浅论底吹氧枪

浅论底吹氧枪

高长春袁培新陈汉荣

摘要：本文较系统的论述有色金属氧气底吹熔炼氧枪基本原理，介绍氧枪设计计算方法，提出延长氧枪使用寿命的技术措施。

关键词：氧气底吹熔炼，氧枪结构、材质、气力学参数，氧枪蚀损机理。

有色金属氧气底吹熔炼在国内外已有二十多年历史。近几年国内氧气底吹炼铅工艺发展迅速，预计到2010年用该工艺生产粗铅将超过100万吨/年，占全国总产量的40%；氧气底吹炼铜工艺也在起步，发展前景看好。氧枪是氧气底吹熔炼工艺中的核心技术，这种技术已比较成熟，但氧枪使用寿命仍然是关键问题。本文围绕延长氧枪使用寿命问题，就氧枪基本原理，主要技术参数计算方法等方面作粗浅分析论述，以期起到抛砖引玉的作用。

1、氧枪和底吹熔池运动

氧气底吹熔炼熔池的运动是喷入氧气和其他气体的结果。气体射流由喷嘴喷出后，沿射流的纵轴向熔池面伸展，这时射流四周的熔池沿射流束的径向流来。射流束的流速愈大，熔池流向射流束的速度亦愈大。射流带动熔池向上运动，熔池衰减射流的能量，减缓射流的运动，互相运动的同时发生物理化学反应，射流则逐渐扩大。但主射流仍保持着“气柱”或“气舌”的形状，直到达到一定高度后，方在主射流的顶部发生气—液交混，而形成气泡带向熔池面伸展。气体到达熔池面时便逸出，熔池则再向下流动形成回流，形成熔池熔液不断循环流动。这个不断循环流动的过程，便是氧气和其他气体不断地把能量传送给熔池的过程；这个不断循环流动的过程，造成底吹熔炼有别于顶吹或侧吹熔炼过程的反应特性和流动特性，使熔池得到充分搅拌，具有更为优越的传质、传热功能，喷入氧气得到极高的利用率。水力学模型实验和底吹熔炼生产实践发现，喷咀喷出气体的压力和喷枪结构选择不当，会出现严重的“气泡后座”现象、严重的喷溅现象、严重的熔池振荡现象，甚至气流射穿熔池。

底吹气体传送给熔池的能量，有气体的动量、冲量、功能和膨胀功。动量、

冲量、动能为一般物理学概念，比较容易理解和计算。气体动量反映气体具有的机械运动量的大小，气体力的冲量反映转移到熔池的机械运动量的大小，气体的动能是由于作机械功而具有的能量。膨胀功是气体热力学概念，计算较复杂，但不难理解：在高温冶金过程中，由于熔池熔液的密度比气体密度大几千至上万倍，温度高达1000℃以上，喷入的常温气体骤然膨胀，则密度差更大，气体的气泡泵作用更为显著，等于若干台大功率的气动机械在熔池内工作。瓦纽科夫炉的搅拌功率为10—100 kw/m3，P—S铜转炉为60—120 kw/m3，诺兰达炉为60 kw/m3。

⑴粗略计算氧气底吹炉的搅拌功率：每小时喷入5000m3气体（含氧气和冷却介质），喷出速度280m/s，熔池温度1200℃，它的动能按式E=1/2mv2计算并折成功率约为70kw；按照理想气体等压变化过程计算气体的膨胀功约为640 kw，除气体升温耗功外，机械功至少有180 kw。这样，几百吨的熔液就被少量的气体充分的搅动起来。

底吹熔炼把气体喷入熔池的器件统称为供气元件，习惯上把氧气底吹喷嘴叫做氧枪。底吹炉是底吹熔炼的关键设备，氧枪是底吹熔炼的核心技术。

从1968年氧气底吹转炉炼钢工业化算起，使用氧枪有近40年历史，有色金属底吹使用氧枪也有20余年历史，至今底吹氧枪的供气性能和寿命仍然是关键问题。现今的研究比较集中在氧枪的材质和结构、底吹气体的流动特性、底吹气体受炉底加热所引起的动力学与热力学、喷咀的配置等方面的问题。

