畢業(yè)論文——轉(zhuǎn)爐濺渣護爐技術

1、轉(zhuǎn)爐濺渣護爐技術摘 要：濺渣護爐技術是利用MgO含量達到飽和或過飽和的煉鋼終點渣，通過高壓N2的吹濺，冷卻、凝固在爐襯表面上形成一層高熔點的熔渣層，并與爐襯很好地粘結附著。濺渣形成的濺渣層耐蝕性較好，同時可抑制爐襯磚表面的氧化脫碳，又能減輕高溫渣對爐襯磚的侵蝕沖刷，從而保護爐襯磚，降低耐火材料損耗速度，減少噴補材料消耗，同時減輕工人勞動強度，提高爐襯使用壽命，提高轉(zhuǎn)爐作業(yè)率，降低生產(chǎn)成本。關鍵詞：濺渣護爐；氧槍；氧氣流量；冶煉工藝；控制1、 前言爐齡是轉(zhuǎn)爐煉鋼一項綜合性技術經(jīng)濟指標。提高爐齡不僅可以降低耐火材料消耗，提高作業(yè)率、降低生產(chǎn)成本，而且有利于均衡組織生產(chǎn)，促進生產(chǎn)的良性循環(huán)。所以，大

2、幅度提高轉(zhuǎn)爐爐齡是煉鋼工作者多年追求的目標。 轉(zhuǎn)爐爐襯工作在高溫、高氧化性條件下，通常以0208mm每爐的速度被侵蝕。為保證轉(zhuǎn)爐正常生產(chǎn)和提高爐襯壽命，我國冶金工作者做了許多工作，如采用焦油白云石磚、輕燒油浸白云石磚，貼補、噴補、搖爐掛渣等措施，使爐齡逐步提高到1000爐以上；進入80年代，轉(zhuǎn)爐普遍采用鎂碳磚，綜合砌爐，使用活性石灰造渣，改進操作，采用掛渣、噴補相結合的護爐方法，使轉(zhuǎn)爐爐齡又有明顯提高。 我國從l994年開始轉(zhuǎn)爐濺渣護爐試驗，采用和發(fā)展的速度很快。鞍鋼、首鋼、寶鋼、武鋼、太鋼等一些轉(zhuǎn)爐廠采用濺渣護爐技術，爐齡大幅度提高，取得了明顯效果。其中，寶鋼、武鋼、首鋼爐齡已逾萬爐。200

3、3年武鋼二煉鋼創(chuàng)造了30368爐的轉(zhuǎn)爐爐齡記錄。 濺渣護爐是轉(zhuǎn)爐護爐技術的重大進步，這項能夠大幅度提高轉(zhuǎn)爐爐齡、降低耐火材料消耗的技術，在我國展示了廣闊的推廣應用前景。2、 轉(zhuǎn)爐濺渣護爐工藝參數(shù)轉(zhuǎn)爐爐齡是轉(zhuǎn)爐煉鋼的一項技術經(jīng)濟指標，提高轉(zhuǎn)爐爐齡，可降低轉(zhuǎn)爐爐襯消耗，有利于均衡地組織生產(chǎn)、降低煉鋼操作成本，鋼的總產(chǎn)量也隨之增加。濺渣護爐技術是提高轉(zhuǎn)爐爐齡的一項重要技術，目前國內(nèi)外許多鋼鐵企業(yè)相繼采用該項技術。但是由于受現(xiàn)場生產(chǎn)操作條件的限制，很難探索最佳操作工藝，影響了濺渣護爐的技術優(yōu)勢。本試驗是為了配合某廠噸轉(zhuǎn)爐濺渣護爐工業(yè)試驗，采用定量法對濺渣護爐工藝進行冷態(tài)模擬試驗。根據(jù)某廠轉(zhuǎn)爐濺渣實踐，

