工程科学学报，第44卷，第X期 2.2溶池表面脱气的分离 2.64×10-3和4.17×10-3min,这里传质系数k为常 由公式(6)可知，可通过引入机械搅拌来提高 数P-2]考虑到搅拌器脱气在溶池表面没有氩气泡 溶解氧浓度的分压P,使析出于壁面的小气泡快 的破裂，计算值应更小些，故在实验误差允许范围 速去除 内，计算值与实验测量值吻合良好.因此，可以解 图4为相同转速条件下不同真空压力对水中 释第二阶段的脱气完全由自由表面脱气引起，此 溶解氧去除效果的影响.在负压搅拌条件下，实验 时内部脱气反应基本结束 现象表现为：水溶液变得有雾且活跃，溶解氧小气 为了描述溶池内部反应脱气的快慢程度，图5 泡一旦析出即可很快去除.图4中DO浓度的变化 比较了两个阶段的D0的平均脱气速率，其计算公 过程，可明显分为两个阶段：第一阶段(0~35min), 式为 水中溶解氧浓度较高，在这种条件下，DO浓度显 0.25 著下降，认为溶解氧的去除是由溶池内部脱气和 ☑Bath surface 自由表面脱气二者共同决定的；第二阶段(35min S-: 0.20 Internal site and bath surface 以后)，DO浓度下降趋势变缓，经验算该阶段的脱 Impeller speed:150n rad-s- 气速率为常数，表明此时脱气速率完全由液相传 质控制.考虑到溶池表面的k4小同样也为常 0.10 数，预测这一阶段的脱气是由溶池表面脱气所贡 献的 0.05 10 9 0004004h04 100 75 50 25 0000-00-0-0g Vacuum pressure/kPa 0-0-000-0-0 图5真空压力对溶池表面和内部脱气平均脱气速率的影响 6 Fig.5 Effect of vacuum pressure on the average degassing rate at the First stage bath surface and inner site 4 二 P=101 kPa P.=75kPa Second stage dCDo CDO.!-CDO.0 P.=50 kPa (9) △t ◇-P=25kPa Impeller speed:150 溶池内部反应的脱气速率可通过求两个阶段 rad-s- 0 的脱气速率的差值获得.由图5可知，随着压力的 0 10 20 30 40 50 60 Time/min 降低，内部反应脱气的贡献率显著增加，尤其在负 图4相同转速下真空压力对溶解氧的影响 压25kPa条件下，在第一阶段DO浓度处于过饱 Fig.4 Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration at a 和状态，内部反应的平均脱气速率为熔池表面脱 constant rotating speed 气速率的10倍以上；但当CDo<4.0mgL后，由于 为了证实以上猜测，根据文献12]报道，在负 受真空负压限制，容器壁面气泡的自发析出条件 压吹氩气条件下，氩气气泡在水溶液表面破裂会 (公式7)不再满足，内部脱气速率会急剧降低，这 导致的表面面积的增加，其计算公式为 说明内部脱气反应仅发生在脱气的早期阶段或高 浓度范围内 As=(G+a.S).(Po/P)2/3 (8) 2.3真空脱气速率的评价 其中，G为溶池自由表面非活跃的面积，m2;S为溶 为了模拟负压下钢液的真空脱气行为，本实 池表面活跃区域的横截面积，m2;α为溶池表面的 验中氩气流量Q设定为1.0Lmin,并从面积为 活化系数：在相同搅拌能或吹氩流量条件下，G+aS 7.07cm2的多孔圆形透气塞注入.图6显示了不同 为定值 负压条件下DO浓度的变化规律.正如预期，降低 由实验结果可得，第二阶段不同压力下测量 真空压力可以显著提高脱气反应速率.同时，由负 的kA分别为1.66×103、2.418×10-3、4.305×10-3 压为25kPa对应的DO浓度变化曲线可见，在 和4.743×103min;根据理论计算，负压下的kA, DO质量浓度降低至0.75mgL后，氧浓度很长时 可由常压下kA的数值乘以压力引起的面积 间内几乎没有变化，说明此时水溶液中溶解氧 的变化（△4s)得到，其结果为1.66×103、2.01×10-3、 DO基本达到平衡浓度，2.2    溶池表面脱气的分离 由公式（6）可知，可通过引入机械搅拌来提高 溶解氧浓度的分压 Pg，使析出于壁面的小气泡快 速去除. 图 4 为相同转速条件下不同真空压力对水中 溶解氧去除效果的影响. 在负压搅拌条件下，实验 现象表现为：水溶液变得有雾且活跃，溶解氧小气 泡一旦析出即可很快去除. 