·1708 工程科学学报，第38卷，第12期 吸收夹杂物的能力.文献报道，RH进站时钢包顶渣的 350 (Ca0)/(AL,0,)质量比可以表征炉渣吸收AL,0,夹杂 ☑>20um 300 ☐15-20um 物的能力四.根据日本川崎制铁（现为日本FE钢铁 s10-15Hm 250 ☒5-10um 公司)报道，超低碳钢顶渣(Ca0)/(AL,0,)控制在1.6~ 1.8范围内时，炉渣吸收，0，夹杂物的能力最强四 200 根据图18可知，A、B和C三点对应的夹杂物数量密度 150 明显高于趋势线，而D点对应的夹杂物数量密度明显 00 低于趋势线，因此除了分析渣中T.Fe对夹杂物的影响 外，还应该对不同炉次的(Ca0)I(AL,03)进行讨论. 表3为A、B、C和D四个炉次的钙铝比以及其余炉次 3-4 45 56 6-7 7只 RH结束渣中T.Fe的质量分数/% 的平均钙铝比.由表可知，A、B和C三炉距理想的钙 铝比控制范围相差很大，D铝的钙铝比控制在最优范 图20RH结束渣T.Fe与不同尺寸夹杂物数量的关系 Fig.20 Relationship between T.Fe in slag after RH treatment and 围，其余炉次的平均钙铝比略小于最优范围，仍有进一 the number of different size inclusions 步调整的空间 表3RH进站时渣中CaO/(Al2O3)质量比 2.0 Table 3 (CaO)/(Al,O:)mass ratio in slag before RH treatment 1.9 A炉 1.8 B炉 C炉 D炉其余炉次（平均值） 1.7 1.14 2.21 1.40 1.78 1.53 OTV)AO) 1.6 造成以上A、B、C三炉钙铝比控制不合理的原因 是：对于某些改质明显的炉次，改质剂中铝与渣中氧化 1.4 铁反应强烈，渣中氧化铝含量升高明显，如果此时改质 1.3 剂中有效进入炉渣的(Ca0)的量不能有效控制，将导 致(Ca0)1(Al,03)偏高或偏低.相应地，顶渣对钢中 14 45 5-66-7 7-8 X AL,0,夹杂物的吸收能力也将大为下降.为了使顶渣 RH结束渣中T.Fe的质量分数/% 氧化性降低对改善钢液洁净度的作用更为明显，需要 图21RH结束渣T.Fe与进站渣(CaO)/(A山2O,)质量比的关系 保证顶渣对A山，0，夹杂的吸收能力. Fig.21 Relationship between T.Fe content in slag after RH treat- 图20是RH结束渣T.Fe与不同尺寸夹杂物数量 ment and (CaO)/(Al2O3)mass ratio in slag after RH treatment 的关系.图21是RH结束渣T.Fe与(CaO)/(AL,03) 70 45 的关系.两图是多炉次的统计结果，据图可知，当 ■△Als] 60 ●△TiT 40 (Ca0)/(AL,0)为1.4~1.8时，T.Fe降低对减少钢 中夹杂物作用明显，此时的限制因素是渣中T.Fe;当 50 (Ca0)/(AL,03)小于1.4时，渣中(Ca0)/(AL,0,)成 40 25 为影响夹杂物数量的主要因素. 30 20 同时发现，当(Ca0)/(Al,03)控制合理时，小于 20 10μm的夹杂物数量减小趋势最为明显，大于10m 10 10 的夹杂物数量较少且与渣中T.Fe的变化规律无对应 5 关系.因此降低顶渣氧化性对降低H结束后小尺寸 0 34 45566-778 8-9 夹杂物的作用最为明显，这些小于10um的夹杂物在 RH结束渣中TFe的质量分数/% 随后的镇静过程中不容易上浮去除，却容易随着浇注 图22RH结束渣T.Fe与△[Als]、△T]的关系 的进行不断聚集长大，成为大尺寸簇群状氧化铝夹杂 Fig.22 Relations of A [Als]and A [Ti]with T.Fe content in slag after RH treatment 物的来源。 2.4镇静和浇注过程中氧化性顶渣的持续危害 与A[Als]和△T]的关系.由图可知，随渣中T.Fe增 定义RH真空处理结束到中间包过程钢液中酸溶 加，钢中△[ls]和△T]呈增加趋势.这是因为在镇 铝的减少量为酸溶铝损失值，记为△[A1s]:定义RH 静及后续的浇注过程中，钢包顶渣的氧化性依然较高， 真空处理结束到中间包过程钢液中溶解钛的减少量为 顶渣会持续地向钢液中传氧，造成二次氧化，如式(1)~ 钛损失值，记为△Ti].图22是RH结束时渣中T.Fe 式(2)所示，这部分[O]与钢液中[A1s]和T]反应，造工程科学学报，第 38 卷，第 12 期 吸收夹杂物的能力． 