專利名稱：含鉻熔融鋼的脫碳-精煉方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及一種用于減少鉻的氧化損失和耐火材料的損耗的含鉻熔融鋼脫碳-精煉方法，其通過在常壓或減壓下的含鉻鋼的脫碳精煉過程中根據(jù)熔融鋼的溫度和[C]濃度進行精煉。
背景技術(shù)：
作為在含鉻熔融鋼(包含11質(zhì)量％或更高的鉻，如不銹鋼)的脫碳精煉過程中根據(jù)[C]濃度精煉熔融鋼的方法，目前廣泛采用稀釋脫碳法，其中在脫碳中間或之后(例如當[C]濃度為0.7質(zhì)量％或更低時)，與氧氣(以下簡稱為“氧”)一起注入稀釋氣體以減少CO氣體的分壓(PCO)；以及真空脫碳法，其中熔融鋼加入澆桶中并在減壓后的澆桶內(nèi)部進行處理。前一種方法通常稱之為AOD方法或者頂和底吹風轉(zhuǎn)化法，而后者則為VOD法。
進而，如日本未審專利公開H3-68713和H4-254509所述，近年來已采用改進的真空AOD法，其中，在AOD法的脫碳過程同時進行減壓精煉。在真空AOD方法中，采用與在VOD法中相同的方式，根據(jù)[C]濃度來調(diào)節(jié)氧氣的供應(yīng)量和真空度。
上述方法均試圖有效地促進脫碳，并同時抑制在熔融鋼中[Cr]的氧化損失。但是，在這些常規(guī)方法中，[Cr]的氧化增加與[C]濃度的降低成比例是不可避免的，從而會增加[Cr]的氧化量。
為了抑制熔融鋼中[Cr]的氧化損失，例如在VOD方法中，是根據(jù)脫碳的進程來調(diào)節(jié)供氧量和真空度(不超過100托)，如日本未審專利公開S55-89417和S55-152118所述。進而，在AOD方法中，通常采用以下的方法一種方法是，稀釋氣體的比例根據(jù)[C]濃度的降低而增加；另一種方法是，在采用上述真空AOD方法進行脫碳的同時進行真空精煉。
在上述方法之一的方法中，例如，在稀釋氣體的比例根據(jù)[C]濃度的降低而增加的方法中，當稀釋氣體的比例過量增加以防止[Cr]氧化時，會造成昂貴的稀釋氣體的過度消耗，從而增加精煉成本。與此相反，當試圖減少稀釋氣體用量時，不能充分避免[Cr]的氧化損失。
進而，當含鉻熔融鋼通過VOD方法、AOD方法或真空AOD方法進行脫碳-精煉時，需要花很長時間去測量熔融鋼的溫度，取樣并對熔融鋼進行化學分析。為此，實際上，需要間斷地測量熔融鋼的溫度，或者不能測量，并且熔融鋼中的[C]濃度也不能進行連續(xù)分析，從而不能充分實現(xiàn)與熔融鋼溫度和[C]濃度相一致的精煉操作。結(jié)果，在實際操作過程中，PCO會過度降低，即真空度會過度增加，或者過量注入稀釋氣體，不能充分抑制[Cr]的氧化以及耐火材料的腐蝕，因此，由于氧氣供應(yīng)速度降低，使得精煉成本增加，生產(chǎn)能力降低。
為解決上述問題中熔融鋼溫度測量問題，已公開了一種精煉方法，公開于日本未審專利公開H11-124618。據(jù)說，采用該方法可連續(xù)測量含鉻熔融鋼的溫度，以根據(jù)測量得到的熔融鋼溫度來控制氧氣與注入氣體的比例以及合金、冷卻劑和助劑材料的加入量，從而減少[Cr]的氧化損失，并緩解精煉爐中耐火材料的腐蝕。
然而，在該方法中，已經(jīng)證實，并不能精確獲得在吹煉過程中的脫碳氧效率的轉(zhuǎn)變(在脫碳中消耗的吹入氧氣的比例，下面也稱之為“脫碳氧效率η”)以及熔融鋼中的[C]濃度，因此，在減壓下操作的精煉控制特別不充分，結(jié)果，[Cr]的氧化損失仍然很大，生產(chǎn)能力并未得到充分改善。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明試圖解決上述技術(shù)問題，即在常壓或減壓下的含鉻熔融鋼的脫碳精煉過程中不能充分抑制[Cr]的氧化損失和耐火材料的過度腐蝕的問題。本發(fā)明的目的是依據(jù)實際測量的或推斷的熔融鋼溫度、熔融鋼組分和吹煉條件，來確定最佳的精煉條件以減少[Cr]的氧化損失和耐火材料的過度腐蝕。本發(fā)明的另一個目的是采用連續(xù)測量熔融鋼溫度的裝置，連續(xù)確定脫碳量，估算熔融鋼中的[C]濃度并根據(jù)熔融鋼溫度和[C]濃度對熔融鋼進行精煉，從而減少[Cr]的氧化損失和耐火材料的過度腐蝕。
在熱力學平衡中，Hilty平衡溫度、Chipman平衡溫度和Fuwa等平衡溫度被稱之為熔融鋼溫度T，其與熔融鋼中的[C]濃度和[Cr]濃度(質(zhì)量％)和氣體中的CO分壓(PCO，大氣壓)之間建立平衡。其中，本發(fā)明使用了廣泛采用的Hilty平衡溫度TH(K)。Hilty平衡溫度TH(K)由下式(5)描述TH＝{-13,800/(-8.76+log([C]PCO/[Cr]))} (5)。
本發(fā)明人發(fā)現(xiàn)，當對精煉進行控制，從而使在熔融鋼溫度T與Hilty平衡溫度間的差值等于或高于含鉻熔融鋼的精煉過程的規(guī)定值時，特別是當對精煉進行控制從而根據(jù)熔融鋼中的[C]和[Cr]濃度變化對氣體中的PCO和熔融鋼溫度進行調(diào)節(jié)時，無需過量使用惰性氣體以及過度增加熔融鋼溫度，可抑制[Cr]的氧化損失至最低，并防止耐火材料的腐蝕。
進而，在根據(jù)Hilty平衡溫度控制精煉時，精煉控制的準確性隨精煉過程中[C]和[Cr]濃度的估計值的精確性的提高得到改善。本發(fā)明的發(fā)明人發(fā)現(xiàn)了高精度地估計[C]和[Cr]濃度的方法。
根據(jù)上述發(fā)現(xiàn)完成了本發(fā)明，本發(fā)明的要點如下(1).一種在常壓或減壓下通過向熔融鋼中吹入氧氣和惰性氣體對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉的方法，其特征在于依次地，根據(jù)精煉前的熔融鋼溫度和精煉條件，通過實際測量或計算來確定精煉過程中熔融鋼的溫度；根據(jù)精煉前的熔融鋼組分和精煉條件，通過實際測量或計算來確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度；根據(jù)氣體的總壓力P、氧氣供應(yīng)速度和惰性氣體供應(yīng)速度，來確定精煉過程中的CO分壓PCO；根據(jù)所述[C]和[Cr]濃度和PCO來確定Hilty平衡溫度TH；確定精煉過程中所述熔融鋼溫度與所述Hilty平衡溫度TH間的差值ΔT，并控制精煉條件以使所述ΔT等于或高于規(guī)定值。
(2).根據(jù)(1)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于根據(jù)精煉前的熔融鋼組分、作為氧氣和固體氧源的總氧量的供氧量、氧氣與吹入氣體的比例變化和以前的精煉數(shù)據(jù)，進行計算以確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度。
(3).根據(jù)(2)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于進一步根據(jù)廢氣分析的結(jié)果經(jīng)計算確定精煉過程的[C]和[Cr]濃度。
(4).根據(jù)(1)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于通過下述計算過程依次確定精煉過程的[C]和[Cr]濃度設(shè)定精煉前的[C]和[Cr]濃度作為初始濃度；和重復(fù)確定作為所述差值ΔT的函數(shù)的脫碳氧效率η的過程，根據(jù)所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度來確定脫碳率和[Cr]氧化率，并校正所述[C]和[Cr]濃度。
(5).根據(jù)(1)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于將減壓下的脫碳-精煉過程分成下述的三個階段從開始減壓至開始吹入氧氣的階段(自然脫碳階段)；在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)；以及在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)1)在所述自然脫碳階段，依次地，由開始減壓之前的熔融鋼中的[C]濃度、開始減壓之前熔融鋼中的[C]活性(ac)和熔融鋼溫度來確定開始減壓之前的[O]濃度；確定作為所述開始減壓之前[O]濃度的函數(shù)的所述自然脫碳階段的脫碳量；和確定作為所述自然脫碳階段的脫碳量的函數(shù)的[Cr]濃度；2)在所述氧氣脫碳階段，依次地，通過下述計算過程確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度；將所述氧氣脫碳階段開始時的[C]和[Cr]濃度設(shè)定為初始濃度；和重復(fù)確定作為所述差值ΔT的函數(shù)的脫碳氧效率η的過程，根據(jù)所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度來確定脫碳率和[Cr]氧化率，校正所述的[C]和[Cr]濃度；和3)在所述擴散脫碳階段，確定從所述擴散脫碳階段開始時起的[C]濃度的對數(shù)值變化，所述對數(shù)值是從所述擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)；和確定作為氧氣供應(yīng)速度和脫碳率的函數(shù)的[Cr]濃度。
