D0I:10.13374/1.issnl00103.2009.08.006 第31卷第8期 北京科技大学学报 Vol.31 No.8 2009年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2009 RH处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 孙彦辉张琳倪有金许中波蔡开科 北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 摘要根据3001钢包RH真空处理超低碳铝镇静钢的实验数据，建立了RH处理过程钢中总氧含量的预测模型，得到了钢 中氧含量的预测公式，模型综合考虑了处理时间、真空室吹氩流量、钢水环流量、浸渍管直径和钢包渣中(Fe0十M0)含量等 因素对总氧含量的影响，并对改进RH处理工艺进行了讨论·模型分析表明，促进夹杂物上浮的手段有增大吹氩流量、增加浸 渍管直径，但都有一个合适的范围 关键词炼钢：脱氧；真空处理：预测模型 分类号TF703.5 Total oxygen prediction model of ultra-low carbon aluminum killed steel in RH treatment and its application SUN Yan-hui,ZHANG Lin,NI You-jin,XU Zhong-bo,CAI Kai-ke School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China ABSTRACT Based on the experimental data of ultra-low carbon aluminum killed steel in a 300t ladle of RH treatment,a model for predicting the total quantitatively oxygen content of molten steel was established.Some factors such as treatment time,argon flow rate,molten steel circulation rate,snorkel diameter,FeO and MnO content in ladle slag were considered in the model.Potential im- provements for RH operation were discussed.According to model analysis,the methods for promoting inclusion rising are increasing the argon flow and enlarging the snorkel diameter.but they have proper ranges. KEY WORDS steelmaking:deoxidization:vacuum treatment:prediction model RH是生产超低碳钢的主要装置，关于RH处环流量、浸渍管直径和钢包渣中(FeO十MO)含量 理过程钢中脱碳行为的研究已有很多]，但对RH 等因素的影响，并对改进RH操作进行了讨论， 处理过程钢中脱氧行为的研究较少，一般生产超低 1RH脱氧预测模型的建立 碳铝镇静钢时，转炉冶炼终点钢水含碳量为 0.02%~0.05%(质量分数)，经RH真空脱碳能使 钢液中表观脱氧速度为]： 目标碳降至10×10-6~30×10-5，脱碳结束后，再 _dOl=k[o]:一k红 dt (1) 向钢水中加铝以脱氧和合金化，随后的RH脱气过 程中，钢水中的夹杂物不断上浮去除，因此，可用钢 式中，[0]：为t时刻钢中氧的质量分数，10-6；k1为 中总氧T[0](T[0]=[0]溶十[0]夹)来衡量钢中洁 夹杂物上浮去除的速度常数，min一1；k2为钢液二次 净度水平 氧化时氧的传递速度，10-6mim1 根据3O0t钢包RH处理超低碳铝镇静钢的生 在t=0,[0]:=[0]o;t=t,[0]:=[0]上积 产数据，本文从理论上建立了RH处理钢中总氧含 分有： 量的定量预测模型，得到了钢中氧含量的预测公式， 模型中综合考虑了处理时间、真空室吹氩流量、钢水 [o],=-e5)+[o]e (2) 收稿日期：2008-10-14 作者简介：孙彦辉(1971一），男，副教授，博士，E-mail:sunyanhui@metall.ustb.edu.cn
