工程科学学报，第41卷，第2期：190-198,2019年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.2:190-198,February 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.02.005;http://journals.ustb.edu.cn 高炉炉缸含钛保护层物相及TC3N。7形成机理 焦克新✉，张建良，刘征建，王广伟 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 ✉通信作者，E-mail:jiaokexin_ustb@126.com 摘要，基于高炉破损调查取样分析，借助X射线荧光分析、X射线衍射分析、电子探针分析、扫描电子显微镜结合能谱分析 等手段分析了高炉炉缸、炉底不同部位形成的含钛保护层化学成分、物相组成和微观形貌，并建立正规溶液热力学模型对 (C,N)形成的热力学条件进行分析，然后针对高炉的实际工况，明晰高炉炉缸TCN。,形成的条件.结果表明，高炉炉缸侧 壁最薄处炭砖残余厚度仅为200mm;炉缸炉底炭砖表面普遍存在含钛保护层，保护层平均厚度在300~600mm左右，高炉炉 缸不同部位形成的保护层中Ti(C,N)主要以TiCa3N。,形式存在，并与Fe相聚集在一起.Ti(C,N)固溶体实际混合摩尔生成 吉布斯自由能显著低于标准混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混合摩尔生成吉布斯自由能.在不同温度条件下，TC和TN 在固溶体中存在的比例不同，高温时以析出TiC为主，低温时以析出TN为主.Ti(C,N)固溶体的形成与高炉热力学状态条 件直接相关，TiC3N。.,在该高炉炉缸中的形成温度为1423℃. 关键词高炉；炉缸；含钛保护层；物相组成；TCN。7;析出温度 分类号TF533.2 Mineralogical phase and formation mechanism of titanium-bearing protective layers in a blast furnace hearth JIAO Ke-xin,ZHANG Jian-liang,LIU Zheng-jian,WANG Guang-wei School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China ☒Corresponding author,E-mail:jiaokexin_usth@126.com ABSTRACT In theory and practice,TiO2-bearing iron ores are the preferred raw materials for prolonging blast furnace times due to their protection of the refractory lining of the hearth.Currently,however,a lack of detailed understanding of the mineralogical composi- tion,formation mechanism,and ratio of C to N in the Ti(C,N)solid solution leaves the blast furnace operator unable to employ a sci- entific and effective measure to deal with abnormal hearth erosion.As a result,frequent hearth breakouts might occur,causing great fi- nancial loss to steel companies.In the present work,in an attempt to clarify the essence of longevity blast furnaces,investigations were conducted into blast furnace hearth damage together with dissection analyses,to derive the mineralogical composition and microstructure of titanium-bearing protective layers.The results show that the exact chemical composition of the TiC,N,-which formed in the blast furnace is TiC.3 N.7.Based on thermodynamic analysis,the standard Gibbs free energy of the formation of Ti(C,N)decreases at first,then increases with increasing TiC content.At different temperatures,the proportion of TiC and TiN in the solid solution is differ- ent,i.e.,more TiC at higher temperatures but more TiN at lower temperatures.Atl423℃，the TiCo3N.,is formed in the hot-side of the investigated blast furnace hearth,and the thickness of the titanium-bearing protective layer varies with smelting intensity,tempera- ture,and circulation strength of hot metal.This paper classifies the protective layer into various types based on formation mechanism. Finally,a comprehensive regulatory scheme is presented to act as a basis for extending the lifespan of the blast furnace hearth. KEY WORDS blast furnace;hearth;titanium-bearing protective layer;phase composition;TiCo.3 No.;precipitation temperature 收稿日期：2018-02-28 基金项目：国家青年自然科学基金资助项目(51704019)
工程科学学报,第 41 卷,第 2 期:190鄄鄄198,2019 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 2: 190鄄鄄198, February 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 02. 005; http: / / journals. ustb. edu. cn 高炉炉缸含钛保护层物相及 TiC0郾 3 N0郾 7 形成机理 焦克新苣 , 张建良, 刘征建, 王广伟 北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 苣通信作者, E鄄mail: jiaokexin_ustb@ 126. com 摘 要 基于高炉破损调查取样分析,借助 X 射线荧光分析、X 射线衍射分析、电子探针分析、扫描电子显微镜结合能谱分析 等手段分析了高炉炉缸、炉底不同部位形成的含钛保护层化学成分、物相组成和微观形貌,并建立正规溶液热力学模型对 Ti (C, N)形成的热力学条件进行分析,然后针对高炉的实际工况,明晰高炉炉缸 TiC0郾 3N0郾 7形成的条件. 结果表明,高炉炉缸侧 壁最薄处炭砖残余厚度仅为 200 mm;炉缸炉底炭砖表面普遍存在含钛保护层,保护层平均厚度在 300 ~ 600 mm 左右,高炉炉 缸不同部位形成的保护层中 Ti(C, N)主要以 TiC0郾 3N0郾 7形式存在,并与 Fe 相聚集在一起. Ti(C, N)固溶体实际混合摩尔生成 吉布斯自由能显著低于标准混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混合摩尔生成吉布斯自由能. 在不同温度条件下,TiC 和 TiN 在固溶体中存在的比例不同,高温时以析出 TiC 为主,低温时以析出 TiN 为主. Ti(C, N)固溶体的形成与高炉热力学状态条 件直接相关,TiC0郾 3N0郾 7在该高炉炉缸中的形成温度为 1423 益 . 关键词 高炉; 炉缸; 含钛保护层; 物相组成; TiC0郾 3N0郾 7 ; 析出温度 分类号 TF533郾 2 收稿日期: 2018鄄鄄02鄄鄄28 基金项目: 国家青年自然科学基金资助项目(51704019) Mineralogical phase and formation mechanism of titanium鄄bearing protective layers in a blast furnace hearth JIAO Ke鄄xin 苣 , ZHANG Jian鄄liang, LIU Zheng鄄jian, WANG Guang鄄wei School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣Corresponding author, E鄄mail: jiaokexin_ustb@ 126. com ABSTRACT In theory and practice, TiO2 鄄bearing iron ores are the preferred raw materials for prolonging blast furnace times due to their protection of the refractory lining of the hearth. Currently, however, a lack of detailed understanding of the mineralogical composi鄄 tion, formation mechanism, and ratio of C to N in the Ti(C, N) solid solution leaves the blast furnace operator unable to employ a sci鄄 entific and effective measure to