长水口吹氩生成微小气泡工业实验研究

刘建华，李 巍，何 杨✉，苏晓峰，张 杰，常芙蓉

1) 北京科技大学高效轧制与智能制造国家工程研究中心，北京 100083 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083

气泡去除钢中夹杂物具有明显优势[1−2].气泡密度低，尺寸一般较夹杂物大，在钢液中上浮速度快；夹杂物为非金属物质，大多与钢液不润湿，夹杂物与气泡碰撞后可以粘附于气泡而快速上浮去除.

Sutherland[3]研究表明钢液中气泡与夹杂物碰撞粘附过程分为三个阶段：夹杂物与气泡发生碰撞、夹杂物与气泡发生碰撞后粘附以及发生粘附后又脱附，整个粘附过程的总概率受三个阶段分别发生的概率控制.进一步的深入研究均表明微小气泡与钢中夹杂物相互碰撞、粘附的概率大，具有显著的促进钢中夹杂物上浮去除效果.Zhang和Taniguchi[4]对钢中夹杂物与气泡碰撞的碰撞概率和粘附概率进行深入研究，结果表明钢中小于5 mm的气泡具有较高夹杂物粘附几率.Rogler等[5]研究表明钢中小于3 mm的细小气泡可显著促进中间包钢液中夹杂物去除，薛正良等[6]研究表明气泡捕获夹杂物概率与气泡直径的平方成反比.诸多研究表明细小气泡与钢中夹杂物碰撞和粘附几率较高，远大于大尺寸气泡，细小气泡可高效促进钢中夹杂上浮去除.

但已有的钢包底吹氩、中间包气幕挡墙等常规钢铁生产吹氩技术生成的气泡尺寸粗大，直径大于10 mm[4,6]，去除夹杂物效果有限，不能满足超高洁净优特钢夹杂物控制需求.因此迫切需要研发钢中生成弥散细小氩气泡高效去除钢中夹杂物技术[7−12].

研究表明连铸生产中向连接钢包和中间包的长水口吹氩可在钢液中形成弥散细小气泡，有望成为高效去除夹杂物新技术[13−15].该技术利用长水口中快速向下流动钢流的强大剪切力和湍动能将吹入气体剪切并破碎为弥散微小气泡.Guthrie与Isac进行了长水口吹氩生成弥散细小气泡水模型实验，采用0.3 mm内径吹氩管以 0.04 L·min−1吹氩速率向长水口中水流吹氩，当水流速度分别为 0.5、1.0和1.5 m·s−1时，生成的气泡尺寸分别为0.3～2.0 mm、0.5～3.0 mm和0.5～4.0 mm；生成的这些细小气泡显著提高了中间包中5～50 μm夹杂物的上浮去除率[16].阳祥富等也应用水模型模拟研究了长水口吹氩生成细小气泡行为，分别采用内径为 0.11、0.25和0.58 mm 吹气孔以 0.016 L·min−1向长水口中水流吹气，水流速度为2.5～3.75 m·s−1时，生成的气泡尺寸分别为0.1～1.0 mm、0.1～1.5 mm和0.1～1.5 mm[17].水模型模拟实验研究均表明连铸生产条件下，长水口吹氩可在钢液中生成细小氩气泡.

Bai与Thomas[18]深入解析了连铸水口水平管吹氩在快速向下流动钢液生成气泡时气泡受力状况.研究表明水口中水平吹入氩气受到快速下流钢液施加的拽力FD、自身浮力FB、表面张力FS和吹入氩气的惯性力FQ，其中浮力和表面张力是气泡生成阻力，拽力是气泡脱附驱动力，惯性力很小可以忽略；当拽力大于浮力和表面张力在垂直方向的分量之和时，气泡成功脱附形成独立气泡.根据气泡的受力平衡分析可建立气泡脱附模型，计算气泡尺寸；水口通钢量为 2.0～4.0 t·min−1时，模型计算得钢液中气泡尺寸为1.5～3.5 mm.但该模型将水口中钢液流动理想化为层流，没有考虑湍急钢液的湍动能对气泡脱附的影响，计算可能存在偏差.

Chang等进一步分析了长水口中湍急钢液的强大湍动能对气泡形成的影响.认为长水口中细小气泡形成经历两个阶段，首先是快速向下流动钢流将吹入气体剪切为尺寸较小的初始气泡，然后湍急钢液再将初始气泡部分破碎为尺寸更为细小的气泡[19].

