃。 (10) 出钢温度可根据上一炉钢出钢温度的高低来调节本炉的冷却剂用量。 3.5.4.2 确定冷却剂用量的经验数据 通过物料平衡和热平衡计算来确定冷却剂加入数量,比较准确,但很复杂,很难快速计算。 若采用电子计算机就可以依吹炼参数的变化快速进行物料平衡和热平衡计算, 准确地控制温度。 目前多数厂家都是根据经验数据简单的计算来确定冷却剂调整数量。 知道了各种冷却剂的冷却效应和影响冷却剂用量的主要因素以后,就可以根据上炉情况和 对本炉温度有影响的各个因素的变动情况综合考虑,进行调整,确定本炉冷却剂的加 表3—14 30t氧气顶吹转炉温度控制经验数据
因 素 变动量 土0.10 土0.10 士0.10 土10 土1 土1 土10 土0.01% 士100 土100 士7 士7 终点温度变化量/℃ 土9.74 士15 土6.14 土6 调整矿石量/kg 士65 士100 土41 土40 铁水ω[c] /% 铁水ω[Si]/% 铁水ω[Mn]/% 铁水温度/℃ 废钢加入量/t 铁水加入量/t 停吹温度/℃ 终点ω[C]<0.2% 石灰加入量/kg 硅铁加入量kg· -1 (炉) 铝铁加入量/kg· t-1 加合金量(硅铁除外) /kg· t-1

? 47
土8 士10

? 310
土53 土66

?3 ? 5.7
士20 士50

? 20 ? 38
土133 土333

? 10

? 67

入数量。表3—14和表3—15列出30t和210t转炉的温度控制的经验数据。 表3—15 210t转炉操作因素变动对应调整矿石量
因素 变 动 量 调整废钢比 /% 铁水 铁水

ω[C]/% ω[Si]/%
土0.10 土0.53 土0.10 土1.33

铁水ω[Mn]/% 土0.10 土0.21

铁水温度 /℃ 土10 土0.88

铁水比 /% ± l 土0.017

停吹温度/℃ 土10 土0.55

停吹ω[C] 见下列表 、 、

表3—15a
变动 因素 第 一 炉 调整废 钢比/% -3.5 开 第 二 炉 -3.0 新 第 三 炉 -1.5 炉 第 四 炉 -0.5 第 五 炉 0 第 一 炉 -2.5 检 第 二 炉 -1.0 修 第 三 炉 -0.5 后 第 四 炉 0 30 min 停炉后(空炉时间) 60 min 90 min 120 min

-0.5

-1.0

-1.5

-2.0

表3—15b
停吹

ω[C]/%
废钢比 /% 表3—15c 停吹

0.04 1.6

0.05 0.7

0.06 0

0.07 -0.6

0.08 -1.1

0.09 -1.6

0.10 -2.0

0.11 -2.4

ω[C]/%
废钢比/%

0.12 -2.7

0.13 -2.9

0.15 -3.3

0.16 -3.4

0.17 -3.5

0.18 -3.6

0.19 -3.7

0.20 -3.8

例如,计算废钢加入量应考虑以下几方面因素: 由于铁水成分变化引起废钢加入量的变化: 铁水碳:a = [ (本炉铁水碳ω[C] 一 参考炉铁水碳ω[C] ) /0.1%] × 0.53%; 铁水硅:b = [ (本炉铁水硅ω[Si] 一 参考炉铁水硅ω[Si] ) /0.1%]× 1.33%; 铁水锰:c = [ (本炉铁水锰ω[Mn] 一 参考炉铁水锰ω[Mn] ) / 0.1%]× 0.21%; 由于铁水温度变化引起废钢加入量的变化: d = [ (本炉铁水温度 一 参考炉铁水温度) /10 ] ×0.88%; 由于铁水加入量变化引起废钢加入量的变化: e = [ ( 本炉铁水比 一 参考炉铁水比) / 1% ] ×0.017%; f = [ (本炉目标停吹温度 一 参考炉目标停吹温度 ) /10 ]× 0.55%; 故本炉废钢加入量=上炉废钢加入量+a+b+c+d+e+·; · · 除表3—15所列数据以外,还有其他情况下温度控制的修正值,如:铁水入炉后等待吹炼、 终点停吹等待出钢、钢包粘钢等,这里就不再一一列举了。但在出钢前若发现温度过高或过低 时,应及时在炉内处理,决不能轻易出钢。 各转炉炼钢厂都总结有一些根据炉况控制温度的经验数据,一般冷却剂的降温效果见表3 -16。
加入1%冷却剂 熔池降温,℃ 表3—16 废钢 8~12 冷却剂降温经验数据 矿石 铁皮 30~40 35~45 石灰 15~20 白云石 20~25 石灰石 28~38

3.6 终点控制和出钢
终点控制主要是指终点温度和成分的控制。

3.6.1

终点的标志

转炉兑入铁水后,通过供氧、造渣操作,经过一系列物理化学反应,钢水达到了所炼钢种 成分和温度要求的时刻,我们称之为―终点‖。到达终点的具体标志是: (1) 钢中碳含量达到所炼钢种的控制范围; (2) 钢中P、S含量低于规格下限以下的一定范围; (3) 出钢温度能保证顺利进行精炼、浇注; (4) 对于沸腾钢,钢水应有一定氧化性。 终点控制是转炉吹炼后期的重要操作。由于硫、磷的脱除通常比脱碳复杂,因此总是尽可 能使硫、磷提早脱除到终点要求的范围。根据到达终点的三个基本条件可以知道,终点控制实 际上是指终点含碳量和终点钢水温度的控制。终点停止吹氧也俗称‖拉碳‖ ,终点控制不当会造 成一系列危害。 例如拉碳偏高时,需要补吹,也称后吹,渣中TFe高,金属消耗增加,降低炉衬寿命,首钢 曾对47炉补吹操作进行统计,发现补吹后的熔渣中TFe和MgO含量都有增加,如表3-17所示。 表3-17 二次拉碳前后ω(FeO) 、ω(Fe203) 、和ω(MgO)含量的变化
炉渣成分/% ω(FeO)补吹后-ω(FeO)补吹前 ω(Fe203)补吹后-ω(Fe203)补吹前 ω(MgO)补吹后-ω(MgO)补吹前

增加量/% 平均增量 最大增量 平均增加百分数

1.20 6.25 14.80

0.81 2.79 28.78

1.07 5.58 18.28

若拉碳偏低时,不得不改变钢种牌号,或增碳,这样既延长了吹炼时间,也打乱了车间的 正常生产秩序,并影响钢的质量。 若终点温度偏低时, 也需要补吹,这样会造成碳偏低,必须增碳, 渣中TFe高,对炉衬不利; 终点温度偏高,会使钢水气体含量增高、浪费能源、侵蚀耐火材料、增加夹杂物含量和回磷量, 造成钢质量降低。 所以准确拉碳是终点控制的一项基本操作。

3.6.2

终点控制方法

终点碳控制的方法有三种,即一次拉碳法、增碳法和高拉补吹法。 3.6.2.1 一次拉碳法 按出钢要求的终点碳和终点温度进行吹炼,当达到要求时提枪。 这种方法要求终点碳和温度同时到达目标,否则需补吹或增碳。一次拉碳法要求操作技术 水平高,其优点颇多,归纳如下: (1) 终点渣TFe含量低,钢水收得率高,对炉衬侵蚀量小。 (2) 钢水中有害气体少,不加增碳剂,钢水洁净。 (3) 余锰高,合金消耗少。 (4) 氧耗量小,节约增碳剂。 3.6.2.2 增碳法 是指吹炼平均含碳量≥0.08%的钢种,均吹炼到ω[C]=0.05%~0.06%提枪,按钢种规范要 求加入增碳剂。增碳法所用碳粉要求纯度高,硫和灰分要很低,否则会玷污钢水。 采用这种方法的优点如下: (1)终点容易命中,比―拉碳法‖省去中途倒渣、取样、校正成分及温度的补吹时间,因而 生产率较高; (2)吹炼结束时炉渣Σ(FeO)含量高,化渣好,去磷率高,吹炼过程的造渣操作可以简化, 有利于减少喷溅、提高供氧强度和稳定吹炼工艺; (3)热量收入较多,可以增加废钢用量。 采用―增碳法‖时应严格保证增碳剂质量,推荐采用C>95%、粒度≤10毫米的沥青焦。增碳 量超过0.05%时,应经过吹Ar等处理。 3.6.2.3 高拉补吹法 当冶炼中、高碳钢钢种时,终点按钢种规格稍高一些进行拉碳,待测温、取样后按分析结 果与规格的差值决定补吹时间。 由于在中、高碳(ω[c]>0.40%)钢种的碳含量范围内,脱碳速度较快,火焰没有明显变化,从 火花上也不易判断,终点人工一次拉碳很难准确判断,所以采用高拉补吹的办法。用高拉补吹 法冶炼中、高碳钢时,根据火焰和火花的特征,参考供氧时间及氧耗量,按所炼钢种碳规格要 求稍高一些来拉碳,使用结晶定碳和钢样化学分析,再按这一碳含量范围内的脱碳速度补吹一 段时间,以达到要求。高拉补吹方法只适用于中、高碳钢的吹炼。根据某厂30 t转炉吹炼的经验 数据,补吹时的脱碳速度一般为0.005%/s。当生产条件变化时,其数据也有变化。

3.6.3

终点判断方法

目前我国的钢厂还没有全部使用电子计算机控制终点,部分转炉厂家仍然是凭经验操作, 人工判断终点。 3.6.3.1 碳的判断 A 看火焰 转炉开吹后,熔池中碳不断的被氧化,金属液中的碳含量不断降低。碳氧化时,生成大量 的CO气体,高温的CO气体,从炉口排出时,与周围的空气相遇,立即氧化燃烧,形成了火焰。

