[新版][c]、[o]及真空度对rh真空脱碳的影响

[新版][c]、[o]及真空度对rh真空脱碳的影响 ,C,、,O,及真空度对RH真空脱碳的影响 (日) 木通口善彦 等 摘要 为了调查250t RH脱气装置的脱碳行为，用CO气泡形成模型，研究了,C,、,O,及真空度对脱碳速度常数(K)的影响。K在脱碳过程的初期和后期较小，中cc 期较大。K在脱碳初期小是因为环流速度小，在脱碳后期小是因为CO气泡形成c 的速度低;在脱碳中后期,脱碳的有效反应面积、脱碳反应容量系数(ak)和K与c,C,?,O,有很好的相关性，此关系式可由CO气泡形成模型导出;在脱碳初期真空槽内的压力对环流速度 Q 有影响，用经验式计算的Q恰好与用实测的K和推定的ak所获得的实绩RH值一致;建立了新的RH脱碳模型，,C,模型计c 算结果与实测的,C,吻合，用此模型还可评价排气速度对K的影响程度。 c 关键词 二次精炼 钢包冶金 脱碳 动力学 RH 1 前言 近年来，随着以汽车用钢为代表的超低碳钢需求量的增加及目标碳浓度低于10ppm的苛刻要求，必须提高RH精炼的脱碳速度并降低脱碳终了的碳浓度。但是在低碳区域，因为脱碳速度的下降，RH处理超低碳钢所需的时间比普通低碳钢长。处理时间的延长势必导致RH处理成本的增加及生产能力的下降，因此确立有效的脱碳模式成了一项重要的课题。 根据许多的研究，RH的脱碳大致可分为钢水自由表面的CO生成反应(表面脱碳)、环流Ar等气泡对CO的吸附反应(气泡脱碳)及钢水内部的CO气泡产生的反应(内部脱碳)。胜田、岸本等人进行了表面脱碳方面的研究，得出表面脱碳所带来的影响极小。气泡脱碳对整个脱碳过程带来的影响比例为5,,100,(不同研究者的研究结果差异很大)。 内部脱碳模型是由Kuwabara等倡导的，虽然模型的决定因子并不明确，但其得,3,1出的气泡发生容量系数K值为相差两个数量级的8.3×10,0.17(s)和20(s,1)。因此，对于RH的脱碳反应机理，不清楚的地方还很多。而且，脱碳初期真空度变化很大，这一过程中几乎没有有关钢水环流速度的认识，这阻碍了对脱碳初期的和研究。 因此本文借助内部脱碳模型，通过对实绩RH的脱碳行为的分析，定量地研究了钢水中,C,、,O,及真空度对RH脱碳速度的影响。 2 试验装置及方法 2(1 实绩脱碳速度的测定 在250t转炉，停吹碳控制在0.025%,0.065%，炉后不进行脱氧直接到RH进行真空脱碳处理。取样采用铁制空样模，同时记录处理中真空槽内真空度的实时变 化情况。RH的试验条件:为浸渍管径0.66m、下部槽内径3.2m、真空度133Pa、3环流气流量恒定在0.05m/s。 3 试验结果 3.1 脱碳处理中,C,、,O,及真空度的变化 处理中钢包内碳浓度C随时间的变化如图1所示。 L 脱碳初期及碳浓度低下的脱碳后期脱碳速度慢，在中期脱碳速度快。C为0.01%L时，钢包内游离氧浓度O越高其脱碳速度越大。 L 处理中C和O的关系如图2所示。 LL 5由于转炉终点P约为0.81,1.01×10Pa，可知RH处理前C越高的炉次处理前coL其O越低。根据碳、氧的等摩尔反应(C，O,CO)，图中C/O的斜率比预想的LLL 1.33(16/12)要小约为0.6，从脱碳处理中渣中(FeO)、(MnO)的降低可看出是钢渣向钢水中传氧所造成的。 处理中的真空槽内压力P的实时变化如图3所示。初期P的下降速度较大，随着处理的进行P的下降速度逐渐降低。 3.2 碳浓度和氧浓度对脱碳速度的影响 采用C时间序列数据中相邻的值，由下式求出脱碳处理中的脱碳速度常数KLC-1(s)。 ,dC/dt=K?C………(1) LCL 所求得的K与C的关系如图4所示。C在0.01%以下，C越大，O越大，K值越CLLLLC高。另外，根据脱碳初期的K都较低，可以看出K和C、O二者的相关性，因此CCLL 可用C?O与K的关系来表示，其结果如图5所示。C、O的差异很大，但二者LLCLL 乘积C?O与K有很好的相关性。 