工业生产中中间包覆盖剂厚度较薄，长水口直径较小，向长水口中钢液吹入较大体积氩气时，将在长水口周围生成大量细小氩气泡密集上浮，容易在中间包形成钢液裸露，造成钢液二次氧化[20−21]；吹入少量氩气则不能形成数量充足的气泡，夹杂物去除效果不明显.因此该技术一直还未能实现工业化应用.另外，由于钢中气泡尺寸难以测量，也未见长水口吹氩生成细小气泡的工业实验报道.本研究在澳森钢厂连铸生产中尝试进行了长水口吹氩生成微小气泡实验，并采用“冷钢片沾钢法”进行了钢液中微小氩气泡取样研究.

1 实验方法

1.1 长水口吹氩方法

现代钢铁连铸生产中，钢包中钢液经过钢包下方连接钢包与中间包的长水口流入中间包进行连铸，长水口隔绝了钢液与空气的接触，发挥了良好的保护浇注作用（图1）.钢液快速通过长水口时，在长水口与钢包底部滑动水口连接的接缝处产生较大负压，容易抽吸空气进入长水口内，造成钢水二次氧化；因此现代连铸生产中一般在长水口与滑动水口连接处设置吹氩装置（图1），吹入氩气，抑制空气的吸入.本实验开展所在钢厂实际生产过程中为了防止吹氩量过大及节省成本，吹氩量控制在 1.0 m3·h−1.

图1 连铸长水口保护浇注与吹氩保护装置示意图Fig.1 Schematic diagram of protective casting using a ladle shroud and argon injection device

为了在中间包钢液内产生较大量弥散微小气泡，在现有长水口吹氩保护浇注基础上，不改变吹氩装置机构，但通过显著提高吹氩量，研究大流量直接吹氩方法在中间包生成微小气泡的可行性及气泡行为特征.

依据长水口吹氩保护装置结构，吹入氩气首先通过吹氩孔吹送到长水口耐材与其外部包裹铁皮间，其中大部分氩气通过耐材与铁皮间的空隙向上传送到长水口耐材上端，该氩气流股为图2中氩气流股1；小部分氩气通过耐材与铁皮间的空隙向下运动，最后逃逸到大气中，这部分氩气流股为图2中氩气流股2.氩气流股1到达长水口上端“铁皮-长水口耐材上端-滑动水口”交界处后，又分成向上的流股3和向下的流股4，其中大部分氩气按流股3的方向向上运动，在长水口上端与滑动水口交界附近形成氩气氛，抑制此处空气被抽吸进入长水口，防止长水口中钢水发生二次氧化；氩气流股4向下运动，并在湍急的钢流产生的负压作用下进入长水口，与钢液接触并被破碎成氩气泡，即氩流股1中只少量氩气在长水口中负压的作用下被抽吸进入长水口，并将被长水口中湍急钢流破碎为弥散氩气泡.为了在中间包中产生较多的弥散微小氩气泡，促进中间包钢液中夹杂物上浮去除，提高了长水口氩气吹入量，由常规的1.0提高到 3.0～5.0 m3·h−1.

图2 长水口吹氩氩气流股流动示意图Fig.2 Schematic diagram showing argon stream flow in ladle shroud

1.2 冷钢片沾钢法

本实验设计了“冷钢片沾取”捕捉现实生产中间包钢液中气泡的方法.具体方法是采用5 mm左右厚度冷钢片，插入长水口出口下方钢液中，停留5～10 s左右；利用冷钢片的冷却作用，使冷钢片周围钢液快速凝固冻结在冷钢片表面，在冷钢片表面形成钢壳；这些被冻结的钢液中原有气泡和夹杂物等也被原位快速冻结在钢壳中；快速上提冷钢片，对提取的气泡和夹杂物等进行检测分析（见图3）.

图3 冷钢片沾钢法示意图Fig.3 Schematic diagram of dip sampling method using a cold steel sheet

实验中为了分析气泡在中间包内深度方向和水平方向的分布，采用横、竖两种方向钢片沾取试样.横向钢片尺寸为 300 mm（宽）×200 mm（高）×5 mm（厚），用于沾取分析长水口出口附近水平方向气泡分布特征；竖直钢片尺寸为200 mm（宽）×300 mm（高）×5 mm（厚），用于沾取分析长水口出口附近垂直方向气泡分布特征.

同时，在钢片上部焊接一根长把手，以便冷钢片插入和提升操作；在冷钢片下部焊接两根长10 cm的定位杆，以固定冷钢片距中间包注流区底部的距离，确保冷钢片在垂直方向位于长水口出口下方氩气泡群位置.

实验时，在沾取钢液前将冷钢片进行打磨去除表面油污及氧化皮，并放置于中间包盖上烘烤10 min，排除冷钢片表面水汽.每炉钢包开浇15 min时，将钢片插入到中间包注流区，进行冷钢片沾钢实验.

