基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程

工程科学学报，第38卷，第3期：335-341,2016年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.3:335-341,March 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.03.006:http://journals.ustb.edu.cn 基于多功能转炉炼钢法的连续循环治炼过程 吕延春12，王新华”，朱国森2，李海波2) 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)首钢技术研究院，北京100043 ☒通信作者，E-mail:yyan98@qg.com 摘要为了研究脱碳渣在脱磷期的重新利用，基于多功能转炉炼钢法进行连续循环冶炼实验.实验发现：脱磷阶段渣中较 低的Fe0含量、吹炼5min左右，[C]≥2.8%的条件下，可实现转炉熔池内铁液P]≤0.025%的脱磷效果，并对低(Fe0)含量 炉渣的脱磷可行性进行热力学计算：随着循环的进行，石灰加入量逐渐降低，由65kgt降低至31kg1,转炉治炼终点钢水 回量由0.018%降低至0.005%，2-4炉后达到平衡状态：在循环过程中，脱磷阶段结束倒出炉渣60-80kgt,整个循环 结束一次性倒出剩余全部炉渣120-130kgt,平均渣量为83kgt左右，较普通工艺的120kgt渣量有大幅度减少. 关键词炼钢：转炉：脱磷：渣：再循环 分类号TF71 Continuous circulating smelting process based on multi-refining converter melting technology L0 Yan-chun,WANG Xin-hua》,ZHU Guo--sen2》,LI Hai--bo2》 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Shougang Research Institute of Technology,Beijing 100043,China Correspondent author,E-mail:Ivyan98@qq.com ABSTRACT Continuous circulating smelting experiments based on multi-refining converter melting technology were performed to re- search the recycling of decarburized slag in the dephosphorization period.The results show that under the condition of low FeO con- tent,strong mixing,blowing for about 5 min and [C]2.8%in the dephosphorization stage,the content of phosphorus in molten metal is less than 0.025%.With the continuous circulating smelting,the consumption of lime decreases from 65 kg'tto 31 kg't, the [P]content drops from 0.018%to 0.005%,and the smelting reaches equilibrium after 2-4 furnaces.During the smelting process,60-80 kg slag per ton steel is poured out at the end of the dephosphorization period,while 120-130 kg remaining slag per ton steel is poured out at the end of the loop.The average mass of slag is about 83 kg per ton steel,more less than 120 kg per ton steel in the ordinary process KEY WORDS steelmaking:converters:dephosphorization:slag:recycling 中国钢铁工业迅猛发展，2013年中国粗钢产量超 念在国内有了长足发展，但是受到生产节奏、底吹供气 过世界的一半，以炼钢为例，年产量超过7亿，这对国 强度、现有装备等因素的制约，需要开发一种能够在单 民经济快速增长发挥了重要作用，但在“能源、环境、 座转炉上进行的连续、快节奏、低成本、节能、高效的炼 质量、成本”等方面面临着多重巨大压力.近年来，转 钢工艺.本文基于转炉多功能炼钢法进行了转炉 炉炼钢依托LD一ORP、BRP、MURC等工艺I-使得少 SGS工艺的连续循环治炼研究. 渣炼钢(slag generation reduced steelmaking,SGRS)理 收稿日期：201501-19 基金项目：国家科技支撑计划资助项目(2012BAC27B02)

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期: 335--341，2016 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 3: 335--341，March 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 03． 006; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 吕延春1，2) ，王新华1) ，朱国森2) ，李海波2) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 首钢技术研究院，北京 100043  通信作者，E-mail: lvyan98@ qq． com 摘 要 为了研究脱碳渣在脱磷期的重新利用，基于多功能转炉炼钢法进行连续循环冶炼实验． 实验发现: 脱磷阶段渣中较 低的 FeO 含量、吹炼 5 min 左右，［C］≥2. 8% 的条件下，可实现转炉熔池内铁液［P］≤0. 025% 的脱磷效果，并对低( FeO) 含量 炉渣的脱磷可行性进行热力学计算; 随着循环的进行，石灰加入量逐渐降低，由 65 kg·t － 1 降低至 31 kg·t － 1 ，转炉冶炼终点钢水 ［P］量由 0. 018% 降低至 0. 005% ，2 ～ 4 炉后达到平衡状态; 在循环过程中，脱磷阶段结束倒出炉渣 60 ～ 80 kg·t － 1 ，整个循环 结束一次性倒出剩余全部炉渣 120 ～ 130 kg·t － 1 ，平均渣量为 83 kg·t － 1 左右，较普通工艺的 120 kg·t － 1 渣量有大幅度减少． 关键词 炼钢; 转炉; 脱磷; 渣; 再循环 分类号 TF71 Continuous circulating smelting process based on multi-refining converter melting technology L Yan-chun1，2)  ，WANG Xin-hua1) ，ZHU Guo-sen2) ，LI Hai-bo 2) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Shougang Ｒesearch Institute of Technology，Beijing 100043，China  Correspondent author，E-mail: lvyan98@ qq． com ABSTＲACT Continuous circulating smelting experiments based on multi-refining converter melting technology were performed to re￾search the recycling of decarburized slag in the dephosphorization period． The results show that under the condition of low FeO con￾tent，strong mixing，blowing for about 5 min and ［C］≥2. 