4、試驗分別采用不同頂槍槍位，不同氣體流量及不同渣量等與進行比較，研究確定適合于轉(zhuǎn)爐濺渣護爐的最佳操作工藝參數(shù)。（一）轉(zhuǎn)爐氧槍槍位、及留渣量與濺渣量的關系圖、2、3、4分別表示在不同濺渣條件下頂吹轉(zhuǎn)爐的爐襯表面以及渣線部位、耳軸部位、爐帽部位的濺渣情況。由上述4圖可知，在一定的頂吹氣體流量和渣量條件下，隨著氧槍槍位的升高，頂吹轉(zhuǎn)爐爐襯表面獲得的濺渣量均表現(xiàn)為逐漸增加，至一定數(shù)量，而后開始減少，頂吹氣體流量增大時，爐襯表面獲得的濺渣量迅速增加，在本試驗結果比較以及現(xiàn)場生產(chǎn)渣量限制條件下，11渣量的轉(zhuǎn)爐濺渣效果最佳。當頂吹氣體流量為19.2Nm3h、23.0 Nm3h、26.8 Nm3h (相當于現(xiàn)場

5、25000 Nm3h、27000 Nm3h、29000 Nm3h)時，被濺到轉(zhuǎn)爐爐襯表面的濺渣效果最好的濺渣槍位分別為80mm、153mm、170mm(相當于現(xiàn)場1160mm、2218mm、2465mm)左右。其中渣線部位最佳濺渣槍位分別為90mm、159mm，180mm(相當于現(xiàn)場1305mm、2305mm、2610mm)左右。耳軸部位最佳濺渣槍位分別是70mm、136mm、155mm(相當于現(xiàn)場1015mm、1972mm、2247mm)左右。爐帽部位最佳濺渣槍位分別是65mm、126mm、138mm(相當于現(xiàn)場943mm、1827mm、2001mm)左右。圖1 寶鋼250噸轉(zhuǎn)爐爐襯表面濺渣

6、量和頂槍槍位、頂吹氣體流量及渣量之間的關系(頂槍夾角14.50) A-渣量8 B-渣量ll C-渣量141-頂吹氣體流量19.2Nm3/h；2-頂吹氣體流量23.0Nm3h；3-頂吹氣體流量26.8Nm3h圖2 寶鋼250噸轉(zhuǎn)爐渣線部位濺渣量和頂槍槍位，頂吹氣體流量及渣量之間的關系(頂槍夾角14.50)A-渣量8 B-量11 C-渣量141-頂吹氣體流量192Nm3h；2-頂吹氣體流量230Nm3/h；3-頂吹氣體流量268Nm3h圖3 寶鋼250噸轉(zhuǎn)爐耳軸部位濺渣量和頂槍槍位，頂吹氣體流量及渣量之間的關系(頂槍夾角14.50)A-渣量8 B-渣量11 C-渣量141-頂吹氣體流量192 Nm

7、3h；2-頂吹氣體流量230 Nm3h；3一頂吹氣體流量268 Nm3h圖4 寶鋼250噸轉(zhuǎn)爐爐帽部位濺渣量和頂槍槍位，頂吹氣體流量及渣量之間的關系(頂槍夾角14.50) A-渣量8 B-渣量11 C-渣量141-頂吹氣體流量19.2 Nm3h；2-頂吹氣體流量23.0 Nm3h；3-頂吹氣體流量26.8 Nm3h（2） 轉(zhuǎn)爐氧槍槍位對濺渣護爐的影響頂槍槍位是影響轉(zhuǎn)爐濺渣的重要工藝參數(shù)。小于最佳濺渣槍位時，按照理論計算和試驗結果均發(fā)現(xiàn)，頂吹氣體流股擊穿爐渣到爐底，造成高速氣體流股能量損失在爐底耐火材料上，不利于濺渣護爐。濺渣護爐是由于頂吹氣體流股作用在渣液熔池表曬，產(chǎn)生沖擊凹坑，其反作用力使爐

8、渣濺起。濺起的爐渣以各種，角度射向爐膛空問，一部分垂直濺起，然后自由下落回到熔池中，起不到護爐作用。只有小于900角濺起的渣粒或渣片濺到爐襯表面上，才達到護爐作用。槍位過低頂吹氣體流股擊穿爐渣至爐底，氣體流股能量損失在爐底耐火材料上，使爐渣形成“杯”狀沖擊坑，如圖5中a所示。沿著杯狀沖擊坑外緣，濺起少量粗渣粒，反射角多數(shù)大于450角，或垂直向上，然后自由落下，濺到爐襯表面較少。從冷態(tài)模擬可以清楚看到，頂吹氣體流股擊穿爐渣，能量損失在爐底上，因而不能排開爐渣，形成指向頂槍槍頭的一小團渦流，被濺起爐渣圍繞頂槍垂直向上，不僅易粘槍端或燒槍頭，而且杯狀沖出坑以外其它處的爐渣處在微動或靜止狀態(tài)，逐漸凝用

