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气体增氮法冶炼钒氮微合金钢

文档作者：康伟康磊赵坦廖相巍文档来源：鞍钢股份有限公司技术中心		点击数：	更新时间： 2021年01月27日
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2014年第6期
鞍钢技术
ANGANG TECHNOLOGY 总第390期

气体增氮法冶炼钒氮微合金钢
康伟，康磊，赵坦，廖相巍
(鞍钢股份有限公司技术中心，辽宁鞍山l14009)
摘要：从理论上分析了钢液增氮的热力学、动力学影响因素，进行了BOF+RH双联吹氮冶
炼钒氮钢试验。结果表明，转炉底吹、RH喷吹均能有效增加钢液氮含量。RH真空度两段式控
制既能满足控氢要求又能实现钢液搬出时较高的氮含量。BOF+RH双联吹氮气工艺可以不加
含氮合金冶炼钒氮微合金钢。
关键词：钒氮钢；吹氮；真空度
中图分类号：TF777 文献标识码：A 文章编号：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
氮通常为钢中的有害气体，但是对于一些特
殊钢种例如钒氮钢，氮却是一个重要的合金元素，
能够促进晶内铁素体形核，有效细化铁素体晶粒，
充分发挥钒的析出强化作用。为满足钢中氮的要
求，冶炼过程中通常向钢液中加入含氮合金，如氮
化硅锰、钒氮合金等，但合金化时氮的收得率较
低，钢中氮含量不易控制，因此，利用资源丰富且
廉价的氮气作原料，通过向钢液吹氮进行氮的合
金化，可大幅度降低含氮钢的生产成本，是目前含
氮钢生产中的一项重要技术H]。一般情况下，LF、
VD有底吹氮气功能，而RH用于脱碳、脱气。本文
研究的是LF炉没有底吹氮气的情况下，开发RH
康伟，硕士，工程师，2008年毕业于东北大学有色冶金专业。
E-maih weige2001-9@163．COB
一18 一
增氮工艺，以满足含氮钢生产的需要。
l 试验原理
1．1钢液增氮热力学分析
(1)压力的影响
氮的溶解反应Sievert定律 如下：
＼／鲁 ㈩
式中，[％N]为钢中的理论饱和氮含量 为氮的
活度系数； 为氮分压，Pa；P。为标准压力，Pa；
为分压10 Pa时，1 600℃时 1 Nz=IN]反应的平
衡常数。
由式1可以看出，氮的溶解度随压力的提高
鞍钢技术
2014年第6期 ANGANG TECHNOLOGY 总第390期
而增大。
(2)合金成分的影响
在合金钢中，由于合金元素的影响，氮的活度
系数． ≠1，通常可由下式求得：
ldN= ej [ ] (2)
式中，ej 为各元素与氮的相互作用系数；【％j]为各
元素在钢中的质量百分含量。
由式2可以看出，合金元素增加会提高钢中
的氮含量。
(3)温度的影响
氮的溶解度还受温度的影响，在不同温度下
氮的相互作用系数可由Chipman所给的计算公式
求出[3】：
l ， 一0．75)(Σ j [ ]) (3)
由式3可以看出，提高钢液温度有利于增氮。
1．2 钢液增氮动力学分析
假定吸氮按气体向钢水表面的吸附、离解和
向钢中溶解的过程进行，即：
(1)气泡中氮气由气泡内部向气泡一钢液表
面传质；
(2)在气泡一金属界面上的吸附化学反应为
一级反应，NE=2N；
(3)[N]在钢液侧边界层中传质。
冶炼过程中，由于气泡很小，吹人的氮气从气
泡内部向钢液表面的传质速度比界面反应速度要
快得多，即认为步骤(1)速度得快，不会成为增氮
过程的限制性环节，增氮的动力学由[N]在钢液侧
边界层的传质和界面上的化学反应混合控制，可
由下式表示 ：
-n =pF~ ARm (4)
式中，[％N1o为氮气泡与钢液界面处浓度；[％N]