(6).根據(jù)(4)或(5)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于采用下式(1)和(2)，根據(jù)所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度qT來確定脫碳率Δ[C]和[Cr]氧化率Δ[Cr]，并校正[C]和[Cr]濃度Δ[C]＝η×qT×(1-R)×12/11.2/(10×Wm) (1)，Δ[Cr]＝(1-η)×qT×(1-R)×104/33.6/(10×Wm)(2)，其中，Δ[C]和Δ[Cr]為單位時間內(nèi)[C]和[Cr]的變化值(質(zhì)量％/分鐘)，qT為單位時間內(nèi)的氧氣供應(yīng)速度(Nm3/分鐘)，R為二次燃燒率(-)，和Wm為熔融鋼量(噸)。
(7).根據(jù)(1)-(6)項之一的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于按照下式(3)，由總壓P、氧氣供應(yīng)速度qT和惰性氣體供應(yīng)速度qd確定精煉過程中氣體中的CO分壓PCOPCO＝P×2×qT/(2×qT+qd) (3)(8)根據(jù)(1)-(7)項之一的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于將通過下式(5)計算的值用作所述Hilty平衡溫度THTH＝{-13,800/(-8.76+log([C]PCO/[Cr]))}(5)
其中，參數(shù)的單位是TH為K，[C]和[Cr]為質(zhì)量％，和PCO為大氣壓。
(9).根據(jù)(1)-(8)項之一的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于控制精煉條件以使得，當熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，ΔT可為0℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度為0.2質(zhì)量％或更高時，ΔT可為30℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度為低于0.2質(zhì)量％時，ΔT可為50℃或更高。
(10).根據(jù)(9)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，通過控制熔融鋼溫度來控制所述ΔT。
(11).根據(jù)(9)或(10)項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.2-0.5質(zhì)量％時，通過控制精煉容器的壓力來控制所述ΔT。
(12).根據(jù)(9)-(11)項之一的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為低于0.2質(zhì)量％時，通過控制精煉容器中的壓力和氧氣與吹入氣體的比例來控制所述ΔT。
(13).一種在減壓下通過向熔融鋼中吹入氧氣和惰性氣體來對含鉻熔融鋼進行減壓-精煉的方法，其特征在于在從開始減壓時起連續(xù)測量所述熔融鋼溫度，并采用測量的熔融鋼溫度來確定脫碳量(Δ[％C])和[C]濃度([％C])1)在開始減壓至開始吹入氧氣的階段(自然脫碳階段)，依次地，根據(jù)開始減壓之前的熔融鋼中[C]濃度([％C]s)、熔融鋼中[C]活性(ac)和開始減壓前測量的熔融鋼溫度(T)來確定[O]濃度([O]cal]；和確定作為所述[O]cal的函數(shù)的脫碳量(Δ[％C])；2)在自然脫碳階段之后的氧氣與吹入氣體比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)，依次地，根據(jù)溫度測量時的真空度(P)來確定溫度測量時氣體中的CO分壓PCO，確定在溫度測量期間吹入的氧氣總量(QT)和確定在溫度測量期間吹入的稀釋氣體總量(Qd)；根據(jù)計算的熔融鋼中的[C]濃度([％C])、計算的熔融鋼中的[Cr]濃度([％Cr])和所述PCO來確定Hilty平衡溫度；由測量的熔融鋼溫度T和所確定的Hilty平衡溫度來確定差值(ΔT)；確定作為所述ΔT的函數(shù)的脫碳而消耗的氧氣與吹入的氧氣的比率(η)；由所述的η和QT和二次燃燒比(R)來確定在溫度測量期間脫碳消耗的氧氣量(Q02)；和由所述的Q02和熔融鋼量(Wm)來確定脫碳量(Δ[％C])；和3)在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)，確定作為從所述擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)的所述擴散脫碳階段的[C]濃度([％C])對數(shù)值(log[％C])的變化。
(14).根據(jù)權(quán)利要求(13)項的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于1)在開始減壓至開始吹入氧氣階段(自然脫碳階段)，由下式②和③確定開始減壓之前的[O]濃度([O]cal)；和由下式①確定脫碳量(Δ[％C])；2)在自然脫碳階段之后的氧氣與吹入氣體比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)，依次地，根據(jù)下式⑧來確定溫度測量時氣體中的CO分壓PCO；根據(jù)下式⑦來確定測量的熔融鋼溫度T和所確定的Hilty平衡溫度之間的差值(ΔT)；根據(jù)下式⑥來確定脫碳消耗的氧氣與吹入氧氣的比率(η)；和根據(jù)下式④來確定脫碳量(Δ[％C])；和3)在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)，根據(jù)下式⑨確定[C]濃度[％C]的對數(shù)值(log[％C])的變化Δ[％C]＝a×[O]cal+b ①，[O]cal＝c+d×[O]e×10fo/To+g+log[％C]s+h②，[O]e＝1/(ac×fo)×10-1,160/(To+273.15)-2.003③，
Δ[％C]＝η×QT×(1-R)×11.2/12/(10×Wm) ④，η＝Q02/((1-R)×QT)⑤，η＝j(luò)×ΔT+k ⑥，ΔT＝(T+273.15)-(-13,800/(-8.76+log([％C]PCO/[％Cr]))) ⑦，PCO＝P×2×QT/(2×QT+Qd)⑧，log[％C]-log[％C]o＝m×t⑨，其中T測量的熔融鋼溫度(℃)，To在減壓開始之前的熔融鋼溫度(℃)，[％C]s在減壓開始之前熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，ac在減壓開始之前熔融鋼中[C]的活性，fo在減壓開始之前熔融鋼中[O]的活性系數(shù)，η脫碳消耗的氧氣與吹入的氧氣的比率(-)，QT在溫度測量過程中吹入的氧氣總量(Nm3)，R二次燃燒比(-)，Wm熔融鋼量(噸)，Q02在溫度測量過程中脫碳所消耗的氧氣量(Nm3)，ΔT實際溫度和Hilty平衡溫度間的差值(℃)，[％C]計算的熔融鋼中[C]濃度(質(zhì)量％)，[％Cr]計算的熔融鋼中[Cr]濃度(質(zhì)量％)，P在溫度測量時的真空度(大氣壓)，Qd在溫度測量過程中吹入的稀釋氣體總量(Nm3)，[％C]0在擴散脫碳期開始時熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，t從擴散脫碳期開始時算起的時間(分鐘)，和a、b、c、d、f、g、h、j、k和m由精煉爐和精煉條件確定的常數(shù)值。
(15).根據(jù)(13)或(14)項的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于通過控制所述的PCO以使所述的ΔT可為50℃或更高。
(16).根據(jù)(15)項的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時，通過控制氧氣與吹入氣體的比例來控制所述的PCO。
(17).根據(jù)(15)項的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時，通過控制氧氣與吹入氣體的比例和/或控制氣壓來控制所述的PCO。
附圖簡介

圖1為顯示用于實施本發(fā)明設(shè)備的圖示說明。
圖2為示意圖，說明開始減壓-精煉之前實際[O]濃度和計算的[O]濃度之間的關(guān)系。
圖3為示意圖，說明開始減壓-精煉之前的計算的[O]濃度和在自然脫碳階段脫碳量之間的關(guān)系。
圖4為示意圖，說明當在常壓下進行AOD精煉時，在熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時ΔT和脫碳氧效率之間的關(guān)系。
圖5為示意圖，當在減壓下進行AOD精煉時，在熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時ΔT和脫碳氧效率之間的關(guān)系。
圖6為示意圖，當在減壓下進行AOD精煉時，在熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時ΔT和脫碳氧效率之間的關(guān)系。
