D0I:10.13374/i.issnl00It03.2009.02.007 第31卷第2期 北京科技大学学报 Vol.31 No.2 2009年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Feh.2009 采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 何平刘浏刘锟赵舸 钢铁研究总院冶金工艺研究所，北京100081 摘要采用烟气分析方法连续获得转炉炉内脱碳反应信息，通过倒推计算法研究了转炉吹炼过程中钢水脱碳速度转折点 的临界碳含量·结果表明：熔池搅拌能对反应后期脱碳速度转变的临界碳含量影响比较大，随着底吹供气强度增加，搅拌强度 增强，临界碳含量[C]:降低，当熔池搅拌能大于一定值时熔池搅拌能变化对临界碳含量[C]:影响不大·对于顶吹转炉，供氧 强度对临界碳含量[C]a影响很大，随着供氧强度提高，临界碳含量[C]:显著降低· 关键词转炉；烟气分析；脱碳：熔池：搅拌能 分类号TF711 Critical carbon content in BOF blowing process with gas analysis HE Ping.LIU Liu,LIU Kun,ZHAO Ge Metallurgical Technology Institute,Central Iron Steel Research Institute.Beijing 100081,China ABSTRACT Based on the information of decarbonization reaction in a convertor continuously obtained with gas analysis technology. the critical carbon content at the decarbonization rate change point,[C]a.in BOF blowing process was researched by back-calculation method.The results show that the effect of bath stirring energy on the critical carbon content [C]a is very obvious near the refining end point,and the critical carbon content [c]d decreases with increasing stirring energy due to the increase in bottom blowing flowrate:but when the stirring energy is greater than a certain value,the influence of bath stirring energy on the critical carbon con- tent [C]d is very small.Top oxygen blowing flowrate has important effect on the critical carbon content [C]a for a top blowing con- verter,and with the increase of oxygen blowing flowrate the critical carbon content [C]decreases. KEY WORDS BOF:gas analysis:decarbonization;bath:stirring energy 吹炼过程中转炉炉内铁水与氧气反应的元素主 折的临界碳含量，但到目前为止对脱碳转折点的影 要有碳、硅、锰、磷、铁等，而脱碳反应始终在整个吹 响因素还缺乏大量的数据和研究，为了更好地实现 炼过程中发生，转炉吹炼是否达到终点一个十分重 对转炉生产过程的有效控制，本文采用烟气成分检 要的指标就是钢水中的碳含量是否满足出钢的要 测手段，对转炉冶炼过程中脱碳反应规律进行分析， 求，在这方面各钢厂普遍采用副枪法控制技术】. 为实现转炉炼钢过程的可靠控制提供依据 然而，为了降低控制成本，实现对冶炼过程连续动态 1炉内冶金反应与烟气成分关系 监控，国外也逐步采用烟气分析技术作为转炉动态 控制的一种手段可]，我国近几年开始引进应用该 转炉炉内装入铁水、废钢以及生铁等原材料，在 技术[].要提高副枪技术和烟气分析技术对转炉 过程中加造渣材料、冷却剂，同时顶吹氧气，对于复 控制效果需要对转炉治炼过程脱碳规律进行深入研 吹转炉从底部还吹入惰性气体.根据冶金反应热力 究，人们对转炉吹炼过程脱碳速度发生转折的临界 学，炉内铁水与氧气反应的主要元素有Si、Mn、P、C 点进行了一定的探讨，如文献[910]初步确定了转 和Fe,其反应如下： 炉吹炼后期在一定顶吹氧气流量下脱碳速度发生转 [Si]+02(SiO2) (1) 收稿日期：2008-02-03 作者简介：何平(1960-)男，教授级高级工程师，博士，Emal:hp2661@yahoo-com-en
采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 何 平 刘 浏 刘 锟 赵 舸 钢铁研究总院冶金工艺研究所北京100081 摘 要 采用烟气分析方法连续获得转炉炉内脱碳反应信息通过倒推计算法研究了转炉吹炼过程中钢水脱碳速度转折点 的临界碳含量．结果表明：熔池搅拌能对反应后期脱碳速度转变的临界碳含量影响比较大随着底吹供气强度增加搅拌强度 增强临界碳含量［C］d 降低当熔池搅拌能大于一定值时熔池搅拌能变化对临界碳含量［C ］d 影响不大．对于顶吹转炉供氧 强度对临界碳含量［C］d 影响很大随着供氧强度提高临界碳含量［C］d 显著降低． 关键词 转炉；烟气分析；脱碳；熔池；搅拌能 分类号 TF711 Critical carbon content in BOF blowing process with gas analysis HE PingLIU LiuLIU KunZHA O Ge Metallurgical Technology InstituteCentral Iron ＆ Steel Research InstituteBeijing100081China ABSTRACT Based on the information of decarbonization reaction in a convertor continuously obtained with gas analysis technology the critical carbon content at the decarbonization rate change point［C］din BOF blowing process was researched by back-calculation method．