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氣體增氮法冶煉釩氮微合金鋼

文檔作者：康偉康磊趙坦廖相巍文檔來源：鞍鋼股份有限公司技術(shù)中心		點(diǎn) 擊數(shù)：	更新時(shí)間： 2021年01月27日
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2014年第6期
鞍鋼技術(shù)
ANGANG TECHNOLOGY 總第390期

氣體增氮法冶煉釩氮微合金鋼
康偉，康磊，趙坦，廖相巍
(鞍鋼股份有限公司技術(shù)中心，遼寧鞍山l14009)
摘要：從理論上分析了鋼液增氮的熱力學(xué)、動(dòng)力學(xué)影響因素，進(jìn)行了BOF+RH雙聯(lián)吹氮冶
煉釩氮鋼試驗(yàn)。結(jié)果表明，轉(zhuǎn)爐底吹、RH噴吹均能有效增加鋼液氮含量。RH真空度兩段式控
制既能滿足控氫要求又能實(shí)現(xiàn)鋼液搬出時(shí)較高的氮含量。BOF+RH雙聯(lián)吹氮?dú)夤に嚳梢圆患?
含氮合金冶煉釩氮微合金鋼。
關(guān)鍵詞：釩氮鋼；吹氮；真空度
中圖分類號(hào)：TF777 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1006—4613(2014)06—0018—04
Technology for Smelting V—N M icro-alloyed Steel by Blowing Nitrogen
Kang W ei，Kang Lei，Zhao Tan，Liao Xiangwei
(Technology Center of Angang Steel Co．，Ltd．，Anshan 1 14009，Liaoning，China)
Abstract：The thermodynamic and dynamic influence factors for increasing the content of ni★
trogen in mohen steel are theoretically analyzed and the experiment for the smelting V——N contain—-
ing steel by blowing nitrogen into both BOF and RH is carried out．The results show that the con—
tent of nitrogen in molten steel can be effectively increased by converter bottom blowing and RH
blowing．W ith its characteristics of the RH blowing the two-stage control technology for RH vacu—
um degree can meet I he requirement for controlling the content of hydrogen and also the molten
steel with relative high content of nitrogen can be available when tapping．V—N micro一~loyed steel
can be smelted without adding the nitrogen-containing alloy by using BOF and RH duplex nitro—
gen—blowing process．
Key words：V—N steel；blowing nitrogen；vacuum degree
氮通常為鋼中的有害氣體，但是對(duì)于一些特
殊鋼種例如釩氮鋼，氮卻是一個(gè)重要的合金元素，
能夠促進(jìn)晶內(nèi)鐵素體形核，有效細(xì)化鐵素體晶粒，
充分發(fā)揮釩的析出強(qiáng)化作用。為滿足鋼中氮的要
求，冶煉過程中通常向鋼液中加入含氮合金，如氮
化硅錳、釩氮合金等，但合金化時(shí)氮的收得率較
低，鋼中氮含量不易控制，因此，利用資源豐富且
廉價(jià)的氮?dú)庾髟希ㄟ^向鋼液吹氮進(jìn)行氮的合
金化，可大幅度降低含氮鋼的生產(chǎn)成本，是目前含
氮鋼生產(chǎn)中的一項(xiàng)重要技術(shù)H]。一般情況下，LF、
