工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 张国磊成国光代卫星张旭姜新岩 Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum ZHANG Guo-lei,CHENG Guo-guang,DAI Wei-xing.ZHANG Xu,JIANG Xin-yan 引用本文： 张国磊，成国光，代卫星，张旭，姜新岩.真空条件下钢液脱气过程的模拟研究J】.工程科学学报，优先发表.d: 10.13374j.issn2095-9389.2021.01.01.002 ZHANG Guo-lei,CHENG Guo-guang,DAI Wei-xing.ZHANG Xu,JIANG Xin-yan.Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum[J].Chinese Journal of Engineering,In press.doi:10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002 在线阅读View online::htps:ldoi.org10.13374.issn2095-9389.2021.01.01.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 含锰钢RH真空过程锰的迁移行为 Manganese migration behavior in the RH vacuum process of manganese-containing steel 工程科学学报.2020,42(3：331 https:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.04.08.006 PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 Influence of product flow rate on O,volume fraction in PSA oxygen generation process 工程科学学报.2020.42(11：1507htps:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.11.11.002 RH真空室内气泡行为的研究 Complex bubble formation in the vacuum chamber and the up leg of the Rheinsahl-Heraeus 工程科学学报.2018.40(4：453htps:/1doi.org/10.13374 j.issn2095-9389.2018.04.008 CO,作为RH提升气的冶金反应行为研究 Metallurgical reaction behavior of CO2 as RH lifting gas 工程科学学报.2020,42(2：203 https::/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.06.30.001 单轴压缩条件下裂隙粗糙度对渗透系数的影响 Effect of fracture roughness on permeability coefficient under uniaxial compression 工程科学学报.2021,43(7)：915htps:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2020.05.26.001 圆坯凝固末端电磁搅拌作用下的流动与传热行为 Melt flow and heat transfer at the crater end of round billet continuous casting using final electromagnetic stirring 工程科学学报.2019,41(6)：748htps:/doi.org10.13374j.issn2095-9389.2019.06.006
真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 张国磊 成国光 代卫星 张旭 姜新岩 Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum ZHANG Guo-lei, CHENG Guo-guang, DAI Wei-xing, ZHANG Xu, JIANG Xin-yan 引用本文: 张国磊, 成国光, 代卫星, 张旭, 姜新岩. 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究[J]. 工程科学学报, 优先发表. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002 ZHANG Guo-lei, CHENG Guo-guang, DAI Wei-xing, ZHANG Xu, JIANG Xin-yan. Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum[J]. Chinese Journal of Engineering, In press. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 含锰钢RH真空过程锰的迁移行为 Manganese migration behavior in the RH vacuum process of manganese-containing steel 工程科学学报. 2020, 42(3): 331 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.04.08.006 PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 Influence of product flow rate on O2 volume fraction in PSA oxygen generation process 工程科学学报. 2020, 42(11): 1507 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002 RH真空室内气泡行为的研究 Complex bubble formation in the vacuum chamber and the up leg of the Rheinsahl-Heraeus 工程科学学报. 2018, 40(4): 453 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.04.008 CO2作为RH提升气的冶金反应行为研究 Metallurgical reaction behavior of CO2 as RH lifting gas 工程科学学报. 2020, 42(2): 203 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.30.001 单轴压缩条件下裂隙粗糙度对渗透系数的影响 Effect of fracture roughness on permeability coefficient under uniaxial compression 工程科学学报. 2021, 43(7): 915 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.26.001 圆坯凝固末端电磁搅拌作用下的流动与传热行为 Melt flow and heat transfer at the crater end of round billet continuous casting using final electromagnetic stirring 工程科学学报. 2019, 41(6): 748 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.006
工程科学学报.第44卷，第X期：1-7.2021年X月 Chinese Journal of Engineering,Vol.44,No.X:1-7,X 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002;http://cje.ustb.edu.cn 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 张国磊嘉”，成国光)⑧，代卫星)，张旭2，姜新岩) 1)北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京1000832)西宁特殊钢股份有限公司，西宁810005 ☒通信作者，E-mail:chengguoguang@metall..ustb.edu.cn 摘要基于相似的动力学机理，利用水溶液中溶解氧的去除过程模拟了钢液的真空脱气行为.在负压25kP条件下发现， 容器壁面或测氧探头表面会析出大量细小气泡，这一现象与以往脱气数学模型假设的内部脱气反应非常类似：为了验证内部 脱气位点的存在，通过引入机械搅拌，对溶池表面和内部脱气速率进行了分析计算.实验结果表明，在整个脱气过程中溶池表 面脱气速率很低，内部脱气位点析出的气泡会极大地提高溶解氧的去除速率，尤其当真空压力为25kP阳时，其脱气速率约为 自由表面的脱气速率的10倍，但内部反应仅局限于脱气的初始阶段，即高溶解氧浓度范围内.另外，水溶液中溶解氧的去除 为一级反应过程，其体积传质系数(kA)为常数，因此可以利用溶解氧在水溶液中的去除过程模拟钢液的真空脱气行为， 为了描述真空压力和吹氩流量对kA的影响，引人搅拌动能密度（ε）的概念，通过线性回归得到了1g(kA)与g之间的 函数关系.