曹祥，劉鵬飛，喬冠男，何海龍，王一名

（鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠，遼寧 鞍山 114021）

鋼鐵冶煉伴隨著大量副產(chǎn)煤氣的產(chǎn)生，轉(zhuǎn)爐煤氣是煉鋼最重要的副產(chǎn)品之一，回收利用好轉(zhuǎn)爐煤氣對(duì)煉鋼節(jié)能降耗、減輕環(huán)境污染意義重大。與傳統(tǒng)的濕法除塵（OG）相比，干法除塵（LT）具有除塵效率高、能源消耗和運(yùn)行費(fèi)用低、使用壽命長、維護(hù)維修少的優(yōu)點(diǎn)。特別是在降低新水消耗、能源消耗方面具有明顯優(yōu)勢，可將轉(zhuǎn)爐煤氣含塵量降到15 mg/m以下。該技術(shù)于20世紀(jì)60年代末期開發(fā)成功，并于1969年在德國薩爾茨吉特鋼廠被首次應(yīng)用。1997年，寶鋼在國內(nèi)率先引進(jìn)了煤氣干法除塵技術(shù)并在其第二煉鋼廠2座250 t轉(zhuǎn)爐上應(yīng)用。由于引進(jìn)國外成套技術(shù)裝備一次性投資巨大，加上煤氣卸爆等技術(shù)問題在較長時(shí)期內(nèi)未能有效解決，導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐煤氣干法除塵技術(shù)在國內(nèi)未能推廣應(yīng)用。

近年來，隨著國家對(duì)環(huán)境保護(hù)要求和煙氣排放標(biāo)準(zhǔn)的不斷提高，轉(zhuǎn)爐干法除塵工藝技術(shù)逐漸成熟。各大鋼廠逐步引進(jìn)干法除塵工藝，防止干法除塵工藝卸爆的控制技術(shù)也趨于成熟。鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠三分廠（以下簡稱“三分廠”）有2座公稱容量180 t的轉(zhuǎn)爐，2014年在鞍鋼首次引進(jìn)干法除塵系統(tǒng)。應(yīng)用初期，由于新工藝、新系統(tǒng)處于磨合期，而且受到鐵水硅含量等外界條件的影響，轉(zhuǎn)爐冶煉過程中干法除塵系統(tǒng)極易出現(xiàn)卸爆，影響了生產(chǎn)順行，因此對(duì)干法除塵工藝進(jìn)行了優(yōu)化控制，本文對(duì)此作以介紹。

1 轉(zhuǎn)爐干法除塵工藝概況

轉(zhuǎn)爐干法除塵工藝流程如圖1所示。轉(zhuǎn)爐煤氣（1 400～1 600℃）經(jīng)煙罩收集后進(jìn)入汽化冷卻煙道，通過熱交換將高溫煤氣熱量回收，使轉(zhuǎn)爐煤氣溫度降至800～1 000℃，然后由水冷煙道進(jìn)入蒸發(fā)冷卻器，噴射霧化水進(jìn)行二次降溫和粗除塵。經(jīng)過冷卻后的煤氣溫度降至210～230℃，再進(jìn)入到靜電除塵器中進(jìn)行煤氣精除塵。凈化后的煤氣由軸流風(fēng)機(jī)加壓，將合格煤氣經(jīng)煤氣冷卻器降溫至70℃后，進(jìn)入轉(zhuǎn)爐煤氣柜回收。

圖1 轉(zhuǎn)爐干法除塵工藝流程Fig.1 Process Flow for Dry Dedusting Process by Converter

2 卸爆原因分析

可燃?xì)怏w和空氣或氧的混合比在爆炸極限的范圍之內(nèi)，且混合時(shí)的溫度在最低著火溫度以上時(shí)會(huì)發(fā)生爆炸。轉(zhuǎn)爐不連續(xù)吹煉的特性導(dǎo)致冶煉過程中產(chǎn)生的CO和少部分O易同時(shí)進(jìn)入靜電除塵系統(tǒng)，當(dāng)兩種氣體混合且體積分?jǐn)?shù)滿足φO＞6%、φCO＞9%時(shí)，如果遇到火花或明火就會(huì)產(chǎn)生化學(xué)反應(yīng)而形成燃爆。另外，若煙氣中存在H，且滿足 φH＞3%、φO＞2%時(shí)，遇到火花也會(huì)產(chǎn)生燃爆。

三分廠僅2015年1～5月轉(zhuǎn)爐就發(fā)生22次卸爆，如表1所示。由表1可以看出，卸爆一般發(fā)生在吹氧初期和二次下槍時(shí)期。每次卸爆之后需要處理近20 min才能進(jìn)行再次吹煉，不僅損壞設(shè)備，還極大地影響了生產(chǎn)節(jié)奏，降低了轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)效率，導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐經(jīng)濟(jì)指標(biāo)下滑。

