薛 志¹，郭偉達(dá)¹，李強(qiáng)篤¹，王忠剛¹，高志濱¹， 楊 龍²，姜在彬²，雷雨田²，傅 杰²

（1．萊鋼集團(tuán) 銀山型鋼煉鋼廠，山東 萊蕪 271104；

2．山東崇盛冶金氧槍有限公司，山東 濰坊 261011）

摘 要：通過冷態(tài)氣體射流試驗(yàn)對(duì)旋流氧槍噴頭的設(shè)計(jì)參數(shù)作出評(píng)價(jià)，也為轉(zhuǎn)爐氧槍操作提供合理的參考依據(jù)；結(jié)合工業(yè)試驗(yàn)情況，對(duì)旋流氧槍噴頭參數(shù)進(jìn)行修正，最終確定了萊鋼集團(tuán)銀山型鋼煉鋼廠120、150t轉(zhuǎn)爐旋流氧槍噴頭槍孔的最優(yōu)夾角為13°，旋流角6.5°～7°，在充分發(fā)揮旋流氧槍優(yōu)良的化渣、濺渣優(yōu)勢(shì)的同時(shí)，解決了熔池部位侵蝕嚴(yán)重難題，使旋流氧槍在中大型轉(zhuǎn)爐中得以推廣應(yīng)用。采用此旋流氧槍噴頭，尤其是在大廢鋼比情況下轉(zhuǎn)爐過程化渣效果提升明顯，氧氣利用率提高，并能有效縮短吹煉時(shí)間1min以上；濺渣時(shí)，熔池部位聚渣效果顯著，濺渣效果提升明顯，對(duì)于提高轉(zhuǎn)爐爐齡有明顯的促進(jìn)作用。

關(guān)鍵詞：高效節(jié)能；旋流氧槍；轉(zhuǎn)爐；濺渣護(hù)爐

頂?shù)讖?fù)吹轉(zhuǎn)爐的氧槍噴頭經(jīng)歷了由單孔到多孔，直孔型到拉瓦爾型，簡(jiǎn)單供氧型到可提高廢鋼比的后燃燒型以及能夠噴吹粉劑的多功能氧槍。轉(zhuǎn)爐熔池的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和攪拌特點(diǎn)主要取決于氧氣射流與熔池的相互作用以及底吹攪拌強(qiáng)度，因此，氧氣射流的結(jié)構(gòu)和特點(diǎn)必然對(duì)轉(zhuǎn)爐吹煉產(chǎn)生極其重要的影響^［1］。旋流氧槍噴頭是在正常氧槍噴頭的基礎(chǔ)上，噴孔與軸增設(shè)旋流角，在吹煉時(shí)，每個(gè)噴孔自成旋流反應(yīng)區(qū)，加大了反應(yīng)面積。根據(jù)爐型選取合理的旋流角，可以加快成渣速度，提高熔池?cái)嚢栊Ч龠M(jìn)各項(xiàng)反應(yīng)進(jìn)行；濺渣時(shí)，由于旋流角的存在，可以減少氮?dú)馍淞鲗?duì)爐底的直接沖刷，使?fàn)t渣更多地往熔池部位聚集，同時(shí)爐渣飛濺高度降低，爐帽部位粘渣過多現(xiàn)象有所緩解，可有效提高濺渣護(hù)爐效果，能夠有效控制轉(zhuǎn)爐爐型。

國內(nèi)對(duì)于旋流氧槍噴頭的研究較少，王慧^［2］等 就提釩用旋流氧槍噴頭運(yùn)用 Fluent軟件進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究常規(guī)氧槍噴頭以及旋流角分別為5°、8°、10°和13°的旋流氧槍噴頭對(duì)熔池?cái)嚢栊Ч约皼_擊特性，得出10°旋流角度的旋流氧槍噴頭效果最佳。

1 旋流氧槍噴頭現(xiàn)狀

雖然旋流氧槍噴頭有諸多優(yōu)點(diǎn)，但世界范圍內(nèi)真正使用旋流氧槍噴頭進(jìn)行冶煉的企業(yè)卻非常少。據(jù)文獻(xiàn)記錄，國外僅有前蘇聯(lián)葉那基耶沃鋼廠使用過，日本住友金屬在2003年有過旋流氧槍噴頭的報(bào)道；國內(nèi)僅有安鋼16t轉(zhuǎn)爐以及酒鋼50t轉(zhuǎn) 爐使用過，大中型轉(zhuǎn)爐中目前沒有使用經(jīng)驗(yàn)^［3］。