8% in the dephosphorization stage，the content of phosphorus in molten metal is less than 0. 025% ． With the continuous circulating smelting，the consumption of lime decreases from 65 kg·t － 1 to 31 kg·t － 1 ， the ［P］content drops from 0. 018% to 0. 005% ，and the smelting reaches equilibrium after 2--4 furnaces． During the smelting process，60--80 kg slag per ton steel is poured out at the end of the dephosphorization period，while 120--130 kg remaining slag per ton steel is poured out at the end of the loop． The average mass of slag is about 83 kg per ton steel，more less than 120 kg per ton steel in the ordinary process． KEY WOＲDS steelmaking; converters; dephosphorization; slag; recycling 收稿日期: 2015--01--19 基金项目: 国家科技支撑计划资助项目( 2012BAC27B02) 中国钢铁工业迅猛发展，2013 年中国粗钢产量超 过世界的一半，以炼钢为例，年产量超过 7 亿 t，这对国 民经济快速增长发挥了重要作用，但在“能源、环境、 质量、成本”等方面面临着多重巨大压力． 近年来，转 炉炼钢依托 LD--OＲP、BＲP、MUＲC 等工艺［1--3］使得少 渣炼钢( slag generation reduced steelmaking，SGＲS) 理 念在国内有了长足发展，但是受到生产节奏、底吹供气 强度、现有装备等因素的制约，需要开发一种能够在单 座转炉上进行的连续、快节奏、低成本、节能、高效的炼 钢工艺． 本文基于转炉多功能炼钢法进行了转炉 SGＲS 工艺［4］的连续循环冶炼研究．

·336 工程科学学报，第38卷，第3期 1SGRS工艺概要 渣护炉操作结束后炉渣全部留在炉内，确认兑铁无 喷溅隐患后加废钢和兑铁，再进行下炉的脱磷阶段 如图1所示，转炉SGRS工艺将转炉吹炼过程一 的吹炼。 分为二，分为脱磷阶段与脱碳阶段，该工艺与常规工艺 由于转炉治炼过程中间倒渣，为了满足生产快节 治炼结束倒出终渣的方式不同，整个循环治炼的过程 奏需要，脱磷阶段项吹氧气供气强度要求较高，在高强 只倒出脱磷阶段产生的炉渣，在多炉次循环治炼结束 度的搅拌作用下，短时间内完成脱磷阶段化渣过程，实 后，一次性倒出转炉内剩余的转炉终渣 现了迅速脱磷的需要.转炉终渣在炉内循环，有利于 脱磷斯 脱磷期化渣，降低造渣渣料的加入量，从而起到提高治 兑铁加废铜 脱磷期结束倒渣 炼效率的作用. 2实验方法 2.1实验条件 实验设备采用100t转炉，废钢比按正常比例控制 在10%~15%之间，采用的铁水成分、供气强度、石灰 等辅料加入量，如表1和表2所示.为了提高脱磷期 炉渣固化 站钢 税碳期 铁水脱磷率，转炉脱磷阶段结合不同供气强度和不同 图1循环治炼流程示意图 枪位，铁水脱硅阶段采用稳定的枪位：脱硅期结束直至 Fig.1 Schematic illustration of the recycled smelting process 脱磷期结束采用变换枪位.通过采用连续循环治炼的 吹炼开始利用上炉保留的脱碳渣进行造渣和脱 方式进行SGRS循环治炼的实验.实验中测量脱磷阶 磷，同时加入少量造渣渣料：随着治炼温度的升高， 段结束倒渣的渣量，计算留在转炉内部的渣量以及新 在剧烈脱碳反应到来前，选择合适的时机结束脱磷 加入渣料后炉内生成的渣量.随着循环炉数的增加以 阶段吹炼，倒出磷含量高的脱磷渣，然后加入少量的 及炉内渣量的变化，磷含量发生相应变化，随着磷含量 渣料进行脱碳与进一步脱磷吹炼；吹炼结束出钢，溅 的降低，渣料的加入量进一步降低 表1铁水成分 Table 1 Composition of the studied liquid iron [C] [%si] [%Mn] [%可 [%s 温度/℃ 4.50-4.65 0.450.65 0.10~0.15 0.80-0.95 0.010-0.025 1270~1350 表2实验过程参数 Table 2 Experiment process parameters 顶吹供气强度（氮气、 底吹供气强度（氮 造渣量/(kgt-1) 炼钢阶段 氧气)/(m3mim1t1) 废钢： 气、氩气)/(m3h) 石灰 轻烧 萤石 矿石 改质剂 脱磷 2.6713.08 180-800 10.516.0 0-35 0~15 0-2 0-20 0 中间倒渣 0 300 0 0 0 0 0 0 脱碳 3.0-3.8 180-300 0 0-30 07 0~2 0-10 0 溅渣护炉 3.7 360 0 0 0 0 0 0-5 2.2实验数据 该工艺的治炼周期为40~42min,与常规工艺相 为了研究炉渣在转炉内的循环使用的治金效果， 比治炼周期增加3~5min左右，循环实验中个别炉次 进行连续循环冶炼研究，转炉终渣在炉内连续循环6 增加10min的主要原因是治炼周期相对富裕，为了配 炉，每炉吹炼结束均全部留渣操作，溅渣护炉与炉渣固 合治炼节奏延长辅助治炼时间 化结束后加入废钢和兑铁水，脱磷期吹炼5.5min时倒 渣，脱碳期吹炼8~l0min左右，脱碳期结束后降副枪， 3实验结果与讨论 取样测温，待成分出来后直接出钢，出钢完毕后溅渣护 3.1渣中合理Fe0含量的控制 炉，接着进行下一炉治炼.如表3所示，治炼循环炉次 脱磷阶段枪位控制采用“低一高一低”的吹炼模 前1炉为常规治炼炉次，该炉次过程不倒渣，冶炼结束 式，如图2(a)所示.由于吹炼前炉内存有上炉脱碳 倒出部分转炉终渣，转炉留渣量在41左右 渣，吹炼开始即采用低枪位吹炼易“打火”并增加熔池