9、在爐底上，使爐底上漲圖5 不同槍位轉(zhuǎn)爐濺渣護爐效果比較示意圖a-低槍位 b-最佳槍位 c-高槍位1-轉(zhuǎn)爐 2-氧槍 3-耳軸 4-爐渣大于最佳濺渣槍位時，按照理論汁算或試驗結果均發(fā)現(xiàn)，頂吹氣體流股未到達爐渣表面之前，受到反射氣流和濺起的爐渣阻擋，加上流股吸入周圍氣體等，氣體流股能量已經(jīng)損失很大，剩余能量沖出渣表面形成淺“盤子”形狀，如圖5中c所示。濺起的爐渣也是沿著淺“盤子”底部切線方向，細小的渣粒多數(shù)小于450角飛向爐襯渣線部位，造成爐底拐角處爐渣堆積增厚，熔池縮小，而其他部分濺渣效果就降低了，就是因為液態(tài)爐渣能夠緩沖頂吹氣體流股沖擊爐渣熔池的作用力，故其反作用力減小，濺起爐渣量也就減少。

10、最佳槍位濺渣時，頂吹氣體流股作用在爐渣上，形成“碗”狀沖擊坑，如圖5中b所示。爐渣沿著碗狀沖擊坑外緣濺起的爐渣作用力大，多數(shù)以450角為中心的扇形方向飛向爐襯內(nèi)表面上。故濺渣量大，濺渣高度高，且覆蓋面積大，有利于貼補爐襯。從幾何尺寸的上講，最佳槍位可以理解為高速氣體流股沖擊爐渣，形成沖出凹坑的深度剛好是頂吹氣體流股末端接觸爐底的最大深度。以克服高、低槍位的不足之處，濺渣的效果最佳。但是，根據(jù)爐襯各部位蝕損情況不一樣，如圖所示的最佳槍位有目的、有方向的將爐渣濺起飛向渣線部位、耳軸部位、爐帽部位的薄弱部位，即變槍位操作，有利均衡爐襯各部位壽命。（三）氧槍氮氣流量對濺渣護爐的影響 眾所周知，轉(zhuǎn)爐濺渣

11、是由于頂吹氣體流股沖擊熔池，其氣體流股攪拌能傳給爐渣，其反作用力使爐渣濺起飛向爐襯內(nèi)表面上。根據(jù)川崎制鐵介紹氣體流股攪拌能與氣體流量成正比，如下公式： 由圖1、2、3、4、所示，隨著頂吹氣體流量增加，有利于濺渣護爐效果。正如上述所示公式隨著頂吹氣體流里量Q的增加，爐渣攪拌能也隨之增大。在考慮縮短起渣時間或濺渣時間，濺渣把高度；對爐帽或煙道不燒損的前題下，盡可能采用大些供氣量。故在設計時應采用濺渣氮氣流量等于或略低于供氧流量。本試驗結果認為250噸轉(zhuǎn)爐濺渣護爐吹氣流量應為26.8Nm3/h(相當于現(xiàn)場29000 Nm3/h)時的濺渣效果好。（四）轉(zhuǎn)爐留渣量對濺渣護爐的影響渣量也是影響轉(zhuǎn)爐濺渣效果

12、的一個重要因素。渣量小，相當于低槍位頂吹氣體流股較容易穿透爐渣，直接接觸爐底耐火材料，而消耗氣體流股的能量，故濺渣效果差。另外，渣量少，濺到爐襯表面上的濺渣層薄，故耐蝕性差。渣量大，相當于高槍位頂吹氣體流股不易穿透爐渣，氣體流股沖擊能量被液態(tài)爐渣緩沖而消耗，其反作用力減小，濺起的爐渣量小?，F(xiàn)代煉鋼的鐵水成份，石灰質(zhì)量提高，造渣劑用量不會很大。也不能因為濺渣護爐、不顧冶煉操作效果，更多加入造渣劑。根據(jù)本試驗結果如圖6所示，保證留渣量在11左右即可。21圖6 濺渣護爐效果與渣量之間的關系1-頂吹氣體流量230Nm3h的最佳槍位濺渣量；2-頂吹氣體流量268Nm3h的最佳槍位濺渣量（五）濺渣時間濺渣