通過分析，旋流氧槍噴頭未能在大中型轉(zhuǎn)爐中推廣使用主要有以下幾點(diǎn)原因：1）旋流角度確定困難，實(shí)際使用效果無法保證。2）旋流角度選擇不合理，轉(zhuǎn)爐熔池侵蝕嚴(yán)重，爐體維護(hù)壓力增大，安全風(fēng)險(xiǎn)較大。3）目前旋流氧槍噴頭采用鑄造工藝，槍頭擴(kuò)孔嚴(yán)重，與鍛壓組合工藝噴頭相比，槍齡較短，更換時(shí)間較長。

關(guān)于旋流氧槍噴頭參數(shù)的確定，僅僅從水模試驗(yàn)分析是不夠科學(xué)的，在轉(zhuǎn)爐冶煉過程中，實(shí)際吹煉效果跟槍孔數(shù)量、槍孔夾角以及旋流角度均有直接影響。旋流角度的確定，應(yīng)當(dāng)依據(jù)槍孔數(shù)量、槍孔夾角以及實(shí)際爐渣狀況進(jìn)行確定，旋流角過小，起不到理想的旋流作用；旋流角過大，爐襯侵蝕嚴(yán)重，安全風(fēng)險(xiǎn)增加。因此，旋流氧槍噴頭的設(shè)計(jì)，非常有必要進(jìn)行氣體模擬實(shí)驗(yàn)，對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行評(píng)價(jià)、優(yōu)化，在確保安全的前提下，方能得到推廣應(yīng)用。

2  冷態(tài)氣體射流試驗(yàn)

在氧氣轉(zhuǎn)爐煉鋼中，氧槍噴頭的射流 特 性 對(duì)冶煉效果影響極大，因此，進(jìn)行冷態(tài)實(shí)測(cè)研究具有十分重要的意義，一則可以對(duì)噴頭的設(shè)計(jì)與制造作出評(píng)價(jià)，另外也為氧槍操作提供合理的參考依據(jù)。

萊鋼120t轉(zhuǎn) 爐使用槍頭為 Φ273mm 五孔氧槍噴頭。為了進(jìn)一步了解該噴頭特點(diǎn)，以便進(jìn)行冶金效果的研究，在山東崇盛冶金氧槍有限公司利用射流流場(chǎng)特性測(cè)定裝置進(jìn)行了冷態(tài)氣體射流試驗(yàn)。由于萊鋼轉(zhuǎn)爐噴頭流量太大，一般試驗(yàn)室難以實(shí)測(cè)。根據(jù)相似理論分析，考慮到超音速射流所具有的自模擬特性，通常采用模型試驗(yàn)研究，其結(jié)果并不影響對(duì)實(shí)際情況的分析。在試驗(yàn)中，把 Ф273mm 噴頭制作成1／2模型噴頭，研究它的冷態(tài)射流特性，可以代替實(shí)物進(jìn)行測(cè)試。

2.1 氧槍噴頭參數(shù)設(shè)計(jì)

2.1.1 新型旋流氧槍噴頭參數(shù)設(shè)計(jì)

1）設(shè)計(jì)工況參數(shù)

氧槍噴頭設(shè)計(jì)，必須根據(jù)爐型及工況進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體情況見表1。

2）馬赫數(shù)的選擇

馬赫 數(shù) Ma是噴頭設(shè)計(jì)的一項(xiàng)重要參數(shù)。Ma值為設(shè)計(jì)工況氧壓和出口壓力的比值確定^［4］。從提高轉(zhuǎn)爐熔池?cái)嚢枘芰Τ霭l(fā)，希 望 選 用更高的馬赫數(shù)，然而當(dāng) Ma＞2以 后，氧氣射流出口速度增加變慢，因此，馬赫數(shù)選擇并不是越大越好。生產(chǎn)實(shí)踐證明，采用過高的設(shè)計(jì)氧壓，不但噴濺，而且爐襯侵蝕嚴(yán)重，而采用過低的設(shè)計(jì)氧壓，氧氣出口速度過低，熔池得不到良好的攪拌。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工況，綜合考慮：選取馬赫數(shù)為2.08。