圖7為示意圖，說明精煉時間和擴散脫碳階段中熔融鋼的[C]濃度之間的關(guān)系。
本發(fā)明最佳實施方式以下解釋本發(fā)明的實施方式。
圖1以真空AOD爐為例圖示說明用于實施本發(fā)明的設(shè)備。當然，類似的設(shè)備可應(yīng)用于常壓AOD爐。將熔融鋼3加入真空AOD爐1中，熔融鋼3上存在有包含氧化鉻的爐渣2。將合金、冷卻劑和助劑材料通過原料料斗8、進料閘9、進料槽10和真空爐蓋19加入。所述合金包括鐵鉻合金(Fe-Cr)、鐵鎳合金(Fe-Ni)、鐵硅合金(Fe-Si)、鋁合金等；所述冷卻劑包括各種形成和組分的屑料(scraps)；所述助劑材料包括CaO、CaF2、MgO、SiO2等，這些材料分別根據(jù)需要精煉的鋼進行選擇。
頂噴槍4安裝在真空AOD爐1的內(nèi)部，底吹風嘴5裝在側(cè)壁上，氧氣和惰性氣體從頂噴槍4和底吹風嘴5噴出。真空AOD爐1中的減壓-精煉通過從頂噴槍4和底吹風嘴5吹入氣體開始，同時連接真空爐蓋19至抽真空裝置11并開始抽真空。
在本發(fā)明中，精煉期間的熔融鋼溫度由精煉之前的熔融鋼溫度實際測量值或計算值以及精煉條件確定。在通過實際測量確定精煉過程中的熔融鋼溫度時，溫度測量風嘴14安裝在真空AOD爐1的底部，并且，用于通過亮度測量熔融鋼溫度的成像纖維(圖中未示出)插入與溫度測量風嘴14連接的凈化氣供氣管15。通常使用氬氣作為凈化氣，但也可采用其它非氧化性氣體如氮氣或CO。另外，作為在堵塞時打開溫度測量風嘴14端孔的手段，也可向溫度測量風嘴14中供應(yīng)氧化性氣體，如氧氣、空氣和二氧化碳。
對通過凈化氣體供氣管15中成像纖維(圖中未示出)獲得的信息進行圖像處理和信號處理，由亮度轉(zhuǎn)化成溫度測量和處理裝置17的溫度，然后作為熔融鋼溫度信息輸出。在計算和控制單元18中，熔融鋼的溫度信息與下列信息相結(jié)合計算出脫碳氧效率η和脫碳量(Δ[％C])開始減壓前熔融鋼3、爐渣2和由進料通道9供應(yīng)的材料的信息；由頂吹氣管6和底吹氣體管7噴出的吹煉氣體的信息；以及來自抽真空裝置11的信息。進而，輸入開始減壓前熔融鋼組成和加入的合金組成以及屑料的信息，計算出[％C]和[Cr]濃度。
進而，在計算和控制單元18中，由上述熔融鋼溫度和[％C]和[Cr]濃度的信息計算出用于抑制[Cr]氧化損失和耐火材料腐蝕的操作條件，再將計算出的操作指令傳遞至安裝于頂部吹氣管6中的頂部吹氣控制單元12、安裝于底部吹氣管7中的底部吹氣控制單元13、抽真空裝置11和進料通道9，由此控制操作條件。
在上述本發(fā)明的(1)項中，通過Hilty公式確定平衡溫度TH，確定精煉過程中的所述熔融鋼溫度與所述Hilty平衡溫度TH之間的差值ΔT，并控制精煉條件，從而使所述的ΔT可為規(guī)定值或更高。為計算Hilty平衡溫度TH，有必要確定在精煉過程中在某一時間點處的熔融鋼溫度、[C]濃度、[Cr]濃度和PCO。
精煉過程中的熔融鋼溫度可通過在精煉過程中采用上述溫度測量和加工裝置通過連續(xù)實際測量確定，或者根據(jù)精煉之前的熔融鋼溫度和精煉條件經(jīng)計算確定。在進行計算的情況下，基于過去的精煉數(shù)據(jù)，由供氧量的實際數(shù)據(jù)計算熱輸入，由加入冷卻劑量的實際數(shù)據(jù)計算溫度降，然后由精煉之前的溫度測量結(jié)果計算現(xiàn)在的熔融鋼溫度。在采用精煉過程中實際測量的溫度作為熔融鋼溫度來代替計算溫度的情況下，需要考慮冷卻劑加入速度和冷卻劑加入時溶解速度的波動，供氧速度隨時間變化的波動等，因而由此確定的溫度比計算的溫度更精確，結(jié)果，優(yōu)選地實現(xiàn)了更精確的精煉控制。
可通過在精煉過程中間隔地對熔融鋼進行取樣，并分析熔融鋼中的組分來確定精煉中的[C]和[Cr]濃度?；蛘撸缭诒景l(fā)明的上述(2)項中所述，精煉過程中的[C]和[Cr]濃度可根據(jù)精煉前熔融鋼組分、作為氧氣和固體氧源的總氧量的供氧量、氧氣與吹入氣體的比例變化和以前的精煉數(shù)據(jù)，通過計算來確定。原因在于，已知采用相同的精煉條件幾乎產(chǎn)生相同的精煉進程，從可由過去在相同精煉條件下的實際數(shù)據(jù)高度精確地估計熔融鋼組分。另外，如本發(fā)明的上述(3)項所述，精煉過程中的[C]和[Cr]濃度可通過結(jié)合廢氣分析結(jié)果進行計算。通過連續(xù)分析精煉過程中的廢氣組分可獲得有關(guān)脫碳量的信息，其中，考慮到存在于熔融鋼上的爐渣的組成和數(shù)量、二燃燒率隨時間的小波動等的影響，從而與僅考慮熔融鋼的組成和數(shù)量而計算得到的脫碳量相比，這樣更好地改善了精煉過程中對熔融鋼組分估計的精確度。
如本發(fā)明的上述(4)項所述，可借助脫碳氧效率η從精煉開始時起通過順次計算確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度，通過這樣做，可進一步改善所估計的熔融鋼組分的精確度。
脫碳氧效率η為脫碳所消耗的氧氣與吹入熔融鋼中的氧氣的比值。吹入爐中的所有氧氣的一部分首先消耗于二次燃燒中。接著，吹入熔融鋼中的氧氣被用于脫碳和[Cr]氧化。因此，脫碳氧效率η，即為脫碳所消耗的氧氣與吹入熔融鋼中的氧氣的比值可由下式(6)定義；η＝qc/((1-R).qT) (6)其中，qc為單位時間內(nèi)消耗于脫碳的氧氣量(Nm3/分鐘)，qT為單位時間內(nèi)吹入的氧氣量(Nm3/分鐘)，R為二次燃燒率(-)。
二次燃燒率R的數(shù)值取決于來自頂噴槍的氧氣的供應(yīng)條件，顯示為幾乎恒定的數(shù)值，只要供應(yīng)條件恒定，因此被看作為是一個常數(shù)，其通常范圍為0.05-0.20。
當脫碳氧效率η可通過在精煉過程中任意時間確定時，由于單位時間內(nèi)吹入的氧氣量和二次燃燒率R均已知，則脫碳消耗的氧氣量可通過上式(6)確定，也可確定單位時間內(nèi)的脫碳量Δ[C]。當某一時刻的[C]濃度確定時，采用上述確定的Δ[C]可確定在短時間后的[C]濃度。以此方式，可通過順次計算確定精煉過程中隨時間變化的[C]濃度。
當在精煉過程中的任意時間由實際測量或順次計算確定熔融鋼溫度、[C]濃度和[Cr]濃度時，通過向其中加入實際的PCO數(shù)據(jù)，由Hilty公式可確定Hilty平衡溫度，然后可確定熔融鋼溫度與Hilty平衡溫度之間的差值ΔT。這里，可檢驗上述ΔT與上述脫碳氧效率η之間的關(guān)系，圖4所述的結(jié)果是在常壓AOD中獲得的，而圖5和6所示結(jié)果是在減壓AOD下獲得的。圖4-6顯示了氧氣開始吹入之后在氧氣與吹入氣體的比例為20％或更高時的ΔT和η的關(guān)系，其中采用常規(guī)方法在AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行脫碳精煉，以2-5分鐘的時間間隔對熔融鋼進行溫度測量和取樣。這里，圖中的標記○表示在容積60噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在容積90噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)。Hilty平衡溫度TH根據(jù)熔融鋼樣品的組成和氣體流動條件經(jīng)式(3)和(5)計算得到，通過計算獲得作為實際測量的熔融鋼溫度與獲得的Hilty平衡溫度TH之間的差值的ΔT。在圖4中的[C]濃度均為0.5質(zhì)量％或更高，在圖5中[C]濃度均為0.15質(zhì)量％或更高，在圖6中[C]濃度均為0.15質(zhì)量％或更低。如從圖中明顯看出的那樣，在ΔT與η之間存在很好的關(guān)聯(lián)，因此，很明顯，如果在精煉過程中的任意時刻可確定ΔT，則由ΔT也可確定η。
如上解釋，單位時間的脫碳量Δ[C]可通過確定ΔT來確定，而ΔT則根據(jù)作為起點的開始精煉時的[C]濃度、[Cr]濃度、實際的PCO和實際的熔融鋼溫度來確定，然后由ΔT確定η。短時間(Δt)后的[C]濃度可由上面確定的Δ[C]確定，并且，通過這種順次計算，可非常精確地確定在精煉過程中[C]濃度隨時間的變化。用于順次計算的短時間間隔Δt可為任意時間間隔，只要能夠保持良好的計算精確度。當將實際測量的溫度用作熔融鋼溫度時，如果將相鄰溫度測量間的間隔(溫度測量間隔)用作Δt，將是很便利的。
在計算ΔT時，相關(guān)計算中的[Cr]濃度和熔融鋼溫度也是需要的?？赏ㄟ^本發(fā)明上述(2)和(3)項所述進行計算以確定[Cr]濃度。但是，還可通過順次計算高精確度地確定[Cr]濃度，其中使用了η。具體而言，當單位時間內(nèi)由于Cr氧化而消耗的氧氣量定義為qCr，用于脫碳和Cr氧化而消耗的氧氣總量(qc+qCr)為((1-R)·qT)，從而，qCr由下式7定義
qCr＝(1-η)·qT·(1-R)(7)。
因此，可如上述Δ[C]，以相同的方式計算單位時間燃燒的[Cr]量Δ[Cr]，結(jié)果，可通過順次計算精確地確定精煉過程中的[Cr]濃度。精煉過程中的熔融鋼溫度可通過實際測量或由精煉之前的熔融鋼溫度以及精煉條件計算確定，最精確的熔融鋼溫度可通過連續(xù)實際測量獲得。
