336 工程科学学报，第42卷，第3期 -Nodule Mn的蒸气压随之增大，钢液中的Mn更容易因气 PDF-13-162 Mn;O. PDF-74-1886 FeO 化而挥发，这一点在压降模式的研究中也得到验 证.进一步通过Factsage热力学计算模拟钢液在 1873K不同真空下的挥发行为（图10(b),随着真 空度的降低，M的蒸汽压大幅度增加，将导致锰 的挥发量升高；图I0(c)和(d)为钢液中Mn含量、 A 温度单变量对Mn的挥发的影响；在实际RH生产 20 30 4050607080 过程中，在能保证连铸的可浇性等其他温度控制 2) 的前提下，应尽量降低RH人站温度，要控制锰含 图8结瘤物X射线衍射结果 量的损失，在生产节奏允许的条件下应尽量放缓 Fig.8 Results of nodule X-ray diffraction patterns 预抽真空时间，采用步进式抽真空，在6到7min 式中：am表示m的活度系数；y表示m的在标准 将真空室压力降低至极限水平，这不仅可以降低 状态下的活度系数；Xm,X,X为m、i、j的摩尔分 真空处理中钢液的喷溅，同时也可以降低钢液中 数；sx为i对组元X的一次相互作用系数；pm为 锰的挥发 i对组元m的二次相互作用系数；P为组元i,j对 2.4锰元素在真空过程的迁移机理 组员m的二次相互作用系数 综合前面的研究，锰在RH处理过程中主要的 损失途径和迁移机理可以概括为图11，图中下角 Iny8am=-1.1+2431/T (5) 标1、g、s表示锰的存在形式，()、0分别表示锰存 其中，R.表示M在标准状态下的活度系数，式 在于钢渣、钢液中，上标*表示锰存在于渣钢界面. (5)与式(2)等有关参数”和摩尔分数代入(4)，可 (1)Mn在钢包-渣界面的传质过程 得到锰元素随着温度、真空度、含量的变化模型， [M]由钢液内穿过钢液一侧边界层向钢渣界 由此可得不同温度和摩尔分数时锰的平衡蒸气 面迁移，进而到达渣-钢界面，最终产物(M)+穿过 压，并通过Matlab软件编程建立锰元素随含量、 钢液边界层向金属液内部迁移，这一部分主要在 温度和真空度的变化模型，计算结果如图10所示 钢包内进行，见图l1中所注(a),对于RH工艺来 对应锰铁溶体中锰的平衡蒸气压(P)可由下式 说，过程渣量小，这一部分传质过程对于锰的损失 近似计算： 的影响可以忽略不计 PMn PMndMn (6) (2)合金元素锰的在RH内部挥发传质过程 式中，pR.表示锰的平衡蒸气压，aMn表示Mn活度 钢液中的合金元素锰随钢液流动向液-气相 系数. 界面传质，并在液-气相界面发生相变由气-液相 图I0(a)反映出温度、钢中Mn的含量以及真 界面向真空室气相主体传质，见图11中所注(b), 空度均对Mn蒸气压有直接影响，呈正相关的关 形成的锰蒸气会最终由于烟气管道内温度的降 系.随着钢液中M活度增加和钢液温度升高， 低，而发生气-固相变，在RH出口的位置以管道灰 表4RH结瘤物中各部位质量分数占比 Table 4 Composition of each part in the nodule of RH Mass fractions at different sampling locations/% Ingredient Outlet of hot bend Entrance to the hot bend Top of upper tank Middle of upper tank Lower of upper tank Upper part of lower tank Fe2O3 53.727 13.678 38.985 67.179 76.192 78.994 MnO 35.783 70.401 50.397 24.665 14.266 14.190 Mgo 3.676 7.463 4.050 2.905 4.135 2.331 SiOz 3.532 1.207 2.576 2.093 2.093 2.042 S03 0.663 0.859 0.928 0.752 0.752 0.873 Cao 1.418 1.291 0.928 0.928 0.767 Cr2O3 0.452 0.416 0.851 1.214 1.214 0.614 Al2O3 一 0.771 一 0.425αm γ ⊖ m Xm Xi Xj ε i X ρ i m ρ i, j m 式中： 表示 m 的活度系数； 表示 m 的在标准 状态下的活度系数； ， ， 为 m、i、j 的摩尔分 数 ； 为 i 对组元 X 的一次相互作用系数 ； 为 i 对组元 m 的二次相互作用系数； 为组元 i，j 对 组员 m 的二次相互作用系数. Inγ ⊖ Mn = −1.1+2431/T （5） γ ⊖ 其中， Mn 表示 Mn 在标准状态下的活度系数，式 （5）与式（2）等有关参数[17] 和摩尔分数代入（4），可 得到锰元素随着温度、真空度、含量的变化模型， 由此可得不同温度和摩尔分数时锰的平衡蒸气 压，并通过 Matlab 软件编程建立锰元素随含量、 温度和真空度的变化模型，计算结果如图 10 所示. 