3）計(jì)算工況氧壓PO

查等熵流表，當(dāng) Ma＝2.08時(shí)，P出／PO ＝0.1128，由于爐膛壓力近似于大氣壓力，所以 P_出＝0.102 MPa，則 PO＝0.9MPa 。建議使用 閥 后壓力為0.92～0.95MPa 為 宜，如果操作氧壓高于設(shè)計(jì)氧壓，氧流仍有部分壓力能未轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，離開噴孔后繼續(xù)膨脹，射流產(chǎn)生激波，導(dǎo)致氧流不穩(wěn)定，能量損失大，造成化渣不好，噴濺增加，不利于吹煉；如果操作氧壓過低時(shí)，出口氧射流衰減較快，熔池?cái)嚢铚p弱，氧氣利用率降低，延長了吹煉時(shí)間，降低生產(chǎn)效率。

4）噴孔夾角

多孔噴頭的噴孔夾角是指噴孔幾何中心線和噴頭中軸線之間的夾角^［4］。每股射流各自對(duì)噴槍中心線的傾角a＞10°時(shí)各股射流在達(dá)到熔池液面之前是不會(huì)相交的，而當(dāng)a＝5°時(shí) 則在到達(dá)液面之前就已經(jīng)相交了。根據(jù)大量實(shí)驗(yàn)研究表明，合理的傾角與噴孔的數(shù)目有關(guān)，且隨著噴孔數(shù)目的增加而增大，它們之間的關(guān)系可參考表2。

根據(jù)轉(zhuǎn)爐噸位和實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，試驗(yàn)噴頭噴孔夾角選取13°，13.5°兩種進(jìn)行對(duì)比。

5）旋流角

旋流氧槍噴頭旋流角的選擇尤為關(guān)鍵，其大小直接影響熔池鋼液狀態(tài)。袁章福等專家通過水模實(shí)驗(yàn)得出，旋流角在11.4°時(shí)，射流偏心距最大^［1］；王慧等專家利用Fluent 軟件模擬旋流氧槍的氣體射流和提釩轉(zhuǎn)爐內(nèi)部的鋼液流速，研究常規(guī)氧槍以及旋流角分別為5°、8°、10°和 13°的旋流氧槍對(duì)熔池的攪拌效果和沖擊特性^［2］，研究發(fā)現(xiàn)10°旋流氧槍噴頭其等速線包圍面積最大，約為熔池縱切面面積的75 ％。萊鋼銀山型鋼煉鋼廠轉(zhuǎn)爐爐型為瘦高型，綜合考慮爐型及安全因素，試驗(yàn)噴頭選用8°旋流角，后期根據(jù)工業(yè)試驗(yàn)情況進(jìn)行優(yōu)化。

2.1.2 試驗(yàn)氧槍噴頭參數(shù)

在冷態(tài)實(shí)測(cè)時(shí)，噴頭環(huán)境壓力為大氣壓。因此，馬赫數(shù)為2.08時(shí)的噴頭入口壓力為0.90 MPa。這樣就保證了噴頭出口射流的流動(dòng)狀態(tài)與實(shí)際操作時(shí)一致，因而也就保證了其運(yùn)動(dòng)衰減規(guī)律一致。此外，實(shí)測(cè)時(shí)的噴頭入口壓力0.85MPa和0.95MPa分別大約為設(shè)計(jì)壓力上下偏差的15％。

試驗(yàn)氧槍噴頭參數(shù)如表3所示。

2.2 測(cè)試系統(tǒng)及設(shè)定

測(cè)試系統(tǒng)由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，多點(diǎn)壓差測(cè)量系統(tǒng)和流量測(cè)量系統(tǒng)組成。沿射流直徑方向排列33支皮托管同時(shí)測(cè)量總壓和靜壓，壓差信號(hào)經(jīng)壓差傳感器轉(zhuǎn)變成電信號(hào)，再經(jīng)放大送入 A／D轉(zhuǎn)換器，將電信號(hào)轉(zhuǎn)變成數(shù)字信號(hào)后送入微機(jī)。改變測(cè)試桿距離（即改變槍距）和轉(zhuǎn)動(dòng)噴頭，可以調(diào)查不同槍位、不同角度時(shí)射流流動(dòng)狀態(tài)。

