劉唆根,徐阿帆,魏光升,宋水根,劉永剛

(1．新鋼特鋼公司，江西 新余 338000; 2．北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京 100083；)

電弧爐煉鋼以廢鋼鐵為主要生產(chǎn)原料，相比于長(zhǎng)流程具有能耗低的優(yōu)勢(shì)[1-2]。為了降低電耗、提高生產(chǎn)節(jié)奏，現(xiàn)代電弧爐普遍采用強(qiáng)化供氧的生產(chǎn)模式[3-4]，導(dǎo)致終點(diǎn)鋼液過(guò)氧化嚴(yán)重，降低鋼材的強(qiáng)度、塑性[5]。在實(shí)際生產(chǎn)中往往在出鋼過(guò)程中向鋼包投入塊狀硅鐵合金、硅錳合金等脫氧劑的方法進(jìn)行鋼液預(yù)脫氧，然而塊狀脫氧劑利用效率低[6]，消耗較高?？蒲泄ぷ髡咛岢隽穗娀t煉鋼出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉技術(shù)[7-8]，該技術(shù)利用脫氧劑-載氣混合射流直接沖擊出鋼鋼流，碳質(zhì)微粒與高溫鋼液快速接觸，瞬態(tài)反應(yīng)生成脫氧氣泡實(shí)現(xiàn)無(wú)鋁(硅)優(yōu)先脫氧，能夠提高合金收得率，減少鋼中初始沉淀脫氧產(chǎn)物，提升產(chǎn)品質(zhì)量。但是，采用爐后噴粉工藝對(duì)出鋼過(guò)程鋼水能量狀況的影響并未得到研究。本文建立了電弧爐出鋼過(guò)程能量平衡模型，同時(shí)結(jié)合某特鋼50 t電爐的實(shí)際生產(chǎn)狀況，對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，并探究了爐后噴粉工藝對(duì)電弧爐出鋼過(guò)程鋼水能量的影響效果。

1 電弧爐出鋼過(guò)程能量平衡分析

對(duì)電弧爐出鋼過(guò)程進(jìn)行能量模型的建立[9-10]，能量流動(dòng)主要有熱收入和熱支出，其中，熱收入主要有鋼水物理熱、脫氧劑熱效應(yīng)；熱支出主要有鋼水物理熱，出鋼輻射熱，爐渣物理熱，出鋼對(duì)流換熱。式(1)為熱平衡模型總的平衡方程：

Qsteelin+Qdeo=Qsteelout+Qc+Qsc+Qh+Qsh+Qslag

(1)

式中：Qsteelin為熱收入的鋼液物理熱，kJ；Qdeo為脫氧劑熱效應(yīng)，kJ；Qsteelout為熱支出的鋼液物理熱，kJ；Qc為噸鋼液對(duì)流散熱量，kJ；Qsc為爐體噸鋼對(duì)流換熱量，kJ；Qh為噸鋼液輻射散熱量，kJ；Qsh為爐體外表面輻射熱，kJ；Qslag為爐渣物理熱，kJ。

1.1 出鋼過(guò)程熱收入分析

1.1.1 鋼水物理熱

由式(2)可以計(jì)算得到鋼液熔點(diǎn)為

Tf=1 536-6-∑(w(i)×△Ti)

(2)

式中：Tf為鋼液熔點(diǎn)， ℃；w(i)為鋼液中元素i的質(zhì)量百分比，%；△Ti為元素i使鋼液凝固溫度降低值， ℃。

本研究中，各元素△Ti取值見(jiàn)表1。

表1 各元素對(duì)鋼液熔點(diǎn)影響值 ℃

由式(3)可以計(jì)算得到熱收入的鋼液物理熱：

Qsteelin=Wsteel×[Cp,s×(Tf-25)+Cp,l×(T-Tf)+273]

(3)

式中：Qsteelin為熱收入鋼液物理熱，kJ；Cp,s、Cp,l分別為鋼液固相比熱容和液相比熱容，分別取Cp,s=0.699 kJ/(kg·K)，Cp,l=0.837 kJ/(kg·K)；T為電弧爐終點(diǎn)鋼液溫度， ℃；

1.1.2 脫氧劑熱效應(yīng)