LLC 4 分析 4.1 脱碳速度常数及槽内脱碳容量系数 据住田报导，假设钢包和真空槽内的钢水为完全混合，钢包和真空槽内的碳浓度可用(2)，(3)式来表示: W(dC/dt)=Q(C,C) ……(2) LVL w(dC/dt)=Q(C,C),ρ?ak(C,C) ……(3) VLVVE 式中:W、w分别为钢包内和真空槽内的钢水量(kg)，Q为钢水环流速度(kg/s)，33C为碳浓度(%)，ρ为钢水密度(kg/m)，ak为脱碳反应容量系数(m/s)。(下标L，V，E分别代表为钢包内，真空槽内，反应界面) 在w/W<<1的条件下，脱碳反应速度常数K可用式(4)表示: C K,(Q/W)?ρ?ak/(Q，ρ?ak) ……(4) C 3另外环流速度Q通常用Kuwabara等在真空度13,2.7×10(,a)范围内提出的(5) 式来计算: 4/31/3 Q,η?DG?T?ln(P/P) ……(5) 0 3式中:D为RH浸渍管内径(m)，G为环流气流量(m/s)，T为钢水温度(K)，P为槽内压力(Pa)，P为环流气吹入位置的静压(,a)，η为常数(钢水为037.44×10)。 在(5)式适用范围内的脱碳中后期的高真空度区域，假定环流速度Q可用(5)式算出，找到了实测的K和代入(4)式后求得的ak值与真空槽内碳浓度C间CV的关系。C采用C和d,/dt的实测值通过(2)式来求出。O同样能通过假定钢VLLV 包内为完全混合状态所得出的(6)式来求出: W(dO/dt),Q(O,O) ……(6) LVL 在钢水碳传质为限制性环节的区域内，Yamaguchi得出在不同的O下ak和C的VV关系如图6，从中可以看出C、O 值越大ak值也越大。 VV 4(2 真空槽内脱碳容量系数 RH真空槽内的脱碳大致可分为气泡脱碳、表面脱碳及内部脱碳，下面进行分别研究。 4(2(1 表面脱碳 假定由表面脱碳引起的真空槽内脱碳速度符合天野、Yamaguchi等人认为的脱碳的限制性环节不是化学反应，而是钢水中碳向界面的传质，(3)式的真空槽内脱碳速度能用(7)式来表示: wdC/dt=Q(C,C),ρ?A?kc?(C,C) ……(7) VLVVE 2式中:A为反应界面积(m)，kc为钢水侧碳的传质系数(m/s)。 此模型中ak变成了常数A?kc，但并不能说明本试验所得的K或ak与C、O的C,4相关性。还有，高频炉的kc的报告值为2,5×10(m/s)，即使选择其最大的,3kc和真空槽断面积A的乘积A?kc也只有4×10(m/s)，此值也比图6所示,2的本试验的最低的ak值3×10(m/s)还要小一个数量级，因此表面脱碳模型连本试验脱碳后期的脱碳速度都无法说明。 4(2(2 气泡脱碳 气泡脱碳模型是在单一气泡模型的基础上，认为气泡界面积即气泡直径对脱碳速度有很大的影响。在以气泡脱碳为主要影响因素的报告中，为了和实绩结果相一,2致，总是假定初期气泡直径为较小值2,5×10m。但是根据佐野的报告，上升气泡群中的气泡直径d的大小可由(8)式得出，由环流Ar气流量求出上升管内V 空塔速度，同时代入钢水物理性 ,3能参数可得气泡直径为43×10m。因为此气泡直径比假定的气泡直径2,5×10,3m大一数量级，因此气泡脱碳模型较难适用。 1.20.44 d=6.9?(γ/ρ)?Vs……(8) V 式中:d为平均气泡直径(m)，γ为表面张力(N/m)，Vs为上升管内空塔速V 度(m/s)。据江岛报告，从两个浸渍管的RH和三个浸渍管的RH比较得出，浸渍管内的脱碳量不超过全部脱碳量的5,。由此可知气泡脱碳所带来的影响很小。 4(2(3 内部脱碳 在坩埚内的真空脱碳试验中，观察钢水内部的气泡发生情况，得出脱碳中内部脱碳所带来的影响很大。还有，北村以RH、桐原以30kg溶解炉为对象进行模型计算，也得出在脱碳初中期内部脱碳影响很大。这里采用以内部脱碳作为脱碳主要因素，由Kuwabara等提出的反应区域模型进行研究。根据Kuwabara报导，真空槽内的内部脱碳速度可用(9),(11)式来表示: hco* w(dC/dt)=Q(C,C),ρ?A?k??0(C-C)dh ……(9) VLVVV* hco =(K?C?O,P,P)/(ρ?g) ……(10) VVCO** C=(P+P+ρ?g?h)/(K?O) ……(11) VCOV -1式中:k为CO气泡的发生容量系数(s)，hco为CO气泡发生界面的深度(m)，,,*K为C-O反应的平衡常数(Pa/,,%),P为CO气泡生成压力(Pa)。 