噴頭實(shí)測(cè)流量在3種壓力下進(jìn)行。實(shí)測(cè)結(jié)果與按理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表4。由表 4 數(shù)據(jù)可以看道，噴頭的流量要求可以滿足，要滿足煉鋼要求，還要看射流的狀態(tài)及射流與熔池的相互作用。

2.3 射流與熔池的相互作用

射流與熔池的相互作用，有兩方面的內(nèi)容：穿透深度和沖擊面積。

2.3.1 沖擊深度

沖擊深度數(shù)據(jù)可由公式（1）^［1］計(jì)算得到：

h＝3.4PO·d_t／H^0.5＋3.81      （1）

式中，h 為穿透深度，cm；PO為使用壓力，MPa；d_t為喉口直徑，cm；H 為噴頭距液面高度，cm。

該公式適用于單孔噴頭，多孔噴頭應(yīng)作修正，現(xiàn)取修正系數(shù)為0.85。具體沖擊深度見表5。

體地說是速度高于20m／s的截面積。具體試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)見表6。由表6數(shù)據(jù)可知穿透深度與沖擊面積是相互制約的兩個(gè)參數(shù)，單純強(qiáng)調(diào)一個(gè)參數(shù)毫無意義。

2.4 測(cè)試數(shù)據(jù)

該次測(cè)試，通過在709、828、946mm 三 個(gè) 槍位下對(duì)射流狀態(tài)進(jìn)行，通過對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理，得到射流曲線擬合圖、射流立體圖、射流剖面圖，更加形象的表現(xiàn)出不同槍位的射流狀態(tài)。如圖1所示。

射流的狀態(tài)可由微機(jī)處理的三維立體圖看出。

由圖１可知，在正常設(shè)計(jì)氣壓（0.9MPa）情況下，五股射流的狀態(tài)比較正常，射流之間相互抽引較弱。而在低于設(shè)計(jì)氣壓（0.85MPa）情況下，槍位較高時(shí)，五股射流相互抽引嚴(yán)重。在高于設(shè)計(jì)氣壓（0.95MPa）的情況下，射流狀態(tài)為正常，仔細(xì)分析其狀態(tài)，與設(shè)計(jì)氣壓相比，有所改善，但不明顯。

2.5 試驗(yàn)結(jié)果

綜合以上測(cè)試結(jié)果，可以得出： 1）在設(shè)計(jì)壓力下，氧流量適用。各股 射 流 之間的抽引作用不太明顯，射流之間有相互干涉，但仍在正常范圍內(nèi)?！?）在低于設(shè)計(jì)壓力時(shí)，氧流量減小，馬赫數(shù)降低。各股射流之間的抽引作用明顯，射流之間相互干涉。特別在高槍位低氧壓時(shí)，射流特性變壞，四股射流幾乎合為一股。這樣，會(huì)使冶煉時(shí)間變長。因此，建議操作時(shí)，用氧壓力不可低于設(shè)計(jì)壓力。 3）提高使用壓力，對(duì)提高沖擊面積作用不大。可增大沖擊深度與氧流量，對(duì)縮短冶煉時(shí)間是有利的。4）提高使用壓力，也要相應(yīng)提高槍 位。因 為穿透深度過分大，金屬噴濺會(huì)大大增加，而且可能損壞爐底。 5）沖擊范圍在直徑3m內(nèi)，萊鋼120t轉(zhuǎn)爐爐內(nèi)直徑為4.8m，預(yù)計(jì)氧流對(duì)爐襯沒有侵蝕影響。

3   旋流氧槍工業(yè)試驗(yàn)

根據(jù)冷態(tài)氣體射流試驗(yàn)結(jié)果，制作不同夾角、旋流角氧槍進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)，分兩批次在120、150t轉(zhuǎn)爐同步對(duì)比試驗(yàn)，共試驗(yàn)噴頭9個(gè)，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)旋流氧槍參數(shù)進(jìn)行修正，最終確定了萊鋼120、150t轉(zhuǎn)爐旋流氧槍噴頭具體參數(shù)。