脫氧劑加入鋼液后，會(huì)歷經(jīng)升溫、相變、熔解進(jìn)入鋼液中、與鋼液中氧發(fā)生化學(xué)反應(yīng)等過(guò)程，最終與熔池溫度相等，脫氧劑的加入對(duì)鋼液能量體系會(huì)有一定的影響?？梢酝ㄟ^(guò)分別求出單質(zhì)元素的化學(xué)反應(yīng)熱和物理熱計(jì)算出脫氧劑的熱效應(yīng)。

脫氧劑物理熱可以由式(4)計(jì)算得出。

Qi=mici(Tf,i-273)

(4)

式中：Qi為脫氧劑i的物理熱，kJ；mi為合金加入量；ci為脫氧劑i的比熱容，kJ/kg;Tf,i為脫氧劑i的初始溫度。

加入脫氧劑的總的物理熱可以由式(5)得到：

Qa=∑Qi=∑mici(Tf,i-273)

(5)

脫氧劑中元素j的熔化熱可由式(6)計(jì)算：

(6)

式中：Qmj為脫氧劑元素j的熔化熱，J；csj，cij分別為脫氧劑元素j的固相、液相比熱容，J/(kg·K)；Tfj，Toj，Tsteel分別為脫氧劑元素j的初始溫度，液相線(xiàn)溫度和鋼液溫度，K；△Hmj為脫氧劑元素j的熔化潛熱，J/kg。

脫氧劑元素熔解于鋼液中的熔解熱可以由式(7)計(jì)算得到

(7)

脫氧劑元素的氧化放熱可由式(8)計(jì)算得到:

(8)

式中：Qoj為脫氧劑元素j的氧化反應(yīng)熱量，kJ；fj為脫氧劑收得率；△Hoj為脫氧劑元素j的氧化反應(yīng)熱，J/mol。

加入脫氧劑后總的熱效應(yīng)如式(9)所示:

(9)

式中：Qdeo為脫氧劑加入的總熱效應(yīng)，J；M為脫氧劑種類(lèi)數(shù)。

1.2 出鋼過(guò)程熱支出分析

出鋼過(guò)程能量支出主要包括鋼液物理熱以及出鋼過(guò)程的能量耗散。其中，能量耗散主要考慮鋼液流動(dòng)過(guò)程的對(duì)流散熱、出鋼過(guò)程熱輻射、以及爐渣物理熱。

1.2.1 對(duì)流換熱

出鋼過(guò)程對(duì)流換熱主要包括出鋼鋼流以及爐體表面與外界的對(duì)流換熱。

在出鋼過(guò)程中，鋼液通過(guò)出鋼口徑直流入鋼包內(nèi)，可近似認(rèn)為鋼水在進(jìn)行湍流運(yùn)動(dòng)，與外部空氣存在對(duì)流換熱。根據(jù)流體力學(xué)公式[11-12]，采用管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱公式(10)計(jì)算其表面對(duì)流傳熱系數(shù)：

(10)

式中：h為流體的表面對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；λ為鋼液導(dǎo)熱系數(shù)，取670 W/(m·K)；cp為定壓比熱容，取837 J/(kg·K)；d為出鋼鋼液柱面直徑，本研究中，可看作出電弧爐出鋼口直徑，m;μ為動(dòng)力黏滯系數(shù)，取0.006 5 Pa·s；v為鋼液平均流速， m/s，由式(11)表示:

(11)

式中：G為電弧爐出鋼量，t；t為出鋼時(shí)間，s；出鋼噸鋼液對(duì)流散熱量可由式(12)得到：

Qc=1 000·h·S·△t·△T

(12)

式中：Qc為噸鋼液對(duì)流散熱量，kJ；△T為鋼液與環(huán)境溫度差值,K；S為每千克鋼液與空氣接觸面積,m2，可由式(13)計(jì)算得到；為鋼液進(jìn)入鋼包時(shí)間，s，可由式(14)計(jì)算得到:

(13)

(14)

式中：ρ為鋼液密度， 取7 200 kg/m3；hs為出鋼過(guò)程出鋼口與鋼包液面平均距離，m。

以某特鋼50 t電弧爐為例，出鋼過(guò)程各參數(shù)如表2所示。

表2 出鋼過(guò)程參數(shù)表

爐體外表面對(duì)流換熱可由式(15)確定：

(15)