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 1 SGＲS 工艺概要 如图 1 所示，转炉 SGＲS 工艺将转炉吹炼过程一 分为二，分为脱磷阶段与脱碳阶段，该工艺与常规工艺 冶炼结束倒出终渣的方式不同，整个循环冶炼的过程 只倒出脱磷阶段产生的炉渣，在多炉次循环冶炼结束 后，一次性倒出转炉内剩余的转炉终渣． 图 1 循环冶炼流程示意图 Fig． 1 Schematic illustration of the recycled smelting process 吹炼开始利用上炉保留的脱碳渣进行造渣和脱 磷，同时加入少量造渣渣料; 随着冶炼温度的升高， 在剧烈脱碳反应到来前，选择合适的时机结束脱磷 阶段吹炼，倒出磷含量高的脱磷渣，然后加入少量的 渣料进行脱碳与进一步脱磷吹炼; 吹炼结束出钢，溅 渣护炉操作结束后炉渣全部留在炉内，确认兑铁无 喷溅隐患后加废钢和兑铁，再进行下炉的脱磷阶段 的吹炼． 由于转炉冶炼过程中间倒渣，为了满足生产快节 奏需要，脱磷阶段顶吹氧气供气强度要求较高，在高强 度的搅拌作用下，短时间内完成脱磷阶段化渣过程，实 现了迅速脱磷的需要． 转炉终渣在炉内循环，有利于 脱磷期化渣，降低造渣渣料的加入量，从而起到提高冶 炼效率的作用． 2 实验方法 2. 1 实验条件 实验设备采用 100 t 转炉，废钢比按正常比例控制 在 10% ～ 15% 之间，采用的铁水成分、供气强度、石灰 等辅料加入量，如表 1 和表 2 所示． 为了提高脱磷期 铁水脱磷率，转炉脱磷阶段结合不同供气强度和不同 枪位，铁水脱硅阶段采用稳定的枪位; 脱硅期结束直至 脱磷期结束采用变换枪位． 通过采用连续循环冶炼的 方式进行 SGＲS 循环冶炼的实验． 实验中测量脱磷阶 段结束倒渣的渣量，计算留在转炉内部的渣量以及新 加入渣料后炉内生成的渣量． 随着循环炉数的增加以 及炉内渣量的变化，磷含量发生相应变化，随着磷含量 的降低，渣料的加入量进一步降低． 表 1 铁水成分 Table 1 Composition of the studied liquid iron ［% C］ ［% Si］ ［% Mn］ ［% P］ ［% S］ 温度/℃ 4. 50 ～ 4. 65 0. 45 ～ 0. 65 0. 10 ～ 0. 15 0. 80 ～ 0. 95 0. 010 ～ 0. 025 1270 ～ 1350 表 2 实验过程参数 Table 2 Experiment process parameters 炼钢阶段 顶吹供气强度( 氮气、 氧气) /( m3 ·min － 1 ·t － 1 ) 底吹供气强度( 氮 气、氩气) /( m3 ·h － 1 ) 废钢/t 造渣量/( kg·t － 1 ) 石灰 轻烧 萤石 矿石 改质剂 脱磷 2. 67 /3. 08 180 ～ 800 10. 5 ～ 16. 0 0 ～ 35 0 ～ 15 0 ～ 2 0 ～ 20 0 中间倒渣 0 300 0 0 0 0 0 0 脱碳 3. 0 ～ 3. 8 180 ～ 300 0 0 ～ 30 0 ～ 7 0 ～ 2 0 ～ 10 0 溅渣护炉 3. 7 360 0 0 0 0 0 0 ～ 5 2. 2 实验数据 为了研究炉渣在转炉内的循环使用的冶金效果， 进行连续循环冶炼研究，转炉终渣在炉内连续循环 6 炉，每炉吹炼结束均全部留渣操作，溅渣护炉与炉渣固 化结束后加入废钢和兑铁水，脱磷期吹炼 5. 5 min 时倒 渣，脱碳期吹炼 8 ～ 10 min 左右，脱碳期结束后降副枪， 取样测温，待成分出来后直接出钢，出钢完毕后溅渣护 炉，接着进行下一炉冶炼． 如表 3 所示，冶炼循环炉次 前 1 炉为常规冶炼炉次，该炉次过程不倒渣，冶炼结束 倒出部分转炉终渣，转炉留渣量在 4 t 左右． 该工艺的冶炼周期为 40 ～ 42 min，与常规工艺相 比冶炼周期增加 3 ～ 5 min 左右，循环实验中个别炉次 增加 10 min 的主要原因是冶炼周期相对富裕，为了配 合冶炼节奏延长辅助冶炼时间． 3 实验结果与讨论 3. 1 渣中合理 FeO 含量的控制 脱磷阶段枪位控制采用“低—高—低”的吹炼模 式，如图 2 ( a) 所示． 由于吹炼前炉内存有上炉脱碳 渣，吹炼开始即采用低枪位吹炼易“打火”并增加熔池 ·336·

吕延春等：基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 ·337· 表3循环冶炼实验参数 Table 3 Recycled smelting test 循环炉次 治炼模式 钢种 石灰量/(kgt1) 终点的1% 中间倒渣： 治炼周期/min 铁水S]1% 第0炉 常规工艺 45-1 66.3 0.018 37 0.57 第1炉 SGRS 45- 63.3 0.012 45 0.63 第2炉 SGRS 45- 48.0 0.008 7 43 0.52 第3炉 SGRS Q345R-5 39.1 0.009 > 41 0.53 第4炉 SGRS 45-1 39.1 0.006 43 0.51 第5炉 SGRS Q345R-S 31.1 0.006 8 47 0.45 第6炉 SGRS 45-1 32.4 0.005 6 % 0.43 第1~6炉平均 42.2 0.008 7 43 0.51 搅拌强度，脱磷阶段脱硅期结束前采用高枪位化渣，然 min.t,如图2(b)所示.在实际治炼过程中，脱硅 后低枪位控制以提高熔池搅拌强度，吹炼至达到目标 期结束至脱磷阶段结束氧枪枪位分别控制在1.2~ 供氧量停止吹炼，之后进入倒渣阶段. 1.5m,对应渣中TFe控制在7%~16%.枪位越低则 转炉顶吹供氧强度的控制主要受吹炼过程稳定操 转炉熔搅拌强度越强，渣中TFe含量间接反映了转炉 作的影响，脱磷阶段顶吹供氧强度为3.0~3.08m· 熔池搅拌强度 155@ 3.200m 1.50 F35 1.45 1.40 3.05 1.35 3.00 1.30 2.95 1.25 2.90 3 2 时间min 时问min 图2脱磷阶段枪位()与顶吹供氧控制(b)示意图 Fig.2 Schematic illustration of gun position (a)and oxygen supply (b)in the dephosphorization stage 实验中炉渣成分和对应铁水成分分别如表4和表 1.8左右，对应炉渣中F0含量控制较低（7%~ 5所示.铁水中Si元素的含量对脱磷反应的平衡影响 13%),P]控制在较低(P]≤0.027%)的范围内， 很大，当铁水中的硅含量降到很低时，磷才开始氧化. 这是因为脱磷需要较好的热力学与动力学条件，较 脱磷阶段结束，铁水中仍有较高含量的S,原因为铁水 强的搅拌可以满足脱磷动力学需要，而炉渣的高氧 中氧含量低、碳含量仍然较高(3.0%左右)，渣界面处 化性是脱磷的必要的热力学条件.为了节省治炼成 氧含量虽然较高，但是熔池内部Sⅰ元素向界面的传输 本提高治炼效率，实现较低的氧化铁含量条件下得 限制了Si元素的去除，Sⅰ含量的高低间接反映了熔池 到较高的脱磷效果，以及进一步判断脱磷反应的限 搅拌状况. 制性环节，进行了实验条件下渣系氧化性5等的 脱磷阶段（吹炼0~5min)渣中碱度基本在1.4~ 计算分析 表4脱磷阶段结束炉渣成分（质量分数） Table 4 Slag composition at the end of the dephosphorization stage % 编号 TFe Fe0 SiO2 Ca0 Mgo A203 P205 MnO 碱度 1 11.20 9.04 20.98 38.13 8.94 1.82 3.30 6.18 1.80 2 10.34 8.38 25.33 38.13 9.16 1.71 3.35 5.27 1.50 3 14.54 12.39 24.29 34.61 6.47 0.85 1.60 2.83 1.42 4 12.03 10.93 24.91 39.35 9.82 1.01 2.15 4.01 1.58 5 9.49 7.69 23.03 37.19 12.81 1.22 2.65 4.27 1.62 6 9.65 10.56 23.39 41.70 9.66 1.04 2.26 4.24 1.78