T he results show that the effect of bath stirring energy on the critical carbon content ［C］d is very obvious near the refining end pointand the critical carbon content ［C ］d decreases with increasing stirring energy due to the increase in bottom blowing flowrate；but when the stirring energy is greater than a certain valuethe influence of bath stirring energy on the critical carbon content ［C］d is very small．Top oxygen blowing flowrate has important effect on the critical carbon content ［C］d for a top blowing converterand with the increase of oxygen blowing flowrate the critical carbon content ［C］d decreases． KEY WORDS BOF；gas analysis；decarbonization；bath；stirring energy 收稿日期：2008-02-03 作者简介：何 平（1960—）男教授级高级工程师博士E-mail：hp2661＠yahoo．com．cn 吹炼过程中转炉炉内铁水与氧气反应的元素主 要有碳、硅、锰、磷、铁等而脱碳反应始终在整个吹 炼过程中发生．转炉吹炼是否达到终点一个十分重 要的指标就是钢水中的碳含量是否满足出钢的要 求在这方面各钢厂普遍采用副枪法控制技术［1—3］． 然而为了降低控制成本实现对冶炼过程连续动态 监控国外也逐步采用烟气分析技术作为转炉动态 控制的一种手段［4—5］我国近几年开始引进应用该 技术［6—8］．要提高副枪技术和烟气分析技术对转炉 控制效果需要对转炉冶炼过程脱碳规律进行深入研 究．人们对转炉吹炼过程脱碳速度发生转折的临界 点进行了一定的探讨如文献［9—10］初步确定了转 炉吹炼后期在一定顶吹氧气流量下脱碳速度发生转 折的临界碳含量但到目前为止对脱碳转折点的影 响因素还缺乏大量的数据和研究．为了更好地实现 对转炉生产过程的有效控制本文采用烟气成分检 测手段对转炉冶炼过程中脱碳反应规律进行分析 为实现转炉炼钢过程的可靠控制提供依据． 1 炉内冶金反应与烟气成分关系 转炉炉内装入铁水、废钢以及生铁等原材料在 过程中加造渣材料、冷却剂同时顶吹氧气对于复 吹转炉从底部还吹入惰性气体．根据冶金反应热力 学炉内铁水与氧气反应的主要元素有 Si、Mn、P、C 和 Fe其反应如下： ［Si］＋O2 （SiO2） （1） 第31卷 第2期 2009年 2月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．2 Feb．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．02．007
第2期 何平等：采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 157. [in]+20:一(Mno) (2) 同时，在渣中Mn0以及P2O5均会产生一定还原反 应 2[P]+30:一(P,0s) (3) 转炉内产生的C0、C02(还包括对于复吹转炉 [c1+号02一c0 底吹的惰性气体以及顶吹氧气中所含的氮气等)作 (4) 为烟气通过炉口进入转炉烟道系统中，在烟气进入 Fe+202一(Fe0) (5) 烟道系统时，由于转炉炉口与转炉烟罩之间有空隙， 从而产生大量空气抽吸进入烟道中，在烟道内空气 在炉内气相中部分C0与氧或渣中(Fe0)等反 中的氧气大部分与烟气中的C0反应产生C02,在 应产生C02: 转炉烟道内的气体成分主要为C0、C02、N2、O2和 c0+202C02 (6) Ar,当氧枪或烟道漏水时还会分解出一定量的H2 等.转炉烟气产生的示意图如图1所示 C0十(Fe0)Fe十C02 (7) 烟气 C0、C0 2、Ar和O co CO.CO. 烟罩 o N, 和Ar A 炉口 [Si C (P1 [Mn] 烟气 C0,C0 图1转炉烟气产生的示意图 Fig.1 Sketch of gas produced from a converter 根据以上分析可知，炉内吹氧在熔池上产生一 系为： 个冲击反应区，在该冲击区内氧气与铁水中[S]、 Q02-C-Q02Q02-siQ02-MnQ02P [Mn]、[P]、[C]和Fe反应产生液相和气相产物，液 Qo2He-.=Qo2-ΣQo2-i (8) 相产物进入熔渣中，而气相产物则上升进入烟道中 式中，Qo2c为脱碳氧耗速度，m3s;Qo2为供氧 与卷入的空气反应后一起形成烟气 速度，m3s1；Qo2s为脱硅氧耗速度，m3s1； 在实际炼钢过程中，由于钢水内各元素浓度变 Qo2Mn为脱锰氧耗速度，m3s1;Qo2p为脱磷氧 化大，其反应的自由能不能按标准状态考虑，反应 耗速度，m3s1；Qo2+为铁氧化耗氧速度，m3s1. 自由能不仅与温度有关，还与钢水成分、产物状态和 根据质量平衡分析有： 浓度、气相分压等有关，根据初步分析，在转炉冶炼 反应中，硅与氧气反应能力很强。初期铁水锰含量 0o=0.5X[2.4X10/12X10]h= 比较高，从而与碳相比也易与氧气反应，当温度升到 0.5x x (wco+wco) 100 (9) 一定程度其浓度降低到一定范围后，其反应能力低 于碳氧反应 ΣQ02-:=Qo2-Qo2℃ (10) 从热力学上看，硅与氧气反应能力远大于碳，但 其中，ΣQo2-:为其他元素氧化综合耗氧速度；W。为 是由于动力学因素，铁水中硅在单位时间内传送到 脱碳质量，kg:wco和0co,分别为烟气中C0和C02 反应表面的量只能消耗部分顶吹供氧量，而余下的 的质量分数，%；Q为烟气流量，m3s1. 部分氧气与铁水中碳等元素反应，因此转炉内冶炼 对于转炉吹炼过程中，顶吹氧气用于熔池脱碳 前期的脱碳耗氧速度与其他元素氧化耗氧速度的关 的耗氧量占总耗氧量的比值即脱碳氧效率，可由下