13、時間是指濺渣孕育期和起渣時間之和。根據(jù)現(xiàn)場測定濺渣孕育時間長短，不僅和轉(zhuǎn)爐出鋼量有關，主要是與爐渣的溫度、熔點、粘度以及留渣量有直接關系,孕育期時間占濺渣時間的一旦爐渣被濺起，那么起渣時間長短僅僅和留渣量多少有關。如表4所示，寶鋼二煉鋼250T轉(zhuǎn)爐因長距離輸送鋼水至連鑄車間，出鋼溫度高達1700，故孕育期時間長。梅鋼、昆鋼、邯鋼轉(zhuǎn)爐出鋼溫度雖然僅16601680，但是鐵水中P和Mn高，終點爐渣中TFe和MnO高，導致爐渣熔點低，為13001350，爐渣稀(當然也包括冶煉操作水平和冶煉低碳鋼種的緣故，渣中TFe高)。盡管留渣量不足8，仍然不易起渣，孕育期時間長。濺渣護爐向爐內(nèi)爐渣吹高壓氮氣的作用

14、：一方面是對爐渣的物理冷卻降溫過程，另一方面是對爐渣充氣的作用。總的目的是將爐渣粘度提高到一個合適程度，才能被濺起。眾所周知，轉(zhuǎn)爐堿性渣是短渣，其中復合離子結構比較簡單，在渣中擴散速度快。在受氮流股沖擊過程，渣中小質(zhì)點復合離子迅速聚合形成大質(zhì)點。乃至高熔點C3S、G2S、MgO等物質(zhì)從液相中析出結晶，粘度急劇上升，迅速變成不流動狀態(tài)。如圖8所示 ，三條曲線由于爐渣成分不同(主要是因為TFe不同)，其熔點或者說粘度不同。隨著爐渣溫度變化其粘度發(fā)生變化。若出鋼完了爐渣溫度1 600吹氮氣濺渣，其爐渣溫度分別降至A、B、C三點時，爐渣粘度才能迅速增加。而增加至A、B、C三點以后，爐渣粘度又繼續(xù)急劇直

15、線上升。假設A、B、C三點為濺渣的起渣的粘度，那么爐渣從l600降至A、B、C三點的溫度約l425、l390、l320時所需要的時間就稱為濺渣孕育期。同樣的降溫條件下，起渣孕育期不同,即第一條曲線濺渣孕育期最長，第二條曲線次之，第三條曲線最短。由圖8可知，爐渣溫度繼續(xù)降低至A、B、C三點時，爐渣開始結晶 ，粘度增至0.4Pa.s0.5Pa.s。因粘度高，故濺不起爐渣。則A-A、B-B、C-C'就是起渣過程，其所需要的時間就稱為起渣時間。根據(jù)實驗室對比試驗發(fā)現(xiàn)，用水(粘度約為0.001Pa.s)模擬現(xiàn)場冶煉終點含高TFe的稀渣進行濺渣，被濺起的多數(shù)為細小水珠，如同實際濺渣時的孕育期間被濺

16、起小火星點狀；用甘油水溶液(粘度約為，0.1Pa.s)模擬現(xiàn)場冶煉終點粘度的爐渣被濺起的多數(shù)為較大粒狀乃至片狀；用純甘油(粘度約為0.5Pa.s)模擬現(xiàn)場冶煉終點稠的爐渣進行濺渣，由于粘度過大，很難起渣。也就是說，A-A'、B-B、C-C期間爐渣粘度約從0.1Pa.s0.3Pa.s范圍為濺渣起渣的合適爐渣粘度的爐渣。影響爐渣熔點主要是TFe含量。如梅鋼、昆鋼、柳鋼、酒鋼等，爐渣中TFe、MnO高，爐渣熔點低。當采用只含有MgO的調(diào)渣劑進行調(diào)渣，濺渣孕育期長達3min以上。采用含MgO和脫氧劑的改渣劑之后，TFe、MnO分別下降，使爐渣熔點升高，據(jù)多家鋼廠實際測定，結果是TFe降低1，爐