炉口火焰的颜色、亮度、形状、长度是熔池温度及单位时间内CO排出量的标志,也是熔池中脱 碳速度的量度。 在一炉钢的吹炼过程中,脱碳速度的变化是有规律的。所以能够从火焰的外观来判断炉内 的碳含量。 在吹炼前期熔池温度较低,碳氧化得少,所以炉口火焰短,颜色呈暗红色,吹炼中期碳开 始激烈氧化,生成CO量大,火焰白亮,长度增加,也显得有力。这时对碳含量进行准确的估计 是困难的。当碳进一步降低到0.20%左右时,由于脱碳速度明显减慢,CO气体显著减少。这时 火焰要收缩、发软、打晃,看起来火焰也稀薄些。炼钢工根据自己的具体体会就可以掌握住拉 碳时机。 生产中有许多因素影响我们观察火焰和做出正确的判断。主要有如下几方面。 (1) 温度。 温度高时,碳氧化速度较快,火焰明亮有力。看起来好像碳还很高,实际上 已经不太高了,要防止拉碳偏低;温度低时,碳氧化速度缓慢,火焰收缩较早。另外由于温度 低,钢水流动性不够好,熔池成分不易均匀,看上去碳好像不太高了,但实际上还较高,要防 止拉碳偏高。 (2) 炉龄。 炉役前期炉膛小,氧气流股对熔池的搅拌力强,化学反应速度快,并且炉口 小,火焰显得有力,要防止拉碳偏低。炉役后期炉膛大,搅拌力减弱了,同时炉口变大,火焰 显得软,要防止拉碳偏高。 (3) 枪位和氧压。 枪位低或氧压高,碳的氧化速度快,炉口火焰有力,此时要防止拉碳 偏低;反之,枪位高或氧压低,火焰相对软些,拉碳容易偏高。 (4) 炉渣情况。 炉渣化得好,能均匀覆盖在钢水面上,气体排出有阻力,因此火焰发软; 若炉渣没化好,或者有结团,不能很好的覆盖钢水液面,气体排出时阻力小,火焰有力。 渣量大时气体排出时阻力也大,火焰发软。 (5) 炉口粘钢量。 炉口粘钢时,炉口变小,火焰显得硬,要防止拉碳偏低;反之,要防 止拉碳偏高。 (6) 氧枪情况。 喷嘴蚀损后,氧流速度降低,脱碳速度减慢,要防止拉碳偏高。 总之,在判断火焰时,要根据各种影响因素综合考虑,才能准确判断终点碳含量。 B 看火花 从炉口被炉气带出的金属小粒,遇到空气后被氧化,其中碳氧化生成CO气体,由于体积膨 胀,把金属粒爆裂成若干碎片。碳含量越高(ω[C]>1.0%)爆裂程度越大,表现为火球状和羽毛状, 弹跳有力。随碳含量的不断降低依次爆裂成多叉、三叉、二叉的火花,弹跳力逐渐减弱。当碳 很低([c]<0.10%)时,火花几乎消失,跳出来的均是小火星和流线。只有当稍有喷溅带出金属才 能观察到火花,否则无法判断。炼钢工判断终点时,在观察火焰的同时,可以结合炉口喷出的 火花情况综合判断。 C 取钢样 在正常吹炼条件下,吹炼终点拉碳后取钢样,将样勺表面的覆盖渣拨开,根据钢水沸腾情 况可判断终点碳含量。 ω[C]=0.3%~0.4%:钢水沸腾,火花分叉较多且碳花密集,弹跳有力,射程较远。 ω[C]=0.18%~0.25%:火花分叉较清晰,一般分4~5叉,弹跳有力,弧度较大。 ω[C]=0.12%~0.16%:碳花较稀,分叉明晰可辨,分3~4叉,落地呈―鸡爪‖状,跳出的碳 花弧度较小。多呈直线状。 ω[C]<0.10%:碳花弹跳无力,基本不分叉,呈球状颗粒。 ω[C]再低,火花呈麦芒状,短而无力,随风飘摇。 同样,由于钢水的凝固和在这过程中的碳氧反应,造成凝固后钢样表面出现毛刺,根据毛 刺的多少可以凭经验判断碳含量。 以火花判断碳含量时,必须与钢水温度结合起来,如果钢水温度高,在同样碳含量条件下, 火花分叉比温度低时多。因此在炉温较高时,估计的碳含量可能高于实际碳含量。情况相反时, 判断碳含量会比实际值偏低些。

人工判断终点取样应注意:样勺要烘烤,粘渣均匀,钢水必须有渣覆盖,取样部位要有代 表性,以便准确判断碳。 D 结晶定碳 终点钢水中的主要元素是Fe与C,碳含量高低影响着钢水的凝固温度,反之,根据凝固温 度不同也可以判断碳含量。如果在钢水凝固的过程中连续地测定钢水温度,当到达凝固点时, 由于凝固潜热补充了钢水降温散发的热量,所以温度随时间变化的曲线出现了一个水平段,这 个水平段所处的温度就是钢水的凝固温度,根据凝固温度可以反推出钢水的碳含量。因此吹炼 中、高碳钢时终点控制采用高拉补吹,就可使用结晶定碳来确定碳含量。 E 其他判断方法 当喷嘴结构尺寸一定时,采用恒压变枪操作,单位时间内的供氧量是一定的。在装入量、 冷却剂加入量和吹炼钢种等条件都没什么变化时,吹炼1t金属所需要的氧气量也是一定的,因 此吹炼一炉钢的供氧时间和氧耗量变化也不大。这样就可以根据上几炉的供氧时间和氧耗量, 作为本炉拉碳的参考。当然,每炉钢的情况不可能完全相同,如果生产条件有变化,其参考价 值就要降低。即使是生产条件完全相同的相邻炉次,也要与看火焰、火花等办法结合起来综合 判断。 随着科学技术的进步,应用红外、光谱等成分快速测定手段,可以验证经验判断碳的准确 性。 3.6.3.2 温度的判断 判断温度的最好办法是连续测温并自动记录熔池温度变化情况,以便准确地控制炉温,但 实现比较困难。目前常用的办法是用插入式热电偶并结合经验来判断终点温度。 A 热电偶测定温度 目前我国各厂均使用钨—铼插入式热电偶,吹炼终点直接插入熔池钢水中,从电子电位差 计上得到温度的读数。 此法迅速可靠。 其测量原理如图3—7所示: 两种不同导体或半导体A和B, 分别称为热电极,将两热电极一端连接在一起,称为热端,插入钢水中;由于金属中的自由电 子数不同,受热后随温度升高,自由电子运动速度上升,在两热电极的另一端,即冷端产生一 个电动势,温度越高,电动势越大;热电偶冷端通过导线与电位差计相连,通过测量电动势的 大小,判定温度的高低。当热电极的材料确定以后,热电势的大小只与热、冷两端点温度差有 关,与线的粗细、长短、接点处以外的温度无关。 B 火焰判断 熔池温度高时,炉口的火焰白亮而浓厚有力,火焰周围有白烟;温度低时,火焰透明淡薄、 略带蓝色,白烟少,火焰形状有刺无力,喷出的炉渣发红,常伴有未化的石灰粒;温度再低时, 火焰发暗,呈灰色。 C 取样判断 取出钢样后,样勺内覆盖渣很容易拨开,样勺周围有青烟,钢水白亮,倒入样模内,钢水 活跃,结膜时间长,说明钢水温度高。如果覆盖渣不容易拨开,钢水暗红色,混浊发粘,倒入 模内钢水不活跃,结膜时间也短,说明钢水温度低。 另外,也可以通过秒表计算样勺内钢水结膜时间来判断钢水温度的高低。但是取样时样勺 需要烘烤合适,沾渣均匀,样勺中钢水要有熔渣覆盖,同时取样的位置应有代表性。 D 通过氧枪冷却水温度差判断 在吹炼过程中可以根据氧枪冷却水出口与进口的温度差来判断炉内温度的高低。如果相邻 的炉次枪位相仿,冷却水流量一定时,氧枪冷却水的出口与进口的温度差和熔池温度有一定的 对应关系。若温差大,反映熔池温度较高;温差小,则反映熔池温度低。例如,在首钢30t转炉 的生产条件下,冷却水温度差为8~10℃时,出钢温度大约在1640~1680℃。对于Q235B钢是比 较合适的。若温差低于8℃,出钢温度偏低;温度差高于10℃,出钢温度偏高。 E 根据炉膛情况判断 倒炉时可以观察炉膛情况帮助判断炉温。温度高时,炉膛发亮,往往还有泡沫渣涌出。如

果炉内没有泡沫渣涌出,熔渣不活跃,同时炉膛不那么白亮,说明炉温低了。 根据以上几方面温度判断的经验及热电偶的测温数值来综合确定终点温度。

3.6.4

出钢

3.6.4.1 出钢持续时间 在转炉出钢过程中,为了减少钢水吸气和有利于合金加入钢包后的搅拌均匀,需要适当的 出钢持续时间。我国转炉操作规范规定,小于50t的转炉出钢持续时间为1~4min,50~100t转炉 为3~6min,大于100t转炉为4~8min。出钢持续时间的长短受出钢口内径尺寸影响很大,同时 出钢口内径尺寸变化也影响挡渣出钢效果。为了保证出钢口尺寸的稳定,减少更换和修补出钢 口的时间,近年来广泛采用了镁碳质的出钢口套砖或整体出钢口。镁碳质出钢口砖的应用,减 少了出钢口的冲刷侵蚀,使出钢口内径变化减小,稳定了出钢持续时间,也减少了出钢时的钢 流发散和吸气,同时也提高了出钢口的使用寿命,减轻了工人修补和更换出钢口时的劳动强度。 3.6.4.2 红包出钢 出钢过程中,钢流受到冷空气的强烈冷却、钢流向空气中的散热、钢包耐火材料吸热、加 入铁合金熔化时耗热使得钢水在出钢过程中的温度总是降低的。 红包出钢,就是在出钢前对钢包进行有效的烘烤,使钢包内衬温度达到300~1000℃,以减 少钢包内衬的吸热,从而达到降低出钢温度的目的。我国某厂使用的70t钢包,经过煤气烘烤使 包衬温度达800℃左右,取得了显著的效果: (1) 采用红包出钢,可降低出钢温度15~20℃,因而可增加废钢15kg/t。 (2) 出钢温度的降低,有利于提高炉龄。实践表明,出钢温度降低10℃,可提高炉龄100炉 次左右。 (3) 红包出钢,可使钢包中钢水温度波动小,从而稳定浇注操作,提高锭、坯质量。 3.6.4.3 挡渣出钢 转炉炼钢中,钢水的合金化大都在钢包中进行。而转炉内的高氧化性炉渣流入钢包会导致 钢液与炉渣发生氧化反应,造成合金元素收得率降低,并使钢水产生回磷和夹杂物增多。同时, 炉渣也对钢包内衬产生侵蚀。特别在钢水进行吹氩等精炼处理时,要求钢包中炉渣(FeO)含 量低于2%时才有利提高精炼效果。

