D0I:10.13374/i.i8sn1001-t53.2010.04.004 第32卷第4期 北京科技大学学报 Vol 32 No 4 2010年4月 Journal of Un iversity of Science and Technology Beijing Apr 2010 IF钢全氧的控制与预测 王敏包燕平崔衡吴维双 吴华杰 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 摘要分析了F钢治炼过程中渣对钢液中[A]、[T]的氧化机理，在此基础上提出了F钢加铝脱氧后全氧的预测模型. 结果表明，熔渣中(F0入、(M0)对钢液的二次氧化存在两种方式·当氧化物在渣中的传质是反应限制性环节时，反应发生在 渣钢界面，生成的脱氧产物分布在渣钢界面，此时渣的氧化性随时间呈指数下降：当脱氧元素在钢中传质是反应限制性环 节时，反应发生在钢液内部.对某厂RH精炼渣的数据作回归得到RH加铝后渣的氧化性随时间指数变化的关系式· 关键词F钢：二次氧化：全氧：预测：传质 分类号TF762.5 Control and prediction of total oxygen in IF steel WANG M in BAO Yan ping CUI Heng WU Wei-shuang WU Hua-jie School ofMetallugical and Ecobgical Engineering University of Science and Technology Beijng Beijing 100083 China ABSTRACT The reoxidation mechanisms of IF steel containing Al and Tiby reducible oxiles in the slag were analyzed A model of predicting total oxygen in the molten steel was established based on the reoxidation mechan isms It was found that two different reaction mechaniss existed when (Feo)and (MnO)in the slag reoxidated the molten steel Reoxidation occured at the slag/steel interface when mass transfer of reducible oxides in the slag do inated the reaction and the oxidability of the slag exponentially declined with prolonging tie When mass transfer of deoxidative elements n the molten steel domn nated the reaction reoxidation carried out in the molt steel A specific fomula between the oxidability of the slag and tie was obtained by regressing the data from a steemak ing plant KEY WORDS IF steeb reoxidlation:total oxygens predictions mass transfer 防止二次氧化是超纯净钢治炼的关键问题之 渣对钢液的氧化机理，并提出了F钢加铝脱氧后钢 一，熔渣中的Fc0、MnO和S02,耐材中的SD2及钢 中T0的预测模型. 液面裸露造成的吸气都是重要的二次氧源，F钢是 1熔渣对钢液的氧化机理 新一代超深冲钢，其优良的成型性能不仅要求钢液 中间隙原子含量低([C]+[N]1.5×10 质使渣中全铁(TFe)降低到496以下，加铝脱氧后 (质量分数，下同时，二次氧化反应主要发生在钢/ 通过一定的纯搅拌时间促进夹杂物聚合、长大和去 渣界面；当钢液中酸溶铝[A].<1.5×10-时，首先 除，提高钢的纯净度，德国蒂森治炼F钢时，出钢 发生$O2=[S]十[0]反应，钢液中[0]升高，当过 并不对渣进行改质，而是在RH处理结束后通过镇 饱和度达到一定程度时二次氧化反应发生 静来促进夹杂物上浮保证钢的纯净度，本文分析了 Haipin和Katm研究了1600℃下C0- 收稿日期：2009-08-31 基金项目：“十一五国家科技计划资助项目(No2006BAE03A06) 作者简介：王敏(1982)男，博士研究生：包燕平(1963)男，教授，博士生导师，Email ba0ym@metall us山edcm
第 32卷 第 4期 2010年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．32Ｎｏ．4 Ａｐｒ．2010 ＩＦ钢全氧的控制与预测 王 敏 包燕平 崔 衡 吴维双 吴华杰 北京科技大学冶金与生态工程学院北京 100083 摘 要 分析了 ＩＦ钢冶炼过程中渣对钢液中 ［Ａｌ］、［Ｔｉ］的氧化机理在此基础上提出了 ＩＦ钢加铝脱氧后全氧的预测模型． 结果表明熔渣中 （ＦｅＯ）、（ＭｎＯ）对钢液的二次氧化存在两种方式．当氧化物在渣中的传质是反应限制性环节时反应发生在 渣／钢界面生成的脱氧产物分布在渣／钢界面此时渣的氧化性随时间呈指数下降；当脱氧元素在钢中传质是反应限制性环 节时反应发生在钢液内部．对某厂 ＲＨ精炼渣的数据作回归得到 ＲＨ加铝后渣的氧化性随时间指数变化的关系式． 关键词 ＩＦ钢；二次氧化；全氧；预测；传质 分类号 ＴＦ762 ＋∙5 ＣｏｎｔｒｏｌａｎｄｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｔｏｔａｌｏｘｙｇｅｎｉｎＩＦｓｔｅｅｌ ＷＡＮＧＭｉｎＢＡＯＹａｎ-ｐｉｎｇＣＵＩＨｅｎｇＷＵＷｅｉ-ｓｈｕａｎｇＷＵＨｕａ-ｊｉｅ ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＥｃｏｌｏｇｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇＢｅｉｊｉｎｇ100083Ｃｈｉｎａ ＡＢＳＴＲＡＣＴ ＴｈｅｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍｓｏｆＩＦｓｔｅｅｌｃｏｎｔａｉｎｉｎｇＡｌａｎｄＴｉｂｙｒｅｄｕｃｉｂｌｅｏｘｉｄｅｓｉｎｔｈｅｓｌａｇｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ａｍｏｄｅｌｏｆ ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇｔｏｔａｌｏｘｙｇｅｎｉｎｔｈｅｍｏｌｔｅｎｓｔｅｅｌｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ．Ｉｔｗａｓｆｏｕｎｄｔｈａｔｔｗｏｄｉｆｆｅｒｅｎｔｒｅａｃｔｉｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓｅｘｉｓｔｅｄｗｈｅｎ（ＦｅＯ） ａｎｄ（ＭｎＯ） ｉｎｔｈｅｓｌａｇｒｅｏｘｉｄａｔｅｄｔｈｅｍｏｌｔｅｎｓｔｅｅｌ．Ｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｏｃｃｕｒｒｅｄａｔｔｈｅｓｌａｇ／ｓｔｅｅｌｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｗｈｅｎｍａｓｓｔｒａｎｓｆｅｒｏｆｒｅｄｕｃｉｂｌｅｏｘｉｄｅｓｉｎｔｈｅｓｌａｇｄｏｍｉｎａｔｅｄｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｏｘｉｄａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｓｌａｇｅｘｐｏｎｅｎｔｉａｌｌｙｄｅｃｌｉｎｅｄｗｉｔｈ ｐｒｏｌｏｎｇｉｎｇｔｉｍｅ．Ｗｈｅｎｍａｓｓｔｒａｎｓｆｅｒｏｆｄｅ-ｏｘｉｄａｔｉｖｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｎｔｈｅｍｏｌｔｅｎｓｔｅｅｌｄｏｍｉｎａｔｅｄｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｉｎｔｈｅ ｍｏｌｔｓｔｅｅｌ．Ａｓｐｅｃｉｆｉｃｆｏｒｍｕｌａｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｏｘｉｄａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｓｌａｇａｎｄｔｉｍｅｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｒｅｇｒｅｓｓｉｎｇｔｈｅｄａｔａｆｒｏｍａｓｔｅｅｌｍａｋｉｎｇｐｌａｎｔ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ＩＦｓｔｅｅｌ；ｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎ；ｔｏｔａｌｏｘｙｇｅｎ；ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ；ｍａｓｓｔｒａｎｓｆｅｒ 收稿日期：2009--08--31 基金项目：“十一五 ”国家科技计划资助项目 （Ｎｏ．2006ＢＡＥ03Ａ06） 作者简介：王 敏 （1982— ）男博士研究生；包燕平 （1963— ）男教授博士生导师Ｅ-ｍａｉｌ：ｂａｏｙｐ＠ｍｅｔａｌｌ．ｕｓｔｂ．ｅｄｕ．ｃｎ 防止二次氧化是超纯净钢冶炼的关键问题之 一熔渣中的 ＦｅＯ、ＭｎＯ和 ＳｉＯ2耐材中的 ＳｉＯ2及钢 液面裸露造成的吸气都是重要的二次氧源．ＩＦ钢是 新一代超深冲钢其优良的成型性能不仅要求钢液 中间隙原子含量低 （ ［Ｃ］ ＋［Ｎ］ ＜5×10 —5质量分 数 ）而且要求钢质纯净 （夹杂物少全氧 （Ｔ．Ｏ） 低 ）．如何在控制低 Ｃ、低 Ｎ的条件下保证钢液的纯 净度是 ＩＦ钢冶炼的重点和难点． 新日铁在冶炼 ＩＦ钢时出钢后加改质剂对渣改 质使渣中全铁 （Ｔ．Ｆｅ）降低到 4％以下加铝脱氧后 通过一定的纯搅拌时间促进夹杂物聚合、长大和去 除提高钢的纯净度．德国蒂森冶炼 ＩＦ钢时出钢 并不对渣进行改质而是在 ＲＨ处理结束后通过镇 静来促进夹杂物上浮保证钢的纯净度．本文分析了 渣对钢液的氧化机理并提出了 ＩＦ钢加铝脱氧后钢 中 Ｔ．Ｏ的预测模型． 1 熔渣对钢液的氧化机理 Ｄｏｎｇ等 ［1］ 研究了 1873Ｋ下 14％ ＣａＯ--35％ Ａｌ2Ｏ3--10％ＭｇＯ--41％ＳｉＯ2 （质量分数 ）渣系对含 ［Ａｌ］、［Ｔｉ］钢的二次氧化．结果表明渣中 ＳｉＯ2 对 钢液的二次氧化与渣中 ＳｉＯ2 含量及钢液中 ［Ａｌ］、 ［Ｔｉ］含量有关．当钢液中酸溶铝 ［Ａｌ］ｓ＞1∙5×10 —4 （质量分数下同 ）时二次氧化反应主要发生在钢／ 渣界面；当钢液中酸溶铝 ［Ａｌ］ｓ＜1∙5×10 —4时首先 发生 ＳｉＯ2 ［Ｓｉ］ ＋［Ｏ］反应钢液中 ［Ｏ］升高当过 饱和度达到一定程度时二次氧化反应发生． Ｈａｉｐｉｎ和 Ｋａｔｓｕｍｉ ［2］ 研究了 1600℃ 下 ＣａＯ-- DOI :10．13374／j．issn1001—053x．2010．04．004
第4期 王敏等：F钢全氧的控制与预测 ,433. SD2-Ab03、Ca0-Ab03-F0、Ca0-Ab03-Mn0 渣钢界面时，会在渣钢界面形成一层富Ab03层， 和Ca0-SD2-Ab03-Fc0,-Mn0渣系对钢液中 这也会大大降低(F0)向渣俐界面的传质，所以此 [A].的氧化速率.结果表明：Ca0-AbO3基渣系中 种工艺条件下熔渣对钢液二次氧化主要受第1种机 SD2对[A].二次氧化反应的限制性环节是渣钢 理影响， 界面的化学反应：FcO,Mn0对[A].二次氧化反应 当渣对钢液的二次氧化受(F0)在渣中扩散控 的限制性环节是[A],在钢液中的扩散传输或 速时，(F0)通过渣钢界面的扩散通量由下式 (Fc0)在渣相中的扩散传输.有学者认为3：当渣 表示： 中(F0)含量较高且[A].含量较低时，[A].在钢 n=Ak(Co,-CFo)同 (1) 液中的传质是反应的限制性环节；当(FO)含量较 式中，n为氧在渣中的摩尔扩散通量，moks;A为 低且[A].浓度较高时，(F0)在渣中的传质是反 渣钢之间的表面积，m2;k为氧在渣中的传质系数， 应的限制性环节， m·s;Cro、C(o,为渣中(F0人渣俪界面处 因此，溶渣对钢液的氧化可能有以下两种机理： (FcO)的浓度 ①渣钢界面进行的氧化反应，当熔渣中(F0)在 3(F0)+2[A尸3[Fe]+(AkO3), 渣相中的质量传输是二次氧化反应的限制性环节 △GP=-853900+239.9T,J/mof5-7) (2) 时，二次反应发生渣钢界面.以[A】.的氧化为例， k(=A0,人Eo·品)）= 反应通过2[A]+3(M0)=(Ab03)十3[M](M: 44654.9/T-12.551 (3) MnFe)进行，如图l(a)所示.②钢液内部进行的 K=4Ag人ar2a） 2 (4) 氧化反应.当[A]、[T].等脱氧元素在钢液中的 (年o/年o)尸=A0)(Kao）(⑤) 传质是反应的限制性环节时，熔渣对脱氧元素的二 式中，、a(o,分别表示钢中[A]活度、渣中 次氧化分两部分完成，首先是(FcO)、(MnO)发生 (F0)活度，K为式(2)的平衡常数. (MO厂[M]+[O](M:FeMn)的自溶解反应，当 以渣钢界面反应式(2)进行讨论，此时，= [0]的过饱和度达到一定程度时和脱氧元素发生 a,式(3)中平衡常数可以写成式(4)，通过式(5) 2[A]十3[0厂(Ab03)愾化反应，如图1(b)所示， 对比熔渣内部和渣钢界面处(FO)活度差别，浓 a (AL0) (TiOTiOJ (FeO(Mno) 度与质量浓度的转换关系C=aPM,式(5)油下式 渣 (FrOV(MnO) (FeO(Mno) 表示： 钢液 [AI [Mnl.[FeHlo (CoCo)3=[o瓜/(2·o）]e [Mn].[Fel [Mn].[Fel aAo)/(K·afo·aA)< h (FeOV(MnO) (FeO(Mno) (FeO(Mno) 1/101.29×0.2×0.015K1 渣 因此，式(1)可以写成下式： 钢液 [O]IMnl.Fe [o][Mn].IFel Io1Mnl、IFel ◆ dng:o)=n=A.k C(P.) (6) T可 dt t 山， A1,0) 0,.T0) Ti-0-Al 转化成量纲一的质量浓度为下式： 图1渣对钢液二次氧化反应示意图.(a)渣钢界面二次氧化 daco)Ak ·aE0) (7) 示意图：(b)钢液内部二次氧化示意图 dt V. Fig 1 Schenatic sketch of liquid steel's reoxilation by slg (a) 由式(7)河以看出若熔渣对钢液的二次氧化受 schematic sketch for reactions at the slag/steel interface (b)sche- (F0)在渣相扩散控速，则(F0)活度与时间应满 matic sketch for reactions n the steel 足指数关系，判断渣中(F0)浓度与时间也有类似 某厂采用210转炉~H-CC工艺生产F钢， 指数的关系 出钢不进行渣改质，渣的氧化性较高。H脱碳结束 2分析讨论 后采用A脱氧，加A13mm后进行Ti哈金化.实际 生产中[A1].=0.030.06[Ti]=0.05~0.07,脱 2.1熔渣(%F0+%M0)的变化规律 氧元素含量较高且实际冶炼条件下钢液的动力学条 对某钢厂生产F钢一个浇次的四炉钢（广，艺，3， 件优于渣相，所以脱氧元素在钢液中的传质一般不 4进行取样分析，渣样时刻和成分见表1一4渣中 会成为反应的限制性环节，当大量脱氧产物上浮到 (%F0十%M0)含量随时间变化关系如图2所示