并与以往的模拟研究进行了对比 关键词真空压力：内部脱气反应：氩气流量：搅拌动能密度：体积传质系数 分类号TF135 Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum ZHANG Guo-lei,CHENG Guo-guang,DAI Wei-xing,ZHANG XuP,JIANG Xin-yan 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Xining Special Steel Group,Co.,Ltd.,Xining 810005,China Corresponding author,E-mail:chengguoguang@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT The vacuum degassing process plays an important role in the production of high cleanliness steel,so it is extremely urgent to determine the different reaction sites of liquid steel under reduced pressure and how to reflect the overall degassing efficiency through reasonable parameters.Based on a similar kinetic mechanism,this paper experimentally simulated the vacuum degassing process of molten steel using the release process of dissolved oxygen(DO)in water.Under a vacuum pressure condition,a large number of small bubbles were observed to precipitate from the vessel's internal wall or the surface of the oxygen probe.This phenomenon corresponds well to the internal degassing reaction assumption made in previous degassing mathematical models.To verify the existence of internal degassing sites,mechanical stirring was introduced to analyze and calculate the degassing rate at the bath surface and internal site.Results showed that the degassing rate at the bath surface is very low throughout the whole process and the bubbles that precipitated from internal degassing sites greatly improve the DO removal rate.Especially at a pressure of 25 kPa,the degassing rate is about ten times that at the bath surface.It was also confirmed that the internal degassing reaction mainly occurs in the initial stage of degassing, particularly in the range of high DO concentration.Moreover,the removal of DO is a first-order reaction process,and its volumetric mass transfer coefficient kA.1 is constant.Therefore,the removal process of DO can be used to simulate the degassing behavior of molten steel.To describe the effect of vacuum pressure and argon flow rate on k4,the correlation between log (k)and log was determined by introducing the concept of stirring power density e.Finally,the correlation was compared with the results from previous simulation studies. 收稿日期：2021-01-10 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51674024,51874034)
真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 张国磊1)，成国光1) 苣，代卫星1)，张 旭2)，姜新岩2) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 西宁特殊钢股份有限公司，西宁 810005 苣通信作者， E-mail: chengguoguang@metall.ustb.edu.cn 摘 要 基于相似的动力学机理，利用水溶液中溶解氧的去除过程模拟了钢液的真空脱气行为. 在负压 25 kPa 条件下发现， 容器壁面或测氧探头表面会析出大量细小气泡，这一现象与以往脱气数学模型假设的内部脱气反应非常类似；为了验证内部 脱气位点的存在，通过引入机械搅拌，对溶池表面和内部脱气速率进行了分析计算. 实验结果表明，在整个脱气过程中溶池表 面脱气速率很低，内部脱气位点析出的气泡会极大地提高溶解氧的去除速率，尤其当真空压力为 25 kPa 时，其脱气速率约为 自由表面的脱气速率的 10 倍，但内部反应仅局限于脱气的初始阶段，即高溶解氧浓度范围内. 另外，水溶液中溶解氧的去除 为一级反应过程，其体积传质系数（k·A·V −1）为常数，因此可以利用溶解氧在水溶液中的去除过程模拟钢液的真空脱气行为. 为了描述真空压力和吹氩流量对 k·A·V −1 的影响，引入搅拌动能密度（ε）的概念，通过线性回归得到了 lg (k·A·V −1) 与 lg ε 之间的 函数关系，并与以往的模拟研究进行了对比. 关键词 真空压力；内部脱气反应；氩气流量；搅拌动能密度；体积传质系数 分类号 TF135 Simulation research on the degassing process of molten steel in a vacuum ZHANG Guo-lei1) ，CHENG Guo-guang1) 苣 ，DAI Wei-xing1) ，ZHANG Xu2) ，JIANG Xin-yan2) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Xining Special Steel Group, Co., Ltd., Xining 810005, China 苣 Corresponding author, E-mail: chengguoguang@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT The vacuum degassing process plays an important role in the production of high cleanliness steel, so it is extremely urgent to determine the different reaction sites of liquid steel under reduced pressure and how to reflect the overall degassing efficiency through reasonable parameters. Based on a similar kinetic mechanism, this paper experimentally simulated the vacuum degassing process of molten steel using the release process of dissolved oxygen (DO) in water. Under a vacuum pressure condition, a large number of small bubbles were observed to precipitate from the vessel ’s internal wall or the surface of the oxygen probe. This phenomenon corresponds well to the internal degassing reaction assumption made in previous degassing mathematical models. To verify the existence of internal degassing sites, mechanical stirring was introduced to analyze and calculate the degassing rate at the bath surface and internal site. Results showed that the degassing rate at the bath surface is very low