吕延春等: 基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 表 3 循环冶炼实验参数 Table 3 Ｒecycled smelting test 循环炉次 冶炼模式 钢种 石灰量/( kg·t － 1 ) 终点［P］/% 中间倒渣/t 冶炼周期/min 铁水［Si］/% 第 0 炉 常规工艺 45--1 66. 3 0. 018 — 37 0. 57 第 1 炉 SGＲS 45--1 63. 3 0. 012 4 45 0. 63 第 2 炉 SGＲS 45--1 48. 0 0. 008 7 43 0. 52 第 3 炉 SGＲS Q345Ｒ--S 39. 1 0. 009 7 41 0. 53 第 4 炉 SGＲS 45--1 39. 1 0. 006 7 43 0. 51 第 5 炉 SGＲS Q345Ｒ--S 31. 1 0. 006 8 47 0. 45 第 6 炉 SGＲS 45--1 32. 4 0. 005 6 40 0. 43 第 1 ～ 6 炉平均 — — 42. 2 0. 008 7 43 0. 51 搅拌强度，脱磷阶段脱硅期结束前采用高枪位化渣，然 后低枪位控制以提高熔池搅拌强度，吹炼至达到目标 供氧量停止吹炼，之后进入倒渣阶段． 转炉顶吹供氧强度的控制主要受吹炼过程稳定操 作的影响，脱磷阶段顶吹供氧强度为 3. 0 ～ 3. 08 m3 · min － 1 ·t － 1 ，如图 2( b) 所示． 在实际冶炼过程中，脱硅 期结束至脱磷阶段结束氧枪枪位分别控制在 1. 2 ～ 1. 5 m，对应渣中 TFe 控制在 7% ～ 16% ． 枪位越低则 转炉熔搅拌强度越强，渣中 TFe 含量间接反映了转炉 熔池搅拌强度． 图 2 脱磷阶段枪位( a) 与顶吹供氧控制( b) 示意图 Fig． 2 Schematic illustration of gun position ( a) and oxygen supply ( b) in the dephosphorization stage 实验中炉渣成分和对应铁水成分分别如表 4 和表 5 所示． 铁水中 Si 元素的含量对脱磷反应的平衡影响 很大，当铁水中的硅含量降到很低时，磷才开始氧化． 脱磷阶段结束，铁水中仍有较高含量的 Si，原因为铁水 中氧含量低、碳含量仍然较高( 3. 0% 左右) ，渣界面处 氧含量虽然较高，但是熔池内部 Si 元素向界面的传输 限制了 Si 元素的去除，Si 含量的高低间接反映了熔池 搅拌状况． 脱磷阶段( 吹炼 0 ～ 5 min) 渣中碱度基本在 1. 4 ～ 1. 8 左右，对 应 炉 渣 中 FeO 含 量 控 制 较 低 ( 7% ～ 13%) ，［P］控制在较低( ［P］≤0. 027% ) 的范围内， 这是因为脱磷需要较好的热力学与动力学条件，较 强的搅拌可以满足脱磷动力学需要，而炉渣的高氧 化性是脱磷的必要的热力学条件． 为了节省冶炼成 本提高冶炼效率，实现较低的氧化铁含量条件下得 到较高的脱磷效果，以及进一步判断脱磷反应的限 制性环节，进行了实验条件下渣系氧化性［2，5--6］等的 计算分析． 表 4 脱磷阶段结束炉渣成分( 质量分数) Table 4 Slag composition at the end of the dephosphorization stage % 编号 TFe FeO SiO2 CaO MgO Al2O3 P2O5 MnO 碱度 1 11. 20 9. 04 20. 98 38. 13 8. 94 1. 82 3. 30 6. 18 1. 80 2 10. 34 8. 38 25. 33 38. 13 9. 16 1. 71 3. 35 5. 27 1. 50 3 14. 54 12. 39 24. 29 34. 61 6. 47 0. 85 1. 60 2. 83 1. 42 4 12. 03 10. 93 24. 91 39. 35 9. 82 1. 01 2. 15 4. 01 1. 58 5 9. 49 7. 69 23. 03 37. 19 12. 81 1. 22 2. 65 4. 27 1. 62 6 9. 65 10. 56 23. 39 41. 70 9. 66 1. 04 2. 26 4. 24 1. 78 ·337·

·338· 工程科学学报，第38卷，第3期 表5脱磷阶段结束铁水成分（质量分数） 计算[O]-(Fe0)平衡： Table5 Metal composition at the end of the dephosphorization stage C]+O]=C0., (8) 编号温度/℃ C P Si Mn Ig koo =Ig- Pm_10346+2.031. (9) aoac T 1 1355 2.83 0.022 0.010 式中，P为C0气体分压. 2 1357 3.12 0.024 0.025 但是，转炉炼钢采用顶吹氧气的方式进行吹炼，顶 3 1399 3.20 0.027 0.030 渣中(FO)含量可以通过调整枪位及供氧强度及加料 4 2.97 0.022 0.022 0.05 方式进行控制，与炉渣接触的铁液跟进入渣的铁珠中 5 1369 2.81 0.024 0.014 0.07 氧活度受渣中(FeO)含量的控制. 6 1382 3.07 0.021 0.012 0.06 Fe [O]FeO, (10) △G9=-109750+45.93T, (11) 如下所示，去磷反应可以表示为 1ga▣=lga.o-5279/T+2.398. (12) 2P+5[0]=(P,0), 如果脱磷阶段炉渣需要达到0.025%脱磷的能 △Ge=-747850+558.4T,Jmol-1 (1) 力，铁-渣界面处铁液中[0]需要高于0.0082，渣中 根据 aro值应高于0.051.对照Ca0-fe0-Mg0-Mn0-P20,- RT hro,=Yo'tne. 4a=-4G9 Si02中Fe0活度图0，在实验碱度范围1.4~1.8、渣 ap'o 中Fe0在5%以上时，ao值大于0.20，渣的氧化性完 得 全满足脱磷条件，因而在此条件下，脱磷阶段脱磷的限 1gY=39060-29.17. (2) 制性环节在铁一渣界面与熔池的搅拌 apo T 3.2炉渣的固磷相分析 根据水渡英昭等的IgYra.公式B-5d: 为了对炉渣形态及渣中磷元素富集的相进行研 lgn=-1.02∑4-20780+9.39， (3) 究，将钢渣破碎、磨面、抛光和清洗处理制得试样，用扫 T 描电子显微镜背散射电子像观察试样的显微形貌，根 ∑Ay乃=23neo+17nw0+8nao+13no-26na, 据背散射成像原理，即物质的原子序数越小，其图像越 (4) 暗，钢渣中主要元素的原子序数的由大到小为Fe、Ca、 式中，k,为平衡常数，y为活度系数，α为活度，x为质 Si和Mg,对照片中特征形貌的物质进行定性分析，并 量分数，n,为组分j的摩尔分数.将式(2)和式(4)代 用X射线能谱仪测定微区元素组成. 入式(3)得 对转炉渣进行背散射分析，并将炉渣成分归一化 1ga2a2=-1.02∑44，-59s40+38.56+lgp 后放入巴登豪尔伪三元相图进行对照，如图3所示. T 随着吹炼的进行，炉渣的碱度逐渐提高，在0~5.5min (5) 左右提高到了1.5~1.6左右，炉渣的由熔点低的组元 铁液中α。与αp以质量分数1%溶液为标准 逐渐转变为熔点高的组元四 态7，O]与P]在铁水中形成稀溶液，因此将αp= 前期炉渣中以熔点中低的相组成，如镁蔷薇辉石、 [%P],a。=[%0]代入式(5)得 镁黄长石、钙铁橄榄石、钙镁橄榄石和自由F0,而中 lg[9%P]2[9%0]5= 后期炉渣主要以熔点中高的相组成，如镁蔷薇辉石、硅 -1.02∑4n-59840+38.56+lg (6) 酸二钙、自由Mg0和少量自由CaO,终渣主要由硅酸 T 二钙及硅酸三钙组成. 在SGRS工艺中，根据脱磷阶段炉渣主要成分控 如图4所示，对炉渣的不同结构组成进行分析，分 制以及相应摩尔分数，计算可得∑A乃=14.15，由脱 别对浅灰色的部分、深色的部分以及白亮的部分进行 磷阶段铁水温度在1380℃时计算，可得 元素组成分析.A系列为渣中浅灰色颜色部分，其组 [%P]2[9%0]5=2.29×10-4 (7) 成以Si、Mg和Ca的氧化物为主，含有少量Fe的氧化 因此得半钢]质量分数为0.025%时，铁液中因脱磷 物：B系列为炉渣中深色组成部分，其组成以Si和Ca 而需要存在的[O]为0.0082，由于SGRS脱磷阶段铁 为主，含有更低的FeO的氧化物及极少量的Mg的氧 水中[C]质量分数为2.8%~3.2%，铁液中溶解氧活 化物：C系列为炉渣中白亮色部分，其组成以F的氧 度受[C含量控制，在1330~1380℃范围内计算铁液 化物为主，含有较低的Si、Mg和Ca的氧化物，如表6 中氧活度为0.0008~0.0015左右，因此脱磷反应不能 所示. 在熔池内部进行. 对各部分组成来讲，磷元素在B类组成中含量最