对应锰铁溶体中锰的平衡蒸气压 (PMn) 可由下式 近似计算： PMn = p ⊖ MnαMn （6） p ⊖ Mn 式中， 表示锰的平衡蒸气压，αMn 表示 Mn 活度 系数. 图 10（a）反映出温度、钢中 Mn 的含量以及真 空度均对 Mn 蒸气压有直接影响，呈正相关的关 系. 随着钢液中 Mn 活度增加和钢液温度升高， Mn 的蒸气压随之增大，钢液中的 Mn 更容易因气 化而挥发，这一点在压降模式的研究中也得到验 证. 进一步通过 Factsage 热力学计算模拟钢液在 1873 K 不同真空下的挥发行为（图 10（b）），随着真 空度的降低，Mn 的蒸汽压大幅度增加，将导致锰 的挥发量升高；图 10（c）和（d）为钢液中 Mn 含量、 温度单变量对 Mn 的挥发的影响；在实际 RH 生产 过程中，在能保证连铸的可浇性等其他温度控制 的前提下，应尽量降低 RH 入站温度，要控制锰含 量的损失，在生产节奏允许的条件下应尽量放缓 预抽真空时间，采用步进式抽真空，在 6 到 7 min 将真空室压力降低至极限水平，这不仅可以降低 真空处理中钢液的喷溅，同时也可以降低钢液中 锰的挥发. 2.4    锰元素在真空过程的迁移机理 综合前面的研究，锰在 RH 处理过程中主要的 损失途径和迁移机理可以概括为图 11，图中下角 标 l、g、s 表示锰的存在形式，（）、[] 分别表示锰存 在于钢渣、钢液中，上标*表示锰存在于渣钢界面. （1）Mn 在钢包−渣界面的传质过程. [Mn] 由钢液内穿过钢液一侧边界层向钢渣界 面迁移，进而到达渣−钢界面，最终产物 (Mn)2+穿过 钢液边界层向金属液内部迁移，这一部分主要在 钢包内进行，见图 11 中所注（a），对于 RH 工艺来 说，过程渣量小，这一部分传质过程对于锰的损失 的影响可以忽略不计. （2）合金元素锰的在 RH 内部挥发传质过程. 钢液中的合金元素锰随钢液流动向液−气相 界面传质，并在液−气相界面发生相变由气−液相 界面向真空室气相主体传质，见图 11 中所注（b）， 形成的锰蒸气会最终由于烟气管道内温度的降 低，而发生气−固相变，在 RH 出口的位置以管道灰 表 4  RH 结瘤物中各部位质量分数占比 Table 4 Composition of each part in the nodule of RH Ingredient Mass fractions at different sampling locations/% Outlet of hot bend Entrance to the hot bend Top of upper tank Middle of upper tank Lower of upper tank Upper part of lower tank Fe2O3 53.727 13.678 38.985 67.179 76.192 78.994 MnO 35.783 70.401 50.397 24.665 14.266 14.190 MgO 3.676 7.463 4.050 2.905 4.135 2.331 SiO2 3.532 1.207 2.576 2.093 2.093 2.042 SO3 0.663 0.859 0.928 0.752 0.752 0.873 CaO 1.418 ― 1.291 0.928 0.928 0.767 Cr2O3 0.452 0.416 0.851 1.214 1.214 0.614 Al2O3 ― ― 0.771 ― 0.425 ― 20 30 40 50 60 70 80 2θ/(°) Intensity PDF-74-1886 FeO Nodule PDF-13-162 Mn3O4 图 8    结瘤物 X 射线衍射结果 Fig.8    Results of nodule X-ray diffraction patterns · 336 · 工程科学学报，第 42 卷，第 3 期