1.3 工业实验方法

本实验采用ER70S-6焊丝钢为实验用钢，ER70S-6焊丝钢的生产工艺流程为铁水脱硫预处理→120 t顶底复吹转炉冶炼→转炉出钢脱氧合金化→LF精炼→4流165 mm×165 mm小方坯连铸→高速线材轧机轧制.实验中中间包钢液温度控制为 1532～1537 ℃、连铸拉速为 2.6 m·min−1.

在某一连铸浇次的第二炉开始连续进行2炉次实验，2 炉次的氩气流量分别为 3.0和5.0 m3·h−1，远大于日常生产中长水口吹氩流量1.0 m3·h−1.采用该吹氩量吹氩，在中间包注流区未见钢液裸露引起的“蛇眼”现象.

将沾钢片外层沾取到的钢壳取下，在较厚钢壳处切取薄片样，采用砂纸打磨、抛光，采用LEXT OLS4100激光共聚焦显微镜观察分析试样内部气泡分布、尺寸及形貌.应用ZEISS ULTRA 55热场发射扫描电子显微镜进一步观察分析钢液内部气泡及气泡与夹杂物的粘附，通过能谱检测夹杂物成分.

2 结果与讨论

2.1 冷钢片沾取钢样表面气泡

冷钢片沾取钢样刚提出中间包液面时，表面覆盖一层中间包覆盖剂熔渣层，并在沾样表面存在大量细小气泡.图4中照片分别是实验第1和第2炉次竖直钢片和第2炉次横向钢片（分别编号为1-竖片、2-竖片和2-横片）沾取钢样热态照片.

图4 冷钢片沾样表面气泡形貌.(a) 1-竖片; (b) 2-竖片（爆裂气泡坑）;(c) 2-横片表（渣皮爆落）Fig.4 Shape of bubbles on the surface of a cold steel sheet: (a) 1-vertical steel sheet; (b) 2-vertical steel sheet (bubble collapse cavity); (c)2-horizontal steel sheet (slag layer falls off)

图4(a)是实验第1炉次中间包冷钢片沾取钢样照片，照片显示该冷钢片已经不是完整的长方形，其右下角已被熔损，表明该试样沾取时冷钢片插入钢液中时间稍长；在试样中部有较密集的细小气泡，气泡尺寸介于1.0～3.0 mm；偶见个别聚合气泡，尺寸大于5.0 mm.图4(b)是实验第2炉次竖直冷钢片沾取钢样照片，照片中气泡尺寸主要位于1.0～3.0 mm，部分气泡已经爆裂，留下小坑.图4(c)是第2炉横向冷钢片沾取钢样照片，表面气泡数量较少，直径也为1.0～3.0 mm.

上述3块沾取钢样表面气泡数量及尺寸统计结果如表1和图5所示.

图5 冷钢片沾取试样表面气泡尺寸分布图Fig.5 Bubble size distribution on the surface of a cold steel sheet

表1 冷钢片沾取试样表面气泡数量及平均尺寸Table 1 Number and average size of bubbles on the surface of a cold steel sheet

由测量和统计结果可知，3块钢样在完全冷却前表面可观测的气泡大多为尺寸在1.0 ～3.0 mm的小气泡.3.0～5.0 mm和5.0～10.0 mm的气泡所占比例均较小；3块钢片表面所观测到的气泡平均尺寸均在3.0 mm左右.

冷钢片沾样在空气中冷却时，表面覆盖的渣层很快爆裂脱落，冷钢片沾样冷却后表面气泡也随之消失，难以在冷态沾样表面观察气泡.图4(c)中已现渣层剥落.

2.2 冷钢片沾取钢样内部气泡

（1）激光共聚焦显微镜分析结果.

图6中照片分别为实验第1和第2炉次实验沾取钢样内部气泡的共聚焦显微镜照片.由图可见，气泡在钢样中分布较为弥散.

图6 冷钢片沾样内部气泡形貌.(a) 第1炉次; (b) 第2炉次Fig.6 Shape of bubbles in a cold steel sheet: (a) the first test and (b) the second test

图6中试样面积均为7.23 cm2，第1炉次试样中气泡数量为97个，数量密度为13.4 cm−2，气泡平均尺寸为365.74 μm；第2炉次试样中气泡数量为110个，数量密度为15.2 cm−2，气泡平均尺寸为408.63 μm.该图还表明试样内部气泡基本呈圆形，气泡直径主要介于0.1～1.0 mm，占总数80%的气泡直径介于0.1～0.6 mm（图7）.