throughout the whole process and the bubbles that precipitated from internal degassing sites greatly improve the DO removal rate. Especially at a pressure of 25 kPa, the degassing rate is about ten times that at the bath surface. It was also confirmed that the internal degassing reaction mainly occurs in the initial stage of degassing, particularly in the range of high DO concentration. Moreover, the removal of DO is a first-order reaction process, and its volumetric mass transfer coefficient k·A·V −1 is constant. Therefore, the removal process of DO can be used to simulate the degassing behavior of molten steel. To describe the effect of vacuum pressure and argon flow rate on k·A·V −1, the correlation between log (k·A·V −1) and log ε was determined by introducing the concept of stirring power density ε. Finally, the correlation was compared with the results from previous simulation studies. 收稿日期: 2021−01−10 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51674024, 51874034） 工程科学学报，第 44 卷，第 X 期：1−7，2021 年 X 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 44, No. X: 1−7, X 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.01.01.002; http://cje.ustb.edu.cn
2 工程科学学报，第44卷，第X期 KEY WORDS vacuum pressure;internal degassing reaction;argon flow rate;stirring power density:volumetric mass transfer coefficient 近年来，随着对高洁净钢需求的不断增加，各 动能密度（ε）的函数关系 种真空精炼工艺对真空脱气率的要求越来越高 1实验 了解真空条件下钢液的脱气机理，对于二次精炼 过程中的高效脱气是至关重要的-因此，许多冶 为研究负压条件下溶池内部的脱氧速率，设 金研究者通过采用数学模型或冷态水模型模拟了 计了如图1所示水模型装置.该装置的主体部分 钢液脱气行为 是一个采用加厚的透明丙烯酸树脂材质制成的封 在数值模拟方面，基于反应位点建立的脱碳 闭装置，由钢包和真空室两部分嵌套而成，其中钢 或脱气数学模型60，目前得到了广泛应用.该模 包的高度和内径均为0.38m,真空室的高度和内径 型假设反应主要发生在以下3个反应地点：注入 分别为0.40m和0.25m.实验涉及的主要设备包括 的氩气气泡表面、暴露在真空环境的熔池表面以 溶氧仪(HACH,HQ40d),压力计(Infitech,PVG550), 及钢液内部更加复杂的非均质形核脱气位点.对 质量流量计(MF5700),真空泵，气体控制阀，螺旋 于钢液内部脱氢反应，已有文献指出，它主要发生 桨搅拌器和数码相机等 于脱气的前期阶段，且对整个脱气过程的贡献相 -Air gas 对较低，0尽管如此，模型中关于钢液内部脱气 Vacuum pump- 反应位点的假设，尚未得到实验验证. Pa 在冷态水模型中，通过测量溶解在水溶液中 Pressure gauge Dissolved oxyg 的O2或CO2浓度的变化来模拟研究氩气气泡表 面和熔池表面的脱气反应，已有很多报道-图 Kitamura与Miyamoto2I在O2气体在水中的去除 实验中，通过改变熔池表面上方的气氛或在表面 Water Video camera 覆盖黏性油的方法估算熔池反应速率，并报道了 熔池表面反应速率与氩气流量的0.5次方成正比； Speed controller Maruoka等3-l采用类似的方法，在熔池表面覆盖 Gas valve 聚乙烯颗粒替代油，测定了底吹氩气过程中的脱 O,gas. ⑦ -Ar gas Mass flow controller 氧速率，阐明了熔池表面脱气反应主要发生在气 图1实验装置示意图 泡羽流区上方“渣眼”表面，建立了熔池表面反应 Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus 速率与渣眼面积的关系；Guo与Irons ns-通过碱 性溶液中去除CO2冷态实验发现，改变负压条件 基于之前钢液脱气的数学模型⑧0，假设在真 比单纯增加体积流量引起的脱气效果好，并拟合 空负压条件下，氧气-水系统中溶解氧(DO)的去 了熔池表面的脱气速率公式，指出常压下脱气速 除反应发生在氩气气泡表面、溶池自由表面以及 率约占总体脱气的20%~40%.Kim与Yi通过 内部反应位点，则三个脱气反应位点的速率可由 去除水中溶解氧模拟了RH内部反应脱气过程，认 公式(1)~(3)表示，即 为内部反应发生在超饱和状态，然而实验过程并 dCDo Ab.kb 未排除熔池表面对脱气速率的干扰.总之，大部分 、drb V .(CDo:-CDo.eq) (1) 冷态模拟研究过程是在常压下进行的，而对真空 dCDo As·ks .(Cpo.t-CDo.eq) (2) 负压条件下的脱气速率的研究甚少. V 此外，真空条件下的体积传质系数决定着整 dCDo dt in (3) 个脱气反应的难易程度.对于真空脱气精炼过程 中确定合理的工艺和操作参数有着重要的指导意 其中，A为气液界面面积，m2:k为传质系数，ms; 义.因此，本文采用饱和氧水溶液中释放溶解氧的 V为液态水的体积，m3;1为脱气反应时间，s;Hm为 水模型实验，通过测量不同负压下的体积传质系 形核位点到水溶液自由表面的距离，m:;CDo为水 数(k4),并进行回归分析，得到k与搅拌 中溶解氧质量浓度，mgL;下标b、s、in分别代表
KEY WORDS vacuum pressure； internal degassing reaction； argon flow rate； stirring power density； volumetric mass transfer coefficient 近年来，随着对高洁净钢需求的不断增加，各 种真空精炼工艺对真空脱气率的要求越来越高. 了解真空条件下钢液的脱气机理，对于二次精炼 过程中的高效脱气是至关重要的[1−5] . 因此，许多冶 金研究者通过采用数学模型或冷态水模型模拟了 钢液脱气行为. 在数值模拟方面，基于反应位点建立的脱碳 或脱气数学模型[6−10] ，目前得到了广泛应用. 该模 型假设反应主要发生在以下 3 个反应地点：注入 的氩气气泡表面、暴露在真空环境的熔池表面以 及钢液内部更加复杂的非均质形核脱气位点. 对 于钢液内部脱氢反应，已有文献指出，它主要发生 于脱气的前期阶段，且对整个脱气过程的贡献相 对较低[1,10] . 尽管如此，模型中关于钢液内部脱气 反应位点的假设，尚未得到实验验证. 在冷态水模型中，通过测量溶解在水溶液中 的 O2 或 CO2 浓度的变化来模拟研究氩气气泡表 面和熔池表面的脱气反应 ，已有很多报道[11−18] . Kitamura 与 Miyamoto [12] 在 O2 气体在水中的去除 实验中，通过改变熔池表面上方的气氛或在表面 覆盖黏性油的方法估算熔池反应速率，并报道了 熔池表面反应速率与氩气流量的 0.5 次方成正比； Maruoka 等[13−14] 采用类似的方法，在熔池表面覆盖 聚乙烯颗粒替代油，测定了底吹氩气过程中的脱 氧速率，阐明了熔池表面脱气反应主要发生在气 泡羽流区上方“渣眼”表面，建立了熔池表面反应 速率与渣眼面积的关系；Guo 与 Irons [15−16] 通过碱 性溶液中去除 CO2 冷态实验发现，改变负压条件 比单纯增加体积流量引起的脱气效果好，并拟合 了熔池表面的脱气速率公式，指出常压下脱气速 率约占总体脱气的 20%～40%. Kim 与 Yi[17] 通过 去除水中溶解氧模拟了 RH 内部反应脱气过程，认 为内部反应发生在超饱和状态，然而实验过程并 未排除熔池表面对脱气速率的干扰. 总之，大部分 冷态模拟研究过程是在常压下进行的，而对真空 负压条件下的脱气速率的研究甚少. 此外，真空条件下的体积传质系数决定着整 个脱气反应的难易程度，对于真空脱气精炼过程 中确定合理的工艺和操作参数有着重要的指导意 义. 因此，本文采用饱和氧水溶液中释放溶解氧的 水模型实验，通过测量不同负压下的体积传质系 数（k·A·V −1），并进行回归分析，得到 k·A·V −1 与搅拌 动能密度（ε）的函数关系. 1 实验 为研究负压条件下溶池内部的脱氧速率，设 计了如图 1 所示水模型装置. 该装置的主体部分 是一个采用加厚的透明丙烯酸树脂材质制成的封 闭装置，由钢包和真空室两部分嵌套而成，其中钢 包的高度和内径均为 0.38 m，真空室的高度和内径 分别为 0.40 m 和 0.25 m. 实验涉及的主要设备包括 溶氧仪（HACH，HQ40d），压力计（Infitech, PVG550）， 质量流量计（MF5700），真空泵，气体控制阀，螺旋 桨搅拌器和数码相机等. Vacuum pump Dissolved oxygen meter DO sensor Water Speed controller O2 gas Mass flow controller Ar gas Air gas Gas valve Video camera Pressure gauge Porous plug 图 1 实验装置示意图 Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus 基于之前钢液脱气的数学模型[8,10] ，假设在真 空负压条件下，氧气−水系统中溶解氧（DO）的去 除反应发生在氩气气泡表面、溶池自由表面以及 内部反应位点，则三个脱气反应位点的速率可由 公式 (1)～(3) 表示，即 − ( dCDO dt ) b = Ab · kb V ·(CDO,t −CDO,eq) （1） − ( dCDO dt ) s = As · ks V ·(CDO,t −CDO,eq) （2） − ( dCDO dt ) in = As · kin V · w Hin 0 (CDO,t −CDO,eq)dh （3） 其中，A 为气液界面面积，m 2 ；k 为传质系数，m·s −1 ； V 为液态水的体积，m 3 ；t 为脱气反应时间，s；Hin 为 形核位点到水溶液自由表面的距离，m；CDO 为水 中溶解氧质量浓度，mg·L −1；下标 b、s、in 分别代表 · 2 · 工程科学学报，第 44 卷，第 X 期