RH 处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 孙彦辉 张 琳 倪有金 许中波 蔡开科 北京科技大学冶金与生态工程学院北京100083 摘 要 根据300t 钢包 RH 真空处理超低碳铝镇静钢的实验数据建立了 RH 处理过程钢中总氧含量的预测模型得到了钢 中氧含量的预测公式．模型综合考虑了处理时间、真空室吹氩流量、钢水环流量、浸渍管直径和钢包渣中（FeO＋MnO）含量等 因素对总氧含量的影响并对改进 RH 处理工艺进行了讨论．模型分析表明促进夹杂物上浮的手段有增大吹氩流量、增加浸 渍管直径但都有一个合适的范围． 关键词 炼钢；脱氧；真空处理；预测模型 分类号 TF703∙5 Total oxygen prediction model of ultra-low carbon aluminum killed steel in RH treatment and its application SUN Y an-huiZHA NG LinNI You-jinXU Zhong-boCAI Ka-i ke School of Metallurgical and Ecological EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT Based on the experimental data of ultra-low carbon aluminum killed steel in a300t ladle of RH treatmenta model for predicting the total quantitatively oxygen content of molten steel was established．Some factors such as treatment timeargon flow ratemolten steel circulation ratesnorkel diameterFeO and MnO content in ladle slag were considered in the model．Potential improvements for RH operation were discussed．According to model analysisthe methods for promoting inclusion rising are increasing the argon flow and enlarging the snorkel diameterbut they have proper ranges． KEY WORDS steelmaking；deoxidization；vacuum treatment；prediction model 收稿日期：2008-10-14 作者简介：孙彦辉（1971—）男副教授博士E-mail：sunyanhui＠metall．ustb．edu．cn RH 是生产超低碳钢的主要装置关于 RH 处 理过程钢中脱碳行为的研究已有很多［1—8］但对 RH 处理过程钢中脱氧行为的研究较少．一般生产超低 碳铝 镇 静 钢 时转 炉 冶 炼 终 点 钢 水 含 碳 量 为 0∙02％～0∙05％ （质量分数）经 RH 真空脱碳能使 目标碳降至10×10—6～30×10—6．脱碳结束后再 向钢水中加铝以脱氧和合金化．随后的 RH 脱气过 程中钢水中的夹杂物不断上浮去除．因此可用钢 中总氧 T ［O］（T ［O］＝［O］溶＋［O］夹）来衡量钢中洁 净度水平． 根据300t 钢包 RH 处理超低碳铝镇静钢的生 产数据本文从理论上建立了 RH 处理钢中总氧含 量的定量预测模型得到了钢中氧含量的预测公式． 模型中综合考虑了处理时间、真空室吹氩流量、钢水 环流量、浸渍管直径和钢包渣中（FeO＋MnO）含量 等因素的影响并对改进 RH 操作进行了讨论． 1 RH 脱氧预测模型的建立 钢液中表观脱氧速度为［9］： — d［O］ t d t ＝k1［O］ t—k2 （1） 式中［O］ t 为 t 时刻钢中氧的质量分数10—6 ；k1 为 夹杂物上浮去除的速度常数min —1 ；k2 为钢液二次 氧化时氧的传递速度10—6 min —1． 在 t＝0［O］ t＝［O］0；t＝ t［O］ t＝［O］ t 上积 分有： ［O］ t＝ k2 k1 （1—e —k1 t ）＋［O］0e —k1 t （2） 第31卷 第8期 2009年 8月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．8 Aug．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．08．006
第8期 孙彦辉等：RH处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 .975 钢液脱氧后，式(2)为理论上钢中总氧预报 钢液中残留的比例，α由RH处理前后夹杂物平衡 模型. 得到 2RH脱氧预测模型的求解 求出b、a后，则可由式(3)得出k2,b由RH处 理过程中钢液中[Mn]的增量决定；Q由RH处理前 2.1k2的确定 后夹杂物平衡得到， 钢液中二次氧化时氧的传递速度2由钢液中 2.2b值的确定 酸溶铝[A1],的氧化速度k3确定，依据[A1].氧化生 渣中(Fe0+MnO)对钢液中[Al].的氧化，可以 成Al203的化学关系式有： 由钢液中[Mn]的变化得到，结合下式计算： kaaka (3) 3(Fe0)+3(Mn0)+4[A1].