本文針對馬鞍山鋼鐵股份有限公司300t復吹轉爐存在頂槍供氧強度偏小、底吹強度弱、終渣全鐵含量高、碳氧積波動大等制約爐機匹配、鋼水質量提升等問題，借鑒國內外復吹轉爐經驗，在理論計算、數(shù)學模擬研究的基礎上，結合現(xiàn)場實際，優(yōu)化了馬鋼300t轉爐噴頭參數(shù)，確定了底吹供氣強度，對頂?shù)讖秃洗禑捁に嚒⒉僮?、爐底結構等進行了調整、優(yōu)化，實現(xiàn)了強底吹下高效吹氧，爐齡超過7000爐，有效底吹近100％，終點碳氧積、活度氧、終渣w（TFe）分別降至0.00137、454.8×10-6、16.66％，磷分配比達124.82，冶金效果顯著。
馬鞍山鋼鐵股份有限公司（以下簡稱馬鋼）“十一五”技術改造和結構調整煉鋼項目分二期完成，一期工程主要由2座KR鐵水預處理裝置、2座300t頂?shù)讖秃洗禑掁D爐、1座鋼包精煉爐、1座RH真空精煉爐、2臺直弧形高效板坯連鑄機組成，于2007年9月正式投產；二期工程新增1座300t頂?shù)讖秃洗禑掁D爐、1座鋼包精煉爐、1座RH真空精煉爐、1臺直弧形高效板坯連鑄機，新增轉爐2012年建成投產。
2015年以來，隨著對大型轉爐工藝認識的不斷提高，借鑒國內外同類轉爐經驗，對頂?shù)讖秃洗禑捁に囘M行了積極探索與調整，實現(xiàn)了高效長壽復吹，取得良好的效果。
隨著連鑄在線調寬技術的廣泛應用，轉爐冶煉周期成為制約煉鋼產能釋放的瓶頸。與國內外同類型先進企業(yè)相比，馬鋼300t轉爐冶煉低碳鋼時，在弱底吹階段終渣全鐵質量分數(shù)超過18.0％，在縮短冶煉周期的同時，進一步提高鋼水的品質成為不容回避的現(xiàn)實問題，亟待改進的主要問題如下：
1）頂吹供氧強度小，冶煉時間長，生產效率不高；
2）爐役碳氧濃度積在0.00211～0.00308內波動，后期平均值超過0.0030，制約部分鋼種生產；
3）熔池攪拌力弱，轉爐冶煉終點P、S在渣鋼間的分配比不高；
4）轉爐冶煉終點鋼水活度氧偏高，部分爐次甚至超過1000×10-6，殘余錳含量低；
5）轉爐終渣全鐵含量偏高、熔點低、過熱度高，爐襯侵蝕過快、爐底厚度波動大。
2.1氧槍噴頭參數(shù)優(yōu)化
氧槍是頂?shù)讖痛缔D爐的重要設備，氧槍噴頭參數(shù)、操作模式對冶煉工藝、產品質量、生產效率均有很大影響?；隈R鋼300t轉爐系統(tǒng)鐵水條件、連鑄周期、操作要求及存在的問題，確定其目標供氧流量為64000～67000m3/h，以提高氧槍射流能量，供氧流量、滯止壓力合理匹配為核心原則進行新噴頭設計。
對比同類型300t公稱容量大型轉爐，氧槍槍體直徑基本為406.4mm，而馬鋼300t轉爐槍體直徑為355.6mm，原6孔噴頭布置較為緊湊，確定優(yōu)化后采用5孔布置，綜合考慮氧氣管網(wǎng)安全運行、一次除塵能力、脫P效果等因素，在原噴頭基礎上適當提高出口馬赫數(shù)，擴大噴孔傾角，優(yōu)化前后噴頭參數(shù)見表1。