张国磊等：真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 3· 氩气气泡表面反应、溶池表面反应以及内部脱气 10 反应，eq表示平衡状态. 在负压或搅拌实验条件下，水溶液中溶解氧 的脱氧反应为 7 [02]→02(g) (4) ---P=101kPa 由上式可知，水中溶解氧的释放过程为表观 5 -P.=15 kPa 一级反应，其脱气反应的速率表达式为 4 8 -a-Co,-Goal） 3 (5) dt 水溶液的脱气速率通常是由体积传质系数 0306090120150180210240 Time/min k4来评价，可通过积分公式(5)将其表达为 图2负压下溶解氧随时间的变化 -In CDO.:-CDO.eq k-A (6) Fig.2 Variation of dissolved oxygen concentration with time under CDo.0-CDo.eq V vacuum pressure 本实验通过考察真空压力、氩气流量等参数 图3观察了不同负压下溶氧仪探头表面和局 对水中溶解氧去除速率的影响展开研究.实验开 部容器壁面的情况.从图中可看出，当负压为75kPa 始前，每组实验的水位深度均为0.38m,向室温的 时，在溶氧仪探头表面会观察到极少的小气泡的 水溶液中注入O2,使水中的溶解氧浓度达到预设 析出；随着压力进一步降低，虽然会在测氧探头表 值(9.0-0.2)mgL,然后，将注入的气体转换成氩 气以除去未溶解的O2分子.实验开始后，打开真 面开始出现较多的小气泡，但基本不发生小气泡 空泵抽真空，调节气体控制阀控制氩气流量；在此 脱离壁面的现象；当压力下降至25kPa,在测氧探 期间，溶氧仪每隔10s可测得并记录一次溶解氧 头和容器壁面开始迅速析出小气泡，随着脱气时 浓度的读数，压力计可以实时记录容器内部压力 间延长，析出的气泡开始不断长大，在600s后，气 的变化，数码相机可拍摄测氧探头和反应器壁面 泡已长大到一定程度，开始脱离探头表面或溶池 上析出的气泡，直至实验结束 壁面.这一现象与以往钢液脱气数学模型假设的 内部反应位点的脱气过程，20非常相似，即在真 2结果与讨论 空条件下，熔池内部非均质形核的脱气反应发生 2.1内部脱气反应位点的存在 在耐火材料表面或真空室钢液表面以下很小范围内 在纯负压无吹氩条件下，脱气反应仅可能发 生在溶池自由表面和内部反应位点，此时水中 DO浓度的变化情况如图2所示.图中的“虚线”表 明常压下溶池自由表面的脱气速率很小，DO在常 00 压下基本无法去除.当真空负压为l5kPa时，DO 质量浓度在240min内可从8.66mgL降低至 6.66mgL,平均脱气速率约为0.5mgLh.此 005 00: 时，除了发生自由表面脱气外，很可能存在着溶池 内部脱气反应.其依据为在氧-水体系中，当水溶 液上方的压力低于一定值时，DO的饱和蒸气压和 300s 1200 分压之和大于大气压、毛细管压力以及表面张力 d 引起的静压之和时，溶解的气体分子就会析出， 即发生内部脱气的条件为 Pv+Pg≥Po+Pgh+2cr (7) 9s 25 其中，P、P。分别为液态水饱和蒸汽分压和溶解氧 图3不同压力下溶氧仪探头表面气泡的析出过程.(a)P,=101kPa; 的分压，Pa;Po为标准大气压力，Pa;p为液态水的 (b)P,=75 kPa;(c)P,=50 kPa;(d)P,=25 kPa Fig.3 Bubble precipitation process from the surface of DO probe with 密度，kgm3;g为重力加速度，ms2:σ为液态水表 different vacuum pressures:(a)P.101 kPa;(b)P.=75 kPa;(c)P. 面张力，Nm;r为内生气泡的临界形核半径，m 50 kPa;(d)Py=25 kPa
氩气气泡表面反应、溶池表面反应以及内部脱气 反应，eq 表示平衡状态. 在负压或搅拌实验条件下，水溶液中溶解氧 的脱氧反应为 [O2] → O2(g) （4） 由上式可知，水中溶解氧的释放过程为表观 一级反应，其脱气反应的速率表达式为 − dCDO dt = k · A V · ( CDO,t −CDO,eq) （5） 水溶液的脱气速率通常是由体积传质系数 k·A·V−1 来评价，可通过积分公式（5）将其表达为 −ln( CDO,t −CDO,eq CDO,0 −CDO,eq ) = k · A V ·t （6） 本实验通过考察真空压力、氩气流量等参数 对水中溶解氧去除速率的影响展开研究. 实验开 始前，每组实验的水位深度均为 0.38 m，向室温的 水溶液中注入 O2，使水中的溶解氧浓度达到预设 值（9.0±0.2）mg·L −1，然后，将注入的气体转换成氩 气以除去未溶解的 O2 分子. 实验开始后，打开真 空泵抽真空，调节气体控制阀控制氩气流量；在此 期间，溶氧仪每隔 10 s 可测得并记录一次溶解氧 浓度的读数，压力计可以实时记录容器内部压力 的变化，数码相机可拍摄测氧探头和反应器壁面 上析出的气泡，直至实验结束. 2 结果与讨论 2.1 内部脱气反应位点的存在 在纯负压无吹氩条件下，脱气反应仅可能发 生在溶池自由表面和内部反应位点 ，此时水中 DO 浓度的变化情况如图 2 所示. 图中的“虚线”表 明常压下溶池自由表面的脱气速率很小，DO 在常 压下基本无法去除. 当真空负压为 15 kPa 时 ，DO 质量浓度 在 240 min 内 可 从 8.66 mg·L −1 降 低 至 6.66 mg·L −1，平均脱气速率约为 0.5 mg·L −1 ·h −1 . 此 时，除了发生自由表面脱气外，很可能存在着溶池 内部脱气反应. 其依据为在氧−水体系中，当水溶 液上方的压力低于一定值时，DO 的饱和蒸气压和 分压之和大于大气压、毛细管压力以及表面张力 引起的静压之和时，溶解的气体分子就会析出[19] ， 即发生内部脱气的条件为 Pv + Pg ⩾ P0 + ρgh+2σ/r （7） ρ σ 其中，Pv、Pg 分别为液态水饱和蒸汽分压和溶解氧 的分压，Pa；P0 为标准大气压力，Pa； 为液态水的 密度，kg·m 3 ；g 为重力加速度，m·s −2 ； 为液态水表 面张力，N·m −1 ；r 为内生气泡的临界形核半径，m. 10 9 8 7 6 5 4 3 2 0 30 60 90 120 Time/min DO concentration/(mg·L−1 ) Pv=101 kPa Pv=15 kPa 150 180 210 240 图 2 负压下溶解氧随时间的变化 Fig.2 Variation of dissolved oxygen concentration with time under vacuum pressure 图 3 观察了不同负压下溶氧仪探头表面和局 部容器壁面的情况. 从图中可看出，当负压为 75 kPa 时，在溶氧仪探头表面会观察到极少的小气泡的 析出；随着压力进一步降低，虽然会在测氧探头表 面开始出现较多的小气泡，但基本不发生小气泡 脱离壁面的现象；当压力下降至 25 kPa，在测氧探 头和容器壁面开始迅速析出小气泡，随着脱气时 间延长，析出的气泡开始不断长大，在 600 s 后，气 泡已长大到一定程度，开始脱离探头表面或溶池 壁面. 这一现象与以往钢液脱气数学模型假设的 内部反应位点的脱气过程[10,20] 非常相似，即在真 空条件下，熔池内部非均质形核的脱气反应发生 在耐火材料表面或真空室钢液表面以下很小范围内. (a) 0 s 300 s 600 s 900 s 1200 s 0 s 300 s 600 s 900 s 1200 s 0 s 300 s 600 s 900 s 1200 s Probe surface Wall surface 900 s 1200 s (b) (c) (d) 图 3 不同压力下溶氧仪探头表面气泡的析出过程. (a) Pv=101 kPa; (b) Pv=75 kPa; (c) Pv=50 kPa; (d) Pv=25 kPa Fig.3 Bubble precipitation process from the surface of DO probe with different vacuum pressures: (a) Pv = 101 kPa; (b) Pv = 75 kPa; (c) Pv = 50 kPa; (d) Pv = 25 kPa 张国磊等： 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 · 3 ·