二次燃燒比R是由來自頂噴槍的氧氣的供應(yīng)條件確定的數(shù)值，只要供應(yīng)條件恒定，其顯示為幾乎恒定的數(shù)值，因此被看作為是一個常數(shù)，其通常范圍為0-0.20。不用說，也可通過分析AOD爐廢氣中的組分來獲得的實際二次燃燒比R。
在以上計算中，Δ[C]和Δ[Cr]可由下式(8)和(9)準確計算，如本發(fā)明上述(6)項所述Δ[C]＝η×qT×(1-R)×12/11.2/(10×Wm)(8)，Δ[Cr]＝(1-η)×qT×(1-R)×104/33.6/(10×Wm)(9)，其中，Δ[C]和Δ[Cr]為單位時間內(nèi)[C]和(Cr)的變化量(質(zhì)量％/分鐘)，qT為單位時間的供氧速度(Nm3/分鐘)，R為二次燃燒率(-)，和Wm為熔融鋼量(噸)。
在常壓AOD精煉的情形下，通過從精煉開始至結(jié)束重復(fù)上述順次計算，可在精煉的任意時間確定ΔT。與此相反，在開始時采用常壓AOD精煉，然后如上述(5)項所述采用安裝于爐體上的真空爐蓋進行真空AOD精煉的情形下，可進行高精度的順次計算將減壓精煉過程分為三個階段，即從開始減壓至開始氧氣吹入的階段(自然脫碳階段)；在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)；以及在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)，并分別限定每一階段的計算推理方法。
由實際的精煉數(shù)據(jù)的分析結(jié)果可清楚地看出，在自然脫碳階段(即從開始減壓至開始氧氣吹入的階段)，脫碳量與開始減壓之前的[O]濃度成比例，而開始減壓之前的[O]濃度是作為開始減壓之前熔融鋼溫度和熔融鋼組分的函數(shù)獲得的。首先，開始減壓之前的[O]濃度([O]cal)可根據(jù)開始減壓之前熔融鋼的[C]濃度([C]s)、熔融鋼的[C]活性(ac)和測量的減壓之前的熔融鋼溫度(To)來確定。具體而言，反應(yīng)(g)中的平衡[O]濃度([O]e)根據(jù)ac和T確定，并采用考慮熔融鋼組分的活性的計算式來確定。通常，[O]e由下式(10)計算[O]e＝1/(ac×fo)×10-1,160/(To+273.15)-2.003(10)。
接下來，如公知的那樣，當參數(shù)Z由下式(11)定義，作為考慮PCO偏差而獲得的值，且開始減壓之前的[O]濃度([O])與參數(shù)Z高度相關(guān)Z＝[O]e×10fo/To+g+log[％C]s+h(11)，其中，To為開始減壓之前的熔融鋼溫度(℃)，[％C]為開始減壓之前熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，ac為開始減壓之前熔融鋼中[C]的活性，fo為開始減壓之前熔融鋼中[O]的活性系數(shù)，g和h為通過精煉爐和精煉條件確定的常數(shù)。
因此，通過預(yù)先由以前的精煉數(shù)據(jù)獲得Z和開始減壓之前的[O]濃度間的關(guān)系，可以根據(jù)上述[O]e、熔融鋼溫度和[C]s，并考慮所確定的[O]濃度[O]cal，來計算開始減壓之前的[O]濃度。而且，也公知[O]cal與脫碳量間又是高度相關(guān)的。因此，通過預(yù)先由以前的精煉數(shù)據(jù)獲得[O]cal與脫碳量之間的關(guān)系，可由上述計算獲得的[O]cal確定自然脫碳階段的脫碳量。
圖2顯示了在減壓精煉開始之前通過上述步驟確定的實際[O]濃度([O]obs)和計算的[O]濃度([O]cal)之間的關(guān)系，其中所述計算的濃度是在真空AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行減壓精煉時得出的。圖中的標記○表示在容積60噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在容積90噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)。此時，在60噸AOD中的數(shù)值為c＝18，d＝0.97，f＝-5,700，g＝0.83和h＝3.35，而在90噸AOD中的數(shù)值為c＝21，d＝0.98，f＝-5,600，g＝0.85和h＝3.30，這些數(shù)值是通過試誤法獲得的，并用于進行計算。由圖2看出，○和●幾乎在同一條線上。因此，可以理解，通過預(yù)先以合適的方式從以前精煉數(shù)據(jù)獲得Z和開始減壓前的[O]濃度之間的關(guān)系，可以精確地計算出開始減壓前的[O]濃度[O]cal。
圖3顯示了當在真空AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行減壓精煉時，由上述過程確定的[O]cal與自然脫碳階段開始減壓時的脫碳量之間的關(guān)系。圖中的標記○表示在容積60噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在容積90噸的AOD爐情形下的數(shù)據(jù)。由圖3看出，雖然標記○和●在某種程度上會有偏離，但可以理解，在[O]cal和自然脫碳階段的脫碳量之間存在良好的線性關(guān)系。
從上述解釋，可以證實，易于確定自然脫碳階段的脫碳量。在自然脫碳之后即氧氣脫碳階段開始時的[C]濃度可通過進行熔融鋼分析確定開始減壓精煉之前的[C]濃度，然后從所確定的[C]濃度中減去如上計算得到的脫碳量來得到。
考慮到自然脫碳階段[Cr]濃度的變化，由自然脫碳階段脫碳量確定熔融鋼中的[Cr]的增加量，因為脫碳反應(yīng)假定由下式表示Cr2O3+3[C]＝2[Cr]+3CO，然后，通過用所確定的[Cr]的增加量除以熔融鋼量來確定[Cr]濃度的變化。
接下來，如本發(fā)明上述(4)項所述，在自然脫碳階段之后的氧氣脫碳階段(其中，氧氣與吹入氣體的比例為20％或更高)，精煉過程中的[C]和[Cr]濃度可借助脫碳氧效率η從精煉開始時起通過順序計算來確定。精煉過程中任意時間的[C]和[Cr]濃度可高精確度地通過以下計算過程確定將上面確定的氧氣脫碳階段的[C]和[Cr]濃度設(shè)定為初始濃度；采用Hilty式確定作為ΔT函數(shù)的脫碳氧效率η；由脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度確定脫碳速度和[Cr]氧化速度；通過計算確定在設(shè)定的短時間(Δt)后的[C]和[Cr]濃度；和進行重復(fù)計算。
在以上計算中，具體而言，Δ[C]和Δ[Cr]可由下式(8)和(9)準確計算，如本發(fā)明上述(6)項所述Δ[C]＝η×Qr×(1-R)×12/11.2/(10×Wm) (8)，Δ[Cr]＝(1-η)×qT×(1-R)×104/33.6/(10×Wm)(9)，其中，Δ[C]和Δ[Cr]為單位時間內(nèi)[C]和[o]的變化量(質(zhì)量％/分鐘)，qT為單位時間的供氧速度(Nm3/分鐘)，R為二次燃燒率(-)，和Wm為熔融鋼量(噸)。
接下來，解釋計算在自然脫碳階段后的擴散脫碳階段(其中，氧氣與吹入氣體的比例低于20％)的[C]濃度變化的方法。在含鉻熔融鋼的減壓-精煉中，當[C]為0.1質(zhì)量％或更低時，通常采用低于20％的氧氣與吹入氣體比例。也就是說，如上所述當[C]范圍為0.1質(zhì)量％或更低時，需要由熔融鋼中的擴散來控制[C]。
圖7顯示了當SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)在減壓下于真空AOD爐中按照常規(guī)方法進行脫碳精煉，同時以2-5分鐘的時間間隔對熔融鋼進行溫度測量和取樣時，在氧氣與吹入氣體比低于20％的情況下，[C]的對數(shù)值隨時間的變化情況。這里，圖中的標記○和□表示在AOD爐(容積60噸)情形下的數(shù)據(jù)，而標記●和■表示在AOD爐(容積90噸)情形下的數(shù)據(jù)。標記○和●是在約0.1大氣壓的真空度下的數(shù)據(jù)，而標記□和■是在約0.2大氣壓的真空度下的數(shù)據(jù)。
由圖7可以看出，雖然在這些條件下的某些線的斜率之間存在差別，但從擴散脫碳階段開始時計算的時間與log[C]之間存在良好的線性關(guān)系。由此事實，可以在擴散脫碳階段確定從擴散脫碳階段開始時起的碳濃度[C]的對數(shù)值(log[C])的變化，所述對數(shù)值為從擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)，并可立即由所確定的值來計算[C]濃度。而且，可確定作為氧氣供應(yīng)速度和脫碳速度的函數(shù)的[Cr]濃度。其原因在于，脫碳所需的氧氣來自供應(yīng)的氧氣，并且當供應(yīng)氧氣的速度高于脫碳速度時，剩余的氧氣被用于氧化熔融鋼中的[Cr]，從而，[Cr]濃度與氧氣供應(yīng)速度和脫碳速度成比例變化。
在本發(fā)明的上述(1)-(6)項中，精煉過程中氣體中的CO分壓PCO可由總壓P、氧氣供應(yīng)速度qT和惰性氣體供應(yīng)速度qd通過下式(3)來確定，如本發(fā)明的上述(7)項所示PCO＝P×2×qT/(2×qT+qd)(3)。
在本發(fā)明的上述(1)-(7)項中，將由下式(5)計算的值用作Hilty平衡溫度TH，如本發(fā)明上述(8)項所述TH＝{-13,800/(-8.76+log([C]PCO/[Cr]))}(5)，其中，各參數(shù)的單位是TH為K，[C]和[Cr]為質(zhì)量％，PCO為大氣壓。但是，無需說，在Hilty式中的常數(shù)并不限于在式(5)中規(guī)定的值，只要通式基本代表Hilty平衡溫度，任何值均可采用。
