·1150· 工程科学学报，第40卷，第10期 d=htan (180-0/) (23) 10-5 4D.tan (180-0)(DPa 1/3、1/2 0 B=360P 多 10 P Thna E cn-6m)+(t-r）2 10- dCto] 式中：为毛细管长度，m;y为表面张力，Nm';p 10 为密度，kgm-3;tM为Marangoni效应引起的液体的 ②Ca0-Si0,-Mg0-Al,0,-Fe0-Mn0/Al,0耐材，1873K ◆Ca0-SiO,-Mg0-AL,0,-Fe0Mg0耐材 流速，ms-1;d为流动层的平均厚度，m;)为热力学 10- ☆Ca0-A1,0,Fe0/Mg0耐材，1848~1923K 音Ca0-Si0,-AL,0/Al,0耐材 黏度，Pas:C为质量浓度，kg·m-3;T为温度，K; 0Ham:1994,7Kim:2015 1010 1020 30 40 50 6070 为耐火材料侵蚀速率，ms':D为耐火材料在渣中 接触角) 的扩散系数，m2·s';8。和0，wa分别为渣与耐火材 图27渣与耐火材料间接触角对耐材侵蚀速率的影响4,5，-别] 料的接触角，以及钢与耐火材料的接触角，° Fig.27 Effect of contact angle on erosion rate(44.55,58-9) 图26[5，s8】为熔渣表面张力对耐火材料侵蚀的 影响.对于平底容器的三相界面处的耐火材料的侵 液中后都非常高。因此，很容易达到临界过饱和度， 蚀明显比容器底部的耐火材料的侵蚀严重，且受表 即使有时仅在局部达到.只要达到过饱和的速率比 面张力的梯度的影响，而底部的侵蚀几乎不受表面 非均质形核可以从钢液中去除溶质的速度快，则会 发生均质形核 张力的影响，表明Marangoni效应对耐火材料的侵 蚀具有较大的影响。图27[4,5，-9]为耐火材料的 对于经典形核理论，当钢液中脱氧产物形核时， 侵蚀速度随三相接触角的变化.随着接触角的增 在均质形核中，从钢液中生成半径为的球形脱氧 加，耐火材料的侵蚀呈减弱趋势，与结合式(20)~ 反应产物时，总的自由能变化是生成脱氧产物的体 (24),在其他条件变时，仅改变接触角时得出的变 积自由能变化和钢液中生成脱氧产物新相的表面能 之和，如式(25)所示. 化规律一致. 10 40 AG=4mra+号ra6, (25) Ca0-SiO,-MgO-ALO,-Fe0-MnO/ 10s AL0,耐火材料 35 。弯月面处的平均溶解速率 30 式中：r为脱氧产物半径，m;y.为脱氧产物与钢液间 ⑨底部的平均溶解速率 Q弯月面的润湿高度 25 界面张力，N·m1:△Gv为钢液中生成脱氧产物的体 测 ②底部的润湿高度 积自由能变化，Jm-3. 110 RTIn So △G=- 5 Vo (26) 起10 ★Glass/AL,0,时灭材料，1673K 10.4 式中：V。为脱氧产物的摩尔体积，m3·mol-;S。为过 ★石灰-氧化铝溢/Mg0耐火材料， 923K 10-1 05904 0.2 饱和度：T为绝对温度，K:R为气体常数，8.314J· 1.0 1.5 2.0 30 mol-1.K-1. Al(10-2.mN.m) 均质形核生成稳定核心的临界半径，·及对应 图26表面张力梯度对耐材侵蚀速率及侵蚀高度的影响[55，s网 的临界自由能变化△G均分别如式(27)和式(28)所 Fig.26 Effect of surface tension gradiant on erosion rate and wetting 示.而非均质形核生成稳定核心所需要的临界自由 height[5s,s】 能变化是在均质形核的基础上乘以一个关于非均质 形核核心与钢液中已存在的第二相粒子之间接触角 4界面润湿性对钢中夹杂物的影响 的函数f(0),如式(30)所示.脱氧产物核心与钢液 中第二相粒子在构造上的差异越小，则两者之间的 4.1界面润湿性对钢中夹杂物的形核的影响 接触角越小，形核越容易[61] 新相的形核可以通过两种方式进行：均质形核 2Ya 2yaVo 和非均质形核.尽管在炼钢过程中存在一些非均质 r”=- △G、=RTnS (27) 形核发生，但有研究指出，在实践中大多数脱氧夹杂 16my2.16my28 物形核都是均匀地发生的[o].即使在临界过饱和 △G=3AC=3(RImS (28) 值较高的情况下，仍然发生显着的均质形核.