表1 2015年1～5月期間卸爆情況Table 1 Explosion Venting Situation from January to May in 2015

分析除塵卸爆的原因如下：

（1）轉(zhuǎn)爐開始吹煉時(shí)氧氣流量和沖擊深度過大，造成爐內(nèi)反應(yīng)過于激烈，一氧化碳生成速度過快，在靜電除塵器內(nèi)部與開吹前煙道中的空氣混合，從而在靜電除塵器內(nèi)產(chǎn)生爆炸。

（2）轉(zhuǎn)爐因故障抬槍后二次下槍，氧槍沖擊深度不夠，下槍后氧氣流量大，碳氧未完全反應(yīng)，導(dǎo)致游離的氧氣進(jìn)入靜電除塵器內(nèi)產(chǎn)生爆炸。

（3）轉(zhuǎn)爐下氧槍開吹后，鐵水未打著火，煙氣中的氧含量過高，導(dǎo)致游離的氧氣進(jìn)入靜電除塵器內(nèi)產(chǎn)生爆炸。

因此，轉(zhuǎn)爐冶煉開吹時(shí)需要達(dá)到良好的吹煉效果，提高氧氣利用率，在保證打火狀態(tài)的條件下，降低一氧化碳的生成速率，減少未充分燃燒的氧氣進(jìn)入到靜電除塵器中，才能避免卸爆，所以需要對(duì)氧槍與煉鋼熔池的相互作用進(jìn)行研究并優(yōu)化。干法除塵的特點(diǎn)是連鎖條件多且復(fù)雜，某一個(gè)條件出現(xiàn)故障便會(huì)產(chǎn)生停止吹煉的信號(hào)，導(dǎo)致自動(dòng)抬槍，限制生產(chǎn)。消除故障后二次下槍時(shí)，由于吹煉進(jìn)入中期，爐內(nèi)溫度較高，CO生成速度較快，因此，二次下槍時(shí)易出現(xiàn)連續(xù)卸爆事故，造成生產(chǎn)中斷，爐內(nèi)鋼水熱回收的惡性事故。所以，還需要三維模擬分析汽化冷卻煙道全程的煙氣量，開展氣體混勻?qū)嶒?yàn)，制定二次下槍造氮幕控制卸爆技術(shù)，保證生產(chǎn)的順行。

3 轉(zhuǎn)爐氧槍與煉鋼熔池相互作用的研究

轉(zhuǎn)爐吹煉過程中，要確定合適的氧槍槍位和供氧流量，在此基礎(chǔ)上，熔池才能具有合適的沖擊深度。結(jié)合轉(zhuǎn)爐氧槍頂吹沖擊坑形態(tài)水模實(shí)驗(yàn)進(jìn)行分析，確定最佳的氧槍槍位和流量。

3.1 熔池流場

采用染色顯示法顯示熔池流場。表2為水模實(shí)驗(yàn)原型和模型的介質(zhì)對(duì)比。

表2 水模實(shí)驗(yàn)原型和模型的介質(zhì)對(duì)比Table 2 Comparison of Mediums for Original Model and New Model in Water Model Experiment

3.2 流量分配方案

使用氧槍理論流量如下：

根據(jù)相似原理可知實(shí)驗(yàn)的相似準(zhǔn)數(shù)為修正的Froude準(zhǔn)數(shù)，其表達(dá)式為：

式中，υ為氣流速度,m/s；ρ為氣體密度,kg/m;g 為重力加速度，m/s；d為特征尺寸,m；ρ為液體密度,kg/m。

由 Fr’=Fr’可得：

式中，Q為模型的氣體體積流量 （標(biāo)態(tài)），m/h；Q為原型的氣體體積流量 （標(biāo)態(tài)），m/h；d、d分別為模型和原型的特征尺寸,m；ρ、ρ分別為模型和原型的氣體密度,kg/m；ρ、ρ分別為模型和原型的液體密度,kg/m。

水模實(shí)驗(yàn)采用的幾何相似比為1:5.9，Q=44 000 m/h，將有關(guān)參數(shù)代入得到Q=44 000 ×0.003 16=139.04 m/h。

3.3 攪拌能量分析

根據(jù)射流對(duì)熔池的攪拌能 （甲斐干公式），射流對(duì)熔池的沖擊能量ε為：

式中：V為爐渣體積，m；θ為噴口夾角，°；Q為氧氣流量，m/h；M為氣體分子量；n為噴口個(gè)數(shù)；D為噴口出口直徑，m；H為槍高，m。

在實(shí)際冶煉過程中,氧槍射流的出口流速為超音速,而在冷態(tài)模擬實(shí)驗(yàn)中,模型的流量是根據(jù)相似原理計(jì)算出來的，根本達(dá)不到超音速。由于槍位的幾何相似，會(huì)使得模型氧槍射流的中心流速偏低而造成射流與熔池的接觸面積增大，使得沖擊深度過低，沖擊面積過大。需根據(jù)幾何相似比例算出槍位，減去槍位修正項(xiàng)：