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 表 5 脱磷阶段结束铁水成分( 质量分数) Table 5 Metal composition at the end of the dephosphorization stage % 编号 温度/℃ C P Si Mn 1 1355 2. 83 0. 022 0. 010 — 2 1357 3. 12 0. 024 0. 025 — 3 1399 3. 20 0. 027 0. 030 — 4 — 2. 97 0. 022 0. 022 0. 05 5 1369 2. 81 0. 024 0. 014 0. 07 6 1382 3. 07 0. 021 0. 012 0. 06 如下所示，去磷反应可以表示为 2［P］+ 5［O］= ( P2O5 ) ， ΔG = － 747850 + 558. 4T，J·mol － 1 ． ( 1) 根据 kP2O5 = － ΔG ＲT ，kP2O5 = γP2O5 ·xP2O5 α2 P ·α5 O ， 得 lg γP2O5 ·xP2O5 α2 Pα5 O = 39060 T － 29. 17． ( 2) 根据水渡英昭等的 lgγP2O5 公式［2，5--6］: lgγP2O5 = － 1. 02 ∑ Aj xj － 20780 T + 9. 39， ( 3) ∑ Aj nj = 23nCaO + 17nMgO + 8nFetO + 13nMnO － 26nP2O5 ． ( 4) 式中，kP2O5 为平衡常数，γ 为活度系数，α 为活度，x 为质 量分数，nj 为组分 j 的摩尔分数． 将式( 2) 和式( 4) 代 入式( 3) 得 lgα2 P ·α5 O = － 1. 02 ∑ Aj nj － 59840 T + 38. 56 + lgxP2O5 ． ( 5) 铁液 中 αO 与 αP 以 质 量 分 数 1% 溶 液 为 标 准 态［7--9］ ，［O］与［P］在铁水中形成稀溶液，因此将 αP = ［% P］，αO =［% O］代入式( 5) 得 lg［% P］2 ［% O］5 = － 1. 02 ∑ Aj nj － 59840 T + 38. 56 + lgxP2O5 ． ( 6) 在 SGＲS 工艺中，根据脱磷阶段炉渣主要成分控 制以及相应摩尔分数，计算可得 ∑ Aj nj = 14. 15，由脱 磷阶段铁水温度在 1380 ℃时计算，可得 ［% P］2 ［% O］5 = 2. 29 × 10 － 14 ． ( 7) 因此得半钢［P］质量分数为 0. 025% 时，铁液中因脱磷 而需要存在的［O］为 0. 0082，由于 SGＲS 脱磷阶段铁 水中［C］质量分数为 2. 8% ～ 3. 2% ，铁液中溶解氧活 度受［C］含量控制，在 1330 ～ 1380 ℃ 范围内计算铁液 中氧活度为 0. 0008 ～ 0. 0015 左右，因此脱磷反应不能 在熔池内部进行． 计算［O］--( FeO) 平衡: ［C］+［O］= COg， ( 8) lg kCO = lg PCO αO αC = 1034. 6 T + 2. 031． ( 9) 式中，PCO为 CO 气体分压． 但是，转炉炼钢采用顶吹氧气的方式进行吹炼，顶 渣中( FeO) 含量可以通过调整枪位及供氧强度及加料 方式进行控制，与炉渣接触的铁液跟进入渣的铁珠中 氧活度受渣中( FeO) 含量的控制． Fel +［O］= FeOl， ( 10) ΔG = － 109750 + 45. 93T， ( 11) lgα［O］ = lgαFeO － 5279 /T + 2. 398． ( 12) 如果脱磷阶段炉渣 需 要 达 到 0. 025% 脱 磷 的 能 力，铁--渣界面 处 铁 液 中［O］需 要 高 于 0. 0082，渣 中 αFeO值应高于 0. 051． 对照 CaO--FeO--MgO--MnO--P2O5 -- SiO2中 FeO 活度图［10］，在实验碱度范围 1. 4 ～ 1. 8、渣 中 FeO 在 5% 以上时，αFeO值大于 0. 20，渣的氧化性完 全满足脱磷条件，因而在此条件下，脱磷阶段脱磷的限 制性环节在铁--渣界面与熔池的搅拌． 3. 2 炉渣的固磷相分析 为了对炉渣形态及渣中磷元素富集的相进行研 究，将钢渣破碎、磨面、抛光和清洗处理制得试样，用扫 描电子显微镜背散射电子像观察试样的显微形貌，根 据背散射成像原理，即物质的原子序数越小，其图像越 暗，钢渣中主要元素的原子序数的由大到小为 Fe、Ca、 Si 和 Mg，对照片中特征形貌的物质进行定性分析，并 用 X 射线能谱仪测定微区元素组成． 对转炉渣进行背散射分析，并将炉渣成分归一化 后放入巴登豪尔伪三元相图进行对照，如图 3 所示． 随着吹炼的进行，炉渣的碱度逐渐提高，在 0 ～ 5. 5 min 左右提高到了 1. 5 ～ 1. 6 左右，炉渣的由熔点低的组元 逐渐转变为熔点高的组元［11］． 前期炉渣中以熔点中低的相组成，如镁蔷薇辉石、 镁黄长石、钙铁橄榄石、钙镁橄榄石和自由 FeO，而中 后期炉渣主要以熔点中高的相组成，如镁蔷薇辉石、硅 酸二钙、自由 MgO 和少量自由 CaO，终渣主要由硅酸 二钙及硅酸三钙组成． 如图 4 所示，对炉渣的不同结构组成进行分析，分 别对浅灰色的部分、深色的部分以及白亮的部分进行 元素组成分析． A 系列为渣中浅灰色颜色部分，其组 成以 Si、Mg 和 Ca 的氧化物为主，含有少量 Fe 的氧化 物; B 系列为炉渣中深色组成部分，其组成以 Si 和 Ca 为主，含有更低的 FeO 的氧化物及极少量的 Mg 的氧 化物; C 系列为炉渣中白亮色部分，其组成以 Fe 的氧 化物为主，含有较低的 Si、Mg 和 Ca 的氧化物，如表 6 所示． 对各部分组成来讲，磷元素在B类组成中含量最 ·338·

吕延春等：基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 ·339· 01.00 镁黄长石635% 镁铁尖品石18.5% 白由F-010.6% 碱度R:l.3 0.25 0.75 1400 镁蕊藏辉石50% 0.50 吹炼婚 集铁钙橄榄石22.8% Si0,+f,0) A050 硅酸业1 脱磷期2.08.0mim 度：1.38 0.25 东终点 1900 00 1.00 1400 0 0.25 00 0.75 1.00 镁蔷薇辉石61% e(FcO+MnO) 硅酸二钙21% 6贼度R1.89 硅酸三钙 铁普薇辉石65% 硅酸钙 计酸一钙18% 减度R32 碱度R:l.67 图3炉渣组成变化及背散射图 Fig.3 Slag composition change and back scattering diagram 脱磷.对于炉渣中浅色部分C类组元即含FO量高的 部分，其组元中基本不含磷，可以推断该类组元所起作 用是向钢水中供氧，并起不固磷作用.在生产中某些 炉次控制较高FeO有利于脱磷的原因是FeO的存在， 生成熔点较低的铁酸钙，提高了石灰的熔解速度，加速 了炉渣碱度的提高 B3 3.3连续循环渣量的生成规律 转炉炉内渣量控制分为脱磷阶段与脱碳阶段，石 图4炉渣不同微观组成 灰加入量随着脱磷阶段渣量的增加而逐渐降低，脱碳 Fig.4 Different micro-components of the slag 阶段渣量控制相对比较稳定：由于脱碳阶段炉渣完全 表6炉渣的化学成分（质量分数） 保留到了下炉的脱磷阶段，因此脱磷阶段渣料消耗有 Table 6 Chemical composition of the slag 所降低，对石灰的加入量起到了降低的作用 Fig.4 0 Mg Si P Ca Mn Fe 如图5所示，循环炉次中石灰的使用量逐渐降低， A1 46.996.3813.760.8118.711.8311.52 由66.3kgt降低至30kg1左右，转炉终点钢水磷 A244.205.3014.060.8218.952.4214.25 含量由0.018%逐渐降低至0.005%左右. A345.016.0713.810.8719.092.7512.41 转炉治炼过程脱磷期结束倒渣，倒渣量为4~8t, B147.651.4412.641.6719.98 10.73 循环结束倒出转炉炉内剩余所有炉渣，经测量渣量在 B245.281.0112.402.9721.071.839.33 131左右，如图6所示.