第 4期 王 敏等： ＩＦ钢全氧的控制与预测 ＳｉＯ2--Ａｌ2Ｏ3、ＣａＯ--Ａｌ2Ｏ3--ＦｅＯｔ、ＣａＯ--Ａｌ2Ｏ3--ＭｎＯ 和 ＣａＯ--ＳｉＯ2--Ａｌ2Ｏ3--ＦｅＯｔ--ＭｎＯ渣系对钢液中 ［Ａｌ］ｓ的氧化速率．结果表明：ＣａＯ--Ａｌ2Ｏ3基渣系中 ＳｉＯ2对 ［Ａｌ］ｓ二次氧化反应的限制性环节是渣／钢 界面的化学反应；ＦｅＯ、ＭｎＯ对 ［Ａｌ］ｓ二次氧化反应 的限制性环节是 ［Ａｌ］ｓ 在钢液中的扩散传输或 （ＦｅＯ）在渣相中的扩散传输．有学者认为 ［3--4］：当渣 中 （ＦｅＯ）含量较高且 ［Ａｌ］ｓ含量较低时［Ａｌ］ｓ在钢 液中的传质是反应的限制性环节；当 （ＦｅＯ）含量较 低且 ［Ａｌ］ｓ浓度较高时（ＦｅＯ）在渣中的传质是反 应的限制性环节． 因此溶渣对钢液的氧化可能有以下两种机理： ① 渣／钢界面进行的氧化反应．当熔渣中 （ＦｅＯ）在 渣相中的质量传输是二次氧化反应的限制性环节 时二次反应发生渣／钢界面．以 ［Ａｌ］ｓ的氧化为例 反应通过 2［Ａｌ］ ＋3（ＭＯ） （Ａｌ2Ｏ3） ＋3［Ｍ ］ （Ｍ： Ｍｎ、Ｆｅ）进行如图 1（ａ）所示．② 钢液内部进行的 氧化反应．当 ［Ａｌ］ｓ、［Ｔｉ］ｓ等脱氧元素在钢液中的 传质是反应的限制性环节时熔渣对脱氧元素的二 次氧化分两部分完成首先是 （ＦｅＯ）、（ＭｎＯ）发生 （ＭＯ） ［Ｍ］ ＋［Ｏ］ （Ｍ：Ｆｅ、Ｍｎ）的自溶解反应当 ［Ｏ］的过饱和度达到一定程度时和脱氧元素发生 2［Ａｌ］ ＋3［Ｏ］ （Ａｌ2Ｏ3）氧化反应如图 1（ｂ）所示． 图 1 渣对钢液二次氧化反应示意图．（ａ） 渣／钢界面二次氧化 示意图；（ｂ） 钢液内部二次氧化示意图 Ｆｉｇ．1 Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｓｋｅｔｃｈｏｆｌｉｑｕｉｄｓｔｅｅｌ’ｓｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｂｙｓｌａｇ：（ａ） ｓｃｈｅｍａｔｉｃｓｋｅｔｃｈｆｏｒｒｅａｃｔｉｏｎｓａｔｔｈｅｓｌａｇ／ｓｔｅｅｌｉｎｔｅｒｆａｃｅ；（ｂ） ｓｃｈｅ- ｍａｔｉｃｓｋｅｔｃｈｆｏｒｒｅａｃｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅｓｔｅｅｌ 某厂采用 210ｔ转炉--ＲＨ--ＣＣ工艺生产 ＩＦ钢 出钢不进行渣改质渣的氧化性较高．ＲＨ脱碳结束 后采用 Ａｌ脱氧加 Ａｌ3ｍｉｎ后进行 Ｔｉ合金化．实际 生产中 ［Ａｌ］ｓ＝0∙03～0∙06、［Ｔｉ］ ＝0∙05～0∙07脱 氧元素含量较高且实际冶炼条件下钢液的动力学条 件优于渣相所以脱氧元素在钢液中的传质一般不 会成为反应的限制性环节当大量脱氧产物上浮到 渣／钢界面时会在渣／钢界面形成一层富 Ａｌ2Ｏ3 层 这也会大大降低 （ＦｅＯ）向渣／钢界面的传质所以此 种工艺条件下熔渣对钢液二次氧化主要受第 1种机 理影响． 当渣对钢液的二次氧化受 （ＦｅＯ）在渣中扩散控 速时（ＦｅＯ）通过渣／钢界面的扩散通量由下式 表示： ｎ＝Ａ·ｋ·（Ｃ（ＦｅＯ） —Ｃ ∗ （ＦｅＯ） ） ［5］ （1） 式中ｎ为氧在渣中的摩尔扩散通量ｍｏｌ·ｓ —1；Ａ为 渣／钢之间的表面积ｍ 2；ｋ为氧在渣中的传质系数 ｍ·ｓ —1；Ｃ（ＦｅＯ）、Ｃ ∗ （ＦｅＯ） 为渣中 （ＦｅＯ）、渣／钢界面处 （ＦｅＯ）的浓度． 3（ＦｅＯ）＋2［Ａｌ］ 3［Ｆｅ］ ＋（Ａｌ2Ｏ3）ｓ ΔＧ ○— ＝—853900＋239∙9ＴＪ／ｍｏｌ ［6--7］ （2） ｌｇＫ2（＝ａ ∗ （Ａｌ2Ｏ3）／（ａ ∗3 （ＦｅＯ）·ａ ∗2 ［Ａｌ］ ））＝ 44654∙9／Ｔ—12∙55 ［6］ （3） Ｋ2＝ａ ∗ （Ａｌ2Ｏ3）／（ａ ∗3 （ＦｅＯ）·ａ 2 ［Ａｌ］ ） （4） （ａ ∗ ＦｅＯ／ａＦｅＯ ） 3＝ａ ∗ （Ａｌ2Ｏ3）／（Ｋ2·ａ 3 （ＦｅＯ）·ａ 2 ［Ａｌ］ ） （5） 式中ａ［Ａｌ］、ａ（ＦｅＯ） 分别表示钢中 ［Ａｌ］活度、渣中 （ＦｅＯ）活度Ｋ2为式 （2）的平衡常数． 以渣／钢界面反应式 （2）进行讨论此时 ａ ∗ ［Ａｌ］ ＝ ａ［Ａｌ］式 （3）中平衡常数可以写成式 （4）通过式 （5） 对比熔渣内部和渣／钢界面处 （ＦｅＯ）活度差别．浓 度与质量浓度的转换关系 Ｃ＝ａ·ρ／Ｍ式 （5）由下式 表示： （Ｃ ∗ ＦｅＯ／ＣＦｅＯ ） 3＝［ａ ∗ ＦｅＯ·ρ ∗ ｍ／（ρｍ·ａＦｅＯ ） ］ 3≅ ａ ∗ （Ａｌ2Ｏ3）／（Ｋ2·ａ 3 （ＦｅＯ）·ａ 2 ［Ａｌ］ ）＜ 1／［10 11∙29×0∙2 3×0∙015 2 ］≪1． 因此式 （1）可以写成下式： — ｄｎ（ＦｅＯ） ｄｔ ＝ｎ＝Ａ·ｋ·Ｃ（ＦｅＯ） （6） 转化成量纲一的质量浓度为下式： — ｄａ（ＦｅＯ） ｄｔ ＝ Ａｋ Ｖｓｌａｇ ·ａ（ＦｅＯ） （7） 由式 （7）可以看出若熔渣对钢液的二次氧化受 （ＦｅＯ）在渣相扩散控速则 （ＦｅＯ）活度与时间应满 足指数关系判断渣中 （ＦｅＯ）浓度与时间也有类似 指数的关系． 2 分析讨论 2∙1 熔渣 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）的变化规律 对某钢厂生产 ＩＦ钢一个浇次的四炉钢 （1 ＃2 ＃3 ＃ 4 ＃ ）进行取样分析渣样时刻和成分见表1～4渣中 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）含量随时间变化关系如图2所示． ·433·
,434 北京科技大学学报 第32卷 表11炉钢不同时刻渣成分 Tab1 Slg composition of heat at different timne 成分% 时刻 S02 A203 Ca0 MgO F Mno PB205 TD2 0 7.22 22.58 34.54 9.13 21.42 4.36 0.02 0.28 0.45 3 6.54 30.90 30.44 8.91 18.47 4.04 0.02 0.24 0.44 7 6.48 31.35 30.51 9.18 17.70 3.98 0.02 0.23 0.55 11 6.62 31.50 30.55 9.20 17.29 3.93 0.02 0.23 0.66 18 7.09 28.62 31.61 9.64 18.17 3.84 0.02 0.28 0.73 注：规定H处理脱碳结束计为0时刻，1为开浇炉 表22炉钢不同时刻渣成分 Tabe2 Slg composition of2 heat at differnt tine 成分% 时刻 S02 AbOs Ca0 MgO FO Mno P205 TD2 