17、渣熔點升高1520。起渣完了的提槍時間，一般根據(jù)被濺起爐渣的粒狀及其大小、數(shù)量和亮度等因素決定。若提槍時間過早，起渣時間短，粘渣層薄，耐侵蝕程度差。如果提槍時間太遲，盡管爐襯表面濺渣層厚，耐侵蝕程度高。但是，部分爐渣被氮氣流股長時間冷卻易凝固粘結在爐底上，使爐底上漲。起渣時間長短，主要由各廠的留渣量多少決定的。（六）爐渣在轉(zhuǎn)爐爐襯內(nèi)表面上分布在留渣量11%，頂吹氣體流量23.0Nm3h(相當于現(xiàn)場27000Nm3h)，槍位153mm(相當于現(xiàn)場2218mm)的條件下，連續(xù)濺渣4分鐘，濺到爐襯內(nèi)表面上的各部位的濺渣量及厚度分布圖。從圖可知，濺起的爐渣在爐襯內(nèi)表面不同部位上分布極不均勻。經(jīng)過測定計

18、算，爐襯內(nèi)表面上各部位獲得濺渣量分別是：渣線部位占668，耳軸下半?yún)^(qū)占221、耳軸上半?yún)^(qū)占71、爐帽下半?yún)^(qū)占28、爐帽上半?yún)^(qū)占02。被濺到爐襯內(nèi)表面上的爐渣若不淌流下來，則連續(xù)4分鐘濺渣量占留渣量的468。并且通過測定計算出連續(xù)4分鐘濺渣量在爐襯內(nèi)表面上的厚度如圖10可知，渣線部位平均厚度6mm(相當于現(xiàn)場87mm)、耳軸下半?yún)^(qū)平均厚度2mm(相當于現(xiàn)場29mm)、耳軸上半?yún)^(qū)平均厚度067mm(相當于現(xiàn)場97mm)、爐帽下半?yún)^(qū)平均厚度0.3mm（相當于現(xiàn)場4.7mm）爐帽上半?yún)^(qū)平均厚度O12mm(相當于現(xiàn)場174mm)。（七）氧槍噴頭結構氧槍噴頭結構如何影響濺渣護爐效果，從現(xiàn)場濺渣過程很難判斷

19、。只能從實驗室試驗過程和結果能夠幫助說明。通過建立頂吹轉(zhuǎn)爐濺渣護爐冷態(tài)模擬研究，得出如下結果。圖7表示在不同的頂吹氣體流量條件下，頂槍噴孔夾角對轉(zhuǎn)爐濺渣護爐的影響。由圖可知，120頂槍的濺渣效果明顯優(yōu)于14.50頂槍。在渣量11，頂吹氣體流量19.2Nm3h、23.O Nm3h、26.8Nm3h(相當于現(xiàn)場25000 Nm3h、27000 Nm3h、29000 Nm3h)條件下，采用120頂槍與采用14.50頂槍相比較，前者轉(zhuǎn)爐爐襯表面的濺渣量分別增加200、85、50左右。其中增加的絕對濺渣量大的還是23.0 Nm3h、26.8 Nm3h頂吹氣體流量方面。上述條件下的120和1450頂槍轉(zhuǎn)爐

20、最佳濺渣槍位分別為130mm、85mm;175mm、153mm;175mm、165mm(相當于現(xiàn)場1860mm、1232mm;2500mm、2218mm;2500mm、2390mm)左右。圖7 夾角12度和145度的250噸轉(zhuǎn)爐氧槍濺渣護爐爐襯表面濺渣量比較(渣量11)1-14.5度頂槍；2-12度頂槍；A-頂吹氣體流量19.2Nm3h；B-頂吹氣體流量23.0Nm3h；C-頂吹氣體流量26.8Nm3h（八）底吹對復吹轉(zhuǎn)爐濺渣護爐的影響在固定頂吹、底吹氣體流量和渣量條件，濺到爐襯表面的渣量和濺到耳軸側部位的渣量與頂槍槍位之間的關系。隨著頂槍槍位的增加，有、無底吹的轉(zhuǎn)爐爐襯上的濺渣量均不斷增加，

