文献 <1>中 ,作者提出了 1个新的不锈钢ＡＯＤ精炼过程数学模型 应用该模型处理了奥氏体不锈钢 (包括超低碳钢 )的实际精炼过程 ,并以在 18ｔＡＯＤ炉中生产 1Ｃｒ18Ｎｉ9型不锈钢得到的 32炉数据作了检验 ,以考察其合理性和可靠性 本文报道有关结果 1 模型对工业过程的应用及结果18ｔＡＯＤ炉内奥氏体型不锈钢精炼过程的一些数据和操作列于表 1 模型估计的各期终点Ｃ ,Ｃｒ的质量分数和熔池温度 ,以及测定值示于表 2 由于篇幅所限 ,这里仅给出了 32炉中 4炉的数据 2 结果分析及讨论2 1 模型估计结果与实测值的偏差由表 2中的数据可以看到 ,就各期终点Ｃ的质量分数和熔池温度而言 ,模型估计结果与测定值极为相符 ,吹炼Ⅰ期的最大绝对偏差分别为 0 0 0 83%和 15 84Ｋ ,平均相对偏差为 1 81%和 0 4 2 % ;吹炼Ⅱ期相应为 0 0 0 4 1% ,7 5 9Ｋ和 1 2 1% ,0 13% 因未测定各终点Ｃｒ ,Ｓｉ和Ｍｎ的质量分数 ,无法对其估计值的偏差作直接评价 但由Ⅱ期终点预脱氧后的实测值和模型对Ⅱ期终点的估计值间接推得的Ｃｒ表 1 18ｔＡＯＤ炉内奥氏体型不锈钢精炼过程 (4炉 )的有关数据和操作Ｔａｂｌｅ 1 Ｒｅｌｅｖａｎｔｄａｔａａｎｄｏｐｅｒａｔｉｏｎｓｆｏｒｒｅｆｉｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｆａｕｓｔｅｎｉｔｉｃｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｉｎａｎ 18ｔＡＯＤｖｅｓｓｅｌ(4ｈｅａｔｓ)炉号钢液初始量 /ｔ初始温度/Ｋ钢液初始成分 (质量分数 ,% )ＣＣｒＳｉＭｎ累积操作时间/ｍｉｎ吹炼Ⅰ期Ｏ2 流量 /(Ｎｍ3·ｈ-1)Ｎ2 流量 /(Ｎｍ3·ｈ-1)添加剂量 /ｔ吹炼Ⅱ期Ｏ2 流量 /(Ｎｍ3·ｈ-1)Ａｒ流量 /(Ｎｍ3·ｈ-1)2 6 6 19 41782 1 12 16 740 180 2 3 013344 7 2 52 8119 45 180 6 1 2 3 17 6 0 0 2 3 0 2 8092 636 7530 718 81830 0 95 17 6 3 0 32 0 7900 36Ｍｏ 162 235 54735 419 81815 1 2 117 44 0 2 40 33 016 52 9 339 80 0 40 0 80 0 40 0 80 0 40 0 80 0 40 0石灰 :0 2 0 ;高碳铬铁 :0 70 ;镍板 :0 17 6 0 0 6 0 0石灰 :0 2 0 ;高碳铬铁 :0 15 ;镍板 :0 0 8 6 0 0 6 0 0石灰 :0 2 0 ;镍板 :0 0 7;高碳铬铁 :0 6 4 480 6 80 锤炼Ⅲ→ (2 40 ) (92 0 )石灰 :0 2 0 ;高碳铬铁 :0 4;镍板 :0 2 6 0 0 6 0 0表 2 模型估计的某些结果和工厂数据 (4炉 )Ｔａｂｌｅ 2 Ｓｏｍｅｒｅｓｕｌｔｓｐｒｅｄｉｃｔｅｄｂｙｔｈｅｍｏｄｅｌａｎｄｐｌａｎｔｄａｔａ (4ｈｅａｔｓ)炉号Ⅰ期终点ｗ(<Ｃ>) / %ｗ(<Ｃｒ>) / %熔池温度 /Ｋ估计值测定值估计值估计值测定值Ⅱ期终点ｗ(<Ｃ>) / %ｗ(<Ｃｒ>) / %熔池温度 /Ｋ估计值测定值估计值估计值测定值2 6 6 0 19140 1916 5 40 2 1975 42 1975 0 0 30 40 0 3 15 72 15 2 0 5 4 5 5 2 0 5 52 810 2 0 3 0 0 2 0 16 813 11992 92 19910 0 40 5 0 0 416 2 744 2 0 5 8 482 0 5 830 70 172 90 1716 16 99196 8 2 5 196 5 0 0 30 10 0 3 15 896 6 2 0 18 83 2 0 1835 40 180 6 0 1817 0 972 1985 2 5 19840 0 5 0 6 0 0 5 16 6 36 92 0 44 312 0 44 注 :对Ⅲ期终点 ,30 7相应的模型估计结果分别为ｗ( <Ｃ> ) =0 0 2 % ,ｗ( <Ｃｒ> ) =15 7782 % ,2 0 0 9 71Ｋ ;测定值为ｗ( <Ｃ> ) =0 0 2 % ,2 0 0 9Ｋ 的质量分数也与测定值很相符 这些都证明了模型的合理性和可靠性 2 2 元素的竞争性氧化和氧气分配率在不锈钢精炼过程中必定存在各元素的竞争性氧化 ,吹入的氧气在各元素间有不同的分配率 ,且随熔池情况动态变化 本工作首次试用各氧化反应的Ｇｉｂｂｓ自由能来确定该参数的值 模型给出的 3个炉号的氧气分配率示于图 1 应该说这个方法是完全可行的 在精炼初期 ,熔池温度较低 ,吹入的氧气主要耗于Ｓｉ,Ｃｒ ,Ｍｎ的氧化 ,脱碳耗氧仅约 2 0 %～ 30 % 此后 ,熔池温度逐渐升高 ,Ｃｒ ,Ｓｉ ,Ｍｎ总耗氧率逐渐降低 ,而碳的耗氧率连续增大 ;相应地 ,先是Ｍｎ ,接着是Ｓｉ的氧化反应趋于动态平衡 ,其耗氧量也不同步地趋于零 ;这以后 ,氧气主要在Ｃ和Ｃｒ间分配 ,Ⅰ期吹炼后阶段碳的耗氧率最高可达 60 %～ 86% ,随后逐渐减小 ,至Ⅱ期末约为 10 %～ 15 % ;Ｃｒ的耗氧率则增大 温度对氧气的分配率有十分显著的影响 Ｓｉ和Ｍｎ在不再耗氧后仍参与体系内的氧化 还原反应 ,影响氧气在Ｃ和Ｃｒ间的分配 ;在一定的条件下 ,少量ＭｎＯ和/或ＳｉＯ2 还会供氧而被还原 应当指出 ,氧气分配率不仅与各反应的Ｇｉｂｂｓ自由能有关 ,还与过程动力学和体系的热量衡算等诸多因素有关 图 1 精炼过程中吹入的氧气在Ｃ ,Ｃｒ,Ｓｉ,Ｍｎ间的分配率Ｆｉｇ .1 ＤｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｒａｔｉｏｓｏｆｂｌｏｗｎｏｘｙｇｅｎａｍｏｎｇＣ ,Ｃｒ,ＳｉａｎｄＭｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｒｅｆｉｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ1 加合金料或切头和废钢 ;2 吹炼Ⅰ期终点 ;3 吹炼Ⅱ期终点2 3 脱碳速率和临界碳浓度图 2为模型估计的脱碳速率随精炼时间的变化 图 2 模型估计的脱碳速率随精炼时间的变化Ｆｉｇ .2 Ｃｈａｎｇｅｓｉｎｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅｐｒｅｄｉｃｔｅｄｂｙｔｈｅｍｏｄｅｌｗｉｔｈｒｅｆｉｎｉｎｇｔｉｍｅ1 