黃偉軍，陳 敏，溫 翰，徐 磊，黃宣輝，范富華

(1．東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng)110819;2．承德建龍?zhí)厥怃撚邢薰?，河?承德067201)

釩是重要的戰(zhàn)略物資，廣泛應(yīng)用于化學(xué)工業(yè)、鋼鐵工業(yè)、航空航天工業(yè)等領(lǐng)域．釩在自然界中主要與鈦、鐵伴生賦存于釩鈦磁鐵礦中［1，2］．目前我國(guó)多采用轉(zhuǎn)爐提釩工藝，轉(zhuǎn)爐提釩根據(jù)選擇性氧化原理，通過(guò)控制適宜的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件，使鐵水中［V］最大限度地氧化進(jìn)入渣中，同時(shí)，抑制熔池中碳的氧化反應(yīng)，以保證后續(xù)煉鋼熱量的需要［3～5］．該工藝對(duì)釩元素收得率和渣中釩品位及后續(xù)煉鋼有直接的影響．良好的動(dòng)力學(xué)條件，有利于提高釩在鐵水中擴(kuò)散傳質(zhì)速率，促進(jìn)［V］的氧化和氧氣利用率的提高．為實(shí)現(xiàn)吹煉過(guò)程中工藝參數(shù)與熔池溫度的有效控制，降低釩渣中(FeO)含量，建立提釩轉(zhuǎn)爐的控制模型，掌握鐵液中元素的氧化規(guī)律尤為重要．趙重陽(yáng)、梅彬等人對(duì)提釩轉(zhuǎn)爐靜態(tài)控制模型進(jìn)行了研究［6，7］，同時(shí)甄小鵬、謝兵建立了提釩轉(zhuǎn)爐界面多元組分耦合反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型［8］，但只實(shí)用于渣－金界面．本文以煉鋼轉(zhuǎn)爐動(dòng)態(tài)模型為基礎(chǔ)，建立了提釩轉(zhuǎn)爐的動(dòng)態(tài)控制模型，并對(duì)其進(jìn)行了驗(yàn)證和鐵液中元素氧化機(jī)理的分析．

1 頂?shù)讖?fù)吹提釩轉(zhuǎn)爐數(shù)學(xué)模型的建立

提釩轉(zhuǎn)爐為高溫多相反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)速率很快，而傳質(zhì)速率要比化學(xué)反應(yīng)速率慢得多，因此傳質(zhì)成為了元素化學(xué)反應(yīng)過(guò)程的限制環(huán)節(jié)．本文根據(jù)提釩吹煉過(guò)程中熱量和質(zhì)量的平衡，結(jié)合反應(yīng)工程學(xué)理論，通過(guò)比較吹煉過(guò)程中各物質(zhì)的傳質(zhì)速率，得出各元素氧化反應(yīng)的速率方程，建立反應(yīng)過(guò)程中成分與溫度變化的機(jī)理模型．注意到提釩轉(zhuǎn)爐內(nèi)元素的反應(yīng)機(jī)理和冶煉目的與煉鋼轉(zhuǎn)爐有所不同，提釩轉(zhuǎn)爐渣為酸性渣，鐵液中的磷基本不參與反應(yīng)［9］，因此本模型不考慮磷的氧化．提釩過(guò)程終點(diǎn)碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)在3.5%左右，所以在整個(gè)反應(yīng)過(guò)程中其傳質(zhì)速率大于氧的傳質(zhì)速率［8］，但是吹煉過(guò)程和氧槍的控制機(jī)理與煉鋼轉(zhuǎn)爐基本一致，所以具體模型的建立和模型中參數(shù)的計(jì)算可借鑒煉鋼轉(zhuǎn)爐，其內(nèi)容包括求解沖擊坑氣－液、渣－金界面的反應(yīng)速率方程及其對(duì)應(yīng)的界面面積，求解冷料的熔解速率方程和冶煉過(guò)程熔池的溫度方程［10～13］．該模型中熔池主要考慮了［Fe］、［Si］、［C］、［V］、［Cr］、［Mn］、［Ti］等元素，熔渣主要考慮了(FeO)、(SiO2)、(V2O5)、(Cr2O3)、(MnO)、(TiO2)等氧化物，忽略了(CaO)、(P2O5)、(MgO)、(Al2O3)氧化物［8，14］．