挡渣出钢的目的是为了准确地控制钢水成分,有效地减少回磷,提高合金元素的吸收率, 减少合金消耗;对于采用钢包作为炉外精炼容器来说,它利于降低钢包耐火材料的侵蚀,明显 地提高钢包寿命;也可提高转炉出钢口耐火材料的寿命。 挡渣的方法有挡渣球法、挡渣棒法、挡渣塞法、挡渣帽法、挡渣料法、气动挡渣器法等多 种方法,图3-8是其中几种方法的示意图。 A 挡渣球 挡渣球法是日本新日铁公司研制成功的挡渣方法。挡渣球的构造如图3-9,球的密度介于钢 水与熔渣的密度之间,临近出钢结束时投到炉内出钢口附近,随钢水液面的降低,挡渣球下沉 而堵住出钢口,避免了随之而出的熔渣进入钢包。 挡渣球合理的密度一般为4.2~4.5g/cm3。挡渣球的形状为球形,其中心一般用铸铁块、生 铁屑压合块、小废钢坯等材料做骨架,外部包砌耐火泥料,可采用高铝质耐火混凝土、耐火砖 粉为掺和料的高铝钒土耐火混凝土或镁质耐火泥料。只要满足挡渣的工艺要求,应力求结构简 单,成本低廉。 考虑到出钢口受侵蚀变大的问题,挡渣球直径应较出钢口直径稍大,以起到挡渣作用。 挡渣球一般在出钢量达1/2~2/3时投入,挡渣命中率高。熔渣过粘,可能影响挡渣球挡渣效 果。熔渣粘度大,适当提前投入挡渣球,可提高挡渣命中率。 挡渣塞、挡渣棒的结构和作用与挡渣球一致,只不过外形不同而已。

B 挡渣帽 在出钢口外堵以薄钢板制成的锥形挡渣帽,挡住出钢开始时的一次渣。武钢、邯钢均使用 这种方法。 C 气动挡渣器 气动挡渣器的原理是在出钢将近结束时,用机械装置从转炉外部用挡渣塞堵住出钢口,并 向炉内吹气,防止熔渣流出,见图3-8 a 。此法西欧奥钢联等厂使用,上钢五厂和首钢也已采用。 D 使用覆盖渣 挡渣出钢后,为了钢水保温和有效处理钢水,应根据需要配制钢包覆盖渣,在出完钢后加 入钢包中。钢包覆盖渣应具有保温性能良好、含磷、硫量低的特点。如某厂使用的覆盖渣由铝 渣粉30~35%,处理木屑15~20%,膨胀石墨、珍珠岩、萤石粉10~20%组成,使用量为1kg /t左右。这种渣在浇完钢后仍呈液体状态,易于倒入渣罐。目前,在生产中广泛使用碳化稻壳 作为覆盖渣,碳化稻壳保温性能好,密度小重量轻,浇完钢后不粘挂在钢包上,因而在使用中 受到欢迎。 E 挡渣出钢及使用覆盖渣的效果 转炉采用挡渣出钢工艺及覆盖渣后,取得了良好的效果: (1)减少了钢包中的炉渣量和钢水回磷量。 国内外生产厂家的使用结果表明,挡渣出钢 后,进入钢包的炉渣量减少,钢水回磷量降低。不挡渣出钢时,炉渣进入钢包的渣层厚度一般 为100~150mm, 钢水回磷量0.004~0.006%; 采用挡渣出钢后, 进入钢包的渣层厚度减少为40~ 80mm,钢水回磷量0.002~0.0035%。 (2)提高了合金收得率。 挡渣出钢,使高氧化性炉渣进入钢包的数量减少,从而使加入 的合金在钢包中的氧化损失降低。特别是对于中、低碳钢种,合金收得率将大大提高。不挡渣 出钢时,锰的收得率为80~85%,硅的收得率为70~80%;采用挡渣出钢后,锰的收得率提高 到85~90%,硅的收得率提高到80~90%e (3)降低了钢水中的夹杂物含量。 钢水中的夹杂物,大多来自脱氧产物,特别是对于转 炉炼钢在钢包中进行合金化操作时更是如此。攀钢对钢包渣中(TFe)量与夹杂废品情况进行了 调查, 其结果是: 不挡渣出钢时, 钢包渣中 (TFe) 为14.50%, 经吹氩处理后渣中 (TFe) 为2.60%, 这说明渣中11.90%(TFe)的氧将合金元素氧化生成了大量氧化物夹杂,使废品率达2.3%。采 用挡渣出钢后,钢包中加入覆盖渣的(TFe)为3.61%,吹氩处理后渣中(TFe)为4.01%,基 本无多大变化,其废品率仅为0.059%。由此可见,防止高氧化性炉渣进入包内,可有效地减少 钢水中的合金元素氧化,降低钢水中的夹杂物含量。 (4)提高钢包使用寿命。 目前我国的钢包内衬多采用粘土砖和铝镁材料,由于转炉终渣 的高碱度和高氧化性,将侵蚀钢包内衬,钢包使用寿命降低。采用挡渣出钢后,减少了炉渣进入 钢包的数量,同时还加入了低氧化性、低碱度的覆盖渣,这样便减少了炉渣对钢包的侵蚀,提 高了钢包的使用寿命。

3.7 脱氧及合金化制度
在转炉炼钢过程中,不断向金属熔池吹氧,到吹炼终点时,金属中残留有一定量的溶解氧, 如果不将这些氧脱除到一定程度,就不能顺利地进行浇注,也不能得到结构合理的铸坯。而且, 残留在固体钢中的氧还会促使钢老化,增加钢的脆性,提高钢的电阻,影响钢的磁性等。 在出钢前、或者在出钢、浇铸过程中,加入一种或者几种与氧的亲合力比铁强的元素,使 金属中的氧含量降低到钢种所要求的含量,这一操作过程叫做脱氧,通常在脱氧的同时,使钢 中的硅、锰以及其它合金元素的含量达到成品钢规格的要求,完成合金化。

3.7.1

吹炼终点金属的氧含量和脱氧任务

3.7.1.1 金属成分的影响 对于吹炼过程中,特别是接近吹炼终点时金属中氧含量的变化,国内外作了大量的研究工 作。研究的结果表明,转炉熔池中的氧含量的控制元素是分解压值 (Po2)MeO最低而与氧的浓度 积[%Me][%O]最小的元素Me。 在氧气顶吹转炉的吹炼初期这一元素是硅, 而在大部分时间里则 是碳。

炼钢炉内金属中的实际氧含量[O]实与碳平衡时的氧含量[O]C的差值Δ [O]=[O]实-[O]C称为 金属的氧化性,如图3-10所示。

图3-10

炼钢炉内的C-O关系

图3-11 不同锰含量时金属中Δ [O]与[C]之间的关系

氧气顶吹转炉里在低碳范围内Δ [O]与[C]之间的关系可能如图3-11所示。在[C]=0.05~ 0.10%时,Δ[O]一般会出现最大值;进一步降低[C],Δ[O]又会有所下降;在[C]极低的情况下, Δ[O]可能会出现负值,即[O]实<[O]c。 造成金属氧化性上述复杂变化规律的可能原因是: 当碳含量降低到0.15~0.20 % 时, Δ[O] 最初的增长可能与脱碳速度的急剧下降有关; 而当碳含量降低到0.1%以下时, 由于[Mn]>[C], 反应 [Mn]+(FeO)=(MnO)+[Fe] 得到发展,脱锰速度VMn可能大于脱碳速度VC,所以在熔池的大都分区域里,锰逐步取代碳成为 Δ [O]的控制者,金属中的残锰最越高,熔池温度越低,锰开始代替碳控制Δ [O]的时间越早, 因而Δ[O]开始减小时所对应的金属含碳量也就越高。在碳含量极低 (通常为0.05%)的情况下, [O] Mn比[O]C小很多 , 便可能使Δ [O]变为负值,此时金属中的碳-氧反应仅限于在一次反应 区附近的局部高温区进行,而在熔池的大部分地区,Δ[O]受锰的控制。 3.7.1.2 熔池温度 温度对于金属氧化性的影响, 在不同的碳含量时显示出不同的特征。 金属的碳含量高于0.2% 时,提高温度可以改善脱碳反应的动力学条件,如降低金属粘度、提高碳向反应地区的传质速 度等。从而使反应区的耗氧速度增大,故能降低金属的氧化性;金属的碳含量低于0.1%时,脱 碳速度已经很小,锰开始控制金属的氧化性,提高温度将减弱锰的抑制作用,增强渣中氧化铁 向金属中的传输,故将使金属的氧化性增加。 3.7.1.3 工艺因素 A 供氧 提高枪位(或降低氧压)会增大渣中∑FeO的含量,但因对熔池的搅拌减弱,熔池中碳和氧 的传质减慢,使消耗[O]的脱碳反应速度降低,从而导致了金属氧化性的增高。 增加氧枪喷头孔数,即实行分散供氧,可以促使对熔池的搅拌更加均匀,促进氧在熔池中 的均匀分布和较少地转入熔渣,因而有助于在到达终点时得到氧化性较低的金属。 供氧强度的影响也随金属碳含量的高低而有所不同。金属的碳含量高时,提高供氧强度可 使脱碳速度增大,从而使金属的氧化性降低;碳含量较低 (C<0.12%)时,碳的扩散成为脱碳 反应的限制性环节,提高供氧强度并不能加速脱碳过程,反而会使∑(FeO)增高,从而使金 属的氧化性增大。 B 炼低碳钢时的冷却方式 如果在临近终点时加铁矿,会增大熔渣的氧化性 (即∑(FeO)),强化氧向金属熔池的传 输,因而提高金属的氧化性;而加入生铁块时,能引起熔池的再沸腾,强化熔池的搅拌,从而 降低金属的氧化性。

C 出钢前的镇静 吹氧时熔池中碳和氧的浓度分布极不均匀,在反应区,碳的浓度明显降低,而氧的浓度大 大增高。所以,金属的氧化性不仅在不同的吹炼时期,而且在熔池的不同部位都有很大的差异。 熔池含碳量越高,这种差异越大。停吹后金属在炉内镇静一定时间,用浓差电池快速测定金属 含氧量发现,金属的氧化性有明显降低,而且终点碳含量越高,氧化性的降低也越迅速和显著。 这显然是由于熔池内碳和氧浓度的均匀化,便金属中碳的自脱氧过程得以继续进行的结果。这 一现象在生产中,特别是在脱氧时应该加以重视。一方面,在取样分析时要考虑其代表性,另 一方面,为了倒渣和降低金属的氧化性,可在炉内稍作镇静。 综合上述可以看出,脱氧前金属的氧含量主要取决于碳含量,但一般都高于与碳平衡时的 含量[O]C ,且有较宽的波动范围。为了获得正常结构的铸坯和提高钢的质量,必须进行脱氧, 使钢中残余氧含量[O]实达到各类钢所要求的正常氧含量范围。

3.7.2

脱氧剂的选择及其加入量

3.7.2.1 脱氧剂的选择原则 脱氧剂的选择应满足下列原则: 1)具有一定的脱氧能力; 2)脱氧产物不溶于钢水中,并易于上浮排出; 3)来源广,价格低。 根据以上原则,在生产实际中常用的脱氧剂为铝、硅、锰及它们组合的硅锰、硅铝合金等, 其脱氧能力次序是Al>Si>Mn。 3.7.2.2 脱氧剂的加入量 加入钢液中的脱氧元素,一部分与溶解在金属中和熔渣中的氧 (甚至于空气中的氧) 发生 脱氧反应,变成脱氧产物而消耗掉 (通称烧损),剩余部分被钢液所吸收,满足成品钢规格对该 元素的要求。脱氧元素被钢液吸收的部分与加入总量的比,称为脱氧元素的收得率η。在生产碳 素钢时,如果知道了终点钢液成分、钢液量、铁合金成分及其收得率,便可根据成品钢成分计 算脱氧剂的加入量,即: {[% M]成分中限 ? [% M]终点残余 } ? 出钢量( kg) 脱氧剂加入量=

[% M]合金 ? ?

