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user: 3. 结果分析与讨论 3.1. 转炉生产取样分析 在转炉生产过程中，在每炉铁水入炉前、终点拉碳前和拉碳结束后各取一钢样，另外在转炉出钢时取一渣样。根据对所取钢样化验结果统计，表1是部分试验炉次生产前后钢中磷质量分数变化及脱磷率，表2是对应炉次的终点渣样成分。 Table 1 Variation of phosphorus content in molten steel before and after converter steelmakin 计划号 初始磷含量(ppm) 动态磷含量(ppm) 终点磷含量(ppm) 终点温度(℃) 脱磷率(%) 33544 953 326 100 1632 89.5 33552 1004 314 132 1664 86.9 33555 992 331 132 1678 86.7 33652 1076 169 144 1674 86.6 33820 1092 296 166 1666 84.8 33930 1139 274 162 1676 85.8 34100 1158 325 155 1633 86.6 34919 1055 235 149 1655 85.9 35189 1077 135 144 1648 86.6 35308 1088 318 100 1644 90.8 平均值 1068 267.8 136.8 1658.2 87.2 表1. 转炉生产前后钢水中磷含量变化 从表1可知，湛江钢铁转炉入炉铁水磷含量较高，在0.09%~0.12%之间波动，若只考虑铁水中的磷，其脱磷效率在85%以上，若综合考虑废钢和副原料等带入的磷，其实际脱磷效率在90%以上，脱磷效果较好。 Table 2 Composition of slag at the end of converter steelmaking (% 计划号 CaO SiO 2 MgO P 2 O 5 MnO Al 2 O 3 T.Fe FeO * CaO/SiO 2 33544 48.88 8.60 9.29 3.09 2.23 1.33 17.17 22.07 5.69 33552 47.60 11.78 8.88 3.21 2.13 1.48 15.87 20.40 4.04 33555 47.08 12.19 8.51 2.90 2.11 1.50 16.37 21.05 3.86 33652 43.97 11.10 7.93 3.11 2.28 2.05 19.15 24.62 3.96 33820 43.23 12.19 11.51 3.38 2.76 1.70 16.07 20.66 3.55 33930 40.45 10.31 7.36 2.88 2.39 2.69 22.14 28.46 3.92 34100 31.77 9.04 5.56 2.53 2.76 1.30 31.34 40.29 3.52 34919 40.32 8.98 10.06 3.26 2.30 1.40 22.05 28.34 4.49 35189 42.03 8.48 9.08 2.98 2.05 2.29 21.68 27.88 4.95 35308 44.66 11.83 8.45 2.58 1.72 2.37 18.31 23.54 3.77 平均值 43.07 10.75 8.47 2.96 2.25 1.82 19.92 25.61 4.07 表2. 转炉终点炉渣成分(%) 注：FeO * 是把T.Fe按全铁法换算成FeO的量。 从表2可知，渣中MgO含量在5%~12%之间波动，T.Fe含量在14%~30%之间，碱度在3.0~6.0之间。总体来讲，湛江钢铁转终点炉渣成分控制还算稳定。 3.2. 转炉脱磷的热力学分析 转炉炼钢过程是利用氧化性气氛及渣的碱性(CaO)来将磷进行脱除的，脱磷反应在在渣钢界面间进行，其中熔渣吸收磷的能力称为磷容量。在氧化性条件下，Wagner C [ 4 ] 根据气渣间的反应式(1)定义了渣–气磷 酸根容量 C PO 4 3 − ，如式(2)所示。 1 2 P 2 ( g ) + 5 4 O 2 ( g ) + 3 2 ( O 2 − ) = ( PO 4 3 − ) (1) C PO 4 3 − = K PO 4 3 − ( a O 2 − ) 3 / 2 f PO 4 3 − = ω ( ( PO 4 3 − ) ) P P 2 1 / 2 ⋅ P O 2 5 / 4 (2) 式中： K PO 4 3 − 为反应式(1)的平衡常数； a O 2 − 为熔渣相中 O 2 − 的活度； f PO 4 3 − 、 ω ( ( PO 4 3 − ) ) 分别为熔渣相中 PO 4 3 − 的活度系数和质量百分浓度； P P 2 、 P O 2 分别为渣金界面的氧分压和磷分压。 