1.1 求解沖擊坑氣-液界面反應(yīng)速率方程和反應(yīng)界面積

沖擊坑界面是氧槍的氧氣射流與金屬液直接接觸的區(qū)域，并發(fā)生著劇烈的氧化反應(yīng):

式中，M 代表金屬中［C］，［Ti］，［Si］，［V］，［Cr］，［Mn］，［Fe］．

在沖擊坑界面處，元素的氧化反應(yīng)過(guò)程主要包括氧的傳質(zhì)(包括氣相和熔池)，熔池中元素的傳質(zhì)，界面的氧化反應(yīng)，氧化產(chǎn)物的傳質(zhì)，以及CO和底吹氣體(N2或Ar)的排出等不同環(huán)節(jié)．其中氧或元素在熔池中的傳質(zhì)為反應(yīng)過(guò)程的限制環(huán)節(jié)［10，12］．

熔池中氧的傳質(zhì)速率(RO)為:

式中，RO為氧在金屬中的傳質(zhì)速率，mol/s;ACAV，AES為沖擊坑和卷入渣滴的界面積，m2;ρm為鋼液的密度，kg/m3;kO為氧在金屬中的傳質(zhì)系數(shù)，m/s;分別為［O］的本體濃度和界面濃度，mol/m3．

熔池中元素的傳質(zhì)速率(RM)為:

式中，RM為M 元素在金屬中的傳質(zhì)速率，mol/s;為M 元素在金屬中的傳質(zhì)系數(shù)，m/s，和分別代表熔池中［M］元素的本體濃度和界面濃度，mol/m3．

［M］的氧化速率取決于［O］、［M］在熔池中的傳質(zhì)速率較小的一方．因此，通過(guò)公式(2)～(3)計(jì)算熔池中氧和各元素的傳質(zhì)速率，并進(jìn)行比較，找出限制環(huán)節(jié)，進(jìn)而得出各元素氧化速率方程．由于吹煉終點(diǎn)碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高(在3.5%左右)，所以吹煉過(guò)程RO＜RC，脫碳反應(yīng)的限制環(huán)節(jié)為氧的傳質(zhì)．

本模型根據(jù)肖興國(guó)［15］給出的轉(zhuǎn)爐沖擊坑氣－液反應(yīng)界面積的求解方程式，計(jì)算不同吹煉條件下的沖擊坑氣－液反應(yīng)界面積．射流沖擊凹坑形狀的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式如下:

式中，h0為沖擊坑深度，m;L 為頂槍槍位，m;ρ0為氧槍的滯止壓力，Pa．

根據(jù)凹坑形狀經(jīng)驗(yàn)公式，可計(jì)算出硬吹和軟吹時(shí)沖擊坑反應(yīng)界面積［15］:

軟吹時(shí):

硬吹時(shí):

1.2 求解渣-金界面反應(yīng)速率方程及其反應(yīng)界面積

提釩轉(zhuǎn)爐中釩的氧化主要發(fā)生在渣－金界面處，因此掌握其界面元素的氧化速率方程對(duì)釩元素的提取非常重要．此處主要發(fā)生［V］、［Cr］、［Mn］與氧化亞鐵的耦合反應(yīng)［8，12］，反應(yīng)方程式如下:

高溫下，化學(xué)反應(yīng)快速達(dá)到平衡，而傳質(zhì)比化學(xué)反應(yīng)慢得多，因此金屬側(cè)元素及其對(duì)應(yīng)熔渣側(cè)產(chǎn)物的傳質(zhì)為反應(yīng)的限制環(huán)節(jié)［8］．其傳質(zhì)速率分別為:

式中，Rj為j 氧化物在熔渣側(cè)的傳質(zhì)速率，mol/s;Asm為渣－金界面積，m2;kj為j 氧化物在熔渣側(cè)的傳質(zhì)系數(shù)，m/s;ρs為熔渣的密度，kg/m3．

化學(xué)反應(yīng)(8)～(12)的平衡常數(shù)分別為:

在渣－金界面處，各化學(xué)反應(yīng)處于熱力學(xué)平衡，因此各反應(yīng)物與生成物之間的傳質(zhì)速率存在如下的關(guān)系式:

本文假設(shè)元素由金屬內(nèi)向界面，以及氧化產(chǎn)物由界面向熔渣的傳質(zhì)方向?yàn)檎?lián)立由式(15)至式(23)組成的方程組，可算出，其中，i 分別代表［O］，［V］，［Cr］，［Mn］，(Fe2O3)，(FeO)，(MnO)，(V2O3)，(Cr2O3)．

渣－金界面積對(duì)在界面進(jìn)行耦合反應(yīng)元素的反應(yīng)速率影響較大．在頂?shù)讖?fù)吹過(guò)程中，界面快速發(fā)生著變化，導(dǎo)致其很難直接測(cè)定．本研究根據(jù)文獻(xiàn)［12］得到了計(jì)算渣－金界面積Asm的一種方法，即:

式中，AEm為乳化液滴的面積，m2;Asm為卷入金屬熔池渣滴的表面積，m2．

1.2.1 求解乳化液滴的表面積

在提釩吹煉過(guò)程中，由于氧氣射流沖擊液面形成凹坑，凹坑區(qū)域如同一個(gè)圓環(huán)，圓環(huán)的內(nèi)層是渣側(cè)邊界層．同時(shí)劇烈運(yùn)動(dòng)的鐵液將動(dòng)能傳遞給凹坑界面上的金屬液滴，當(dāng)界面金屬液滴的慣性力大于重力和界面力的總和時(shí)，液滴脫離金屬液進(jìn)入渣中形成乳化液滴［16，17］．根據(jù)文獻(xiàn)［12］，乳化液滴面積的計(jì)算式:

式中，α 為重力與液面之間的夾角，(°);σ 為金屬和熔渣間界面張力，N/m;vm為脫離點(diǎn)處液滴的速度，m/s;dm為液滴直徑，m;g 為重力加速度，9.8 m/s2;l 為流經(jīng)長(zhǎng)度，m;D 為圓環(huán)的內(nèi)徑，m;ηm為鐵液的黏度，Pa·s．

1.2.2 求解卷入熔渣的表面積

在頂?shù)讖?fù)吹的條件下，由于底吹氣體和產(chǎn)物CO 的排除，使渣液面高于熔池的其他部分，處于下方金屬液的區(qū)域被熔渣圍繞如同套在渣環(huán)內(nèi)，圓環(huán)的最內(nèi)層是渣側(cè)邊界層，取熔渣環(huán)的內(nèi)徑為D．環(huán)內(nèi)渣－金界面的渣液吸收了排除氣體和金屬液的動(dòng)能，并劇烈運(yùn)動(dòng)，當(dāng)渣的慣性力大于界面力和浮力總和時(shí)，渣層下緣形成渣滴并卷入金屬熔池，形成卷渣［16，17］．由以上假設(shè)和借鑒乳化液滴表面積的計(jì)算公式，可得卷入渣滴表面積為:

式中，D 為圓環(huán)的內(nèi)徑，m;ηs為熔渣的黏度，Pa·s;β 為浮力與液面方面的夾角，(°);ds為渣滴直徑，m．

1.3 冷卻料熔解速率

1.3.1 生鐵塊、釩渣鐵的熔解速率

生鐵塊和釩渣鐵的主要成分為鐵，其熔解主要是鐵的熔解，屬于固液相變傳熱中的直接接觸固液相變傳熱問(wèn)題．為簡(jiǎn)化問(wèn)題，生鐵塊和釩渣鐵近似認(rèn)為是球粒．因其主要成分是Fe－C 合金，其熔點(diǎn)與含碳量有關(guān)．由圖1 可以看出，在固液相界面存在溫度梯度和碳的濃度梯度．假定dr 層內(nèi)碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)從，而溫度從;鐵熔化部分的溫度和組成與整個(gè)熔體相同;t*及的邊界層不斷地向鐵球中心推進(jìn)，并對(duì)界面的熱平衡和質(zhì)量平衡不產(chǎn)生影響［18～20］．

根據(jù)以上假設(shè)，球體的個(gè)數(shù)為N(Fe):

圖1 鐵塊-鐵水界面溫度和碳含量的分布Fig.1 Distribution of temperature and carbon content on interface of the iron block and the molten iron

式中，mFe為生鐵塊和釩渣鐵的質(zhì)量，kg;r0為生鐵塊和釩渣鐵顆粒的初始半徑，m．

根據(jù)球粒界面上基元液相層內(nèi)熱平衡和碳平衡，導(dǎo)出鐵球熔化的速率如下［10］:

熱平衡:

碳平衡:

Fe－C 系液相線方程［19］:

式中，vx，v 分別為熱平衡和碳平衡得出的鐵球熔解速率，m/s;分別為熔體內(nèi)、界面及鐵塊內(nèi)碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%;t(L)、t*為熔體、界面溫度，℃;a 為傳熱系數(shù)，kW/(m2·℃);β 為傳質(zhì)系數(shù)，m/s;q 為鐵塊的熔化潛熱，kJ/kg;為液態(tài)金屬的平均熱熔kJ/(kg·℃)．

將公式(30)代入公式(28)，并令公式(28)和公式(29)相等．則得出的三次方程，然后利用逼近法解出，繼而求解vx的值．

1.3.2 氧化鐵皮和豎爐球的熔解速率

氧化鐵皮和豎爐球中的主要成分為Fe2O3，但是Fe2O3是強(qiáng)氧化性物質(zhì)并且其熔點(diǎn)高達(dá)1 576 ℃，在1 300 ℃有鐵存在的條件下Fe2O3是不可能存在的，會(huì)與Fe 反應(yīng)生成FeO，高溫下此反應(yīng)進(jìn)行得很快，不可能成為限制環(huán)節(jié)，在轉(zhuǎn)爐中［Fe］的擴(kuò)散也不可能是其限制環(huán)節(jié)，所以只有渣中(Fe2O3)的擴(kuò)散是限制環(huán)節(jié)，(Fe2O3)的擴(kuò)散受其熔化的限制，所以最終的限制環(huán)節(jié)是氧化鐵皮和豎爐球的熔化［18，19］．

用FeO－Fe2O3－SiO2三元相圖計(jì)算出在提釩渣系中氧化鐵的飽和質(zhì)量分?jǐn)?shù)w(Fe2O3)sat，建立簡(jiǎn)單的氧化鐵皮和豎爐球熔解模型．假設(shè)氧化鐵和豎爐球都是等直徑的球粒，由此得到其球粒的個(gè)數(shù):

渣中氧化鐵球粒熔解速率為:

式中，w(Fe2O3)%為渣中Fe2O3的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%．

1.4 冶煉過(guò)程熔池溫度的變化

在提釩冶煉過(guò)程中，單位時(shí)間熔池的熱量收入主要包括沖擊坑和渣－金界面處各元素氧化反應(yīng)放熱qL、qsm，以及氧化產(chǎn)物的成渣熱qmix．單位時(shí)間熱支出有生鐵塊、釩渣鐵、豎爐球、氧化鐵皮的熔解熱qst、qfz、qsl、qyh，以及底吹氣體(如氮?dú)?吸熱qN2．對(duì)以上單位時(shí)間的熱量收支進(jìn)行平衡計(jì)算，可得冶煉過(guò)程每一時(shí)刻熔池溫度變化率:

式中，Qs為爐內(nèi)未熔化的固體冷料含有的總熱量，kJ;mm，ms分別為金屬液質(zhì)量和熔渣質(zhì)量，kg;Cpm，Cps分別為金屬液和熔渣的比熱容，kJ/(kg·℃)．

2 模型驗(yàn)證與求解結(jié)果分析

2.1 模型驗(yàn)證

本文為了驗(yàn)證所建模型的可靠性，結(jié)合承德建龍?zhí)劁?0 t 復(fù)吹提釩轉(zhuǎn)爐，對(duì)半鋼及爐渣成分、熔池溫度進(jìn)行計(jì)算，并結(jié)合典型的鐵水成分進(jìn)行模型驗(yàn)證，計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)的數(shù)據(jù)的對(duì)比如表1所示．

由表1 可知，該模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值吻合較好，其中實(shí)測(cè)半鋼和實(shí)測(cè)終渣成分是在半鋼冶煉結(jié)束后取樣檢測(cè)而得，同時(shí)終渣檢測(cè)后剔除含量較少的CaO、P2O5、MgO、Al2O3、金屬鐵等組元后對(duì)剩余組元含量進(jìn)行折算，V2O3含量由實(shí)測(cè)渣中的V2O5和V2O3含量折算得到．

表1 半鋼與釩渣成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)的計(jì)算與實(shí)測(cè)值對(duì)比Table 1 Calculated and measured values for compositions of the semi-steel and the vanadium containing slag %

2.2 結(jié)果分析

圖2 是根據(jù)表1 鐵液成分進(jìn)行模型計(jì)算的結(jié)果．熔池中硅、鈦、釩、鉻、錳、碳組元含量隨吹煉時(shí)間的變化如圖2(a)所示．從圖中可以看到，硅、鈦的氧化速率很快，大約吹煉2 min 時(shí)硅、鈦的質(zhì)量分?jǐn)?shù)已基本為零，說(shuō)明硅、鈦的氧化在吹煉前期已基本結(jié)束;吹煉前期，釩的氧化曲線較平滑，說(shuō)明該時(shí)期內(nèi)，釩氧化速率較小，吹煉2 min 后，曲線斜率迅速增大，釩的氧化速率迅速增加，到4.5 min，曲線斜率減小，接近與橫軸平行，說(shuō)明在此條件下，釩的氧化已基本結(jié)束;鉻和錳的氧化曲線，從2.5 到4.5 min 曲線的斜率較大，說(shuō)明鉻和錳的氧化速率較大，但在前2.5 min 由于鉻和錳與氧的親和力較其他元素小，故二者氧化速率較小，4.5 min 后氧化速率變小，是由于熔池溫度升高達(dá)到了碳錳、碳鉻的氧化還原轉(zhuǎn)化溫度，因此高溫對(duì)錳鉻的氧化不利;碳的氧化曲線從3 min 開(kāi)始斜率逐漸變大，特別是4.5 min 后斜率最大，這是因?yàn)?，熔池溫度已?jīng)上升到碳與其他元素氧化還原轉(zhuǎn)化溫度以上，氧槍吹入的氧氣基本用于碳的氧化．

渣中(SiO2)、(TiO2)、(V2O3)、(Cr2O3)、(MnO)和(FeO)組元的含量隨吹煉時(shí)間的變化如圖2(b)所示．從圖中可以看到，渣中(SiO2)、(TiO2)和(FeO)的含量在吹煉初期迅速達(dá)到各自曲線的最高點(diǎn)，而后隨著吹煉時(shí)間的增加曲線平緩下降．這是因?yàn)樵诖禑挸跗?，由于鐵液中的硅、鈦元素迅速氧化，渣中其他氧化物含量也迅速達(dá)到峰值．渣中的氧化亞鐵主要是因?yàn)槔淞系难杆偃刍丸F水中鐵元素的氧化而來(lái)．初渣主要是含二氧化硅、氧化亞鐵較高的酸性、強(qiáng)氧化性渣，隨著吹煉的進(jìn)行，鐵液中的硅、鈦氧化反應(yīng)速率逐漸降低，且其他元素氧化反應(yīng)加快，氧化物進(jìn)入渣中，導(dǎo)致渣中硅、鈦氧化物含量有所降低．氧化釩、氧化鉻和氧化錳在2 min 后渣中含量開(kāi)始增加，到4 min 后增加幅度減小，直到吹煉結(jié)束達(dá)到最大值．

