复习CO及真空度对RH真空脱碳的影响docx.docx
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［c］、［0］及真空度对RH真空脱碳的影响
（H）木通口善彦等
摘要为了调查250tRII脱气装置的脱碳行为，用C0气泡形成模型，研究了［C］、［0］及真空度对脱碳速度常数（KJ的影响。
K「在脱碳过程的初期和后期较小，屮期较大。
K<•在脱碳初期小是因为环流速度小，在脱碳后期小是因为C0气泡形成的速度低；在脱碳屮后期，脱碳的有效反应面积、脱碳反应容量系数（ak）和K「与
［C］•［0］有很好的相关性，此关系式可由C0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«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］模型计算结果与实测的［C］吻合，用此模型还可评价排气速度对匕的影响程度。
关键词二次精炼钢包冶金脱碳动力学R11
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lOppm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。
根据许多的研究报告，RH的脱碳大致可分为钢水自由表面的C0生成反应（表面脱碳）、环流Ar等气泡对C0的吸附反应（气泡脱碳）及钢水内部的C0气泡产生的反应（内部脱碳）。
胜皿、岸木等人进行了表面脱碳方面的研究，得出表面脱碳所带來的影响极小。
气泡脱碳对整个脱碳过程带來的影响比例为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，但其得出的气泡发生容量系数K值为相差两个数量级的8.3X107〜0.17（s_1）和20（s-Jo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，这一过程中几乎没冇冇关钢水环流速度的认识，这阻碍了对脱碳初期的分析和研究。
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］、［0］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RII进行真空脱碳处理。
取样釆用铁制空样模，同时记录处理屮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.T部槽内径3.2m.真空度133Pa、环流气流量恒定在0.05m7so
3试验结果
3.1脱碳处理中［C］、［0］及真空度的变化
处理中钢包内碳浓度G随时间的变化如图1所示。
图1钢包内实际皈浓度与计算值的比•较
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。
G为0.01%时，钢包内游离氧浓度a•越高其脱碳速度越大。
△
£
□□
0.02
处理中G.和6的关系如图2所示。
01
图2钢包内碳浓度和孤浓度的关系
由于转炉终点Pc。
约为0.81〜1.01X10%,可知RH处理前G越高的炉次处理前其a越低。
根据碳、氧的等摩尔反应（c+o=co）,图中G./o「的斜率比预想的
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的下降速度较人，随着处理的进行P的下降速度逐渐降低。
S3真空槽内压力的变化
3.2碳浓度和氧浓度对脱碳速度的影响
采用G时间序列数据中相邻的值，由下式求岀脱碳处理中的脱碳速度常数Kc（s_1）。
—dCi./dt=Kc•CL
（1）
所求得的Kc与G的关系如图4所示。
G.在0.01%以下，G.越大，越大，K（：
值越高。
另外，根据脱碳初期的K「都较低，可以看出K（:
和G.、0「二者的相关性，因此可用C.,-0L与的关系来表示，其结果如图5所示。
G、（X的差异很大，但二者乘积G.••与Kc有很好的相关性。
Cl0・0以时0L
•Oo•磁
△0.03%
□0.01%°
Q°
（2△△
e△△cFu
△□□
5G.・U・与Kc的关系
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，钢包和真空榊内的碳浓度可用
（2）,（3）式来表示：
W（dG/dt）二Q（G—G）……⑵
w（dCv/dt）二Q（G.—Cv）—P•ak（Cv—CE）（3）
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）,C为碳浓度（%）,P为钢水密度（kg/m'）,ak为脱碳反应容量系数（nf/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«l的条件下，脱碳反应速度常数匕・可用式（4）表示:
K（―（Q/W）•p•ak/（Q+P•ak）⑷
另外环流速度Q通常用Kuwabara等在真空度13〜2.7X103（Pa）范围内提出的
（5）
式来计算：
（5）
Q=n•D,/3G1/3•T•ln（Po/P）
式中：
D为RH浸渍管内径（m）,G为环流气流量（m7s）,T为钢水温度（K）,P为槽内压力（Pa）,1%为环流气吹入位置的静压（Pa）,n为常数（钢水为7.44X103）o
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Kc和代入（4）式后求得的ak值与真空槽内碳浓度G间的关系。
G采用G和dCL/dt的实测值通过
（2）式来求出。
（X同样能通过假定钢包内为完全混合状态所得出的（6）式来求出：
W（dOL/dt）=Q（Ov-O.）……（6）