通過確定精煉過程中熔融鋼溫度與Hilty平衡溫度TH之間的差值ΔT，然后控制精煉條件以使得ΔT可取規(guī)定值或更高，有可能抑制[Cr]的氧化損失，并減少對耐火材料的損害，同時可將消耗的惰性氣體量減至最小。目前可以定性地知道，為有效地促進含鉻熔融鋼的脫碳，如果在由Hilty式確定的脫碳范圍所限定的精煉條件下進行脫碳將是足夠的。但是，由于精煉條件對η的影響迄今還不能定量地闡明，而進行過量的精煉操作，將造成精煉成本增加和生產(chǎn)率下降。本發(fā)明的發(fā)明人首次發(fā)現(xiàn)，ΔT和η之間的關(guān)系可通過上述定量關(guān)系表達。本發(fā)明的發(fā)明人還通過用試誤法借助上述關(guān)系發(fā)現(xiàn)了可保持高水平的η的ΔT條件，以及在每一[C]濃度范圍內(nèi)有效控制ΔT的精煉控制手段。
為更精確，如本發(fā)明的上述(9)項所述，優(yōu)選控制精煉條件從而使得，當熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，ΔT可為0℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度為0.2質(zhì)量％或更高時，ΔT可為30℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度低于0.2質(zhì)量％時，ΔT可為50℃或更高。
用于促進高效脫碳的ΔT值會隨[C]濃度降低而增大。其原因在于，隨含鉻熔融鋼中[C]濃度降低，[Cr]更易于被氧化，結(jié)果，[Cr]的氧化必須通過增加作為平衡偏差指數(shù)的ΔT值來抑制。本發(fā)明的發(fā)明人根據(jù)上述概念確定了邊界值并規(guī)定了上述值。
作為控制ΔT的方法，可采用控制氣體組成或控制熔融鋼溫度以控制ΔT的方法。
如本發(fā)明上述的(10)項所述，當熔融鋼中的[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，優(yōu)選通過控制熔融鋼溫度控制上述ΔT。當熔融鋼的[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，通常在高氧氣供應(yīng)速度和高的氧氣/吹入氣體比下促進脫碳。在此條件下通過控制大氣而控制ΔT導致氧氣供應(yīng)速度下降，并造成脫碳速度降低。為此，控制熔融鋼溫度是有效控制ΔT的手段。
另外，當熔融鋼中[C]濃度范圍為0.2-0.5質(zhì)量％時，如本發(fā)明上述(11)所述，優(yōu)選通過控制精煉容器中的壓力來控制上述ΔT。當熔融鋼中[C]濃度范圍為0.2-0.5質(zhì)量％時，通常，熔融鋼溫度為相對穩(wěn)定的狀態(tài)，相比于高[C]濃度情形，氧氣供應(yīng)速率會降低，結(jié)果在此可用于真空精煉的條件得到保證。用于在此條件下保持高氧氣供應(yīng)速度和高脫碳氧效率的有效手段是控制精煉容器中的壓力，從而控制ΔT。
此外，當熔融鋼中[C]濃度低于0.2質(zhì)量％時，如本發(fā)明上述(12)所述，優(yōu)選通過控制精煉容器中的壓力和氧氣/吹入氣體比來控制上述ΔT。當熔融鋼中[C]濃度低于0.2質(zhì)量％時，通常，熔融鋼溫度處于相對穩(wěn)定狀態(tài)，氧氣供應(yīng)速度下降，于是便可以采用真空精煉。在此條件下，對于控制ΔT來說，控制PCO非常重要，進行這種控制的有效手段是控制精煉容器中的壓力和氧氣與吹入氣體的比例。
接下來，解釋本發(fā)明的上述(13)-(17)。
當在減壓下對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉時，將由氧氣和惰性氣體組成的吹入氣體注入設(shè)備中，所述設(shè)備在真空AOD爐1的底部安裝有用于溫度測量的風嘴14、可以輸出熔融鋼溫度信息的溫度測量和處理裝置17以及用于計算精煉條件的計算和控制單元18，固定了連續(xù)測量熔融鋼溫度的裝置，可以連續(xù)地估計Δ[％C]、[％C]和[Cr]濃度。從而，可以根據(jù)上面獲得的信息通過控制氧氣與吹入氣體的比例和/或氣壓來控制PCO。
這種控制使得下述問題可以得到解決通常為了需要保證治金性質(zhì)會采用高于熔融鋼溫度的溫度，而這會造成耐火材料的腐蝕；比需求進一步降低氧氣與吹入氣體的比例，以及由于后加入合金、冷卻劑和助劑材料而延長處理時間引起的生產(chǎn)率變差；另外這種控制還可有效地進行含鉻熔融鋼的減壓精煉。
在減壓下進行的含鉻熔融鋼脫碳精煉過程中，通常操作參數(shù)可在寬范圍內(nèi)變化在減壓下脫碳精煉開始時的[％C]為0.1-0.6質(zhì)量％，熔融鋼溫度為1,600℃-1,750℃，減壓-精煉中的真空度為0.03-0.5大氣壓。從而，脫碳氧效率η隨熔融鋼溫度、[％C]、真空度和氧氣/吹入氣體比的變化而變化，而這又引起[Cr]的氧化損失的變化。為此，由連續(xù)測量的熔融鋼溫度確定η和Δ[％C]，并由這些數(shù)值控制PCO可用作有效地抑制[Cr]的氧化損失和耐火材料腐蝕的有效手段。
在這一點上，下面首先解釋計算η、Δ[％C]和[％C]的方法。
雖然目前還沒有足夠的定量知識，但已經(jīng)知道，在含鉻熔融鋼的減壓精煉中，脫碳過程分成三個階段自然脫碳階段、氧氣脫碳階段和擴散脫碳階段。本發(fā)明的發(fā)明人提出了在三個階段根據(jù)各種實驗和分析確定Δ[％C]和[％C]的方法。
首先，本發(fā)明的發(fā)明人提出如下事實，即，在由開始減壓至開始吹入氧氣的自然脫碳階段，Δ[％C]與開始減壓之前的[O]濃度成比例，開始減壓之前的[O]濃度可作為開始減壓之前熔融鋼的溫度和組成的函數(shù)被確定。首先，開始減壓之前的[O]濃度([O]cal)可由開始減壓之前的熔融鋼中的[C]濃度([％C]s)、熔融鋼中[C]活性(ac)和測得的開始減壓之前的熔融鋼溫度(To)來確定。也就是說，在反應(yīng)(g)中的平衡[O]濃度([O]e)由ac和To確定。接下來，確定作為所確定的[O]e、熔融鋼溫度和[％C]s的函數(shù)的開始減壓之前的[O]濃度。由所獲得的[O]cal，可確定作為[O]cal的函數(shù)的脫碳量(Δ[％C])。這里，作為[O]cal的函數(shù)，首選[O]cal的線性函數(shù)，但可以采用更高次的函數(shù)或另一種函數(shù)。無論使用那種函數(shù)，基本都獲得接近于線性函數(shù)的函數(shù)。
上述關(guān)系可由下式①-③表示Δ[％C]＝a×[O]cal+b①，[O]cal＝c+d×[O]e×10fo/To+g+log[％C]s+h②，[O]e＝1/(ac×fo)×10-1,160/(To+273.15)-2.003③，其中，To為開始減壓之前的熔融鋼溫度(℃)，[％C]s為開始減壓之前的熔融鋼中[C]濃度(質(zhì)量％)，ac為開始減壓之前熔融鋼中[C]的活性，fo為開始減壓之前熔融鋼中[O]的活性系數(shù)，a、b、c、d、f、g和h均為常數(shù)值，由精煉爐和精煉條件確定，并易于由過去的精煉數(shù)據(jù)確定。
式③用于確定在反應(yīng)(g)中的平衡[O]濃度([O]e)，且如果知道熔融鋼的溫度和組分，該值易于確定。式②顯示了開始減壓之前的[O]濃度，該濃度為[O]e、熔融鋼溫度和[％C]s的函數(shù)。通常，在精煉過程中并不對[O]濃度進行分析，因為這需要花費很長的時間。但是，當已知[O]濃度的分析值時，可將該分析值用于式①中可得到[O]濃度的計算值([O]cal)。通過將式③代入式②可獲得一計算公式，這樣在計算過程中不用計算[O]e便可確定[O]cal。類似地，通過將式②中的[O]cal代入式①中可獲得一計算公式，這樣可以在計算過程中不用計算[O]cal而確定Δ[％C]。
圖2顯示了在開始減壓精煉之前的實際[O]濃度([O]obs)和由上式②和③計算的[O]濃度([O]cal)之間的關(guān)系，所述濃度是當在真空AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行減壓精煉時由減壓精煉開始之前的上述過程確定的。在圖中，標記○表示在AOD爐(容積60噸)情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在AOD爐(容積90噸)情形下的數(shù)據(jù)。此時，在60噸AOD中的數(shù)值為c＝18，d＝0.97，f＝-5,700，g＝0.83和h＝3.35，而在90噸AOD中的數(shù)值為c＝21，d＝0.98，f＝-5,600，g＝0.85和h＝3.30，這些數(shù)值是通過試誤法獲得的，并用于進行計算。由圖2看出，○和●幾乎在同一條線上。
圖3顯示了當在真空AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行減壓精煉時，由上式②和③確定的[O]cal與自然脫碳階段開始減壓時的脫碳量(Δ[％C])之間的關(guān)系。圖中，標記○表示在AOD爐(容積60噸)情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在AOD爐(容積90噸)情形下的數(shù)據(jù)。由表3看出，雖然標記○和●在某種程度上會有偏離，但在[O]cal和Δ[％C]之間存在良好的線性關(guān)系。