VD有底吹氮?dú)夤δ?，而RH用于脫碳、脫氣。本文
研究的是LF爐沒有底吹氮?dú)獾那闆r下，開發(fā)RH
康偉，碩士，工程師，2008年畢業(yè)于東北大學(xué)有色冶金專業(yè)。
E-maih weige2001-9@163．COB
一18 一
增氮工藝，以滿足含氮鋼生產(chǎn)的需要。
l 試驗(yàn)原理
1．1鋼液增氮熱力學(xué)分析
(1)壓力的影響
氮的溶解反應(yīng)Sievert定律 如下：
＼／魯 ㈩
式中，[％N]為鋼中的理論飽和氮含量 為氮的
活度系數(shù)； 為氮分壓，Pa；P。為標(biāo)準(zhǔn)壓力，Pa；
為分壓10 Pa時(shí)，1 600℃時(shí) 1 Nz=IN]反應(yīng)的平
衡常數(shù)。
由式1可以看出，氮的溶解度隨壓力的提高
鞍鋼技術(shù)
2014年第6期 ANGANG TECHNOLOGY 總第390期
而增大。
(2)合金成分的影響
在合金鋼中，由于合金元素的影響，氮的活度
系數(shù)． ≠1，通常可由下式求得：
ldN= ej [ ] (2)
式中，ej 為各元素與氮的相互作用系數(shù)；【％j]為各
元素在鋼中的質(zhì)量百分含量。
由式2可以看出，合金元素增加會(huì)提高鋼中
的氮含量。
(3)溫度的影響
氮的溶解度還受溫度的影響，在不同溫度下
氮的相互作用系數(shù)可由Chipman所給的計(jì)算公式
求出[3】：
l ， 一0．75)(Σ j [ ]) (3)
由式3可以看出，提高鋼液溫度有利于增氮。
1．2 鋼液增氮?jiǎng)恿W(xué)分析
假定吸氮按氣體向鋼水表面的吸附、離解和
向鋼中溶解的過程進(jìn)行，即：
(1)氣泡中氮?dú)庥蓺馀輧?nèi)部向氣泡一鋼液表
面?zhèn)髻|(zhì)；
(2)在氣泡一金屬界面上的吸附化學(xué)反應(yīng)為
一級(jí)反應(yīng)，NE=2N；
(3)[N]在鋼液側(cè)邊界層中傳質(zhì)。
冶煉過程中，由于氣泡很小，吹人的氮?dú)鈴臍?
泡內(nèi)部向鋼液表面的傳質(zhì)速度比界面反應(yīng)速度要
快得多，即認(rèn)為步驟(1)速度得快，不會(huì)成為增氮
過程的限制性環(huán)節(jié)，增氮的動(dòng)力學(xué)由[N]在鋼液側(cè)
邊界層的傳質(zhì)和界面上的化學(xué)反應(yīng)混合控制，可
由下式表示 ：
-n =pF~ ARm (4)
式中，[％N1o為氮?dú)馀菖c鋼液界面處濃度；[％N]
為鋼液中原始氮濃度；[％N]為鋼液中實(shí)際氮濃
度 。為鋼液密度，kg／m ；A為傳質(zhì)界面，m ；R 為
傳質(zhì)系數(shù)；W 為鋼液質(zhì)量，kg；t為時(shí)間，s。
由式4可以看出，擴(kuò)大氮?dú)獾膫髻|(zhì)界面、增加
吹氮的時(shí)間均能促進(jìn)鋼液增氮。
2 工業(yè)試驗(yàn)
2．1試驗(yàn)條件
試驗(yàn)鋼種成分如表1所示。試驗(yàn)鋼種對(duì)氮含
量要求為0．008％-0．015％ ，釩氮鋼設(shè)計(jì)冶煉工藝
路線為BOF—LF—RH，轉(zhuǎn)爐全程底吹氮?dú)?，RH提升
氣體切換為氮?dú)狻?
表1 試驗(yàn)鋼種成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) ％
分別在鐵水脫硫后、轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)、RH搬入、RH
搬出取樣分析鋼水化學(xué)成分。共進(jìn)行了二次試驗(yàn)，
每次均為6罐，第一次試驗(yàn)轉(zhuǎn)爐1-2罐沒有底吹
氮?dú)?，其余罐次全程底吹氮?dú)猓?~3罐RH真空室
壓力全程為0．5 kPa，4~6罐RH真空室壓力全程
5 kPa；第二次試驗(yàn)轉(zhuǎn)爐全程底吹氮?dú)?，RH為兩段
式操作，第一階段真空度為0．5 kPa脫氫，時(shí)間為
10 min，第二階段真空度為5 kPa增氮。
2．2 試驗(yàn)結(jié)果
表2為第一次冶煉試驗(yàn)結(jié)果。
表2 第一次冶煉試驗(yàn)結(jié)果
一19 —
康偉等：氣體增氮法冶煉釩氮微合金鋼
《鞍鋼技術(shù)))2014年第6期
總第390期