工程科学学报，第44卷，第X期 2.2溶池表面脱气的分离 2.64×10-3和4.17×10-3min,这里传质系数k为常 由公式(6)可知，可通过引入机械搅拌来提高 数P-2]考虑到搅拌器脱气在溶池表面没有氩气泡 溶解氧浓度的分压P,使析出于壁面的小气泡快 的破裂，计算值应更小些，故在实验误差允许范围 速去除 内，计算值与实验测量值吻合良好.因此，可以解 图4为相同转速条件下不同真空压力对水中 释第二阶段的脱气完全由自由表面脱气引起，此 溶解氧去除效果的影响.在负压搅拌条件下，实验 时内部脱气反应基本结束 现象表现为：水溶液变得有雾且活跃，溶解氧小气 为了描述溶池内部反应脱气的快慢程度，图5 泡一旦析出即可很快去除.图4中DO浓度的变化 比较了两个阶段的D0的平均脱气速率，其计算公 过程，可明显分为两个阶段：第一阶段(0~35min), 式为 水中溶解氧浓度较高，在这种条件下，DO浓度显 0.25 著下降，认为溶解氧的去除是由溶池内部脱气和 ☑Bath surface 自由表面脱气二者共同决定的；第二阶段(35min S-: 0.20 Internal site and bath surface 以后)，DO浓度下降趋势变缓，经验算该阶段的脱 Impeller speed:150n rad-s- 气速率为常数，表明此时脱气速率完全由液相传 质控制.考虑到溶池表面的k4小同样也为常 0.10 数，预测这一阶段的脱气是由溶池表面脱气所贡 献的 0.05 10 9 0004004h04 100 75 50 25 0000-00-0-0g Vacuum pressure/kPa 0-0-000-0-0 图5真空压力对溶池表面和内部脱气平均脱气速率的影响 6 Fig.5 Effect of vacuum pressure on the average degassing rate at the First stage bath surface and inner site 4 二 P=101 kPa P.=75kPa Second stage dCDo CDO.!-CDO.0 P.=50 kPa (9) △t ◇-P=25kPa Impeller speed:150 溶池内部反应的脱气速率可通过求两个阶段 rad-s- 0 的脱气速率的差值获得.由图5可知，随着压力的 0 10 20 30 40 50 60 Time/min 降低，内部反应脱气的贡献率显著增加，尤其在负 图4相同转速下真空压力对溶解氧的影响 压25kPa条件下，在第一阶段DO浓度处于过饱 Fig.4 Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration at a 和状态，内部反应的平均脱气速率为熔池表面脱 constant rotating speed 气速率的10倍以上；但当CDo<4.0mgL后，由于 为了证实以上猜测，根据文献12]报道，在负 受真空负压限制，容器壁面气泡的自发析出条件 压吹氩气条件下，氩气气泡在水溶液表面破裂会 (公式7)不再满足，内部脱气速率会急剧降低，这 导致的表面面积的增加，其计算公式为 说明内部脱气反应仅发生在脱气的早期阶段或高 浓度范围内 As=(G+a.S).(Po/P)2/3 (8) 2.3真空脱气速率的评价 其中，G为溶池自由表面非活跃的面积，m2;S为溶 为了模拟负压下钢液的真空脱气行为，本实 池表面活跃区域的横截面积，m2;α为溶池表面的 验中氩气流量Q设定为1.0Lmin,并从面积为 活化系数：在相同搅拌能或吹氩流量条件下，G+aS 7.07cm2的多孔圆形透气塞注入.图6显示了不同 为定值 负压条件下DO浓度的变化规律.正如预期，降低 由实验结果可得，第二阶段不同压力下测量 真空压力可以显著提高脱气反应速率.同时，由负 的kA分别为1.66×103、2.418×10-3、4.305×10-3 压为25kPa对应的DO浓度变化曲线可见，在 和4.743×103min;根据理论计算，负压下的kA, DO质量浓度降低至0.75mgL后，氧浓度很长时 可由常压下kA的数值乘以压力引起的面积 间内几乎没有变化，说明此时水溶液中溶解氧 的变化（△4s)得到，其结果为1.66×103、2.01×10-3、 DO基本达到平衡浓度
2.2 溶池表面脱气的分离 由公式（6）可知，可通过引入机械搅拌来提高 溶解氧浓度的分压 Pg，使析出于壁面的小气泡快 速去除. 图 4 为相同转速条件下不同真空压力对水中 溶解氧去除效果的影响. 在负压搅拌条件下，实验 现象表现为：水溶液变得有雾且活跃，溶解氧小气 泡一旦析出即可很快去除. 图 4 中 DO 浓度的变化 过程，可明显分为两个阶段：第一阶段（0～35 min）， 水中溶解氧浓度较高，在这种条件下，DO 浓度显 著下降，认为溶解氧的去除是由溶池内部脱气和 自由表面脱气二者共同决定的；第二阶段（35 min 以后），DO 浓度下降趋势变缓，经验算该阶段的脱 气速率为常数，表明此时脱气速率完全由液相传 质控制. 考虑到溶池表面的 ks ·As ·V−1 同样也为常 数，预测这一阶段的脱气是由溶池表面脱气所贡 献的. 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0 10 20 30 Time/min First stage Second stage DO concentration/(mg·L−1 ) 40 50 60 Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa Impeller speed: 150π rad·s−1 图 4 相同转速下真空压力对溶解氧的影响 Fig.4 Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration at a constant rotating speed 为了证实以上猜测，根据文献 [12] 报道，在负 压吹氩气条件下，氩气气泡在水溶液表面破裂会 导致的表面面积的增加，其计算公式为 As = (G +α· S )·(P0/Pv) 2/3 （8） 其中，G 为溶池自由表面非活跃的面积，m 2 ；S 为溶 池表面活跃区域的横截面积，m 2 ；α 为溶池表面的 活化系数；在相同搅拌能或吹氩流量条件下，G+α·S 为定值. ∆As 由实验结果可得，第二阶段不同压力下测量 的 k·A·V−1 分别为 1.66×10−3、2.418×10−3、4.305×10−3 和 4.743×10−3 min−1；根据理论计算，负压下的 ks ·As ·V−1 可由常压下 ks ·As ·V−1 的数值乘以压力引起的面积 的变化（ ）得到，其结果为 1.66×10−3、2.01×10−3、 2.64×10−3 和 4.17×10−3 min−1，这里传质系数 ks 为常 数[21−22] . 考虑到搅拌器脱气在溶池表面没有氩气泡 的破裂，计算值应更小些，故在实验误差允许范围 内，计算值与实验测量值吻合良好. 因此，可以解 释第二阶段的脱气完全由自由表面脱气引起，此 时内部脱气反应基本结束. 为了描述溶池内部反应脱气的快慢程度，图 5 比较了两个阶段的 DO 的平均脱气速率，其计算公 式为 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0 100 75 Vacuum pressure/kPa Impeller speed: 150π rad·s−1 Bath surface Internal site and bath surface Average degassing rate/(mg·L−1·min−1) 50 25 图 5 真空压力对溶池表面和内部脱气平均脱气速率的影响 Fig.5 Effect of vacuum pressure on the average degassing rate at the bath surface and inner site dCDO dt ≈ CDO,t −CDO,0 ∆t （9） 溶池内部反应的脱气速率可通过求两个阶段 的脱气速率的差值获得. 由图 5 可知，随着压力的 降低，内部反应脱气的贡献率显著增加，尤其在负 压 25 kPa 条件下，在第一阶段 DO 浓度处于过饱 和状态，内部反应的平均脱气速率为熔池表面脱 气速率的 10 倍以上；但当 CDO<4.0 mg·L −1 后，由于 受真空负压限制，容器壁面气泡的自发析出条件 （公式 7）不再满足，内部脱气速率会急剧降低，这 说明内部脱气反应仅发生在脱气的早期阶段或高 浓度范围内. 2.3 真空脱气速率的评价 为了模拟负压下钢液的真空脱气行为，本实 验中氩气流量 QAr 设定为 1.0 L·min−1，并从面积为 7.07 cm2 的多孔圆形透气塞注入. 图 6 显示了不同 负压条件下 DO 浓度的变化规律. 正如预期，降低 真空压力可以显著提高脱气反应速率. 同时，由负 压 为 25 kPa 对 应 的 DO 浓度变化曲线可见 ， 在 DO 质量浓度降低至 0.75 mg·L −1 后，氧浓度很长时 间内几乎没有变化 ，说明此时水溶液中溶解氧 DO 基本达到平衡浓度. · 4 · 工程科学学报，第 44 卷，第 X 期
