工程科学学报，第37卷，第6期：700-705,2015年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.6:700-705,June 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.06.004:http://journals.ustb.edu.cn 铝耗及终脱氧氧位对F钢水口结瘤的影响 李翔，包燕平区，王敏，林路 北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 ☒通信作者，Email:baoyp@usth.cd.cn 摘要通过对F钢水口结瘤物各层成分及形貌的分析，得出造成水口结瘤的主要原因是AL,O,夹杂物在水口内壁不断聚 集和烧结.比较了不同铝耗对塞棒杆位的影响，铝耗较高时，塞棒杆位明显上涨，当铝耗超过3.5kg1时，可能导致钢水断 浇等生产事故.对平均铝耗及平均终脱氧氧位作了定义，随着平均铝耗的增加，单支下水口浇铸时间呈下降趋势，当平均铝 耗超过3.5kgt时，单支下水口浇铸时间低于50mi.铝耗随终脱氧氧位提高呈增加趋势，当终脱氧氧位在600×10-6以上 时，铝耗可能超过3.0kgt1:而平均终脱氧氧位超过600×106时，单支下水口浇铸时间可能低于50mi. 关键词浇铸：水口：结瘤：影响因素：氧化铝夹杂物 分类号TF775 Effect of aluminum consumption and oxygen potential at final deoxidation on nozzle clogging of IF steel LI Xiang,BAO Yan-ping≌，WANG Min,LIN Lu State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:baoyp@ustb.edu.cn ABSTRACT By analyzing the composition and morphology of each layer IF steel clogs on the nozzle,it is found that aggregation and sintering of AlO inclusions is the main reason for nozzle clogging.The effects of different aluminum consumptions on the stopper pole position were compared.When the quantity of aluminum consumption is large,the stopper pole position rises significantly.It may cause the casting accident of molten steel breakout while the quantity of aluminum consumption is more than 3.5kgt.The average aluminum consumption and average oxygen potential at final deoxidation were defined.As the average aluminum consumption increa- ses,the casting time decreases when a single submerged nozzle is used.When the quantity of average aluminum consumption is over 3.5kgt,the casting time is less than 50 min with a single submerged nozzle used.The aluminum consumption tends to increase with the improvement of oxygen potential at final deoxidation.When the oxygen potential at final deoxidation is more than 60010, the aluminum consumption may exceed 3.0kgt.While the average oxygen potential at final deoxidation is more than 600x10, the casting time with a single submerged nozzle is probably less than 50 min. KEY WORDS casting:nozzles:clogging:influencing factors:alumina inclusions 汽车面板用F钢是超低碳铝镇静钢，其治炼工艺 映了A山203夹杂物的生成总量，无论采用何种精炼手 路线一般是BOF一RH一CC.在治炼过程中，钢水中会 段都不可能完全去除钢中夹杂物.终脱氧氧位是指 加入大量的铝元素来脱氧，而其脱氧产物AL,0,不仅 H循环脱碳结束后钢水中残氧的含量，由于终脱氧 是钢中夹杂物的主要组成部分，更是造成浇铸过程中 后钢水经过弱吹氩或纯循环即上连铸机浇铸，相对之 水口结瘤的主要原因习.铝元素的加入量即铝耗反 前脱氧形成的夹杂物，其上浮时间更短，在钢液中的残 收稿日期：2014-02-28 基金项目：中国博士后科学基金资助项目(2014M560890)