0 7.19 19.58 39.85 5.43 21.12 5.51 0.02 0.51 0.79 3 6.88 23.57 38.63 5.61 18.84 5.36 0.02 0.49 0.59 5 6.57 25.55 36.56 6.76 18.18 5.20 0.02 0.45 0.71 7 6.74 26.45 37.01 5.60 17.65 5.23 0.02 0.45 0.84 9 6.71 25.82 37.55 5.45 18.02 5.20 0.02 0.46 0.77 注：规定RH处理脱碳结束计为0时刻 表33炉钢不同时刻渣成分 Tabk 3 Slag composition of3 heat at different tme 成分% 时刻 S02 AkO3 Ca0 MgO FO MnO P205 TD2 0 6.23 18.68 39.87 7.16 21.66 5.51 0.03 0.34 0.52 3 6.09 24.31 37.02 6.52 19.74 5.39 0.03 0.32 0.58 9 5.75 27.80 35.85 6.57 18.02 4.99 0.02 0.28 0.72 注：规定RH处理脱碳结束计为O时刻 表4炉钢不同时刻渣成分 Tabl4 Shg composition of heat at different time 成分% 时刻 S02 AkO3 Ca0 MgO FO Mno P205 TD2 0 6.14 19.84 32.86 6.41 28.16 5.65 0.02 0.34 0.59 3 5.65 25.53 30.38 6.50 25.76 5.32 0.02 0.31 0.51 7 5.50 27.51 29.83 6.66 24.43 5.22 0.02 0.29 0.54 11 5.44 30.63 30.88 6.53 20.97 4.59 0.02 0.24 0.71 注：规定RH处理脱碳结束为O时刻 图2表明，渣中(%F0+%M0)随时间有呈 将表1数据和式(8)用0rgin7.0进行回归得 指数下降的趋势，判断此过程渣对钢液的二次氧化 到下式： 受(FO)、(MmO)在渣相的传质控速，反应主要发生 (%F0+%Mm0),=0.1526X(%Fe0+ 在渣钢界面，假设渣的氧化性随时间变化满足 下式： %M0)oeT8.69X(%F0+%Mn0)0 (%F0+%Mmn0),=aexp(一bt)十c(8) 0.848×(%F0+%Mn0)o (9)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 表 1 1＃炉钢不同时刻渣成分 Ｔａｂｌｅ1 Ｓｌａｇｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆ1＃ｈｅａｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅ 时刻 成分／％ ＳｉＯ2 Ａｌ2Ｏ3 ＣａＯ ＭｇＯ ＦｅＯ ＭｎＯ Ｓ Ｐ2Ｏ5 ＴｉＯ2 0 7∙22 22∙58 34∙54 9∙13 21∙42 4∙36 0∙02 0∙28 0∙45 3 6∙54 30∙90 30∙44 8∙91 18∙47 4∙04 0∙02 0∙24 0∙44 7 6∙48 31∙35 30∙51 9∙18 17∙70 3∙98 0∙02 0∙23 0∙55 11 6∙62 31∙50 30∙55 9∙20 17∙29 3∙93 0∙02 0∙23 0∙66 18 7∙09 28∙62 31∙61 9∙64 18∙17 3∙84 0∙02 0∙28 0∙73 注：规定 ＲＨ处理脱碳结束计为 0时刻1＃为开浇炉． 表 2 2＃炉钢不同时刻渣成分 Ｔａｂｌｅ2 Ｓｌａｇｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆ2＃ｈｅａｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅ 时刻 成分／％ ＳｉＯ2 Ａｌ2Ｏ3 ＣａＯ ＭｇＯ ＦｅＯ ＭｎＯ Ｓ Ｐ2Ｏ5 ＴｉＯ2 0 7∙19 19∙58 39∙85 5∙43 21∙12 5∙51 0∙02 0∙51 0∙79 3 6∙88 23∙57 38∙63 5∙61 18∙84 5∙36 0∙02 0∙49 0∙59 5 6∙57 25∙55 36∙56 6∙76 18∙18 5∙20 0∙02 0∙45 0∙71 7 6∙74 26∙45 37∙01 5∙60 17∙65 5∙23 0∙02 0∙45 0∙84 9 6∙71 25∙82 37∙55 5∙45 18∙02 5∙20 0∙02 0∙46 0∙77 注：规定 ＲＨ处理脱碳结束计为 0时刻． 表 3 3＃炉钢不同时刻渣成分 Ｔａｂｌｅ3 Ｓｌａｇｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆ3＃ｈｅａｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅ 时刻 成分／％ ＳｉＯ2 Ａｌ2Ｏ3 ＣａＯ ＭｇＯ ＦｅＯ ＭｎＯ Ｓ Ｐ2Ｏ5 ＴｉＯ2 0 6∙23 18∙68 39∙87 7∙16 21∙66 5∙51 0∙03 0∙34 0∙52 3 6∙09 24∙31 37∙02 6∙52 19∙74 5∙39 0∙03 0∙32 0∙58 9 5∙75 27∙80 35∙85 6∙57 18∙02 4∙99 0∙02 0∙28 0∙72 注：规定 ＲＨ处理脱碳结束计为 0时刻． 表 4 4＃炉钢不同时刻渣成分 Ｔａｂｌｅ4 Ｓｌａｇｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆ4＃ｈｅａｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅ 时刻 成分／％ ＳｉＯ2 Ａｌ2Ｏ3 ＣａＯ ＭｇＯ ＦｅＯ ＭｎＯ Ｓ Ｐ2Ｏ5 ＴｉＯ2 0 6∙14 19∙84 32∙86 6∙41 28∙16 5∙65 0∙02 0∙34 0∙59 3 5∙65 25∙53 30∙38 6∙50 25∙76 5∙32 0∙02 0∙31 0∙51 7 5∙50 27∙51 29∙83 6∙66 24∙43 5∙22 0∙02 0∙29 0∙54 11 5∙44 30∙63 30∙88 6∙53 20∙97 4∙59 0∙02 0∙24 0∙71 注：规定 ＲＨ处理脱碳结束为 0时刻． 图 2表明渣中 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）随时间有呈 指数下降的趋势判断此过程渣对钢液的二次氧化 受 （ＦｅＯ）、（ＭｎＯ）在渣相的传质控速反应主要发生 在渣／钢界面．假设渣的氧化性随时间变化满足 下式： （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）ｔ＝ａ·ｅｘｐ（—ｂｔ）＋ｃ （8） 将表 1数据和式 （8）用 Ｏｒｉｇｉｎ7∙0进行回归得 到下式： （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）ｔ＝0∙1526×（％ＦｅＯ＋ ％ＭｎＯ）0ｅｘｐ —ｔ 8∙69×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0 ＋ 0∙848×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0 （9） ·434·