在钢水碳传质为限制性环节的区域内,Yamaguchi得出在不同的（X下ak和G的关系如图6,从中可以看出G、Ov值越大舷值也越大。
图6必和的关系
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表而脱碳
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）式來表示：
wdCv/dt=Q（Ci.—Cv）—P•A•kc•（Cv—CE）（7）
式中：
A为反应界面积（点），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ok与C、0的相关性。
还有,高频炉的kc的报告值为2〜5XW4（m/s）,即使选择其最大的kc和真空椚断面积A的乘积A•kc也只有4XICT'（m/s）,此值也比图6所示的木试验的最低的舷值3X10-2（m/s）述要小一个数量级，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
气泡脱碳模世是在单一气泡模世的基础上，认为气泡界而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致，总是假定初期气泡直径为较小值2〜5X10-2mo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，曲环流Ar气流量求出上升管内空塔速度，同时代入钢水物理性
能参数可得气泡直径为43X10~3mo因为此气泡直径比假定的气泡直径2〜5X10一％大一数量级，因此气泡脱碳模型较难适用。
山二6.9•（y/p）k2-Vs0'44……（8）
式中：
山为平均气泡直径（m）,Y为表而张力（N/m）,Vs为上升管内空塔速度（m/s）0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〕甘堀内的真空脱碳试验屮，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，也得出在脱碳初屮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索，Kuwahara等提岀的反应区域模型进行研究。
根据Kuwahara报导，真空槽内的内部脱碳速度可用（9）〜（11）式來表示：
w（dCv/dt）=Q（G—G）-P•A•k•f0hco（Cv-Cv*）dh……（9）hco=（K-Cv-Ov-P-Pco*）/（P-g）……（10）
Cv*=（P+Pco*+P-g-h）/（K-0v）……（11）
式中：
k为CO气泡的发生容量系数（s~l）,hco为CO气泡发生界而的深度（m）,K为C-0反应的平衡常数（Pa/10"2%）,P昇为CO气泡生成压力（Pa）。
假设某一时刻相对于h來说G、（X—定，则可进行简单的积分，从式（9）右边第二项得到如下的式了：
-P•A•k•fhcoO（Cv—C,）dh
=—P•A•k•hco2•P•g/（2K•0v）
=-P•A•k•（K•Cv•Ov-P-Pco）2/（2K•0v•P•g）
=—P•ak•（Cv—CE）（12）
（14）
ak=A•k•K•{Cv-Ov-（P+Pco*）/K}/（2•P•g）……（13）
C,二（P+Pco*）/（K•Ov）
由上可知,在Kuwabara模型中ak与Cv•0v—（P+Pco*）/K有一定的比例关系。
根据木试验的结果，当磁为零吋，把算出的G・0,代入从（13）式得到的关系式P+Pco*=CV•Ov•K即口J求出CO气泡的生成压力Pco*o代入本实验结果后求得的P（f为0.7X103Pa,此值比以往的报告值1.0X103Pa.2.0X103Pa.2.7X103Pa、5・3X10'Pa都小。
根据经典的核牛成理论，P］用（15）式来表示，采用本试验值0.7X103PaTlT^出CO气泡半径r为4X10_3nio
（15）
Pco=2Y/r
以往的报告值FV比本试验得出的要高，因此C0气泡半径较小的可能性也需加以考虑。
我们认为C0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索决定，所以本试验的PC值比以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。
采用木试验所得的站值求出的ak和Cv•0v-（P+Pco*）K的关系如图7所示。
从图中可看出两者大体上成比例，此比例常数a约为1・0〜3.0X10%此a相当于（13）式中的A・k・K（2・P-g），因此可求出k为0.41-1.2s-1o
0.01
0.005r
E10'410"S
2取（川io
197ak和Cv・O、・—（P+Pd）/R的关系
Yamaguchi调查了各个厂RH的（ak/A）和G的关系，假定0,为0.05%.P为133Pa,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Z间有一定的关系。
因此用单位钢水量的肛流量G/w整理k值，结呆如图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，图屮显示的是对原岛数据采用了最小二乘法后得到的关系式，木试验所得的1＜值在原岛数据的延长线上。
另外，Kuwahara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口。
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北村也采用了Kuwabam的模型对RII的脱碳进行了解析，但没提及k值因此不能进行比较。
采用本试验所得的k的平均值0.8s'1进行计算，图6显示了在不同的0、下求得的ak和G间的关系。