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期:700--705，2015 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 6: 700--705，June 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 06． 004; http: / /journals． ustb． edu． cn 铝耗及终脱氧氧位对 IF 钢水口结瘤的影响 李 翔，包燕平，王 敏，林 路 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 通信作者，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn 摘 要 通过对 IF 钢水口结瘤物各层成分及形貌的分析，得出造成水口结瘤的主要原因是 Al2O3夹杂物在水口内壁不断聚 集和烧结． 比较了不同铝耗对塞棒杆位的影响，铝耗较高时，塞棒杆位明显上涨，当铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时，可能导致钢水断 浇等生产事故． 对平均铝耗及平均终脱氧氧位作了定义，随着平均铝耗的增加，单支下水口浇铸时间呈下降趋势，当平均铝 耗超过 3. 5 kg·t － 1 时，单支下水口浇铸时间低于 50 min． 铝耗随终脱氧氧位提高呈增加趋势，当终脱氧氧位在 600 × 10 － 6 以上 时，铝耗可能超过 3. 0 kg·t － 1 ;而平均终脱氧氧位超过 600 × 10 － 6 时，单支下水口浇铸时间可能低于 50 min． 关键词 浇铸; 水口; 结瘤; 影响因素; 氧化铝夹杂物 分类号 TF775 Effect of aluminum consumption and oxygen potential at final deoxidation on nozzle clogging of IF steel LI Xiang，BAO Yan-ping ，WANG Min，LIN Lu State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: baoyp@ ustb． edu． cn ABSTRACT By analyzing the composition and morphology of each layer IF steel clogs on the nozzle，it is found that aggregation and sintering of Al2O3 inclusions is the main reason for nozzle clogging． The effects of different aluminum consumptions on the stopper pole position were compared． When the quantity of aluminum consumption is large，the stopper pole position rises significantly． It may cause the casting accident of molten steel breakout while the quantity of aluminum consumption is more than 3. 5 kg·t － 1 ． The average aluminum consumption and average oxygen potential at final deoxidation were defined． As the average aluminum consumption increases，the casting time decreases when a single submerged nozzle is used． When the quantity of average aluminum consumption is over 3. 5 kg·t － 1 ，the casting time is less than 50 min with a single submerged nozzle used． The aluminum consumption tends to increase with the improvement of oxygen potential at final deoxidation． When the oxygen potential at final deoxidation is more than 600 × 10 － 6 ， the aluminum consumption may exceed 3. 0 kg·t － 1 ． While the average oxygen potential at final deoxidation is more than 600 × 10 － 6 ， the casting time with a single submerged nozzle is probably less than 50 min． KEY WORDS casting; nozzles; clogging; influencing factors; alumina inclusions 收稿日期: 2014--02--28 基金项目: 中国博士后科学基金资助项目(2014M560890) 汽车面板用 IF 钢是超低碳铝镇静钢，其冶炼工艺 路线一般是 BOF—RH—CC． 在冶炼过程中，钢水中会 加入大量的铝元素来脱氧，而其脱氧产物 Al2 O3 不仅 是钢中夹杂物的主要组成部分，更是造成浇铸过程中 水口结瘤的主要原因［1 － 5］． 铝元素的加入量即铝耗反 映了 Al2O3夹杂物的生成总量，无论采用何种精炼手 段都不可能完全去除钢中夹杂物． 终脱氧氧位是指 RH 循环脱碳结束后钢水中残氧的含量，由于终脱氧 后钢水经过弱吹氩或纯循环即上连铸机浇铸，相对之 前脱氧形成的夹杂物，其上浮时间更短，在钢液中的残