優(yōu)化前后噴頭的射流特性及其與熔池作用情況見表2。表2中L為氧射流對熔池的穿透深度，根據(jù)式（1）FlinnA公式計算；L0為熔池深度（1.9m），在典型槍位供氧流量64000～67000m3/h下，即前期2.6m、中期2.3m、后期1.9m下，L/L0對應為0.59～0.62、0.63～0.65、0.69～0.72，較優(yōu)化前提升0.06左右，與文獻研究的同類型轉爐一致。
式中：L為穿透深度，cm；H為槍位高度，cm；dt為噴頭喉口直徑，cm；P0為滯止壓力，MPa；θ為噴孔傾角，（°）。
頂槍流量為64000m3/h時，不同槍位下氧射流能量、熔池混勻時間關系見表3，優(yōu)化后噴頭頂吹射流能量提高12％左右，熔池混勻時間降低約5.5％，若提高供氧流量至67000m3/h，由式（2）、式（3）可知，頂槍射流能量將增強，混勻時間進一步減少。
頂吹射流能量及混勻時間根據(jù)文獻TsuyoshiKai等公式計算，公式表達如下：
式中：εvt為頂吹射流能量，W/m3；VL為金屬體積，m3；Qt為氧流量，m3/min；n為噴孔個數(shù)；M為氧氣分子量；de為噴孔出口直徑，m；θ為噴孔傾角，（°）；H為槍位高度，m。
式中：τ為熔池混勻時間，s；εvb為底吹射流攪拌能量，W/m3，純頂吹時為0；L0為熔池深度，m。
2.2底吹強度的優(yōu)化及應用
2.2.2底吹強度的選擇
頂?shù)讖痛缔D爐是20世紀70年代末世界煉鋼領域中發(fā)展起來的一項新技術、新工藝，冶煉方式兼有頂吹法和底吹法的優(yōu)點，目前國內大中型轉爐幾乎都采用復吹工藝，底吹強度多為0.03～0.08m3/（t·min），優(yōu)化前馬鋼3t00轉爐也在此區(qū)間。隨著對頂?shù)讖秃洗禑捈夹g研究的不斷深入，世界各國創(chuàng)新了不同的復吹工藝，例如法國LBE，美國的Q－BOP、新日鐵STB、LD－OB，JFE的LD－KG，德國K－OBM等技術，其普遍規(guī)律均是隨著底吹供氣強度增加，攪拌效果明顯改善。
對300t轉爐復吹進行數(shù)值模擬研究，底吹強度對熔池死區(qū)（攪拌不充分區(qū)）的影響見圖1，總體趨勢是隨著底吹供氣強度增加，死區(qū)面積減小，底吹供氣強度提高到0.20m3/（t·min）時，死區(qū)降低57.30％，并且死區(qū)降幅趨緩。
文獻表明隨著復吹煉鋼工藝底吹攪拌強度的提高，熔池混勻時間縮短，當?shù)状禂嚢鑿姸瘸^0.20m3/（t·min）時，熔池混勻時間減少不再顯著；在提高動力學效果的同時，兼顧底吹氣體對底槍及周邊耐材沖刷的負面影響，馬鋼300t轉爐最終選擇將底吹供氣強度提高到0.20m3/（t·min）。
表４為頂槍流量為0、64000m3/h時，不同底吹強度、槍位條件下有效攪拌能量與熔池混勻時間的關系，在頂?shù)讖秃洗禑挆l件下，供氣強度0.20m3/（t·min）時，混勻時間較0.04m3/（t·min）減少超過30s，底吹強度增大對縮短混勻時間作用明顯。頂?shù)讖痛禂嚢栌行Э偰芰考捌浠靹驎r間根據(jù)文獻計算，見式（4）、式（5），不同狀態(tài)下熔池混勻時間由式（3）計算。