21、并且增加幅度大體相同。當頂槍槍位大于110mm(相當于現(xiàn)場1505mm)時，有、無底吹的轉(zhuǎn)爐濺渣量增加幅度不一樣，即有底吹的復吹轉(zhuǎn)爐濺渣量增加幅度大于無底吹的頂吹轉(zhuǎn)爐濺渣量增加幅度。大約槍位分別增加至153mm、160mm、180mm(相當于現(xiàn)場2218mm、2320mm、2610mm)左右時，其爐襯表面上的濺渣量達到最大，即均為達到最佳槍位濺渣操作工藝參數(shù)。然后隨之槍 位再增加，爐襯表面上的濺渣量均開始下降。但是，復吹轉(zhuǎn)爐爐襯表面上的濺渣量仍然大于頂吹轉(zhuǎn)爐濺渣。（九）爐渣粘度對濺渣護爐的爐渣飛濺高度的影響熔渣粘度對于射流沖擊熔渣的濺起高度及對爐渣的泡沫化程度均有影響。所以在實驗室內(nèi)對粘度與起

22、泡之間的關系進行了研究。即用水和丙三醇按不同配比混合，制成不同粘度的液體，用空氣射流向這種液體噴吹，研究起泡情況及爐渣的濺起高度。吹氣強度大，則泡沫渣濺起高度增加。而在某一粘度下的0.3PaS泡沫渣高度最高，高于或低于此粘度時，泡沫渣高度反而減小。眾所周知，冶煉低碳鋼的爐渣氧化性高，當然爐渣粘度很小，即稱稀渣。在濺渣前的冶煉過程中加入一定數(shù)量含MgO的造渣劑使其在爐渣中含量達到飽和，此時爐渣具有一定粘度，但是仍然達到濺渣時理想的爐渣粘度。那么在濺渣時還必須加入一定數(shù)量調(diào)渣劑和改渣劑，調(diào)整爐渣粘度達0.3Pas左右程度的爐渣被濺起高度大，那么濺渣效果就會達到最佳狀態(tài)。如同前面所敘述那樣，當加入調(diào)

23、渣劑或者改質(zhì)劑過多時，爐渣粘度則無限增大，變成所謂的石頭渣時，爐渣仍然濺起高度不高，濺渣效果差。3、 轉(zhuǎn)爐濺渣護爐改渣劑的研究與應用轉(zhuǎn)爐濺渣護爐是用高壓N2將爐內(nèi)的爐渣濺到爐壁上形成一定厚度的濺渣層，在下一爐鋼的冶煉中這一濺渣層起到減輕爐襯侵蝕的作用，可以大幅度提高爐襯壽命。因此，濺渣層爐渣的物理化學性質(zhì)，特別是爐渣的熔點和粘度，對濺渣層的抗蝕性能和爐渣與爐襯的粘附作用以及起渣孕育時間長短有著重要的影響。在濺渣護爐實踐中，發(fā)現(xiàn)濺到爐襯上的渣層其抗侵蝕和抗沖刷性能還不能滿足要求，在下一爐煉鋼倒爐時，觀察發(fā)現(xiàn)，濺渣層已被侵蝕掉，爐襯又重新露出了磚縫。另外，國內(nèi)一些鋼廠，由于鐵水磷含量高，或者冶煉低

24、碳鋼種比例大以及采用過吹法冶煉技術等原因，轉(zhuǎn)爐終渣TFe，高達20%以上。這種爐渣主要由鐵酸鹽礦相組成，使爐渣的熔點低，粘度小，不利于提高濺渣護爐效果。另外，爐渣熔點低和粘度小，使濺渣時的起渣孕育時間長，甚至無法在濺渣時間內(nèi)將爐渣濺起。孕育期時間延后，造成轉(zhuǎn)爐煉鋼和連鑄特別是高效連鑄對鋼水的供需產(chǎn)生矛盾。因此，為了提高濺渣層的抗蝕性能，降低濺渣率，縮短濺渣孕育期，有必要對高氧化性的轉(zhuǎn)爐終渣成分在濺渣過程中進行調(diào)整，即降低爐渣TFe%含量，另一方面提高爐渣(MgO)含量和通過物理降溫和化學降溫快速冷卻爐渣，以達到提高爐渣熔點和粘度的目的。首先在試驗室進行了改渣劑（又稱改質(zhì)劑）成分配方，制做工藝研

25、究。針對某廠250噸轉(zhuǎn)爐終渣中TFe和MgO含量制做加工一定成份的改渣劑，進行終渣改質(zhì)的實驗室試驗，并且用該廠轉(zhuǎn)爐的鎂碳磚進行渣浸試驗。加入改渣劑后，渣中成分變化如表互所示。由表5中數(shù)據(jù)比較，在轉(zhuǎn)爐終渣中加入改渣劑后，渣中(Fe203)、(FeO)和(MgO)等發(fā)生了較大變化，尤其是(Fe203)和(FeO)含量降低，(MgO)含量得到提高。爐渣成分發(fā)生了如此的變化后，它的熔點和粘度都將得到提高。爐渣熔點與改渣劑加入量關系，隨改渣劑加人量增加，爐渣熔點隨之提高。表1 加入改質(zhì)劑前后爐渣成分及熔點變化試樣改質(zhì)劑CaOSiO2MgOFe2O3FeOMnO熔點139-3未加42.1815.0014.