deal with abnormal hearth erosion. As a result, frequent hearth breakouts might occur, causing great fi鄄 nancial loss to steel companies. In the present work, in an attempt to clarify the essence of longevity blast furnaces, investigations were conducted into blast furnace hearth damage together with dissection analyses, to derive the mineralogical composition and microstructure of titanium鄄bearing protective layers. The results show that the exact chemical composition of the TiCxN1 - x which formed in the blast furnace is TiC0郾 3N0郾 7 . Based on thermodynamic analysis, the standard Gibbs free energy of the formation of Ti(C, N) decreases at first, then increases with increasing TiC content. At different temperatures, the proportion of TiC and TiN in the solid solution is differ鄄 ent, i. e. , more TiC at higher temperatures but more TiN at lower temperatures. At 1423 益 , the TiC0郾 3N0郾 7 is formed in the hot鄄side of the investigated blast furnace hearth, and the thickness of the titanium鄄bearing protective layer varies with smelting intensity, tempera鄄 ture, and circulation strength of hot metal. This paper classifies the protective layer into various types based on formation mechanism. Finally, a comprehensive regulatory scheme is presented to act as a basis for extending the lifespan of the blast furnace hearth. KEY WORDS blast furnace; hearth; titanium鄄bearing protective layer; phase composition; TiC0郾 3N0郾 7 ; precipitation temperature
焦克新等：高炉炉缸含钛保护层物相及TC。:N。,形成机理 ·191· 高炉炉缸保护层的存在是保障高炉炉缸寿命的 高炉连续生产无中修.炉缸直径为5650mm,死铁层 必要条件1-).在钛矿护炉操作过程中，通过调节各 深度为1121mm,该高炉于2006一2011年采用普通 项生产操作参数使得T(C,N)等高熔点物相在炉 矿冶炼，随后采用钒钛矿冶炼直至停炉大修.大修 缸炭砖侵蚀较为严重的区域析出，从而减缓炭砖的 过程中发现高炉炉缸炉底侵蚀较为严重，炉缸侧壁 进一步侵蚀，因此，明晰含钛保护层的形成机理对生 铁口中心线下约1.0~1.5m处炭砖剩余厚度仅为 产操作具有重要意义[4-).张建良等[)]在高炉破损 200mm,炉底侵蚀也非常严重，仅剩余最底层炭砖. 调查和高炉解剖调研的基础上建立了高炉炉缸保护 但在炉缸炉底炭砖热面形成大量的含钛保护层， 层类别体系，将保护层分为富铁层、富石墨碳层、富 其中在炉缸侧壁形成约600mm厚的保护层，在炉 渣层、富钛层，并指出富钛保护层是最易于形成的保 底沉积的保护层最厚部位约1000mm,大大增加了 护层.Li等1o-)利用激光高温显微镜的试验数据 炉缸炉底厚度，几乎填补了非钒钛矿冶炼期间炉 确定了钛在碳饱和铁液内的溶解度及T(C,N)形 缸炉底炭砖的侵蚀，对高炉炉缸安全起到了积极 成所需的最低钛含量，白晨光2)、Zhen等-和 的作用. Liu等s1研究了外配TiC、TiN、Ti(C,N)颗粒的数 通过高炉炉缸破损调查取样发现，高炉炉缸在 量和粒度对炉渣黏度的影响；王喜庆[16]、宋建成)] 不同部位形成的保护层具有不同的形貌特征.根据 分析了高炉炉缸沉积物的主要物相组成，T主要以 其表观形貌及不同的形成位置，本文分别在三个部 Ti(C,N)的形式存在，而非TiC、TiN独立存在：Wa- 位进行取样.1)炉缸侧壁大部分区域形成的坚硬且 da和Pehlket18]以及Ozturk和Fruehan19实验研究 致密的红棕色矿石状保护层，如图1(a):2)炉缸与 了特定温度下Ti(C,N)中TiC和TN的比例，但高 炉底交界处(“象脚”部位)形成的层状保护层，表观 炉炉缸实际保护层Ti(C,N)中TiC和TN的比例 颜色呈黑色，并夹杂着金属光泽，如图1(b)3)在炉 及其形成机理尚未有研究报道.本文在实际大修高 底沉积的呈规则形状金黄色颗粒状保护层，表观硬 炉破损调查时对高炉炉缸含钛保护层进行取样分 度疏松，如图1（©）.取样后，利用X射线荧光分析 析，采用实验分析方法明晰高炉炉缸含钛保护层物 法(XRF)对高炉炉缸保护层的化学成分进行分析， 相组成并解析其形成机理，旨在为高炉操作过程中 运用X射线衍射(XRD)、电子探针(EPMA)等对炉 对保护层的调控提供指导. 缸保护层物相进行分析，研究各组分元素在不同炉 缸保护层中的赋存状态，通过扫描电子显微镜-能 1研究方法 谱分析(SEM-EDS)对高炉炉缸不同部位保护层试 某高炉于2006年12月3日建成投产，至2014 样的微观形貌进行研究，在此基础上，解析含钛保护 年9月3日停炉大修.一代炉役7年零9个月，该 层的形成机理 (a) b 03456784 053456789D123456 23456789D123456789日12345 图1高炉炉缸炉底保护层宏观形貌.(a)1号试样：(b)2号试样：（©）3号试样 Fig.1 Macroscopic morphology of the protective layer in blast furnace hearth:(a)sample 1;(b)sample 2;(c)sample 3 含有大量的含钛化合物，T0,质量分数在31.72%~ 2结果分析及讨论 67.21%之间，保护层中Fe元素含量较高.从渣相 2.1保护层物相分析 组分可以看出，1号试样渣相中碱性氧化物Ca0和 含钛保护层试样X射线荧光分析(XRF)结果 Mg0含量较高；2号试样和3号试样渣相中酸性氧 如表1所示.从表中可以看出，高炉炉缸保护层中 化物Si0,和A山，0，含量较高，该成分与高炉炉渣
焦克新等: 高炉炉缸含钛保护层物相及 TiC0郾 3N0郾 7形成机理 高炉炉缸保护层的存在是保障高炉炉缸寿命的 必要条件[1鄄鄄3] . 在钛矿护炉操作过程中,通过调节各 项生产操作参数使得 Ti(C, N)等高熔点物相在炉 缸炭砖侵蚀较为严重的区域析出,从而减缓炭砖的 进一步侵蚀,因此,明晰含钛保护层的形成机理对生 产操作具有重要意义[4鄄鄄8] . 张建良等[9] 在高炉破损 调查和高炉解剖调研的基础上建立了高炉炉缸保护 层类别体系,将保护层分为富铁层、富石墨碳层、富 渣层、富钛层,并指出富钛保护层是最易于形成的保 护层. Li 等[10鄄鄄11] 利用激光高温显微镜的试验数据 确定了钛在碳饱和铁液内的溶解度及 Ti(C, N)形 成所需的最低钛含量,白晨光[12] 、Zhen 等[13鄄鄄14] 和 Liu 等[15]研究了外配 TiC、TiN、Ti(C, N) 颗粒的数 量和粒度对炉渣黏度的影响;王喜庆[16] 、宋建成[17] 分析了高炉炉缸沉积物的主要物相组成,Ti 主要以 Ti(C, N)的形式存在,而非 TiC、TiN 独立存在;Wa鄄 da 和 Pehlke [18] 以及 Ozturk 和 Fruehan [19] 实验研究 了特定温度下 Ti(C, N)中 TiC 和 TiN 的比例,但高 炉炉缸实际保护层 Ti(C, N)中 TiC 和 TiN 的比例 及其形成机理尚未有研究报道. 本文在实际大修高 炉破损调查时对高炉炉缸含钛保护层进行取样分 析,采用实验分析方法明晰高炉炉缸含钛保护层物 相组成并解析其形成机理,旨在为高炉操作过程中 对保护层的调控提供指导. 1 研究方法 某高炉于 2006 年 12 月 3 日建成投产,至 2014 年 9 月 3 日停炉大修. 一代炉役 7 年零 9 个月,该 高炉连续生产无中修. 炉缸直径为5650 mm,死铁层 深度为 1121 mm,该高炉于 2006—2011 年采用普通 矿冶炼,随后采用钒钛矿冶炼直至停炉大修. 大修 过程中发现高炉炉缸炉底侵蚀较为严重,炉缸侧壁 铁口中心线下约 1郾 0 ~ 1郾 5 m 处炭砖剩余厚度仅为 200 mm,炉底侵蚀也非常严重,仅剩余最底层炭砖. 但在炉缸炉底炭砖热面形成大量的含钛保护层, 其中在炉缸侧壁形成约 600 mm 厚的保护层,在炉 底沉积的保护层最厚部位约 1000 mm,大大增加了 炉缸炉底厚度,几乎填补了非钒钛矿冶炼期间炉 缸炉底炭砖的侵蚀,对高炉炉缸安全起到了积极 的作用. 通过高炉炉缸破损调查取样发现,高炉炉缸在 不同部位形成的保护层具有不同的形貌特征. 根据 其表观形貌及不同的形成位置,本文分别在三个部 位进行取样. 1)炉缸侧壁大部分区域形成的坚硬且 致密的红棕色矿石状保护层,如图 1( a);2)炉缸与 炉底交界处(“象脚冶部位)形成的层状保护层,表观 颜色呈黑色,并夹杂着金属光泽,如图 1(b);3)在炉 底沉积的呈规则形状金黄色颗粒状保护层,表观硬 度疏松,如图 1(c). 取样后,利用 X 射线荧光分析 法(XRF)对高炉炉缸保护层的化学成分进行分析, 运用 X 射线衍射(XRD)、电子探针(EPMA)等对炉 缸保护层物相进行分析,研究各组分元素在不同炉 缸保护层中的赋存状态,通过扫描电子显微镜鄄鄄 能 谱分析(SEM鄄鄄EDS)对高炉炉缸不同部位保护层试 样的微观形貌进行研究,在此基础上,解析含钛保护 层的形成机理. 图 1 高炉炉缸炉底保护层宏观形貌 郾 (a) 1 号试样; (b) 2 号试样; (c) 3 号试样 Fig. 1 Macroscopic morphology of the protective layer in blast furnace hearth: (a) sample 1; (b) sample 2; (c) sample 3 2 结果分析及讨论 2郾 1 保护层物相分析 含钛保护层试样 X 射线荧光分析(XRF) 结果 如表 1 所示. 从表中可以看出,高炉炉缸保护层中 含有大量的含钛化合物,TiO2质量分数在 31郾 72% ~ 67郾 21% 之间,保护层中 Fe 元素含量较高. 从渣相 组分可以看出,1 号试样渣相中碱性氧化物 CaO 和 MgO 含量较高;2 号试样和 3 号试样渣相中酸性氧 化物 SiO2 和 Al 2 O3 含量较高,该成分与高炉炉渣 ·191·