整个冶炼过程总渣量在52t左 B344.811.149.387.5726.191.566.54 右，平均每炉渣量在8.67t即86.7kg1左右，考虑第 C133.934.343.55- 4.623.0048.22 0炉带入的渣量，平均产生渣量80kgt左右. C236.042.324.850.567.002.5440.86 SGS工艺中脱磷炉内累积渣量由初始循环炉次 C336.362.134.64- 6.792.1441.23 的10t左右逐渐增加至过程炉次的15t左右及结束炉 次的18~20t钢左右；脱碳渣渣量由初始炉次的10t 高，A类其次，含量最低的为C类.因此可以推断，渣 左右增加到12~15t左右，如图7所示. 中磷元素的最终去向为B类部分，脱磷阶段炉渣随着 连续循环吹炼过程平衡态下，脱磷阶段产生渣量 碱度的提高，炉渣中B类即深色部分增加，意味着随 由炉内剩余渣量、铁水杂质成分以及渣中FeO等的计 着碱度的提高，炉渣中含磷高组元的量增加，即有利于 算来进行预测.炉内累积渣量由铁水中杂质元素(S

吕延春等: 基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 图 3 炉渣组成变化及背散射图 Fig． 3 Slag composition change and back scattering diagram 图 4 炉渣不同微观组成 Fig． 4 Different micro-components of the slag 表 6 炉渣的化学成分( 质量分数) Table 6 Chemical composition of the slag % Fig． 4 O Mg Si P Ca Mn Fe A1 46. 99 6. 38 13. 76 0. 81 18. 71 1. 83 11. 52 A2 44. 20 5. 30 14. 06 0. 82 18. 95 2. 42 14. 25 A3 45. 01 6. 07 13. 81 0. 87 19. 09 2. 75 12. 41 B1 47. 65 1. 44 12. 64 1. 67 19. 98 — 10. 73 B2 45. 28 1. 01 12. 40 2. 97 21. 07 1. 83 9. 33 B3 44. 81 1. 14 9. 38 7. 57 26. 19 1. 56 6. 54 C1 33. 93 4. 34 3. 55 — 4. 62 3. 00 48. 22 C2 36. 04 2. 32 4. 85 0. 56 7. 00 2. 54 40. 86 C3 36. 36 2. 13 4. 64 — 6. 79 2. 14 41. 23 高，A 类其次，含量最低的为 C 类． 因此可以推断，渣 中磷元素的最终去向为 B 类部分，脱磷阶段炉渣随着 碱度的提高，炉渣中 B 类即深色部分增加，意味着随 着碱度的提高，炉渣中含磷高组元的量增加，即有利于 脱磷． 对于炉渣中浅色部分 C 类组元即含 FeO 量高的 部分，其组元中基本不含磷，可以推断该类组元所起作 用是向钢水中供氧，并起不固磷作用． 在生产中某些 炉次控制较高 FeO 有利于脱磷的原因是 FeO 的存在， 生成熔点较低的铁酸钙，提高了石灰的熔解速度，加速 了炉渣碱度的提高． 3. 3 连续循环渣量的生成规律 转炉炉内渣量控制分为脱磷阶段与脱碳阶段，石 灰加入量随着脱磷阶段渣量的增加而逐渐降低，脱碳 阶段渣量控制相对比较稳定; 由于脱碳阶段炉渣完全 保留到了下炉的脱磷阶段，因此脱磷阶段渣料消耗有 所降低，对石灰的加入量起到了降低的作用． 如图 5 所示，循环炉次中石灰的使用量逐渐降低， 由 66. 3 kg·t － 1 降低至 30 kg·t － 1 左右，转炉终点钢水磷 含量由 0. 018% 逐渐降低至 0. 005% 左右． 转炉冶炼过程脱磷期结束倒渣，倒渣量为 4 ～ 8 t， 循环结束倒出转炉炉内剩余所有炉渣，经测量渣量在 13 t 左右，如图 6 所示． 整个冶炼过程总渣量在 52 t 左 右，平均每炉渣量在 8. 67 t 即 86. 7 kg·t － 1 左右，考虑第 0 炉带入的渣量，平均产生渣量 80 kg·t － 1 左右． SGＲS 工艺中脱磷炉内累积渣量由初始循环炉次 的 10 t 左右逐渐增加至过程炉次的 15 t 左右及结束炉 次的 18 ～ 20 t 钢左右; 脱碳渣渣量由初始炉次的 10 t 左右增加到 12 ～ 15 t 左右，如图 7 所示． 连续循环吹炼过程平衡态下，脱磷阶段产生渣量 由炉内剩余渣量、铁水杂质成分以及渣中 FeO 等的计 算来进行预测． 炉内累积渣量由铁水中杂质元素( Si、 ·339·

·340· 工程科学学报，第38卷，第3期 703 0.020 式中：X,是冶炼第1炉脱磷期的成渣量（不包含Fe元 素的氧化物)：(%FO),是第1炉脱磷期新产生的渣 0.016 50 48.0 中Fe0的含量，可由上炉脱碳渣及本炉脱磷渣的FeO 39.139.1 40 0.012 含量及渣量计算得到：Wo为FeO的质量：W,为铁水 30 0.09 31.1 324 0.008 质量，下标i和e分别表示铁水和转炉终点：Wo为石 0.08 20 10 0.060.006005004 灰加入量；W。,为CaF,加入量：Wu为轻烧白云石加入 量；W石灰石加入量 0 第0炉第1炉第2炉第3炉第4炉第5炉第6炉 倒渣后剩余渣量为W(1-n）,转炉终点时的 炉号 渣量为W(1-刀）+Wa,其中W1为第1炉脱碳期 图5循环治炼磷含量与石灰加入量的关系 新产生渣量，是二元碱度R2、[%S]等的函数 Fig.5 Relationship between lime amount and phosphorus content in 对于循环中第2到n炉的渣量，可以用下式进行 the recycled smelting process 计算.脱磷期结束炉内剩余渣量 Wsn=[Ws-1(1-na-i）+Wm-1+Ws]·(1-nn）, 14 循环结束炉内剩余渣量13 得 12 10 脱磷期结束倒溢渣量 X。l =1-o6.-1-m）+W]1-入. (17) 脱碳期结束炉内剩余渣量 W cs.Wrs.Wha (18) 按照倒渣率45%计算，循环过程理想状态下，渣 第0炉第1炉第2炉第3炉第4炉第5炉第6炉剩余 炉次 量达到平衡时炉渣渣量控制如图8所示 图6脱磷期结束倒渣量与循环结束炉内剩余渣量 平衡状态下脱磷期结束炉渣渣量在15t左右，脱 Fig.6 Deslagging quantity at the end of dephosphorization and re- 磷期结束倒渣渣量在7：左右，脱碳期结束转炉终渣渣 maining slag in the furnace at the end of the loop 量在12t左右，本实验采用1001转炉，折合吨钢计算， 整个循环炉次中平均产生渣量83kgt左右，较常规 25 元 工艺120kgt渣量有大幅度的降低. 60 16 50 14 15 40 12 10 30 10 ■一脱碳期渣量 20 8 ◆脱磷期渣量 ◆一白灰加人量 10 ·一脱磷期结束倒渣前炉内渣量 0 4 ·一脱碳期结束炉内渣量 第1炉第2炉第3炉第4炉第5炉第6炉 2 ◆←脱磷期结束倒渣渣量 炉号 第1炉第2炉第3炉第4炉第5炉第6炉 图7石灰加入量与各阶段炉渣量的关系 炉号 Fig.7 Relationship between the adding amount of lime and the slag 图8平衡状态下连续循环过程渣量 quantity of each stage Fig.8 Amount of slag produced during the recycling smelting Mn、P等)的氧化质量，加入到炉内的CaO、萤石和石 process on the equilibrium state 灰石的质量，以及铁水氧化的质量组成；n为循环治 该工艺随着冶炼炉次进行，前一炉的治炼会连续 炼中第n炉的倒渣率. 迭代影响下一炉次的治炼，增大了终点控制的难度，因 循环治炼第1炉脱磷期新产生渣量为☒ 此工艺的稳定性需要加强控制.一是循环炉数的控制 Wst =X:+WFeo, (13) 上，根据生产条件控制循环炉数在7炉以内，循环结束 W:o=W·(%FeO) (14) 倒出全部炉渣，循环结束：二是利用自动化炼钢模型实 将式(14)代入式(13)得到 现循环过程动态控制. X 脱磷阶段根据上炉终点情况计算炉内炉渣量，结 W1=1-(%FeO) (15) 合铁水、废钢、石灰等条件作为静态计算的数据基础， (16) 并结合钢种要求，计算脱磷阶段需要加入原料、目标温