(kg/炉)

(3-15) 生产实践表明,准确地判断和控制脱氧元素的收得率,是达到预期脱氧程度和提高成品命 中率的关键。然而,脱氧元素收得率受许多因素影响。脱氧前钢液含氧量越高,终渣的氧化性 越强,元素的脱氧能力越强,则该元素的烧损量越大,收得率越低。在生产中,还必须结合具 体情况综合分析。例如,用拉碳法吹炼中、高碳钢时,终点钢液氧化性低,脱氧元素烧损少, 收得率高。如果钢液温度偏高,则收得率更高。反之,吹炼低碳钢时,收得率就低,如果温度 偏低,则收得率更低。 终点∑(FeO)高时,钢液含氧量也高,使脱氧元素的收得率偏低。如果脱氧剂加入炉内,必 然要有一部分消耗于熔渣脱氧,则收得率降低更多。 钢液成分不同,脱氧元素的收得率也将不同。成品钢规格中脱氧元素含量越高,则脱氧剂 加入量就越大,烧损部分所占比例就越小,因此收得率提高。如硅钢脱氧和合金化时,硅的收 得率可以达到85%,较一般钢种提高10%以上。同时使用几种脱氧剂脱氧时,强脱氧剂用量越 大, 弱脱氧剂收得率将越高。 如硅钢脱氧时, 锰的收得率可由一般钢种的约80%, 提高到约90%。 显然,加铝量增加时,锰、硅的收得率都将有所提高。 出钢时炉口或出钢口下渣越早,下渣量越多和渣中∑(FeO)越高,则脱氧元素的收得率降低 越明显。反之,如果采用还原性合成渣进行渣洗,人为地增大钢流的高度,使之与合成渣强烈 地搅拌,由于钢液和熔渣的接触面积大大增加,加强了钢液的扩散脱氧,不仅能明显地提高元 素的收得率,还会使钢液含氧量和非金属夹杂物的含量进一步降低。

此外,脱氧剂的块度、比重、加入时间和顺序等也都对收得率有一定的影响。影响收得率 的因素固然很多,但在生产中经常变动很大的因素并不多,一般只要控制好终点碳、出钢下渣 时间和下渣量,便可以使收得率相对稳定。

3.7.3

脱氧操作

氧气顶吹转炉目前绝大多数采用沉淀脱氧,对于一些有特殊要求的钢种还可以配合以包内 扩散脱氧 (合成渣渣洗)和真空碳脱氧 (真空处理和吹氩搅拌等)。脱氧剂的加入方法、加入数 量以及加入时间、地点、顺序等都直接影响脱氧效果和钢液成分的命中率。 3.7.3.1 镇静钢的脱氧 当前镇静钢的脱氧操作有两种方法: A 炉内加Mn-Si合金和铝 ( 或Fe-Al )预脱氧,包内加Fe-Mn等补充脱氧 在炉内脱氧,由于脱氧产物容易上浮,残留在钢中的夹杂物较少,故钢的洁净度较高。而 且,预脱氧后钢中氧含量显著降低(见表3-18),可以提高和稳定包内所加合金的收得率,特别 是对于易氧化的贵重元素如钒、钛等更有重要意义,还可以减少包内合金加入量。缺点是占用 炉子作业时间。炉内脱氧元素收得率低,回磷量较大等。
表 3-18 炉 次 予脱氧前[ %0 ] 予脱氧后[ %0 ] Δ[ % 0 ] 炉内插铝前后钢液氧含量变化 0.536 0.0272 0.0178 0.0094 1989 0.0285 0.0223 0.0062 1992 0.0523 0.0345 0.0178 1994 0.0304 0.0192 0.0112 2016 0.0241 0.0126 0.0115

在吹炼优质合金钢时采用这种脱氧方法,其操作要点是:到达终点后,倒出大部分熔渣, 再加少量石灰使渣子稠化,以提高合金收得率并防止回磷;加入脱氧剂后,可摇炉助熔,加入 难熔合金时,可配加Fe-Si和铝等吹氧助熔。包内所加脱氧剂应在出钢到1/4~1/3 时开始加,到 2/3~3/4时加完,以利于钢液成分和温度的均匀化,并稳定合金元素的收得率。 B 钢包内脱氧 目前大多数镇静钢是把全部脱氧剂在出钢过程中加入钢包内。本法脱氧元素收得率高,回 磷量较少,且有利于提高炉子的生产率和延长炉龄。未脱氧的钢液在出钢过程中,因降温引起 钢液中碳的脱氧,产生的还原性气体CO 对钢流起保护作用,可以防止钢液的二次氧化并减少 钢液吸收的气体量。采用本法时,对于一般加入量的易熔合金可以直接以固态加入,而对于难 熔合金和需要大量加入的合金,则可予先在电炉内将其熔化,然后以液态加入包内,这样可以 获得更稳定的脱氧效果。 包内脱氧的操作要点是:Fe-Mn加入量多时,应适当提高出钢温度;而Fe-Si加入量大时, 则应相应降低出钢温度。脱氧剂力求在出钢中期均匀加入 (加入量大时可将1/2合金在出钢前加 在包底)。加入顺序一般提倡先弱后强,即先加Fe-Mn,而后加Mn-Si、Fe-Si和铝。这样有利于 快速形成低熔点脱氧产物而加速其上浮。但如需要加入易氧化元素如钒、钛、硼等时,则应先 加入强脱氧剂铝、Fe-Si等,以减少钒、钛等的烧损,提高和稳定其收得率。出钢时避免过早下 渣,特别是对于磷含量有严格限制的钢种,要在包内加少量石灰,防止回磷。 应当指出,生产实践和一些研究结果表明,对脱氧产物上浮速度起决定性作用的,不是产 物的自身性质,而是钢液的运动状态。向包内加入脱氧剂时产生的一次脱氧产物,在钢流强烈 搅拌的情况下,绝大多数都能在2~3分钟内顺利上浮排除。 此外,各种炉外精炼技术,都可看成是包内脱氧的继续和发展,它们可在一定程度上综合 地完成脱氧、除气、脱碳 (或增碳)和合金化的任务。 3.7.3.2 沸腾钢的脱氧 沸腾钢的碳含量一般为0.05~0.27%,锰含量为0.25~0.70%。为了保证钢液在模内正常地 沸腾,要求根据锰碳含量把钢中的氧含量控制在适宜的范围。钢中锰高碳高,终点钢液的氧化

性应该相应地强些。反之则宜弱些。 沸腾钢主要用Fe-Mn脱氧,脱氧剂全部加在包内。出钢时需加适量的铝,以调节氧化性。 沸腾钢含碳越低,则加铝量越多。C<0.1% 时,一般加铝约100g /t钢。 应该注意的是,所用Fe-Mn的硅含量不应>1%。否则,钢中硅含量增加将使模内沸腾微弱, 降低钢锭质量。 生产含碳较高的沸腾钢 (0.15~0.22 %C )时,为了保证钢液的氧化性,可采取先吹炼至低 碳 (0.08~0.10 %C),出钢时再在包内增碳的生产工艺。

3.7.4

合金化的一般原理

向钢中加入一种或几种合金元素,使其达到成品钢成分规格要求的操作过程称为合金化。 实际上,在多数情况下,脱氧和合金化是同时进行的,加入钢中的脱氧剂一部分消耗于钢的脱 氧,转化为脱氧产物而排出,另一部分则为钢水所吸收,起合金化作用。而加入钢中的大多数 合金元素,因其与氧的亲合力比铁强,也必然起一定的脱氧作用。可见,在实践中往往不大可 能把脱氧和合金化、脱氧元素和合金元素截然分开。 冶炼一般合金钢或低合金钢时,合金加入量的计算方法与脱氧剂基本相同。但由于加入的 合金种类较多,必须考虑各种合金带入的合金元素量,计算公式为: [%M]规格中限 ? [%M] 残余 ? [%M]其他合金带入) ( 合金加入量 ? ?出钢量(kg / 炉) [%M]合金 ?? M (3-16) 冶炼高合金钢时,合金加入量较大,加入的合金量对钢水重量和终点成分的影响不能忽略, 计算时亦应给以考虑。 各种合金元素应根据它们与氧的亲合力大小、熔点高低、比重以及热物理性能等,决定其 合理的加入时间、地点和必须采取的助熔或防氧化措施。 对于不氧化的元素,如镍、钼、铜等,它们和氧的亲合力都比铁小,在转炉吹炼过程中不 会被氧化,而它们熔化时吸热又较多,因此,可在加料时或在吹炼前期作为冷却剂加入。钼虽 不氧化,但易蒸发,最好在初期渣形成以后再加。这些元素的收得率可按95~100%考虑。 对于弱氧化元素如钨、铬等总是以铁合金形式加入。Fe-W的比重大,熔点高,含钨80%的 Fe-W比重为16.5,熔点高达2000℃以上。Fe-Cr的熔点也较高(根据含碳量的不同,其熔点为 1520~1640℃)。因此,为了便于熔化又避免氧化,都应在出钢前加入炉内,同时加入一定量的 Fe-Si 或铝,吹氧助熔。钨和铬的收得率一般波动在80~90%。 对于易氧化元素,如铝、钛、硼、硅、钒、铌、锰、稀土金属等大多加入包内。

3.8 吹损及喷溅
3.8.1 吹损的组成及分析
顶吹转炉的出钢量比装入量少,这说明在吹炼过程中有一部分金属损耗,这部分损耗的数 量就是吹损。一般用其占装入量的百分比来表示。 装入量 ? 出钢量 吹损 ? ? 100 % 钢铁料装入量 (3-17)
33 ? 29 .7 ? 100 % ? 33 如果装入量为33t,出钢量为29.7t,则吹损为 0.1%。在物料平衡计算中,