從上述解釋，可以證實，易于由上式①-③確定脫碳量Δ[％C]。
接下來，解釋用于計算在自然脫碳階段之后的氧氣脫碳階段中脫碳氧效率η和脫碳量(Δ[％C])的方法，其中，氧氣與吹入氣體比例為20％或更高。
η顯示用于脫碳所消耗的氧氣量(Q02)與在溫度測量期間吹入的氧氣量(QT)之間的比值，其中排除了二次燃燒所消耗的氧氣部分，通常由以下的式⑤定義。而且，脫碳量(Δ[％C])可由上述Q02和熔融鋼量(Wm)按照化學計量確定。因此，如果確定了η，就確定了Δ[％C]。為更為精確，可通過下式④確定Δ[％C]Δ[％C]＝η×Qr×(1-R)×11.2/12/(10×Wm)④，η＝Q02/((1-R)×QT) ⑤，其中，QT為溫度測量期間吹入的氧氣總量(Nm3)，R為二次燃燒比(-)，Wm為熔融鋼量(噸)，Q02為在溫度測量期間為脫碳而消耗的氧氣總量(Nm3)，和Δ[％C]為在溫度測量期間的脫碳量(質(zhì)量％)。這里，溫度測量期間是指對連續(xù)溫度測量所獲得的信息進行圖像加工處理并顯不結(jié)果所花費的時間，通常為1-5秒。
二次燃燒比R是由來自頂噴槍的氧氣供應(yīng)條件確定的數(shù)值，只要供應(yīng)條件恒定，其顯示為幾乎恒定的數(shù)值，因此被看作為是一個常數(shù)，其通常范圍為0-0.20。不用說，也可通過分析AOD爐廢氣中的組分而獲得的實際二次燃燒比R。
在開始減壓精煉后，如果在自然脫碳階段之后從氧氣吹入時起順序地確定η，由于吹入氧氣量QT、二次燃燒率R和熔融鋼量Wm均為已知，確定脫碳所消耗的氧氣量Q02，然后確定Δ[％C]。如果開始減壓精煉之前熔融鋼的組成，以及在精煉過程中加入的合金和屑料的數(shù)量與組成等均已知，則在溫度測量期間用于脫碳所消耗的氧氣量(Q02)由上述η、QT和二次燃燒率(R)等確定，然后易于由Q02和熔融鋼量(Wm)來確定脫碳量(Δ[％C])。進而，由于可以合理地假設(shè)那些除脫碳及二次燃燒之外所消耗的氧氣均被用于氧化熔融鋼中的[Cr]，根據(jù)這一假設(shè)可確定熔融鋼中的[Cr]濃度。
接下來，解釋根據(jù)熔融鋼溫度測量計算η的方法。
測得的當前熔融鋼溫度T和Hilty平衡溫度之間的差值定義為ΔT。Hilty平衡溫度為由下式表示的溫度Th(℃)＝-13,800/(-8.76+log([％C]PCO/[％Cr]))。結(jié)果，引入下式⑦。這里，由于[％C]和[％Cr]按照本發(fā)明的方法在短間隔內(nèi)順序獲得，可以使用最近計算的熔融鋼中[C]濃度[％C]和最近計算的熔融鋼中的[Cr]濃度[％Cr]。也可采用溫度測量時的[C]濃度，其是由最近計算的[C]濃度和Δ[％C]估算出來的。[Cr]濃度也一樣。而且，在溫度測量時氣體中的CO分壓PCO可由溫度測量時的真空度(P)、溫度測量期間吹入的氧氣總量(QT)和溫度測量期間吹入的稀釋氣體總量(Qd)來確定。更精確地，PCO由下式⑧定義。式⑧是假定所有吹入的氧氣均消耗于脫碳以確定PCO的式子。實際PCO值小于由式⑧確定的值。但是，PCO難于測量，因此通過式⑧估計最大PCO值，可評價反應(yīng)狀態(tài)。
圖5顯示了當在真空AOD爐中通過常規(guī)方法在減壓下對SUS304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行脫碳精煉時，在以20％或更高的氧氣/吹入氣體比開始吹入氧氣之后的ΔT和η之間的關(guān)系，以2-5分鐘的時間間隔對熔融鋼進行溫度測量和取樣。這里，在圖中的所有數(shù)據(jù)均表示當[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時的數(shù)據(jù)，標記○表示在AOD爐(容積60噸)情形下的數(shù)據(jù)，而標記●表示在AOD爐(容積90噸)情形下的數(shù)據(jù)。通過下式⑦和⑧由溫度測量和取樣時的真空度、氣體吹入條件和熔融鋼的溫度和組成可以獲得ΔT的值ΔT＝(T+273.15)-(-13,800/(-8.76+log([％C]/[％Cr]))) ⑦，PCO＝P×2×QT/(2×QT+Qd) ⑧，其中，T為測得的熔融鋼溫度(℃)，[％C]為熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，[％Cr]為熔融鋼中的[Cr]濃度(質(zhì)量％)，P為溫度測量時的真空度(大氣壓)，QT為在溫度測量期間吹入的氧氣總量(Nm3)，和Qd為在溫度測量期間吹入的稀釋氣體總量(Nm3)。
從圖5看出，在標記○和●的情況下，雖然這些值有著一定的差異，但當在兩種情形下當ΔT為50℃或更高時，ΔT和η之間可觀察到優(yōu)良的線性關(guān)系。換句話，很清楚，脫碳所消耗的氧氣與吹入氧氣的比例(η)可作為ΔT的函數(shù)確定，優(yōu)選為線性函數(shù)。作為函數(shù)形式，可以采用更高次的函數(shù)或另一種函數(shù)。但無論使用哪種函數(shù)都基本上獲得接近于線性函數(shù)的函數(shù)。更精確地，已確認由下式⑥表達的ΔT和η間的關(guān)系η＝j(luò)×ΔT+k ⑥，其中，j和k均為由精煉爐確定的常數(shù)值，并可由以前的精煉數(shù)據(jù)確定。
如前面所提及的，如果確定了η，則可確定Δ[％C]。具體而言，Δ[％C]可通過上式④確定。Δ[％C]可由計算過程中通過確定η、ΔT和PCO來確定，但是，無需說，也可無需確定η、ΔT和PCO，而代之以計算邏輯或計算式直接確定Δ[％C]。
圖6與圖5類似，顯示了當氧氣與吹入氣體之比為20％或更高且[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時的ΔT和η之間的關(guān)系。對于相同的ΔT值，圖6中的值η小于圖5的值。但是，可以證實，當ΔT為50℃或更高時在每種精煉爐中ΔT和η之間都獲得良好的線性關(guān)系，上式⑧可以很好的適用。
由圖5和6可以理解，式⑥可以很好的適用，并且如果常數(shù)j和k對每一精煉爐和每一[C]濃度均確定，則可高精度地確定η。當確定η時，如前面提及的那樣，熔融鋼中的[C]和[Cr]濃度也可確定。注意，雖然獲得ΔT和η之間的關(guān)系的前提是在圖5和6中[C]濃度的邊界值為0.25質(zhì)量％，但是如果進一步精細地分割[C]濃度的范圍以獲得該關(guān)系，可進一步改善η的精確性。
由圖5和6可以理解，當ΔT低于50℃時，ΔT和η之間的線性關(guān)系被擾亂，η會急劇下降，也就是說，[Cr]的氧化可能提高。據(jù)推測這可能是因為當ΔT為0或更低時，[Cr]氧化在上式④中是優(yōu)先的，[Cr]氧化的優(yōu)先會在ΔT低于50℃時逐漸增加。
據(jù)此，在減壓下對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉時，通過控制ΔT為50℃或更高可以進行有效的脫碳。用于控制ΔT的操作因素為包括于上式⑦中的T、[％C]、PCO和[％Cr]。其中，[％C]和[％Cr]不會是有效的操作因素，因為它們是通過其自身的目標組成范圍來調(diào)節(jié)的。而T則可通過添加包含具有更大氧化熱值的元素(如Si和Al)的合金或冷卻劑得到控制。但是，業(yè)已證實，這種添加過程并不能產(chǎn)生足夠的作用，這是因為添加過程會造成熔融鋼的數(shù)量與組成的變化，并且對η的估計誤差會增加。從而，為控制ΔT，對PCO的控制是最有效的手段。
接下來，控制PCO的方法有兩種方法，即控制氣壓P和控制氧氣量與吹入氣體總量之比。通常，當[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時，含鉻熔融鋼在減壓下的脫碳反應(yīng)是受氧氣供應(yīng)支配的，而當[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時，則受擴散支配。
同時，在真空精煉爐中，注入的總氣體量的上限為大氣壓，以避免飛濺或沸騰，可注入的氣體量會隨大氣壓降低而降低。在脫碳受氧氣供應(yīng)支配的區(qū)域，增加氧氣量是有效的，而控制氣壓是不利的。
為此，有效地控制PCO的手段是當[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時，控制氧氣量與吹入氣體總量之比；當[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時，控制氧氣量與吹入氣體總量之比和/或控制區(qū)域中的氣壓。
接下來，解釋在自然脫碳階段之后，在擴散脫碳階段中計算[C]濃度([％C])變化的方法，其中，氧氣與吹入氣體的比例低于20％。在含鉻熔融鋼的減壓精煉方法中，低于20％的氧氣/吹入氣體比通常應(yīng)用于[％C]為0.1質(zhì)量％或更低時。也就是說，如上所述，[％C]為0.1質(zhì)量％或更低時[C]由熔融鋼中擴散來控制。