李翔等：铝耗及终脱氧氧位对F钢水口结瘤的影响 701· 留量会更多.因此，铝耗及终脱氧氧位对F钢钢液洁 区域为Al,O,白色区域为Fe或FeO.可见内层结瘤 净度有重要影响，是造成水口结瘤的重要原因 物主要为颗粒状或条状，相互结合不紧密，尺寸多在 10m左右，部分在20m以上：结瘤物大多为纯Al,02, 1F钢水口结瘤物的形成原因 但Fe及Fe,0含量较多. 水口结瘤是一系列复杂的物理化学反应的结 中间层结瘤物有颗粒状或条状，见图2(b),也有 果.在浇铸过程中，钢水中夹杂物不断沉积在水口 部分地方呈片状，主要成分是AL,03,但Fe及Fe0相 表面.钢液中存在着悬浮的固体脱氧产物AL,0,,钢水 对内层减少.结瘤物之间结合相对内层也更紧密，而 与AL20,的界面张力较大，AL20,有相互群聚倾向.钢 结瘤物尺寸多不规则，既有大量尺寸在20μm以上的 水在流经浸入式水口时，钢流会出现收缩，在水口上部 片状结瘤物，也有大量尺寸低于20μm的颗粒状结 两侧区域产生了流动分离现象，在紊流作用下，靠近水 瘤物. 口内壁附近流速很低，促进了AL2O,在水口内表面的 外层结瘤物相对内层尺寸明显变大，见图2(c), 沉积.由于A山，0，在水口内表面的沉积，使水口内壁在 结瘤物也由颗粒状烧结成块状，外层结瘤物基本上全 浇铸过程中不可能保持原来的光滑程度，因而使水口 是Al0,夹杂，只含有极少量的Fe或Fe,0. 与钢液的接触界面减小，在边界层的涡流作用下，细小 有关文献切认为结瘤物的形成过程有三个步骤： 的A,0,发生碰撞、烧结和长大，在水口内壁沉积过饱 ①夹杂物颗粒开始与水口处的耐火材料接触：②颗粒 和而析出. 附着于耐火材料表面：③颗粒彼此附着并形成网络 图1为某厂F钢浇铸过程中下水口结瘤的宏观 综合图2可以得出，在F浇铸过程中，钢水中悬浮的 形貌.从图1可以看出，该水口结瘤已十分严重，且结 AL,0,夹杂物不断在水口表面沉积，由最初的点状和颗 瘤物分布不均匀，浇铸过程中会出现偏流现象，这显然 粒状，逐渐聚集结合，最后烧结成片状，同时结瘤物内 会对铸坯质量产生严重影响.在该水口结瘤物上取 部越来越致密，钢水流动越来越困难，当塞棒杆位到最 样，从结瘤物靠近钢液侧至靠近水口侧依次将结瘤物 高值仍然不能满足通钢量要求时，就需要更换下水口. 分为内层、中间层及外层，对结瘤物各层预磨和抛光， 因此，要提高连浇炉数，减少下水口使用数量并避免断 喷碳之后通过扫描电镜和能谱分析检测结瘤物的形貌 浇事故，就必须减少钢水中AL,0,夹杂物的数量，而铝 及成分，如图2所示 耗代表了AL,0,夹杂物的生成总量，是影响浇铸钢水 中AL,0,夹杂数量的重要因素. 2结果与分析 2.1铝耗对塞棒杆位的影响 该厂F钢治炼工艺路线为：铁水预处理一D一 RH一CC.钢水成分及温度控制如表1和表2所示 F钢治炼铝耗由转炉铝耗和RH铝耗两部分组 成.其中RH铝耗即RH铝线使用量，而转炉治炼时， 100 mm 在转炉出钢过程中会在钢包内加入一定量含铝合金或 图1水口结瘤宏观形貌 含铝改质剂（铝是主要脱氧元素），通过铝氧反应可折 Fig.I Macroscopic morphology of nozzle clogging 算转炉铝耗.塞棒杆位控制水口通钢量，随着水口结 图2(a)为F钢水口结瘤物内层形貌，图中灰色 瘤的恶化，塞棒杆位逐渐上涨，当塞棒杆位到极限值仍 20 um 20 um 20m 图2F钢水口结瘤物形貌.(a)内层：(b)中间层：（©）外层 Fig.2 Morphologies of clogging materials for IF steel:(a)inner layer:(b)middle layer:(c)outer layer
李 翔等: 铝耗及终脱氧氧位对 IF 钢水口结瘤的影响 留量会更多． 因此，铝耗及终脱氧氧位对 IF 钢钢液洁 净度有重要影响，是造成水口结瘤的重要原因． 1 IF 钢水口结瘤物的形成原因 水口结瘤是一系列复杂的 物 理 化 学 反 应 的 结 果［6］． 在浇铸过程中，钢水中夹杂物不断沉积在水口 表面． 钢液中存在着悬浮的固体脱氧产物 Al2O3，钢水 与 Al2O3的界面张力较大，Al2O3有相互群聚倾向． 钢 水在流经浸入式水口时，钢流会出现收缩，在水口上部 两侧区域产生了流动分离现象，在紊流作用下，靠近水 口内壁附近流速很低，促进了 Al2 O3 在水口内表面的 沉积． 由于 Al2O3在水口内表面的沉积，使水口内壁在 浇铸过程中不可能保持原来的光滑程度，因而使水口 与钢液的接触界面减小，在边界层的涡流作用下，细小 的 Al2O3发生碰撞、烧结和长大，在水口内壁沉积过饱 和而析出． 图 1 为某厂 IF 钢浇铸过程中下水口结瘤的宏观 形貌． 从图 1 可以看出，该水口结瘤已十分严重，且结 瘤物分布不均匀，浇铸过程中会出现偏流现象，这显然 会对铸坯质量产生严重影响． 在该水口结瘤物上取 样，从结瘤物靠近钢液侧至靠近水口侧依次将结瘤物 分为内层、中间层及外层，对结瘤物各层预磨和抛光， 喷碳之后通过扫描电镜和能谱分析检测结瘤物的形貌 及成分，如图 2 所示． 图 1 水口结瘤宏观形貌 Fig． 1 Macroscopic morphology of nozzle clogging 图 2 IF 钢水口结瘤物形貌． (a)内层; (b) 中间层; (c) 外层 Fig． 2 Morphologies of clogging materials for IF steel: (a) inner layer; (b) middle layer; (c) outer layer 图 2(a)为 IF 钢水口结瘤物内层形貌，图中灰色 区域为 Al2O3，白色区域为 Fe 或 FexO． 可见内层结瘤 物主要为颗粒状或条状，相互结合不紧密，尺寸多在 10 μm 左右，部分在 20 μm 以上;结瘤物大多为纯 Al2O3， 但 Fe 及 FexO 含量较多． 中间层结瘤物有颗粒状或条状，见图 2( b)，也有 部分地方呈片状，主要成分是 Al2O3，但 Fe 及 FexO 相 对内层减少． 结瘤物之间结合相对内层也更紧密，而 结瘤物尺寸多不规则，既有大量尺寸在 20 μm 以上的 片状结瘤物，也有大量尺寸低于 20 μm 的颗粒状结 瘤物． 外层结瘤物相对内层尺寸明显变大，见图 2( c)， 结瘤物也由颗粒状烧结成块状，外层结瘤物基本上全 是 Al2O3夹杂，只含有极少量的 Fe 或 FexO． 有关文献［7］认为结瘤物的形成过程有三个步骤: ①夹杂物颗粒开始与水口处的耐火材料接触;②颗粒 附着于耐火材料表面;③颗粒彼此附着并形成网络． 综合图 2 可以得出，在 IF 浇铸过程中，钢水中悬浮的 Al2O3夹杂物不断在水口表面沉积，由最初的点状和颗 粒状，逐渐聚集结合，最后烧结成片状，同时结瘤物内 部越来越致密，钢水流动越来越困难，当塞棒杆位到最 高值仍然不能满足通钢量要求时，就需要更换下水口． 因此，要提高连浇炉数，减少下水口使用数量并避免断 浇事故，就必须减少钢水中 Al2O3夹杂物的数量，而铝 耗代表了 Al2O3 夹杂物的生成总量，是影响浇铸钢水 中 Al2O3夹杂数量的重要因素． 2 结果与分析 2. 1 铝耗对塞棒杆位的影响 该厂 IF 钢冶炼工艺路线为:铁水预处理—LD— RH—CC． 钢水成分及温度控制如表 1 和表 2 所示． IF 钢冶炼铝耗由转炉铝耗和 RH 铝耗两部分组 成． 其中 RH 铝耗即 RH 铝线使用量，而转炉冶炼时， 在转炉出钢过程中会在钢包内加入一定量含铝合金或 含铝改质剂(铝是主要脱氧元素)，通过铝氧反应可折 算转炉铝耗． 塞棒杆位控制水口通钢量，随着水口结 瘤的恶化，塞棒杆位逐渐上涨，当塞棒杆位到极限值仍 ·701·