无论 16πya (29) 脱氧剂的平均浓度如何，其局部浓度在刚加入到钢 AGi-3G0)=3 (RTn)工程科学学报,第 40 卷,第 10 期 d = htan (180 - 兹r/ sl/ st) (23) 茁 = 360 籽sl 籽 ( r 4Dsl tan (180 - 兹r/ sl/ st) 仔 3 h浊 ( st Dsl 籽sl 浊 ) sl 1 / ) 3 1 / 2 ( 伊 d酌st/ sl dC[O] (C I [O] - C II [O] ) + d酌st/ sl dT (T I - T II ) ) (24) 式中:孜 为毛细管长度,m;酌 为表面张力,N·m - 1 ;籽 为密度,kg·m - 3 ;vM为 Marangoni 效应引起的液体的 流速,m·s - 1 ;d 为流动层的平均厚度,m;浊 为热力学 黏度,Pa·s;C 为质量浓度,kg·m - 3 ;T 为温度,K;vs 为耐火材料侵蚀速率,m·s - 1 ;Dsl为耐火材料在渣中 的扩散系数,m 2·s - 1 ;兹0 和 兹r/ sl/ st分别为渣与耐火材 料的接触角,以及钢与耐火材料的接触角,毅. 图 26 [55,58]为熔渣表面张力对耐火材料侵蚀的 影响. 对于平底容器的三相界面处的耐火材料的侵 蚀明显比容器底部的耐火材料的侵蚀严重,且受表 面张力的梯度的影响,而底部的侵蚀几乎不受表面 张力的影响,表明 Marangoni 效应对耐火材料的侵 蚀具有较大的影响. 图 27 [44, 55, 58鄄鄄59] 为耐火材料的 侵蚀速度随三相接触角的变化. 随着接触角的增 加,耐火材料的侵蚀呈减弱趋势,与结合式(20) ~ (24),在其他条件变时,仅改变接触角时得出的变 化规律一致. 图 26 表面张力梯度对耐材侵蚀速率及侵蚀高度的影响[55,58] Fig. 26 Effect of surface tension gradiant on erosion rate and wetting height [55,58] 4 界面润湿性对钢中夹杂物的影响 4郾 1 界面润湿性对钢中夹杂物的形核的影响 新相的形核可以通过两种方式进行:均质形核 和非均质形核. 尽管在炼钢过程中存在一些非均质 形核发生,但有研究指出,在实践中大多数脱氧夹杂 物形核都是均匀地发生的[60] . 即使在临界过饱和 值较高的情况下,仍然发生显着的均质形核. 无论 脱氧剂的平均浓度如何,其局部浓度在刚加入到钢 图 27 渣与耐火材料间接触角对耐材侵蚀速率的影响[44, 55, 58鄄鄄59] Fig. 27 Effect of contact angle on erosion rate [44, 55, 58鄄鄄59] 液中后都非常高. 因此,很容易达到临界过饱和度, 即使有时仅在局部达到. 只要达到过饱和的速率比 非均质形核可以从钢液中去除溶质的速度快,则会 发生均质形核. 对于经典形核理论,当钢液中脱氧产物形核时, 在均质形核中,从钢液中生成半径为 r 的球形脱氧 反应产物时,总的自由能变化是生成脱氧产物的体 积自由能变化和钢液中生成脱氧产物新相的表面能 之和,如式(25)所示. 驻G = 4仔r 2 酌sl + 4 3 仔r 3驻GV (25) 式中:r 为脱氧产物半径,m;酌sl为脱氧产物与钢液间 界面张力,N·m - 1 ;驻GV为钢液中生成脱氧产物的体 积自由能变化,J·m - 3 . 驻GV = - RTln SO VO (26) 式中:VO为脱氧产物的摩尔体积,m 3·mol - 1 ;SO为过 饱和度;T 为绝对温度,K;R 为气体常数,8郾 314 J· mol - 1·K - 1 . 均质形核生成稳定核心的临界半径 r * 及对应 的临界自由能变化 驻G * 均 分别如式(27)和式(28)所 示. 而非均质形核生成稳定核心所需要的临界自由 能变化是在均质形核的基础上乘以一个关于非均质 形核核心与钢液中已存在的第二相粒子之间接触角 的函数 f(兹),如式(30)所示. 脱氧产物核心与钢液 中第二相粒子在构造上的差异越小,则两者之间的 接触角越小,形核越容易[61] . r * = - 2酌sl 驻GV = 2酌slVO RTln SO (27) 驻G * 均 = 16仔酌 3 sl 3驻G 2 V = 16仔酌 3 slV 2 O 3 (RTln SO) 2 (28) 驻G * 非 = 16仔酌 3 sl 3驻G 2 V f(兹) = 16仔酌 3 slV 2 O 3 (RTln SO) 2 f(兹) (29) ·1150·