式中：Qsc為爐體噸鋼對(duì)流換熱量，kJ;k為系數(shù)，在本研究中取 4.88;As為爐體外表面積，m2；αd為爐體外表面與車(chē)間環(huán)境對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)；Tb、T0分別為爐體外表面溫度和車(chē)間環(huán)境溫度，分別取Tb=473 K，T0=302 K；當(dāng)車(chē)間無(wú)橫向氣流流動(dòng)時(shí)，爐體外表面與車(chē)間環(huán)境的對(duì)流換熱系數(shù)可由式(16)得到：

αd=(Tb-T0)1/4k1

(16)

式中：k1為常數(shù)系數(shù)，取k1=2.2。聯(lián)立式(15)和式(16)，可以得到出鋼過(guò)程噸鋼爐體對(duì)流換熱為

(17)

1.2.2 輻射換熱

在出鋼過(guò)程中，鋼水與外界存在輻射散熱，主要為進(jìn)入鋼包中的鋼水在其外部環(huán)境與上液面之間的輻射散熱和爐體外表面向外的輻射換熱。

由輻射公式[13-14]推導(dǎo)可知，鋼水上液面輻射熱可以采用公式18計(jì)算：

(18)

式中：Qh為噸鋼液輻射散熱量，kJ；ε為黑度，取0.85；τ為輻射時(shí)間，min；φ為輻射角度系數(shù)，取1；ts為電爐出鋼溫度，取1 620 ℃；te為環(huán)境溫度，取35 ℃；A為出鋼過(guò)程鋼水上液面與空氣的平均接觸面積，m2，可由式(19)計(jì)算得出；

(19)

式中：DH、DS分別為鋼包上口直徑和底部直徑，m;H為鋼包高度，m；h1為鋼液面高度，m。

50 t電弧爐出鋼過(guò)程中鋼包尺寸見(jiàn)表3。

表3 50 t電弧爐出鋼過(guò)程中鋼包尺寸

根據(jù)式(20)可以得到鋼水上液面與空氣的平均接觸面積A=4.04 m2。

爐體外表面輻射散熱由式(20)確定：

(20)

1.2.3 爐渣物理熱

出鋼過(guò)程爐渣物理熱[15]可由式(21)表示

Qslag=Wslag×Cslag×(Tslag-273-25)

(21)

式中：Qslag為爐渣物理熱，kJ；Wslag為爐渣質(zhì)量，kg；Cslag為爐渣比熱容,取0.88 kJ/(kg·K)；Tslag為爐渣溫度，取1 873 K。

2 電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝應(yīng)用效果

根據(jù)某特鋼公司應(yīng)用常規(guī)工藝和電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝的生產(chǎn)數(shù)據(jù)，對(duì)比分析電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝對(duì)生產(chǎn)指標(biāo)的影響。

2.1 應(yīng)用前后平均合金加入量對(duì)比

表4為應(yīng)用前后合金消耗情況對(duì)比，發(fā)現(xiàn)應(yīng)用電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉技術(shù)后，硅鐵用量從181.4 kg降低至179.8 kg，減少了1.6 kg；高碳鉻鐵從1 107.2 kg 降低至1 104.6 kg，減少了2.6 kg；高碳錳鐵消耗從684.0 kg 降低至675.7kg，減少了2.6 kg；鋁消耗由128.8 kg 降低至122.7 kg，減少了6.1 kg，合金用量均有明顯的減少。

表4 應(yīng)用前后合金消耗情況對(duì)比

表5為應(yīng)用前后電弧爐終點(diǎn)和LF進(jìn)站成分情況對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在應(yīng)用出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝模式后LF進(jìn)站鋼液中[Si]、[Mn]和[Al]含量分別可以達(dá)到 0.26%、0.77%和0.038%，相比于傳統(tǒng)工藝分別增加了0.01%，0.01%，0.003%，LF 進(jìn)站合金元素成分有一定的提高。結(jié)合表4和表5，可以看到，應(yīng)用電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉技術(shù)后，在合金消耗減少的同時(shí)，保證了LF進(jìn)站鋼液成分基本穩(wěn)定，出鋼過(guò)程噴粉預(yù)脫氧效果明顯。