［Mn］＋ 1 2 O2 （MnO） （2） 2［P ］＋ 5 2 O2 （P2O5） （3） ［C］＋ 1 2 O2 CO （4） Fe＋ 1 2 O2 （FeO） （5） 在炉内气相中部分 CO 与氧或渣中（FeO）等反 应产生 CO2： CO＋ 1 2 O2 CO2 （6） CO＋（FeO） Fe＋CO2 （7） 同时在渣中 MnO 以及 P2O5 均会产生一定还原反 应． 转炉内产生的 CO、CO2（还包括对于复吹转炉 底吹的惰性气体以及顶吹氧气中所含的氮气等）作 为烟气通过炉口进入转炉烟道系统中．在烟气进入 烟道系统时由于转炉炉口与转炉烟罩之间有空隙 从而产生大量空气抽吸进入烟道中在烟道内空气 中的氧气大部分与烟气中的 CO 反应产生 CO2．在 转炉烟道内的气体成分主要为 CO、CO2、N2、O2 和 Ar当氧枪或烟道漏水时还会分解出一定量的 H2 等．转炉烟气产生的示意图如图1所示． 图1 转炉烟气产生的示意图 Fig．1 Sketch of gas produced from a converter 根据以上分析可知炉内吹氧在熔池上产生一 个冲击反应区在该冲击区内氧气与铁水中 ［Si］、 ［Mn］、［P ］、［C］和 Fe 反应产生液相和气相产物液 相产物进入熔渣中而气相产物则上升进入烟道中 与卷入的空气反应后一起形成烟气． 在实际炼钢过程中由于钢水内各元素浓度变 化大其反应的自由能不能按标准状态考虑．反应 自由能不仅与温度有关还与钢水成分、产物状态和 浓度、气相分压等有关．根据初步分析在转炉冶炼 反应中硅与氧气反应能力很强．初期铁水锰含量 比较高从而与碳相比也易与氧气反应当温度升到 一定程度其浓度降低到一定范围后其反应能力低 于碳氧反应． 从热力学上看硅与氧气反应能力远大于碳但 是由于动力学因素铁水中硅在单位时间内传送到 反应表面的量只能消耗部分顶吹供氧量而余下的 部分氧气与铁水中碳等元素反应．因此转炉内冶炼 前期的脱碳耗氧速度与其他元素氧化耗氧速度的关 系为： QO2—C＝ QO2— QO2—Si— QO2—Mn— QO2—P— QO2—Fe—…＝ QO2—ΣQO2—i （8） 式中QO2—C为脱碳氧耗速度m 3·s —1 ；QO2为供氧 速度m 3·s —1 ；QO2—Si为脱硅氧耗速度m 3·s —1 ； QO2—Mn为脱锰氧耗速度m 3·s —1 ；QO2—P为脱磷氧 耗速度m 3·s —1 ；QO2—Fe为铁氧化耗氧速度m 3·s —1． 根据质量平衡分析有： QO2—C＝0∙5×［22∙4×1000／（12×1000）］ d Wc d t ＝ 0∙5× Qgas×（ wCO＋ wCO2 ） 100 （9） ΣQO2—i＝ QO2— QO2—C （10） 其中ΣQO2—i为其他元素氧化综合耗氧速度；Wc 为 脱碳质量kg；wCO和 wCO2分别为烟气中 CO 和 CO2 的质量分数％；Qgas为烟气流量m 3·s —1． 对于转炉吹炼过程中顶吹氧气用于熔池脱碳 的耗氧量占总耗氧量的比值即脱碳氧效率可由下 第2期 何 平等： 采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 ·157·
.158 北京科技大学学报 第31卷 式表示： 上安装质谱烟气分析仪检测烟气成分，根据转炉在 y。-Onr 线分析获得：转炉在吹炼过程中，总供氧速度、熔池 Q02 (11) 内碳一次氧化的耗氧速度及其他元素氧化综合耗氧 为了获得转炉内反应产生的烟气信息，在50t 速度变化情况如图2所示，脱碳氧效率Y。在吹炼 复吹转炉上安装激光烟气分析仪而在60t顶吹转炉 过程中的变化情况如图3所示， 3.5 硅锰主反应期 碳主反应期 脱碳后期 3.0 2.5 2.0 0.5 121416181101121141161181201221241261281301321341361381401421 吹炼时间s 图2治炼过程中各种耗氧速度变化情况 Fig.2 Change of oxygen consumption rate during refining process 120 硅括主反应期 质主反应期 。1。。1。。。a。1t1。 265176101126151176201226251276301326351376401426451476 吹练时间： 图3冶炼过程中脱碳氧效率的变化 Fig.3 Change of oxygen efficieney for decarbonization during refining process 通过烟气分析结果获得冶炼过程中耗氧速度变 律通过直接测定的方法是很难实现的，为了有效地 化曲线和脱碳氧效率曲线可明显反映出转炉吹炼过 获得该方面数据，以利于转炉吹炼控制，根据烟气成 程的三个时期：硅锰主反应期（由于硅锰反应，其脱 分分析检测结果和终点倒炉分析结果，采用倒推的 碳反应速度不大，同时随着硅锰含量降低，脱碳速度 计算方法，获得转炉不同吹炼阶段熔池内碳含量的 或脱碳氧效率逐步增大)、脱碳主氧化期（脱硅反应 变化规律. 已基本完成，脱碳反应速率达到最大，脱碳速率基本 2.1脱碳速度计算 保持一定)和脱碳反应后期（脱碳速度或脱碳氧效率 对于转炉出尽钢水的炉次，在出钢时钢水质量 开始随着碳含量的降低而下降)·结果与文献[9]一 Wp为出钢初合金化后质量W减去加入的合金量 致，由于不同吹炼时期，炉内状况不同，采用烟气分 ∑Waoy,即： 析法在线监视炉内反应，为转炉过程动态控制提供 了一种有力手段 Wp=Wt一2Waor (12) 在炉内钢水质量W(t)应当为出钢量Wap(t) 2反推法计算炉内碳含量变化规律 加上反应掉的元素质量Wea(t)和喷溅等损失的 对于转炉吹炼过程中熔池内实际碳含量变化规 钢水质量Wa(t):