·192· 工程科学学报，第41卷，第2期 表1保护层试样X射线荧光分析法成分分析（质量分数） Table 1 XRF analysis of the protective layer samples % 试样 TiO, Fe203 Ca0 Si0, Al2O3 Mgo Na,O K,0 1号试样 31.72 14.04 15.94 14.39 10.19 6.03 2.08 0.5 0.84 2号试样 45.07 19.17 0.61 3.05 14.27 0.04 12.89 0.32 0.34 3号试样 54.21 17.66 0.38 8.49 2.28 0.11 15.15 0.34 0.64 高炉渣 10.01 31.99 27.21 14.36 10.39 组分有明显区别 不同部位形成的保护层物相均有差别，其主要的差 图2给出了三类保护层试样的X射线衍射检 别在于渣相的不同，炉缸侧壁保护层中的渣相主要 测结果，由图可以看出，三类保护层试样的主要物相 为Ca,MgSi,0,相，炉缸“象脚”部位保护层渣相组分 均含有TiC。:N。,说明Ti在保护层中以TiCa3Na, 主要为AL,0,相，而炉底部位形成的保护层渣相含 的形态存在，C和N元素的原子比为3：7.高炉炉缸 量较少，这一结果与X射线荧光分析结果相一致. 1200 1200 (a) 1-TiCo3Noz (b) 1-TiCo3Noz 1000 2-Ca,MgSi,O. 1000 2AL,0 800 800 600 600 400 400 200 200 20 0 60 80 60 20) (c) 1-TCnN。 2000 2-Ti02 1500 1000 500 80 20M9 图2高炉炉缸炉底三类保护层试样X射线衍射检测结果.(a)1号试样：(b)2号试样；（©）3号试样 Fig.2 XRD results of three types of protective layers in the blast fumace hearth:(a)sample 1;(b)sample 2;(c)sample 3 为更加准确地验证保护层组元T(C,N)的具 表2高炉炉缸炉底保护层试样的电子探针分析结果 体成分，采用电子探针(EPMA,JXA-8230:JE0L,To- Table 2 EPMA analysis of the protective layer samples in blast fumace hearth bottom kyo,Japan)对保护层样品的元素成分进行检测，结 元素 质量分数/%原子数分数/% 摩尔比(T:C:N) 果如表2所示.由表可知，保护层中Ti、C和N的摩 65.858 49.648 尔比约为1：0.3：0.7，因此，可以准确的判断保护层 Q 5.198 14.869 1.000:0.300:0.715 组元Ti(C,N)的具体成分即为TiC3Na7,这与X N 16.872 35.483 射线衍射结果一致. 总计 87.928 100.000 高炉炉缸不同部位保护层试样的微观形貌如图 3所示.灰色区域为T(C,N)相，黑色区域为渣相， 护层呈现明显的分层现象，靠近冷面区域存在大量 白色区域为Fe相.高炉炉缸侧壁保护层中，Ti(C, 的Ti(C,N)物相，且Ti(C,N)颗粒直径较大，约为 N)相分布十分均匀，“象脚”部位形成的碳氨化钛保 80um,渣相含量相对较少，Fe相主要与Ti(C,N)
工程科学学报,第 41 卷,第 2 期 表 1 保护层试样 X 射线荧光分析法成分分析(质量分数) Table 1 XRF analysis of the protective layer samples % 试样 TiO2 Fe2O3 CaO SiO2 Al2O3 MgO C Na2O K2O 1 号试样 31郾 72 14郾 04 15郾 94 14郾 39 10郾 19 6郾 03 2郾 08 0郾 5 0郾 84 2 号试样 45郾 07 19郾 17 0郾 61 3郾 05 14郾 27 0郾 04 12郾 89 0郾 32 0郾 34 3 号试样 54郾 21 17郾 66 0郾 38 8郾 49 2郾 28 0郾 11 15郾 15 0郾 34 0郾 64 高炉渣 10郾 01 31郾 99 27郾 21 14郾 36 10郾 39 组分有明显区别. 图 2 给出了三类保护层试样的 X 射线衍射检 测结果,由图可以看出,三类保护层试样的主要物相 均含有 TiC0郾 3N0郾 7 ,说明 Ti 在保护层中以 TiC0郾 3 N0郾 7 的形态存在,C 和 N 元素的原子比为 3颐 7. 高炉炉缸 不同部位形成的保护层物相均有差别,其主要的差 别在于渣相的不同,炉缸侧壁保护层中的渣相主要 为 Ca2MgSi 2O7相,炉缸“象脚冶部位保护层渣相组分 主要为 Al 2O3 相,而炉底部位形成的保护层渣相含 量较少,这一结果与 X 射线荧光分析结果相一致. 图 2 高炉炉缸炉底三类保护层试样 X 射线衍射检测结果. (a) 1 号试样; (b) 2 号试样; (c) 3 号试样 Fig. 2 XRD results of three types of protective layers in the blast furnace hearth: (a) sample 1; (b) sample 2; (c) sample 3 为更加准确地验证保护层组元 Ti(C, N)的具 体成分,采用电子探针(EPMA,JXA鄄鄄8230;JEOL,To鄄 kyo,Japan)对保护层样品的元素成分进行检测,结 果如表 2 所示. 由表可知,保护层中 Ti、C 和 N 的摩 尔比约为 1颐 0郾 3颐 0郾 7,因此,可以准确的判断保护层 组元 Ti(C, N)的具体成分即为 TiC0郾 3 N0郾 7 ,这与 X 射线衍射结果一致. 高炉炉缸不同部位保护层试样的微观形貌如图 3 所示. 灰色区域为 Ti(C, N)相,黑色区域为渣相, 白色区域为 Fe 相. 高炉炉缸侧壁保护层中,Ti(C, N)相分布十分均匀,“象脚冶部位形成的碳氮化钛保 表 2 高炉炉缸炉底保护层试样的电子探针分析结果 Table 2 EPMA analysis of the protective layer samples in blast furnace hearth bottom 元素 质量分数/ % 原子数分数/ % 摩尔比(Ti颐 C颐 N) Ti 65郾 858 49郾 648 C 5郾 198 14郾 869 1郾 000颐 0郾 300颐 0郾 715 N 16郾 872 35郾 483 总计 87郾 928 100郾 000 护层呈现明显的分层现象,靠近冷面区域存在大量 的 Ti(C, N)物相,且 Ti(C, N)颗粒直径较大,约为 80 滋m,渣相含量相对较少,Fe 相主要与 Ti(C, N) ·192·
焦克新等：高炉炉缸含钛保护层物相及TiCa3No,形成机理 ·193· 冷面位置 500um 500um I mm 图3高炉炉缸不同部位保护层试样的微观形貌.(a)1号试样；(b)2号试样：()3号试样 Fig.3 Microscopic appearance of the protective layer of different parts in the blast furnace hearth:(a)sample 1;(b)sample 2;(c)sample 3 相结合，该部位的保护层微观形貌与高炉炉缸侧壁 中Ti多以Ti(C,N)的形式存在，因此，有必要对T (1号试样)的结果相似.而该处保护层的热面区域 (C,N)形成的吉布斯自由能进行更深层次的理论 形成的保护层含有大量的渣相，Ti(C,N)含量相对 分析和定量化分析.假设Ti(C,N)中Ti、C,N元素 较少且Fe相与Ti(C,N)相聚集在一起.在炉底部 的存在完全符合化学计量关系，即T(C,N)中各元 位形成的保护层结构比较规则，T(C,N)呈正方形 素的原子和间隙原子数量相等，且为了便于定量计 或多边形，连成一片，颗粒直径约300μm. 算，下文中Ti(C,N)化学式用TiCN1-表示.因此， 2.2高炉炉缸Ti(C,N)形成热力学分析 1 mol TiC,N,-物相中含有x mol TiC和(1-x)mol 2.2.1Ti(C,N)标准摩尔生成吉布斯自由能 TiN.则TiCN,-.生成的化学反应方程式： TO,在高炉高温高压条件下会与高炉中炽热的 TiC)+(1-x)TiN()=TiC,NI)(3) 焦炭发生反应，还原为TiC和TN[9-20].反应生成 方程(3)的实际摩尔混合吉布斯自由能可表达 的TC、TN等物相弥散分布于高炉渣相中，还原反 如下23-24刘， 应生成的部分T溶解进入铁相，当铁液中T和C △G.=△G唱N1-x4,G限-(1-x)A,G侃=- 或Ti和N的浓度积达到饱和时，铁液中的Ti也可 △mkGi+△mGt (4) 以以TC、TN的形态析出，其化学反应方程如下所 由式(4)，TiCN,-标准摩尔生成吉布斯自由能 示[21-2]， 表达式如下所示： [Ti]+[C]=TiC(, A,G层.=xA,G限+(1-x)A,G层+△aG+△G △Ge=-166483+93.11T,Jmol-1 (1) (5) []+Nx=TiN 式中：△，G品-，A,G品c,△，C品分别为TC,N-xTiC、 TiN的标准摩尔生成吉布斯自由能，J·mol-l;△ △G9=-279842+129.29T,Jmol-1(2) G、△G分别为TiC与TiN理想摩尔混合吉布斯 其中，△G©为反应标准吉布斯自由能，T为热力学温 自由能和过剩摩尔混合吉布斯自由能，Jmol:x为 度.上述化学反应均是考虑TC和TN单相的生成 TiC在TiC,N,-,固溶体中的摩尔分数. 条件，而在高炉实际生产过程中，形成的含钛保护层 在炉缸含钛保护层TiC,N,-中，TiC和TiN的摩