吹损值常以每公斤铁水(或金属料)的吹炼损失表示。 氧气顶吹转炉主要是以铁水为原料。把铁水吹炼成钢,要去除碳、硅、锰、磷、硫等杂质; 另外,还有一部分铁被氧化。铁被氧化生成的氧化铁,一部分随炉气排走,一部分留在炉渣中。 吹炼过程中金属和炉渣的喷溅也损失一部分金属。吹损就是由这些部分组成的。 下面用实例来说明吹损的几种形成:

1)化学烧损:以吹炼BD3F沸腾钢为依据化学损失为5.12%,见表3-19。 2)烟尘损失: 每100公斤铁水产生烟尘1.16公斤,其中Fe2O3占70%,FeO占20%,折合金属 112 56 1.16 ? (0.70 ? ? 0.20 ? ) ? 0.75 160 72 kg 表3-19 BD3F号沸腾钢的化学损失
样品 铁水 终点 烧损 C 4.30 0.13 4.17 Si 0.60 - 0.58 成 Mn 0.45 0.20 0.25 分% P 0.13 0.02 0.11 S 0.03 0.02 0.01 共计 5.51 0.39 5.12

112—铁的原子量为56,Fe2O3铁中两个铁原子的原子量为2×56=112。 160—Fe2O3的分子量。 72—FeO的分子量。 3)渣中金属铁损失: 按渣量占铁水量的13%,渣中金属铁含量为10%计算,则金属铁为: 100×13%×10%=1.3kg 4)渣中FeO和Fe2O3的损失: 如果FeO11%,Fe2O32%,折合成铁损失为:
112 56 72 十2%× 160 )=1.3 kg 100×13%(11%×

5)机械喷溅损失 按1.5%考虑,则 顶吹转炉吹损率=5.12%+0.75+1.3%+1.3%+1.5%=9.97% 由计算可知,化学损失是吹损组成的主要部分,约占总吹损量的70~90%,而C、Si、Mn、 P、 S的氧化烧损又是化学损失的主要部分, 约占吹损总量的40~80%, 而机械损失只占10~30%, 化学损失往往是不可避免的,而且一般也不易控制,但机械损失只要操作得当,是完全可以尽 量减少的。应该强调指出:在顶吹转炉吹炼过程中机械喷溅损失和其它损失(特别是化学烧损) 比较,虽仅占次要地位,但机械损失不仅导致吹损增加,还会引起对炉衬的冲刷加剧对提高炉 龄不利,还会引起粘枪事故,且减弱了去磷、硫的作用,影响炉温,限制了顶吹转炉的进一步 强化操作的稳定性,所以防止喷溅是十分重要的问题。

3.8.2 喷溅原因,控制与预防
喷溅是氧气顶吹转炉吹炼过程中经常发生的一种现象,通常人们把随炉气携走、从炉口溢 出或喷出炉渣与金属的现象称为喷溅。喷溅的产生,造成大量的金属和热量损失,引起对炉衬 的冲刷加剧,甚至造成粘枪、烧枪、炉口和烟罩挂渣,增大清渣处理的繁重劳动。首钢6t转炉 的分析数据(表3-20)表明,大喷溅时金属损失3.6%,小喷溅时金属损失1.2%,若是避免喷 溅发生,就相当于增加钢产量1.2~3.6%。对于一个年产100万吨钢的转炉炼钢车间,意味着增 产1.2万~3.6万吨钢。因此,转炉操作过程中,预防喷溅是十分重要的。
炉龄 26 79 208 化学损失% 4.99 4.97 5.07 渣中铁损% 2.16 1.86 2.08 表3—20 首钢6t转炉调查表 烟尘损失% 喷溅损失% 1 3.57 1 1.17 1 0.54 合计% 11.72 9.00 8.69 喷溅情况 大喷 小喷 微喷

3.8.2.1 喷溅的类型 吹炼时期存在以下几种情况:

(1)金属喷溅。 吹炼初期,炉渣尚未形成或吹炼中期炉渣返干时,固态或高粘度炉渣被 顶吹氧射流和从反应区排出的CO气体推向炉壁。 在这种情况下, 金属液面裸露,由于氧气射流冲 击力的作用,使金属液滴从炉口喷出,这种现象称为金属喷溅。 (2)泡沫渣喷溅。 吹炼过程中,由于炉渣中表面活性物质较多,使炉渣泡沫化严重,在炉 内CO气体大量排出时,从炉口溢出大量泡沫渣的现象,称为泡沫渣喷溅。 (3)爆发性喷溅。 吹炼过程中,当炉渣FeO积累较多时,由于加入渣料或冷却剂过多时, 造成熔池温度降低;或是操作不当,使炉渣粘度过大而阻碍CO气体排出。一旦温度升高,熔池 内碳氧剧烈反应,产生大量CO气体急速排出, 同时也使大量金属和炉渣喷出炉口,这种突发的 现象称为爆发性喷溅。 4)其它喷溅。在某些特殊情况下,由于处理不当,也会产生喷溅。例如,在采用留渣操作时, 渣中氧化性强,当兑铁水时如果兑入速度过快,可能使铁水中碳与炉渣中氧发生反应,引起铁 水喷溅。又如在吹炼后期,采用补兑铁水时也可能造成喷溅。 3.8.2.2 产生喷溅的原因 产生喷溅是两种力作用的结果。 一种是脱碳反应生成的CO气泡在熔池内的上浮力和气泡到 达熔池表面时的惯性力,它们造成熔池面的上涨及对熔池上层的挤压;另一种是重力和摩擦力, 它们阻碍熔池向上运动。在熔池内部,摩擦力并不起主要作用,看来主要是重力的作用。

图3-12 30吨转炉吹炼过程中脱碳速度 C 、液面高度及喷溅强度 的变化(↓表示加入散状料) l一脱碳速度;2一渣-金属乳状液液面高度;3—金属液面高度;4一喷溅强度 A一喷孔水平,B一静止熔池液面,

V

a 一单孔喷头, b 一三孔喷头
氧气射流对喷溅的影响是复杂的。射流对熔池的冲击,造成熔池上层的波动和飞溅,而且液 相也被反射气流及O2和CO气泡向上推挤,促使产生喷溅。但在炉渣严重泡沫化时,短时间提高 枪位,借射流的冲击作用破坏泡沫渣,又可以减少产生喷溅的可能性。 总之,在熔池面上涨的情况下,熔池中局部的飞溅、气体的冲出、波浪的生成等都容易造 成钢一渣乳状液从炉口溢出或喷溅。 在30吨转炉上进行试验的结果表明,吹炼过程中脱碳速度、液面高度及喷溅强度的变化, 如图3-12所示。 3.8.2.3 喷溅的控制与预防 吹炼过程中,通常在吹炼中期,加二批料前及加二批料后不久,有2~3次强烈的喷溅。此 时,恰好脱碳速度最大,熔池面上涨最高,炉渣的泡沫化最强。在加二批料后的一段时间,由 于脱碳速度减小,渣料对泡沫渣的机械破坏作用使熔池面暂时下降,喷溅强度相应减小。 比较图3-12 a 和 b 可见,采用三孔喷头使吹炼过程中的液面高度及其变化显著减小。 所以,采用多孔喷头将使喷溅显著减小。在一定范围内增大喷孔夹角,使氧流分散,也可 以减少喷溅。 综上所述, 为了防止喷溅, 总的方向是要采取措施促使脱碳反应在吹炼时间内均匀地进行,

减轻熔池的泡沫化,降低吹炼过程中的液面高度及其波动。具体措施如下: (l)采用合理的炉型。如应有适当的高度和炉容比,采用对称的炉口和接近于球状的炉型。 (2)限制液面高度。在炉容比一定的条件下,应限制渣量和造渣材料的加入量,尽量降低 渣层厚度。可加入防喷剂或采用其它方法破坏泡沫渣,也可以在吹炼中期倒渣,还应避免转炉 的过分超装。 (3)加入散状材料要增多批数,减少批量。尤其是铁矿石,不仅要分批加人,而且应限制 其用。用废钢作冷却剂可使吹炼过程比用铁矿石平稳。 (4)正确地控制前期温度。如果前期温度低,炉渣中积累起大量氧化铁,随后在元素氧化、 熔池被加热时,往往突然引起碳的激烈氧化,容易造成爆发性的喷溅。 (5)减小炉渣的泡沫化程度,将泡沫化的高峰前移,尽量移至吹炼前期。可以采用快速造 渣和在渣中加入氧化锰等使泡沫渣的稳定性降低。 (6)在发生喷溅时,加入散状材料(如石灰石)可以抑制喷溅。如在强烈脱碳时发生喷溅, 还可以暂时降低供氧强度,随后再逐渐恢复正常供氧。这种方法在生产中被广泛采用。 (7)在炉渣严重泡沫化时,短时间提高枪位,使氧枪超过泡沫化的熔池面,借氧气射流的 冲击破坏泡沫渣,减少喷溅。

3.9 操作事故与处理
3.9.1 低温钢
从热平衡计算可知,氧气顶吹转炉炼钢过程有较多的富余热量,但在生产中往往由于操作 不合理,判断失误,因而出现低温钢,其主要原因有: 1)吹炼过程中操作者不注意温度的合理控制,在到达终点时,火焰不清晰,判断不准确或 所使用的铁水含磷、硫量高,在吹炼过程中多次进行倒炉倒渣、反复加石灰,致使熔池热量大 量损失,钢水温度下降。 2)新炉阶段炉温低,炉衬吸热多,到达终点时出钢温度虽然可以,但因出钢口小或等待出 钢时间过长,钢水温度下降较多造成。老炉阶段由于熔池搅拌不良,使金属液温度、成分出现 不均匀现象,而取样及热电偶测量的温度多在熔池上部,往往高于实际温度,其结果不具有代 表性,致使判断失误。 3)出钢时钢水温度合适,由于使用凉包或包内粘有冷钢,钢水温度下降造成或出钢时铁合 金加入过早,堆集在包底,使钢水温度降低。或出钢后包内镇静时间过长或由于设备故障不能 及时进行浇注所致。 4)吹炼过程从火焰判断及测量钢水温度来看,似乎温度足够,但实际上熔池内尚有大型废 钢未完全熔化,或石灰结坨尚未成渣及至终点时,废钢或渣坨突然熔化,大量吸收熔池热量, 致使熔池温度降低。 在生产中要避免产生低温钢,操作人员就要根据具体原因,采取相应处理方法及时处理。 1)吹炼过程合理控制炉温,避免石灰结坨,石灰结坨时可从炉口火焰或炉膛响声发现,要 及时处理,不要等到吹炼终点时再处理。 2)吹炼过程加入重型废钢,过程温度控制应适当偏高些。吹炼末期特别是老炉阶段,喷枪 位置要低些,一方面可以适当降低渣中氧化铁含量,另一方面还可以加强熔池搅拌,均匀熔池 温度,绝对避免高枪位吹炼。 3)出钢口修补时不要口径过小,以免出钢时间长,降低钢水温度。吹炼过程尽量缩短补吹 时间,终点判断合格后要及时组织出钢。 4)吹炼过程若温度过低可采取调温措施。通常的办法是向炉内加硅铁、锰铁,甚至金属 铝,并降低枪位,加速反应提高温度。若出钢后发现温度低,要慎重处理,必要时可组织回炉 以减少损失,切不可勉强进行浇注。若钢水含碳量高,可采取适当补吹进行提温。 。