= 2(Alz03)+3[Fe]+3[Mn] (5) 式中，k3为钢液中[Al].的氧化速率，10-6min-1. 钢中[Mn]的增量△[Mn]可从化学分析得到， k3=b(%Fe0十%Mn0) (4) 从而由式(5)计算出酸溶铝的损失△[A1],并令 式中，b为钢包渣中(Fe0十Mn0)对钢水中[Al].的 b(%Fe0+%Mn0)=△[Al]/t,从而得b= 氧化速度，10-5min-1,b由RH处理过程中钢液中 △[Al]/(%Fe0+%MnO)t),由RH处理过程中 [Mn]的增量决定；a为钢/渣界面生成的Al2O3在 得到的数据确定b值，如表1所示， 表1RH处理过程中b值的确定 Table 1 bvalue of RH treatment process △[Mn]/10-s △[A./10-6处理时间t/min(A[A]./L)/(10-6min-)RH处理前渣中(Fe0十Mn0)/%b/(10-6mim-) 170 111.27 9 12.36 11.2 1.104 2.3a值的确定 的化学关系式(102/54)=63.05kg;渣中Al203夹杂 (1)加A1脱氧合金化后产生的Al203夹杂，在 物增加量mc=总渣量的体积[3.14×(3900/2)2× 300t钢包钢水中，加Al脱氧合金化后所生成的 120×10-9m3]×渣的密度(2.0×103kgm3)× Al203夹杂物的总质量为mA(单位：kg),若这些夹 A203增加量16.9%=484.28kg将计算结果代入 杂在钢液中残留的比例为α，则去除的夹杂物总质 夹杂物平衡方程得： 量为mA(1一a)(单位：kg) (593.61+63.05)(1-a)=484.28,a≈0.26 (2)由酸溶铝损失生成的A1203夹杂.由表1 2.4k1的确定9] 可知，钢中酸溶铝的总损失为111.27×10-6，在 (1)k1的确定，当to时，[0]：[0]∞，代入 300t钢包钢水中生成的Al203夹杂物总质量mg 式(2)，有[0]∞=k2/k1,从而有： (单位：kg),若这些夹杂在钢液中残留的比例也为 [0].=[0]∞(1-e“)+[0]oea (6) a,则去除的夹杂物总质量为mB(1一a)(单位：kg) 整理得： (3)RH处理前后钢包渣中实际Al2O3吸附量， 4=之h8-8 (7) 由渣样化学分析知，RH处理前后渣中Al203夹杂 物增加16.9%，钢包渣厚(h)实测平均为120mm, 式中，[0]o为RH脱碳结束时钢中氧的质量分数 钢包直径(D)为3900mm,则渣中Alz03增加量为 (10-5);[0],为RH处理tmin时钢中总氧的质量 mc(单位：kg) 分数(10一6)：[0]∞为RH处理结束要求达到的钢中 根据夹杂物平衡有： 总氧的质量分数(10-6)· (mA+mB)(1-a)=mc, 这里近似取[0]∞=5×10-6，将数据代入式(7) 其中，加A1脱氧合金化后产生的Al203夹杂物 得到表2. mA=钢中溶解氧的质量分数931.2×10一5×钢水 表2RH处理k1的确定 质量300×1000kg×溶解氧还原成Al203的化学关 Table 2 k1value in RH treatment process 系式(102/48)=593.61kg由酸溶铝损失生成的 [0]o/10-s[0]∞/10-6t/min[o],/10-6k1/min-1 Al203夹杂物mB=酸溶铝的损失量111.27× 540 5 9 11 0.499 10-6×钢水质量300×1000kg×A1氧化成Al203 (2)k1的影响因素，理论上，RH处理过程中
钢液脱氧后式（2） 为理论上钢中总氧预报 模型． 2 RH 脱氧预测模型的求解 2∙1 k2 的确定 钢液中二次氧化时氧的传递速度 k2 由钢液中 酸溶铝［Al］s 的氧化速度 k3 确定依据［Al］s 氧化生 成 Al2O3 的化学关系式有： k2＝ 48 54 ak3 （3） 式中k3 为钢液中［Al］s 的氧化速率10—6 min —1． k3＝b（％FeO＋％MnO） （4） 式中b 为钢包渣中（FeO＋MnO）对钢水中［Al］s 的 氧化速度10—6 min —1b 由 RH 处理过程中钢液中 ［Mn］的增量决定；α为钢／渣界面生成的 Al2O3 在 钢液中残留的比例α由 RH 处理前后夹杂物平衡 得到． 求出 b、α后则可由式（3）得出 k2．b 由 RH 处 理过程中钢液中［Mn］的增量决定；α由 RH 处理前 后夹杂物平衡得到． 2∙2 b 值的确定 渣中（FeO＋MnO）对钢液中［Al］s 的氧化可以 由钢液中［Mn］的变化得到结合下式计算： 3（FeO）＋3（MnO）＋4［Al］s＝ 2（Al2O3）＋3［Fe］＋3［Mn］ （5） 钢中［Mn ］的增量Δ［ Mn ］可从化学分析得到 从而由式（5）计算出酸溶铝的损失 Δ［Al ］s并令 b（％FeO＋％ MnO ） ＝ Δ ［ Al ］s／t从 而 得 b ＝ Δ［Al］s／（（％FeO＋％MnO）·t）由 RH 处理过程中 得到的数据确定 b 值如表1所示． 