加合金料或切头和废钢 ;2 吹炼Ⅰ期终点 ;3 吹炼Ⅱ期终点临界点 :Ｎｏ.2 6 6 ,(16 2 6ｓ,6 1790× 10 -6/ｓ) ;Ｎｏ .2 1,(142 5ｓ,7.410 2× 10 -6/ｓ) ;Ｎｏ .35 4,(1143ｓ,9.392 3× 10 -6/ｓ) 随着吹炼过程的进行 ,在熔池温度升高和碳的耗氧率增大的同时 ,脱碳速率逐步增大 ,并在短期内达一相对稳定的值 ,脱碳速率正比于供氧量 (文献<1>式 (5 ) ) 但是 ,在氧气流量恒定的情况下 ,脱碳速率也非常数 当碳的质量分数降至临界值后 ,脱碳过程变为由碳在钢液内的传质控制 必须指出 ,在临界点以前 ,钢中的碳含量也会影响脱碳速率 ,尽管其作用较小 ;在临界点以后 ,供氧速率同样与脱碳速率有关 ,只是其影响大为减弱 这些与实际情况是相符的 这也是本模型的又 1个特点 临界碳的质量分数决定于对体系的热力学和动力学考虑 ,精炼条件和熔池状态 ,反应器形状和尺寸等很多因素 对转炉过程 ,其值为 0 1%～0 6% <1～ 3> 对 75ｔＶＯＤ和ＡＯＤ炉内奥氏体型不锈钢冶炼过程 ,Ｒｅｉｃｈｅｌ和Ｓｚｅｋｅｌｙ<4 > 得到的值分别为0 15 %和 0 5 % 处理 32炉数据的结果表明 ,对 18ｔＡＯＤ炉内奥氏体型不锈钢冶炼过程 ,临界碳的质量分数为 0 2 5 %～ 0 4 0 % 该值也应该具有很高的精度 2 4 钢液成分和温度的变化精炼过程中钢液Ｃ ,Ｃｒ ,Ｓｉ和Ｍｎ的质量分数和熔池温度的变化示于图 3 图 3 模型估计的精炼过程中钢液Ｃ ,Ｃｒ ,Ｓｉ和Ｍｎ的质量分数 (ａ)和熔池温度 (ｂ)的变化 (Ｎｏ .30 7)Ｆｉｇ .3 ＰｒｅｄｉｃｔｅｄｃｈａｎｇｅｓｉｎｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓｏｆＣ ,Ｃｒ ,Ｓｉ,ＭｎｉｎｌｉｑｕｉｄｓｔｅｅｌａｎｄｂａｔｈｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅＡＯＤｒｅｆｉｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｂｙｔｈｅｍｏｄｅｌ (ｆｏｒｈｅａｔｏｆＮｏ .30 7)1 加合金料或切头和废钢 ;2 吹炼Ⅰ期终点 ;3 吹炼Ⅱ期终点 ;4 吹炼Ⅲ期终点如图 3所示 ,尽管吹炼初期熔池温度相对较低 ,但钢中Ｃ ,Ｃｒ ,Ｓｉ ,Ｍｎ的质量分数都在降低 ,其中 ,Ｓｉ的降速最大 ,很快接近动态平衡而基本不再耗氧 同时 ,熔池温度迅速升高 ,脱碳加速 ,Ｃｒ的氧化逐渐减慢 Ｍｎ的氧化比Ｓｉ的氧化更快达到动态平衡 随着Ｍｎ和Ｓｉ退出耗氧竞争 ,Ｃ和Ｃｒ的氧化都加快 合金料或切头、废钢的加入使Ｃ和Ｃｒ的质量分数小幅上升 ,熔池温度短暂下降 ,但更多的Ｃ和Ｃｒ的烧损使熔池温度迅速攀升 以后 ,在Ⅰ期吹炼的大部分时间里 ,Ｃ和Ｃｒ的质量分数不断降低 ,温度不断升高 ,且三者变化速率趋于稳定 与此同时 ,少量ＭｎＯ(或ＳｉＯ2 )在动态平衡中被还原 在临界点以后及Ⅱ期吹炼中 ,碳的质量分数以衰减的速率继续降低 ,Ｃｒ的质量
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