由表2可以看出，由于采用氮?dú)廨d粉噴吹的
方式進(jìn)行鐵水預(yù)處理脫硫，因此人爐鐵水氮含量
較高，1～2罐次轉(zhuǎn)爐脫氮較多，其余罐次轉(zhuǎn)爐也明
顯脫氮；對(duì)比轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)，RH搬人氮含量均有不同
程度增加，這是LF冶煉過程中增氮造成的。鋼種
成分對(duì)氫要求<0．000 25％。RH真空度為0．5 kPa
時(shí)，搬出鋼液氫含量滿足要求，當(dāng)RH真空度為
5 kPa時(shí)，搬出鋼液氫含量較高，不符合鋼種成分
控制要求，因此將RH冶煉過程分為二段，試驗(yàn)結(jié)
果見表3。
表3 第二次冶煉試驗(yàn)結(jié)果
從表3可以看出，RH兩段式操作不影響增氮
效果，同時(shí)RH搬出氫含量也滿足要求。
3 討論
3．1 BOF增氮分析
入爐鐵水氮含量平均為0．010 4％，經(jīng)過轉(zhuǎn)爐
冶煉鋼液氮含量有不同程度的下降。表2中l(wèi)、2
罐因?yàn)檗D(zhuǎn)爐沒有底吹，鋼液氮含量下降較多，這是
因?yàn)閺?fù)吹轉(zhuǎn)爐冶煉時(shí)，乳化的渣相和CO氣泡共
同為脫氮反應(yīng)提供熱力學(xué)條件，持續(xù)的供氧使鋼
渣界面保持較高的氧勢(shì)，氧作為表面活性元素阻
礙氮進(jìn)入鋼液，因此轉(zhuǎn)爐冶煉過程是個(gè)強(qiáng)脫氮過
程。表2中3-6罐轉(zhuǎn)爐全程底吹氮?dú)猓獨(dú)庀陆递^
少。上述罐次氮?dú)馔ㄟ^底吹直接進(jìn)入鋼液，鋼液較
高的氧勢(shì)阻礙氮進(jìn)入鋼液的同時(shí)，也抑制了鋼液
中氮的逸出，脫氮與增氮過程同時(shí)存在，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)
平均氮含量為0．006 93％ ，同無底吹罐次比較，轉(zhuǎn)
爐底吹可以增加轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氮含量0．004 5％左右。
3．2 RH增氮分析
RH真空度5 kPa時(shí)搬出氮含量較高，平均搬
出氮含量為0．012 8％ ，RH真空度0．5 kPa時(shí)平均
搬出氮含量為0．008 97％。氮的溶解度隨壓力的提
高而增大，當(dāng)真空度由0．5 kPa改變?yōu)? kPa時(shí)，
氮的溶解度提高，所以RH真空度為5 kPa時(shí)搬出
氮含量較高。而真空度為0．5 kPa時(shí)，必須延長
20 一
RH循環(huán)時(shí)間才能滿足氮含量要求，
由表2可以看出，RH真空度全程5 kPa時(shí)，
RH搬出鋼液氫含量超出鋼液成分要求。由表3結(jié)
果分析，RH兩段式控制后，RH搬出平均氫含量
0．000 10％，能夠滿足鋼水成分要求。
3．3 BOF+RH增氮分析
由表2可以看出，為滿足鋼種氮含量要求，當(dāng)
RH搬入氮含量較低時(shí)，必須通過延長循環(huán)時(shí)間來
實(shí)現(xiàn)，這會(huì)導(dǎo)致RH冶煉過程溫降過大，而加鋁過
多升溫必然導(dǎo)致鋼液純凈度下降，影響鑄坯質(zhì)量；
另一方面，RH循環(huán)時(shí)間過長也會(huì)影響生產(chǎn)節(jié)奏，
造成生產(chǎn)不順行。因此必須保證良好的轉(zhuǎn)爐底吹
效果，同時(shí)采用RH兩段式控制，既可以滿足氫含
量要求，又可以滿足氮含量要求，平均氮含量達(dá)到
0．011 8％
4 結(jié)論
(1)轉(zhuǎn)爐全程底吹氮?dú)庖睙挘ㄟ^調(diào)整底吹
流量，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氮含量達(dá)到較高水平。
(2)RH冶煉過程中，如果提升氣體改換為氮
氣，通過調(diào)整氮?dú)饬髁浚梢詫?shí)現(xiàn)鋼液增氮，RH真
空度控制對(duì)鋼液增氮有著明顯影響，低真空控制
有利于鋼液增氮。RH兩段式控制既可以滿足氫含
量要求，又能使平均氮含量達(dá)到O．0l 1 8％。
(3)BOF+RH雙聯(lián)噴吹增氮工藝可以實(shí)現(xiàn)
2014年第6期
鞍鋼技術(shù)