式表示： Y c＝ QO2—C QO2 （11） 为了获得转炉内反应产生的烟气信息在50t 复吹转炉上安装激光烟气分析仪而在60t 顶吹转炉 上安装质谱烟气分析仪检测烟气成分．根据转炉在 线分析获得：转炉在吹炼过程中总供氧速度、熔池 内碳一次氧化的耗氧速度及其他元素氧化综合耗氧 速度变化情况如图2所示．脱碳氧效率 Y c 在吹炼 过程中的变化情况如图3所示． 图2 冶炼过程中各种耗氧速度变化情况 Fig．2 Change of oxygen consumption rate during refining process 图3 冶炼过程中脱碳氧效率的变化 Fig．3 Change of oxygen efficiency for decarbonization during refining process 通过烟气分析结果获得冶炼过程中耗氧速度变 化曲线和脱碳氧效率曲线可明显反映出转炉吹炼过 程的三个时期：硅锰主反应期（由于硅锰反应其脱 碳反应速度不大同时随着硅锰含量降低脱碳速度 或脱碳氧效率逐步增大）、脱碳主氧化期（脱硅反应 已基本完成脱碳反应速率达到最大脱碳速率基本 保持一定）和脱碳反应后期（脱碳速度或脱碳氧效率 开始随着碳含量的降低而下降）．结果与文献［9］一 致．由于不同吹炼时期炉内状况不同采用烟气分 析法在线监视炉内反应为转炉过程动态控制提供 了一种有力手段． 2 反推法计算炉内碳含量变化规律 对于转炉吹炼过程中熔池内实际碳含量变化规 律通过直接测定的方法是很难实现的．为了有效地 获得该方面数据以利于转炉吹炼控制根据烟气成 分分析检测结果和终点倒炉分析结果采用倒推的 计算方法获得转炉不同吹炼阶段熔池内碳含量的 变化规律． 2∙1 脱碳速度计算 对于转炉出尽钢水的炉次在出钢时钢水质量 Wtap为出钢初合金化后质量 W′st减去加入的合金量 ΣWalloy即： Wtap＝ W′st—ΣWalloy （12） 在炉内钢水质量 Wst（ t）应当为出钢量 Wtap（ t） 加上反应掉的元素质量 Wreact （ t）和喷溅等损失的 钢水质量 Wd（ t）： ·158· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第2期 何平等：采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 .159. Wt=Wiap十Weaa十Wd (13) 式中，Qo2为顶吹氧气流量，m3s1;Y。为最大脱碳 转炉的脱碳反应速度可通过烟气成分、烟气流 氧效率。 量、钢水质量等计算出，采用单位时间脱碳量反映 将两者进行核对修正，获得比较真实的烟气流 脱碳速度： 量检测结果， 12 dY=100X22.4[Q-(20co+D0)】(14) 转炉的初始原料如铁水、生铁、废钢加入转炉中 以后，时常因生铁和废钢的成分不知，钢厂对铁水的 式中，t为时间，s 碳含量大多不检测，所以其熔池的初始碳含量无法 每一时刻熔池的脱碳速度可通过烟气中C0、 确定，因此，要通过烟气成分分析结果从初始状态 C02含量和烟气流量、钢水质量等计算出： 计算出熔池内[C]含量的变化过程是不现实的，在 _d[c]= 12×100 吹炼第一次提枪倒炉后，通过转炉倒炉取样分析可 dt-22.4×100×1000×W 获得钢水中碳含量，为了分析研究转炉中钢水脱 [Qgm(wco+wco2)] (15) [C]反应规律，可采用倒推的方法进行计算.其原理 式中，[C]为钢水中碳含量，%；W.为钢水质量，t. 如图4所示，以提枪点为起点，反向对脱碳速度进 烟气流量通过烟气流量计检测，并且采用扣除 行积分，获得不同吹炼时间钢水中的碳含量： 因湿法除尘产生的水蒸气获得的干烟气流量，并经 c1.-c1- d[c] di di= 过状况换算获得的标准状态下烟气流量值，为了确 12×100 认烟气流量检测的可靠性，采用理论计算烟气方法 [C]- 22.4X100X1000W[Qg=(0co+wcm,)]dt 进行核对 (17) 干烟气流量： 式中，[C]:为i点钢水中碳含量，%：[C],为提枪后 2YQo2×100 钢水中碳含量，%；t:为吹炼中i时刻吹炼时间，s;t Dc0千0c02 (16) 为提枪时刻吹炼时间，s· 0.006r 炉号18028 0.005 0.004 0.003 [Cl-f(d[cydndr 0.001 100 200 300 400 500 600 700 800 00 000 时间修 图4倒推法推算熔池碳含量的示意图 Fig.4 Sketch of carbon content calculated with back calculation method 2.2炉内熔池碳含量倒推计算结果 刻熔池碳含量，由于转炉吹氧在熔池上方产生烟 为了获得转炉吹炼过程中熔池碳含量变化情 气，经过炉体上部空间、烟罩、烟道到达检测点，存在 况，采用根据烟气分析获得的脱碳速度和停吹倒炉 烟气传输时间，再加上对于取样分析检测、数据参数 取样分析结果，根据上述计算式，倒推计算出吹炼过 和计算机读取需要传递时间，烟气分析系统延迟时 程中实际碳含量，为了弥补钢水中质量变化，将脱 间经现场实测质谱法为15s(数据采集时，当取样系 掉的碳逐步累计到钢水质量中，计算原理如图4所 统的抽气能力发生变化时其延迟时间还会发生变 示，上部曲线为吹炼过程中脱碳速率曲线，横坐标为 化)，而对于激光法则为10s,在转炉停吹提枪时，计 吹炼时间，从提枪点开始反向积分计算，由此获得的 算机获得的烟气成分数据相对该时刻炉内产生的烟 阴影部分面积值加上倒炉分析碳含量即为在t:时 气成分在时间上发生了延时，在反推计算时应当根
Wst＝ Wtap＋ Wreact＋ Wd （13） 转炉的脱碳反应速度可通过烟气成分、烟气流 量、钢水质量等计算出．采用单位时间脱碳量反映 脱碳速度： d Wc d t ＝ 12 100×22∙4 ［ Qgas（ wCO＋ wCO2 ）］ （14） 式中t 为时间s． 每一时刻熔池的脱碳速度可通过烟气中 CO、 CO2 含量和烟气流量、钢水质量等计算出： — d［C］ d t ＝ 12×100 22∙4×100×1000× Wst · ［ Qgas（ wCO＋ wCO2 ）］ （15） 式中［C］为钢水中碳含量％；Wst为钢水质量t． 烟气流量通过烟气流量计检测并且采用扣除 因湿法除尘产生的水蒸气获得的干烟气流量并经 过状况换算获得的标准状态下烟气流量值．为了确 认烟气流量检测的可靠性采用理论计算烟气方法 进行核对． 干烟气流量： Qgas＝ 2γc QO2×100 wCO＋ wCO2 （16） 式中QO2为顶吹氧气流量m 3·s —1 ；γc 为最大脱碳 氧效率． 将两者进行核对修正获得比较真实的烟气流 量检测结果． 转炉的初始原料如铁水、生铁、废钢加入转炉中 以后时常因生铁和废钢的成分不知钢厂对铁水的 碳含量大多不检测所以其熔池的初始碳含量无法 确定．因此要通过烟气成分分析结果从初始状态 计算出熔池内［C ］含量的变化过程是不现实的．在 吹炼第一次提枪倒炉后通过转炉倒炉取样分析可 获得钢水中碳含量．为了分析研究转炉中钢水脱 ［C］反应规律可采用倒推的方法进行计算．其原理 如图4所示．以提枪点为起点反向对脱碳速度进 行积分获得不同吹炼时间钢水中的碳含量： ［C］ i＝［C］ t—∫ t i t — d［C］ d t d t＝ ［C］t—∫ t i t 12×100 22∙4×100×1000Wst ［ Qgas（wCO＋wCO2 ）］dt （17） 式中［C］ i 为 i 点钢水中碳含量％；［C ］t 为提枪后 钢水中碳含量％；ti 为吹炼中 i 时刻吹炼时间s；t 为提枪时刻吹炼时间s． 