2、氧枪原理

2、1气体喷出状态与气体压力的关系

2·1·1水力学模拟实验

李运洲⑵列举出低压底吹模拟实验和高压模拟实验的情况。

（1）低压底吹模拟实验。攀枝花钢铁研究院在8 t和12 t氧气底吹转炉的水力原模型实验中发现，喷枪前气体压力为0.023—0.329Mpa时，气流喷出后均产生涡旋流股和“气泡后坐”，甚至在炉底中心出现一种如龙卷风一样的流股而严

重浸蚀炉底，并随着气体压力的增高而加剧。见图1和图2。

图1三支氧枪成等腰三角形图2 单支氧枪的熔池运动现象布置时熔池运动现象

（2）高压喷吹模拟实验。水深500mm，喷咀直径10 mm（见图3、图4），底吹。实验发现：

①、喷吹气体的压力低于0.4MPa时，在喷咀端部形成气泡带并敲打和冲击炉底，成为损坏炉底的重要原因，被称为“气泡后坐”现象。

②、喷吹气体压力低于0.1MPa时，气泡带直径随气体压力的增大而逐渐增大，约至0.1MPa时，气泡带便稳定在10倍于喷咀直径的范围。超过0.4MPa后，喷咀端部不再形成气泡和气泡带，而形成接近于喷咀直径的柱状射流深入水池，在气流束的顶部气液交混形成的稳定的气泡带。

图3 气体压力与气泡带宽度图4熔池喷吹气体示意图

2·1·3“射流”喷出的条件

对底吹气流与金属熔池之间相互作用的研究，业界人士已达到这样的共识：即底吹气体的流出行为是两种基本状态，一是“气泡”喷出，二是“射流”喷出。两者的分界是出口气流马赫数约为1。当出口气流马赫数小于1时，气流以气泡形式流出喷咀，将引起喷咀出口处压力脉动，易造成熔液倒灌堵塞喷咀，喷咀及周围耐火砖蚀损加快。当出口气流马赫数等于或无限接近1时，气流以气柱状态流出喷咀，气柱深入熔池一定高度才被破断成气泡，熔池熔液压力变化传播不进喷口，喷枪内的气体流动稳定，喷咀及周围耐火砖蚀损缓慢。

此外，底吹喷咀内的气体是可压缩性流体。当喷咀截面一定时，存在着最大气体流量（对应气流马赫数为1）；当气流受热时，将导致该流量下降，这一现象称为热壅塞现象。热壅塞现象引起底吹喷咀供气性能变化，进而会影响喷咀寿命。

以上的研究结果与底吹冶炼的实际相符。因此可以认定气体从喷咀流出呈“射流”状态必须具备如下条件：

①、喷咀出口截面的气体压力必须高于喷咀端面的环境压力；

②、喷咀出口截面的气流速度必须等于或无限接近该处气体音速；

③、喷咀出口截面的气体有高于环境压力的剩余压力，才能使气柱深入熔池

一定深度。

2·1·4氧气底吹理想喷出状态

把“气泡喷出”和“射流喷出”两种基本喷出状态细化成图6所示的四种具体状态。即“气泡”喷出、“射流”喷出、“射穿”喷出、生成蘑菇头的“射流”喷出。

图6 氧枪喷出形式示意图

生成蘑菇头的“射流”喷出，是工业生产中理想喷出状态。优化喷出参数，得到最佳的熔池搅拌效果，延缓氧枪及其周围耐火砖蚀损速度，延长使用寿命，是氧气底吹冶金工作者的一项重要任务。

2·2 喷咀出口结瘤现象

2·2·1气体流动的温度变化

气体在喷咀内的流速很快，在喷咀内停留时间极短，一般不超过1/100 S，即气体受热时间极短，同时流量大、受热比表面小，因此单位质量气体与周围环境的热交换可以忽略，可认为气体在喷咀内流动是绝热流动，可用气体绝热流动的方程式来分析和计算气体的温度变化。

气体进行绝热流动的伯努里方程的微分形式为：

1/g·υdυ+C P/A·dT = 0 （2）

式中：C P—气体的等压比热；

υ—气体的流速；

T—气体的温度；

A—热功当量。

从式（2）可见，气体在喷咀中流动，温度的变化取决于速度的变化，而与阻力无关，增大气流速度必定伴随着温度的降低。

设定喷咀连接在直径很大的总管上，喷咀进口气体流速接近0，温度为T0，积分式（2）得出：

T = T0－A/C P·υ2/2g （3）

显然，式（3）中的末项A/C P·υ2/2g即为气体因速度的增加而降温的量。氧气的C P = 0.22千卡/公斤·度，氮气C P =0.25千卡/公斤·度，计算得出氧气和氮气速度从0开始的增加量与温度降低量之间的关系如表1所示。