表1 RH 处理过程中 b 值的确定 Table1 b-value of RH treatment process Δ［Mn］／10—6 Δ［Al］s／10—6 处理时间 t／min （Δ［Al］s／t）／（10—6min —1） RH 处理前渣中（FeO＋MnO）／％ b／（10—6min —1） 170 111∙27 9 12∙36 11∙2 1∙104 2∙3 α值的确定 （1） 加 Al 脱氧合金化后产生的 Al2O3 夹杂．在 300t 钢包钢水中加 Al 脱氧合金化后所生成的 Al2O3 夹杂物的总质量为 mA（单位：kg）若这些夹 杂在钢液中残留的比例为 α则去除的夹杂物总质 量为 mA（1—α）（单位：kg）． （2） 由酸溶铝损失生成的 Al2O3 夹杂．由表1 可知钢中酸溶铝的总损失为111∙27×10—6在 300t 钢包钢水中生成的 Al2O3 夹杂物总质量 mB （单位：kg）若这些夹杂在钢液中残留的比例也为 α则去除的夹杂物总质量为 mB（1—α）（单位：kg）． （3） RH 处理前后钢包渣中实际 Al2O3 吸附量． 由渣样化学分析知RH 处理前后渣中 Al2O3 夹杂 物增加16∙9％钢包渣厚（ h）实测平均为120mm 钢包直径（ D）为3900mm则渣中 Al2O3 增加量为 mC（单位：kg）． 根据夹杂物平衡有： （ mA＋ mB）（1—α）＝ mC 其中加 Al 脱氧合金化后产生的 Al2O3 夹杂物 mA＝钢中溶解氧的质量分数931∙2×10—6×钢水 质量300×1000kg×溶解氧还原成 Al2O3 的化学关 系式（102／48）＝593∙61kg；由酸溶铝损失生成的 Al2O3 夹杂物 mB ＝ 酸 溶 铝 的 损 失 量 111∙27× 10—6×钢水质量300×1000kg×Al 氧化成 Al2O3 的化学关系式（102／54）＝63∙05kg；渣中 Al2O3 夹杂 物增加量 mC＝总渣量的体积［3∙14×（3900／2） 2× 120×10—9 m 3］×渣的密度（2∙0×103 kg·m —3）× Al2O3 增加量16∙9％＝484∙28kg．将计算结果代入 夹杂物平衡方程得： （593∙61＋63∙05）（1—α）＝484∙28α≈0∙26． 2∙4 k1 的确定［9］ （1） k1 的确定．当 t→∞时［O］ t→［O］∞代入 式（2）有［O］∞＝k2／k1从而有： ［O］ t＝［O］∞（1—e —kt ）＋［O］0e —kt （6） 整理得： k1＝— 1 t ln ［O］ t—［O］∞ ［O］0—［O］∞ （7） 式中［O ］0 为 RH 脱碳结束时钢中氧的质量分数 （10—6） ；［O］ t 为 RH 处理 t min 时钢中总氧的质量 分数（10—6）；［O］∞为 RH 处理结束要求达到的钢中 总氧的质量分数（10—6）． 这里近似取［O］∞＝5×10—6将数据代入式（7） 得到表2． 表2 RH 处理 k1 的确定 Table2 k1-value in RH treatment process ［O］0／10—6 ［O］∞／10—6 t／min ［O］ t／10—6 k1／min —1 540 5 9 11 0∙499 （2） k1 的影响因素．理论上RH 处理过程中 第8期 孙彦辉等： RH 处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 ·975·
.976. 北京科技大学学报 第31卷 夹杂物上浮去除的速度k1与钢液搅拌强度e有关， 3900mm,钢包内衬为碱性的条件下，某钢厂300t 而钢包搅拌强度e用下式计算[)： 钢包RH处理的低碳铝镇静钢多次实验数据与用式 e=7240.0(0-D32 (14)计算的预测值的对应关系如图1所示.两组数 W (8) 据基本吻合（绝对误差为（一1.0~3.4）×10-6)，这 钢液环流量由下式得到 说明可用式(14)对RH处理的总氧水平进行预测. Q=0.02D1.5G0.3 (9) 45 式中，Q为环流量，t·min1;G为吹氩流量， 40 +实测值 Lmin;D为浸渍管直径，cm;W为处理钢水量， ■预测值 t;e为搅拌强度，Wt1. 30 将已知操作条件代入式(8)、式(9)，则得到现行 0 生产条件下300t钢包RH处理的钢水搅拌强度和 15 钢水环流量： 04 e=2.637×10-603 (10) 0 61015161719 Q=8.158G0.33 (11) 从RH脱碳结束开始计时min 将多组现场数据代入式(10)、式(11)，求得多组 图1钢中氧实测值与预测值对比 搅拌强度e值，再与用式(7)计算的多组k1值进行 Fig.I Comparison between calculated and measured values for oxy 回归，得到夹杂物上浮去除速率常数k1与搅拌强度 gen content e的大致关系， k1=0.49e0.04 (12) 上述RH处理条件不变，针对相同的吹氩流量， k1=0.455XG0.02D0.0396 某钢厂300t钢包RH处理的低碳铝镇静钢多次实 0.04 (13) 验数据与用式(15)计算的预测值的对应关系如图2 由式(13)可知，在RH处理过程中，夹杂物上浮 所示.