圖2 鐵液、熔渣成分隨吹煉時(shí)間的變化Fig.2 Changes of compositions for the hot metal and the slag with the blowing time

圖2 對(duì)鐵液中元素和熔渣成分隨時(shí)間的變化的分析可得到以下規(guī)律:

(1)鐵液中的硅、鈦元素盡可能快地氧化，最好不超過(guò)1.5 min．一方面由于硅、鈦的還原性極強(qiáng)，有其大量的存在使釩等其他元素不可能大量的氧化，另一方面硅在前期盡快地氧化不僅有利于促進(jìn)冷料的熔化，而且可以盡早地形成流動(dòng)良好的氧化性渣系，以促進(jìn)鐵液中釩元素的氧化．

(2)降低鐵液中［Cr］、［Mn］的含量有利于中期［V］的氧化．鐵液中硅、鈦氧化結(jié)束后，［Cr］、［Mn］、［V］開(kāi)始氧化，互相之間激烈地爭(zhēng)奪［O］，而且放出大量的熱，這對(duì)鐵液中［V］的氧化不利．

(3)［C］在中后期開(kāi)始大量氧化，因此要嚴(yán)格控制中后期的溫度，并使后期溫度低于1 390 ℃［6，8］，防止溫度過(guò)高造成鐵液回釩．

表2 不同鐵水條件下冷料加入量Table 2 Amount of cold materials under different hot metal conditions

圖3 熔池溫度隨吹煉時(shí)間的變化Fig.3 Temperature change of molten pool with the blowing time

表2 是在不同鐵水條件下的冷料加入量與供氧制度．圖3 是在表2 條件下的熔池溫度的變化趨勢(shì)．由圖3 可以看出在鐵水不同硅含量時(shí)，熔池溫度變化的總趨勢(shì)基本相同，但在0.5～2 min 有所不同．w［Si］為0.3%、0.23%時(shí)，前0.5 min，熔池溫度有小幅上升，0.5 到2 min 時(shí)，熔池溫度有小幅下降，這是由于前0.5 min 鈦、硅等元素的氧化放出的熱量超過(guò)冷料熔解吸收的熱量，但0.5～2 min 由于冷料大量熔解吸收的熱量超過(guò)熔池中元素氧化放的熱，到2 min 時(shí)，熔池溫度達(dá)到最低值，此時(shí)硅和鈦的氧化反應(yīng)基本結(jié)束，2～3 min時(shí)，冷料繼續(xù)熔解，到3 min 后，冷料熔解已基本結(jié)束，熔池溫度迅速上升直到冶煉結(jié)束;w［Si］在0.15%時(shí)，由于冷料加入量較少，而且冷料大部分是由粒度較大的生鐵塊組成，其熔化速率和熔化吸熱遠(yuǎn)小于小粒度的豎爐球，所以冷料熔化吸收的熱量小于元素氧化放出的熱，因此溫度持續(xù)上升，不同于w［Si］為0.3%的情況．

從以上分析可得以下結(jié)論:0～2 min 隨著鐵中初始硅含量的增加，溫度在1 300 ℃以下的時(shí)間在減少，但到2 min 后溫度變化有所不同，在整個(gè)吹煉過(guò)程中，1 300 ℃以下的時(shí)間的長(zhǎng)短為:0.23% Si ＞0.3% Si ＞0.1% Si．因此，從提釩保碳的角度考慮，高硅和低硅鐵水均不利于冶煉，從熔渣的物理性質(zhì)考慮硅含量太低熔渣黏度大對(duì)冶煉也不利，因此，硅含量有最佳范圍，下面根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)確定硅的范圍．