第4期 王敏等：F钢全氧的控制与预测 ,435. 34 降低了1.3×10和1.6×10，这是由于加铝脱氧 -0-1" 后会产生大量的脱氧产物，导致[A]减少，这些脱 -4-2 0 --3 氧产物上浮去除会使得[A]有很大程度的降低 -4-49 在镇静的40min中[A].、[A]r变化很小，这是由 28 于脱氧后钢液内部的溶解氧接近平衡已经很低，此 26 时如果外界不对钢液传氧钢液中[A、[A]r变化 24 很小.如图5所示，在镇静过程中钢液面较平稳且 22 由于生成的大量脱氧产物上浮到渣钢界面会形成 10 15 20 一层富AbO:层会大大阻碍(F0)在渣相中的传 t/min 质，此时(F0)对钢液的氧化受其在渣中的传质限 图2(%F0十%M0)与时间变化关系 速，(F0)对钢液的氧化也有限，所以钢液中[A].、 Fig 2 Relations be tween (%F0+%MnO)and tine t [A]r在镇静过程中变化很小.开浇后的10mn内 ab和c是跟渣中初始(%F0十%MnO)有关 [A]、[A]r分别降低了1.2×10和1.05×10， 的常数.(%F0十%Mn0)%为0时刻渣中 由图5也可以看出浇注过程中由于钢液流动的加速 (%F0十%M0)含量，图3为不同炉次(%F0十 使得钢渣界面活跃从而促进了渣中(F0)向钢液的 %M0)随时间变化规律的预测值和实测值的关 传质，导致了钢液的二次氧化，因此[A]、[A]r有 系图 较大损失；2也有类似的变化趋势 34r 0.065r 一”预测曲线 --1AIL ·实测值 --1AlL ··2预测曲线 0.055 -4-27A ·2实测值 --2A1且 0g- 28 0.045 3”预测曲线 。3实测值 ··一4预测曲线 0.035 34A 口4实测值 .t 0.025 22 0 5 10152025 t/min 10 50 90 t/min 图3(%F0十%M0随时间变化预测值和实测数据的关系 Fig 3 Relations betveen prdiction vahes and experinental data of 图4[A.和[Ar随时间变化关系 (Fe0+%Mn)at different tine Fig 4 Relations of [AI].and [AI]T to tine 图3表明预测值与实测值在实验误差范围内吻 3Fe0)+24Al=AL,0.+3Fe 炉 合很好（相关系数R=0.9947)这也说明此种工艺 条件下熔渣对钢液二次氧化受(F0)在渣中的传质 控速，和前面的推断一致，所以此种工艺要提高钢液 纯净度必须严格控制钢保面的活跃状态，减少搅 拌，避免渣对钢液的二次氧化和渣钢界面产生的二 浇铸前 浇铸过程 次氧化产物再次进入钢液中同时增大渣对夹杂物的 图5浇注过程中渣钢界面反应 吸收能力· Fig 5 Reactions at the slag/stcel interface n casting process 当渣的氧化性高时，减少渣对钢液二次氧化的 2.2T.0预测模型的建立 同时应保证脱氧产物有足够时间上浮去除，所以此 许多学者⑧对钢液中T0的预测模型进行过 种工艺条件下需对钢液作镇静处理，实验过程中对 了研究，但均未考虑熔渣氧化性随时间变化对T0 开浇炉1镇静40mn2严镇静30mm镇静过程隔 的影响，钢液的表观脱氧速率由下式决定， 10m取提桶样一个进行[A】.和[Ar检测.图4 为冶炼过程不同时期[A]、[A]r随时间的变化规 d0]=k[0].-k& (10) dt 律，1在RH加铝脱氧后10min内[A]、[A]r分别 考虑熔渣氧化性随时间变化对T.0的影响时，钢液
第 4期 王 敏等： ＩＦ钢全氧的控制与预测 图 2 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）与时间 ｔ变化关系 Ｆｉｇ．2 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎ（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ） ａｎｄｔｉｍｅｔ ａ、ｂ和 ｃ是跟渣中初始 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）有关 的 常 数． （％ＦｅＯ＋ ％ＭｎＯ）0 为 0 时 刻 渣 中 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）含量．图 3为不同炉次 （％ＦｅＯ＋ ％ＭｎＯ）随时间变化规律的预测值和实测值的关 系图． 图 3 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）随时间 ｔ变化预测值和实测数据的关系 Ｆｉｇ．3 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｖａｌｕｅｓａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａｏｆ （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ） ａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅ 图 3表明预测值与实测值在实验误差范围内吻 合很好 （相关系数 Ｒ＝0∙9947）．这也说明此种工艺 条件下熔渣对钢液二次氧化受 （ＦｅＯ）在渣中的传质 控速和前面的推断一致所以此种工艺要提高钢液 纯净度必须严格控制钢／界面的活跃状态减少搅 拌避免渣对钢液的二次氧化和渣／钢界面产生的二 次氧化产物再次进入钢液中同时增大渣对夹杂物的 吸收能力． 当渣的氧化性高时减少渣对钢液二次氧化的 同时应保证脱氧产物有足够时间上浮去除．所以此 种工艺条件下需对钢液作镇静处理实验过程中对 开浇炉 1 ＃镇静 40ｍｉｎ2 ＃镇静 30ｍｉｎ镇静过程隔 10ｍｉｎ取提桶样一个进行 ［Ａｌ］ｓ和 ［Ａｌ］Ｔ 检测．图 4 为冶炼过程不同时期 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ 随时间的变化规 律1 ＃在 ＲＨ加铝脱氧后10ｍｉｎ内 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ分别 降低了 1∙3×10 —4和 1∙6×10 —4这是由于加铝脱氧 后会产生大量的脱氧产物导致 ［Ａｌ］ｓ减少这些脱 氧产物上浮去除会使得 ［Ａｌ］Ｔ 有很大程度的降低． 在镇静的 40ｍｉｎ中 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ 变化很小这是由 于脱氧后钢液内部的溶解氧接近平衡已经很低此 时如果外界不对钢液传氧钢液中 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ 变化 很小．如图 5所示在镇静过程中钢液面较平稳且 由于生成的大量脱氧产物上浮到渣／钢界面会形成 一层富 Ａｌ2Ｏ3 层会大大阻碍 （ＦｅＯ）在渣相中的传 质此时 （ＦｅＯ）对钢液的氧化受其在渣中的传质限 速（ＦｅＯ）对钢液的氧化也有限所以钢液中 ［Ａｌ］ｓ、 ［Ａｌ］Ｔ在镇静过程中变化很小．开浇后的 10ｍｉｎ内 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ分别降低了 1∙2×10 —4和 1∙05×10 —4 由图 5也可以看出浇注过程中由于钢液流动的加速 使得钢渣界面活跃从而促进了渣中 （ＦｅＯ）向钢液的 传质导致了钢液的二次氧化因此 ［Ａｌ］ｓ、［Ａｌ］Ｔ 有 较大损失；2 ＃也有类似的变化趋势． 图 4 ［Ａｌ］ｓ和 ［Ａｌ］Ｔ随时间变化关系 Ｆｉｇ．4 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｏｆ［Ａｌ］ｓａｎｄ ［Ａｌ］Ｔｔｏｔｉｍｅ 图 5 浇注过程中渣／钢界面反应 Ｆｉｇ．5 Ｒｅａｃｔｉｏｎｓａｔｔｈｅｓｌａｇ／ｓｔｅｅｌｉｎｔｅｒｆａｃｅｉｎｃａｓｔｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ 2∙2 Ｔ．Ｏ预测模型的建立 许多学者 ［8--9］对钢液中 Ｔ．Ｏ的预测模型进行过 了研究但均未考虑熔渣氧化性随时间变化对 Ｔ．Ｏ 的影响．钢液的表观脱氧速率由下式决定 — ｄ［Ｏ］ｔ ｄｔ ＝ｋ1·［Ｏ］ｔ—ｋ′2 ［10］ （10） 考虑熔渣氧化性随时间变化对 Ｔ∙Ｏ的影响时钢液 ·435·