ANGANG TECHNoLOGY 總第390期
RH搬出鋼液平均氮含量為0．011 8％ ，滿足成品
氮含量要求。
參考文獻(xiàn)
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(編輯許營)
修回日期：2014—03—02
米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米
(上接第l8頁)
對(duì)其他煤粒的黏結(jié)作用相對(duì)較弱，由于入爐煤密
度提高對(duì)焦炭質(zhì)量影響的積極作用和熱壓過程膠
質(zhì)體析出數(shù)量較多的消極作用的正反兩方面的影
響，使得方案l所形成焦炭的熱態(tài)強(qiáng)度比方案4、
方案5略差。另外，比較方案4和方案5，二者熱
壓塊的壓潰強(qiáng)度相差不大，而焦炭的熱態(tài)性能反
應(yīng)性、反應(yīng)后強(qiáng)度略有不同，分析原因在于，由于
正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示加熱溫度、加熱時(shí)間對(duì)壓潰強(qiáng)
度具有顯著影響，因此，從分析二者的加熱溫度、
加熱時(shí)間人手，方案4的加熱溫度為430 oC、加熱
時(shí)間20 min；方案5的加熱溫度為440 oC、加熱時(shí)
間25 min，方案5比方案4的加熱溫度高且加熱
時(shí)間長，使得膠質(zhì)體的析出較多，且在高溫下有可
能部分已固化，故使得其在結(jié)焦過程膠質(zhì)體析出
的量略少，焦炭的熱態(tài)性能略差。方案1的加熱溫
度是430℃ 、加熱時(shí)間是25 min、壓力為20 MPa，
與方案4相比，兩者的加熱溫度相同，而加熱時(shí)間
方案1要多出5 min，因此，方案1析出的膠質(zhì)體
多，固體壓潰強(qiáng)度較大；與方案5相比，方案5的
加熱溫度要比方案1的高1O qC，因此方案5所析
出的膠質(zhì)體在較高的溫度下有可能發(fā)生固化，在
壓力作用下其被壓碎，影響其壓潰強(qiáng)度及焦炭的
熱態(tài)強(qiáng)度。
綜上所述，熱壓塊的壓潰強(qiáng)度不是越大越好，
要綜合考慮其對(duì)入爐煤密度增加而帶來的提高焦
炭質(zhì)量的影響和其在熱壓過程中膠質(zhì)體析出過多
而對(duì)焦炭質(zhì)量下降的影響。根據(jù)熱壓塊配入所得
焦炭的熱態(tài)性能來看，其最佳操作方案為方案4，
即加熱溫度為430℃ 、加熱時(shí)間20 min，為了保證
熱壓塊的密度，因此壓力仍選擇在可長期操作的
范圍值，即為20 MPa。綜合分析熱壓塊的正交實(shí)
驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)果及熱壓塊的壓潰強(qiáng)度與焦炭熱態(tài)性能
指標(biāo)的關(guān)系確定熱壓塊制備的優(yōu)方案為：加熱
溫度430℃、加熱時(shí)間20 min、熱壓壓力20 MPa。
3 結(jié)論
(1)正交設(shè)計(jì)結(jié)果顯示，加熱溫度是影響熱
壓塊壓潰強(qiáng)度的主要因素，其次為加熱時(shí)間，而操
作壓力則對(duì)熱壓塊壓潰強(qiáng)度的影響較小。
(2)根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)果、設(shè)備的可操作
性以及壓潰強(qiáng)度與焦炭性能的關(guān)系，制備熱壓塊
的優(yōu)化方案為加熱溫度430℃ 、加熱時(shí)間20 min、
操作壓力2O MPa。
(3)配熱壓塊煉焦實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)熱壓塊
壓潰強(qiáng)度大于800 N時(shí)，配此熱壓塊煉焦可以明
顯提高焦炭質(zhì)量，且焦炭質(zhì)量與配有此熱壓塊的
壓潰強(qiáng)度具有一定的相關(guān)性。
參考文獻(xiàn)
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版社。2o05．
(編輯賀英群)
修回日期：2014—06—06
— 21 —

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