图 4 中 DO 浓度的变化 过程，可明显分为两个阶段：第一阶段（0～35 min）， 水中溶解氧浓度较高，在这种条件下，DO 浓度显 著下降，认为溶解氧的去除是由溶池内部脱气和 自由表面脱气二者共同决定的；第二阶段（35 min 以后），DO 浓度下降趋势变缓，经验算该阶段的脱 气速率为常数，表明此时脱气速率完全由液相传 质控制. 考虑到溶池表面的 ks ·As ·V−1 同样也为常 数，预测这一阶段的脱气是由溶池表面脱气所贡 献的. 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0 10 20 30 Time/min First stage Second stage DO concentration/(mg·L−1 ) 40 50 60 Pv=101 kPa Pv=75 kPa Pv=50 kPa Pv=25 kPa Impeller speed: 150π rad·s−1 图 4    相同转速下真空压力对溶解氧的影响 Fig.4    Effect of vacuum pressure on dissolved oxygen concentration at a constant rotating speed 为了证实以上猜测，根据文献 [12] 报道，在负 压吹氩气条件下，氩气气泡在水溶液表面破裂会 导致的表面面积的增加，其计算公式为 As = (G +α· S )·(P0/Pv) 2/3 （8） 其中，G 为溶池自由表面非活跃的面积，m 2 ；S 为溶 池表面活跃区域的横截面积，m 2 ；α 为溶池表面的 活化系数；在相同搅拌能或吹氩流量条件下，G+α·S 为定值. ∆As 由实验结果可得，第二阶段不同压力下测量 的 k·A·V−1 分别为 1.66×10−3、2.418×10−3、4.305×10−3 和 4.743×10−3 min−1；根据理论计算，负压下的 ks ·As ·V−1 可由常压下 ks ·As ·V−1 的数值乘以压力引起的面积 的变化（ ）得到，其结果为 1.66×10−3、2.01×10−3、 2.64×10−3 和 4.17×10−3 min−1，这里传质系数 ks 为常 数[21−22] . 考虑到搅拌器脱气在溶池表面没有氩气泡 的破裂，计算值应更小些，故在实验误差允许范围 内，计算值与实验测量值吻合良好. 因此，可以解 释第二阶段的脱气完全由自由表面脱气引起，此 时内部脱气反应基本结束. 为了描述溶池内部反应脱气的快慢程度，图 5 比较了两个阶段的 DO 的平均脱气速率，其计算公 式为 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0 100 75 Vacuum pressure/kPa Impeller speed: 150π rad·s−1 Bath surface Internal site and bath surface Average degassing rate/(mg·L−1·min−1) 50 25 图 5    真空压力对溶池表面和内部脱气平均脱气速率的影响 Fig.5    Effect of vacuum pressure on the average degassing rate at the bath surface and inner site      dCDO dt      ≈ CDO,t −CDO,0 ∆t （9） 溶池内部反应的脱气速率可通过求两个阶段 的脱气速率的差值获得. 由图 5 可知，随着压力的 降低，内部反应脱气的贡献率显著增加，尤其在负 压 25 kPa 条件下，在第一阶段 DO 浓度处于过饱 和状态，内部反应的平均脱气速率为熔池表面脱 气速率的 10 倍以上；但当 CDO<4.0 mg·L −1 后，由于 受真空负压限制，容器壁面气泡的自发析出条件 （公式 7）不再满足，内部脱气速率会急剧降低，这 说明内部脱气反应仅发生在脱气的早期阶段或高 浓度范围内. 2.3    真空脱气速率的评价 为了模拟负压下钢液的真空脱气行为，本实 验中氩气流量 QAr 设定为 1.0 L·min−1，并从面积为 7.07 cm2 的多孔圆形透气塞注入. 图 6 显示了不同 负压条件下 DO 浓度的变化规律. 正如预期，降低 真空压力可以显著提高脱气反应速率. 同时，由负 压 为 25  kPa 对 应 的 DO 浓度变化曲线可见 ， 在 DO 质量浓度降低至 0.75 mg·L −1 后，氧浓度很长时 间内几乎没有变化 ，说明此时水溶液中溶解氧 DO 基本达到平衡浓度. · 4 · 工程科学学报，第 44 卷，第 X 期