两组数据基本吻合（绝对误差为（一0.79~ 去除速率常数k1与钢水环流量、浸渍管直径、吹氩 1.20)×10-6),这说明可用式(15)对RH处理的总 流量和处理钢水量有关，为促进夹杂物去除、降低 氧水平进行预测 钢水中氧含量，应提高k1值，提高k1值的途径为 16 提高吹氩流量、增大浸渍管直径， 14 2.5RH处理钢中氧含量预测公式的建立 12 将k1、k2、a和b代入式(2)有： 10 [0],=0.511X(%Fe0+%Mn0)(1-e-0.49:)十 6 ◆一实测值 [0]oe0.49: (14) 4 ■预测值 式(14)即为RH处理钢中总氧随时间等因素的 2 0 变化关系式，即钢中氧含量预报模型，若将夹杂物 1396 141814241427 吹Ar流量/L-min) 上浮去除速率常数k1用浸渍管直径D、吹氩流量 G、处理钢水质量W表示，则下式也可用来表示氧 图2相同吹氩流量条件下钢中氧实测值与预测值对比 的质量分数预报模型： Fig.2 Comparison between calculated and measured values for oxy [0].=0.511×(%Fe0+%Mn0)X gen content at the same argon flow rate 0.455D°-02c0.a396 0.4550-0.a6 1-e +[0]oe 4RH脱氧预测模型的应用 (15) 在RH装置一定的条件下，设浸渍管直径为 3RH脱氧预测模型的验证 550mm、钢包吹氩量为1400~1800Lmin,则用 模型公式(14)可以计算选取不同初始氧[0]0 在脱碳结束时初始氧[0]o=540×10-5,RH处 (300×10-6、,500×10-6和700×10-6)或选取不同 理开始时刻钢包渣(Fe0十Mn0)=16.4%,夹杂物 钢包渣(Fe0+Mn0)含量（质量分数15%、10%和 上浮速率k1=0.499min1,钢包吹氩量为1400~ 5%)时的H处理时间与钢中总氧关系曲线，如图 1800Lmin-1,浸渍管直径为550mm,钢包直径为 3、图4所示。也可以根据模型设计成软件，根据生
夹杂物上浮去除的速度 k1 与钢液搅拌强度ε有关 而钢包搅拌强度ε用下式计算［9］： ε＝ 7240·Q·（ Q·D —2） 2 W （8） 钢液环流量由下式得到［9］： Q＝0∙02D 1∙5G 0∙33 （9） 式中Q 为 环 流 量t ·min —1 ；G 为 吹 氩 流 量 L·min —1 ；D 为浸渍管直径cm；W 为处理钢水量 t；ε为搅拌强度W·t —1． 将已知操作条件代入式（8）、式（9）则得到现行 生产条件下300t 钢包 RH 处理的钢水搅拌强度和 钢水环流量： ε＝2∙637×10—6Q 3 （10） Q＝8∙158G 0∙33 （11） 将多组现场数据代入式（10）、式（11）求得多组 搅拌强度ε值再与用式（7）计算的多组 k1 值进行 回归得到夹杂物上浮去除速率常数 k1 与搅拌强度 ε的大致关系． k1＝0∙49ε0∙04 （12） k1＝0∙455× G 0∙02D 0∙0396 W 0∙04 （13） 由式（13）可知在 RH 处理过程中夹杂物上浮 去除速率常数 k1 与钢水环流量、浸渍管直径、吹氩 流量和处理钢水量有关．为促进夹杂物去除、降低 钢水中氧含量应提高 k1 值．提高 k1 值的途径为 提高吹氩流量、增大浸渍管直径． 2∙5 RH 处理钢中氧含量预测公式的建立 将 k1、k2、α和 b 代入式（2）有： ［O］ t＝0∙511×（％FeO＋％MnO）（1—e —0∙499t ）＋ ［O］0e —0∙499t （14） 式（14）即为 RH 处理钢中总氧随时间等因素的 变化关系式即钢中氧含量预报模型．若将夹杂物 上浮去除速率常数 k1 用浸渍管直径 D、吹氩流量 G、处理钢水质量 W 表示则下式也可用来表示氧 的质量分数预报模型： ［O］ t＝0∙511×（％FeO＋％MnO）× 1—e —0∙455 D 0∙02 G 0∙0396 W 0∙04 t ＋［O］0e —0∙455 D 0∙02 G 0∙0396 W 0∙04 t （15） 3 RH 脱氧预测模型的验证 在脱碳结束时初始氧［O］0＝540×10—6RH 处 理开始时刻钢包渣 （FeO＋MnO）＝16∙4％夹杂物 上浮速率 k1＝0∙499min —1钢包吹氩量为1400～ 1800L·min —1浸渍管直径为550mm钢包直径为 3900mm钢包内衬为碱性的条件下某钢厂300t 钢包 RH 处理的低碳铝镇静钢多次实验数据与用式 （14）计算的预测值的对应关系如图1所示．两组数 据基本吻合（绝对误差为（—1∙0～3∙4）×10—6）这 说明可用式（14）对 RH 处理的总氧水平进行预测． 图1 钢中氧实测值与预测值对比 Fig．1 Comparison between calculated and measured values for oxygen content 上述 RH 处理条件不变针对相同的吹氩流量 某钢厂300t 钢包 RH 处理的低碳铝镇静钢多次实 验数据与用式（15）计算的预测值的对应关系如图2 所示．