为钢液中原始氮浓度；[％N]为钢液中实际氮浓
度 。为钢液密度，kg／m ；A为传质界面，m ；R 为
传质系数；W 为钢液质量，kg；t为时间，s。
由式4可以看出，扩大氮气的传质界面、增加
吹氮的时间均能促进钢液增氮。
2 工业试验
2．1试验条件
试验钢种成分如表1所示。试验钢种对氮含
量要求为0．008％-0．015％ ，钒氮钢设计冶炼工艺
路线为BOF—LF—RH，转炉全程底吹氮气，RH提升
气体切换为氮气。
表1 试验钢种成分(质量分数) ％
分别在铁水脱硫后、转炉终点、RH搬入、RH
搬出取样分析钢水化学成分。共进行了二次试验，
每次均为6罐，第一次试验转炉1-2罐没有底吹
氮气，其余罐次全程底吹氮气，1~3罐RH真空室
压力全程为0．5 kPa，4~6罐RH真空室压力全程
5 kPa；第二次试验转炉全程底吹氮气，RH为两段
式操作，第一阶段真空度为0．5 kPa脱氢，时间为
10 min，第二阶段真空度为5 kPa增氮。
2．2 试验结果
表2为第一次冶炼试验结果。
表2 第一次冶炼试验结果
一19 —
康伟等：气体增氮法冶炼钒氮微合金钢
《鞍钢技术))2014年第6期
总第390期
由表2可以看出，由于采用氮气载粉喷吹的
方式进行铁水预处理脱硫，因此人炉铁水氮含量
较高，1～2罐次转炉脱氮较多，其余罐次转炉也明
显脱氮；对比转炉终点，RH搬人氮含量均有不同
程度增加，这是LF冶炼过程中增氮造成的。钢种
成分对氢要求<0．000 25％。RH真空度为0．5 kPa
时，搬出钢液氢含量满足要求，当RH真空度为
5 kPa时，搬出钢液氢含量较高，不符合钢种成分
控制要求，因此将RH冶炼过程分为二段，试验结
果见表3。
表3 第二次冶炼试验结果
从表3可以看出，RH两段式操作不影响增氮
效果，同时RH搬出氢含量也满足要求。
3 讨论
3．1 BOF增氮分析
入炉铁水氮含量平均为0．010 4％，经过转炉
冶炼钢液氮含量有不同程度的下降。表2中l、2
罐因为转炉没有底吹，钢液氮含量下降较多，这是
因为复吹转炉冶炼时，乳化的渣相和CO气泡共
同为脱氮反应提供热力学条件，持续的供氧使钢
渣界面保持较高的氧势，氧作为表面活性元素阻
碍氮进入钢液，因此转炉冶炼过程是个强脱氮过
程。表2中3-6罐转炉全程底吹氮气，氮气下降较
少。上述罐次氮气通过底吹直接进入钢液，钢液较
高的氧势阻碍氮进入钢液的同时，也抑制了钢液
中氮的逸出，脱氮与增氮过程同时存在，转炉终点
平均氮含量为0．006 93％ ，同无底吹罐次比较，转
炉底吹可以增加转炉终点氮含量0．004 5％左右。
3．2 RH增氮分析
RH真空度5 kPa时搬出氮含量较高，平均搬
出氮含量为0．012 8％ ，RH真空度0．5 kPa时平均
搬出氮含量为0．008 97％。氮的溶解度随压力的提
高而增大，当真空度由0．5 kPa改变为5 kPa时，
氮的溶解度提高，所以RH真空度为5 kPa时搬出
氮含量较高。而真空度为0．5 kPa时，必须延长
20 一
RH循环时间才能满足氮含量要求，
由表2可以看出，RH真空度全程5 kPa时，
RH搬出钢液氢含量超出钢液成分要求。由表3结
果分析，RH两段式控制后，RH搬出平均氢含量
0．000 10％，能够满足钢水成分要求。
3．3 BOF+RH增氮分析
由表2可以看出，为满足钢种氮含量要求，当
RH搬入氮含量较低时，必须通过延长循环时间来
实现，这会导致RH冶炼过程温降过大，而加铝过
多升温必然导致钢液纯净度下降，影响铸坯质量；
另一方面，RH循环时间过长也会影响生产节奏，
造成生产不顺行。因此必须保证良好的转炉底吹
效果，同时采用RH两段式控制，既可以满足氢含
量要求，又可以满足氮含量要求，平均氮含量达到