焦克新等: 高炉炉缸含钛保护层物相及 TiC0郾 3N0郾 7形成机理 图 3 高炉炉缸不同部位保护层试样的微观形貌 郾 (a) 1 号试样; (b) 2 号试样; (c) 3 号试样 Fig. 3 Microscopic appearance of the protective layer of different parts in the blast furnace hearth: (a) sample 1; (b) sample 2; (c) sample 3 相结合,该部位的保护层微观形貌与高炉炉缸侧壁 (1 号试样)的结果相似. 而该处保护层的热面区域 形成的保护层含有大量的渣相,Ti(C, N)含量相对 较少且 Fe 相与 Ti(C, N)相聚集在一起. 在炉底部 位形成的保护层结构比较规则,Ti(C, N)呈正方形 或多边形,连成一片,颗粒直径约 300 滋m. 2郾 2 高炉炉缸 Ti(C, N)形成热力学分析 2郾 2郾 1 Ti(C, N)标准摩尔生成吉布斯自由能 TiO2在高炉高温高压条件下会与高炉中炽热的 焦炭发生反应,还原为 TiC 和 TiN [19鄄鄄20] . 反应生成 的 TiC、TiN 等物相弥散分布于高炉渣相中,还原反 应生成的部分 Ti 溶解进入铁相,当铁液中 Ti 和 C 或 Ti 和 N 的浓度积达到饱和时,铁液中的 Ti 也可 以以 TiC、TiN 的形态析出,其化学反应方程如下所 示[21鄄鄄22] : [Ti] + [C] = TiC(s) , 驻G 苓 = - 166483 + 93郾 11T, J·mol - 1 (1) [Ti] + 1 2 N2(g) = TiN(s) , 驻G 苓 = - 279842 + 129郾 29T, J·mol - 1 (2) 其中,驻G 苓为反应标准吉布斯自由能,T 为热力学温 度. 上述化学反应均是考虑 TiC 和 TiN 单相的生成 条件,而在高炉实际生产过程中,形成的含钛保护层 中 Ti 多以 Ti(C, N)的形式存在,因此,有必要对 Ti (C, N)形成的吉布斯自由能进行更深层次的理论 分析和定量化分析. 假设 Ti(C, N)中 Ti、C、N 元素 的存在完全符合化学计量关系,即 Ti(C, N)中各元 素的原子和间隙原子数量相等,且为了便于定量计 算,下文中 Ti(C, N)化学式用 TiCxN1 - x表示. 因此, 1 mol TiCxN1 - x物相中含有 x mol TiC 和(1 - x) mol TiN. 则 TiCxN1 - x生成的化学反应方程式: xTiC(s) + (1 - x)TiN(s) = TiCxN1 - x(s) (3) 方程(3)的实际摩尔混合吉布斯自由能可表达 如下[23 - 24] : 驻mixGm = 驻fG 苓 TiCxN1 - x - x驻fG 苓 TiC - (1 - x)驻fG 苓 TiN = 驻mixG id m + 驻mixG E m (4) 由式(4),TiCxN1 - x标准摩尔生成吉布斯自由能 表达式如下所示: 驻fG 苓 TiCxN1 - x = x驻fG 苓 TiC + (1 - x)驻fG 苓 TiN +驻mixG id m +驻mixG E m (5) 式中:驻fG 苓 TiCxN1 - x ,驻fG 苓 TiC ,驻fG 苓 TiN分别为 TiCxN1 - x、TiC、 TiN 的标准摩尔生成吉布斯自由能,J·mol - 1 ;驻mix G id m 、驻mixG E m 分别为 TiC 与 TiN 理想摩尔混合吉布斯 自由能和过剩摩尔混合吉布斯自由能,J·mol - 1 ;x 为 TiC 在 TiCxN1 - x固溶体中的摩尔分数. 在炉缸含钛保护层 TiCxN1 - x中,TiC 和 TiN 的摩 ·193·
·194· 工程科学学报，第41卷，第2期 尔分数如下式所示： TiC,N,-,理想混合摩尔生成吉布斯自由能达到最 nTic 低.而考虑过剩摩尔混合吉布斯自由能的实际 (6) nTic +nTiN TCN-固溶体，其实际混合摩尔生成吉布斯自由 能随着TC含量的增加呈现先降低后增加的趋势， 1-x=- (7) nTic +nTiN 且实际混合摩尔生成吉布斯自由能要显著低于标准 其中，nrc、nN分别为TiC和TiN的物质的量，mol. 混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混合摩尔生成吉 TC、TN的标准摩尔生成吉布斯自由能分别如下所 布斯自由能.当TiC的物质的量为0.3mol时，实际 示2]： 混合摩尔生成吉布斯自由能达到最低，其所对应的 Ti)+C(=TiC(, 成分最稳定25-]，因此，当温度为1400℃时，固溶 △，G8=-184800+12.55T,Jmol-1 (8) 体TC,N,-最稳定的存在形式中C和N的原子比 1 Ti+Na(=TiN, 为3：7，化学式为TiC.3Na7 △G8=-336300+93.26T,Jmol-1 ·标准混合摩尔生戒吉布斯自由能 (9) -165 一。一理想混合摩尔生成吉布斯自由能 ▲实际混合摩尔生成吉布斯自由能 而TC与TN理想摩尔混合吉布斯自由能由下 式所示25-26). A.G"=RT[xln x+(1-x)In (1-x)(10) -175 式中：T为热力学温度，K:R为标准摩尔气体常数， 取8.314J(molK)-. 180 Jung和Kang24.,]的研究结果表明，生成 -185 TiCN,-的过剩摩尔混合吉布斯自由能不仅与TC -190 和TN的含量有关，还与热力学温度有一定的关系， 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 TC物质的量mol 并得到TCN,-的过剩摩尔混合吉布斯自由能如下 式所示： 图4Ti(C,N)固溶体生成吉布斯自由能随TC物质的量的变化 (1400℃) dc店=x(1-x)(+子） (11) Fig.4 Change of Gibbs free energy of Ti(C.N)solid solution with TiC content(1400℃) 式中，b和r为拟合常数，b=-6.94:r=889.9K 2.2.2Ti(C,N)组分中TiC和TiN比例分析 图5给出了不同温度条件下，x mol TiC和(1- 定义x mol TiC和(1-x)mol TiN混合生成1 x)mol TiN混合形成1 mol TiC,N1-x,TiCN,-喜标准摩 mol TiC,N,-x,TiC与TiN标准混合摩尔生成吉布斯 尔生成吉布斯自由能随固溶体中TC含量的变化情 自由能和理想混合摩尔生成吉布斯自由能分别为： 况.从图中可以看出，在同一温度条件下，随着TC 4,G9=x△，G9+(1-x)△，G8(12) 物质的量的增加，TC,N,-.标准摩尔生成吉布斯自 △G=x△G9+(1-x)△，G8+△m.Gi(13) 由能随着TC含量的增加呈现先降低后增加的趋 结合式(5)、(8)~(10)、(11)~(13)可以计算 势，且在所有温度条件下，标准摩尔生成吉布斯自由 得出1400℃条件下，x mol TiC和(1-x)mol TiN混 能在某一TC物质的量范围区间内均存在最低值， 合形成1 mol TiC,N,-x,TiCN,-标准混合摩尔生成 如温度为1550℃时，TiC在TiC,N1-.中的物质的量 吉布斯自由能、理想混合摩尔生成吉布斯自由能和 为0.5mol时，TiCN,-标准摩尔生成吉布斯自由能 实际混合摩尔生成吉布斯自由能（即TC,N,-标准 达到最低值，而当温度为1300℃时，TiC在TiCN- 摩尔生成吉布斯自由能)随固溶体中TC含量的变 中的物质的量为0.2mol时，TiC,N-*标准摩尔生成 化情况，结果如图4所示.可以看出，TC的标准摩 吉布斯自由能达到最低值，说明不同的温度条件下 尔生成吉布斯自由能(xc=I)大于TN的标准摩尔 均存在一个稳定的成分，即TC,N,-,标准摩尔生成 生成吉布斯自由能(xc=0);TC,N,-.固溶体标准吉布斯自由能最低值时所对应的C、N比例为最稳 混合摩尔生成吉布斯自由能随着固溶体中TC含量 定存在的成分.另外，对于不同温度条件的 的增加呈线性增加；TC,N,-,固溶体理想混合摩尔 TC,N-标准摩尔生成吉布斯自由能，TC在TiC,N-x 生成吉布斯自由能随着TC含量的增加呈现先降低 固溶体中的含量随着温度的降低逐渐降低.当温度为 后增加的趋势，当TiC的物质的量为0.3mol时， 1550℃时，TiC在TiC,N1-.中的物质的量为0.5mol
工程科学学报,第 41 卷,第 2 期 尔分数如下式所示: x = nTiC nTiC + nTiN (6) 1 - x = nTiN nTiC + nTiN (7) 其中,nTiC 、nTiN分别为 TiC 和 TiN 的物质的量,mol. TiC、TiN 的标准摩尔生成吉布斯自由能分别如下所 示[25] : Ti (s) + C(s) = TiC(s) , 驻fG 苓 TiC = - 184800 + 12郾 55T, J·mol - 1 (8) Ti (s) + 1 2 N2(g) = TiN(s) , 驻fG 苓 TiN = - 336300 + 93郾 26T, J·mol - 1 (9) 而 TiC 与 TiN 理想摩尔混合吉布斯自由能由下 式所示[25鄄鄄26] : 驻mixG id m = RT[xln x + (1 - x)ln (1 - x)] (10) 式中:T 为热力学温度,K;R 为标准摩尔气体常数, 取 8郾 314 J·(mol·K) - 1 . Jung 和 Kang [24,27] 的 研 究 结 果 表 明, 生 成 TiCxN1 - x的过剩摩尔混合吉布斯自由能不仅与 TiC 和 TiN 的含量有关,还与热力学温度有一定的关系, 并得到 TiCxN1 - x的过剩摩尔混合吉布斯自由能如下 式所示: 驻mixG E m = bx(1 - x) (1 + T ) 子 (11) 式中,b 和 子 为拟合常数,b = - 6郾 94;子 = 889郾 9 K. 2郾 2郾 2 Ti(C, N)组分中 TiC 和 TiN 比例分析 定义 x mol TiC 和(1 - x) mol TiN 混合生成 1 mol TiCxN1 - x,TiC 与 TiN 标准混合摩尔生成吉布斯 自由能和理想混合摩尔生成吉布斯自由能分别为: 驻fG 苓 m = x驻fG 苓 TiC + (1 - x)驻fG 苓 TiN (12) 驻fG id m = x驻fG 苓 TiC + (1 - x)驻fG 苓 TiN + 驻mixG id m (13) 结合式(5)、(8) ~ (10)、(11) ~ (13)可以计算 得出 1400 益条件下,x mol TiC 和(1 - x) mol TiN 混 合形成 1 mol TiCxN1 - x,TiCxN1 - x标准混合摩尔生成 吉布斯自由能、理想混合摩尔生成吉布斯自由能和 实际混合摩尔生成吉布斯自由能(即 TiCxN1 - x标准 摩尔生成吉布斯自由能)随固溶体中 TiC 含量的变 化情况,结果如图 4 所示. 可以看出,TiC 的标准摩 尔生成吉布斯自由能(xTiC = 1)大于 TiN 的标准摩尔 生成吉布斯自由能( xTiC = 0);TiCxN1 - x固溶体标准 混合摩尔生成吉布斯自由能随着固溶体中 TiC 含量 的增加呈线性增加;TiCx N1 - x 固溶体理想混合摩尔 生成吉布斯自由能随着 TiC 含量的增加呈现先降低 后增加的趋势,当 TiC 的物质的量为 0郾 3 mol 时, TiCxN1 - x理想混合摩尔生成吉布斯自由能达到最 低. 