周 軍，鄧南陽，潘 軍，沈思寶，張文英

(馬鞍山鋼鐵股份有限公司長材事業(yè)部，安徽 馬鞍山 243000)

馬鋼長材事業(yè)部一區(qū)現(xiàn)有4座65 t頂?shù)讖痛缔D爐，由于轉爐在吹煉過程中，爐內進行著極其復雜、激烈的物理化學反應和機械運動，受高溫和惡劣條件的影響，轉爐爐襯在使用過程中易于受到侵蝕和損壞[1-6]。當轉爐爐襯工作層被侵蝕至殘余厚度約為100 mm左右時，就要更換爐襯，否則，不僅增加爐況維護耐材成本，還極易發(fā)生漏鋼事故[7]。對于活爐底轉爐來說，更換爐襯前，應先將爐底與爐身分離，然后才能進行拆爐作業(yè)，而要使爐底與爐身完全有效分離，必須先將熔池接縫處的濺渣層清除干凈。因此，活爐底轉爐熔池接縫處濺渣層清除完全與否，是爐底與爐身能否有效分離的關鍵。

1 工況條件

馬鋼65 t頂?shù)讖痛缔D爐主要參數(shù)見表1，吹煉氧槍為4孔噴頭，供氧強度為3.2～3.6 Nm3/(t·min)，氧槍噴頭工藝參數(shù)見表2，3支雙環(huán)縫式供氣元件底槍，底吹強度為0.02～0.04 Nm3/(t·min)。

表1 65 t頂?shù)讖痛缔D爐主要參數(shù)

表2 氧槍噴頭工藝參數(shù)

2 熔池接縫處濺渣層清除措施

2.1 熔池接縫處濺渣層清除工藝原理

高溫、高(FeO)含量爐渣對熔池接縫處濺渣層具有一定的侵蝕作用。通過氧槍向爐內吹入氧氣，利用爐渣中鐵元素與氧氣反應，反應方程式如下[8]：

Fe(l)+1/2O2(g)=FeO(l)

(1)

由式(1)可知，在轉爐煉鋼溫度條件下，△G<0，反應向正方向進行，且該反應為放熱反應，反應結束后生成高溫和高(FeO)含量爐渣浸泡在熔池接縫處濺渣層。溫度是改變熔渣形態(tài)的重要參數(shù)，溫度升高，不僅可以促使熔池接縫處附著的高熔點固態(tài)高堿度濺渣層由固態(tài)熔為液態(tài)，同時，還可以促使爐渣內的某些離子鍵斷裂，聚合態(tài)的原子團分解，降低了質點傳輸所需要的活化能，幫助固態(tài)渣進一步熔化成液態(tài)渣。

圖1為CaO-SiO2-FeO渣系的粘度曲線圖，隨著渣中(FeO)含量增加，爐渣粘度隨之減小，同時，渣中富含(FeO)，自由氧離子增多，降低了渣的熔化溫度和濺渣層中物相的分解溫度，降低了渣的粘性，渣的流動性變好[9-10]。因此，渣中(FeO)含量的增加可以促進轉爐爐底與爐身接縫處附著的濺渣層熔解。

圖1 CaO-SiO2-FeO渣系的粘度曲線圖

熔池的沖擊深度根據(jù)A Flinn公式計算[11-12]：

(2)

式(2)中，h為沖擊深度，mm；H為氧槍槍位，mm；p0為氧氣滯止壓力，MPa；d1為喉口直徑，mm；θ為中心夾角。

由式(2)以及表2數(shù)據(jù)可以計算得出，不同氧壓、氧槍槍位與沖擊深度的關系，結果如表3所示。

表3 不同氧壓、氧槍槍位與沖擊深度的關系

馬鋼65 t頂?shù)讖痛缔D爐熔池深度標高為1133 mm，熔池接縫處標高為650 mm，兩者之間差值483 mm，該值表示金屬液面距熔池接縫處距離，也就是氧氣所需要的沖擊深度值。由表2計算結果可知，表中沖擊深度值與483 mm最為接近的，是氧槍工作壓力為0.40 MPa，氧槍槍位為1000 mm時，對應的沖擊深度為488 mm。

洗爐作業(yè)時，氧槍工作壓力應設定為0.40 MPa，供氧強度是正常吹煉供氧強度的40%～60%，可避免洗爐過程中發(fā)生漏鋼事故。氧槍槍位控制在1000 mm，一方面，有利于氧氣與爐渣內鐵元素充分反應，達到快速升溫并獲得高(FeO)含量爐渣的作用；另一方面，可確保氧氣射流主要作用于熔池接縫處濺渣層，并獲得較好的沖刷和攪拌效果。繼續(xù)吹氧過程中，提高氧槍槍位至2000 mm，氧氣流股對熔池接縫處濺渣層進行弱攪拌，以提高該處濺渣層侵蝕的均勻性。

2.2 熔池接縫處濺渣層清除操作

2.2.1 停爐準備

轉爐爐役計劃停爐前24 h不安排補爐，冶煉操作時，造渣輔料按照冶煉所需加入量參考值下限控制，爐底高度按照開新爐實測值-100～-200 mm控制。停爐前一爐出鋼完畢后，將爐內終渣翻凈，采用激光測厚儀測量爐襯工作層厚度和爐底實際高度，為氧槍槍位、供氧強度以及浸泡侵蝕時間控制作參考。