两组数据基本吻合（绝对误差为（—0∙79～ 1∙20）×10—6）这说明可用式（15）对 RH 处理的总 氧水平进行预测． 图2 相同吹氩流量条件下钢中氧实测值与预测值对比 Fig．2 Comparison between calculated and measured values for oxygen content at the same argon flow rate 4 RH 脱氧预测模型的应用 在 RH 装置一定的条件下设浸渍管直径为 550mm、钢包吹氩量为1400～1800L·min —1则用 模型公式 （14） 可 以 计 算 选 取 不 同 初 始 氧 ［ O ］0 （300×10—6、500×10—6和700×10—6）或选取不同 钢包渣（FeO＋MnO）含量（质量分数15％、10％和 5％）时的 RH 处理时间与钢中总氧关系曲线如图 3、图4所示．也可以根据模型设计成软件根据生 ·976· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第8期 孙彦辉等：RH处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 .977 产需要，在线实时进行计算，为RH操作提供指导， (4)控制钢包渣中(Fe0+Mn0)含量.钢包渣 (1)预测RH处理终点时的总氧，已知初始氧 中(FeO十MnO)对RH处理最终所能达到的洁净度水 [0]o=540×10-6,钢包渣(Fe0十Mn0)=15%,由 平有重要影响.由图3可知，在处理时间为l3min 图3或式(14)可以得出，RH脱碳结束后再处理 条件下，渣中(Fe0十Mn0)=15%时，RH处理所能 13mim,[0]z可达到8.47×10-6水平. 达到的洁净度为8×10-6；渣中(Fe0十Mn0)= 10%时，RH处理所能达到的洁净度为6×10-6；渣 120 [01=540×104 100 钢包渣中(FeO+MnO) 中(Fe0十Mn0)=5%时，RH处理所能达到的洁净 5% 度为3.4×10-6.因此，有必要控制渣中(Fe0十 80 -一10% 159% Mn0)<10%,这样将使钢水洁净度有很大提高， 60 (5)控制初始氧[0]o,钢中初始氧[0]o越高 40 达到相同T[0]水平所需的时间越长.例如，当初始 20 主主主 氧[0]o=300×10-6,处理9min时[0].可达到8× 791113151719 10-6;而初始氧[0]o=700×10-6时，则需处理 从RH脱碳结束开始计时min 11min以上钢液洁净度才能达到同等水平，如图4 图3RH处理钢中氧的预测曲线 所示，因此，应该尽可能降低脱碳结束时钢中的氧 Fig.3 Oxygen prediction curves of steel in RH treatment process 含量，这对提高钢洁净度，节约成本有重要意义 (2)根据目标氧[0]，确定RH初始的处理工艺 5结论 参数.在钢包渣(Fe0十Mn0)=10%情况下，若要 使RH处理结束时目标氧[0]：达到8×10-6的水 (1)建立了300t钢包RH处理过程中钢中氧 平，由图4或式(14)可以得出，初始氧[0]o=500× 含量的预测模型，由模型预测的[0]：与实际测定结 10-6时，脱碳结束后需再处理10min;初始氧[0]o= 果相比，其误差为一1×10-6~3.4×10-6 (2)由预测模型分析知，影响RH处理过程中 300X10-6时，脱碳结束后需再处理8min. 钢中总氧含量的因素有吹氩流量、浸渍管直径、处理 160- 140 时间、渣中(Fe0十MnO)含量、钢中初始氧等；促进 120 (Fe0+MnO)=10% 夹杂物上浮的手段有增大吹氩流量、增大浸渍管直 钢中初始氧10 +O/To] ±-300 径，但都有一个合适的范围. 500 6 (3)已知RH处理工艺条件来预测目标[0]， -700 根据所要求的RH处理结束时目标[O]:确定应具 40 备的处理工艺参数，为实际生产操作者优化RH处 0 理工艺提供依据. 91113151719 从RH脱碳结束开始计时min 参考文献 图4RH处理钢中氧的预测曲线 [1]Kato Y,Nakato H.FujiT,et al.Fluid flow in ladle and its effect Fig.4 Oxygen prediction curves of steel in RH treatment process on decarburization rate in RH degasser.ISIJInt,1993,33(10): 1088 (3)预测最佳处理时间.在0~l0min内，随着 [2]Kishimoto Y,Yamaguchi K.Sakuraya T,et al.Decarburization 处理时间的延长，[0]：显著降低，在10~13min reaction in ultralow carbon iron melt under reduced pressure 内，随着处理时间的延长，[0]：变化较小.