3.9.2

高温钢

吹炼过程中由于过程温度控制过高、冷却剂配比不合适等造成终点温度过高而又未加以合 理调整所致。

出钢前发现炉温过高,可适当加入炉料冷却熔池,并采用点吹使熔池温度,成分均匀,测 温合格后即可出钢、小型转炉在出钢过程中可向包中加入适量的清洁小废钢或生铁块,若出钢 温度高出不多时,亦可适当延长镇静时间降低钢水温度。 吹炼过程中发现温度过高,要及时采取降温措施,可向炉内加入氧化铁皮或铁矿石,应分 批加入注意用量。目前有的厂用追加多批石灰的办法降温。其目的在于即降温又去除硫、磷。 用石灰降温虽可提高炉渣碱度,有利于硫、磷的去除,但降温效果不如氧化铁皮,而且碱度过 高也无必要。

3.9.3

喷枪粘钢

1)吹炼过程喷枪操作不合理,同时又未做到及时调整好枪位。或吹炼中所使用的喷咀结构 不合理所致。 2)铁水装入量过大,枪位控制过低,炉渣化得不好,流动性差,金属喷溅厉害。 3)吹炼过程白云石加入数量及加入时间不妥,炉渣粘度增大,流动性差所致。 喷枪粘钢少时,一般在吹炼后期用渣子涮枪,要求炉温要高,碱度要低,萤石可适当多加 一些,在保证炉渣化透情况下有较厚渣层,枪位稍低些,这样喷枪粘钢很容易处理。 喷枪粘钢严重时,停吹后操作人员用大锤击打,将喷枪粘的钢、渣打下来,若实在打不下 来,只好更换喷枪。

3.9.4

化学成分不合格

(1) 碳不合格 目前国内大多数氧气顶吹转炉炼钢厂都是通过经验进行终点碳的判断。由于炉前操作人员 经验不足,或操作时精力不集中,或枪位操作不合理,造成误差致使碳不合格。 (2) 锰不合格 1)铁合金计量出现差错,或计算加入量时出现差错,或铁合金混杂堆放,将硅锰合金误认 为锰铁使用造成废品。 2)铁水装入量不准,或波动较大造成出钢量估计不准,或铁水锰含量发生变化,到达终点 时对钢水余锰估计不准。或因出钢口过大,出钢时下渣过多,包内钢水大翻,使合金元素吸收 率发生变化且估计不足,同时又未及时加以调整合金加入量,或对钢水温度、氧化性的变化及 影响合金元素吸收率情况估计不足。 3)设备运转失灵,使合金部分或全部加在包外,而又未及时发现及时调整。 (3)磷不合格 1)出钢口过大,出钢过程下渣过多,或出钢时合金加得不当。或终渣碱度低,出钢温度高, 出钢后钢水在包内镇静及浇注延续时间比较长,或包内不清洁,粘渣太多,或化验分析误差, 造成判断失误,或所取钢样不具有代表性、判断失误所致。 2)终点控制在第一次拉碳时磷已合格,但由于碳含量高,或其它原因进行补吹,补吹时控 制不当,使熔池温度升高,氧化铁还原,或由于碱度低都可能造成回磷,同时又误认为磷已合 格,未分析终点磷含量,致使磷出格。 (4) 硫不合格 1)吹炼操作不正常被迫采取后吹,此时钢水中碳含量已很低,其含氧量本来就很高,再经 过后吹,使渣中Σ(FeO)含量提高,从而使渣中硫向钢水中扩散造成回硫。或吹炼后期渣子化 得不好,渣子粘稠,炉渣产生返干现象,流动性差,没能起到脱硫作用。或炉衬及包内耐火材 料受到炉渣浸蚀,使炉渣碱度降低所致。 2)合金中含硫量高,或由于终点碳含量低,采用碳粉或生铁块增碳,由于本身含硫量高而 造成。或吹炼中所使用的铁水、石灰、铁矿石等原材料含硫量突然增加,炉前操作人员不知道, 又未能采取相应措施。或吹炼过程炉渣数量大小,而且炉温较低导致硫高。 化学成分不合格的处理方法: 1)硫不合格 吹炼过程注意化好渣,保证炉渣流动性要好,碱度要高,渣量相应大些,炉温适当高些。 同时注意观察了解所用原料含硫量的变化,采用出钢挡渣技术,严禁出钢下渣。

2)磷不合格 (1)认真修补好出钢口,采用出钢挡渣技术,尽量减少出钢时带渣现象。控制合适炉渣碱 度及终点温度;出钢后投加石灰稠化炉渣。 (2)第一次拉碳合格后,若碳高需补吹则要根据温度、碱度等酌情补加石灰、调整好枪位, 防止氧化铁还原太多炉渣产生返干,坚持分析终点磷,尽量减少钢水在包中停留时间。 3)锰不合格 (1)认真计算合金加入量,坚持验秤制度,合金要分类按规定堆放,铁水装入量要准确, 准确判断终点碳,注意合金加入顺序及吸收率变化,准确判断余锰量。 (2)采用出钢挡渣技术,严禁出钢下渣。

3.9.5

回炉钢

1) 吹炼过程由于操作人员操作不当,使终点钢水温度,成分不均匀而造成回炉。 2) 由于浇注设备出现故障不能及时浇钢使包内钢水温度迅速下降。 回炉钢的处理方法; 1)钢水全部回炉时可兑入混铁炉或分两次处理。根据回炉钢水温度,成分,适当配加一定 数量硅铁,并加入一定数量石灰,枪位控制要合理,保证化好渣、防止烧枪事故。 2)加入合金时应注意元素吸收率变化的影响。

3.10 物料平衡和热平衡计算
物料平衡是计算炼钢过程中加入炉内和参与炼钢过程的全部物料 (如铁水、废钢、氧气、 冷却剂、渣料和被侵蚀的炉衬等)和炼钢过程的产物 (如钢液、炉渣、炉气、烟尘等)之间的平 衡关系。 热平衡是计算炼钢过程的热量收入 (如铁水的物理热、化学热)和热量支出(如钢液、炉渣、 炉气的物理热、冷却剂熔化和分解热等)之间的平衡关系。 通过物料平衡和热平衡的计算,结合炼钢生产的实践,可以确定许多重要的工艺参数。对 于指导生产和分析、研究、改造冶炼工艺、设计炼钢车间、选用炼钢设备以及实现炼钢过程的 自动控制都具有重要的意义。 要进行物料平衡和热平衡计算,首先必须对转炉吹炼过程的有关数据进行实测。下例是根 据首钢30吨氧气顶吹转炉的部分实测数据进行计算的。由于炼钢过程是在高温下进行的复杂的 物理化学变化过程,要全面实测所有数据目前还是有困难的;同时反应温度、反应物的浓度和 状态等参数又随着吹炼过程的进行在不断变化。所以要做精确的物料平衡和热平衡计算,目前 还不可能。本例中有的数据引自其它厂家的测定结果,有的则是结合生产实际情况进行假定。 显然,这样的计算只能算是近似的,与生产实际情况相比会有一定的偏差,需要在生产实践中 进行修正。尽管如此,物料平衡和热平衡计算在生产实践中仍然起着重要的指导作用。

3.10.1

计算的原始数据 (表3-21、3-22、3-23、3-24)
表 3-21 30t氧气顶吹转炉一炉钢实测数据
分 Mn 0.20 0.05 0.50 (%) P 0.12 0.005 0.04 S 0.04 0.014 0.04 重量 () 温度 ℃ 3.02 终渣成分 ( % ) CaO/SiO2 FeO 10.99 Fe2O3 4.79 成 C Si 0.93 0.01 0.20 4.4 0.06 0.30

项目 铁 钢 废 水 水 钢

表 3-22
项目 Fe2O3 石 灰 铁 矿 萤 石 80 CaO 92.15 SiO2 1.58 10 4.3 成


MgO 1.25




分 MnO 5.0




(%) CaF2 Al2O3 4.93 95.7 S 0.10 0.07 烧 减 4.92

炉 衬

55

2.6

40

2.4

表 3-23
反 应 式 [C] (T)+1/ 2 O2(g ,T)= (CO)(g ,T) [C](T) +O2(g ,T)=CO2 (g , T) [Mn] (T)+1/ 2 O2(g ,T)=Mn O (L ,T) [Si ] (T)+O2(g ,T)=Si O2 (L ,T) 2[ P] (T)+5/ 2 O2(g ,T)+4CaO(L ,T) =4CaO·2O5(L ,T) P Fe(L ,T)+1/ 2 O2(g ,T)=FeO(L ,T) 2Fe(L ,T)+3/ 2 O2(g ,T)=Fe2O3(L ,T) SiO2 (S,T)+2CaO (S,T) =2CaO·SiO2 (S,T)











ΔH ( kJ· 1) kg 一11632 一34811 一6590 一29162 一35857 一4247 一6456 一1619 ( kg Si O2 ) 液态或气态比热 一 一 (kJ·kg 1·℃ 1) 0.837 0.837 1.247 1.14


ΔH ( kJ· mol 1) 一139327 一417793 一361498 一817135 一2223796 一238070 一721950 一97059

表 3-24

铁水、钢水、炉渣、炉气、烟尘的平均比热
熔化潜热 一 (kJ·kg 1) 218 272 209 209

生 钢 炉 炉 烟

铁 渣 气 尘

固态平均比热 一 一 (kJ·kg 1·℃ 1) 0.745 0.70

1.000

下列数据为假定值: (1) 炉气平均温度为1450℃; (2) 金属中烧损的碳90%氧化成CO,10%氧化成CO2 ; (3) 炉衬消耗量为 1.0 %; (4) 转炉渣中铁珠量占渣量的8% ; (5) 烟尘损失为 1.16 %;其中Fe2O3为70 %,Fe O为20 %; (6) 因喷溅而产生的机械吹损在炉役中期平均为1.2 % 。