磷分压由式(3)计算，氧分压由式(4)计算 [ 5 ]。 1 2 P 2 ( g ) = [ P ]         Δ G θ = − 157700 + 5.4 T (3) 1 2 O 2 ( g ) = [ O ]         Δ G θ = − 117110 − 3.39 T (4) 根据式(2)~(4)得出磷容量的计算式为： lg C PO 4 3 − = lg L P − lg f P − 2.5 lg a O + lg K P + 2.5 lg K O + 0.49 (5) 式中： f P 为以质量分数为1%的溶液为标准态，钢液中[P]的活度系数。依据钢液中元素B的求活度系数公式 lg f B = e B B ω ( [ B ] ) + e B E ω ( [ E ] ) ，E为钢液中另外元素，代入转炉终点钢液成分计算，求得 f P 。则由式(5)可以计算出实际转炉终点渣的磷容量。 依照Suito和Inoue [ 6 ] 试验结果得到修正的Balajiva脱磷等式(6)，分别代入表1和表2中各炉次终点磷含量和转炉终点炉渣成分，计算结果与Suito和Inoue试验结果对比如图1所示。 log [ 10 6 × ω ( ( P 2 O 5 ) ) / ( ω ( [ P ] ) 2 ⋅ ω ( ( Fe t O ) ) 5 ) ] = 14.5 [ ω ( ( CaO ) ) + 0.3 ω ( ( MgO ) ) + 0.3 ω ( ( MnO ) ) − 0.5 ω ( ( P 2 O 5 ) )       + 1.2 ω ( ( CaF ) ) − 0.2 ω ( ( Al 2 O 3 ) ) ] + 22810 / T − 20.51 (6) 图1. Suito试验结果与本次试验结果对比 由图1可以看出，本次试验所得结果较Suito和Inoue试验结果略微偏小，这可能是由于代入式(6)中计算使用的转炉吹炼终点磷含量 ω ( [ P ] ) 相对于在出钢过程中取渣样时钢水中的磷含量是略微偏高的，因为在转炉吹炼结束后的镇静过程中磷含量会有所降低。从整体趋势看，本次试验结果是符合Suito和Inoue所修正的Balajiva脱磷等式(6)，由此说明由等式(6)所算得的转炉终点渣钢平衡时的磷分配比可以作为此次试验的参考。根据式(6)可得转炉终点渣钢磷分配比计算式为： log ω ( ( P ) ) / ω ( [ P ] ) = 7.2 [ ω ( ( CaO ) ) + 0.3 ω ( ( MgO ) ) + 0.2 ω ( ( MnO ) )     + 0.6 ω ( ( P 2 O 5 ) ) + 1.2 ω ( ( CaF ) ) − 0.5 ω ( ( Al 2 O 3 ) ) ]     + 11570 / T − 15.52 + 2.5 log ω ( ( P ) ) (7) 将根据式(7)求得的的转炉终点渣钢磷分配比值与实际值作比较，可得到图2。从图2可看出，本次试验各炉次终点渣钢磷分配比实际值与理论值存在一定的差距，但转炉终点渣钢磷分配比理论值和实际值上升和下降的趋势是一致的。因为在实际生产中受反应时间、化渣情况及脱磷动力学条件等因素的影响，实际生产中渣钢很难达到平衡。这也说明实际生产还有进一步提升的空间。 图2. 转炉终点渣–钢磷分配比L P 实际值与理论值的对比 此外，从图2可知，当炉渣碱度在3.0~4.0之间时，终点磷分配比的实际值与理论值比较接近，这说明这些炉次的炉渣化渣效果良好，且渣钢界面反应比较充分，已经基本达到平衡，炉渣的脱磷能力得到了充分利用。而后随着炉渣碱度的增加，转炉终点渣钢磷分配比的理论值显著增大，而实际值缓慢增大，这导致实际值与理论值的差距不断扩大，特别是当炉渣碱度大于5.0时。这表明提高炉渣碱度可以有效地提高脱磷效率。但不能无止境地提高炉渣的碱度。因为当炉渣碱度太高，即CaO加入过多时，有时CaO颗粒并不能完全熔入炉渣，这会导致炉渣的粘度增加，流动性变差，从而导致炉渣的脱磷能力没有得到充分的利用 [ 7 ]。另外，炉渣碱度与氧化铁的活度也有关系，过高的碱度会降低氧化铁的活度，从而影响钢水中的氧含量 [ 3 ]。因此，综合考虑，将转炉终点炉渣碱度控制在3.0~4.0之间，有利于少渣冶炼脱磷，减少副原料的消耗，从而降低冶炼成本。