试验值和计算值在脱碳后期前吻和得很好。
还有，P/为0.7X103Pa时求出的脱碳临界值对应于不同的（X值0.05、0.03、0.01分别为4.0X10—"%、6.8X10—%、2.0X10-3%,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G•在0.001%Z前的情况。
据北村报告，在G.为20ppm以下的脱碳末期，表面脱碳所带来的影响比内部脱碳要人。
北村根据除去了气泡脱碳、内部脱碳之后的实绩脱碳量，确定了表面脱碳的有效反应界血积A',进而求得C0气泡生成压力PC为2.67X103Pa,约是本试验所得值0.7X103Pa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气泡生成压力站在RH上是否能用同样的站值未加研究讨论。
得出在脱碳末期表面脱碳所占影响很人的结论，北村和本试验差异的原因就是出P/的不同引起的。
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'1）来近似推定脱碳初期的P：
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。
在木试验，R为0.8〜1.2X10基木能说明试验的结果，因此取R的中间值1.0X10-V來求
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，上节求岀的ak和Cv-Ov-（P+Pco*）/K的关系式（13）在脱碳初期也适用，从而求出其脱碳初期的ak,把ak和实绩的K（・代入（4）式，算出脱碳初期环流速度Q。
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-cxp（-P-Il/Ilo）}……（17）
式中：
H为真空梢内钢液的深度5）,Ho为所到达真空度的钢液深度5）,Q为（5）式所得的环流速度（kg/s）,P为常数（取4）。
同样也釆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所求出的耍小，和木通口的实验式基本一致。
而且Kuwabara的实验式釆用的是在真空槽内压力2.7X103Pa（20Torr）以下的高真空度区域得到的数据，因此不能保证在1.0X104Pa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木一致，在高真空度区域与Kuwabara的实验式相近，因此口J以用木通口的实验式在宽的范围内进行环流速度的推定。
图9真空惜内压力和环流速度的关系
以上可知，通过木通I」实验式得到的环流速度Q和（13）式求出的忿能预测脱碳的过程。
4.4模型计算
在以上研究的基础上，把脱碳初期到末期的磁、Q代入（4）式计算出G、0|•的实时变化。
另外（X采用试验结果所得的关系A0,/AC.-0.6RCL的计算而求得,
G.的计算结果如图3所示。
在脱碳全过程中当6为500ppm,处于［C］传质为限制性环节时，计算值和实测值很一致。
但是在脱碳初期［0］传质为限制性环节的6为300ppm.lOOppm时，在脱碳初期计算值比实测值下降得快。
这是因为在
［0］传质为限制性环节的区域使用了木模型的缘故。
所以作为以后的课题，有必要扩展模型使其在任何的［0］、［C］区域都能适用。
另外在本模型屮，定义在钢水到达槽底Z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G.不变。
在初期G.、•为0.027、0.062的条件下，真空排气速度R在0.005〜0.02/的范围变化吋，计算了G及Q的实时变化，其结果如图10所示。
由图可知随R的增加，脱碳初期G的停滞时间及Q增加的开始时间缩短了。
图10典空槽内的计算压力和环流連度的变化
对更大范围的R进行计算,求出Kc和R的关系,图11比较了各厂RH的报告值。
其中,Kc是从脱碳开始到C为120ppm的时间内，R是从脱碳开始到P为1・3X103Pa为止的时间内求岀的。
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的增加心也增加这一趋势是一致的。
从以上可看出，提高真空排气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。
■
5
一计算机伍
0.006
0.002
0
0.04
311排气速度常欽对Kc的彭响
D・010.02
排代連浚就数s
0.001
ikedaInoueKuviibamYaBaKliehiKitnouraAokiOLujigTo・id站Seitoh
5结论
木文基于内部脱碳模型，根据RII的实绩，研究了钢水中［C］、［0］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，屮期逐渐增加，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岀的CO,-（P+1W）/K成比例关系，C0生成压、内部脱碳容量系数能从试验得到。
（3）从实测的心所求岀的RH脱碳初期的实绩环流速度比Kuwabara公式求出的要小，但和木通口的实验式所求出的值基木一•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《金冈七金失》,Vol.84,1998（10）,21〜2
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石洪志校
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