而考虑过剩摩尔混合吉布斯自由能的实际 TiCxN1 - x固溶体,其实际混合摩尔生成吉布斯自由 能随着 TiC 含量的增加呈现先降低后增加的趋势, 且实际混合摩尔生成吉布斯自由能要显著低于标准 混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混合摩尔生成吉 布斯自由能. 当 TiC 的物质的量为 0郾 3 mol 时,实际 混合摩尔生成吉布斯自由能达到最低,其所对应的 成分最稳定[25鄄鄄26] ,因此,当温度为 1400 益 时,固溶 体 TiCxN1 - x最稳定的存在形式中 C 和 N 的原子比 为3颐 7,化学式为 TiC0郾 3N0郾 7 . 图 4 Ti(C, N)固溶体生成吉布斯自由能随 TiC 物质的量的变化 (1400 益 ) Fig. 4 Change of Gibbs free energy of Ti(C, N) solid solution with TiC content (1400 益 ) 图 5 给出了不同温度条件下,x mol TiC 和(1 - x) mol TiN 混合形成1 mol TiCxN1 - x,TiCxN1 - x标准摩 尔生成吉布斯自由能随固溶体中 TiC 含量的变化情 况. 从图中可以看出,在同一温度条件下,随着 TiC 物质的量的增加,TiCx N1 - x 标准摩尔生成吉布斯自 由能随着 TiC 含量的增加呈现先降低后增加的趋 势,且在所有温度条件下,标准摩尔生成吉布斯自由 能在某一 TiC 物质的量范围区间内均存在最低值, 如温度为 1550 益 时,TiC 在 TiCxN1 - x中的物质的量 为 0郾 5 mol 时,TiCxN1 - x标准摩尔生成吉布斯自由能 达到最低值,而当温度为 1300 益时,TiC 在 TiCxN1 - x 中的物质的量为 0郾 2 mol 时,TiCxN1 - x标准摩尔生成 吉布斯自由能达到最低值,说明不同的温度条件下 均存在一个稳定的成分,即 TiCxN1 - x标准摩尔生成 吉布斯自由能最低值时所对应的 C、N 比例为最稳 定存 在 的 成 分. 另 外, 对 于 不 同 温 度 条 件 的 TiCxN1 - x标准摩尔生成吉布斯自由能,TiC 在 TiCxN1 - x 固溶体中的含量随着温度的降低逐渐降低. 当温度为 1550 益时,TiC 在 TiCxN1 - x中的物质的量为 0郾 5 mol ·194·
焦克新等：高炉炉缸含钛保护层物相及TC。:Na,形成机理 ·195· 时最稳定，而当温度为1300℃时，TiC在TiC,N1-.中 △mG.m=RTIn ya (16) 的物质的量为0.2mol时最稳定.可见，在不同温度 根据式(15)和式(16)可以求得TiC和TN在 条件下，TC和TN在固溶体中存在的比例不同，高 固溶体中的活度及活度系数，结果如图6所示 温时析出的TCN,-.以TC为主，低温时析出的 由图6(a)可以看出，随着TiC含量的增加，TiC TiC,N,-以TiN为主. 组元在TiC,N,-.中的活度增加，且当TiC含量较低 写-10 时，TC的活度增加较为缓慢，当TC含量较高时， ·-1550℃ ·-1500℃ TC的活度迅速增加.这一变化趋势与图6(b)中 ▲-1450℃ TC的活度系数变化趋势一致.TN在固溶体中的 -170 -1400℃ +1350℃ 1300℃ 变化趋势与TC的变化趋势相反，可以看出，随着 -175 TiN含量增加，TN的活度呈增加趋势，且当TN含 -180 ◆ 量较低时，TN的活度增加较为缓慢，当TN的含量 -185 较高时，TN的活度迅速增加，同样，这一结果与图 -190 6(b)中TN的活度系数的变化趋势一致.当TiC和 N L -195 TN在固溶体中的含量相等时，其活度及活度系数 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 TiC物质的量/mol 也相等.可见，在TiC,N,-固溶体中，当TiC含量大 于TiN含量时，TiC的活度大于TN的活度，活度的 图5不同温度下T(C,N)固溶体生成吉布斯自由能随TC物 质的量的变化 变化趋势与含量的变化趋势一致. Fig.5 Change of Gibbs free energy with TiC content in Ti(C,N)at 2.3含钛保护层中TiC。,N。,生成条件分析 different temperatures 2.3.1温度及氨分压对Ti(C,N)生成的影响 根据图5结果，可以计算TiC在TiC,N,-,中的 高炉炉缸中，溶解在铁水中的T与铁水中的 物质的量为0.3mol时，即TiCo.3N。.,在不同温度下 C、N可发生反应，生成TiC和TiN.而TiC、TiN可 的标准摩尔生成吉布斯自由能，通过拟合，可得出 在一定程度上发生互溶，最终铁水中析出的TC、 TiCo.:N。,的标准摩尔生成吉布斯自自由能： TN以Ti(C,N)的形式存在[2】.高炉炉缸侧壁黏 0.3TiC(s)+0.7TiN()=TiCo.3 No.), 结物中Ti(C,N)主要存在的物相为TC。N。7,且 4,G鼎，=-292307+62.33T,Jmol-1(14) 结晶十分完整，部分固体小颗粒直径可达3mm左 2.2.3Ti(C,N)组分中TiC和TiN活度分析 右.说明高炉炉缸中TiC。.,N。,的析出是在热力学 由混合热力学性质关系，组元i的偏摩尔混合 平衡的条件下完成的，可以通过热力学平衡计算 吉布斯自由能可表达为[26]： 得出高炉炉缸析出TiC。.3N。.,的条件.但Ti(C,N) A G:RTIn a;RTIn x:+RTIn y:(15) 固溶体中TC、TN的摩尔分数随着高炉实际条件 其中，a,为组元i的活度，x:为i组元的摩尔分数，y: 如温度、氮分压等的变化而变化，假定在氨分压比 为i组元的活度系数.根据过剩热力学性质，组元i 较高的条件下，固溶体中TiC与N,反应生成TN, 的过剩偏摩尔混合吉布斯自由能与活度系数之间的 使得固溶体中TN的摩尔分数增加，其反应方程 关系可表达为： 式为2 1.0回 ·-TiC 1.0 11 1.1 1.0 ·一TiC活度系数 1.0 TiN ·一TiN活度系数 0.8 0.9 0.9 08 08翰 D.6 0.7 0.4 0.4 0.5 10.5 0.2 0.2 0.4 0.4 0 03 0.3 0.2 0.2 0.40.60.8 1.0 0.2 0.20.40.6 0.8 1.0 TiC物质的量/mol TiC物质的量mal 图6TiC和TiN在固溶体TiCN中的活度(a)及活度系数(b) Fig.6 Activity (a)and the activity coefficients (b)of TiC and TiN in the solid solution of Ti(C,N)
焦克新等: 高炉炉缸含钛保护层物相及 TiC0郾 3N0郾 7形成机理 时最稳定,而当温度为 1300 益时,TiC 在 TiCxN1 - x中 的物质的量为 0郾 2 mol 时最稳定. 可见,在不同温度 条件下,TiC 和 TiN 在固溶体中存在的比例不同,高 温时析出的 TiCx N1 - x 以 TiC 为主,低温时析出的 TiCxN1 - x以 TiN 为主. 图 5 不同温度下 Ti(C, N)固溶体生成吉布斯自由能随 TiC 物 质的量的变化 Fig. 5 Change of Gibbs free energy with TiC content in Ti(C, N) at different temperatures 根据图 5 结果,可以计算 TiC 在 TiCxN1 - x中的 物质的量为 0郾 3 mol 时,即 TiC0郾 3 N0郾 7 在不同温度下 的标准摩尔生成吉布斯自由能,通过拟合,可得出 TiC0郾 3N0郾 7的标准摩尔生成吉布斯自自由能: 图 6 TiC 和 TiN 在固溶体 TiCN 中的活度(a)及活度系数(b) Fig. 6 Activity (a) and the activity coefficients (b) of TiC and TiN in the solid solution of Ti(C, N) 0郾 3TiC(s) + 0郾 7TiN(s) = TiC0郾 3N0郾 7(s) , 驻fG 苓 TiC0郾 3N0郾 7 = - 292307 + 62郾 33T,J·mol - 1 (14) 2郾 2郾 3 Ti(C, N)组分中 TiC 和 TiN 活度分析 由混合热力学性质关系,组元 i 的偏摩尔混合 吉布斯自由能可表达为[26] : 驻mixGi = RTln ai = RTln xi + RTln 酌i (15) 其中,ai为组元 i 的活度,xi为 i 组元的摩尔分数,酌i 为 i 组元的活度系数. 根据过剩热力学性质,组元 i 的过剩偏摩尔混合吉布斯自由能与活度系数之间的 关系可表达为: 驻mixG E i,m = RTln 酌i (16) 根据式(15)和式(16) 可以求得 TiC 和 TiN 在 固溶体中的活度及活度系数,结果如图 6 所示. 由图 6(a)可以看出,随着 TiC 含量的增加,TiC 组元在 TiCxN1 - x中的活度增加,且当 TiC 含量较低 时,TiC 的活度增加较为缓慢,当 TiC 含量较高时, TiC 的活度迅速增加. 这一变化趋势与图 6 ( b) 中 TiC 的活度系数变化趋势一致. TiN 在固溶体中的 变化趋势与 TiC 的变化趋势相反,可以看出,随着 TiN 含量增加,TiN 的活度呈增加趋势,且当 TiN 含 量较低时,TiN 的活度增加较为缓慢,当 TiN 的含量 较高时,TiN 的活度迅速增加,同样,这一结果与图 6(b)中 TiN 的活度系数的变化趋势一致. 当 TiC 和 TiN 在固溶体中的含量相等时,其活度及活度系数 也相等. 可见,在 TiCxN1 - x固溶体中,当 TiC 含量大 于 TiN 含量时,TiC 的活度大于 TiN 的活度,活度的 变化趋势与含量的变化趋势一致. 2郾 3 含钛保护层中 TiC0郾 3N0郾 7生成条件分析 2郾 3郾 1 温度及氮分压对 Ti(C, N)生成的影响 高炉炉缸中,溶解在铁水中的 Ti 与铁水中的 C、N 可发生反应,生成 TiC 和 TiN. 而 TiC、TiN 可 在一定程度上发生互溶,最终铁水中析出的 TiC、 TiN 以 Ti(C,N)的形式存在[28] . 高炉炉缸侧壁黏 结物中 Ti(C, N)主要存在的物相为 TiC0郾 3N0郾 7 ,且 结晶十分完整,部分固体小颗粒直径可达 3 mm 左 右. 说明高炉炉缸中 TiC0郾 3N0郾 7的析出是在热力学 平衡的条件下完成的,可以通过热力学平衡计算 得出高炉炉缸析出 TiC0郾 3N0郾 7的条件. 但 Ti(C, N) 固溶体中 TiC、TiN 的摩尔分数随着高炉实际条件 如温度、氮分压等的变化而变化,假定在氮分压比 较高的条件下,固溶体中 TiC 与 N2反应生成 TiN, 使得固溶体中 TiN 的摩尔分数增加,其反应方程 式为[29] : ·195·