表1 氧气和氮气的流速由0开始计的增加量与降温量的关系

表1的数字说明，喷咀中气体流速增加，气体温度降低，特别是流速150m/s以

上，降温幅度增大，气体对喷咀产生强烈的冷却，也对喷出口周围的耐火砖及熔液有冷却作用。

2·2·2喷咀出口结瘤的利弊和生成条件

由于音速气流的冷却作用，当喷咀出口端面和周围耐火砖温度低于熔液固相温度，熔液同喷咀端部接触，固化过程便开始，结瘤逐渐生长，导致喷咀逐渐堵塞。这就说明了鼓风炉、诺兰达炉、P—S炉等必须有定期捅风口作业的原因。这是不利的方面。

氧气底吹喷咀喷出的是工业氧气。氧气除了能够跟碳、硫、磷等易燃烧物质起反应外，还能跟铁、铅等金属起反应。这些物质在着火点温度条件下跟氧气接触，就可能产出燃烧现象，所以氧气喷咀不结瘤。这是氧气喷咀容易蚀损，使用寿命短的原因。如果在氧气喷咀氧气通道的外围高速流过隋性气体或空气，不仅能强化冷却喷咀，而且在流出喷咀之后，氧气外围有一层隋性气体或空气遮护，阻隔氧气和熔液直接接触，从而对喷咀起保护作用，使之蚀损缓慢，延长使用寿命。但这种保护作用是有限的，于是人们根据喷咀结瘤的机理，采取对氧气喷咀强化冷却措施，包括增加冷却气体流量，在冷却气体中加水等，造成结瘤的条件，生成结瘤，习惯上称为“蘑菇头”。蘑菇头使喷咀端头及其四周耐火砖与熔液隔开，更有效地保护了喷咀及其四周耐火砖，大大延长了氧气喷咀使用寿命。水口山炼铅法氧枪寿命由3—7天增加到20—30天，水口山炼铜法氧枪寿命达到4000—5000 h，主要得益于“蘑菇头”。由于氧气作用，这种“蘑菇头”与鼓空气或低氧浓气体风口结瘤不一样，它不堵塞喷咀，因“蘑菇头”不是板结的，而是疏松的，是可以透气的；但多少还是影响供气性能，所以氧气喷咀在工作中要视供气参数变化而进行调节操作，以保证按工艺需要通畅供氧。这是有利的方面。

氧气底吹喷咀生成和保持稳定的“蘑菇头”，取决于喷入气体的冷却作用与热熔体传递的热量之间的平衡。以“蘑菇头”进出热量平衡为出发点，顶底复吹转炉炼钢推导出的方程式（4），可作参考。

Q = Hm·Ts·S / (C PΔT) （4）

式中：Hm—熔液与蘑菇头间总的传热系数，J/（㎡·h·℃）；

Ts—熔液过热度，℃；

S—蘑菇半球的表面面积，㎡；

Cp—气体比热，J/（标）m3·℃；

△T—气体流经蘑菇头内部的温度增加值，℃；

Q—气体流量，（标）m3/h。

从式（4）可见，熔液过热度Ts，同生成蘑菇头有确定的关系。氧气底吹炼铅时，由于炉内底部铅液层过热度高达600℃以上，只有强力冷却氧枪甚至加雾化水才能生成不太稳定的蘑菇头；氧气底吹炼铜时，由于炉内底部铜锍层过热度只有300℃，以压缩空气作介质冷却氧枪就能生成稳定的蘑菇头；氧气底吹转炉炼钢时，炉内底部钢水过热度只有200℃，喷枪喷入Ar气、CO2气、N2气都能生成稳定的蘑菇头。

蘑菇头的物质成分与底吹炉底部物质基本一致，不一定只是Fe3O4。炼钢转炉蘑菇体作化学分析结果：C 1.86%，Si 0.01%，Mn 0.16%，P 0.05%，S 0.012%，其余为Fe。