图4 倒推法推算熔池碳含量的示意图 Fig．4 Sketch of carbon content calculated with back-calculation method 2∙2 炉内熔池碳含量倒推计算结果 为了获得转炉吹炼过程中熔池碳含量变化情 况采用根据烟气分析获得的脱碳速度和停吹倒炉 取样分析结果根据上述计算式倒推计算出吹炼过 程中实际碳含量．为了弥补钢水中质量变化将脱 掉的碳逐步累计到钢水质量中．计算原理如图4所 示上部曲线为吹炼过程中脱碳速率曲线横坐标为 吹炼时间从提枪点开始反向积分计算由此获得的 阴影部分面积值加上倒炉分析碳含量即为在 ti 时 刻熔池碳含量．由于转炉吹氧在熔池上方产生烟 气经过炉体上部空间、烟罩、烟道到达检测点存在 烟气传输时间再加上对于取样分析检测、数据参数 和计算机读取需要传递时间烟气分析系统延迟时 间经现场实测质谱法为15s（数据采集时当取样系 统的抽气能力发生变化时其延迟时间还会发生变 化）而对于激光法则为10s．在转炉停吹提枪时计 算机获得的烟气成分数据相对该时刻炉内产生的烟 气成分在时间上发生了延时在反推计算时应当根 第2期 何 平等： 采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 ·159·
.160 北京科技大学学报 第31卷 据延时时间值将计算起点推延到图4中所示的 碳氧效率出现迅速下降的拐，点（转折点）时，开始进 [C]点. 入第三阶段，即冶炼后期.确定该两拐点时对应的 通过反推计算获得各炉次在冶炼过程中钢水碳 钢水碳含量，对分析研究吹炼过程炉内反应规律和 含量的变化规律，如图5所示，由此图可看出，不同 确定吹炼终点碳含量均具有较大的指导意义， 炉次的吹炼过程中熔池碳在相同吹炼时间其含量不 3.1转炉吹炼过程中各转折点碳含量 同，受影响的因素主要有初始碳含量不同、供氧强度 通过反推方法，可以获得如图4中所示的各炉 波动、以及枪位和装入量等 次[C]o(吹炼熔池初始平均碳含量)、[C]1(第一转折 40- 点碳含量)和[C]:(第二转折点碳含量)值，其结果如 35 一炉号17986 30 一炉号17988 图7所示，在顶吹供氧强度、底吹搅拌强度大致相 炉号17991 25 同的条件下，转炉吹炼过程中在第一个转折点（拐 020 点)处熔池的碳含量[C]不同炉次之间差别与其他 点相比比较大，平均偏差为0.14%，最大偏差为 05 0.39%.在第二转折点各炉次的[C]a值很接近，偏 差在士0.04%范围内，对于操作稳定的炉次（吹炼后 200 400 600 800 1000 吹炼时间s 期顶吹流量变化不大、氧枪枪位稳定在一定高度) 时，其偏差在士0.03%范围内，在第一转折点（拐 图5同一供氧强度下熔池中碳含量变化 点)的碳含量各炉次之间差别较大的原因是该转折 Fig.5 Change of carbon content in the bath at the same oxygen blowing flowrate 点的碳含量与熔池初始碳含量、初始硅含量、初始锰 含量、铁水温度、冷料比、供氧强度、氧枪枪位和底吹 当顶吹供氧强度发生比较大的变化时，其熔池 搅拌强度等有关，第二转折点（拐点）的碳含量则与 中碳含量在相同吹炼时刻下降速度差别较大，图6 入炉料初始成分温度没有关系，只与供氧强度、底吹 为两种供氧强度下，转炉熔池中碳含量变化的情况， 搅拌强度和氧枪枪位有关 由该图可看出，供氧强度高时熔池中碳含量下降明 45r +炉号17986-●-炉号17992 显加快 4.0h ·-炉号17988·-炉号17993 3.5 ±炉号17991+炉号17994 炉号18004 4.0 3.0 钟号18007 1-3.7m2.r',min' 炉号18013 35 24.3m2,t1,min 25 +炉号18014 3.0 炉号17988 旦20 4-炉号18015 ···炉号17991 4炉号18016 15 1.34 -炉号4801 -炉号18024 --炉号4862 1.0 ·一炉号18027 2.0 0.5 ICI 1.5 开吹时 第一拐点处 第二拐点处 提枪时 1.0 阶段 0.5 图7各炉次不同阶段转折点的碳含量 200 400 600 800 吹练时间在 Fig.7 Carbon contents at change points for many heats 图6不同供氧强度下熔池中碳含量变化 3,2熔池搅拌强度对转折点碳含量的影响 Fig.6 Change of carbon content in the bath at different oxygen 在转炉炼钢特别是复吹转炉炼钢过程中，由于 blowing flow rates 熔池搅拌强度不同，熔池内碳向反应区的传质能力 也有所差异，所以在出现第二转折点（拐点）时的碳 3转炉脱碳过程中临界碳含量及其规律 含量也就不同.根据文献[11]可知，顶吹氧气对熔 由图4脱碳氧气效率曲线和图5的脱碳速度曲 池产生的搅拌能为： 线可看出，转炉吹炼过程中均会出现明显的拐点（转 e=0.0453X600eX12ns0 折点)，即吹炼过程可分为三阶段：第一阶段为硅锰 hW steel (18) 反应期；出现第一个拐点后，钢水中硅氧化反应已基 式中，乌为顶吹搅拌能，Wt-;d为氧枪喉口直径， 本完毕，脱碳速度基本不再明显增大，熔池内主要为 mm;w为氧气出口线速度，ms1;0为氧枪口倾 脱碳反应，即第二阶段为主脱碳期；在脱碳速度或脱 角，()；h为氧枪枪位，m