·702· 工程科学学报，第37卷，第6期 表1F钢化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of IF steel % C Mn P 吟 Ti ≤0.0050 0.06-0.15 ≤0.012 ≤0.015 ≤0.03 0.020-0.050 0.040-0.090 ≤0.0040 表2F钢治炼各工序温度控制要求 Table 2 Temperature control during steelmaking process 转炉出钢温度（参考） 到RH温度 结束温度 平台温度 中包温度 平台拒浇温度 ≥1700 1645~1665 1605~1615 1595~1610 1550-1565 <1580 不能满足通钢量要求时就需要更换下水口，由于上水 大.在浇铸第6炉时，由于下水口在浇铸前3炉时已 口无法更换，当上水口结瘤严重，更换下水口也不能满 累积出现一定数量的结瘤物，钢水中运动的内生夹杂 足通钢量要求时就会造成断浇等生产事故. 物以此为核心沉淀析出，并聚集形成大的结瘤物，最终 图3(a)为该厂某批次6炉铝耗较低时F钢浇铸 导致浇铸该炉钢水时塞棒杆位上涨，但仍然能满足正 数据变化图.该厂中间包容量为401，铝耗依次为 常通钢量要求，该批次钢水顺利浇完 2.22、3.12、1.43、1.55、1.77和1.53kgt.该批次铝 图3(b)是该厂某批次铝耗较高时F钢浇铸数据 耗除第2炉超过3.0kg1,其余炉次均在3.0kg1 变化图，铝耗依次为2.83、3.23、2.88、3.13、2.82和 以下，其中后4炉都控制在2.0kgt以下.由图3(a) 2.76kg1.前5炉中间包重量控制比较稳定，在换钢 可见，在浇铸第2炉过程中，由于该炉钢水铝耗较高， 包时出现一定波动：第6炉浇铸过程中由于上水口结 导致在该炉浇铸过程中下水口结瘤恶化，塞棒杆位迅 瘤严重，通钢量无法满足正常拉速要求，中间包重量逐 速上涨，在第3炉开浇后更换下水口.后4炉由于铝 渐下降，该批次在第6炉断浇.该批次第1、2两炉平 耗控制较低，浇铸过程比较平稳，塞棒杆位基本变化不 均铝耗为3.03kgt,第3、4炉平均铝耗为3.01kg· 110第1护第2炉第3炉第4炉第5炉第6炉 90 10 第1炉第2炉 第3炉第4炉第5炉第6炉 110 90 15.0 100 (a) 寒棒 (b) 80 9 100 塞棒 80 90 杆位 70 8 90 杆位 70 4.5 80 目70 中包 60 7 重量 70 60 中包 60 50 6 4.0 重量 40 50 40 40 名 30 40 30 30 30 铝耗 20 30 20 3 20 3.0 铝耗 10 0 10 1 0 J2.5 50 100 150200 250 300 50 100 150 200 250 300 浇铸时间min 浇铸时间/min 第1炉 第2炉 第3炉 110(c) 名 100 塞棒杆位 用 90 名 80 物 70 60 中包重量 50 50 % 40 4 20 20 铝耗 10 10 20 406080100120140 3 浇铸时间/min 图3典型F钢浇铸数据.(a)铝耗较低：(b)铝耗较高：()铝耗极高 Fig.3 Typical casting data of IF steel:(a)low aluminum consumption:(b)higher aluminum consumption:(c)extremely high aluminum consump- tion
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 表 1 IF 钢化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition of IF steel % C Mn S P Si Al Ti N ≤0. 0050 0. 06 ～ 0. 15 ≤0. 012 ≤0. 015 ≤0. 03 0. 020 ～ 0. 050 0. 040 ～ 0. 090 ≤0. 0040 表 2 IF 钢冶炼各工序温度控制要求 Table 2 Temperature control during steelmaking process ℃ 转炉出钢温度(参考) 到 RH 温度 结束温度 平台温度 中包温度 平台拒浇温度 ≥1700 1645 ～ 1665 1605 ～ 1615 1595 ～ 1610 1550 ～ 1565 ＜ 1580 图 3 典型 IF 钢浇铸数据． (a)铝耗较低; (b)铝耗较高; (c)铝耗极高 Fig． 3 Typical casting data of IF steel: (a) low aluminum consumption; (b) higher aluminum consumption; (c) extremely high aluminum consumption 不能满足通钢量要求时就需要更换下水口，由于上水 口无法更换，当上水口结瘤严重，更换下水口也不能满 足通钢量要求时就会造成断浇等生产事故． 图 3(a)为该厂某批次 6 炉铝耗较低时 IF 钢浇铸 数据变化 图． 该 厂 中 间 包 容 量 为 40 t，铝 耗 依 次 为 2. 22、3. 12、1. 43、1. 55、1. 77 和 1. 53 kg·t － 1 ． 该批次铝 耗除第 2 炉超过 3. 0 kg·t － 1 ，其余炉次均在 3. 0 kg·t － 1 以下，其中后 4 炉都控制在 2. 0 kg·t － 1 以下． 由图 3(a) 可见，在浇铸第 2 炉过程中，由于该炉钢水铝耗较高， 导致在该炉浇铸过程中下水口结瘤恶化，塞棒杆位迅 速上涨，在第 3 炉开浇后更换下水口． 后 4 炉由于铝 耗控制较低，浇铸过程比较平稳，塞棒杆位基本变化不 大． 在浇铸第 6 炉时，由于下水口在浇铸前 3 炉时已 累积出现一定数量的结瘤物，钢水中运动的内生夹杂 物以此为核心沉淀析出，并聚集形成大的结瘤物，最终 导致浇铸该炉钢水时塞棒杆位上涨，但仍然能满足正 常通钢量要求，该批次钢水顺利浇完． 图 3(b)是该厂某批次铝耗较高时 IF 钢浇铸数据 变化图，铝 耗 依 次 为 2. 83、3. 23、2. 88、3. 13、2. 82 和 2. 76 kg·t － 1 ． 前 5 炉中间包重量控制比较稳定，在换钢 包时出现一定波动;第 6 炉浇铸过程中由于上水口结 瘤严重，通钢量无法满足正常拉速要求，中间包重量逐 渐下降，该批次在第 6 炉断浇． 该批次第 1、2 两炉平 均铝耗为 3. 03 kg·t － 1 ，第 3、4 炉平均铝耗为 3. 01 kg· ·702·