张国磊等：真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 5 P=101 kPa e=0.103× QAr (10) P,=75 kPa 6.0×104.V P -P,=50 kPa P,=25 kPa 其中，Qar为氩气流量，Lmin;g为重力加速度， 6 O=1.0 L'min ms;p为水的密度，kgm3:h为水位深度，m;V为 液态水的体积，m3;P为容器的内部压力，Pa 3 0.25 82 P=101 kPa ◆P=75kPa 0.204 P,=50 kPa ◆P.=25kPa 0 0 10 203040 50 60 Time/min 图6真空压力对溶解氧浓度的影响 Fig.6 Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration 0.05 图7给出溶解氧取对数后相对浓度与时间 1的函数关系.由图可见，直线斜率表示体积传质 0 系数kA,DO浓度的相对浓度与时间1呈线性 0 0.51.01.52.02.53.0,3.54.04.5 Argon flow rate/(L'min) 关系，说明溶解氧的去除过程为一级反应，其脱气 图8不同负压下吹氩流量与体积传质系数的函数关系 过程受液相传质控制，这与以前的研究结果基本 Fig.8 Relationship between argon flow rate and volumetric mass 一致.因此，可以利用溶解氧在水溶液中的释放 transfer coefficient under reduced pressure 模拟钢液的真空脱气过程. 在25~101kPa压力范围内，图9给出了实验 测得的体积传质系数(kA)与搅拌动能密度（ε） 0.0 之间的函数关系，根据回归分析，得到式(11)，方 -0.5 -1.0 程的标准误差(2)达到0.998. -1.5 -0.4 -2.0 ■P.=l01kPa -2.5 P.=101 kPa P,=75 kPa --·P=75kPa -0.8 P,=50 kPa -3.0 -..-P,=50 kPa P,=25 kPa --..-P.=25 kPa -3.5 =1.0 L.min- -1.2 Kitamura et al.2 -4.0 0 10 2030405060 Time/min -1.6 国7真空压力下相对溶解氧浓度随时间的变化 Regression line Fig.7 Variations of relative dissolved oxygen concentration with time -2.0 under vacuum pressure -3.6 -3.2 -2.8 -A -2.0 -1.6 Ig[e/(W-m】 图8显示了不同真空和吹氩流量条件下体积 图9搅拌动能密度对体积传质系数的影响 传质系数kA的实验结果.从图中可以看出，提 Fig.9 Effect of stirring power density on the volumetric mass transfer 升氩气流量或降低真空压降可以有效提高 coefficient kA,促进液相传质加速脱气反应.此外，还可以 看出，在相同负压下，体积传质系数与氩气流量呈 1g(k.A.V-1)=1.02lgs-2.0422=0.998(11) 现线性相关，但对于不同真空负压条件下，k4 由式(11)可知，k4与e二者的对数之间呈 的值却存在着较大的差异. 现强线性相关，其中搅拌动能密度越大，kA越 为了定量描述负压下整体脱气速率，本文通 大，整体脱气速率越快.该结果与Kitamura等的水 过引入搅拌动能密度变量2，探究了其对k4广1 模型实验结果21相吻合.此外，图10给出了不同 的影响.在真空吹氩气条件下，氩气搅拌的动能密 学者利用数学模型对实际真空脱氢过程的预测结 度ε(Wm)可利用全浮力模型估算，即 果0,26可以看到，lg(k4广与ge之间同样呈强
10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0 10 20 30 Time/min DO concentration/(mg·L−1 ) 40 50 60 Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa QAr=1.0 L·min−1 图 6 真空压力对溶解氧浓度的影响 Fig.6 Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration 图 7 给出溶解氧取对数后相对浓度与时间 t 的函数关系. 由图可见，直线斜率表示体积传质 系数 k·A·V−1 ，DO 浓度的相对浓度与时间 t 呈线性 关系，说明溶解氧的去除过程为一级反应，其脱气 过程受液相传质控制，这与以前的研究结果基本 一致[17] . 因此，可以利用溶解氧在水溶液中的释放 模拟钢液的真空脱气过程. 0.0 −0.5 −1.0 −1.5 −2.0 −2.5 −3.0 −3.5 −4.0 0 10 20 30 Time/min ln[( CDO, −t CDO,eq)/( CDO,0−CDO,eq)] 40 50 60 Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa QAr=1.0 L·min−1 图 7 真空压力下相对溶解氧浓度随时间的变化 Fig.7 Variations of relative dissolved oxygen concentration with time under vacuum pressure 图 8 显示了不同真空和吹氩流量条件下体积 传质系数 k·A·V−1 的实验结果. 从图中可以看出，提 升 氩 气 流 量 或 降 低 真 空 压 降 可 以 有 效 提 高 k·A·V−1，促进液相传质加速脱气反应. 此外，还可以 看出，在相同负压下，体积传质系数与氩气流量呈 现线性相关，但对于不同真空负压条件下，k·A·V−1 的值却存在着较大的差异. 为了定量描述负压下整体脱气速率，本文通 过引入搅拌动能密度变量[23−25] ，探究了其对 k·A·V−1 的影响. 在真空吹氩气条件下，氩气搅拌的动能密 度 ε (W·m −3) 可利用全浮力模型[23] 估算，即 ε = 0.103× QAr 6.0×104 ·V ·ln( 1+ ρgh′ P ) （10） h ’ 其中，QAr 为氩气流量，L·min−1 ；g 为重力加速度， m·s −2 ；ρ 为水的密度，kg·m 3 ； 为水位深度，m；V 为 液态水的体积，m 3 ；P 为容器的内部压力，Pa. 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Argon flow rate/(L·min−1) (k·A·V−1)/min−1 3.0 3.5 4.0 4.5 Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa 图 8 不同负压下吹氩流量与体积传质系数的函数关系 Fig.8 Relationship between argon flow rate and volumetric mass transfer coefficient under reduced pressure 在 25～101 kPa 压力范围内，图 9 给出了实验 测得的体积传质系数（k·A·V−1）与搅拌动能密度（ε） 之间的函数关系，根据回归分析，得到式（11），方 程的标准误差（r 2 ）达到 0.998. Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa −0.4 −0.8 −1.2 −1.6 −2.0 −3.6 −3.2 −2.8 Regression line Kitamura et al.[12] lg[ε/(W·m−3)] lg[(k·A·V−1)/min−1 ] −2.4 −2.0 −1.6 图 9 搅拌动能密度对体积传质系数的影响 Fig.9 Effect of stirring power density on the volumetric mass transfer coefficient lg (k · A·V −1 ) = 1.02 ·lgε−2.042 r 2 = 0.998 （11） 由式（11）可知，k·A·V −1 与 ε 二者的对数之间呈 现强线性相关，其中搅拌动能密度越大，k·A·V−1 越 大，整体脱气速率越快. 该结果与 Kitamura 等的水 模型实验结果[12] 相吻合. 此外，图 10 给出了不同 学者利用数学模型对实际真空脱氢过程的预测结 果[10,26] . 可以看到，lg (k·A·V −1) 与 lg ε 之间同样呈强 张国磊等： 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 · 5 ·
工程科学学报，第44卷，第X期 线性相关.综合分析表明，在实际真空脱气过程 removal from the vacuum tank degasser.Steel Res Int,2014, 中，只要选择合适的真空压力、吹氩流量等参数来 85(9):1393 提高搅拌动能密度，便可提高钢液真空脱气的效率 [4]Kleimt B,Kohle S,Johann K P,et al.Dynamic process model for denitrogenation and dehydrogenation by vacuum degassing.Scand -0.4 J Metall,2000,29(5):194 。Zhang et al-oy [5] Steneholm K,Andersson M,Tilliander A,et al.Removal of ◆Karounietal..Psl -08 hydrogen,nitrogen and sulphur from tool steel during vacuum degassing.Ironmak Steelmak,2013,40(3):199 [6]Ende M A,Kim Y M,Cho M K,et al.A kinetic model for the -12 ruhrstahl heraeus (RH)degassing process.Metall Mater Trans B, Equation(11) 2011,42(3):477 画-1.6 [7]Takahashi M,Matsumoto H,Saito T.Mechanism of decarburization in RH degasser./SI//nt,1995,35(12):1452 -20 [8]You Z M,Cheng GG,Wang X C,et al.Mathematical model for -3.2 -2.4-1.6-0.80.0 decarburization of ultra-low carbon steel in single snorkel refining Ig[a/(W-m)] furnace.Metall Mater Trans B,2015,46(1):459 图10真空精炼脱氢过程中数学模型预测的体积传质系数 [9]Huang Y,Cheng GG,Wang Q M,et al.Mathematical model for Fig.10 Prediction of volumetric mass transfer coefficient using decarburization of ultralow carbon steel during RH treatment. mathematical models in vacuum refining process Ironmak Steelmak,2020,47(6):655 [10]Zhang GL,Cheng GG,Dai W X,et al.Study on dehydrogenation 3结论 behaviour of molten steel in single snorkel refining fumace(SSRF) (1)通过实验观察和理论分析，证实了以往脱 by a mathematical model.Ironmak Steelmak,2020,48(8):909 气数学模型假设的内部反应位点的存在.