表5 應(yīng)用前后LF進(jìn)站成分對(duì)比 %

2.2 應(yīng)用前后合金回收率影響分析

兩個(gè)工藝各采集200爐次數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，表6為出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉爐次和常規(guī)爐次的合金平均回收率對(duì)比情況。出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉爐次的平均硅鐵、錳鐵、鋁的回收率分別為 89.21%，95.42%，19.36%，相比于常規(guī)爐次平均收得率分別提高了3.42%，3.05%， 4.12%。由此可見(jiàn)，電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉可以有效提高合金收得率。

表6 應(yīng)用前后合金平均回收率對(duì)比 %

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗(yàn)證

圖1為傳統(tǒng)工藝和出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉脫氧工藝電弧爐出鋼后溫度計(jì)算結(jié)果和實(shí)際結(jié)果。可以發(fā)現(xiàn)應(yīng)用爐后噴粉后，計(jì)算溫度和實(shí)際溫度波動(dòng)基本在5 ℃以?xún)?nèi)，可以較好地模擬實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程的能量變化。

圖1 兩種工藝出鋼前后鋼液平均溫度對(duì)比圖

由圖1可以看出，傳統(tǒng)工藝下，電弧爐出鋼前后鋼液平均溫度為1 590.86 ℃，而出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝下，電弧爐出鋼前后鋼液平均溫度為1 586.10 ℃。相比傳統(tǒng)工藝，電弧爐出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉脫氧工藝使鋼液平均溫度降低 4.76 ℃。

3.2 能量輸入輸出分析

選取工藝應(yīng)用前后典型代表爐次模型計(jì)算結(jié)果，建立能量收支平衡，如圖2、圖3所示。

從圖2和圖3中可以看出，鋼水物理熱在兩種工藝的熱收入和熱支出中都占有極大的比重。工藝應(yīng)用前后能量變化較大的部分分別是熱收入的脫氧劑熱效應(yīng)、熱支出的爐渣物理熱和鋼水物理熱。相比于傳統(tǒng)工藝，出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝脫氧劑熱效應(yīng)減少了7 494.82 kJ，爐渣物理熱減少了1 374.73 kJ，熱支出的鋼水物理熱減少了7 655.83 kJ。可以看出，出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝相比于傳統(tǒng)工藝，降低了脫氧劑熱效應(yīng)的熱收入，這是由于新工藝的應(yīng)用能夠減少合金的氧化，提高了合金的收得率，減少了熱支出的爐渣物理熱和鋼水物理熱。

圖2 傳統(tǒng)工藝出鋼過(guò)程能量平衡圖

圖3 出鋼過(guò)程在線(xiàn)噴粉工藝能量平衡圖

3.3 噴粉參數(shù)對(duì)出鋼能量的影響

圖4為根據(jù)典型爐次計(jì)算的電爐出鋼過(guò)程鋼液溫降隨碳粉噴入量和碳粉利用率的變化情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)碳粉利用率由40%提高到90%時(shí)，鋼液溫度隨噸鋼噴粉量的變化率將由-2.22降低至-13.61，說(shuō)明當(dāng)碳粉噴吹量一定時(shí)，出鋼鋼液溫降隨著碳粉利用率的減小而增大。當(dāng)碳粉利用率一定時(shí)，出鋼鋼液溫降隨著碳粉噴吹量的增大而增大。這說(shuō)明提高出鋼過(guò)程噴吹碳粉利用率與噴粉量，將會(huì)提高出鋼過(guò)程的能量損失。

圖4 電爐出鋼過(guò)程鋼液溫降隨碳粉噴入量和碳粉利用率的變化

4 結(jié) 論

(1)建立了爐后噴粉工藝能量平衡模型，發(fā)現(xiàn)該模型出鋼溫度的計(jì)算溫度和實(shí)際溫度相差在5 ℃以?xún)?nèi)，能夠較好的擬合實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程，相比傳統(tǒng)工藝，爐后噴粉工藝使鋼液平均溫度降低 4.76 ℃。

(2)相比傳統(tǒng)工藝，爐后噴粉工藝減少了合金的氧化，提高了收得率，其脫氧劑熱效應(yīng)減少了7 494.82 kJ。

(3)應(yīng)用爐后噴粉工藝，當(dāng)碳粉噴吹量一定時(shí)，出鋼鋼液溫降隨著碳粉利用率的減小而增大。當(dāng)碳粉利用率一定時(shí)，出鋼鋼液溫降隨著碳粉噴吹量的增大而增大。