·196· 工程科学学报，第41卷，第2期 TCw+分e=TNw四+C, 缸中，N随风口鼓入的空气进入高炉，空气中的O2 在风口回旋区与C反应生成C0): △G9c.)=-35600+18.8T,Jmol-1(17) 2C(+02(g)=2C0(g (21) 因此，Ti(C,N)反应生成的吉布斯自由能，表 假设空气中N2体积分数为79%，02体积分数为 达如下： 21%,则N2进入高炉炉缸反应后，其体积分数为 △Gm(c,)=△G品c.)+RIn aTiN'ac (18) 79%/(79%+21%×2)=65%.考虑到高炉在正常 amc·√JP,/pa 生产过程中，富氧率维持在2%~3%之间，热风压 其中，as为TiN的活度，ac为C的活度，arc为TiC 力在0.25~0.35MPa间波动，根据高炉送风参数可 的活度，P2为高炉中N2的分压，P©为标准大气 以计算出高炉平均富氧率和高炉热风压力及N,压 压.在固溶体中，物质的活度近似等于物质的摩尔 力，分别为2.66%，0.295MPa和0.182MPa. 分数，且对于固态C,有ac=1.因此，式(18)可转 2.3.3含钛保护层中TiC。3N,生成温度计算 化为： 结合高炉实际N,压力，可以计算得出高炉生产 1-xric 条件下，TiC、TiN在Ti(C,N)固溶体中含有的比例， △Gc.)=△G品c.)+RIn (19) xc·√P,/p 结果如图8所示.高炉炉缸含钛保护层中，T(C,N) 则在高炉炉缸的平衡条件下，由式(19)可求出 固溶体中存在的物相为TiC.3N。7,即TiC在固溶体 Ti(C,N)固溶体中TC物质的量所占的比例： Ti(C,N)中的物质的量为0.3mol时，根据以上计 1 算，可知该固溶体在高炉炉缸中形成温度为 (20) 1423℃.而该高炉在正常生产过程中，冶炼的铁水 e ·√P,/P+1 温度一般在1430~1450℃，因此，TiC。.3N。,析出温 结合TCN,-标准摩尔生成吉布斯自由能表 度略低于铁水温度.此外，铁水至炭砖热面存在温 达式，可以计算出一定N,压力条件下，不同温度时 度梯度，与铁水环流、冷却强度及耐火材料性能有 炉缸Ti(C,N)固溶体中TiC物质的量所占的比例， 关[0]，当铁水温度降低到1423℃时，铁水中即可析 结果如图7所示.从图7可以看出，在N2压力一 出TiCa.,N,·钒钛磁铁矿冶炼的高炉铁水温度一般 定的条件下，TiC在Ti(C,N)固溶体中的物质的量 较低，而TiC。N。,析出温度相对较高，因此，高炉铁 含量随着温度的升高而降低，在同一温度条件下， 水中较容易析出TiC。,N。,物相，导致铁水黏度较 TC的比例随着N,压力的增大而降低.因此，高炉 大，这也是钒钛磁铁矿治炼的高炉难以操作的原因 炉缸中，增大N2压力，升高炉缸温度有利于TN在 之一·由以上计算可知，在该高炉实际生产操作条 T(C,N)固溶体中稳定存在，减少TC在固溶体中 件下，高炉炉缸含钛保护层中T(C,N)析出的温度 的含量 为1423℃，Ti(C,N)固溶体中C、N元素原子比为 L.0 3:7,这一计算结果与热力学分析中运用混合摩尔生 成吉布斯自由能计算结果相一致. 1.0 三0.8 N,压力/10Pa -0.01 06A ◆-0.1 T=1423℃ -2 10001100120013001400150016001700 0.2 温度℃ 图7TC在固溶体T(C,N)中的物质的量随温度的变化 10001100120013001400150016001700 Fig.7 Variation in the content of TiC in the solid solution of Ti(C. 铁水温度℃ N)with temperature 图8高炉炉红TC在Ti(C,N)固溶体中的物质的量随温度的 变化 2.3.2高炉炉缸氨分压计算 Fig.8 Variation in the content of TiC in the solid solution of Ti(C, 在上述计算中涉及到参数N,压力，而在高炉炉 N)with temperature in the BF hearth
工程科学学报,第 41 卷,第 2 期 TiC(s) + 1 2 N2(g) = TiN(dislute in TiC) + C(s) , 驻G 苓 Ti(C, N) = - 35600 + 18郾 8T, J·mol - 1 (17) 因此, Ti(C, N)反应生成的吉布斯自由能,表 达如下: 驻GTi(C,N) = 驻G 苓 Ti(C,N) + RTln aTiN·aC aTiC· PN2 / P 苓 (18) 其中,aTiN为 TiN 的活度,aC为 C 的活度,aTiC为 TiC 的活度,PN2 为高炉中 N2 的分压,P 苓 为标准大气 压. 在固溶体中,物质的活度近似等于物质的摩尔 分数,且对于固态 C,有 aC = 1. 因此,式(18)可转 化为: 驻GTi(C,N) = 驻G 苓 Ti(C,N) + RTln 1 - xTiC xTiC· PN2 / P 苓 (19) 则在高炉炉缸的平衡条件下,由式(19)可求出 Ti(C, N)固溶体中 TiC 物质的量所占的比例: xTiC = 1 e - 驻G 苓 Ti(C,N) RT · PN2 / P 苓 + 1 (20) 结合 TiCxN1 - x标准摩尔生成吉布斯自由能表 达式,可以计算出一定 N2压力条件下,不同温度时 炉缸 Ti(C,N)固溶体中 TiC 物质的量所占的比例, 结果如图 7 所示. 从图 7 可以看出,在 N2 压力一 定的条件下,TiC 在 Ti(C,N)固溶体中的物质的量 含量随着温度的升高而降低,在同一温度条件下, TiC 的比例随着 N2压力的增大而降低. 因此,高炉 炉缸中,增大 N2压力,升高炉缸温度有利于 TiN 在 Ti(C,N)固溶体中稳定存在,减少 TiC 在固溶体中 的含量. 图 7 TiC 在固溶体 Ti(C, N)中的物质的量随温度的变化 Fig. 7 Variation in the content of TiC in the solid solution of Ti(C, N) with temperature 2郾 3郾 2 高炉炉缸氮分压计算 在上述计算中涉及到参数 N2压力,而在高炉炉 缸中,N2随风口鼓入的空气进入高炉,空气中的 O2 在风口回旋区与 C 反应生成 CO [29] : 2C(s) + O2(g) = 2CO(g) (21) 假设空气中 N2体积分数为 79% ,O2体积分数为 21% ,则 N2 进入高炉炉缸反应后,其体积分数为 79% / (79% + 21% 伊 2) = 65% . 考虑到高炉在正常 生产过程中,富氧率维持在 2% ~ 3% 之间,热风压 力在 0郾 25 ~ 0郾 35 MPa 间波动,根据高炉送风参数可 以计算出高炉平均富氧率和高炉热风压力及 N2压 力,分别为 2郾 66% ,0郾 295 MPa 和 0郾 182 MPa. 2郾 3郾 3 含钛保护层中 TiC0郾 3N0郾 7生成温度计算 结合高炉实际 N2压力,可以计算得出高炉生产 条件下,TiC、TiN 在 Ti(C, N)固溶体中含有的比例, 结果如图 8 所示. 高炉炉缸含钛保护层中,Ti(C, N) 固溶体中存在的物相为 TiC0郾 3N0郾 7 ,即 TiC 在固溶体 Ti(C, N)中的物质的量为 0郾 3 mol 时,根据以上计 算, 可 知 该 固 溶 体 在 高 炉 炉 缸 中 形 成 温 度 为 1423 益 . 而该高炉在正常生产过程中,冶炼的铁水 温度一般在 1430 ~ 1450 益 ,因此,TiC0郾 3 N0郾 7 析出温 度略低于铁水温度. 此外,铁水至炭砖热面存在温 度梯度,与铁水环流、冷却强度及耐火材料性能有 关[30] ,当铁水温度降低到 1423 益 时,铁水中即可析 出 TiC0郾 3N0郾 7 . 钒钛磁铁矿冶炼的高炉铁水温度一般 较低,而 TiC0郾 3N0郾 7析出温度相对较高,因此,高炉铁 水中较容易析出 TiC0郾 3 N0郾 7 物相,导致铁水黏度较 大,这也是钒钛磁铁矿冶炼的高炉难以操作的原因 之一. 由以上计算可知,在该高炉实际生产操作条 图 8 高炉炉缸 TiC 在 Ti(C, N)固溶体中的物质的量随温度的 变化 Fig. 8 Variation in the content of TiC in the solid solution of Ti(C, N) with temperature in the BF hearth 件下,高炉炉缸含钛保护层中 Ti(C, N)析出的温度 为 1423 益 ,Ti(C, N)固溶体中 C、N 元素原子比为 3颐 7,这一计算结果与热力学分析中运用混合摩尔生 成吉布斯自由能计算结果相一致. ·196·
焦克新等：高炉炉缸含钛保护层物相及TC。:N。,形成机理 ·197· (焦克新，张建良，刘征建，等.高炉炉缸凝铁层物相分析 3结论 工程科学学报，2017,39(6)：838) [9]Zhang J L,Jiao K X,Liu Z J,et al.Comprehensive regulation (1)高炉炉缸侧壁最薄处炭砖残余厚度仅为 technology for hearth protective layer of blast furnace longevity. 200mm;炉缸炉底炭砖表面普遍存在含钛保护层， ron Steel,2017,52(12):1 保护层平均厚度在300~600mm,炉底部位同样形 (张建良，焦克新，刘征建，等.长寿高炉炉缸保护层综合调 成了较厚的保护层，最厚处达1000mm左右，钒钛矿 控技术.钢铁，2017,52(12)：1) 护炉条件下高炉炉缸炉底均能形成保护层.高炉炉 [10]Li Y,Li Y Q,Fruehan R J.Formation of titanium carbonitride from hot metal.IS/J Int,2001,41(12)1417 缸不同部位形成的保护层中均含有大量的T(C,N) [11]Li Y,Fruehan R J.Thermodynamics of TiCN and TiC in Fe-C 和Fe相，且Ti(C,N)主要以TiC。.Na,形式存在，并 sat melts.Metall Mater Trans B,2001,32(6):1203 与Fe相聚集在一起. [12]Bai C G,Pei H N,Zhao SJ,et al.An investigation of the rela- (2)Ti(C,N)固溶体的标准摩尔生成吉布斯自 tionship between the particle size of titanium carbonitride and the 由能随着TC含量的增加呈现先降低后增加的趋 viscosity of blast fumace slag bearing high titania.fron Steel Van 势，且T(C,N)实际混合摩尔生成吉布斯自由能要 7it.1995,16(3):6 显著低于标准混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混 (白晨光，裴鹤年，赵诗金，等.