据延时时间值将计算起点推延到图4中所示的 ［C］ t′点． 通过反推计算获得各炉次在冶炼过程中钢水碳 含量的变化规律如图5所示．由此图可看出不同 炉次的吹炼过程中熔池碳在相同吹炼时间其含量不 同受影响的因素主要有初始碳含量不同、供氧强度 波动、以及枪位和装入量等． 图5 同一供氧强度下熔池中碳含量变化 Fig．5 Change of carbon content in the bath at the same oxygen blowing flowrate 当顶吹供氧强度发生比较大的变化时其熔池 中碳含量在相同吹炼时刻下降速度差别较大．图6 为两种供氧强度下转炉熔池中碳含量变化的情况． 由该图可看出供氧强度高时熔池中碳含量下降明 显加快． 图6 不同供氧强度下熔池中碳含量变化 Fig．6 Change of carbon content in the bath at different oxygen blowing flow rates 3 转炉脱碳过程中临界碳含量及其规律 由图4脱碳氧气效率曲线和图5的脱碳速度曲 线可看出转炉吹炼过程中均会出现明显的拐点（转 折点）即吹炼过程可分为三阶段：第一阶段为硅锰 反应期；出现第一个拐点后钢水中硅氧化反应已基 本完毕脱碳速度基本不再明显增大熔池内主要为 脱碳反应即第二阶段为主脱碳期；在脱碳速度或脱 碳氧效率出现迅速下降的拐点（转折点）时开始进 入第三阶段即冶炼后期．确定该两拐点时对应的 钢水碳含量对分析研究吹炼过程炉内反应规律和 确定吹炼终点碳含量均具有较大的指导意义． 3∙1 转炉吹炼过程中各转折点碳含量 通过反推方法可以获得如图4中所示的各炉 次［C］0（吹炼熔池初始平均碳含量）、［C］1（第一转折 点碳含量）和［C］d（第二转折点碳含量）值其结果如 图7所示．在顶吹供氧强度、底吹搅拌强度大致相 同的条件下转炉吹炼过程中在第一个转折点（拐 点）处熔池的碳含量［C］1 不同炉次之间差别与其他 点相比比较大平均偏差为0∙14％最大偏差为 0∙39％．在第二转折点各炉次的［C ］d 值很接近偏 差在±0∙04％范围内对于操作稳定的炉次（吹炼后 期顶吹流量变化不大、氧枪枪位稳定在一定高度） 时其偏差在±0∙03％范围内．在第一转折点（拐 点）的碳含量各炉次之间差别较大的原因是该转折 点的碳含量与熔池初始碳含量、初始硅含量、初始锰 含量、铁水温度、冷料比、供氧强度、氧枪枪位和底吹 搅拌强度等有关．第二转折点（拐点）的碳含量则与 入炉料初始成分温度没有关系只与供氧强度、底吹 搅拌强度和氧枪枪位有关． 图7 各炉次不同阶段转折点的碳含量 Fig．7 Carbon contents at change points for many heats 3∙2 熔池搅拌强度对转折点碳含量的影响 在转炉炼钢特别是复吹转炉炼钢过程中由于 熔池搅拌强度不同熔池内碳向反应区的传质能力 也有所差异所以在出现第二转折点（拐点）时的碳 含量也就不同．根据文献［11］可知顶吹氧气对熔 池产生的搅拌能为： εt＝0∙0453×60QO2× du 2cosθ hWsteel （18） 式中εt 为顶吹搅拌能W·t —1 ；d 为氧枪喉口直径 mm；u 为氧气出口线速度m·s —1 ；θ为氧枪口倾 角（°）；h 为氧枪枪位m． ·160· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第2期 何平等：采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 161 底吹惰性气体对熔池产生的搅拌能为： 强度增强，临界碳含量[C]:降低，当搅拌能达到 =28.5×60Q,×Tg1+H/1.48) (19) 2kWt一以上时，熔池搅拌能变化对第二转折点的 W steel 临界碳含量[C]a影响不大，在顶吹供氧强度在 式中，为底吹搅拌能，Wt；Q,为底吹流量， 3.5~4.0m3t-1mim1,熔池搅拌能在800~ m3s1;H为转炉内熔池深度，m. 2500Wt1的范围内，临界碳含量为0.2%~ 底吹气体出口产生的动能对熔池搅拌能的贡献 0.35%.在相同顶吹供氧强度下，提高底吹流量（增 与气体上浮产生的搅拌能相比基本可以忽略，在此 大熔池搅拌能)，其临界碳含量降低。临界碳含量与 不考虑 熔池搅拌能的经验关系式为： 复吹转炉熔池总搅拌能为： [C]a=9×10-8e2-0.0003e+0.5796(21) e=气十 (20) 3.3顶吹转炉供氧强度对临界碳含量[C]:影响 对于50t转炉，在底吹枪被堵塞（纯顶吹）、使用 将文献[9]的160t转炉低供氧强度下纯顶吹获 两个底吹枪及使用三个底吹枪的情况下，吹炼后期 得的临界碳含量和本文从60t转炉与50t转炉在纯 顶吹氧气流量控制在11km3h左右时，第一转折 顶吹条件下获得的临界碳含量汇集于图10中，由 点与第二转折点（拐点）的碳含量与熔池搅拌能的关 该图可看出，对于不同顶吹供氧强度，其转折点碳含 系如图8和图9所示 量不同.随着供氧强度的增加，临界碳含量迅速降 3.5r 低，初步获得顶吹转炉供气强度与临界碳含量的经 3.0 验关系式为： 2.5 2.0 [C]a=-0.0761Q32+0.2502Qo2+0.4768 互1.5 -0.0002x+3.2008 R2-0.3687 (22) 1.0 =30 0.5 0.8m 90 ◆160t 1000 1500 2000 2500 0.6 ■60t e(W.tl) 450t y=-0.0761x+0.2502x+0.4768 图8第一转折点临界碳含量与熔池搅拌能的关系 R2=0.9644 02 Fig.8 Relation of the critical carbon content at the first change =21 point to bath stirring energy 2 3 Qo/(m.t.min) 0.4r ◆顶吹转炉 图10顶吹转炉第二转折点碳含量与供氧强度的关系 0.3 。复吹转炉 Fig.10 Relation of the critical carbon content at the second change point to oxygen blowing flow rate in a top blowing converter y-9×10x2-0.0003x+0.5796 0.1 R2-0.894 m=30 4结论 500 1000 1500 2000 2500 (1)根据烟气分析数据获得的转炉脱碳速度曲 e(w.t) 线，通过倒炉取样测定终点钢水碳含量，采用反推法 图9第二转折点临界碳含量与熔池搅拌能关系 获得两个脱碳速度（脱碳氧效率）转折点的碳含量 Fig.9 Relation of the critical carbon content at the second change (2)转炉熔池搅拌能对第一拐点的碳含量有一 point to bath stirring energy 定影响，随着搅拌能提高，临界碳含量[C]1略有降 低，熔池搅拌能量对第二拐点的临界碳含量影响比 根据图8结果可知，熔池搅拌能对第一转折点 较大，随着搅拌强度增强，临界碳含量[C]降低，当 的临界碳含量有一定影响，随着搅拌能的增加，第一 搅拌能达到一定值以上时，熔池搅拌能变化对第二 转折点碳含量略有降低， 转折点的临界碳含量[C]a影响不大 由图9可看出，在转炉吹炼后期，开始出现脱碳 (③)对于复吹转炉，顶吹供氧强度在3.5~ 速度或脱碳氧效率明显下降的转折点（也就是脱碳 4.0m3t1mim1,熔池搅拌能在800~2500Wt1 反应的控制环节由供氧速度向熔池碳传递速度转变 的范围内转炉后期脱碳速度发生转折的临界碳含量 点)的临界碳含量与熔池的搅拌强度有关，随着搅拌 为0.20%0.35%