图7 冷钢片沾取试样内部气泡尺寸分布Fig.7 Bubble size distribution in a cold steel sheet

（2）扫描电镜观察结果.

为了进一步深入分析沾取钢样内部气泡尺寸，采用扫描电镜对沾取钢样内部气泡进行了观察.图8和图9是部分气泡扫描电镜照片，由图可见，试样内部气泡基本呈球形，尺寸大都处于100～1000 μm，偶见直径小于100 μm和大于1000 μm气泡；大部分气泡为单个独立气泡.

图8 冷钢片沾取试样中单个球形气泡形貌及直径尺寸Fig.8 Shape and size of single spherical bubble in a cold steel sheet

图9 冷钢片沾取试样中粘连与聚合气泡形貌及尺寸Fig.9 Shape and size of adhesive and polymeric bubbles in a cold steel sheet

图9是扫描电镜观察到的少量粘连与聚合球形气泡照片，表明中间包中细小氩气泡会发生碰撞和粘连，但比例较小.

将扫描电镜观察到的气泡尺寸进行统计分析，图10是钢样中随机选择的140个气泡尺寸分布的统计结果，可见中间包沾取钢样中气泡尺寸大多介于 100～600 μm，平均尺寸为 390.80 μm.该平均尺寸与前面第1和2炉次沾样中气泡激光共聚焦统计平均尺寸365.74 μm和408.63 μm基本一致.

图10 冷钢片沾样内部气泡尺寸分布扫描电镜分析结果Fig.10 Bubble size distribution in a cold steel sheet using SEM

2.3 中间包钢液内氩气泡尺寸分析

前面的研究表明中间包沾取钢样有两种气泡，一种是钢样表面气泡，尺寸较大，直径主要为1.0～3.0 mm；另一种是钢样内部气泡，尺寸较小，直径主要为0.1～1.0 mm.它们存在明显差别，那这两张气泡各自生成机理如何？采用哪一种气泡表征钢液中气泡尺寸更合理？

现实连铸生产中，氩气泡随长水口钢液进入中间包后，由于其尺寸细小，将跟随钢液流股向中间包底部和四周运动扩展；同时，气泡的浮力较大，气泡将在中间包钢液中向上浮动，最后进入钢液上面的覆盖剂渣中.在中间包钢液和覆盖剂渣中，气泡内部的压力为：

式中，P为气泡内部压力，Pa；Pθ为大气压力，约为101325 Pa；ρste、ρsla分别为中间包钢液及上方覆盖剂熔渣密度，kg·m−3；hste、hsla分别为气泡上方钢液高度和渣层厚度，m；g为重力加速度，取 9.8 N·kg−1；σl-g为气泡与周围钢液或炉渣的界面张力，文献报道1550 ℃，CaO-SiO2-Al2O3渣系的表面张力σsla-g=0.5 N·m−1[22]，钢液的表面张力σste-g=1.5 N·m−1[23]；r为气泡半径，m.

气泡上浮时钢液静压力逐渐减小，气泡膨胀；在钢液与炉渣界面及炉渣中，气泡与熔体的界面张力降低，气泡进一步膨胀.根据式（1）计算，长水口出口附近一直径400 μm的气泡上浮到中间包上部钢/渣界面时，气泡直径增大为434.8 μm，进入中间包覆盖剂渣层后，气泡直径增大为439.0 μm.

冷钢片插入中间包沾取钢样时，中间包内钢液首先在冷钢片表面凝固冻结，这部分钢液中的细小氩气泡也一起被冻结固化在冷钢片表面的凝固钢壳中，形成冷钢片沾样内部气泡.冷钢片从中间包钢液向上取出时，将穿过钢液上方渣层；炉渣黏度较大，将在沾取的钢壳表面粘附一层炉渣，炉渣中及钢/渣界面的气泡也一同粘附在钢样表面，形成表面气泡（图11）.

图11 沾钢片表面气泡形成示意图Fig.11 Diagram of bubble formation on the surface of a steel sheet

表1中统计的钢板表面气泡平均尺寸为2.0～3.0 μm，较上面计算得出的中间包覆盖剂渣层中气泡尺寸大.该偏差主要由3个原因引起：（1）中间包覆盖剂炉渣黏度远大于钢液黏度，中间包细小氩气泡上浮至钢/渣界面时，进入炉渣困难，同时在炉渣中上浮去除也很困难，气泡在钢/渣界面及炉渣中富集，部分气泡发生聚并，气泡尺寸变大；（2）观测冷钢片沾样表面气泡时，气泡表面覆盖有渣层，观察的气泡尺寸包含了气泡表面覆盖渣层厚度的2倍，观察尺寸远大于实际气泡尺寸；（3）表面气泡受到σste-g、σsla-g和σste-sla=1.16 N·m−1[24]的复合作用，气泡周边受到向外的张力σste-sla，较其受到的收缩力（σste-g和σsla-g分别沿钢壳方向分力的合力）大，气泡被竖直方向拉长，气泡检测直径增大，如图12所示.