在13min IS1J1t,1993,33(3):391 以后，随着处理时间的延长，[0]：基本无变化，如图 [3]Fang D.Liu ZZ,Cai KK.Optimum process of RH treatment 3、图4所示 for ultralow carbon steel.J Univ Sci Technol Beijing.1999, 21(5):426 例如，渣中(Fe0+Mn0)=10%时，处理10min (方东，刘中柱，蔡开科.RH生产超低碳钢的工艺优化.北京 比处理5min时钢中总氧[0]，减少82%；处理 科技大学学报，1999,21(5)：426) 13min比处理10min钢中总氧[0]，减少32%；处理 [4]Yamaguchi K.Kishimoto Y.Sakuraya T,et al.Effect of refin- 20min比处理13min时钢中总氧[0]：减少13%. ing conditions for utra low carbon steel on decarburization reaction 由此可知，处理时间在10~13min较合适，即 in RH degasser.ISIJ Int.1992.32(1):126 加Al脱氧后再处理5~8min较合适， (下转第1012页)
产需要在线实时进行计算为 RH 操作提供指导． （1） 预测 RH 处理终点时的总氧．已知初始氧 ［O］0＝540×10—6钢包渣（FeO＋MnO）＝15％由 图3或式（14）可以得出RH 脱碳结束后再处理 13min［O］ t 可达到8∙47×10—6水平． 图3 RH 处理钢中氧的预测曲线 Fig．3 Oxygen prediction curves of steel in RH treatment process （2） 根据目标氧［O］ t 确定 RH 初始的处理工艺 参数．在钢包渣（FeO＋MnO）＝10％情况下若要 使 RH 处理结束时目标氧［O ］ t 达到8×10—6的水 平由图4或式（14）可以得出初始氧［O］0＝500× 10—6时脱碳结束后需再处理10min；初始氧［O］0＝ 300×10—6时脱碳结束后需再处理8min． 图4 RH 处理钢中氧的预测曲线 Fig．4 Oxygen prediction curves of steel in RH treatment process （3） 预测最佳处理时间．在0～10min 内随着 处理时间的延长［O ］ t 显著降低．在10～13min 内随着处理时间的延长［O］ t 变化较小．在13min 以后随着处理时间的延长［O］ t 基本无变化如图 3、图4所示． 例如渣中（FeO＋MnO）＝10％时处理10min 比处理5min 时钢中总氧 ［O ］ t 减少82％；处理 13min比处理10min 钢中总氧［O］ t 减少32％；处理 20min 比处理13min 时钢中总氧［O］ t 减少13％． 由此可知处理时间在10～13min 较合适即 加 Al 脱氧后再处理5～8min 较合适． （4） 控制钢包渣中（FeO＋MnO）含量．钢包渣 中（FeO＋MnO）对 RH 处理最终所能达到的洁净度水 平有重要影响．由图3可知在处理时间为13min 条件下渣中（FeO＋MnO）＝15％时RH 处理所能 达到的洁净度为8×10—6 ；渣中（FeO ＋ MnO） ＝ 10％时RH 处理所能达到的洁净度为6×10—6 ；渣 中（FeO＋MnO）＝5％时RH 处理所能达到的洁净 度为3∙4×10—6．因此有必要控制渣中（FeO ＋ MnO）＜10％这样将使钢水洁净度有很大提高． （5） 控制初始氧［O］0．钢中初始氧［O］0 越高 达到相同 T ［O］水平所需的时间越长．例如当初始 氧［O］0＝300×10—6处理9min 时［O］ t 可达到8× 10—6 ；而初始氧 ［ O ］0＝700×10—6时则需处理 11min以上钢液洁净度才能达到同等水平如图4 所示．因此应该尽可能降低脱碳结束时钢中的氧 含量这对提高钢洁净度节约成本有重要意义． 5 结论 （1） 建立了300t 钢包 RH 处理过程中钢中氧 含量的预测模型由模型预测的［O］ t 与实际测定结 果相比其误差为—1×10—6～3∙4×10—6． （2） 由预测模型分析知影响 RH 处理过程中 钢中总氧含量的因素有吹氩流量、浸渍管直径、处理 时间、渣中（FeO＋MnO）含量、钢中初始氧等；促进 夹杂物上浮的手段有增大吹氩流量、增大浸渍管直 径但都有一个合适的范围． （3） 已知 RH 处理工艺条件来预测目标［O］ t 根据所要求的 RH 处理结束时目标［O］ t 确定应具 备的处理工艺参数为实际生产操作者优化 RH 处 理工艺提供依据． 参 考 文 献 ［1］ Kato YNakato HFuji Tet al．Fluid flow in ladle and its effect on decarburization rate in RH degasser．ISIJ Int199333（10）： 1088 ［2］ Kishimoto YYamaguchi KSakuraya Tet al．