在负压 [11]Geng DQ.Lei H,Liu A H,et al.Physical simulation for mixing and mass transfer characteristics during RH vacuum refining 为25~75kPa范围内，容器的壁面或其他粗糙位 process The 9thVacuum Metallurgy and Surface Engineering 置会自发析出细小气泡进行内部脱气反应；当压 Conference.Shenyang,2009:164 力在25kPa时，脱气最快，析出的气泡最多，脱气 [12]Kitamura S Y,Miyamoto K I,Tsujino R.The evaluation of gas- 效果最佳.此外，内部脱气反应主要发生于脱气的 liquid reaction rate at bath surface by the gas adsorption and 初始阶段，即高溶解氧浓度范围内 desorption tests.Tetsu-to-Hagane,1994,80(2):101 (2)水模型中溶解氧浓度的对数与时间呈线性 [13]Maruoka N,Lazuardi F,Nogami H,et al.Effect of bottom 关系，其斜率kAV为体积传质系数，这与钢液真 bubbling conditions on surface reaction rate in oxygen-water 空脱气规律相类似，故可利用水模型的脱氧去除 system.ISL/Int,2010,50(1):89 过程模拟钢液的脱气行为.为定量描述k:A厂.本 [14]Maruoka N,Lazuardi F,Maeyama T,et al.Evaluation of bubble 文引入搅拌动能密度，回归得到的函数关系式为 eye area to improve gas/liquid reaction rates at bath surfaces.ISI M,2011,51(2:236 lg(k·AV-)=1.02lg8-2.042,其与前人的研究结 [15]Guo D,Irons G A.Modeling of gas-liquid reactions in ladle 果相一致 metallurgy:Part I.Plysical modeling.Metall Mater Trans B,2000, 31(6):1447 参考文献 [16]Guo D,Irons G A.Modeling of gas-liquid reactions in ladle [1]Zhu B H.Study on the Gas-Liquid Two Phase Flow and metallurgy:Part II.Numerical simulation.Metall Mater Trans B, Dehydrogenation Behavior in RH Vacum Refining Process 2000,31(6):1457 [Dissertation].Chongqing:Chongqing University,2017 [17]Kim Y T,Yi K W.Effects of the ultrasound treatment on reaction (朱博洪RH真空精炼过程的气液两相流动及脱氢行为研究[学 rates in the RH processor water model system.Met Mater Int, 位论文]重庆：重庆大学，2017) 2019,25(1):238 [2]Karouni F,Wynne B P,Talamantes-Silva J,et al.Hydrogen [18]Schneider S,Xie Y K,Oeters F.Mass transfer of dissolved gas degassing in a vacuum arc degasser using a three-phase eulerian from a liquid into a rising bubble swarm.Steel Res,1991,62(7): method and discrete population balance model.Steel Res /nt,2018, 296 89(5):1700550 [19]Brennen C E.Cavitation and Bubble Dynamics.Cambridge: [3]Yu S,Miettinen J,Louhenkilpi S.Modeling study of nitrogen Cambridge University Press,2014
线性相关. 综合分析表明，在实际真空脱气过程 中，只要选择合适的真空压力、吹氩流量等参数来 提高搅拌动能密度，便可提高钢液真空脱气的效率. −3.2 −2.4 Equation(11) −1.6 −0.8 0.0 Zhang et al·[10] Karouni et al.[26] lg[ε/(W·m−3)] −0.4 −0.8 −1.2 −1.6 −2.0 lg[(k·A·V−1)/min−1 ] 图 10 真空精炼脱氢过程中数学模型预测的体积传质系数 Fig.10 Prediction of volumetric mass transfer coefficient using mathematical models in vacuum refining process 3 结论 (1) 通过实验观察和理论分析，证实了以往脱 气数学模型假设的内部反应位点的存在. 在负压 为 25～75 kPa 范围内，容器的壁面或其他粗糙位 置会自发析出细小气泡进行内部脱气反应；当压 力在 25 kPa 时，脱气最快，析出的气泡最多，脱气 效果最佳. 此外，内部脱气反应主要发生于脱气的 初始阶段，即高溶解氧浓度范围内. lg (k · A·V −1 ) = 1.02 ·lgε−2.042 (2) 水模型中溶解氧浓度的对数与时间呈线性 关系，其斜率 k·A·V−1 为体积传质系数，这与钢液真 空脱气规律相类似，故可利用水模型的脱氧去除 过程模拟钢液的脱气行为. 为定量描述 k·A·V−1，本 文引入搅拌动能密度，回归得到的函数关系式为 ，其与前人的研究结 果相一致. 参 考 文 献 Zhu B H. Study on the Gas-Liquid Two Phase Flow and Dehydrogenation Behavior in RH Vacuum Refining Process [Dissertation]. Chongqing: Chongqing University, 2017 （ 朱博洪. RH真空精炼过程的气液两相流动及脱氢行为研究[学 位论文]. 重庆: 重庆大学, 2017） [1] Karouni F, Wynne B P, Talamantes-Silva J, et al. Hydrogen degassing in a vacuum arc degasser using a three-phase eulerian method and discrete population balance model. Steel Res Int, 2018, 89（5）: 1700550 [2] [3] Yu S, Miettinen J, Louhenkilpi S. Modeling study of nitrogen removal from the vacuum tank degasser. Steel Res Int, 2014, 85（9）: 1393 Kleimt B, Köhle S, Johann K P, et al. Dynamic process model for denitrogenation and dehydrogenation by vacuum degassing. Scand J Metall, 2000, 29（5）: 194 [4] Steneholm K, Andersson M, Tilliander A, et al. Removal of hydrogen, nitrogen and sulphur from tool steel during vacuum degassing. Ironmak Steelmak, 2013, 40（3）: 199 [5] Ende M A, Kim Y M, Cho M K, et al. A kinetic model for the ruhrstahl heraeus (RH) degassing process. Metall Mater Trans B, 2011, 42（3）: 477 [6] Takahashi M, Matsumoto H, Saito T. Mechanism of decarburization in RH