工程科学学报，第 38 卷，第 3 期 图 5 循环冶炼磷含量与石灰加入量的关系 Fig． 5 Ｒelationship between lime amount and phosphorus content in the recycled smelting process 图 6 脱磷期结束倒渣量与循环结束炉内剩余渣量 Fig． 6 Deslagging quantity at the end of dephosphorization and re￾maining slag in the furnace at the end of the loop 图 7 石灰加入量与各阶段炉渣量的关系 Fig． 7 Ｒelationship between the adding amount of lime and the slag quantity of each stage Mn、P 等) 的氧化质量，加入到炉内的 CaO、萤石和石 灰石的质量，以及铁水氧化的质量组成; ηDn为循环冶 炼中第 n 炉的倒渣率． 循环冶炼第 1 炉脱磷期新产生渣量为［12］ WS1 = X1 + W' FeO， ( 13) W' FeO = WS1 ·( % FeO) 1 ． ( 14) 将式( 14) 代入式( 13) 得到 WS1 = X1 1 － ( % FeO) 1 ． ( 15) ( 16) 式中: X1 是冶炼第 1 炉脱磷期的成渣量( 不包含 Fe 元 素的氧化物) ; ( % FeO) 1 是第 1 炉脱磷期新产生的渣 中 FeO 的含量，可由上炉脱碳渣及本炉脱磷渣的 FeO 含量及渣量计算得到; W' FeO为 FeO 的质量; Wi 为铁水 质量，下标 i 和 e 分别表示铁水和转炉终点; WCaO为石 灰加入量; WCaF2 为 CaF2加入量; WDL为轻烧白云石加入 量; WSt石灰石加入量． 倒渣后剩余渣量为 WS1 ( 1 － ηD1 ) ，转炉终点时的 渣量为 WS1 ( 1 － ηD1 ) + Wb1，其中 Wb1为第 1 炉脱碳期 新产生渣量，是二元碱度 Ｒ2、［% Si］等的函数． 对于循环中第 2 到 n 炉的渣量，可以用下式进行 计算． 脱磷期结束炉内剩余渣量 WPSn =［WSn － 1 ( 1 － ηDn － 1 ) + Wbn － 1 + WSn］·( 1 － ηDn ) ， 得 WPSn [ = Xn －1 1 － ( FeO%) n －1 ( 1 － ηDn － 1 ) + Wbn －1 ]·( 1 － ηDn ) ． ( 17) 脱碳期结束炉内剩余渣量 WCSn = WPSn + Wbn ． ( 18) 按照倒渣率 45% 计算，循环过程理想状态下，渣 量达到平衡时炉渣渣量控制如图 8 所示． 平衡状态下脱磷期结束炉渣渣量在 15 t 左右，脱 磷期结束倒渣渣量在 7 t 左右，脱碳期结束转炉终渣渣 量在 12 t 左右，本实验采用 100 t 转炉，折合吨钢计算， 整个循环炉次中平均产生渣量 83 kg·t － 1 左右，较常规 工艺 120 kg·t － 1 渣量有大幅度的降低． 图 8 平衡状态下连续循环过程渣量 Fig． 8 Amount of slag produced during the recycling smelting process on the equilibrium state 该工艺随着冶炼炉次进行，前一炉的冶炼会连续 迭代影响下一炉次的冶炼，增大了终点控制的难度，因 此工艺的稳定性需要加强控制． 一是循环炉数的控制 上，根据生产条件控制循环炉数在 7 炉以内，循环结束 倒出全部炉渣，循环结束; 二是利用自动化炼钢模型实 现循环过程动态控制． 脱磷阶段根据上炉终点情况计算炉内炉渣量，结 合铁水、废钢、石灰等条件作为静态计算的数据基础， 并结合钢种要求，计算脱磷阶段需要加入原料、目标温 ·340·

吕延春等：基于多功能转炉炼钢法的连续循环治炼过程 ·341· 度、炉内渣量和炉渣成分.脱碳阶段以脱磷结束倒出 2] Ogawa Y,Yano M,Kitamura S,et al.Development of the contin- 炉渣量为基础，计算脱碳开始前炉内钢液和炉渣参数， uous dephosphorization and decarburization process using BOF 结合钢种对终点温度和成分要求设定脱碳阶段控制 Tetsu-o-Hagane,2001,87(1)21 B] Morita K,Kumakura M,Washizu T,et al.Efficiency promotion 参数. of refining process in Nippon steel corporation /The 4th Interna- 工艺的经济性主要通过降低辅耗与钢铁料消耗来 tional Congress on the Science and Technology of Steelmaking.Gi- 实现.高碱度终渣在脱磷阶段的利用降低了石灰的加 fu,2008:253 入量，进而降低渣量、钢铁料、供氧量等的消耗.另外， 4] Wang X H,Zhu G S,Li H B,et al.Research on oxygen convert- 脱磷阶段低TFe含量（实际生产TFe≤I2%)外排炉渣 er "double slag and slag"technology of steelmaking.China 与常规工艺外排炉渣TFe≤18%相比进一步降低了钢 Metall,.2013,23(4):40 (王新华，朱国森，李海波，等.氧气顶吹转炉“留渣+双渣” 铁料的消耗 炼钢工艺技术研究.中国治金，2013,23(1)：40) 4结论 5]Iwasaki M,Matsuo M.Change and development of steel-making technology.Nippon Steel Tech Rep,2012(101):88 (1)通过计算，实验渣系的氧化性可满足脱磷阶 6]Matsumiya T,Ichida M.Recent progress and topics in iron-and 段（铁液中[C]≥2.8%）铁水去磷至0.025%的热力 steelmaking technology in Japan /The 10th Japan-China Sympo- 学条件. sium on Science and Technology of lron and steel.Chiba,2004:11 (2)渣中最终固磷相是含有Si和Ca元素的渣 ] SasakiN,Ogawa Y,Mukawa S,et al.Improvement in hot-metal dephosphorization.Nippon Steel Tech Rep,2013(104):26 相，渣中Fe0起到传递(O)与化渣作用，控制较高Fe0 8]Turkdogan E T.Assessment of P2Os activity coefficients in molten 有利于脱磷，更多的是源于提高了石灰的熔解速度和 slag5.S0lnt,2000,40(10):964 加速了炉渣碱度的提高. 