底吹惰性气体对熔池产生的搅拌能为： εb＝28∙5×60Qb× Tlg（1＋ H／1∙48） Wsteel （19） 式中εb 为底吹搅拌能W·t —1 ；Qb 为底吹流量 m 3·s —1 ；H 为转炉内熔池深度m． 底吹气体出口产生的动能对熔池搅拌能的贡献 与气体上浮产生的搅拌能相比基本可以忽略在此 不考虑． 复吹转炉熔池总搅拌能为： ε＝εt＋εb （20） 对于50t 转炉在底吹枪被堵塞（纯顶吹）、使用 两个底吹枪及使用三个底吹枪的情况下吹炼后期 顶吹氧气流量控制在11km 3·h —1左右时第一转折 点与第二转折点（拐点）的碳含量与熔池搅拌能的关 系如图8和图9所示． 图8 第一转折点临界碳含量与熔池搅拌能的关系 Fig．8 Relation of the critical carbon content at the first change point to bath stirring energy 图9 第二转折点临界碳含量与熔池搅拌能关系 Fig．9 Relation of the critical carbon content at the second change point to bath stirring energy 根据图8结果可知熔池搅拌能对第一转折点 的临界碳含量有一定影响随着搅拌能的增加第一 转折点碳含量略有降低． 由图9可看出在转炉吹炼后期开始出现脱碳 速度或脱碳氧效率明显下降的转折点（也就是脱碳 反应的控制环节由供氧速度向熔池碳传递速度转变 点）的临界碳含量与熔池的搅拌强度有关随着搅拌 强度增强临界碳含量 ［C ］d 降低当搅拌能达到 2kW·t —1以上时熔池搅拌能变化对第二转折点的 临界碳含量 ［C ］d 影响不大．在顶吹供氧强度在 3∙5～4∙0m 3·t —1·min —1熔 池 搅 拌 能 在800～ 2500W·t —1的 范 围 内临 界 碳 含 量 为 0∙2％ ～ 0∙35％．在相同顶吹供氧强度下提高底吹流量（增 大熔池搅拌能）其临界碳含量降低．临界碳含量与 熔池搅拌能的经验关系式为： ［C］d＝9×10—8ε2—0∙0003ε＋0∙5796 （21） 3∙3 顶吹转炉供氧强度对临界碳含量［C］d 影响 将文献［9］的160t 转炉低供氧强度下纯顶吹获 得的临界碳含量和本文从60t 转炉与50t 转炉在纯 顶吹条件下获得的临界碳含量汇集于图10中．由 该图可看出对于不同顶吹供氧强度其转折点碳含 量不同．随着供氧强度的增加临界碳含量迅速降 低．初步获得顶吹转炉供气强度与临界碳含量的经 验关系式为： ［C］d＝—0∙0761Q 2 O2＋0∙2502QO2＋0∙4768 （22） 图10 顶吹转炉第二转折点碳含量与供氧强度的关系 Fig．10 Relation of the critical carbon content at the second change point to oxygen blowing flow rate in a top blowing converter 4 结论 （1） 根据烟气分析数据获得的转炉脱碳速度曲 线通过倒炉取样测定终点钢水碳含量采用反推法 获得两个脱碳速度（脱碳氧效率）转折点的碳含量． （2） 转炉熔池搅拌能对第一拐点的碳含量有一 定影响随着搅拌能提高临界碳含量［C ］1 略有降 低．熔池搅拌能量对第二拐点的临界碳含量影响比 较大随着搅拌强度增强临界碳含量［C ］d 降低当 搅拌能达到一定值以上时熔池搅拌能变化对第二 转折点的临界碳含量［C］d 影响不大． （3） 对于复吹转炉顶吹供氧强度在3∙5～ 4∙0m 3·t —1·min —1熔池搅拌能在800～2500W·t —1 的范围内转炉后期脱碳速度发生转折的临界碳含量 为0∙20％～0∙35％． 第2期 何 平等： 采用烟气分析法对转炉吹炼过程临界碳含量的研究 ·161·
,162 北京科技大学学报 第31卷 (4)对于纯顶吹转炉，在不同顶吹供氧强度下， [6]Shen C.Shi X L.Tang S G.et al.The application of dynamic 其临界碳含量不同，随着供氧强度的增加，临界碳 control steelmaking with gas analysis in Masteel Proceedings of China Iron Steel Annual Meeting Beijing.2005:165 含量迅速降低， (沈昶，施雄梁，汤曙光，等.烟气分析动态控制炼钢在马钢的 应用∥中国钢铁年会论文集.北京，2005：165) 参考文献 [7]Ni J.The automatic blowing system with gas analysis.Metall Power,2005(4):96 [1]Apeldoorn GJ.Hubbeling P D,Gootjes P.Performance of Danieli (倪军.烟气分析自动化吹炼系统.冶金动力，2005(4)：96) Corus sublance systems.Iron Steel.2004.39(11):29 [8]Zhang G Y.Wan X F.Lin D.Application of BOF off -gas analy- (Apeldoorn G J,Hubbeling P D,Gootjes P.达涅利康力斯副枪 sis dynamic control.Iron Steel,2007,42(9):29 系统的应用.钢铁，2004,39(11)：29) (张贵玉，万雪蜂，林东等。转炉炉气分析动态控制技术的应 [2]Ramaseder N,Pirklbauer W.Kalisch J.Equipment of sloped 用.钢铁，2007,42(9)：29) sublance for refining process control.Foreign Iron Steel,1994 [9]Takehiko F.Taiji A,Katsukiyo M.Consideration on decarbur- (4):17 ization reaction in an oxygen converter and possibility of the com- (Ramaseder N,Pirklbauer W,Kalisch J.用于吹炼过程控制的 puting control on its basis.Tetsu-to-Hagane.1967.53(8):973 倾斜式副枪装置.国外钢铁，1994(4)：17) (藤井毅彦，荒木泰治，丸川雄净.