2·3氧枪蚀损的机理

2·3·1气枪的实际工作状态

唐钢第一炼钢厂在炼钢过程中对氧枪外壁温度进行测定，结果见图7。由图7可见，在吹炼过程中，氧枪外壁温度除氧枪端头极短的一段长度以外，均不高于200℃，由里向外，愈向炉壳靠近，温度愈低。由图7还可见，氧枪端头靠近熔液处，枪壁温度高达900℃。

潘玉华、马萍用数字模型计算了鞍钢180 t 复吹转炉D3—2063炉次接近吹炼终点时（N2/CO2切换前）炉底温度分布及底吹喷咀内气流各项参数沿喷管长度方向变化的情况。结果见图8所示。由图8可见，喷咀在靠近炉壳的温度低于100℃，靠近熔池的温度达1100℃。

图7 吹炼时氧枪外表温度随炉龄的变化

强度的关系做过测定，测定结果见图9。

图9 喷咀距离4mm处T（℃）与N2/O2之间的关系以上的测定和计算至少说明两点：

（1）、底吹氧枪是在高温熔池下工作，尽管有氧气和保护介质的自冷作用，氧枪端头的温度仍然很高。转炉炼钢熔池温度1600—1700℃，氧枪端头温度达到900—1100℃；有色金属熔炼熔池温度1000—1350℃，氧枪端头温度也能达到1200℃。

（2）、要降低氧枪端头的温度，必须有冷却介质通入氧枪，冷却介质流量与氧气流量比值是氧枪诸技术参数中一个重要参数。

2·3·2氧枪蚀损的主因是烧损

喷咀一般采用耐热不锈钢制作，材料的主要成分是Fe，还有Cr、Ni等成分。Fe与氧气接触，发生反应：3Fe + 2O2 = Fe3O4，每㎏铁放热6.61 MJ/㎏；或Fe + 1/2 O2 = FeO，每㎏铁放热4.85 MJ/㎏。当环境温度达到1000℃以上时，反应剧烈，变成燃烧过程。其他成分在1000℃以上的条件与氧气接触也产生氧化反应，甚至燃烧熔化。

喷咀喷出的氧气，深入熔体，熔体中的S、C、Fe、Fe S、Pb、PbS、ZnS等元素或化合物，跟氧发生氧化反应，生成SO2、CO、CO2、

Fe3O4、PbO、ZnO等，这些反应一般都是放热反应。这些放热反应是熔炼过程主要热量来源，使过程得以实现，但同时也使喷咀出口端头生成高温球团。

如果喷咀冷却保护不善，高温球团又紧靠喷咀端口，那么氧枪就逐渐被烧损。

氧枪四周耐火砖也跟着被烧损，在“射流”喷出情况下，烧损区直径一般为氧枪直径的10倍左右。在“气泡”喷击情况下，耐火砖烧损区直径可达氧枪直径的20倍以上。这种情况与氧气底吹炼铅实际相符。以上证明：烧损是氧枪蚀损的主因。

2·3·3氧枪蚀损的次因是“气泡后坐”

喷咀出来的射流破断成气泡时，对喷咀构成反击称为“气泡后坐”现象。用压力传感器和高速摄影法观察到，喷入气体分散成小气泡时，残余气袋在距喷咀直径两倍远处，受到液体的挤压而断裂，气相内产生回流压向喷咀端面。气泡后坐现象频率相当大，可达每秒5—7次。李运洲用底吹喷咀曾测定和分析认为后坐反推力包括射流的反作用力和后坐力两部分，实际后坐力只有9.81～23.5 N/cm2（0.1～0.24㎏f/ cm2），反作用力则与喷咀出口气体压力有关，但后坐的氧化性气体对炉衬有很大的破坏作用。在有色金属硫化物熔体和熔渣介质的侵蚀这个问题更为明显。这种情况在氧气底吹炼铅实践中就很典型。

氧枪与其四周的耐火砖是唇齿相依、一损俱损的关系。氧枪先烧损，凹下去的喷咀氧气烧坏耐火砖；耐火砖先被“气泡后坐”力和射流反作用力或熔体介质侵蚀，氧枪则被暴露，加快蚀损。