3.1 試驗(yàn)氧槍噴頭參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

該次試驗(yàn)槍頭采用相同喉口直徑、出口直徑噴頭，分別采用不同夾角、旋流角設(shè)計(jì)，對(duì)過程操作進(jìn)行對(duì)比。具體試驗(yàn)槍頭參數(shù)見表7。

通過對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，旋流氧槍噴頭過程化渣效果較好，TSC、TSO 磷含量、氧氣 消耗、爐渣 全鐵等關(guān)鍵指標(biāo)均有不同程度下降，吹煉時(shí)間有所縮短。具體試驗(yàn)結(jié)果見表8。

3.2TSC 磷含量對(duì)比

通過隨機(jī)選取260爐副槍 TSC 磷含量 數(shù) 據(jù)（如圖2所示）進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，使用旋流氧槍噴頭爐次，TSC磷含量明顯低于正常噴頭，說明旋流氧槍噴頭過程化渣效果較好，脫磷效率提高；使用旋流氧槍噴頭爐次 TSC磷含量異常高爐次極少，說明過程化渣效果穩(wěn)定，沒有明顯返干現(xiàn)象。

3.3 終渣狀況及 TFe含量對(duì)比

在進(jìn)行氧槍試驗(yàn)1時(shí)，隨機(jī)抽取7爐爐渣進(jìn)行熒光分析化驗(yàn)爐渣成分，具體見表9。試驗(yàn)爐次，采用正常槍位冶煉，終渣狀況有所改善，爐渣偏稀現(xiàn)象爐次較少；適當(dāng)降低后期槍位，可提高爐渣黏度。萊鋼正常爐次爐渣平均 w（TFe）＝14.22 ％，試驗(yàn)爐次隨機(jī)抽取7爐終點(diǎn)爐 渣進(jìn)行化驗(yàn)分析，爐渣 w（TFe）＝12.76 ％，較正常氧槍噴頭明顯降低。

3.4 吹煉時(shí)間對(duì)比

吹煉時(shí)間受鐵水成分、鋼種影響較大，轉(zhuǎn)爐冶煉SPHC鋼種終 點(diǎn) w（C）相差不大，基本控制在0.05 ％左右，通過對(duì)SPHC鋼種隨機(jī)抽取200爐吹煉時(shí)間進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，采用旋流氧槍噴頭吹煉，氧氣消耗降低約1.02 m³／t，吹煉時(shí)間平均縮短68s，進(jìn)一步驗(yàn)證了旋流氧槍噴頭吹煉過程熔池?cái)嚢栎^強(qiáng)，氧氣利用率提高，爐內(nèi)反應(yīng)速度加快。

3.5 轉(zhuǎn)爐熔池侵蝕情況對(duì)比

使用旋流氧槍吹煉爐次，出鋼過程對(duì)熔池部位侵蝕情況進(jìn)行對(duì)比，熔池侵蝕情況見圖3?？梢钥闯?，在槍位控制基本不變的情況下，采用8° 旋流氧槍噴頭（噴孔夾角13.5°）燒結(jié)礦 加入量為25kg／t時(shí)熔池部位侵蝕較重，6°旋流氧槍噴頭 （噴孔夾角13°）燒結(jié)礦加入量為15kg／t鋼時(shí)，熔池部位僅有輕微痕跡，熔池部位侵蝕較少，說明旋流角度以及槍孔夾角是熔池部位侵蝕嚴(yán)重的主要因素，并與燒結(jié)礦加入量存在一定的關(guān)系。

3.6 濺渣效果情況對(duì)比

旋流氧槍噴頭對(duì)于濺渣護(hù)爐的效果，在模擬試驗(yàn)中，旋流氧槍噴頭濺渣密度約為普通噴頭的2倍^［5］。在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，采用旋流氧槍噴頭，熔池部位聚渣效果較好，并且起渣較快，基本在1.5min時(shí)爐渣開始變粘，較正常氧槍提前約20s，留渣情況下總濺渣時(shí)間一般在4.5min以內(nèi)；熔池部位濺渣效果較為明顯，爐帽粘渣較厚情況有所改善，有利于轉(zhuǎn)爐爐型的維護(hù)。