依據(jù)承德建龍?zhí)劁?、7、8 三個(gè)月中，不同鐵水Si 含量條件下相應(yīng)爐次半鋼殘釩量進(jìn)行了隨機(jī)抽取300 爐，并進(jìn)行統(tǒng)計(jì)如圖4．

圖4 不同鐵水［Si］含量下半鋼殘釩量w［V］統(tǒng)計(jì)值Fig.4 Statistical content of residual vanadium in the emi-steel under different content of［Si］in hot metal

圖4 為不同鐵水［Si］含量下，半鋼殘釩量的統(tǒng)計(jì)值．圖中黑色線段為各鐵水w［Si］含量條件下對(duì)應(yīng)的半鋼殘釩量的平均值，黑色曲線為總體殘釩變化趨勢(shì)．由圖4 可以看出，半鋼殘釩量隨鐵水［Si］含量的升高呈現(xiàn)出先降低后升高的總體趨勢(shì)．鐵水中w［Si］小于0.1%時(shí)，對(duì)應(yīng)最高的平均半鋼殘釩量，達(dá)到0.04%以上;隨著鐵水［Si］含量的升高，半鋼殘釩量逐步降低，在0.15% ＜w［Si］＜0.20%時(shí)，平均殘釩量w［V］降至最低值為0.034%，而且統(tǒng)計(jì)各點(diǎn)在平均值附近分布較為集中，也從另一方面說(shuō)明了在該鐵水［Si］含量?jī)?nèi)殘釩趨于穩(wěn)定，有利于操作;鐵水w［Si］＞0.25%時(shí)，半鋼殘釩量開(kāi)始升高，在w［Si］＞0.3% 以上時(shí)，半鋼平均殘釩量w［V］達(dá)到0.035%．這由于在低硅含量時(shí)，渣量較少，渣中(V2O3)達(dá)到飽和所需的量也較少，而且渣中(SiO2)少，渣的黏度較大不利于氧化物的擴(kuò)散;在高硅時(shí)，由于鐵水中硅大量氧化放熱鐵液溫度迅速升高，不利于中后期的保碳，而且鐵液容易回釩．

3 結(jié) 論

本文借鑒了煉鋼轉(zhuǎn)爐控制動(dòng)力學(xué)模型，結(jié)合了提釩冶煉過(guò)程的特點(diǎn)，建立了描述提釩轉(zhuǎn)爐冶煉過(guò)程的動(dòng)力學(xué)模型，并將模型應(yīng)用于承德建龍70 t 提釩轉(zhuǎn)爐冶煉過(guò)程的計(jì)算．模型的計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值吻合良好，并分析了轉(zhuǎn)爐提釩過(guò)程中熔池組元、熔渣組成和熔池溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律，得出以下結(jié)論:

(1)吹煉初期(0～2 min)鐵液中的［Si］、［V］快速氧化，熔池溫度有小幅上升，有利于盡快形成流動(dòng)性良好的氧化性渣系．

(2)吹煉中期(2～4.5 min)［V］開(kāi)始大量氧化及少量［C］的氧化，同時(shí)［Cr］、［Mn］的氧化伴隨著整個(gè)冶煉的終中后期，尤其中期氧化較為劇烈，因此降低鐵液中［Cr］、［Mn］的含量，有利于中期［V］的氧化．

(3)吹煉后期(4.5～5 min)熔池溫度較高，發(fā)生［V］、［C］氧化順序的逆轉(zhuǎn)，［C］開(kāi)始大量氧化．因此要嚴(yán)格控制后期溫度低于1 390 ℃，防止碳大量氧化和鐵液回釩．

(4)低硅鐵水有利于提釩保碳，同時(shí)為了熔渣有良好的物理性質(zhì)，應(yīng)控制硅的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.15%～0.25%之間．

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