3.10. 2

物料平衡计算

为简化起见,以100 kg 钢铁料为计算基本单位。 本炉钢铁料总重 31.7+3 = 34.7 t ,铁水占91.5 % 。 每100 kg 钢铁料加入的原材料数量为:石灰7.49 kg ,铁矿3.46 kg ,萤石l.2 kg 。 (1) 求各元素的氧化量 (表3-25) 各元素的氧化量
Si 0.85 0.02 0.87 0.01 0.86 Mn 0.18 0.04 0.22 0.05 0.17 P 0.11 0.004 0.114 0.005 0.109 S 0.037 0.004 0.041 0.014 0.027

表 3-25
铁水 (91.5 % ) 废钢 (8.5 %) 钢铁料(平均成分) 钢 水 氧 化 量 C 4.02 0.03 4.05 0.06 3.99

(2) 求各元素氧化产物的数量 (表 3-26) (3) 求炉渣重量和成分 (表 3-27) 表3-26、表3-27中氧化铁的数量是这样计算出来的: 由表 3-27 可知,除了FeO和Fe2O3以外的熔渣重量为: SiO2 + CaO + CaF2 + MnO + MgO + P2O5 + Al2O3 + CaS = 2.39 +7.45 +1.15 +0.39 +0.49 +0.25 +0.19 +0.06=12.37 kg 又由表3-21可知,终渣成分中 FeO + Fe2O3 = 10.99% + 4.79 =15.78 % 则其它成分共占: (100一15.78) % = 82.44 % 故总渣量为

12.37÷84.22 % = 14.69 kg 于是 FeO = 14.69×10.99=1.62 kg 其中 Fe=1.62× 56 / 72=1.26 kg 又 Fe2O3 =14.69× 4.79 % = 0.70 kg 其中 Fe =0.70×112 / 160=0.49 kg 将以上所得数据分别填入表3-26和表3-27中 。 由表3-27计算结果,熔渣碱度为3.1,FeO=11.03%,Fe2O3=4.77%,与原来实际成分符合 甚好。 表 3-26 各元素的氧化产物和数量
元素 Si 氧化物 SiO2 氧 化 量 0.86 耗 氧 量 氧 化 产 物 量 1.84

Mn

MnO

0.17

32 0.86× 2 8 =0.98 16 0.17× 5 5 =0.05

0.22

C

CO

3.99×90%=3.59

16 3.59× 1 2 =4.79
32
0.40× 1 2 =1.07

8.38

C

C O2

3.99×10%=0.40

1.47

P

P2O5

0.109

Fe

FeO

1.26

80 0.109× 6 2 =0.14 16 1.26× 5 6 =0.36
48 1 1 2 =0.21 0.49×

0.25

1.62

Fe

Fe2O3

0.49

0.70 由渣量按已知成分 反算,见后 0.018

S

SO2

0.027×33%=0.009

32 0.009× 3 2 =0.009

S

CaS 共 计

0.027-0.009=0.018 6.90 7.61

72 3 2 =0.04 0.018×

表 3-27
SiO2 CaO CaF2 MnO MgO FeO Fe2O3 P2O5 Al2O3 CaS 氧化产物 (kg) 1.84 石灰(kg) 7.49 × 1.58% = 0.12 7.49 × 92.15% = 6.9 7.49 × 1.25% = 0.09

炉渣的重量和成分
萤石(kg) 1.2 × 4.3% = 0.05 1.2 × 95.7% = 1.15 炉衬(kg) 1×2.6%=0.03 1×55%=0.55 共计 (kg) 2.39 7.45 1.15 0.39 0.49 1.62 0.70 0.25 0.19 0.06 (%) 16.27 50.71 7.83 2.65 3.34 11.03 4.77 1.70 1.30 0.40

铁矿(kg) 3.46×10%=0.35

0.22 1.62 0.70 0.25 0.04

3.46×5%=0.17

1×40%=0.40

3.46 × 4.93% = 0.17 3.46×0.07% ×72/32=0.005 7.49×0.10% ×72 / 32=0.017

1×2.4%=0.024

14.69

100.00

(4) 铁矿石还原,转炉烟尘和总耗氧量 加入铁矿石为3.46 kg ,其中 Fe2O3 = 3.46×80% =2.77kg 2.77 kg Fe2O3含: 112 2.77× 160 =1.94 kg Fe

48 2.77× 160 =0.83 kg O2 每100 kg 铁水 (近似地为钢铁料) 产生烟尘1.16 kg ,烟尘中含70% Fe2O3, 20% FeO ,则 烟尘中含: 48 16 160 +1.16×20%× 72 =0.30 kg O2 1.16×70% × 112 56 160 +1.16×20%× 72 =0.75 kg Fe 1.16×70% × 炉气中含有0.5 % 左右的自由氧,由以后炉气成分反算出为0.056 kg。 氧气总消耗为 7.61十 0.30一0.83+ 0.056 = 7.136 kg 22 .4 7.136 × 32 =4.995 Nm3
氧气纯度为99.5 % ,实际消耗为4.995 / 0.995=5.02Nm3,带N2为5.02-4.995=0.025 Nm3。 生产中实际耗氧量要比以上理论计算值高一些。 (5)求炉气成分 (表3-28)
表3-28
成分 CO CO2 N2 O2 SO2 重量(kg) 8.38 ① 1.84 0.03 0.056 0.018

炉气成分
体积(Nm3) 8.38×22.4 / 28 =6.70 1.84×22.4 / 44 =0.94 0.03×22.4 / 28 =0.025 0.056×22.4 / 32 =0.039 0.018×22.4 / 64 =0.006 7.71 体积百分数(%) 86.9 12.19 0.33 0.50 0.08 100.00

10.324 ① CO2成分中包括石灰烧减0.368 kg 。

上述炉气中含有0.5%左右的自由氧,重0.056 kg ,是由表3-28炉气成分反算出来的。 设在炉气总体积中,氧占x Nm3',氮占y Nm3,根据表3-28,已知炉气的其它成分,则可写 出: 6.70 ? 0.94 ? 0.006 ? y 0.995 x = -(6.70+0.94+0.006+y) 经简化可以得到

又 经简化可得

7.646 ? y x = 199 或者 199 x = 7.646+y ① 22.4 (7.61? 0.30 ? 0.83) ? x 22 .4 32 0.99 5 y = -{ 32 (7.61+0.30-0.83 ) +x }

4.956 ? x y = 199 解方程组①、②可得到:

或者

199 y = 4.956+x



或者

y =0.025 Nm3 N2; x =0.039 Nm3 O2 28 22 .4 =0.03 kg N2 y = 0.025× 32 22 .4 =0.056 kg O2 x = 0.039×

将以上所得结果列入表3-28。 (6)钢水收得率 吹损组成如下: 化学损失为6.90 kg 烟尘损失为 0.75 kg 炉渣中铁珠损失为14.69×8 %=1.18 kg 机械吹损为1.2 kg 加入铁矿石还原出铁为1.94 kg ,增加了钢水收得率。 钢水量=100-(6.90+0.75+1.18+1.2 )+1.94=91.91kg (7) 物料平衡表 (表3--29)
表3-29
项目 铁水 废钢 石灰 铁矿 萤石 炉衬 氧气 收 入 重量(kg) 91.5 8.5 7.49 3.46 1.20 1.0 7.14 120.29 注:误差:
120.29 ? 120.46 120.29

物料平衡表
项目 钢水 炉渣 炉气 喷溅 烟尘 铁珠 支 出 重量(kg) 91.91 14.69 10.32 1.20 1.16 1.18 120.46 (%) 76.29 12.19 8.58 1.0 0.95 0.98 100.00

(%) 76.1 7.1 6.23 2.87 1 0.83 5.94

=-0.15 % 。

以上是根据已生产的转炉部分实测数据(未加白云石的) 计算的物料平衡。 如果是尚未生产 的转炉或为确定试验方案作物料平衡,则可参考同类型已生产的工厂的情况,选定工艺参数进 行计算,以后再实测生产数据,加以校正。 钢水收得率是转炉炼钢一项极为重要的技术经济指标。通过物料平衡的计算,可以清楚地 看出影响钢水收得率的各种因素。生产中应针对上述因素,改进工艺操作,以提高钢水收得率。 此外,从计算中还可清楚看出,各种造渣材料和炉衬的消耗,炼钢操作应力求降低这些材料的 消耗。

3.10. 3

热平衡计算

为简化计算起见,装入炉内的冷料(如废钢、渣料等)的物理热均不计算在内,因此,收入 和支出两项中有关物理热的计算均以冷料温度( 假定为25℃)为起点。 3.10.3.1 热量收入 (1) 铁水物理热 铁水熔点=1538 - (4.4×100 + 0.93×8 + 0.20×5 + 0.12×30 + 0.04×25 ) -7 =1538一460 =1078℃ 铁水所带物理热为 91.4×[0.75× (1078一25 ) +218.4 +0.84× (1300一1078 )] =109190 kJ (2) 各元素氧化放热 C→CO 3.59×11676 = 41917 kJ C→CO2 0.40×34944 =13978 kJ Si→SiO2 0.86×29274=25176 kJ

Mn→MnO 0.17×6615 =1125 kJ P→4CaO·P2O5 0.108×36015=3890 kJ Fe→FeO 1.26×4263 = 5371 kJ Fe→Fe2O3 0.49×6481=3175 kJ ____________________________________________________________________________ 总 计 94632 kJ (3) 烟尘氧化热 1.16×0.70×(112 / l60)×6481 =3696 kJ 1.16×0.20×( 56 / 72 )×4263 =769 kJ (4) SiO2成渣生成热: 2.39×1625 =3884 kJ 总热量收入=109190 + 94632 + 3696 + 769 +3884 =212231 kJ 3.10.3.2 热量支出 (1) 钢水物理热 钢水熔点=1538-[0.06×65 + 0.05×5 + 0.005×30 + 0.014×25 ]-7 = 1526 ℃ 故钢水的物理热=91.91[0.70 (1526 一25 ) + 273 +0.84 (1670一1526 )] =132779 kJ (2) 熔渣物理热 14.69×[1.25×(1650 一25)+210 ]=32962 kJ (3) 铁矿分解热 1.94×6481=12571 kJ (4) 炉气物理热 (炉气温度假定为1450℃ ) 10.324×1.145(1450 一25)=16775 kJ (5) 烟尘带走热 1.16×[1.0×(1450 一25)+ 210 ] =1894 kJ (6) 渣中铁珠和喷溅金属带走的热量 (1.18+1.12)×[0.70×(1526 一25)+ 273 + 0.84×(1650一1526)]=3091.2 kJ
表 3-30
热 项 目 铁水物理热 各元紊氧化热 其 中 C Si Mn P Fe 收 热量 (kJ) 109190 94632 55895 25176 l125 3890 8546 入 (%) 51.46 44.59 26.34 11.86 0.53 1.83 4.03