碳氨化钛粒度与熔渣粘度关 系的研究.钢铁钒钛，1995,16(3)：6) 合摩尔生成吉布斯自由能.在不同温度条件下，TC [13]Zhen Y L,Zhang G H,Chou K C.Viscosity of Ca0-Mgo- 和TN在固溶体中存在的比例不同，高温时以析出 Al2O3-SiO-TiO2 melts containing TiC particles.Metall Mater TiC为主，低温时以析出TN为主. Trans B,2015,46(1):155 (3)高炉炉缸含钛保护层中存在的Ti(C,N)颗 [14]Zhen Y L,Zhang G H,Chou K C,et al.Influence of TiN on 粒是由TiC和TN形成的固溶体，Ti(C,N)固溶体 viscosity of Cao-Mgo-Al2 O;-Si02-(TiN)suspension system. 的形成与高炉热力学状态条件直接相关，高炉炉缸 Can Metall O,2015,54(3):340 含钛保护层中，T(C,N)固溶体中存在的物相为 [15]Liu Y X,Zhang J L,Zhang G H,et al.Influence of Ti(Ca3 Na7) TiC。.,Na.7,该固溶体在该高炉炉缸中的形成温度为 on viscosity of blast fumace slags.fronmak Steelmak,2017,44 1423℃. (8):609 [16]Wang X Q.Blast Furnace Smelting Vanadium Titanium Magne- 参考文献 tite.1st.Beijing:Metallurgical Industry Press,1994 (王喜庆.钒钛磁铁矿高炉冶炼.1版.北京：治金工业出版 [1]Jiao K X,Zhang J L,Liu Z J,et al.Analysis of blast furnace 社.1994) hearth sidewall erosion and protective layer formation.ISI/Int, [17]Song J C.Titanium Material Protection Technology.Beijing: 2016,56(11):1956 [2]Liu Z J,Zhang J L,Yang T J.Low carbon operation of super- Metallurgical Industry Press,1994 (宋建成.高炉含钛物料护炉技术.北京：治金工业出版社， large blast furnaces in China.IS//Int,2015,55(6):1146 1994) [3]Jiao K X,Zhang J L,Liu ZJ,et al.Properties and application of [18]Wada H,Pehlke R D.Nitrogen solubility and nitride formation carbon composite brick for blast fumnace hearth.J Min Metall Sect B-Metall,2015,51(2):143 in austenitic Fe-Ti alloys.Metall Trans B,1985,16(4):815 [19]Ozturk B,Fruehan R J.Thermodynamics of inclusion formation [4]Jiao K X,Zhang J L,Liu Z J,et al.Dissection investigation of Ti(C,N)behavior in blast fumace hearth during vanadium titano- in Fe-Ti-C-N alloys.Metall Trans B,1990,21(5):879 magnetite smelting.IS//Int,2017,57(1):48 [20]Sumito M,Tsuchiya N,Okabe K,et al.Solubility of titanium [5]Inada T,Kasai A,Nakano K,et al.Dissection investigation of and carbon in molten Fe-Ti alloys saturated with carbon.Trans blast furnace hearth-Kokura No.2 blast furnace (2nd campaign). Iron Steel Inst Jpn,1981,21(6):414 1S1U1nt,2009,49(4):470 [21]Jonsson S.Assessment of the Fe-Ti-C system calculation of the [6]Shinotake A,Nakamura H,Yadoumaru N,et al.Investigation of Fe-Ti-C system and prediction of the solubility limit of Ti(C,N) blast fumace hearth sidewall erosion by core sample analysis and in liquid Fe.Metall Mater Trans B,1998,29(2):371 consideration of campaign operation.IS/J Int,2003,43(3):321 [22]Morizane Y,Ozturk B,Fruehan R J.Thermodynamics of Tio,in [7]Takatani K,Inada T,Takata K.Mathematical model for transient blast furnace type slags.Metall Mater Trans B,1999,30(1 ) erosion process of blast fumnace hearth.IS//Int,2001,41(10): 29 1139 [23]Jung I J,Kang S,Jhi S H,et al.A study of the formation of [8]Jiao K X,Zhang J L.Liu Z J,et al.Analysis of the phase of the Ti(CN)solid solutions.Acta Mater,1999,47(11):3241 solid iron layer in blast furnace hearth.Chin J Eng,2017,39 [24]Jung IJ,Kang S.A study of the characteristics of Ti(CN)solid (6):838 solutions.J Mater Sci,2000,35(1):87
焦克新等: 高炉炉缸含钛保护层物相及 TiC0郾 3N0郾 7形成机理 3 结论 (1)高炉炉缸侧壁最薄处炭砖残余厚度仅为 200 mm;炉缸炉底炭砖表面普遍存在含钛保护层, 保护层平均厚度在 300 ~ 600 mm,炉底部位同样形 成了较厚的保护层,最厚处达 1000 mm 左右,钒钛矿 护炉条件下高炉炉缸炉底均能形成保护层. 高炉炉 缸不同部位形成的保护层中均含有大量的 Ti(C, N) 和 Fe 相,且 Ti(C, N)主要以 TiC0郾 3N0郾 7形式存在,并 与 Fe 相聚集在一起. (2)Ti(C, N)固溶体的标准摩尔生成吉布斯自 由能随着 TiC 含量的增加呈现先降低后增加的趋 势,且 Ti(C,N)实际混合摩尔生成吉布斯自由能要 显著低于标准混合摩尔生成吉布斯自由能和理想混 合摩尔生成吉布斯自由能. 在不同温度条件下,TiC 和 TiN 在固溶体中存在的比例不同,高温时以析出 TiC 为主,低温时以析出 TiN 为主. (3)高炉炉缸含钛保护层中存在的 Ti(C, N)颗 粒是由 TiC 和 TiN 形成的固溶体,Ti(C, N)固溶体 的形成与高炉热力学状态条件直接相关,高炉炉缸 含钛保护层中,Ti(C, N) 固溶体中存在的物相为 TiC0郾 3N0郾 7 ,该固溶体在该高炉炉缸中的形成温度为 1423 益 . 参 考 文 献 [1] Jiao K X, Zhang J L, Liu Z J, et al. Analysis of blast furnace hearth sidewall erosion and protective layer formation. ISIJ Int, 2016, 56(11): 1956 [2] Liu Z J, Zhang J L, Yang T J. Low carbon operation of super鄄 large blast furnaces in China. ISIJ Int, 2015, 55(6): 1146 [3] Jiao K X, Zhang J L, Liu Z J, et al. Properties and application of carbon composite brick for blast furnace hearth. J Min Metall Sect B鄄Metall, 2015, 51(2): 143 [4] Jiao K X, Zhang J L, Liu Z J, et al. Dissection investigation of Ti(C,N) behavior in blast furnace hearth during vanadium titano鄄 magnetite smelting. ISIJ Int, 2017, 57(1): 48 [5] Inada T, Kasai A, Nakano K, et al. Dissection investigation of blast furnace hearth鄄Kokura No. 2 blast furnace (2nd campaign). ISIJ Int, 2009, 49(4): 470 [6] Shinotake A, Nakamura H, Yadoumaru N, et al. Investigation of blast furnace hearth sidewall erosion by core sample analysis and consideration of campaign operation. ISIJ Int, 2003, 43(3): 321 [7] Takatani K, Inada T, Takata K. Mathematical model for transient erosion process of blast furnace hearth. ISIJ Int, 2001, 41(10): 1139 [8] Jiao K X, Zhang J L, Liu Z J, et al. Analysis of the phase of the solid iron layer in blast furnace hearth. Chin J Eng, 2017, 39 (6): 838 (焦克新, 张建良, 刘征建, 等. 