文献报道，ＲH 进站时钢包顶渣的 ( CaO) /( Al2O3 ) 质量比可以表征炉渣吸收 Al2O3 夹杂 物的能力［22］． 根据日本川崎制铁( 现为日本 JFE 钢铁 公司) 报道，超低碳钢顶渣( CaO) /( Al2O3 ) 控制在 1. 6 ～ 1. 8 范围内时，炉渣吸收 Al2O3 夹杂物的能力最强［23］． 根据图 18 可知，A、B 和 C 三点对应的夹杂物数量密度 明显高于趋势线，而 D 点对应的夹杂物数量密度明显 低于趋势线，因此除了分析渣中 T． Fe 对夹杂物的影响 外，还应该对不同炉次的( CaO) /( Al2O3 ) 进行讨论． 表 3 为 A、B、C 和 D 四个炉次的钙铝比以及其余炉次 的平均钙铝比． 由表可知，A、B 和 C 三炉距理想的钙 铝比控制范围相差很大，D 铝的钙铝比控制在最优范 围，其余炉次的平均钙铝比略小于最优范围，仍有进一 步调整的空间． 表 3 ＲH 进站时渣中 CaO/( Al2O3 ) 质量比 Table 3 ( CaO) /( Al2O3 ) mass ratio in slag before ＲH treatment A 炉 B 炉 C 炉 D 炉 其余炉次( 平均值) 1. 14 2. 21 1. 40 1. 78 1. 53 造成以上 A、B、C 三炉钙铝比控制不合理的原因 是: 对于某些改质明显的炉次，改质剂中铝与渣中氧化 铁反应强烈，渣中氧化铝含量升高明显，如果此时改质 剂中有效进入炉渣的( CaO) 的量不能有效控制，将导 致( CaO) /( Al2O3 ) 偏高或偏低． 相应地，顶渣对钢中 Al2O3 夹杂物的吸收能力也将大为下降． 为了使顶渣 氧化性降低对改善钢液洁净度的作用更为明显，需要 保证顶渣对 Al2O3 夹杂的吸收能力． 图 20 是 ＲH 结束渣 T． Fe 与不同尺寸夹杂物数量 的关系． 图 21 是 ＲH 结束渣 T． Fe 与( CaO) /( Al2O3 ) 的关系． 两 图 是 多 炉 次 的 统 计 结 果，据 图 可 知，当 ( CaO) /( Al2O3 ) 为 1. 4 ～ 1. 8 时，T． Fe 降低对减少钢 中夹杂物作用明显，此时的限制因素是渣中 T． Fe; 当 ( CaO) /( Al2O3 ) 小于 1. 4 时，渣中( CaO) /( Al2O3 ) 成 为影响夹杂物数量的主要因素． 同时发现，当( CaO) /( Al2O3 ) 控制合理时，小于 10 μm 的夹杂物数量减小趋势最为明显，大于 10 μm 的夹杂物数量较少且与渣中 T． Fe 的变化规律无对应 关系． 因此降低顶渣氧化性对降低 ＲH 结束后小尺寸 夹杂物的作用最为明显，这些小于 10 μm 的夹杂物在 随后的镇静过程中不容易上浮去除，却容易随着浇注 的进行不断聚集长大，成为大尺寸簇群状氧化铝夹杂 物的来源． 2. 4 镇静和浇注过程中氧化性顶渣的持续危害 定义 ＲH 真空处理结束到中间包过程钢液中酸溶 铝的减少量为酸溶铝损失值，记为 Δ［Als］; 定义 ＲH 真空处理结束到中间包过程钢液中溶解钛的减少量为 钛损失值，记为 Δ［Ti］． 图 22 是 ＲH 结束时渣中 T． Fe 图 20 ＲH 结束渣 T． Fe 与不同尺寸夹杂物数量的关系 Fig． 20 Ｒelationship between T． Fe in slag after ＲH treatment and the number of different size inclusions 图 21 ＲH 结束渣 T． Fe 与进站渣( CaO) /( Al2O3 ) 质量比的关系 Fig． 21 Ｒelationship between T． Fe content in slag after ＲH treat￾ment and ( CaO) /( Al2O3 ) mass ratio in slag after ＲH treatment 图 22 ＲH 结束渣 T． Fe 与 Δ［Als］、Δ［Ti］的关系 Fig． 22 Ｒelations of Δ［Als］and Δ［Ti］ with T． Fe content in slag after ＲH treatment 与 Δ［Als］和 Δ［Ti］的关系． 由图可知，随渣中 T． Fe 增 加，钢中 Δ［Als］和 Δ［Ti］呈增加趋势． 这是因为在镇 静及后续的浇注过程中，钢包顶渣的氧化性依然较高， 顶渣会持续地向钢液中传氧，造成二次氧化，如式( 1) ～ 式( 2) 所示，这部分［O］与钢液中［Als］和［Ti］反应，造 ·1708·