李翔等：铝耗及终脱氧氧位对F钢水口结瘤的影响 ·703· 1‘,控制水平比较接近，前两支下水口使用时间也基 样本数：27 本相当，都在100min左右.同时，当第2炉和第4炉 200 相关系数：0.79 铝耗超过3.0kg1后，塞棒涨杆情况明显加剧，在这 两炉浇铸结束时塞棒杆位已到最高值，因此分别在第 150 3炉和第5炉开浇后换下水口.第5炉和第6炉开浇 后，由于前4炉导致上水口严重结瘤，浇铸最后两炉钢 100 水时上水口的结瘤情况成为通钢量的限制性环节，在 浇铸第6炉过程中，由于上水口已严重堵塞，此时更换 50 下水口已无法保证通钢量，致使该炉钢水断浇. 图3(c)是该厂某批次铝耗极高时F钢浇铸数据 变化图，铝耗依次为3.17、3.74、3.24kg1.该批次 2.02.53.03.5 4.0 原定生产6炉，由于前3炉铝耗控制较差，上水口严重 平均铝耗/化g) 结瘤，通钢量无法保证正常拉速，该批次在第3炉断 图4平均铝耗与浇铸时间关系图 浇.由图3(c)可知，该批次前3炉铝耗均在3.0kg11 Fig.4 Relationship between average aluminum consumption and 以上，尤其是第2炉铝耗达3.74kg1.该批次前3炉 casting time 钢共使用4支下水口，其中第2炉更换两支下水口. 面上并熔解于渣中：(3)由于界面能的作用，渣钢界面 有关文献s-9指出：钢包顶渣对山，0，的吸收速率随渣 上的氧化物夹杂自发的转入渣相.有关文献四认为 中AL,0,/C0值增大而减少，在该批次F钢生产过程 降低熔渣黏度，减小熔渣与山，0，夹杂物之间的界面 中，第2炉由于到RH温度过低，在RH精炼过程中加 张力有助于吸收A山0，·随着AL203的不断吸收，AL,0 入大量A1元素脱氧升温，钢水中残留大量A,O,夹杂 含量的增加可增大熔渣界面张力，增加熔渣黏度. 物，在浇铸过程中严重恶化上下水口的结瘤情况，直接 文献山2-14)研究发现：熔渣对AL,0,夹杂物的 导致钢水断浇. 吸收受传质系数为105cm·s扩散过程的控制，其质 2.2铝耗及终脱氧氧位对钢水可浇性的影响 量通量满足以下方程： 为了说明铝耗对钢水可浇性的影响，定义如下关 J=0.62D2pn(CsM -Cs). (2) 系式： N-∑NZ.∑NZ 式中：J为A山03夹杂物的质量通量，gcm2·s:D为 (1) ∑T: T Al,0,夹杂物在渣中的扩散系数，cm2·sl:p为熔渣密 度，gcm;n为熔渣黏度，l0-Pa·so为旋转角速 式中：N为单支下水口总浇铸时间平均铝耗，kgt1: 度，rad·s;Csu和Cs分别为渣/金界面和渣中Al03 T=∑T:为单支下水口总浇铸时间，min:T:为单支 量，gcm3. 下水口第i炉浇铸时间，min;N,为第i炉钢水铝耗， 由式(2)可知：AL20,的质量通量随着渣中A山20， kg't-1. 含量和熔渣黏度的增加而减小.在F钢治炼过程中， 通过对12个批次更换的27支下水口的平均铝耗 铝耗越高的钢水，钢水中形成的AL,O,夹杂也会越多 ()与浇铸时间(T)的统计，得到平均铝耗与浇铸时 在氩气搅拌的条件下，这些A山，0，夹杂迅速碰撞长大， 间关系图，如图4所示. 并上浮到钢渣界面，通过钢渣界面反应使钢水中的AL,03 由图4可知，随着平均铝耗的增加，单支下水口的 夹杂进入渣中.随着反应的不断进行，熔渣中A山，0，含 浇铸时间呈下降趋势.当平均铝耗超过3.5kg1时， 量越来越高，熔渣的黏度不断增加，熔渣对A山0，夹杂 浇铸时间低于50mim,即低于该厂浇铸周期.在该厂 的吸收能力越来越差，熔渣对A山，O,夹杂的吸收能力 F生产过程中，多次出现当某炉铝耗超过3.5kg1 趋于饱和.随着熔渣吸收能力的饱和，铝耗越高的钢 时，在该炉次更换两支下水口，并导致钢水在该炉或下 水，后期脱氧产生的大量AL,O3夹杂吸收就越困难，钢 一炉断浇的情况 水中滞留的A1,O,夹杂也会越多，在浇铸过程中就会 当转炉出钢温度不足或出钢温降过大，导致钢水 更容易吸附沉积在水口表面，更容易导致水口结瘤. 到RH温度过低时，在RH精炼环节就需要大量吹氧 RH脱碳结束后会加入大量铝线来脱除钢中残余 加铝升温，钢水中会形成更多需要被顶渣吸收的AL,0, 氧，终脱氧氧位决定了铝线的用量，该铝线用量是铝耗 夹杂.顶渣吸收钢水中夹杂物原理主要有三种网： 的主要组成部分，此时生成的脱氧产物上浮时间最短， (1)钢渣界面上的氧化物夹杂与熔渣间发生化学反应 对钢液的洁净度影响也最大·为提高钢液洁净度，减 而使夹杂物进入渣相：(2)氧化物夹杂停留在渣钢界 少铝线用量并降低生产成本，降低终脱氧氧位一直是