9]Huang X H.Iron and Steel Metallurgy Principle.2nd Ed.Bei- (3)连续循环治炼过程中，随着炉内渣量的累积， jing:Metallurgical Industry Press,2004 石灰加入量降低，由65kgt降低至31kgt',钢水 (黄希祜.钢铁治金原理.2版.北京：治金工业出版社， P]由0.018%降低至0.005%，达到平衡状态. 1997) (4)连续循环治炼中，脱磷阶段结束倒出炉渣渣 [10]Association of German Steel Engineers.Slag Atlas.Beijing: Metallurgical Industry Press,2004 量60~80kgt',整个循环结束倒出所有炉渣120~ (联邦德国钢铁工程师协会.渣图集.北京：治金工业出版 130kg1,平均渣量80kg11左右，较普通治炼工艺 社，1989) 有较大幅度降低 01] Yang W Y,Wang ML,Cui S X.Study of the application of slag in converter steelmaking.J Iron Steel Res,2007,12(1):10 参考文献 (杨文远，王明林，崔淑贤.炉渣的岩相研究在转炉炼钢中 Emi T.Steelmaking system for quality steel mass production for 的应用.钢铁研究学报，2007,12(1)：10) sustainable future of steel industry.Steel Res Int,2014,85(8): [2]Kumakura M.Advances in the refining technology and the future 1274 prospects.Nippon Steel Tech Rep,2013(104):5

吕延春等: 基于多功能转炉炼钢法的连续循环冶炼过程 度、炉内渣量和炉渣成分． 脱碳阶段以脱磷结束倒出 炉渣量为基础，计算脱碳开始前炉内钢液和炉渣参数， 结合钢种对终点温度和成分要求设定脱碳阶段控制 参数． 工艺的经济性主要通过降低辅耗与钢铁料消耗来 实现． 高碱度终渣在脱磷阶段的利用降低了石灰的加 入量，进而降低渣量、钢铁料、供氧量等的消耗． 另外， 脱磷阶段低 TFe 含量( 实际生产 TFe≤12% ) 外排炉渣 与常规工艺外排炉渣 TFe≤18% 相比进一步降低了钢 铁料的消耗． 4 结论 ( 1) 通过计算，实验渣系的氧化性可满足脱磷阶 段( 铁液中［C］≥2. 8% ) 铁水去磷至 0. 025% 的热力 学条件． ( 2) 渣中最终固磷相是含有 Si 和 Ca 元素的渣 相，渣中 FeO 起到传递( O) 与化渣作用，控制较高 FeO 有利于脱磷，更多的是源于提高了石灰的熔解速度和 加速了炉渣碱度的提高． ( 3) 连续循环冶炼过程中，随着炉内渣量的累积， 石灰加入量降低，由 65 kg·t － 1 降低至 31 kg·t － 1 ，钢水 ［P］由 0. 018% 降低至 0. 005% ，达到平衡状态． ( 4) 连续循环冶炼中，脱磷阶段结束倒出炉渣渣 量 60 ～ 80 kg·t － 1 ，整个循环结束倒出所有炉渣 120 ～ 130 kg·t － 1 ，平均渣量 80 kg·t － 1 左右，较普通冶炼工艺 有较大幅度降低． 参 考 文 献 ［1］ Emi T． Steelmaking system for quality steel mass production for sustainable future of steel industry． Steel Ｒes Int，2014，85( 8) : 1274 ［2］ Ogawa Y，Yano M，Kitamura S，et al． Development of the contin￾uous dephosphorization and decarburization process using BOF． Tetsu-to-Hagane，2001，87( 1) : 21 ［3］ Morita K，Kumakura M，Washizu T，et al． Efficiency promotion of refining process in Nippon steel corporation / / The 4th Interna￾tional Congress on the Science and Technology of Steelmaking． Gi￾fu，2008: 253 ［4］ Wang X H，Zhu G S，Li H B，et al． Ｒesearch on oxygen convert￾er “double slag and slag” technology of steelmaking． China Metall，2013，23( 4) : 40 ( 王新华，朱国森，李海波，等． 氧气顶吹转炉“留渣 + 双渣” 炼钢工艺技术研究． 中国冶金，2013，23( 1) : 40) ［5］ Iwasaki M，Matsuo M． Change and development of steel-making technology． Nippon Steel Tech Ｒep，2012( 101) : 88 ［6］ Matsumiya T，Ichida M． Ｒecent progress and topics in iron-and steelmaking technology in Japan / / The 10th Japan--China Sympo￾sium on Science and Technology of Iron and steel． Chiba，2004: 11 ［7］ Sasaki N，Ogawa Y，Mukawa S，et al． Improvement in hot-metal dephosphorization． Nippon Steel Tech Ｒep，2013( 104) : 26 ［8］ Turkdogan E T． Assessment of P2O5 activity coefficients in molten slags． ISIJ Int，2000，40( 10) : 964 ［9］ Huang X H． Iron and Steel Metallurgy Principle． 2nd Ed． Bei￾jing: Metallurgical Industry Press，2004 ( 黄希 祜． 钢 铁 冶 金 原 理． 2 版． 北 京: 冶金工业出版社， 1997) ［10］ Association of German Steel Engineers． Slag Atlas． Beijing: Metallurgical Industry Press，2004 ( 联邦德国钢铁工程师协会． 渣图集． 北京: 冶金工业出版 社，1989) ［11］ Yang W Y，Wang M L，Cui S X． Study of the application of slag in converter steelmaking． J Iron Steel Ｒes，2007，12( 1) : 10 ( 杨文远，王明林，崔淑贤． 炉渣的岩相研究在转炉炼钢中 的应用． 钢铁研究学报，2007，12( 1) : 10) ［12］ Kumakura M． Advances in the refining technology and the future prospects． Nippon Steel Tech Ｒep，2013( 104) : 5 ·341·