式中：εvb為底吹氣體攪拌能量，W/m3；Qb為底吹氣體流量，m3/min；Tn為吹入惰性氣體溫度，K；TL為熔池金屬溫度，K；VL為金屬體積，m3；ρL為金屬密度，kg/m3；h為熔池深度，m；P為爐膛壓力，kg/㎡；ε總為頂?shù)讖痛禂嚢栌行Э偰芰?，W/m3。
2.2.2底吹應用
1）采用氣流反作用沖擊力小、冷卻能力強、抗熔損、防堵塞環(huán)縫式底槍。
2）開發(fā)獨立控制底吹元件條件下的轉爐強底吹冶煉技術，單個底吹供氣元件均設置獨立氣體流量自動控制系統(tǒng)，可在0.02～0.20m3/（t·min）內調節(jié)底部供氣強度。
3）供氧總量0～25％時，適當提高底吹強度，改善動力學條件，促進成渣，加強脫磷傳質；供氧總量至25％～65％時，碳氧反應作用下的自然攪拌開始增強，降低底吹強度；隨著冶煉的進行，溫度升高，脫碳速度逐漸增大，碳氧反應進入劇烈期，熔池攪拌充分，同時考慮底吹對測溫、取樣的影響，供氧總量至65％～85％時，底吹攪拌強度調至較弱模式。
4）吹煉后期，副槍測溫、取樣后，碳質量分數(shù)小于0.35％時，碳氧反應明顯減弱，CO對鋼液的攪拌能力下降，調整底吹進入強攪模式至終點。
5）后攪，保證終點停氧后的靜攪。最大限度地降低終點活度氧，提高金屬收得率和鋼水質量。
2.3吹煉操作
1）轉爐熱平衡聯(lián)動。以轉爐基本熱平衡為基礎，根據(jù)鐵水溫度、硅含量、冶煉鋼種與廢鋼配加量協(xié)同聯(lián)動，轉爐熱量富余15～35℃，鐵水比不足時，前期加焦丁，進行爐內化學熱補償。
2）轉爐供氧采用變槍位、恒流量的操作方式，頂吹流量64000～66000m3/h。
3）采用“高－低－低”吹煉模式，開吹槍位2.5～2.7m，脫碳槍位2.2～2.4m，后期槍位1.7～2.0m。
4）開吹即加入石灰總量的35％～70％、輕燒白云石一次性全部投入。
5）吹煉過程礦石連投，石灰剩余量在供氧量達70％前加完。
6）吹煉末期壓槍，槍位視爐役階段而定，爐役前期1.7～1.8m、中期1.8～1.9m、后期1.9～2.0m，加強攪拌，降低氧含量、提高金屬收得率。
7）后攪時間60～120s。
8）根據(jù)轉爐冶煉各階段的特點及主要任務，設定典型底吹模式見表5。
2.4爐底結構優(yōu)化
轉爐冶煉低碳、低磷鋼時，鋼水及爐渣的高氧化性導致爐底及與之毗連的熔池區(qū)域侵蝕嚴重，爐底大幅上下波動，造成復吹轉爐底吹元件堵塞、攪拌效果下降，有效復吹比降低，爐底結構形式對使用效果有直接影響。
轉爐爐底通常采用“環(huán)形設計，返平翻身”，即由爐身鎂碳磚、熔池平砌鎂碳磚、爐底返平鎂碳磚及圓形爐底鎂碳磚組成，如圖2a所示?！胺灯椒怼倍螌︿撘旱淖枇ψ畲?，應力集中，鎂碳磚熔損快；在后續(xù)維護過程中，爐底較難保持“中間凹、邊緣凸”的理想狀態(tài)，復吹攪拌效果不佳，有效復吹比低。為解決上述問題，爐底采用球形設計，圓形爐底磚依次通過爐底弧形過渡磚、熔池弧形過渡磚向爐身區(qū)域過渡，使得圓爐底與熔池形成一個球形整體，減少鋼液環(huán)流阻力，分散爐底及熔池應力，降低了鎂碳磚蝕損，具體見圖2b。