26、915.9916.161.631417加44.1915.0816.212.5512.11-1550872-2未加43.1526.788.872.4010.782.271416加42.9118.6015.840.336.201.641540改質(zhì)劑的實際應用是在某廠轉(zhuǎn)爐濺渣過程中進行。加入改質(zhì)劑前后爐渣成分變化如表6所示。從表中可知，加入改質(zhì)劑后，爐渣中的TFe含量平均降低3.47%；MgO含量平均上升2.73%。目前，國內(nèi)凡是冶煉低碳鋼、鐵水磷高以及采用吹法冶煉的鋼廠，均采用改質(zhì)劑在濺渣護爐過程中調(diào)整爐渣物理化學性質(zhì)，都取得了很好的效果。武鋼二煉創(chuàng)造世界爐齡水平，其中之一措施就是應用改質(zhì)劑作用。

27、表2 寶鋼轉(zhuǎn)爐終渣加入改渣劑前后成分變化成分%CaOSiO2TFeFe2O3FeOMgO終渣40.3-53.19.5-17.222.0-40.25.4-12.711.9-23.05.6-11.2平均44.412.120.510.317.19.5加入后41.2-54.010.0-14.016.9-35.93.5-9.410.4-22.98.9-15.8平均45.912.417.17.215.412.2變化+1.5+0.2-3.4-3.1-1.6+2.7濺渣護爐要求爐渣具有適合的粘度，才能將爐渣濺起。當成分一定時，其粘度主要由爐渣的溫度和爐渣熔點所決定。當爐渣粘度過小時，分子之間的結合作用力小，濺

28、起的渣粒均細小，被濺起的距離短，無力，不易粘附在爐壁上；當爐渣粘度過大時，由于分子之間的締合作用力大，爐渣粘稠，N2流股難以將爐渣撕碎使之濺起。對于加入改渣劑前的爐渣，由于爐渣TFe高和(MgO)較低，其熔點和粘度小，爐渣溫度需要從開始吹N2時的溫度降低到合適的溫度才能起渣。通過加入改渣劑，降低了爐渣的TFe含量和提高了渣中(MgO)含量，使爐渣的熔點上升，粘度提高。于是，起渣的孕育時間縮短，再加上改渣劑對爐渣的快速降溫作用，尤其是改渣劑加入立刻發(fā)生化學反應，使爐渣泡沫化充滿爐膛很容易被濺起，因此，使起渣孕育時間就縮短了。四、濺渣噴料的結合(一)轉(zhuǎn)爐爐襯的毀損使用過的轉(zhuǎn)爐爐襯的輪廓如圖8所示。

29、圖8 爐襯損毀輪廊圖由圖知，轉(zhuǎn)爐使用過程中損毀最嚴重的部位是渣線、耳軸部位及爐帽與爐身的連接處。渣線部位在吹煉過到爐渣作用而被侵蝕。渣中的氧化鐵使爐襯中的碳氧化，脫了碳的襯磚很容易受到渣中二氧化硅、氧化鐵的侵蝕，加之鋼渣的激烈沖刷，使得襯磚中的氧化鎂溶入渣中，使爐襯受到損毀。耳軸部位，在使用過程中不易掛渣，隨吹煉爐數(shù)的增加而減薄。濺渣是通過煉鋼用的氧槍，出鋼后改換成吹氮氣，用氮氣的動能將具有一定成分和粘度的爐渣濺起使其粘到爐襯上，起到對耐火材料的保護作用。有的廠采用的氧槍夾角較大，如鞍鋼采用致使爐渣有效濺起高度減小的緣故，爐帽襯磚壽命是薄弱環(huán)節(jié)。（二)噴補目前我國轉(zhuǎn)爐耳軸及爐帽部位是薄弱環(huán)節(jié)，