degasser. ISIJ Int, 1995, 35（12）: 1452 [7] You Z M, Cheng G G, Wang X C, et al. Mathematical model for decarburization of ultra-low carbon steel in single snorkel refining furnace. Metall Mater Trans B, 2015, 46（1）: 459 [8] Huang Y, Cheng G G, Wang Q M, et al. Mathematical model for decarburization of ultralow carbon steel during RH treatment. Ironmak Steelmak, 2020, 47（6）: 655 [9] Zhang G L, Cheng G G, Dai W X, et al. Study on dehydrogenation behaviour of molten steel in single snorkel refining furnace (SSRF) by a mathematical model. Ironmak Steelmak, 2020, 48（8）: 909 [10] Geng D Q, Lei H, Liu A H, et al. Physical simulation for mixing and mass transfer characteristics during RH vacuum refining process // The 9thVacuum Metallurgy and Surface Engineering Conference. Shenyang, 2009: 164 [11] Kitamura S Y, Miyamoto K I, Tsujino R. The evaluation of gasliquid reaction rate at bath surface by the gas adsorption and desorption tests. Tetsu-to-Hagane, 1994, 80（2）: 101 [12] Maruoka N, Lazuardi F, Nogami H, et al. Effect of bottom bubbling conditions on surface reaction rate in oxygen–water system. ISIJ Int, 2010, 50（1）: 89 [13] Maruoka N, Lazuardi F, Maeyama T, et al. Evaluation of bubble eye area to improve gas/liquid reaction rates at bath surfaces. ISIJ Int, 2011, 51（2）: 236 [14] Guo D, Irons G A. Modeling of gas-liquid reactions in ladle metallurgy: Part I. Physical modeling. Metall Mater Trans B, 2000, 31（6）: 1447 [15] Guo D, Irons G A. Modeling of gas-liquid reactions in ladle metallurgy: Part II. Numerical simulation. Metall Mater Trans B, 2000, 31（6）: 1457 [16] Kim Y T, Yi K W. Effects of the ultrasound treatment on reaction rates in the RH processor water model system. Met Mater Int, 2019, 25（1）: 238 [17] Schneider S, Xie Y K, Oeters F. Mass transfer of dissolved gas from a liquid into a rising bubble swarm. Steel Res, 1991, 62（7）: 296 [18] Brennen C E. Cavitation and Bubble Dynamics. Cambridge: Cambridge University Press, 2014 [19] · 6 · 工程科学学报，第 44 卷，第 X 期
张国磊等：真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 7 [20]Yu H M.Refining Technology of Molten Steel in Electric Furnace on degassing behavior in water model.Tetsu-to-Hagane,2000, Beijing:Metallurgical Industry Press,2010 86(11:748 (俞海明.电炉钢水的炉外精炼技术.北京：冶金工业出版社， [24]Sakaguchi K,Ito K.Measurement of the volumetric mass transfer 2010) coefficient of gas-stirred vessel under reduced pressure./S//Int, [21]Li J H.On mass transfer of oxygen in water.Guangdong Chem 1995,35(11):1348 nd,2014,41(3):69 [25]Sano M.Mori K.Circulating flow and mixing time in a molten (李军宏.氧在水中传质过程的探讨.广东化工，2014,41(3)：69) metal bath with inert gas injection.Tetsu-to-Hagane,1982 [22]Lu YQ.Zheng SL,Wang S N.et al.Structure and diffusivity of 68(16):2451 oxygen in concentrated alkali-metal hydroxide solutions:A [26]Karouni F,Wynne B P,Talamantes-Silva J,et al.A parametric molecular dynamics simulation study.Acta Phys Chimica Sin, study on the effects of process conditions on dehydrogenation, 2015,31(6):1045 wall shear and slag entrainment in the vacuum arc degasser using [23]Higuchi Y,Shirota Y.Effect of stirring condition and bath shape mathematical modelling./S//Int,2018,58(9):1679
Yu H M. Refining Technology of Molten Steel in Electric Furnace. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2010 （ 俞海明. 电炉钢水的炉外精炼技术. 北京: 冶金工业出版社, 2010） [20] Li J H. On mass transfer of oxygen in water. Guangdong Chem Ind, 2014, 41（3）: 69 （李军宏. 氧在水中传质过程的探讨. 广东化工, 2014, 41（3）：69） [21] Lü Y Q, Zheng S L, Wang S N, et al. Structure and diffusivity of oxygen in concentrated alkali-metal hydroxide solutions: A molecular dynamics simulation study. Acta Phys Chimica Sin, 2015, 31（6）: 1045 [22] [23] Higuchi Y, Shirota Y. Effect of stirring condition and bath shape on degassing behavior in water model. Tetsu-to-Hagane, 2000, 86（11）: 748 Sakaguchi K, Ito K. Measurement of the volumetric mass transfer coefficient of gas-stirred vessel under reduced pressure. ISIJ Int, 1995, 35（11）: 1348 [24] Sano M, Mori K. Circulating flow and mixing time in a molten metal bath with inert gas injection. Tetsu-to-Hagane, 1982, 68（16）: 2451 [25] Karouni F, Wynne B P, Talamantes-Silva J, et al. A parametric study on the effects of process conditions on dehydrogenation, wall shear and slag entrainment in the vacuum arc degasser using mathematical modelling. ISIJ Int, 2018, 58（9）: 1679 [26] 张国磊等： 真空条件下钢液脱气过程的模拟研究 · 7 ·