2·3·4氧枪蚀损的其他原因

除了上述两个氧枪蚀损因素之外，还有其他因素。大致有：

（1）氧枪制造质量不良，气体喷出参数偏离设定值，工作中被熔液灌死或气流偏析。

（2）耐火砖抗热震性能差，工作中崩裂成块浮上熔池，氧枪暴露在熔液中。

（3）突然故障或误操作，使氧枪工作参数偏离正常值。

2·3·5氧枪蚀损速度

（1）氧气顶吹复吹转炉炼钢底吹供气元件蚀损速度，根据1995年资料：宝钢透气砖的平均蚀损速率为0.4㎜/炉；

鞍钢透气砖的平均蚀损速率为0.5～0.7㎜/炉；

攀钢透气砖的平均蚀损速率为0.4～0.5㎜/炉。

（2）氧气底吹炼铅氧枪的平均蚀损速率为0.30～0.35㎜/h。

（3）氧气底吹炼铜氧枪的平均蚀损速率为0.02～0.03㎜/h。

2·4氧枪的结构和材质

加拿大籍华人李沃德（Ssvad－Lee）发明用保护介质使氧枪能在高温下工作后，20世纪60年代氧枪首先在氧气底吹转炉炼钢得到工业应用，氧枪结构沿着单管套管透气砖直通多孔塞的轨迹发展。氧气底吹炼铅曾使用过环缝式或槽缝式双层套管氧枪；氧气底吹炼铜法使用的是槽缝式双层套管氧枪。工业化后的底吹炼铅用的是槽缝式多层套管氧枪，如图10所示。

图10 某底吹氧枪断面图

槽缝式多层套管氧枪实质上是一种微孔集束和槽缝相结合的结构。集束微孔走氧气、槽缝走冷却介质。这种结构喷出的气流，气泡直径小、弥散度高、搅拌力强大、传热传质效果好。气泡直径小，熔池有一定喷溅，但可避免恶性有害喷溅，熔池振荡振幅小、频率低。气泡直径小，熔池面呈乳化状或粥状，而不是翻腾状，不影响炉料落入熔池迅速混合和反应，熔池面显得平稳。

氧枪材质应具有耐高温、抗氧化性能，一般用耐热不锈钢制作。

氧枪套砖及其围砖结构，要方便热修热换。

氧枪套砖及其围砖，材质应具有良好的耐高温、抗熔蚀、耐磨损、抗热震性能。水口山炼铅法、水口山炼铜法选用高纯度、高密度、低气孔率的半再结合镁铬砖，效果良好。曾试用过高铝耐火砖，效果很差。

含碳耐火材料具有很好的抗热震性能和抗结构剥落性能。镁碳砖在氧气顶底复吹转炉炼钢使用取得优良业绩，值得关注。含碳耐火材料抗氧化性能较差，如果其抗热震和抗剥落性能补偿这种不足，那么，用于底吹炼铅则值得试一试。

3、氧枪主要参数的确定

3·1主要参数确定的方法

有色金属氧气底吹熔炼工业化只有10多年历史，实践经验不如氧气底吹转炉炼钢和氧气顶底复吹转炉炼钢那样丰富。对于有色金属氧气底吹等一具体炉子，最适宜的氧枪支数、工作氧压、氧枪尺寸等主要参数，现在还不能完全通过计算准确确定。比较可靠的方法，是先做理论计算初步设定，通过冷态模拟实验结合实践经验最后确定。

3·2主要参数的计算方法

3·2·1氧枪支数

炉子氧气需用量通过冶金计算确定。

单支氧枪的供氧能力目前已达到1000 m3/h水平（氧枪外径40㎜）。

再考虑其他因素，就能计算所需氧枪支数。

3·2·2氧枪之间的距离

蔡志鹏等（4）提出的用来确定氧枪之间的距离的方程式（5），很有参考价值。

S/W = 26.24(W/d)－0.629·Fr’0.122·(H/D)0.523（5）

式中：S—单支氧枪搅拌范围的直径；

W—枪距；

d—喷咀直径；

H—熔池深度；

D—底吹炉内径；

Fr’—修正的费鲁德准数。（水口山炼铜法，实际运算求得的Fr’=2.61）。

当取S/W＞1时，流体有部分互相干扰，冲刷炉衬；取S/W略小于1时，有利于炉壁挂渣；一般取S/W=1。

式（5）是单管喷咀条件下处理实验数据，得到的回归方程。对于多层套管，集束小孔气流的氧枪，运用式（5）应作必要的修正。工业生产中，内径φ3.2 m 炼铅底吹炉的氧枪间距W=1.3 m，氧枪离出铅口炉端墙距离4.2 m，氧枪离出渣口炉端墙1.9 m，未发生什么问题。