.436 北京科技大学学报 第32卷 的表观脱氧速度可以用下式表示： 中初始活度氧[0]。=3×10，加铝后在不同夹杂 d[0l=k[o].-ke%F0t%M0).(1) 物去除速率情况下钢液中T0随时间变化关系见 dt 图6时刻O代表RH脱碳结束时刻. 式中，[0]，为时刻钢水中全氧含量，10；k为夹 250 杂物去除速率常数，mn；k~为渣的传氧速率常 一k=03.k,=03 200 数，mm;地为渣向钢液的供氧速率，10-6.mm. k,=0.3.k.=05 k=05.k-03 式(10)、式(11)等号左边为钢液的表观脱氧速率表 ·实测值 --k=041.k,=0.51 示单位时间内钢液中表观T0的增量，右边第1项 表示单位时间内夹杂物上浮去除引起的下0的减 50r 少量，第2项表示单位时间内钢渣对钢液的传氧引 4444 起的T0的增加量， 5 1015202530 将式(9)代入式(11)并在t=0时[0].= tmin 图6不同夹杂物去除速率下下0随时间变化关系 [0]o,t=时[0].=[0]：上积分得到下式： Fig 6 Relations beteen total oxygen and tie at different rmoval [o1-(e-。)+ vebcities of inc lusions p.(1-e)+[oe 图6表明，初始渣氧化性和钢液中活度氧相同 (12) 情况下，夹杂物去除速率常数越大，达到平衡时钢液 式中，m=0.1526×(%Fc0+%Mn0)o;n=8.69× 中T0越低，相同。情况下，增大k可以显著降 (%Fc0十%Mm0)o;p=0.848X(%F0+%Mn0)o; 低过程T0,相同k情况下随着增大，过程T0 k为夹杂物去除速率常数，k=0为钢液中氧化产 增加，k对T0影响要大于®因此在治炼过程中 生的脱氧产物不能去除，k=1为钢液中氧化产生 在保证不过分增大。的情况下应增大钢液搅拌促 的脱氧产物全部去除，实际冶炼过程中0<k<1,为 进夹杂物聚合长大，上浮去除，提高k·若要增大k 了降低钢液中TO提高k很关键.实际冶炼过程 的同时，降低则需对渣进行改质，并增加搅拌. 中通过增加H循环流量、钢包吹气搅拌等促进夹 加铝脱氧后的l0min内T0有显著降低且该工艺 杂物聚合长大上浮去除可以很有效地提高k:。为 条件下实验得到k=0.41,=0.51 渣的传氧速率常数，图3中曲线斜率表示单位时间 内渣中(%F0十%M0)含量的减少量，假设渣中 3结论 减少的(%F0十+%M0)对钢液的氧化产物全部进 (1)熔渣中(Fc0)、(Mn0)和(SD2)对钢液的 入钢液，则 二次氧化存在两种方式：当氧化物在渣中的传质是 6=△必F00×2×1. 反应限制性环节时，反应发生在钢渣界面上：当脱氧 △~100.Wel 元素在钢中传质是限制性环节时，反应发生在钢液 式中，Wg、W分别为渣、钢的质量，估算得O<k 内部 ≤1.3.由前面推导可知，当反应受(%F0% (2)当氧化反应发生在渣钢界面时，生成的脱 MO)在渣相传质控速时，反应主要发生在渣钢界 氧产物主要分布在渣钢界面，此时要通过降低渣/ 面，生成的脱氧产物不会进入钢液，所以实际冶炼过 钢界面活跃性减少搅拌，增加镇静可以保证钢液的 程值低于上限.为了减少渣对钢液的二次氧化 纯净度；当氧化反应发生在钢液内部时，为了提高钢 需降低。值，冶炼过程中通过镇静减少搅拌可以降 的纯净度，须保证一定的纯搅拌时间，使夹杂物聚 低渣钢界面的活跃性减少渣对钢液的二次氧化，但 集、长大上浮去除， 是减少搅拌的同时会降低k,对降低T0不利，因 (3)当渣对钢液二次氧化受氧化物在渣中的传 此为了增加k的同时降低。就必须对渣改质降低 质限速时，渣的氧化性随时间呈指数下降趋势.对 渣的氧化性，不同厂不同工艺条件下得到的k、。 某厂的熔渣随时间变化作分析，回归得到H加铝 有较大差别，根据不同工艺条件下取样数据进行拟 后渣的氧化性随时间变化关系为： 合得到k、。的近似值便可以用式(12)预测过程 (%F0+%Mm0),=0.001526×(%F0+ T0的变化 一t RH脱碳结束渣中(%F0十%Mm0)=34,钢液 %Mn0)o~e90.0869X(%F0+%Mn0)0
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 的表观脱氧速度可以用下式表示： — ｄ［Ｏ］ｔ ｄｔ ＝ｋ1 ［Ｏ］ｔ—ｋ2·（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）ｔ （11） 式中［Ｏ］ｔ为 ｔ时刻钢水中全氧含量10 —6；ｋ1 为夹 杂物去除速率常数ｍｉｎ —1；ｋ2 为渣的传氧速率常 数ｍｉｎ —1；ｋ2′为渣向钢液的供氧速率10 —6·ｍｉｎ —1． 式 （10）、式 （11）等号左边为钢液的表观脱氧速率表 示单位时间内钢液中表观 Ｔ．Ｏ的增量右边第 1项 表示单位时间内夹杂物上浮去除引起的 Ｔ．Ｏ的减 少量第 2项表示单位时间内钢渣对钢液的传氧引 起的 Ｔ．Ｏ的增加量． 将式 （9）代入式 （11）并在 ｔ＝0时 ［Ｏ］ｔ＝ ［Ｏ］0ｔ＝ｔ时 ［Ｏ］ｔ＝［Ｏ］ｔ上积分得到下式： ［Ｏ］ｔ＝ ｋ2·ｍ ｋ1—1／ｎ ·（ｅ —ｔ／ｎ—ｅ —ｋ1ｔ ）＋ ｋ2ｐ ｋ1 ·（1—ｅ —ｋ1ｔ ）＋［Ｏ］0·ｅ —ｋ1ｔ （12） 式中ｍ＝0∙1526×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0；ｎ＝8∙69× （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0；ｐ＝0∙848×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0； ｋ1为夹杂物去除速率常数ｋ1 ＝0为钢液中氧化产 生的脱氧产物不能去除ｋ1 ＝1为钢液中氧化产生 的脱氧产物全部去除实际冶炼过程中0＜ｋ1＜1为 了降低钢液中 Ｔ．Ｏ提高 ｋ1 很关键．实际冶炼过程 中通过增加 ＲＨ循环流量、钢包吹气搅拌等促进夹 杂物聚合长大上浮去除可以很有效地提高 ｋ1；ｋ2 为 渣的传氧速率常数．图 3中曲线斜率表示单位时间 内渣中 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）含量的减少量假设渣中 减少的 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）对钢液的氧化产物全部进 入钢液则 ｋ2＝ Δ（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）·Ｗｓｌａｇ Δｔ·100·Ｗｓｔｅｅｌ × 56 72 ×10 6． 