李 翔等: 铝耗及终脱氧氧位对 IF 钢水口结瘤的影响 t － 1 ，控制水平比较接近，前两支下水口使用时间也基 本相当，都在 100 min 左右． 同时，当第 2 炉和第 4 炉 铝耗超过 3. 0 kg·t － 1 后，塞棒涨杆情况明显加剧，在这 两炉浇铸结束时塞棒杆位已到最高值，因此分别在第 3 炉和第 5 炉开浇后换下水口． 第 5 炉和第 6 炉开浇 后，由于前 4 炉导致上水口严重结瘤，浇铸最后两炉钢 水时上水口的结瘤情况成为通钢量的限制性环节，在 浇铸第 6 炉过程中，由于上水口已严重堵塞，此时更换 下水口已无法保证通钢量，致使该炉钢水断浇． 图 3(c)是该厂某批次铝耗极高时 IF 钢浇铸数据 变化图，铝耗依次为 3. 17、3. 74、3. 24 kg·t － 1 ． 该批次 原定生产 6 炉，由于前 3 炉铝耗控制较差，上水口严重 结瘤，通钢量无法保证正常拉速，该批次在第 3 炉断 浇． 由图 3(c)可知，该批次前 3 炉铝耗均在 3. 0 kg·t － 1 以上，尤其是第2 炉铝耗达3. 74 kg·t － 1 ． 该批次前3 炉 钢共使用 4 支下水口，其中第 2 炉更换两支下水口． 有关文献［8 － 9］指出:钢包顶渣对 Al2O3的吸收速率随渣 中 Al2O3 /CaO 值增大而减少，在该批次 IF 钢生产过程 中，第 2 炉由于到 RH 温度过低，在 RH 精炼过程中加 入大量 Al 元素脱氧升温，钢水中残留大量 Al2O3夹杂 物，在浇铸过程中严重恶化上下水口的结瘤情况，直接 导致钢水断浇． 2. 2 铝耗及终脱氧氧位对钢水可浇性的影响 为了说明铝耗对钢水可浇性的影响，定义如下关 系式: N = ∑NiTi ∑Ti = ∑NiTi T ． (1) 式中:N 为单支下水口总浇铸时间平均铝耗，kg·t － 1 ; T = ∑ Ti 为单支下水口总浇铸时间，min;Ti 为单支 下水口第 i 炉浇铸时间，min;Ni 为第 i 炉钢水铝耗， kg·t － 1 ． 通过对 12 个批次更换的 27 支下水口的平均铝耗 (N)与浇铸时间( T) 的统计，得到平均铝耗与浇铸时 间关系图，如图 4 所示． 由图 4 可知，随着平均铝耗的增加，单支下水口的 浇铸时间呈下降趋势． 当平均铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时， 浇铸时间低于 50 min，即低于该厂浇铸周期． 在该厂 IF 生产过程中，多次出现当某炉铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时，在该炉次更换两支下水口，并导致钢水在该炉或下 一炉断浇的情况． 当转炉出钢温度不足或出钢温降过大，导致钢水 到 RH 温度过低时，在 RH 精炼环节就需要大量吹氧 加铝升温，钢水中会形成更多需要被顶渣吸收的 Al2O3 夹杂． 顶渣吸收钢水中夹杂物原理主要有三种［10］: (1)钢渣界面上的氧化物夹杂与熔渣间发生化学反应 而使夹杂物进入渣相;(2) 氧化物夹杂停留在渣钢界 图 4 平均铝耗与浇铸时间关系图 Fig． 4 Relationship between average aluminum consumption and casting time 面上并熔解于渣中;(3)由于界面能的作用，渣钢界面 上的氧化物夹杂自发的转入渣相． 有关文献［11］认为 降低熔渣黏度，减小熔渣与 Al2 O3 夹杂物之间的界面 张力有助于吸收 Al2O3 ． 随着 Al2O3的不断吸收，Al2O3 含量的增加可增大熔渣界面张力，增加熔渣黏度． 文献［12 － 14］研究发现:熔渣对 Al2 O3 夹杂物的 吸收受传质系数为 10 － 5 cm·s － 1 扩散过程的控制，其质 量通量满足以下方程: J = 0. 62D2 /3 ρ 1 /6 η － 1 /6 ω1 /2 (CSM － CS )． (2) 式中:J 为 Al2 O3 夹杂物的质量通量，g·cm2 ·s － 1 ;D 为 Al2O3夹杂物在渣中的扩散系数，cm2 ·s － 1 ;ρ 为熔渣密 度，g·cm － 3 ;η 为熔渣黏度，10 － 1 Pa·s;ω 为旋转角速 度，rad·s － 1 ;CSM 和 CS 分别为渣/金界面和渣中 Al2 O3 量，g·cm － 3 ． 由式(2)可知:Al2 O3 的质量通量随着渣中 Al2 O3 含量和熔渣黏度的增加而减小． 在 IF 钢冶炼过程中， 铝耗越高的钢水，钢水中形成的 Al2O3夹杂也会越多． 在氩气搅拌的条件下，这些 Al2O3夹杂迅速碰撞长大， 并上浮到钢渣界面，通过钢渣界面反应使钢水中的 Al2O3 夹杂进入渣中． 随着反应的不断进行，熔渣中 Al2O3含 量越来越高，熔渣的黏度不断增加，熔渣对 Al2O3夹杂 的吸收能力越来越差，熔渣对 Al2 O3 夹杂的吸收能力 趋于饱和． 随着熔渣吸收能力的饱和，铝耗越高的钢 水，后期脱氧产生的大量 Al2O3夹杂吸收就越困难，钢 水中滞留的 Al2 O3 夹杂也会越多，在浇铸过程中就会 更容易吸附沉积在水口表面，更容易导致水口结瘤． RH 脱碳结束后会加入大量铝线来脱除钢中残余 氧，终脱氧氧位决定了铝线的用量，该铝线用量是铝耗 的主要组成部分，此时生成的脱氧产物上浮时间最短， 对钢液的洁净度影响也最大． 为提高钢液洁净度，减 少铝线用量并降低生产成本，降低终脱氧氧位一直是 ·703·
·704· 工程科学学报，第37卷，第6期 F钢生产中的重点和难点 样本数：27 由于终脱氧氧位对钢液洁净度有重要影响，必然 4.0 相关系数：0.65 对F钢钢水的可浇性产生影响.同样，为了说明终脱 3.5 氧氧位对浇铸时间的影响，定义如下关系式： ● 元.∑红 3.0 (3) ∑T 2.5 式中，X,为第i炉钢水终脱氧氧位，X为单支下水口总 浇铸时间平均终脱氧氧位. 20 通过对12个批次更换的27支下水口的平均终脱 氧氧位()与浇铸时间(T)的统计，得到平均终脱氧 氧位与浇铸时间关系图，如图5所示 200 300 400 500 600 700 终脱氧氧位10 225 样本数：27 图6铝耗随终脱氧氧位的变化 200 相关系数：0.75 Fig.6 Variation of aluminum consumption with oxygen potential at 175 final deoxidation 150 足通钢量要求时，就需要更换水口 125 (2)随着钢渣反应的进行，熔渣中AL,03含量越来 100 越高，熔渣的黏度不断增加，熔渣对A,0,夹杂的吸收 75 能力下降，铝耗越高的钢水，钢水中形成的A山，O,夹杂 50 越多，后期脱氧产生的大量A山，0，夹杂吸收就越困难， 钢水中滞留的AL,O,夹杂也会越多. 200 300400500 600 700 (3)随着平均铝耗的增加，单支下水口的浇铸时 平均终脱氧氧位/10 间呈下降趋势，当平均铝耗超过3.5kgt时，浇铸时 图5平均终脱氧氧位与浇铸时间的关系 间低于50min.F钢生产实践表明，当铝耗超过3.5 Fig.5 Relationship between average oxygen position at final deoxi- kgt时可能导致钢水断浇. dation and casting time (4)终脱氧氧位越高，终脱氧时的铝线用量越大， 该炉钢水的铝耗也可能越高，当终脱氧氧位在600× 由图5可知，随着平均终脱氧氧位的增加，单支下 106以上时，铝耗可能超过3.0kg1.