CO 假设某一时刻相对于h来说C、O一定，则可进行简单的积分，从式(9)右边VV 第二项得到如下的式子: * ,ρ?A?k??0(C ,C)dh hcoVV2 ,,ρ?A?k?hco?ρ?g/(2K?O) V * =,ρ?A?k?(K?C ?O,P,P)2/(2K?O ?ρ?g) VVCOV =,ρ?ak?(C,C) ……(12) VE * ak=A?k?K?,C?O,(P+P)/K,/(2?ρ?g) ……(13) VVCO * C =(P+P)/(K?O ) ……(14) ECOV *由上可知，在Kuwabara模型中ak与C?O,(P+P)/K有一定的比例关系。根VVCO 据本试验的结果，当ak为零时，把算出的C?O代入从(13)式得到的关系式VV**P+P,C?O?K即可求出CO气泡的生成压力P 。代入本实验结果后求得的COVVCO3333*P为0.7×10,a，此值比以往的报告值1.0×10,a、2.0×10,a、2.7×10CO3,a、5.3×10,a都小。 3*根据经典的核生成理论，P用(15)式来表示，采用本试验值0.7×10,a可得CO,3出CO气泡半径r为4×10m。 * P,2γ,r ……(15) CO *以往的报告值P比本试验得出的要高，因此CO气泡半径较小的可能性也需加以CO 考虑。我们认为CO气泡生成于钢水内分散的粒子、耐材的表面、钢水内部等部*位，由于在这些部位生成气泡的半径由各种因素决定，所以本试验的P值比以CO往的报告值小的原因也不能特定。更详细的研究有必要在以后再进行考虑。 **采用本试验所得的P值求出的ak和C?O,(P+P)K的关系如图7所示。从COVVCO3图中可看出两者大体上成比例，此比例常数α约为1.0,3.0×10。此α相当-1于(13)式中的A?k?K(2? ρ?g)，因此可求出k为0.41,1.2s。 Yamaguchi调查了各个厂RH的(ak/A)和C的关系，假定O为0.05%、P为133Pa，VV -1计算k为0.5,2.0s，与本试验所得值基本一致。根据原岛的报告，k与Ar流量之间有一定的关系。因此用单位钢水量的Ar流量G/w整理k值，结果如图8所示。钢水量w对于RH来说为真空槽内的钢水量，对于原岛的真空炉来说为全部的钢水量，图中显示的是对原岛数据采用了最小二乘法后得到的关系式，本试验所得的k值在原岛数据的延长线上。另外，Kuwabara所求的k值比本试验的结果大一个数量级，造成这一差别的原因现在还不明白。 北村也采用了Kuwabara 的模型对RH的脱碳进行了解析，但没提及k值因此不-1能进行比较。采用本试验所得的k的平均值0.8s进行计算，图6显示了在不同的O下求得的ak和C间的关系。试验值和计算值在脱碳后期前吻和得很好。还VV*3有，P为0.7×10,a时求出的脱碳临界值对应于不同的O值0.05、0.03、0.01COV,4,4,3分别为4.0×10%、6.8×10%、2.0×10%，具体如图中的箭头所示。 从以上所述的本试验结果可知，内部脱碳模型能较好地说明本试验C在0.001%L之前的情况。 据北村报告，在C为20ppm以下的脱碳末期，表面脱碳所带来的影响比内部L 脱碳要大。北村根据除去了气泡脱碳、内部脱碳之后的实绩脱碳量，确定了表面*3脱碳的有效反应界面积A′，进而求得CO气泡生成压力P为2.67×10,a，约CO 是本试验所得值0.7×10 3,a的4倍。由此为了说明在低碳区域内部脱碳的低下，有效反应界面积A′就势必取大的值，即北村把基础实验求得的CO气泡**生成压力P在RH上是否能用同样的P值未加研究讨论。得出在脱碳末期表面COCO*脱碳所占影响很大的结论，北村和本试验差异的原因就是由P的不同引起的。 CO 4(3 脱碳初期的脱碳行为 在RH处理初期，由于真空槽内压力P不可能达到很低，所以环流速度Q和脱碳反应容量系数ak也很小，从而使得K较小。由于Q、ak都依赖于P，因此首先C-1必须求出任意时刻的P。