3.7 不同旋流角度過程化渣對(duì)比

通過不同參數(shù)旋流氧槍在同一爐座進(jìn)行試驗(yàn)對(duì)比，具體情況如下。

1）第1次采用8°旋流角，13.5°噴孔夾角旋流氧槍，廢鋼加入量為18t，采用留 渣 操 作，過 程 控制較好，噴濺、返干均能夠有效控制，在燒結(jié)礦加入量小于1t時(shí)，能夠能有效脫磷；后期廢鋼減少到9t、7t后，過程熱量富余，燒結(jié)礦加入量明顯增加，表現(xiàn)出5～6min溢渣現(xiàn)象增多，終點(diǎn)爐渣偏稀，爐渣做粘困難，熔池部位侵蝕較重。

2）第2次采用6°旋流角，13°噴孔夾角旋流氧槍，5～6min溢渣現(xiàn)象得到有效控制，終點(diǎn)爐渣狀況良好，熔池部位侵蝕較輕；如適當(dāng)降低后期槍位終點(diǎn)爐渣容易做粘，說明6°旋流角氧槍噴頭對(duì)槍位控制較為敏感。

3.8 槍孔侵蝕變化情況

在試驗(yàn)過程中，通過對(duì)旋流氧槍噴頭 進(jìn) 行 拍照，記錄槍頭侵蝕情況，具體情況見圖4。試驗(yàn)旋流氧槍噴頭采用鑄造工藝，平均槍齡200爐左右，通過圖４可以看出，在前50爐內(nèi)，旋流氧槍噴頭侵蝕較少，100爐以后侵蝕速度增加，208爐時(shí)，槍孔擴(kuò)孔嚴(yán)重，輕微漏水。如采用鍛壓組合工藝制造，槍齡可達(dá)到300爐以上，可以滿足生產(chǎn)要求。

3.9 槍頭優(yōu)化方案

1）通 過8°旋流氧槍噴頭與6°旋流氧槍噴頭過程操作情況對(duì)比發(fā)現(xiàn)，旋流角及槍孔夾角對(duì)旋 流氧槍噴頭的化渣效果起主要作用，6°旋流氧槍噴頭對(duì)后期槍位較為敏感，爐渣容易變粘。

２）旋流氧槍噴頭參數(shù)的確定，應(yīng)適當(dāng)考慮轉(zhuǎn)爐過程燒結(jié)礦(礦石)用量。 燒結(jié)礦用量較大時(shí)，爐渣 FeO含量較高，氧化性較強(qiáng)，應(yīng)選取較小的旋流角及槍孔夾角，提高沖擊深度；燒結(jié)礦（礦石）用量較少，熱量不富余時(shí)，化渣困難，可選取較大的旋流角及槍孔夾角，提高沖擊面積，促進(jìn)化渣。

3）確定了萊鋼120t及150t轉(zhuǎn)爐 Φ273mm旋流氧槍噴頭參數(shù)，新參數(shù)旋流氧槍噴頭符合生產(chǎn)實(shí)際，使用效果較好，使旋流氧槍噴頭在大中型轉(zhuǎn)爐中得以推廣應(yīng)用。萊鋼120、150t轉(zhuǎn)爐旋流氧槍噴頭具體參數(shù)見表10。

4 結(jié) 論

1）旋流氧槍噴頭過程吹煉效果與槍孔數(shù)量、槍孔夾角、旋流角度、爐渣狀況有直接關(guān)系，轉(zhuǎn)爐必須根據(jù)爐型以及實(shí)際生產(chǎn)情況確定合適的旋流氧槍噴頭參數(shù)。 2）轉(zhuǎn)爐旋流氧槍噴頭參數(shù)的確定十分有必要進(jìn)行冷態(tài)氣體射流實(shí)驗(yàn)，通過試驗(yàn)結(jié)果反饋射流特性、冶煉效果以及是否存在爐襯侵蝕的安全隱患。3）旋流氧槍噴頭的冶煉效果、濺渣效果均優(yōu)于普通噴頭，轉(zhuǎn)爐終渣 TFe、氧氣消耗等關(guān)鍵指標(biāo)降低明顯，具有良好的推廣意義。

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