高炉炉缸凝铁层物相分析. 工程科学学报, 2017, 39(6): 838) [9] Zhang J L, Jiao K X, Liu Z J, et al. Comprehensive regulation technology for hearth protective layer of blast furnace longevity. Iron Steel, 2017, 52(12): 1 (张建良, 焦克新, 刘征建, 等. 长寿高炉炉缸保护层综合调 控技术. 钢铁, 2017, 52(12): 1) [10] Li Y, Li Y Q, Fruehan R J. Formation of titanium carbonitride from hot metal. ISIJ Int, 2001, 41(12): 1417 [11] Li Y, Fruehan R J. Thermodynamics of TiCN and TiC in Fe鄄鄄 C sat melts. Metall Mater Trans B, 2001, 32(6): 1203 [12] Bai C G, Pei H N, Zhao S J, et al. An investigation of the rela鄄 tionship between the particle size of titanium carbonitride and the viscosity of blast furnace slag bearing high titania. Iron Steel Van Tit, 1995, 16(3): 6 (白晨光, 裴鹤年, 赵诗金, 等. 碳氮化钛粒度与熔渣粘度关 系的研究. 钢铁钒钛, 1995, 16(3): 6) [13] Zhen Y L, Zhang G H, Chou K C. Viscosity of CaO鄄鄄 MgO鄄鄄 Al2O3 鄄鄄 SiO2 鄄鄄TiO2 melts containing TiC particles. Metall Mater Trans B, 2015, 46(1): 155 [14] Zhen Y L, Zhang G H, Chou K C, et al. Influence of TiN on viscosity of CaO鄄鄄MgO鄄鄄Al2O3 鄄鄄SiO2 鄄鄄(TiN) suspension system. Can Metall Q, 2015, 54(3): 340 [15] Liu Y X, Zhang J L, Zhang G H, et al. Influence of Ti(C0郾 3N0郾 7 ) on viscosity of blast furnace slags. Ironmak Steelmak, 2017, 44 (8): 609 [16] Wang X Q. Blast Furnace Smelting Vanadium Titanium Magne鄄 tite. 1st. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1994 (王喜庆. 钒钛磁铁矿高炉冶炼. 1 版. 北京: 冶金工业出版 社, 1994) [17] Song J C. Titanium Material Protection Technology. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1994 (宋建成. 高炉含钛物料护炉技术. 北京:冶金工业出版社, 1994) [18] Wada H, Pehlke R D. Nitrogen solubility and nitride formation in austenitic Fe鄄鄄Ti alloys. Metall Trans B, 1985, 16(4): 815 [19] Ozturk B, Fruehan R J. Thermodynamics of inclusion formation in Fe鄄鄄Ti鄄鄄C鄄鄄N alloys. Metall Trans B, 1990, 21(5): 879 [20] Sumito M, Tsuchiya N, Okabe K, et al. Solubility of titanium and carbon in molten Fe鄄鄄 Ti alloys saturated with carbon. Trans Iron Steel Inst Jpn, 1981, 21(6): 414 [21] Jonsson S. Assessment of the Fe鄄鄄Ti鄄鄄C system calculation of the Fe鄄鄄 Ti鄄鄄C system and prediction of the solubility limit of Ti(C,N) in liquid Fe. Metall Mater Trans B, 1998, 29(2): 371 [22] Morizane Y, Ozturk B, Fruehan R J. Thermodynamics of TiOx in blast furnace type slags. Metall Mater Trans B, 1999, 30 (1): 29 [23] Jung I J, Kang S, Jhi S H, et al. A study of the formation of Ti(CN) solid solutions. Acta Mater, 1999, 47(11): 3241 [24] Jung I J, Kang S. A study of the characteristics of Ti(CN) solid solutions. J Mater Sci, 2000, 35(1): 87 ·197·
·198· 工程科学学报，第41卷，第2期 [25]Zhang J Y.Physical Chemistry of Metallurgy.Beijing:Metallur- (杜鹤桂.高炉冶炼钒钛磁铁矿原理.北京：科学出版社， gical Industry Press,2004 1996) (张家芸.治金物理化学.北京：治金工业出版社，2004) [29]Jiao K X,Zhang J L,Zuo H B,et al.Composition and formation [26]Cuo H J.Physical Chemistry of Metallurgy.2nd Ed.Beijing: mechanism of viscous layers in blast furnace hearth.I Northeast Metallurgical Industry Press,2006 Univ Nat Sci,.2014,35(7):987 (郭汉杰.冶金物理化学教程.2版.北京：冶金工业出版 (焦克新，张建良，左海滨，等.高炉炉红黏滞层物相及形成 社，2006) 机理.东北大学学报（自然科学版），2014,35(7)：987) [27]Kang S.Stability of nitrogen in titanium carbonitride solid solu- [30]Jiao K X,Zhang JL,Hou Q F,et al.Analysis of the relation- tions.Met Pouder Rep,1998,53(5):37 ship between productivity and hearth wall temperature of a com- [28]Du HG.Blast Furnace Smelting Principle of Vanadium Titanium mercial blast furnace and model prediction.Steel Res Int,2017, Magnetite.Beijing:Science Press,1996 88(9):1600475-1
工程科学学报,第 41 卷,第 2 期 [25] Zhang J Y. Physical Chemistry of Metallurgy. Beijing: Metallur鄄 gical Industry Press, 2004 (张家芸. 冶金物理化学. 北京: 冶金工业出版社, 2004) [26] Guo H J. Physical Chemistry of Metallurgy. 2nd Ed. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2006 (郭汉杰. 冶金物理化学教程. 2 版. 北京: 冶金工业出版 社, 2006) [27] Kang S. Stability of nitrogen in titanium carbonitride solid solu鄄 tions. Met Powder Rep, 1998, 53(5): 37 [28] Du H G. Blast Furnace Smelting Principle of Vanadium Titanium Magnetite. Beijing: Science Press, 1996 (杜鹤桂. 高炉冶炼钒钛磁铁矿原理. 北京: 科学出版社, 1996) [29] Jiao K X, Zhang J L, Zuo H B, et al. Composition and formation mechanism of viscous layers in blast furnace hearth. J Northeast Univ Nat Sci, 2014, 35(7): 987 (焦克新, 张建良, 左海滨, 等. 高炉炉缸黏滞层物相及形成 机理. 东北大学学报(自然科学版), 2014, 35(7): 987) [30] Jiao K X, Zhang J L, Hou Q F, et al. Analysis of the relation鄄 ship between productivity and hearth wall temperature of a com鄄 mercial blast furnace and model prediction. Steel Res Int, 2017, 88(9): 1600475 - 1 ·198·