Decarburization reaction in ultra-low carbon iron melt under reduced pressure． ISIJ Int199333（3）：391 ［3］ Fang DLiu Z ZCai K K．Optimum process of RH treatment for ultra-low carbon steel．J Univ Sci Technol Beijing1999 21（5）：426 （方东刘中柱蔡开科．RH 生产超低碳钢的工艺优化．北京 科技大学学报199921（5）：426） ［4］ Yamaguchi KKishimoto YSakuraya Tet al．Effect of refining conditions for ultra low carbon steel on decarburization reaction in RH degasser．ISIJ Int199232（1）：126 （下转第1012页） 第8期 孙彦辉等： RH 处理超低碳铝镇静钢的总氧预测模型及应用 ·977·
.1012, 北京科技大学学报 第31卷 [18]Du Y,Chang Y A.Huang B Y,et al.Diffusion coefficients of of the dissolution and melting of Al2Cu phase in Al-Si alloys dur- some solutes in fec and liquid Al:critical evaluation and correla- ing solution heat treatment.Metall Mater Trans A.1996.27: tion.Mater Sci Eng A.2003.363:140 1785 [19]Liang X,Lavernia E J.Solidification and microstructure evolu- [22]Srivastava A K.Srivastava V C.Gloter A.et al.Microstrue- tion during spray atomization and deposition of NisAl.Mater Sci tural features induced by spray processing and hot extrusion of an EmgA,1993,161:221 Al-18%Si-5%Fe-1.5%Cu alloy.Acta Mater.2006,54:1741 [20]Mondolfo L F.Aluminium Alloys:Structure and Properties. [23]Belov N A.Eskin D G.Aksenov AA.Multicomponent Phase London-Boston:Butterworths,1976 Diagram:Applications for Commercial Aluminum Alloys. [21]Samuel A M.Gauthier J.Samuel F H.Microstructural aspects Amsterdam:Elsevier,2005:97 (上接第977页) [5]Inoue S,Furuno Y.Usui T,et al.Acceleration of decarburiza Trans Iron Steel Inst Jpn.1988.28(4):305 tion in RH vacuum degassing process.ISIJ Int.1992.32(1): [8]Takahashi M.Matsumoto H.Saito T.Mechanism of decarbur 120 ization in RH degasser.ISIJ Int.1995.35(12):1452 [6]Harashima K.MizoguchiS,Matsuo M,et al.Rates of nitrogen [9]Zhang L F.Xu Z B.Zhu L X.et al.A model for predicting oxy- and carbon removal from liquid iron in low content region under gen content of steel in the process of RH treatment.Eng Chem reduced pressures.ISIJ Int.1992.32(1):111 Metall,1997,18(4):367 [7]Kuwabara T,Umezawa K.Mori K,et al.Investigation of decar- (张立蜂，许中波，朱立新，等，RH真空处理过程中钢中氧含 burization behavior in RH reactor and its operation improvement. 量预测模型.化工治金，1997,18(4)：367)
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