由文獻可知，［％C］·［％O］＝mPCO，在1600℃及1.013×105Pa條件下，m＝0.0025，m受溫度影響極小，碳氧積幾乎與PCO成正比因此，強底吹有效降低了攪拌氣泡中PCO是導致碳氧濃度積大幅下降的根本原因。
2）轉爐終點平均氧質量分數(shù)由603.6×10-6降至454.8×10-6，標準差大幅縮小，提高了鋼水的潔凈度，優(yōu)化前后鋼水終點氧分布見圖4。
轉爐終點氧的降低是熱平衡有效管控與強底吹協(xié)同作用的結果；冷軋深沖板的鋼質缺陷主要是由鋼坯中的Al2O3、CaO·Al2O3等夾雜引起的，轉爐吹煉終點鋼中的氧是鋼中氧化物夾雜的主要來源之一，降低出鋼前鋼中氧含量，減少脫氧劑使用量，有利于提高鋼水的潔凈度、降低生產成本。
3）優(yōu)化后終渣w（TFe）平均為16.66％，較優(yōu)化前的18.20％降低了8.46％，見圖5。鋼水中的［O］與［Fe］發(fā)生反應：［O］＋［Fe］＝（FeO），當鋼水中的［O］含量較高時，與之平衡的終渣w（TFe）也將上升，反之亦然。
4）在堿度R基本相當?shù)臈l件下，優(yōu)化后渣鋼間磷的分配比（LP＝w（P）/w［P］）為124.82，渣鋼間硫的分配比（LS＝w（S）/w［S］）為9.35，優(yōu)化后動力學條件優(yōu)越，終點鋼水中磷、硫的更接近平衡狀態(tài)。
5）在鐵水中Mn質量分數(shù)（0.150％）基本相當情況下，終點鋼水中殘余Mn質量分數(shù)由0.060％上升到0.091％（見表7）。鋼水中的Ｍｎ與爐渣中的FeO發(fā)生反應：［Mn］＋（FeO）＝（MnO）＋［Fe］，當爐渣中的FeO含量較高時，將加劇鋼水中錳的氧化損失。由于強頂?shù)讖秃洗禑挔t渣中的FeO含量相對較低，錳在渣－鋼間的分配比降低，提高了鋼水終點殘余錳含量，這對絕大部分鋼種是有利的。
6）采用高效吹氧技術后，常態(tài)下轉爐吹氧流量達到64000～66000m3/h，平均吹氧時間14.5min，每爐鋼的吹氧時間縮短1.1min，補吹比例、氧耗同步降低，見表8。
1）優(yōu)化后的氧槍噴頭，L/L0提高0.060，氧射流能量提高12％左右，熔池混勻時間降低約5.5％，供氧強度可達3.72m3/（t·min）（供氧流量67000m3/h，出鋼量300t），基本實現(xiàn)高效吹氧。
2）通過數(shù)模研究、國內外經驗借鑒，結合自身條件，確定馬鋼300t轉爐底吹供氣強度為0.20m3/（t·min），應用中采用強底吹方式，構建了以降低PCO分壓為手段的低碳氧積控制技術，爐役內碳氧積降低44.3％。
3）較高頂供氧強度與強底吹攪拌冶煉模式下，熔池死區(qū)顯著降低，混勻時間縮短到37.5s左右，終點渣鋼間磷、硫的分配比大幅提升，更加接近平衡態(tài)，低氧位下脫磷效果良好，提升了馬鋼300t轉爐冶煉控制水平。
4）優(yōu)化后終渣全鐵含量、終點鋼水氧含量降低明顯，提高了鋼水的潔凈度，降低了生產成本。
5）在底吹強度0.20m3/（t·min）條件下，轉爐爐齡超過7000爐，爐役后期碳氧積控制穩(wěn)定，全爐役內均能滿足高附加值產品需求。