圖7顯示了當SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)在減壓下于真空AOD爐中按照常規(guī)方法進行脫碳精煉，同時以2-5分鐘的時間間隔進行對熔融鋼進行溫度測量和取樣時，在隨著氧氣與吹入氣體比低于20％下通過的時間與[C]的對數(shù)值的變化情況。這里，圖中的標記○和□表示在AOD爐(容積60噸)情形下的數(shù)據(jù)，而標記●和■表示在AOD爐(容積90噸)情形下的數(shù)據(jù)。標記○和●是在約0.1大氣壓的真空度下的數(shù)據(jù)，而標記□和■是在約0.2大氣壓的真空度下的數(shù)據(jù)。
從圖7清楚地看出，雖然在這些條件下所得的線的斜率之間存在差別，但從擴散脫碳階段開始時的時間t與log[％C]之間存在良好的線性關(guān)系。由此事實，在擴散脫碳階段可以將從擴散脫碳階段開始時起的碳濃度[C]的對數(shù)值(log[C])的變化作為從擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)來確定，并可立即由已確定的值來計算[C]濃度。更精確地，可證實在擴散脫碳階段[％C]可由下式⑨或⑨′表示log[％C]-log[％C]o＝m×t ⑨，[％C]＝[％C]0×10mxt⑨′，其中，[％C]0為在擴散脫碳階段開始時的熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，t為由擴散脫碳階段開始時算起的時間(分鐘)，m為由精煉爐和精煉條件確定的常數(shù)值，其易于由過去的精煉數(shù)據(jù)確定。這里，作為函數(shù)形式，也可采用與上述函數(shù)不同的另一種函數(shù)。不論采用哪種函數(shù)，[％C]與時間t間的關(guān)系均可類似地表達，其中，碳濃度[％C]的對數(shù)值的變化作為從擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)確定。
如以上解釋，已證實，通過從減壓開始時起連續(xù)測量熔融鋼溫度可以確定Δ[％C]和[％C]。具體而言，Δ[％C]和[％C]可采用上式①-⑨確定。
實施例在如圖1所示的60噸的真空AOD爐中對SUS 304不銹鋼(18質(zhì)量％Cr-8質(zhì)量％Ni)進行精煉。將55噸粗熔融鋼([C]約2.0質(zhì)量％，[Si]0.3質(zhì)量％，(Ni)7.5質(zhì)量％，[Cr]19質(zhì)量％，溫度約1,450℃)加入真空AOD中，此后從頂部和底部吹風。
真空AOD爐是一個能夠從頂部和底部吹風的復(fù)合吹風型爐。在頂部吹風時，采用具有兩個孔的直徑為22mm的噴槍，氧氣以最大4,000Nm3/hr供應(yīng)。在底部吹風時，氧氣以最大5,000Nm3/hr供應(yīng)。由氬氣和氮氣組成的惰性氣體通過安裝于爐側(cè)壁上的五個雙管風嘴供應(yīng)(內(nèi)管內(nèi)徑15mm和外管外徑20mm)。隨著脫碳反應(yīng)進行[C]濃度降低，降低頂部吹入的氧氣供應(yīng)速度，并降低底部吹入的氧氣與吹入氣體的比例。當[C]濃度達到0.5質(zhì)量％時對熔融鋼取樣，此后開始進行減壓精煉。
在減壓精煉中，僅從開始減壓時供應(yīng)惰性氣體約30秒，此后氧氣與吹入氣體的比例保持在20％或更高，在最后的脫碳階段，其中，[％C]為約0.1質(zhì)量％或更低，氧氣的比例保持在低于20％。
在精煉過程中，將圖像纖維插入裝在爐底的雙管風嘴的氬氣注入孔中(內(nèi)管內(nèi)徑為10mm)，獲得亮度圖像。由于獲得的亮度圖像不僅包括通過氬氣泡看到的熔融鋼的亮度，而且包括氣體注入管內(nèi)圓周面和在管頂端形成的殼(蘑菇)的亮度，所以需要對獲得的亮度圖像進行圖像處理以取得熔融鋼的真實亮度信息，并將其轉(zhuǎn)化成熔融鋼溫度。內(nèi)管中的氬氣流速為100Nm3/hr。
表1顯示，對于操作條件，在常壓和減壓下精煉時進行或不進行連續(xù)溫度測量，對Δ[％C]、[％C]和[％Cr]進行或不進行估計，對ΔT進行或不進行控制，以及在每一[C]濃度范圍下控制PCO的方法。
這里，編號1-6代表本發(fā)明的實施例，編號7-12代表與本發(fā)明不同的條件下進行的實施例。在本發(fā)明的實施例1-5中，當[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，控制熔融鋼的溫度以使ΔT可為0℃或更高；當[C]濃度為0.2-0.5質(zhì)量％時，控制精煉容器中的壓力以使ΔT可為30℃或更高；當[C]濃度低于0.2質(zhì)量％時，控制精煉容器中的壓力和氧氣與吹入氣體的比例以使ΔT可為50℃或更高。在本發(fā)明的實施例6中，對η進行估計，但不控制ΔT至規(guī)定值或更高。
另一方面，在對比實施例7和8中，進行連續(xù)溫度測量，但不對Δ[％C]、[％C]和[％Cr]進行估計，在其它對比實施例中，甚至不進行連續(xù)溫度測量。
表1

至于操作結(jié)果，表2顯示了平均ΔT、[Cr]氧化指數(shù)、耐火材料腐蝕指數(shù)、脫碳時間指數(shù)、以及精煉成本指數(shù)。這些指數(shù)均為參照本發(fā)明實施例1的相關(guān)值定義的數(shù)值，將實施例1中的相應(yīng)值定義為100。
表2

在本發(fā)明的實施例中，由于[％C]可通過連續(xù)測量的熔融鋼溫度連續(xù)估計，從而可估計[C]和[Cr]濃度，根據(jù)這些值通過控制精煉條件可縮短脫碳精煉時間，同時，[Cr]的氧化損失和耐火材料的腐蝕可穩(wěn)定降低，因此，可減少精煉成本。
另一方面，在對比實施例中，根據(jù)熔融鋼溫度的精煉控制難以保證，也就不可能估計Δ[％C]和[C]和[Cr]濃度，從而，實際的熔融鋼溫度波動、[Cr]的氧化和耐火材料的腐蝕均會大大增加，脫碳時間也會延長，精煉成本會增加。
工業(yè)實用性本發(fā)明對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉的方法能夠使[Cr]的氧化損失和耐火材料的腐蝕均得到抑制，降低精煉成本，并提高生產(chǎn)率。
權(quán)利要求
1.一種在常壓或減壓下通過向熔融鋼中吹入氧氣和惰性氣體對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉的方法，其特征在于依次地，根據(jù)精煉前的熔融鋼溫度和精煉條件，通過實際測量或計算來確定精煉過程中熔融鋼的溫度；根據(jù)精煉前的熔融鋼組分和精煉條件，通過實際測量或計算來確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度；根據(jù)氣體的總壓力P、氧氣供應(yīng)速度和惰性氣體供應(yīng)速度，來確定精煉過程中的CO分壓PCO；根據(jù)所述[C]和[Cr]濃度和PCO來確定Hilty平衡溫度TH；確定精煉過程中所述熔融鋼溫度與所述Hilty平衡溫度TH間的差值ΔT，并控制精煉條件以使所述ΔT等于或高于規(guī)定值。
2.根據(jù)權(quán)利要求1的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于根據(jù)精煉前的熔融鋼組分、作為氧氣和固體氧源的總氧量的供氧量、氧氣與吹入氣體的比例變化和以前的精煉數(shù)據(jù)，進行計算以確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度。
3.根據(jù)權(quán)利要求2的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于進一步根據(jù)廢氣分析的結(jié)果經(jīng)計算確定精煉過程的[C]和[Cr]濃度。
4.根據(jù)權(quán)利要求1的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于通過下述計算過程依次確定精煉過程的[C]和[Cr]濃度設(shè)定精煉前的[C]和[Cr]濃度作為初始濃度；和重復(fù)確定作為所述差值ΔT的函數(shù)的脫碳氧效率η的過程，根據(jù)所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度來確定脫碳率和[Cr]氧化率，并校正所述[C]和[Cr]濃度。
5.根據(jù)權(quán)利要求1的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于將減壓下的脫碳-精煉過程分成下述的三個階段從開始減壓至開始吹入氧氣的階段(自然脫碳階段)；在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)；以及在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)1)在所述自然脫碳階段，依次地，由開始減壓之前的熔融鋼中的[C]濃度、熔融鋼中的[C]活性(ac)和開始減壓前測得的熔融鋼溫度來確定開始減壓之前的[O]濃度；確定作為所述開始減壓之前[O]濃度的函數(shù)的所述自然脫碳階段的脫碳量；和確定作為所述自然脫碳階段的脫碳量的函數(shù)的[Cr]濃度；2)在所述氧氣脫碳階段，依次地，通過下述計算過程確定精煉過程中的[C]和[Cr]濃度將所述氧氣脫碳階段開始時的[C]和[Cr]濃度設(shè)定為初始濃度；和重復(fù)確定作為所述差值ΔT的函數(shù)的脫碳氧效率η的過程，根據(jù)所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度來確定脫碳率和[Cr]氧化率，校正所述的[C]和[Cr]濃度；和3)在所述擴散脫碳階段，確定從所述擴散脫碳階段開始時起的[C]濃度的對數(shù)值變化，所述對數(shù)值是從所述擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)；和確定作為氧氣供應(yīng)速度和脫碳率的函數(shù)的[Cr]濃度。