2.2.2 停爐操作

爐役計劃停爐爐次，當爐鋼水正常冶煉，鋼水出凈后，倒掉部分爐渣，轉爐倒渣參考傾動角度100°～105°，爐內渣量控制在25～30 kg/t鋼。

2.2.3 吹氧操作

因爐役后期，一般轉爐爐襯最薄弱工作層殘余厚度約為100 mm左右，為避免洗爐過程中發(fā)生漏鋼事故，洗爐作業(yè)供氧強度要求按照正常吹煉供氧強度的40%～60%控制，具體操作如下：

(1)倒渣結束后，轉爐搖至零位。

(2)下槍吹氧，氧槍槍位采取“低-高”控制模式，即氧壓0.3～0.4 MPa，氧氣流量6500～6750 Nm3/h，供氧強度1.6～1.8 Nm3/(min·t)，氧槍噴頭距爐底實測高度1000 mm，采用相對低的槍位，使氧氣與爐渣進行充分反應，快速升溫，在短時間內獲得高溫和高(FeO)含量爐渣，吹氧時間5 min。

(3)當氧氣累計量達到550 Nm3時，適當提高氧槍槍位，氧壓0.3～0.4 MPa，氧氣流量6500～6750 Nm3/h，供氧強度1.6～1.8 Nm3/(min·t)，氧槍噴頭距爐底實測高度2000 mm，采用相對高的槍位，使氧氣流股主要對熔池接縫處濺渣層進行沖刷攪拌，起到加速該處濺渣層侵蝕剝落的作用，繼續(xù)吹氧5 min。

(4)當氧氣累計量達到1100 Nm3時，提槍至6500 mm等候點，停止吹氧。

2.2.4 浸泡侵蝕

吹氧結束后，浸泡侵蝕熔池接縫處濺渣層，以提高該處濺渣層侵蝕的均勻性和完全性，有利于爐底與爐身有效分離，浸泡侵蝕時間控制參照表4。

圖2 爐底與爐身接縫處濺渣層清除吹氧操作示意圖

表4 浸泡侵蝕時間控制參照表

2.2.5 檢查確認

浸泡侵蝕結束后，將爐內高溫和高(FeO)含量爐渣倒出1/2，參考轉爐傾動角度95°～100°，待轉爐倒渣結束平穩(wěn)后，觀察熔池接縫處濺渣層侵蝕情況。當該處濺渣層侵蝕完全且存在明顯磚縫時，將爐內剩余爐渣翻凈，洗爐作業(yè)結束。否則，參照2.2.3～2.2.5章節(jié)操作步驟，再次進行洗爐作業(yè)，具體如下：

(1)將轉爐搖至零位，下槍再次吹氧，氧壓0.3～0.4 MPa，氧氣流量6500～6750 Nm3/h，供氧強度1.6～1.8 Nm3/(min·t)，氧槍噴頭距爐底實測高度1000 mm，吹氧時間3 min。

(2)當氧氣累計量達到1430 Nm3時，適當提高氧槍槍位，氧壓0.3～0.4 MPa，氧氣流量6500～6750 Nm3/h，供氧強度1.6～1.8 Nm3/(min·t)，氧槍噴頭距爐底實測高度2000 mm，繼續(xù)吹氧3 min。

(3)當氧氣累計量達到1760 Nm3時，提槍至6500 mm等候點，停止吹氧。

(4)吹氧結束后，再次浸泡侵蝕熔池接縫處濺渣層2 min。

(5)浸泡侵蝕結束后，倒爐觀察熔池接縫處濺渣層侵蝕情況，直至該處濺渣層侵蝕完全且存在明顯磚縫時，將爐內渣翻空，洗爐作業(yè)結束。

3 應用效果

馬鋼65 t頂?shù)讖痛缔D爐爐役檢修時，該操作方法實施后，可快速將熔池接縫處濺渣層清除完全，確保爐底與爐身有效分離，進而為后續(xù)拆爐作業(yè)提供安全保障。同時，該操作方法還具有操作平穩(wěn)和安全系數(shù)高的特點，洗爐作業(yè)時間可有效控制在30 min以內。

4 結論

(1)利用預留在轉爐內爐渣中鐵元素與氧氣反應，具有升溫迅速且反應后產(chǎn)生高溫和高FeO含量爐渣的工藝特點，滿足了侵蝕熔池接縫處濺渣層所需高溫、高FeO含量爐渣的熱力學條件。同時，借助氧氣射流對熔池接縫處濺渣層進行沖刷攪拌，又具有良好的動力學條件，有利于該處殘余濺渣層侵蝕剝落。吹氧結束后，適當增加浸泡侵蝕時間，可獲得更好的侵蝕效果。

(2)根據(jù)停爐前實測爐襯工作層厚度和爐底高度實際值，通過分階段對氧槍槍位、供氧強度、氧氣累計量以及浸泡侵蝕時間進行合理控制，在達到爐底與爐身濺渣層清除完全的同時，避免發(fā)生漏鋼事故。

(3)該操作方法在馬鋼65 t頂?shù)讖痛缔D爐上成功應用，可快速將熔池接縫處濺渣層清除完全，確保爐底與爐身有效分離，進而為后續(xù)拆爐作業(yè)提供安全保障，具有良好的推廣應用前景。