30、為保護這些部位和爐身同步，采用噴補和濺渣相結合的辦法。如寶鋼和鞍鋼等廠都很注意對耳軸及爐帽部噴補，取得了很好的效果。由于濺到爐帽的渣量很少，如同前面所示那樣，即濺渣層很薄不耐侵蝕，容易形成凹坑造成出鋼時出不盡。再加上濺渣時槍位又不是最佳位置，那么渣和殘鋼被濺到氧槍下部，牢固的粘槍或燒槍，使槍齡下降。 采用噴補時，噴補料是粉末狀的，從而提高了固體的分散度，擴大了噴補料和爐襯的接觸面積，增大了附著強度。為使噴補層和爐襯更有效地結合，在噴補料中加人結合劑，使噴補料在低溫和爐襯有較高的結合強度，得到高溫靠噴補料和爐襯的陶瓷結合，使噴補層和爐襯成為一體。A半干法噴補半干法是將噴補料放入壓力罐，壓送到噴射

31、嘴時在其附近和水混合的一種方法。目前采用較多的是半干法。爐襯的表面溫度對噴補料的粘著率有很大影響嘲，如圖9所示。由圖可見，含水少的在10001200噴補性最佳。含水多時，13001400噴補性最佳。這為我們噴補操作提供了依據(jù)。圖9 噴吹時表面溫度和粘著率的關系欲達到最佳的噴補效果，噴補料的性能應滿足下列要求：1、有足夠高的耐火度，能經(jīng)受高溫的作用；2、對爐渣、爐氣及金屬氧化物有良好的穩(wěn)定性；3、同受噴補的爐襯表面有良好的粘著性，在轉(zhuǎn)爐操作時能保持在爐襯上，能迅速燒結與爐襯形成陶瓷結合，有一定的強度4、由于爐壁的耐火材料與噴補料間陶瓷結合的形成在很大程度上是它們化學作用的結果，因而噴補料的化學組

32、成應接近爐襯的組成；5、噴補料的線膨脹系數(shù)及收縮應小，否則由于膨脹或收縮產(chǎn)生的體積應力可能相當大，會引起崩裂及脫落。欲滿足上述要求從以下三個方面進行精選：1、精心選擇原料；2、優(yōu)化粒度分布；3、選擇最佳的結合劑。對高質(zhì)量噴補料的原料，應選擇低鐵、MgO含量大于90、大于2的燒結鎂砂。另外，還必須注意和Al2O3總量最大不超過1.5%。噴補是通過儲藏在送材料的壓力罐或噴嘴的噴補設備，把噴補料噴射向指定蝕損嚴重的部位護爐技術，它的原理是噴補材料隨著與粘結在爐襯表面進而燒結，形成一層噴補層，B 濕法噴補濕法噴補是將細顆粒料(最大粒度lmm)和含有大量小于0.1mm的粉料的噴補料放入罐內(nèi)，添水混合，壓

33、送到噴嘴向指定位置噴射的方法。該法靈活，可以噴補到轉(zhuǎn)爐任何部位，均勻噴補層可達2030mm厚度，具有耐熔損性的優(yōu)點，故多采用該法。半干法噴補用于爐役后期修補局部損毀部位。上述二者噴補原料如表7所示。表3 噴補料化學成分噴補法噴補料成分%粒度分布%水分%MgOCaO/SiO2>1.0mm<1.0mm濕法912109015-17C 火焰噴補火焰噴補是氧氣和噴補料以及助燃劑通過水冷卻的噴槍內(nèi)管混合燃燒噴出后立即成熔融狀被噴射到指定蝕損部位的方法。火焰噴補層耐蝕能力強，其噴補料用鎂砂、鎂白云石砂等，粒度小于O.1mm，其中0.09mm粒度應占60以上。助燃劑可選用煤粉、鋁粉等。增塑 劑有軟質(zhì)粘土、膨潤土和硅灰等。最近在噴補料中摻石灰等造渣劑，使火焰噴補層成為耐火渣層，即具有掛爐渣特性，保護原襯磚層?；鹧鎳娧a一般用于噴補轉(zhuǎn)爐渣線和爐帽部位。五、結論我國濺渣護爐技術存在的問題和發(fā)展方向我國開展濺渣護爐技術以來,取得了舉世矚目的成