3·2·3氧枪保护介质流量与氧气流量比值

有色金属氧气底吹氧枪保护介质一般用氮气、空气或在氮气中加雾化水。保护介质与氧气流量比值俗称氮氧比或空氧比。氧枪使用寿命长短与氮氧比（空氧比）是正相关关系。水口山炼铅法半工业试验氮氧比范围0.3—0.7，低于0.3时，氧枪蚀损显著加快，使用寿命不到3天。水口山炼铜法半工业试验和小生产开炉，空氧比0.5—0.7,氧枪寿命达到4000h以上。

3·2·4氧枪喷管出口处压力P

2

计算

P 2 =P

+ρH g +ΔP （6）

式中：P

—当地大气压力；

H—熔液层高度；

P—熔液密度；

g—重力加速度；

ΔP—喷管出口处过剩压力。

ΔP取值原则：保证出口处气流马赫数为1或无限接近1；保证气流呈“射流”喷出，气流喷出深入熔液的气柱（气舌）有一定高度。水口山炼铜法实践，ΔP控制在0.045MPa，效果很好。

3·2·5氧枪入口处压力P

1

计算

在保持马赫数等于1或无限接近1喷出的情况下，当管径很小，管子较长时，喷气管的摩擦阻力较大，造成管内气体压力损失。压力损失与喷管的折合长度1+1.167λL/d有确定的关系。对于氧、氮等二原子气体，为避免繁杂运算，可

用图11查得P

2/ P

1

与1+1.167λL/d之间的数值关系。已知d、L、λ、P

2

便可求

得P

1值。

图11 等断面元喷氧管的折合长度（=1+1.167×λL/d）

与氧气或氮气的无因次临界压力P

2

/P

的关系

图11中：d—氧枪喷管直径；

L—氧枪喷管长度；

λ—摩擦系数，光滑铜管和钢管λ=0.028；

P

2

—氧枪出口压力；

P

1

—氧枪入口压力。

3·2·6氧枪喷管直径的计算

徐文派推导出如下二原子气体的秒流量计算式。这个计算式简单实用，用此式可求出喷管直径。

Q = 3.19×d2P

2/ RT

（6）

式中：Q—气体流量㎏/S；

R—气体常数，氧气R = 26.5㎏·m/㎏·℃,氮气R = 30.13㎏·m/㎏·℃，空气R = 29.27㎏·m/㎏·℃；

T

—氧枪入口气体绝对温度 K；

P

2

—喷管出口气体压力，㎏·cm－2(1㎏·cm－2 = 9.80665×104 Pa)；

d—喷管内径，m。

必须注意，由于氧枪出口生成蘑菇头的影响，还有温度的影响，还有温度的影响，计算得出的Q值，还要进行修正。炼钢专业根据大量统计结果，同一压力下热态时的流量为冷态的50%左右，因此计算出冷态下的压力流量关系，还要再换算到热态下的压力流量关系。

4、结语

4·1工业生产实践证明，氧枪技术已比较成熟，支撑氧气底吹工艺在有色金属冶炼领域日益广泛应用。

4·2氧枪使用寿命指标极为重要。目前更换氧枪引起的氧气底吹炼铅炉的停吹率约为3.5%。氧枪及其套砖比较昂贵。延长氧枪使用寿命对于氧气底吹炉提高有效作业率和降低冶炼成本具有重大意义。

4·3氧枪的冷却强度，即冷却介质流量与氧气流量比值，对氧枪寿命至关重要。氧枪设计和使用中，不可忽视这个问题。

4·4氧枪结构、材质、冷却保护介质、气力等参数等，还有进一步优化的广阔空间。

4·5日臻完善的底吹氧枪技术，可以推广应用到侧吹熔炼风口上，如诺兰达炉、特尼恩特炉、P—S炉、分银炉等。

参考文献

1、任鸿久等·有色金属熔池熔炼·冶金工业出版社，2001·88

2、李远洲·钢铁·1980，（3） 1—3

3、同1 110—111

4、水口山炼铅法半工业试验报告·水口山矿务局， 1987·12