式中，L為超音速核心段長度，m；x為設(shè)想亞音速噴嘴與超音速核心末端的距離，m；Ma為馬赫數(shù)。

具體計(jì)算為：

式中，d為噴嘴侯口直徑，m；P為噴嘴前的滯止氧壓，MPa；ν為射流出口速度，m/s； d為噴嘴出口直徑，m，α 為音速，m/s。

由式（5）、（6）可計(jì)算出槍位的修正值，當(dāng) Ma=2.0～2.15時(shí)，槍位修正值為60～64 mm。由此計(jì)算出模型的氧槍槍位，選擇不同氧槍槍位和供氧流量進(jìn)行水模實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)開始前調(diào)節(jié)相機(jī)位置以保證相機(jī)焦點(diǎn)與初始液面在同一水平面，然后固定相機(jī)位置并在實(shí)驗(yàn)過程中保持不變。 當(dāng)吹煉開始一段時(shí)間且熔池（深度172 mm）達(dá)到穩(wěn)定后，利用相機(jī)記錄沖擊坑形態(tài)，視頻記錄時(shí)間約為20 s。

圖2為不同供氧流量和氧槍槍位水模實(shí)驗(yàn)效果，表3為水模實(shí)驗(yàn)測定的氧槍沖擊深度。由圖2和表3可以看出，在一定的供氧流量下，隨著槍位的提高，沖擊深度不斷減??；在一定的槍位下，隨著流量的增大，沖擊深度不斷增大。當(dāng)供氧流量為140 m/h，槍位為250 mm時(shí)，沖擊深度會(huì)急劇下降，沖擊深度比只有31%；槍位為193 mm時(shí)，沖擊深度比上升至55%。水模實(shí)驗(yàn)得出結(jié)論：流量為125 m/h，氧槍槍位為222 mm時(shí)，沖擊深度比為40%，對(duì)熔池的攪拌效果最好。對(duì)應(yīng)到原型中，氧槍槍位為2 000 mm，氧氣流量為40 000 m/h。

圖2 不同供氧流量和氧槍槍位水模實(shí)驗(yàn)效果Fig.2 Effects in Water Model Experiment under Different Oxygen Flow and Oxygen Lance Distance

表3 水模實(shí)驗(yàn)測定的氧槍沖擊深度Table 3 Impact Depth for Oxygen Lance Determined in Water Model Experiment

4 煙氣量模擬分析

4.1 全程煙氣量三維模擬

在汽化冷卻煙道入口處，CO濃度較大，但由于其參與了燃燒反應(yīng)，所以在近壁面處濃度略有減少。由于在活動(dòng)煙罩吸入的空氣量較少，煙氣中的 CO含量則較大，故空氣中的O很快被反應(yīng)耗盡，煙氣濃度分布如圖 3（a）所示，顏色越深表示濃度越高。煙道出口處的煙氣平均流速約為10 m/s，壁面處存在明顯的速度邊界層，煙氣速度在壁面處為0?？拷鼰煹乐行奶師煔馑俣容^大，空氣緊貼著煙道壁面被卷吸進(jìn)入煙道，煙氣流速分布如圖3（b）所示，顏色越深代表流速越快。

圖3 煙氣濃度和流速分布Fig.3 Distribution Situation for Flue Gas Concentration and Flow Rate

4.2 氣體混勻?qū)嶒?yàn)

從以上煙氣分布來看，一旦出現(xiàn)吹煉中斷，由于爐內(nèi)碳氧反應(yīng)中斷，煙氣量減少，汽化冷卻煙道內(nèi)煙氣溫度和壓力隨之下降出現(xiàn)負(fù)壓，造成活動(dòng)煙罩吸入的空氣量大幅增加?？諝饣烊氲綗煔庵?，使氧含量增加，對(duì)此，在二次下槍前需造氮幕稀釋煙道中氧含量。

模擬初始條件下管道里的氣體是轉(zhuǎn)爐煙氣，氮?dú)膺M(jìn)入后兩種氣體相互混合，圖4為轉(zhuǎn)爐煙氣模擬模型與濃度截面圖。濃度截面圖的顏色代表氣體濃度，濃度差很小時(shí)對(duì)應(yīng)的時(shí)間就是混勻時(shí)間。為保證模擬精度，共采取三個(gè)不同的時(shí)間步長，開始采用較小的，前兩個(gè)時(shí)間段共6 s，逐漸加大，最后一個(gè)時(shí)間段為12 s，計(jì)算時(shí)間共18 s,兩種氣體最大混合時(shí)間約18 s。由于實(shí)際氣體是混合氣體，氣體擴(kuò)散系數(shù)有所不同，因此實(shí)際混勻時(shí)間可能長于18 s?？梢钥紤]將時(shí)間加一個(gè)系數(shù)，視為該時(shí)間段內(nèi)的氣體是未混合均勻的。