6.根據(jù)權(quán)利要求4或5的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于采用下式(1)和(2)，由所述脫碳氧效率η和氧氣供應(yīng)速度qT來確定脫碳率Δ[C]和[Cr]氧化率Δ[Cr]，并校正[C]和[Cr]濃度Δ[C]＝η×qT×(1-R)×12/11.2/(10×Wm) (1)，Δ[Cr]＝(1-η)×qT×(1-R)×104/33.6/(10×Wm)(2)，其中，Δ[C]和Δ[Cr]為單位時間內(nèi)[C]和[Cr]的變化值(質(zhì)量％/分鐘)，qT為單位時間內(nèi)的氧氣供應(yīng)速度(Nm3/分鐘)，R為二次燃燒率(-)，和Wm為熔融鋼量(噸)。
7.根據(jù)權(quán)利要求1-6任一項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于按照下式(3)，由總壓P、氧氣供應(yīng)速度qT和惰性氣體供應(yīng)速度qd確定精煉過程中氣體中的CO分壓PCOPCO＝P×2×qT/(2×qT+qd) (3)
8.根據(jù)權(quán)利要求1-7任一項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于將通過下式(5)計算的值用作所述Hilty平衡溫度THTH＝{-13,800/(-8.76+log([C]PCO/[Cr]))}(5)，其中，參數(shù)的單位是TH為K，[C]和[Cr]為質(zhì)量％，和PCO為大氣壓。
9.根據(jù)權(quán)利要求1-8任一項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于控制精煉條件以使得，當熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，ΔT可為0℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度為0.2質(zhì)量％或更高時，ΔT可為30℃或更高；當熔融鋼中[C]濃度為低于0.2質(zhì)量％時，ΔT可為50℃或更高。
10.根據(jù)權(quán)利要求9的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.5質(zhì)量％或更高時，通過控制熔融鋼溫度來控制所述ΔT。
11.根據(jù)權(quán)利要求9或10的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.2-0.5質(zhì)量％時，通過控制精煉容器的壓力來控制所述ΔT。
12.根據(jù)權(quán)利要求9-11任一項的含鉻熔融鋼脫碳精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為低于0.2質(zhì)量％時，通過控制精煉容器中的壓力和氧氣與吹入氣體的比例來控制所述ΔT。
13.一種在減壓下通過向熔融鋼中吹入氧氣和惰性氣體對含鉻熔融鋼進行減壓-精煉的方法，其特征在于從開始減壓時起連續(xù)測量所述熔融鋼溫度，并采用測得的熔融鋼溫度來連續(xù)確定脫碳量(Δ[％C])和[C]濃度([％C])1)在開始減壓至開始吹入氧氣的階段(自然脫碳階段)，依次地，根據(jù)開始減壓之前的熔融鋼中[C]濃度([％C]s)、熔融鋼中[C]活性(ac)和開始減壓前測得的熔融鋼溫度(T)來確定[O]濃度([O]cal)；和確定作為所述[O]cal的函數(shù)的脫碳量(Δ[％C])；2)在自然脫碳階段之后的氧氣與吹入氣體比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)，依次地，根據(jù)溫度測量時的真空度(P)、溫度測量期間吹入的氧氣總量(QT)和溫度測量期間吹入的稀釋氣體總量(Qd)來確定溫度測量時氣體中的CO分壓PCO，；根據(jù)計算的熔融鋼中的[C]濃度([％C])、計算的熔融鋼中的[Cr]濃度([％Cr])和所述PCO來確定Hilty平衡溫度；由測量的熔融鋼溫度T和所確定的Hilty平衡溫度來確定差值(ΔT)；確定作為所述ΔT的函數(shù)的脫碳而消耗的氧氣與吹入的氧氣的比率(η)；由所述的η和QT和二次燃燒比(R)來確定在溫度測量期間脫碳消耗的氧氣量(QO2)；和由所述的QO2和熔融鋼量(Wm)來確定脫碳量(Δ[％C])；和3)在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)，確定作為從所述擴散脫碳階段開始時算起的時間t的比例函數(shù)的所述擴散脫碳階段的[C]濃度([％C])的對數(shù)值(log[％C])的變化。
14.根據(jù)權(quán)利要求13的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于1)在開始減壓至開始吹入氧氣階段(自然脫碳階段)，由下式②和③確定開始減壓之前的[O]濃度([O]cal)；和由下式①確定脫碳量Δ[％C])；2)在自然脫碳階段之后的氧氣與吹入氣體比為20％或更高的階段(氧氣脫碳階段)，依次地，根據(jù)下式⑧來確定溫度測量時氣體中的CO分壓PCO；根據(jù)下式⑦來確定測得的熔融鋼溫度T和所確定的Hilty平衡溫度之間的差值(ΔT)；根據(jù)下式⑥來確定脫碳消耗的氧氣與吹入氧氣的比率(η)；和根據(jù)下式④來確定脫碳量(Δ[％C])；和3)在自然脫碳階段后氧氣與吹入氣體之比低于20％的階段(擴散脫碳階段)，根據(jù)下式⑨確定[C]濃度[％C]的對數(shù)值(log[％C])的變化Δ[％C]＝a×[O]cal+b ①，[O]cal＝c+d×[O]e×10fo/To+g+log[％C]s+h②，[O]e＝1/(ac×fo)×10-1,160/(To+273.15)-2.003③，Δ[％C]＝η×QT×(1-R)×11.2/12/(10×Wm) ④，η＝QO2/((1-R)×QT)⑤，η＝j(luò)×ΔT+k ⑥，ΔT＝(T+273.15)-(-13,800/(-8.76+log([％C]PCO/[％Cr]))) ⑦，PCO＝P×2×QT/(2×QT+Qd) ⑧，log[％C]-log[％C]o＝m×t ⑨，其中T測量的熔融鋼溫度(℃)，To在減壓開始之前的熔融鋼溫度(℃)，[％C]s在減壓開始之前熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，ac在減壓開始之前熔融鋼中[C]的活性，fo在減壓開始之前熔融鋼中[O]的活性系數(shù)，η脫碳消耗的氧氣與吹入的氧氣的比率(-)，QT在溫度測量過程中吹入的氧氣總量(Nm3)，R二次燃燒比(-)，Wm熔融鋼量(噸)，QO2在溫度測量過程中脫碳所消耗的氧氣量(Nm3)，ΔT實際溫度和Hilty平衡溫度間的差值(℃)，[％C]計算的熔融鋼中[C]濃度(質(zhì)量％)，[％Cr]計算的熔融鋼中[Cr]濃度(質(zhì)量％)，P在溫度測量時的真空度(大氣壓)，Qd在溫度測量過程中吹入的稀釋氣體總量(Nm3)，[％C]0在擴散脫碳期開始時熔融鋼中的[C]濃度(質(zhì)量％)，t從擴散脫碳期開始時算起的時間(分鐘)，和a、b、c、d、f、g、h、j、k和m由精煉爐和精煉條件確定的常數(shù)值。
15.根據(jù)權(quán)利要求13或14的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于控制所述的PCO以使所述的ΔT可為50℃或更高。
16.根據(jù)權(quán)利要求15的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更高時，通過控制氧氣與吹入氣體的比例來控制所述的PCO。
17.根據(jù)權(quán)利要求15的含鉻熔融鋼減壓-精煉方法，其特征在于當熔融鋼中[C]濃度為0.15質(zhì)量％或更低時，通過控制氧氣與吹入氣體的比例和/或控制氣壓來控制所述的PCO。
全文摘要
本發(fā)明提供了一種在常壓或減壓下對含鉻熔融鋼進行脫碳精煉的方法，其包括通過實際測量或由精煉之前的熔融鋼溫度和精煉條件計算精煉過程中的熔化溫度；通過實際測量或由精煉之前的熔融鋼組分和精煉條件計算精煉過程中的[C]和[Cr]濃度；由氣體中總壓力P、氧氣供應(yīng)速度和惰性氣體供應(yīng)速度，確定精煉過程中的CO分壓P
文檔編號C21C5/46GK1522307SQ0281342
公開日2004年8月18日 申請日期2002年7月1日 優(yōu)先權(quán)日2001年7月2日
發(fā)明者中尾隆二, 昭, 田中智昭, 五十嵐昌夫, 昌夫, 一郎, 吉野浩一郎 申請人:新日本制鐵株式會社