图12 渣层覆盖的气泡表面受力示意图Fig.12 Diagram of forces on the bubble surface covered with a slag layer

因此，长水口吹氩在中间包钢液中生成的微小氩气泡尺寸应该依据冷钢片沾样的内部气泡尺寸确定.当然，冷钢片沾取试样表面的气泡也能在一定程度反映中间包气泡数量、分布和尺寸，长水口吹氩在中间包钢液中生成气泡数量多，则中间包覆盖剂渣中气泡数量也多，沾样表面气泡数量也多；氩气泡在中间包钢液中扩展充分，则在中间包覆盖剂渣中也会充分扩展，相应地冷钢片表面粘取的气泡在水平方向也分布较宽广.

另一方面，采用激光共聚焦显微镜和扫描电镜检测气泡检测试样内部气泡直径时也存在失真问题.这两种方法只能检测试样中观察平面切取的气泡圆周直径，不能检测气泡的实际直径，检测值一般小于气泡实际直径，如图13所示.本研究采用式（2）对检测直径进行校正.

图13 气泡检测直径与实际直径关系示意图Fig.13 Diagram of the relationship between DMea and DRea

式中，DRea是气泡实际直径，mm；DMea是激光共聚焦显微镜和扫描电镜检测的气泡圆周直径；系数1.34是根据气泡随机切割100个圆周的平均直径与实际直径比值推测的校正系数.

根据式（2），上文中激光共聚焦显微镜检测的第1、2炉次沾样中气泡平均尺寸365.74和408.63 μm以及电子显微镜检测的气泡平均直径390.80 μm应该分别校正为490.09、547.56和523.67 μm.该尺寸远小于文献[17]模型预测的长水口吹氩产生的气泡尺寸1.5～3.5 mm，与文献[18]中依据湍动能破碎理论计算的气泡最大尺寸相近.因此，湍动能破碎气泡理论解释长水口吹氩生成微小气泡生成机理较为合理.但该理论只能计算生成气泡的最大尺寸；且长水口长度有限，气泡在长水口中没有充分破碎，采用相关理论公式计算气泡直径还存在较大的局限性.

2.4 气泡捕捉夹杂物行为

通过扫描电镜结合能谱分析，发现在中间包冷钢片沾样内部气泡中部分气泡粘附有夹杂物，图14是部分气泡粘附夹杂物的照片和夹杂物成分能谱分析结果.其中部分气泡粘附有多个夹杂物.

图14 气泡粘附夹杂物和夹杂物成分能谱分析结果.(a)粘附Al2O3夹杂; (b)粘附CaO-Al2O3-SiO2复合夹杂Fig.14 Bubbles adhere to inclusions and inclusion composition: (a) Al2O3; (b) CaO-Al2O3-SiO2

ER70S-6焊丝钢连铸时钢液中夹杂物主要为Al2O3夹杂物和CaO(-MgO)-Al2O3-SiO2复合夹杂物两类夹杂.冷钢片沾样内部气泡粘附的夹杂物也主要为该两类夹杂物.进一步统计分析表明气泡粘附Al2O3夹杂物的几率相对较高，这与Al2O3夹杂物与钢液的润湿性较CaO(-MgO)-Al2O3-SiO2复合夹杂与钢液润湿性差有关[25−26].

3 结论

(1) 连铸生产中采用大流量长水口吹氩，可在中间包钢液内部产生弥散微小氩气泡，该类氩气泡可捕捉钢中夹杂物，促进夹杂物上浮去除.

(2) 采用冷钢片沾钢法可成功沾取中间包钢液微小氩气泡，沾样内部气泡为长水口吹氩在中间包钢液中生成的微小氩气泡，本实验条件下生成的气泡尺寸主要介于100～1000 μm，平均尺寸为500 μm 左右.

(3) 湍动能破碎气泡理论解释长水口吹氩生成微小气泡生成机理较为合理；但长水口长度有限，气泡在长水口中没有充分破碎，钢铁生产中长水口吹氩生成微小气泡尺寸理论计算还需深入研究.

(4) 部分冷钢片沾样内部气泡捕捉有夹杂物，捕捉Al2O3夹杂物的几率大于捕捉CaO(-MgO)-Al2O3-SiO2复合夹杂物的几率.