式中Ｗｓｌａｇ、Ｗｓｔｅｅｌ分别为渣、钢的质量估算得 0＜ｋ2 ≤1∙3．由前面推导可知当反应受 （％ＦｅＯ＋％ ＭｎＯ）在渣相传质控速时反应主要发生在渣／钢界 面生成的脱氧产物不会进入钢液所以实际冶炼过 程 ｋ2值低于上限．为了减少渣对钢液的二次氧化 需降低 ｋ2值冶炼过程中通过镇静减少搅拌可以降 低渣／钢界面的活跃性减少渣对钢液的二次氧化但 是减少搅拌的同时会降低 ｋ1对降低 Ｔ．Ｏ不利因 此为了增加 ｋ1的同时降低 ｋ2 就必须对渣改质降低 渣的氧化性．不同厂不同工艺条件下得到的 ｋ1、ｋ2 有较大差别根据不同工艺条件下取样数据进行拟 合得到 ｋ1、ｋ2 的近似值便可以用式 （12）预测过程 Ｔ．Ｏ的变化． ＲＨ脱碳结束渣中 （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）＝34钢液 中初始活度氧 ［Ｏ］0 ＝3×10 —4加铝后在不同夹杂 物去除速率情况下钢液中 Ｔ．Ｏ随时间变化关系见 图 6时刻 0代表 ＲＨ脱碳结束时刻． 图 6 不同夹杂物去除速率下 Ｔ．Ｏ随时间变化关系 Ｆｉｇ．6 Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｔｏｔａｌｏｘｙｇｅｎａｎｄｔｉｍｅａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｒｅｍｏｖａｌ ｖｅｌｏｃｉｔｉｅｓｏｆｉｎｃｌｕｓｉｏｎｓ 图 6表明初始渣氧化性和钢液中活度氧相同 情况下夹杂物去除速率常数越大达到平衡时钢液 中 Ｔ．Ｏ越低．相同 ｋ2 情况下增大 ｋ1 可以显著降 低过程 Ｔ．Ｏ相同 ｋ1情况下随着 ｋ2 增大过程 Ｔ．Ｏ 增加ｋ1对 Ｔ．Ｏ影响要大于 ｋ2．因此在冶炼过程中 在保证不过分增大 ｋ2 的情况下应增大钢液搅拌促 进夹杂物聚合长大上浮去除提高 ｋ1．若要增大 ｋ1 的同时降低 ｋ2 则需对渣进行改质并增加搅拌． 加铝脱氧后的 10ｍｉｎ内 Ｔ．Ｏ有显著降低且该工艺 条件下实验得到 ｋ1＝0∙41ｋ2＝0∙51． 3 结论 （1） 熔渣中 （ＦｅＯ）、（ＭｎＯ）和 （ＳｉＯ2）对钢液的 二次氧化存在两种方式：当氧化物在渣中的传质是 反应限制性环节时反应发生在钢渣界面上；当脱氧 元素在钢中传质是限制性环节时反应发生在钢液 内部． （2） 当氧化反应发生在渣／钢界面时生成的脱 氧产物主要分布在渣／钢界面此时要通过降低渣／ 钢界面活跃性减少搅拌增加镇静可以保证钢液的 纯净度；当氧化反应发生在钢液内部时为了提高钢 的纯净度须保证一定的纯搅拌时间使夹杂物聚 集、长大上浮去除． （3） 当渣对钢液二次氧化受氧化物在渣中的传 质限速时渣的氧化性随时间呈指数下降趋势．对 某厂的熔渣随时间变化作分析回归得到 ＲＨ加铝 后渣的氧化性随时间变化关系为： （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）ｔ＝0∙001526×（％ＦｅＯ＋ ％ＭｎＯ）0·ｅｘｐ —ｔ 0∙0869×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0 ＋ ·436·
第4期 王敏等：F钢全氧的控制与预测 ,437. 0.00848×(%F0%Mm0)o of akm inim n alm nim killed steel by Feo and Mno in slag 式中，相关系数R=0.9947. CAMP-SU1991,4(1):268 (4)RH加铝后T0的预测公式为： [4]Ham Y.ldogawa A.Sakuraya T Devebpment of prevention method of steel reoxidation to produce clean steel Steemaking [o1-(e-)+ Con ference P mceedings Tomnto 1992:513 [5]Zhang JY.Metallrgy Physical Chon istry Beijng Metallurgical (1-e)+[0]eg Industry Press 2004:228 (张家芸.冶金物理化学.北京：冶金工业出版社，2004,228) 式中，m=0.1526×(%F0+%Mn0)0n=8.69× [6]Kwang R L Hideaki Reoxilation of ahm inm in liguidl imon (%Fe0+%Mn0)o,p=0.848X(%F0+%Mm0) with CaAk0s Feo 3mas)slags SIJ Int 1995.35 (5):480 模型与现场实验结果进行拟合得到该厂现行工艺下 [7]Suito H.Inoue R.Themodynan ic considerations on manganese 夹杂物的去除速率常数k与渣的氧化速率常数。 equilbria be tween liqui iron and Fe,0 MnOM0,(MO,=PO2.5 分别为0.41和0.51 SD2,AD1.5 Mgo.Cao)slags Trans Imon Steel Inst Jpn Int 1984,24(12):1164 参考文献 [8]Suda M.The advanced mass pmduction systemn of ultra kw catbon [1]Dong PC Jung IH.Rhee C.H.etal Reoxilation ofAITicon- steel at KSCS M IU ZH MA Wors/Steemaking Confernce Pro- taining steels by Cao-AkOs MgoSD2 slg IJ Int 2004.44 cedngs Tomnlo 1992 229 (10):1669 [9]Nagayasu Y.H isao Y,Tetsuya F J Reoval of inchsion frm [2]Haiping S Katsim iM.Oxilation mte of alm inm in molien inon molten steel in continuous castng tundish I Int 1992 32 by CO-SD2AkOs OMnO slag U Int 1996.36(Suppl): (1):157 s34 [10]HirokiG.Ken-ichiM Y.Reoxidation behavior ofmolten steel in [3]Shinotaisa M.Inoue T.Ognwa K.et al Reoxidization behavior NonK illed and A llK illed steels ISIJ Int 1998 38(3):256 (上接第412页) [4]Cai M F.Rock Mechanics and Engineering Beijng Science [6]Hoek E Strength of jonted rock masses Geolechnimie 1983 33 Pmss2002,110 (3)2187 (蔡美峰.岩石力学与工程.北京：科学出版社，2002110) [7]Zheng Y R.Chen Z Y.W ang G X.et al Engineering Trament [5]Hoek E Brown E T.Underground Excavation n Rock Beijing of Slpe&Landslidle Beijing China Cammunication Press 2007 Metalagical Industry Press 1986,107 110 (Hock E Bmwn ET等.岩石地下工程，北京：冶金工业出版 (郑颖人，陈祖煜，王恭先，等.边坡与滑坡工程治理.北京：人 社，1986.107) 民交通出版社，2007110)