当平均终脱氧 水口的浇铸时间呈下降趋势.当平均终脱氧氧位超过 氧位超过600×10-6时，浇铸时间可能低于50mim. 600×10-6时，浇铸时间可能低于50min. 终脱氧时的铝线用量是铝耗的主要组成部分，终 参考文献 脱氧氧位越高，终脱氧时的铝线用量越大，该炉钢水的 [Vermeulen Y,Coletti B.Blanpain B,et al.Material evaluation to 铝耗也可能越高.图6为铝耗随终脱氧氧位变化图. prevent nozzle clogging during continuous casting of Al-illed 当终脱氧氧位在600×10-6以上时，铝耗可能超过3.0 steels.1 SIJ Int,2002,42(11):1234 kg't-. 2]Long M J,Zuo X G,Zhang L F,et al.Kinetic modeling on nozzle 当钢水到RH温度不足时，吹氧加铝升温时将大 clogging during steel billet continuous casting.IS/J Int,2010,50 幅增加铝耗：同时，若终脱氧氧位控制不合理，同样会 (5):712 增加铝耗.F钢生产实践表明：当铝耗超过3.5kg1 B]Cui H,Bao Y P,Wang M,et al.Clogging behavior of submerged entry nozzles for Tiearing IF steel.Int J Miner Metall Mater, 时，可能导致断浇等生产事故：当终脱氧氧位超过600 2010,17(2):154 ×10时，钢水的可浇性会严重下降，浇铸时间可能低 4 Lavers JD,Kadar L.Application of electromagnetic forees to re- 于50min. duce tundish nozzle clogging.Appl Math Modell,2004,28:29 Basu S,Choudhary S K,Girase N U.Nozzle clogging behaviour 3结论 of Ti-bearing Al-killed ultra low carbon steel./S//Int,2004,44 (1)在F浇铸过程中，钢水中A山，0，夹杂物不断 (10):1653 6]Wang B M,Pan Y F,Tian L,et al.Analysis on cause to forma- 在水口表面沉积，由最初的点状和颗粒状，逐渐聚集结 tion of clogging materials around the tundish nozzle in the process 合，最后烧结成片状.同时结瘤物内部越来越致密，钢 of continuously casting Al steel.Steelmaking,2008,24(6):41 水流动越来越困难，当塞棒杆位到最高值仍然不能满 (王宝明，潘贻芳，田雷，等含铝钢连铸时中间包水口结瘤
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 IF 钢生产中的重点和难点［15］． 由于终脱氧氧位对钢液洁净度有重要影响，必然 对 IF 钢钢水的可浇性产生影响． 同样，为了说明终脱 氧氧位对浇铸时间的影响，定义如下关系式: X = ∑XiTi ∑Ti ． (3) 式中，Xi 为第 i 炉钢水终脱氧氧位，X 为单支下水口总 浇铸时间平均终脱氧氧位． 通过对 12 个批次更换的 27 支下水口的平均终脱 氧氧位(X) 与浇铸时间( T) 的统计，得到平均终脱氧 氧位与浇铸时间关系图，如图 5 所示． 图 5 平均终脱氧氧位与浇铸时间的关系 Fig． 5 Relationship between average oxygen position at final deoxidation and casting time 由图 5 可知，随着平均终脱氧氧位的增加，单支下 水口的浇铸时间呈下降趋势． 当平均终脱氧氧位超过 600 × 10 － 6 时，浇铸时间可能低于 50 min． 终脱氧时的铝线用量是铝耗的主要组成部分，终 脱氧氧位越高，终脱氧时的铝线用量越大，该炉钢水的 铝耗也可能越高． 图 6 为铝耗随终脱氧氧位变化图． 当终脱氧氧位在 600 × 10 － 6 以上时，铝耗可能超过 3. 0 kg·t － 1 ． 当钢水到 RH 温度不足时，吹氧加铝升温时将大 幅增加铝耗;同时，若终脱氧氧位控制不合理，同样会 增加铝耗． IF 钢生产实践表明:当铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时，可能导致断浇等生产事故;当终脱氧氧位超过 600 × 10 － 6 时，钢水的可浇性会严重下降，浇铸时间可能低 于 50 min． 3 结论 (1) 在 IF 浇铸过程中，钢水中 Al2O3夹杂物不断 在水口表面沉积，由最初的点状和颗粒状，逐渐聚集结 合，最后烧结成片状． 同时结瘤物内部越来越致密，钢 水流动越来越困难，当塞棒杆位到最高值仍然不能满 图 6 铝耗随终脱氧氧位的变化 Fig． 6 Variation of aluminum consumption with oxygen potential at final deoxidation 足通钢量要求时，就需要更换水口． (2) 随着钢渣反应的进行，熔渣中 Al2O3含量越来 越高，熔渣的黏度不断增加，熔渣对 Al2O3夹杂的吸收 能力下降，铝耗越高的钢水，钢水中形成的 Al2O3夹杂 越多，后期脱氧产生的大量 Al2O3夹杂吸收就越困难， 钢水中滞留的 Al2O3夹杂也会越多． (3) 随着平均铝耗的增加，单支下水口的浇铸时 间呈下降趋势，当平均铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时，浇铸时 间低于 50 min． IF 钢生产实践表明，当铝耗超过 3. 