转炉)脱炭反应仁关石考察 [3]Yan J X.The automatic control system of turning and lance and 上九仁基y〈计算制御入)可能性.铁上钢，1967,53(8)： sublance for 250t converter in Baosteel.Metall Equip.2000 973) (6):25 [10]Kuo CC,UdayB P,Ramana G R.A general model for BOP de- (陶建兴，宝钢2501转炉倾动、氧副枪的自动控制系统，冶金 carburization.ISIJ Int,1993.33(8):862 设备，2000(6)：25) [11]Kato Y.Takahashi Y,SakurayaT.Optimization of the blowing [4]Iso HI.Michitaka Y.Michitaka K,et al.Dynamic refining con- sequence in a top and bottom blowing converter containing pre trol by analysis of exhaust gas.Trans ISIJ.1987.27:351 treated hot metal.Tetsu-to-Hagane.1990.76(4):560 [5]Allendorf S W,Ottesen D K,Hardesty D R.et al.Laser-based (加藤嘉英，高橘幸雄，桜谷敏和。子备处理溶铣左用大酸 sensor for real time measurement of off-gas composition and tem 素上底吹春转炉)吹冻条件上治金反应特性.铁匕钢，1990， perature in BOF steelmaking.Iron Steel Eng.1998(4):31 76(4):560)
（4） 对于纯顶吹转炉在不同顶吹供氧强度下 其临界碳含量不同．随着供氧强度的增加临界碳 含量迅速降低． 参 考 文 献 ［1］ Apeldoorn G JHubbeling P DGootjes P．Performance of Danieli Corus sublance systems．Iron Steel200439（11）：29 （Apeldoorn G JHubbeling P DGootjes P．达涅利康力斯副枪 系统的应用．钢铁200439（11）：29） ［2］ Ramaseder NPirklbauer WKalisch J．Equipment of sloped sublance for refining process control．Foreign Iron Steel1994 （4）：17 （Ramaseder NPirklbauer WKalisch J．用于吹炼过程控制的 倾斜式副枪装置．国外钢铁1994（4）：17） ［3］ Yan J X．The automatic control system of turning and lance and sublance for 250t converter in Baosteel． Metall Equip2000 （6）：25 （阎建兴．宝钢250t 转炉倾动、氧副枪的自动控制系统．冶金 设备2000（6）：25） ［4］ Iso H IMichitaka YMichitaka Ket al．Dynamic refining control by analysis of exhaust gas．T rans ISIJ198727：351 ［5］ Allendorf S WOttesen D KHardesty D Ret al．Laser-based sensor for rea-l time measurement of off-gas composition and temperature in BOF steelmaking．Iron Steel Eng1998（4）：31 ［6］ Shen CShi X LTang S Get al．The application of dynamic control steelmaking with gas analysis in Masteel∥ Proceedings of China Iron ＆ Steel A nnual Meeting．Beijing2005：165 （沈昶施雄梁汤曙光等．烟气分析动态控制炼钢在马钢的 应用∥中国钢铁年会论文集．北京2005：165） ［7］ Ni J．The automatic blowing system with gas analysis． Metall Power2005（4）：96 （倪军．烟气分析自动化吹炼系统．冶金动力2005（4）：96） ［8］ Zhang G YWan X FLin D．Application of BOF off-gas analysis dynamic control．Iron Steel200742（9）：29 （张贵玉万雪峰林东等．转炉炉气分析动态控制技术的应 用．钢铁200742（9）：29） ［9］ Takehiko FTaiji AKatsukiyo M．Consideration on decarburization reaction in an oxygen converter and possibility of the computing control on its basis．Tetsu-to-Hagane196753（8）：973 （藤井毅彦荒木泰治丸川雄 ．转炉の脱炭反应に关る考察 とそれに基づく计算制御への可能性．铁と钢196753（8）： 973） ［10］ Kuo C CUdayB PRamana G R．A general model for BOP decarburization．ISIJ Int199333（8）：862 ［11］ Kato YTakahashi YSakuraya T．Optimization of the blowing sequence in a top and bottom blowing converter containing pretreated hot metal．Tetsu-to-Hagane199076（4）：560 （加藤嘉英高 幸雄 谷敏和．予备处理溶铣を用いた酸 素上底吹き转炉の吹钅东条件と冶金反应特性．铁と钢1990 76（4）：560） ·162· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