第 4期 王 敏等： ＩＦ钢全氧的控制与预测 0∙00848×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0． 式中相关系数 Ｒ＝0∙9947． （4） ＲＨ加铝后 Ｔ．Ｏ的预测公式为： ［Ｏ］ｔ＝ ｋ2·ｍ ｋ1—1／ｎ ·（ｅ —ｔ／ｎ—ｅ —ｋ1ｔ ）＋ ｋ2ｐ ｋ1 ·（1—ｅ —ｋ1ｔ ）＋［Ｏ］0·ｅ —ｋ1ｔ． 式中ｍ＝0∙1526×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0ｎ＝8∙69× （％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0ｐ＝0∙848×（％ＦｅＯ＋％ＭｎＯ）0 模型与现场实验结果进行拟合得到该厂现行工艺下 夹杂物的去除速率常数 ｋ1 与渣的氧化速率常数 ｋ2 分别为 0∙41和 0∙51． 参 考 文 献 ［1］ ＤｏｎｇＰＣＪｕｎｇＩＨＲｈｅｅＣＨｅｔａｌ．ＲｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｏｆＡｌ-Ｔｉｃｏｎ- ｔａｉｎｉｎｇｓｔｅｅｌｓｂｙＣａＯ-Ａｌ2Ｏ3-ＭｇＯ-ＳｉＯ2 ｓｌａｇ．ＩＳＩＪＩｎｔ200444 （10）：1669 ［2］ ＨａｉｐｉｎｇＳＫａｔｓｕｍｉＭ．Ｏｘｉｄａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆａｌｕｍｉｎｕｍｉｎｍｏｌｔｅｎｉｒｏｎ ｂｙＣａＯ-ＳｉＯ2-Ａｌ2Ｏ3-ＦｅＯ-ＭｎＯｓｌａｇ．ＩＳＩＪＩｎｔ199636（Ｓｕｐｐｌ）： Ｓ34 ［3］ ＳｈｉｍｏｔｓｕｓａＭＩｎｏｕｅＴＯｇａｗａＫｅｔａｌ．Ｒｅｏｘｉｄｉｚａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆａｌｕｍｉｎｉｕｍｉｎａｌｕｍｉｎｉｕｍｋｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｂｙＦｅＯａｎｄＭｎＯｉｎｓｌａｇ． ＣＡＭＰ-ＩＳＩＪ19914（1）：268 ［4］ ＨａｒａＹＩｄｏｇａｗａＡＳａｋｕｒａｙａＴ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｐｒｅｖｅｎｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｏｆｓｔｅｅｌｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｔｏｐｒｏｄｕｃｅｃｌｅａｎｓｔｅｅｌ∥ Ｓｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ ＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ．Ｔｏｒｏｎｔｏ1992：513 ［5］ ＺｈａｎｇＪＹ．ＭｅｔａｌｌｕｒｇｙＰｈｙｓｉｃａｌＣｈｅｍｉｓｔｒｙ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌ ＩｎｄｕｓｔｒｙＰｒｅｓｓ2004：228 （张家芸．冶金物理化学．北京：冶金工业出版社．2004：228） ［6］ ＫｗａｎｇＲＬＨｉｄｅａｋｉＳ．Ｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｏｆａｌｕｍｉｎｕｍ ｉｎｌｉｑｕｉｄｉｒｏｎ ｗｉｔｈＣａＯ-Ａｌ2Ｏ3-ＦｅｔＯ（≤ 3ｍａｓｓ％ ）ｓｌａｇｓ．ＩＳＩＪＩｎｔ199535 （5）：480 ［7］ ＳｕｉｔｏＨＩｎｏｕｅＲ．Ｔｈｅｒｍｏｄｙｎａｍｉｃｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｓｏｎｍａｎｇａｎｅｓｅ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉａｂｅｔｗｅｅｎｌｉｑｕｉｄｉｒｏｎａｎｄＦｅｔＯ-ＭｎＯ-ＭＯｘ（ＭＯｘ＝ＰＯ2∙5 ＳｉＯ2ＡｌＯ1∙5ＭｇＯＣａＯ） ｓｌａｇｓ．ＴｒａｎｓＩｒｏｎＳｔｅｅｌＩｎｓｔＪｐｎＩｎｔ 198424（12）：1164 ［8］ ＳｕｄａＭ．Ｔｈｅａｄｖａｎｃｅｄｍａｓｓｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｏｆｕｌｔｒａｌｏｗｃａｒｂｏｎ ｓｔｅｅｌａｔＫＳＣＳＭＩＺＵＺＨＩＭＡＷｏｒｋｓ∥ＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＰｒｏ- ｃｅｅｄｉｎｇｓ．Ｔｏｒｏｎｔｏ1992：229 ［9］ ＮａｇａｙａｓｕＹＨｉｓａｏＹＴｅｔｓｕｙａＦＪ．Ｒｅｍｏｖａｌｏｆｉｎｃｌｕｓｉｏｎｆｒｏｍ ｍｏｌｔｅｎｓｔｅｅｌｉｎｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｃａｓｔｉｎｇｔｕｎｄｉｓｈ．ＩＳＩＪＩｎｔ199232 （1）：157 ［10］ ＨｉｒｏｋｉＧＫｅｎ-ｉｃｈｉＭＹ．Ｒｅｏｘｉｄａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｍｏｌｔｅｎｓｔｅｅｌｉｎ Ｎｏｎ-ＫｉｌｌｅｄａｎｄＡｌｌ-Ｋｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｓ．ＩＳＩＪＩｎｔ199838（3）：256 （上接第 412页 ） ［4］ ＣａｉＭ Ｆ．ＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｐｒｅｓｓ2002：110 （蔡美峰．岩石力学与工程．北京：科学出版社2002：110） ［5］ ＨｏｅｋＥＢｒｏｗｎＥＴ．ＵｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄＥｘｃａｖａｔｉｏｎｉｎＲｏｃｋ．Ｂｅｉｊｉｎｇ： ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌＩｎｄｕｓｔｒｙＰｒｅｓｓ1986：107 （ＨｏｅｋＥＢｒｏｗｎＥＴ等．岩石地下工程．北京：冶金工业出版 社1986：107） ［6］ ＨｏｅｋＥ．Ｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｊｏｉｎｔｅｄｒｏｃｋｍａｓｓｅｓ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ198333 （3）：187 ［7］ ＺｈｅｎｇＹＲＣｈｅｎＺＹＷａｎｇＧＸｅｔａｌ．ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＴｒｅａｔｍｅｎｔ ｏｆＳｌｏｐｅ＆Ｌａｎｄｓｌｉｄｅ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＣｈｉｎａＣｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎＰｒｅｓｓ2007： 110 （郑颖人陈祖煜王恭先等．边坡与滑坡工程治理．北京：人 民交通出版社2007：110） ·437·