5 kg·t － 1 时可能导致钢水断浇． (4) 终脱氧氧位越高，终脱氧时的铝线用量越大， 该炉钢水的铝耗也可能越高，当终脱氧氧位在 600 × 10 － 6 以上时，铝耗可能超过 3. 0 kg·t － 1 ． 当平均终脱氧 氧位超过 600 × 10 － 6 时，浇铸时间可能低于 50 min． 参 考 文 献 ［1］ Vermeulen Y，Coletti B，Blanpain B，et al． Material evaluation to prevent nozzle clogging during continuous casting of Al-killed steels． ISIJ Int，2002，42(11): 1234 ［2］ Long M J，Zuo X G，Zhang L F，et al． Kinetic modeling on nozzle clogging during steel billet continuous casting． ISIJ Int，2010，50 (5): 712 ［3］ Cui H，Bao Y P，Wang M，et al． Clogging behavior of submerged entry nozzles for Ti-bearing IF steel． Int J Miner Metall Mater， 2010，17(2): 154 ［4］ Lavers J D，Kadar L． Application of electromagnetic forces to reduce tundish nozzle clogging． Appl Math Modell，2004，28: 29 ［5］ Basu S，Choudhary S K，Girase N U． Nozzle clogging behaviour of Ti-bearing Al-killed ultra low carbon steel． ISIJ Int，2004，44 (10): 1653 ［6］ Wang B M，Pan Y F，Tian L，et al． Analysis on cause to formation of clogging materials around the tundish nozzle in the process of continuously casting Al steel． Steelmaking，2008，24(6): 41 (王宝明，潘贻芳，田雷，等． 含铝钢连铸时中间包水口结瘤 ·704·
李翔等：铝耗及终脱氧氧位对F钢水口结瘤的影响 ·705· 物的成因分析.炼钢，2008,24(6)：41) 58) Singh S N.Mechanism ofalumina buildup in tundish nozzles dur- [1]Liu C J,Wang Y S,Zhu Y X,et al.Absorptive rate of mold ing continuous casting of aluminum-illed steels.Metall Trans, powder on inclusion.J Iron Steel Res,2000,12(Suppl 1):46 1974,5:2165 (刘承军，王云盛，朱英雄，等.连铸保护渣的夹杂物吸收速 [8]Zhao H M,Wang X H,Xie B.A study on dynamics of Al2 03- 率.钢铁研究学报，2000,12（增刊1）：46) Cao base pre-molten refining slag to absorb Al inclusion.Spec [12]Pinheiro C A,Samarasekera I V,Brimacombe J K.Mold flux for Steel,2005,26(1):21 continuous casting of steel.fron Steelmaker,1995,22(4):45 (赵和明，王新华，谢兵.A山20，C0基预熔精炼渣吸收AL,03夹 [13]Nakano T,Kishi T,Koyama K,et al.Mold powder technology 杂的动力学研究.特殊钢，2005,26(1)：21) for continuous casting of aluminum-illed steel.Trans fron Steel Zhang J,Yu H X,Wang X H,et al.Effect of refining slag com- Inst Jpn,1984,12(11):950 position on non-metallic inclusions in high-strength low-alloy steel. [14]Emi T.Influence of physical and chemical properties of mold J Unir Sci Technol Beijing,2011,33(7):828 powders on the solidification and occurrence of surface defects of (张静，于会香，王新华，等.精炼渣成分对高强度低合金钢 strand cast slabs /Continuous Casting.The Iron Steel Society 中非金属夹杂物影响.北京科技大学学报，2011,33(7)： of AIME,1983:135 828) 5]Liu L.A proposal to establish a platform for manufacturing high [10]Li W.The Non-Metallic Inclusions in Steel.Beijing:Metallurgi- efficiency and low cost clean steel.Iron Steel,2010,45(1):1 cal Industry Press,1988:58 (刘浏.如何建立高效低成本洁净钢平台.钢铁，2010,45 (李为.钢中非金属夹杂物.北京：治金工业出版社，1988， (1):1)
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