[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250tRH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(Kc)的影响。Kc在脱碳过程的初期和后期较小，中期较大。Kc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Kc与［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Kc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Kc的影响程度。关键词二次精炼钢包冶金脱碳动力学RH1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。根据许多的研究报告，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，但其得出的气泡发生容量系数K值为相差两个数量级的8.3×10－3～0.17(s－1）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］、［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、环流气流量恒定在0.05m3/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CL随时间的变化如图1所示。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。CL为0.01%时，钢包内游离氧浓度OL越高其脱碳速度越大。处理中CL和OL的关系如图2所示。由于转炉终点Pco约为0.81～1.01×105Pa，可知RH处理前CL越高的炉次处理前其OL越低。根据碳、氧的等摩尔反应（C＋O＝CO），图中CL/OL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CL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KC（s-1）。－dCL/dt=KC·CL………（1）所求得的KC与CL的关系如图4所示。CL在0.01%以下，CL越大，OL越大，KC值越高。另外，根据脱碳初期的KC都较低，可以看出KC和CL、OL二者的相关性，因此可用CL·OL与KC的关系来表示，其结果如图5所示。CL、OL的差异很大，但二者乘积CL·OL与KC有很好的相关性。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（dCL/dt）=Q（CV－CL）……(2)w（dCV/dt）=Q（CL－CV）－ρ·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（%），ρ为钢水密度（kg/m3），ak为脱碳反应容量系数（m3/s）。（下标L，V，E分别代表为钢包内，真空槽内，反应界面）在w/W1的条件下，脱碳反应速度常数KC可用式（4）表示：KC＝（Q/W）·ρ·ak/（Q＋ρ·ak）……(4)另外环流速度Q通常用Kuwabara等在真空度13～2.7×103（Ｐa）范围内提出的（5）式来计算：Q＝η·D4/3G1/3·T·ln(P0/P)……（5）式中：D为RH浸渍管内径（m），G为环流气流量（m3/s），T为钢水温度（K），P为槽内压力（Pa），P0为环流气吹入位置的静压（Ｐa），η为常数（钢水为7.44×103）。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CV间的关系。CV采用CL和dＣL/dt的实测值通过（2）式来求出。OV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－OL）……(6)在钢水碳传质为限制性环节的区域内，Yamaguchi得出在不同的OV下ak和CV的关系如图6，从中可以看出CV、OV值越大ak值也越大。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：wdCV/dt=Q（CL－CV）－ρ·A·kc·（CV－CE）……（7）式中：A为反应界面积（m2），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KC或ak与C、O的相关性。还有，高频炉的kc的报告值为2～5×10－4（m/s），即使选择其最大的kc和真空槽断面积A的乘积A·kc也只有4×10－3（m/s），此值也比图6所示的本试验的最低的ak值3×10－2（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致，总是假定初期气泡直径为较小值2～5×10－2m。但是根据佐野的报告，上升气泡群中的气泡直径dV的大小可由（8）式得出，由环流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43×10－3m。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。dV=6.9·（γ/ρ）1.2·Vs0.44……（8）式中：dV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：w（dCV/dt）=Q（CL－CV）－ρ·A·k·∫0hco（CV-CV*)dh……（9）hco=(K·CV·OV－P－PCO*)/(ρ·g)……(10)CV*=(P+PCO*+ρ·g·h)/(K·OV)……(11)式中：k为CO气泡的发生容量系数（s-1），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/１０－２%）,PCO*为CO气泡生成压力（Pa）。假设某一时刻相对于h来说CV、OV一定，则可进行简单的积分，从式（9）右边第二项得到如下的式子：－ρ·A·k·∫hco0（CV－CV*)dh＝－ρ·A·k·hco2·ρ·g/(2K·OV)=－ρ·A·k·(K·CV·OV－P－PCO*)2/(2K·OV·ρ·g)=－ρ·ak·(CV－CE)……(12)ak=A·k·K·｛CV·OV－(P+PCO*)/K｝/(2·ρ·g)……(13)CE=(P+PCO*)/(K·OV)……(14)由上可知，在Kuwabara模型中ak与CV·OV－(P+PCO*)/K有一定的比例关系。根据本试验的结果，当ak为零时，把算出的CV·OV代入从（13）式得到的关系式P+PCO*＝CV·OV·K即可求出CO气泡的生成压力PCO*。代入本实验结果后求得的PCO*为0.7×103Ｐa，此值比以往的报告值1.0×103Ｐa、2.0×103Ｐa、2.7×103Ｐa、5.3×103Ｐa都小。根据经典的核生成理论，PCO*用（15）式来表示，采用本试验值0.7×103Ｐa可得出CO气泡半径r为4×10－3m。PCO*＝2γ／r……(15)以往的报告值PCO*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PCO*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。采用本试验所得的PCO*值求出的ak和CV·OV－（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α约为1.0～3.0×103。此α相当于（13）式中的A·k·K(2·g)，因此可求出k为0.41～1.2s-1。Yamaguchi调查了各个厂RH的（ak/A）和CV的关系，假定OV为0.05%、P为133Pa，计算k为0.5～2.0s-1，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OV下求得的ak和CV间的关系。试验值和计算值在脱碳后期前吻和得很好。还有，PCO*为0.7×103Ｐa时求出的脱碳临界值对应于不同的OV值0.05、0.03、0.01分别为4.0×10－4%、6.8×10－4%、2.0×10－3%，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CL在0.001%之前的情况。据北村报告，在CL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，确定了表面脱碳的有效反应界面积A′，进而求得CO气泡生成压力PCO*为2.67×103Ｐa，约是本试验所得值0.7×103Ｐa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PCO*在RH上是否能用同样的PCO*值未加研究讨论。得出在脱碳末期表面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PCO*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KC较小。由于Q、ak都依赖于P，因此首先必