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，相比于長流程具有能耗低的優(yōu)勢[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化供氧的生產(chǎn)模式[3-4]，導(dǎo)致終點鋼液過氧化嚴(yán)重，降低鋼材的強度、塑性[5]。在實際生產(chǎn)中往往在出鋼過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行鋼液預(yù)脫氧，然而塊狀脫氧劑利用效率低[6]，消耗較高。科研工作者提出了電弧爐煉鋼出鋼過程在線噴粉技術(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)生成脫氧氣泡實現(xiàn)無鋁(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出鋼過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程能量平衡模型，同時結(jié)合某特鋼50 t電爐的實際生產(chǎn)狀況，對模型進行驗證，并探究了爐后噴粉工藝對電弧爐出鋼過程鋼水能量的影響效果。

1 電弧爐出鋼過程能量平衡分析

對電弧爐出鋼過程進行能量模型的建立[9-10]，能量流動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為噸鋼液對流散熱量，kJ；Qsc為爐體噸鋼對流換熱量，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 出鋼過程熱收入分析

1.1.1 鋼水物理熱

由式(2)可以計算得到鋼液熔點為

Tf=1 536-6-∑(w(i)×△Ti)

(2)

式中：Tf為鋼液熔點， ℃；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取值見表1。

表1 各元素對鋼液熔點影響值 ℃

由式(3)可以計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為電弧爐終點鋼液溫度， ℃；

1.1.2 脫氧劑熱效應(yīng)

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

脫氧劑物理熱可以由式(4)計算得出。

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)計算得到

(7)

脫氧劑元素的氧化放熱可由式(8)計算得到:

(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為脫氧劑種類數(shù)。

1.2 出鋼過程熱支出分析

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

1.2.1 對流換熱

出鋼過程對流換熱主要包括出鋼鋼流以及爐體表面與外界的對流換熱。

在出鋼過程中，鋼液通過出鋼口徑直流入鋼包內(nèi)，可近似認為鋼水在進行湍流運動，與外部空氣存在對流換熱。根據(jù)流體力學(xué)公式[11-12]，采用管內(nèi)強制對流換熱公式(10)計算其表面對流傳熱系數(shù)：

(10)

式中：h為流體的表面對流傳熱系數(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為出鋼時間，s；出鋼噸鋼液對流散熱量可由式(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)計算得到；為鋼液進入鋼包時間，s，可由式(14)計算得到:

(13)

(14)

式中：ρ為鋼液密度， 取7 200 kg/m3；hs為出鋼過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，出鋼過程各參數(shù)如表2所示。

表2 出鋼過程參數(shù)表

爐體外表面對流換熱可由式(15)確定：

(15)

式中：Qsc為爐體噸鋼對流換熱量，kJ;k為系數(shù)，在本研究中取 4.88;As為爐體外表面積，m2；αd為爐體外表面與車間環(huán)境對流換熱系數(shù),W/(m2·K)；Tb、T0分別為爐體外表面溫度和車間環(huán)境溫度，分別取Tb=473 K，T0=302 K；當(dāng)車間無橫向氣流流動時，爐體外表面與車間環(huán)境的對流換熱系數(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)，可以得到出鋼過程噸鋼爐體對流換熱為

(17)

1.2.2 輻射換熱

在出鋼過程中，鋼水與外界存在輻射散熱，主要為進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為出鋼過程鋼水上液面與空氣的平均接觸面積，m2，可由式(19)計算得出；

(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電弧爐出鋼過程中鋼包尺寸見表3。

表3 50 t電弧爐出鋼過程中鋼包尺寸

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 電弧爐出鋼過程在線噴粉工藝應(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程在線噴粉工藝的生產(chǎn)數(shù)據(jù)，對比分析電弧爐出鋼過程在線噴粉工藝對生產(chǎn)指標(biāo)的影響。

2.1 應(yīng)用前后平均合金加入量對比

表4為應(yīng)用前后合金消耗情況對比，發(fā)現(xiàn)應(yīng)用電弧爐出鋼過程在線噴粉技術(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比

表5為應(yīng)用前后電弧爐終點和LF進站成分情況對比，發(fā)現(xiàn)在應(yīng)用出鋼過程在線噴粉工藝模式后LF進站鋼液中[Si]、[Mn]和[Al]含量分別可以達到 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)用電弧爐出鋼過程在線噴粉技術(shù)后，在合金消耗減少的同時，保證了LF進站鋼液成分基本穩(wěn)定，出鋼過程噴粉預(yù)脫氧效果明顯。

表5 應(yīng)用前后LF進站成分對比 %

2.2 應(yīng)用前后合金回收率影響分析

兩個工藝各采集200爐次數(shù)據(jù)進行分析，表6為出鋼過程在線噴粉爐次和常規(guī)爐次的合金平均回收率對比情況。出鋼過程在線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，電弧爐出鋼過程在線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比 %

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗證

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

圖1 兩種工藝出鋼前后鋼液平均溫度對比圖

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 ℃，而出鋼過程在線噴粉工藝下，電弧爐出鋼前后鋼液平均溫度為1 586.10 ℃。相比傳統(tǒng)工藝，電弧爐出鋼過程在線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，出鋼過程在線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?？梢钥闯觯鲣撨^程在線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)工藝出鋼過程能量平衡圖

圖3 出鋼過程在線噴粉工藝能量平衡圖

3.3 噴粉參數(shù)對出鋼能量的影響

圖4為根據(jù)典型爐次計算的電爐出鋼過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，鋼液溫度隨噸鋼噴粉量的變化率將由-2.22降低至-13.61，說明當(dāng)碳粉噴吹量一定時，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，出鋼鋼液溫降隨著碳粉噴吹量的增大而增大。這說明提高出鋼過程噴吹碳粉利用率與噴粉量，將會提高出鋼過程的能量損失。

圖4 電爐出鋼過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算溫度和實際溫度相差在5 ℃以內(nèi)，能夠較好的擬合實際生產(chǎn)過程，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，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，出鋼鋼液溫降隨著碳粉噴吹量的增大而增大。