热平街表
热 项 目 钢水物理热 炉渣物理热 铁矿分解热 炉气物理热 烟尘带走热 铁珠喷溅带走热 其它热损失 支 热量 (kJ) 出 (%)

烟尘氧化热 SiO2成渣热 共 计

4465 3884 212231

2.11 1.84 100.00 共 计 212231 100.00

总热量支出 =132779 +32962+12571+16775 +1894 +3091.2 =200072 kJ 其它热损失=212231一200072 =12159kJ 3.10.3.3 热平衡表 (表3-30) 由热平衡表可以算出转炉的总热效率: 有效热 62 .56 ? 5.92 100 总热效率= 有效热 ? 无效热 = ×100 %=68.48% 转炉总热效率是转炉操作的一项重要的指标。提高总热效率意味着收入的热量得到更充分 的利用,可以加入更多的废钢或铁矿,这样可以提高转炉的技术经济指标。分析热平衡表可以 看出,氧气顶吹转炉提高总热效率的关键是减少渣量。减少热损失最主要的是缩短冶炼时间和 炉与炉的间隔时间。此外,造好渣和减少喷溅也是提高转炉总热效率的重要途径。提高总热效 率同提高钢水收得率是一致的,应在操作时全面考虑。

3.11顶吹转炉计算机自动控制
转炉炼钢过程复杂(如图3-13所示),终点成分和温度的控制范围窄,使用的原材料和 生产的品种多、数量大,冶炼过程温度高,时间短,可变因素多,变化范围大。因此,凭经验 和直接观察很难适应现代转炉炼钢生产的需要。六十年代以来,随着电子计算机和检测技术的 迅速发展,开始采用计算机控制炼钢过程。

图3-13

转炉炼钢过程的主要影响因素和操作因索

美国于1959年首次利用计算机计算转炉供氧量和冷却剂用量,对转炉终点实行静态控制。 随后。很多国家投入研究并相继采用。在此基础上,又出现了转炉终点的动态控制法。 在发展转炉过程控制技术的同时,转炉生产管理系统的自动控制也得到了很大发展。 出现了联机实时管理系统、计算机网络系统和数据库系统,形成了包括生产计划、作业管 理、工艺控制、库存管理、质量及其它业务管理的自动化系统。 计算机用于钢铁企业管理和转炉冶炼过程控制,显著提高了转炉生产率,降低了原材料、 能源和人工消耗及生产成本,提高了产品质量,还减轻了劳动强度。目前,转炉终点静态控制 的命中率可达60~70%,比人工控制命中率约高10~20%。动态控制的终点成分和温度的同时 命中率可达90%以上。 目前转炉的自动控制还处于发展和逐步完善阶段。由于某些系统的控制模型主要是依靠经 验建立的,目标命中率尚不高;转炉全部工艺过程的自动控制,例如脱磷和脱硫的控制,还有 待研究开发;目前,自动控制系统的功能也还有限,例如还不能满意地消除喷溅等异常事故。 因此,转炉的自动控制仍然是需要深入开展工作和迫切需要研究的重要课题。

3.11.1 转炉自动控制系统
转炉钢厂的全盘自动化控制系统,包括由原料、冶炼、钢水处理、浇注及生产管理等全部 工艺环节在内的若干子系统构成。其中,转炉冶炼的自动控制系统是主要子系统。 转炉自动控制系统包括计算机系统、电子称量系统、检测调节系统、逻辑控制系统、显示 装置及副枪设备等。其主体部分的构成、布置和功能如下。 用于转炉炼钢过程自动控制的电子计算机由运算器、存放数据和程序的存储器、指挥机器 工作的控制器和输人输出设备构成。

图3-14

典型的转炉计算机控制系统及其数据输入-输出时间关系

通常,人们把描述转炉实际过程的数学模型用―程序设计语言‖写成源程序,靠计算机内的 ―编译程序‖翻译成机器指令(目的程序),然后计算机执行机器指令工作,辅助操作者实现炼 钢过程控制。 常用的程序设计语言, 即算法语言有很多种, 如FORTRAN, ALGOL60; C OBOL; PL/1, ALG○L68; BASIC等。 比较典型的转炉计算机控制系统及其数据输入一输出时间如图3-14所示,该系统还包括下 一工序在内的信息管理。 图3-15是典型的转炉冶炼作业工作顺序和计算机静态、动态控制的工作顺序。该转炉具有 OG装置,控制系统包括对OG的控制。根据前炉情况,计算机就会对预定炉次进行炉料计算。 在预定炉次冶炼开始前,通过手动或自动向计算机输入设定的吹炼数据,以及测定和分析的铁 水温度和成分数据,辅助原料数据等。然后根据操作者的要求,按静态或动态控制吹炼。吹炼 停止后对数学模型进行修正并向下步工序输出信息。

图3-15 转炉作业和计算机控制系统工作顺序

转炉的计算机控制系统通常应具备的功能有:工艺过程参数的自动收集、处理和记录;根 据模型计算各种原材料包括铁水、废钢、辅助材料、铁合金和氧气的用量;吹炼过程的自动控 制,包括静态控制、动态控制和全自动控制;人一机联系,包括用各种显示器报告冶炼进程和 向计算机输入信息;控制系统本身的故障处理;生产管理,包括向后步工序输出信息以及打印 每炉冶炼记录和报表等。

3.11.2 静态控制与动态控制
转炉的自动控制一般分为静态控制和动态控制。就炼钢生产来讲,要求采用动态控制。目 前由于缺乏可靠的测试手段,特别是温度和碳含量尚不能可靠地连续测定,无法将信息正确、 迅速、连续地传送到计算机中去。因此,世界各国在实现动态控制之前都先设计静态控 制。 A、静态控制 以物料平衡及热平衡为基础,建立一定的数学模型,即以已知的原料条件和吹炼终点钢水 温度及成分为依据,计算铁水、废钢、各种造渣材料及冷却剂等物料的加入量,氧耗量和供氧 时间,并按照计算机计算的结果进行吹炼,在吹炼过程中不进行任何修正的控制方法,即静态 控制。 静态控制是采用计算机控制转炉炼钢较早的一种方法,始于20世纪60年代初。曾经使用过的静 态数学模型有理论模型、统计模型和增量模型。 理论模型是根据物理化学原理,运用质量和能量守恒定律建立物料平衡和热平衡,用数学 式描述各个过程,建立初始变量和终点变量之间的关系,它不考虑过程和速度的变化,物理意 义明确,但由于炼钢过程的因素复杂多变,计算过程中需作很多假设处理,所以理论模型预报 精度较低。 统计模型是运用数理统计方法,对大量生产数据进行统计分析而建立的数学模型,尽管人 们对炼钢过程的认识还很有限,但由于使用了实际生产数据,所以统计模型能比较好地符合实 际生产情况。 增量模型是把整个炉役期中工艺因素变化的影响看作是连续函数,相邻两炉钢的炉型变化

甚微而看作对操作无影响。这样,以上一炉操作情况为基础,对本炉操作因素的变化加以修正, 修正结果作为本炉的数学模型。其数学通式如下: y1 = y0 +f (x1-x0) (3—18) 式中 y1——本炉控制参数的目标值; y0——本炉控制参数的实际结果; x1——本炉的变量; x0——上一炉的变量. 增量模型比统计模型更接近于实际情况。 目前,人们对炼钢过程的理论认识还不完全清楚,未能建立起能供实际使用的纯理论模型, 一般是将理论模型和经验模型相结合使用。 由于静态控制只考虑始态和终态之间量的差别,不考虑各种变量随时间的变化,得不到炉 内实际进展的反馈信息,不能及时修正吹炼轨道。因此,静态控制的命中率仍然不高。 B 动态控制 动态控制是在静态控制基础上,应用副枪等测试手段,将吹炼过程中金属成分、温度及熔 渣状况等有关的变量随时间变化的动态信息传送给计算机,依据所测到的动态信息对吹炼参数 及时修正,达到预定的吹炼目标。由于它比较真实地反映了熔池情况,命中率比静态控制显著 提高,具有更大的适应性和准确性,可实现最佳控制。动态控制的关键在于迅速、准确、连续 地获得熔池内各参数的反馈信息,尤其是熔池温度和碳含量。 当前,动态控制主要用于准确控制终点钢水温度和碳含量。使用过的动态控制方法主要有: 吹炼条件控制法、轨道跟踪法、动态停吹法、称量控制法,使用较多的是吹炼条件控制法和动 态停吹法。 吹炼条件控制法是根据吹炼过程中检测到的熔池反馈信息、修正吹炼条件,使吹炼过程按照 预定的吹炼轨道进行的一种控制方法。 动态停吹法是在吹炼前先用静态模型进行装料计算,吹炼前期用静态模型进行控制。接近终 点时,由检测到的信息,根据对接近炉次或类似炉次回归分析所获得脱碳速度与碳含量之间的关 系, 以及升温速度与熔池温度之间的关系, 判断最佳停吹点。 停吹时根据需要作相应的修正动作, 最佳停吹点应是碳含量和温度同时命中或者两者中有一项命中, 另一项不需后吹只经某些修正动 作即可达到目标要求。 轨道跟踪法(如图3—16)在吹炼前与静态控制一样,先做装料计算,在吹炼过程中通过检 测仪器测出钢水温度、碳含量和造渣情况等连续变化的信息;吹炼后期参照以往的典型曲线,将 测得的碳含量和温度信息输入计算机, 算出预计的曲线。 最初预计曲线与实际曲线可能相差较大, 以此为基础,继续用检测的信息算出新的预计曲线,新曲线虽与实际曲线仍有差异,但两者已较 为接近。上述过程反复进行,直至吹炼终点,越接近终点,预计曲线越接近实际曲线。 与静态相比,动态控制具有更大的适应性和准确性,可实现最佳控制。动态控制的关键是吹炼 过程中要快速、准确并连续地获得熔池内各工艺参数,因而测试手段是很重要的。目前,普遍 应用计算机副枪 控制系统。根据钢种的要求选择适用的“吹炼模型”并进行静态计算,出钢前 用副枪测定钢水温度与碳含量,根据钢种的要求选择适用的“吹炼模型”并进行静态计算,再根 据副枪测定结果来修正出钢前温度与碳含量轨迹,操作进入动态控制,出钢时温度与碳同时命 中。


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