圖4 轉(zhuǎn)爐煙氣模擬模型與濃度截面圖Fig.4 Simulation Model for Flue Gas in Converter and Cross-sectional View for Its Concentration

5 采取的措施

5.1 優(yōu)化轉(zhuǎn)爐吹煉模式

根據(jù)氧槍噴頭特性，結(jié)合氧氣與鋼液兩相分布規(guī)律的研究和干法除塵系統(tǒng)的生產(chǎn)實(shí)踐，在吹煉過程中采用流量和槍位斜坡控制方案，即下槍初期，按吹煉自動(dòng)步驟氧流量緩慢上升，根據(jù)時(shí)間自動(dòng)調(diào)整氧槍槍位，保證在吹煉過程中產(chǎn)生的CO在爐口基本能完全燃燒變成CO。而CO氣體形成一種活塞煙氣柱，將CO和O混合控制在爆炸范圍之外，優(yōu)化后氧槍吹煉模式如表4。

表4 優(yōu)化后氧槍吹煉模式Table 4 Blowing Mode by Oxygen Lance after Optimization

實(shí)現(xiàn)吹煉自動(dòng)控制，穩(wěn)定冶煉工藝操作，確保開吹點(diǎn)火成功，氧槍槍位和流量按設(shè)定值調(diào)整，降低熔池沖擊深度減緩CO生成過快的問題，把開吹后煙氣中一氧化碳濃度和氧氣濃度排除在爆炸極限的范圍外，并根據(jù)鐵水條件硅氧化期結(jié)束進(jìn)入碳氧反應(yīng)時(shí)，把氧槍和流量調(diào)整到最好的攪拌效果，即氧槍槍位為2 000 mm，氧氣流量為40 000 m/h。另外，當(dāng)鐵水Si含量＞0.7時(shí)，為避免跑渣，氧槍槍位降低100 mm。

5.2 二次下槍造氮幕控制卸爆技術(shù)

由于故障造成抬槍后，強(qiáng)制控制轉(zhuǎn)爐再下槍3 min，通過風(fēng)機(jī)的運(yùn)行將管道內(nèi)殘余的煙氣抽凈，再次下槍前打開氮?dú)忾y門向管道內(nèi)吹入2 min氮?dú)猓靹蚬艿纼?nèi)進(jìn)入的氣體，從而稀釋電除塵器內(nèi)的氧氣含量。下槍后控制初始氧氣流量不超過正常值的1/2，持續(xù)1 min后，觀測煙氣分析儀氧含量值的變化，小幅度地分3～4次將氧氣流量逐步提高到正常值，每次調(diào)整要間隔20 s。

6 取得的效果

優(yōu)化氧槍參數(shù)和采用造氮幕工藝稀釋煙道內(nèi)的氧含量后，穩(wěn)定了轉(zhuǎn)爐干法除塵工藝的操作，有效避免了電除塵器內(nèi)部卸爆的發(fā)生，極大地減少了生產(chǎn)和設(shè)備事故的發(fā)生，提升了轉(zhuǎn)爐的生產(chǎn)效率。干法除塵工藝優(yōu)化前后轉(zhuǎn)爐運(yùn)行指標(biāo)的對(duì)比見表5。

表5 干法除塵工藝優(yōu)化前后轉(zhuǎn)爐運(yùn)行指標(biāo)的對(duì)比Table 5 Comparison of Operating Indexs for Converter before and after Optimization of Dry Dedusting Process

由表5看出，干法除塵工藝優(yōu)化后，卸爆率由原來的3‰降至0.088‰。2019年3月份至2019年9月份無卸爆事故發(fā)生，處于國際先進(jìn)水平。

7 結(jié)語

鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠針對(duì)180 t轉(zhuǎn)爐干法除塵系統(tǒng)卸爆率高的問題，研究了氧槍與熔池的相互作用，開展了沖擊坑水模實(shí)驗(yàn)?zāi)M氧槍槍位與流量控制，模擬分析了煙道內(nèi)煙氣濃度與速度分布，優(yōu)化了吹煉過程氧槍流量與槍位的控制，采取了二次下槍造氮幕控制卸爆的措施，結(jié)果卸爆率由原來的3‰降至0.088‰以下，提高了轉(zhuǎn)爐干法除塵系統(tǒng)的穩(wěn)定性，保證了煉鋼和煤氣回收系統(tǒng)的安全運(yùn)行。