本文采用(16)式以排气速度常数R(s)来近似推定脱碳初期的P: dP/dt=R?P ……(16) 排气速度常数R变化时，P的实时变化的计算结果如图4所示。在本试验，R为,2-1,2-10.8,1.2×10s基本能说明试验的结果，因此取R的中间值1.0×10s来求任意时刻的P。然后假定在RH脱碳处理中后期的高真空区域，上节求出的ak和*C?O,(P+P)/K的关系式(13)在脱碳初期也适用，从而求出其脱碳初期的VVCO ak，把ak和实绩的K代入(4)式，算出脱碳初期环流速度Q。 C 木通口模拟RH处理初期的状态进行环流速度的测定，对水模RH下降管的流速进行了实测，得出适用于处理初期环流速度Q′的实验式: Q′,Q ,1,exp(-β?H/Ho), ……(17) 式中:H为真空槽内钢液的深度(m),Ho为所到达真空度的钢液深度(m)，Q为(5)式所得的环流速度(kg/s)，β为常数(取4)。同样也采用木通口的实验式计算了环流速度，它和真空槽内压力P的关系如图9所示。从中可看出，在脱碳初期，得到的环流速度比Kuwabara所求出的要小，和木通口的实验式基3本一致。而且Kuwabara的实验式采用的是在真空槽内压力2.7×10Pa(20Torr)4以下的高真空度区域得到的数据，因此不能保证在1.0×10,a以上的低真空度区域也适用。木通口的实验式在低真空度区域和实测值基本一致，在高真空度区域与Kuwabara的实验式相近，因此可以用木通口的实验式在宽的范围内进行环流速度的推定。 以上可知，通过木通口实验式得到的环流速度Q和(13)式求出的ak能预测脱碳的过程。 4(4 模型计算 在以上研究的基础上，把脱碳初期到末期的ak、Q代入(4)式计算出C、O的LL实时变化。另外O采用试验结果所得的关系ΔO/ΔC=0.6及C 的计算而求得，LLLL C的计算结果如图3所示。在脱碳全过程中当O为500ppm，处于,C,传质为限LL 制性环节时，计算值和实测值很一致。但是在脱碳初期,O,传质为限制性环节的O为300ppm、100ppm时，在脱碳初期计算值比实测值下降得快。这是因为在L ,O,传质为限制性环节的区域使用了本模型的缘故。所以作为以后的课题，有必要扩展模型使其在任何的,O,、,C,区域都能适用。 另外在本模型中，定义在钢水到达槽底之前(真空槽内钢液深度H为负值)环流速度是零。因此在处理初期，有一段时间由于P不能降得很低而无法形成环流，造成这段时间的C不变。在初期C、O为0.027、0.062的条件下，真空排气速LLL-1度R在0.005,0.02s的范围变化时，计算了C及Q的实时变化，其结果如图L 10所示。由图可知随R的增加，脱碳初期C 的停滞时间及Q增加的开始时间缩L 短了。 对更大范围的R进行计算，求出K和R的关系，图11比较了各厂RH的报告值。C3其中，K是从脱碳开始到C为l20ppm的时间内，R是从脱碳开始到P为1.3×10C ,a为止的时间内求出的。因各厂RH的条件不一样，因此进行定量的比较很困难，但随着R的增加K也增加这一趋势是一致的。从以上可看出，提高真空排气C 能力和尽快提高脱碳初期的真空度对K的增加有很大的作用。 C 5 结论 本文基于内部脱碳模型，根据RH的实绩，研究了钢水中,C,、,O,及真空度对脱碳速度的影响，并从实绩的脱碳速度推定了脱碳初期的环流速度，得出以下结论: (1)脱碳速度在脱碳的初期较小，中期逐渐增加，在后期的低碳区域内降低。脱碳初期的脱碳速度低是因为环流速度小，脱碳后期脱碳速度低是因为真空槽内的反应速度慢。 (2)脱碳中后期真空槽内的脱碳反应容量系数ak与从内部脱碳模型导出的COVV*,(P+P)/K成比例关系，CO生成压、内部脱碳容量系数能从试验得到。 CO (3)从实测的K所求出的RH脱碳初期的实绩环流速度比Kuwabara公式求出的要C 小，但和木通口的实验式所求出的值基本一致。 (4)内部脱碳模型和环流速度实验式计算出的,C,的实时变化值与实测值吻合得很好。此计算式通过结合真空排气速度，可推测真空度的变化对脱碳过程的影响。 马志刚 译自《金冈と金失》，Vol.84,1998(10),21,,, 石洪志 校