0．011 8％
4 结论
(1)转炉全程底吹氮气冶炼，通过调整底吹
流量，转炉终点氮含量达到较高水平。
(2)RH冶炼过程中，如果提升气体改换为氮
气，通过调整氮气流量，可以实现钢液增氮，RH真
空度控制对钢液增氮有着明显影响，低真空控制
有利于钢液增氮。RH两段式控制既可以满足氢含
量要求，又能使平均氮含量达到O．0l 1 8％。
(3)BOF+RH双联喷吹增氮工艺可以实现
2014年第6期
鞍钢技术
ANGANG TECHNoLOGY 总第390期
RH搬出钢液平均氮含量为0．011 8％ ，满足成品
氮含量要求。
参考文献
[1]关勇，雷洪波，薛军，等．含氮钢钢包吹氮气合金化研究[J]
北京科技大学学报，205，27(增刊)：1 12-1 14．
[2] 曲英．炼钢学原理[M]．北京：冶金工业出版社，1980．
[3] 黄希祜．钢铁冶金原理[M]．北京：冶金工业出版社，1997．
[4] 陈家祥．炼钢常用图表数据手册[M]．北京：冶金工业出版
社，1984．
[5] [德]F．奥特斯．钢冶金学[M]．北京：冶金工业出版社，1997．
(编辑许营)
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页)
对其他煤粒的黏结作用相对较弱，由于入炉煤密
度提高对焦炭质量影响的积极作用和热压过程胶
质体析出数量较多的消极作用的正反两方面的影
响，使得方案l所形成焦炭的热态强度比方案4、
方案5略差。另外，比较方案4和方案5，二者热
压块的压溃强度相差不大，而焦炭的热态性能反
应性、反应后强度略有不同，分析原因在于，由于
正交实验结果显示加热温度、加热时间对压溃强
度具有显著影响，因此，从分析二者的加热温度、
加热时间人手，方案4的加热温度为430 oC、加热
时间20 min；方案5的加热温度为440 oC、加热时
间25 min，方案5比方案4的加热温度高且加热
时间长，使得胶质体的析出较多，且在高温下有可
能部分已固化，故使得其在结焦过程胶质体析出
的量略少，焦炭的热态性能略差。方案1的加热温
度是430℃ 、加热时间是25 min、压力为20 MPa，
与方案4相比，两者的加热温度相同，而加热时间
方案1要多出5 min，因此，方案1析出的胶质体
多，固体压溃强度较大；与方案5相比，方案5的
加热温度要比方案1的高1O qC，因此方案5所析
出的胶质体在较高的温度下有可能发生固化，在
压力作用下其被压碎，影响其压溃强度及焦炭的
热态强度。
综上所述，热压块的压溃强度不是越大越好，
要综合考虑其对入炉煤密度增加而带来的提高焦
炭质量的影响和其在热压过程中胶质体析出过多
而对焦炭质量下降的影响。根据热压块配入所得
焦炭的热态性能来看，其最佳操作方案为方案4，
即加热温度为430℃ 、加热时间20 min，为了保证
热压块的密度，因此压力仍选择在可长期操作的
范围值，即为20 MPa。综合分析热压块的正交实
验设计结果及热压块的压溃强度与焦炭热态性能
指标的关系确定热压块制备的优方案为：加热
温度430℃、加热时间20 min、热压压力20 MPa。
3 结论
(1)正交设计结果显示，加热温度是影响热
压块压溃强度的主要因素，其次为加热时间，而操
作压力则对热压块压溃强度的影响较小。
(2)根据正交实验设计结果、设备的可操作
性以及压溃强度与焦炭性能的关系，制备热压块
的优化方案为加热温度430℃ 、加热时间20 min、
操作压力2O MPa。
(3)配热压块炼焦实验结果显示，当热压块
压溃强度大于800 N时，配此热压块炼焦可以明
显提高焦炭质量，且焦炭质量与配有此热压块的
压溃强度具有一定的相关性。
参考文献
【1] 王进先，张进．国内配型煤炼焦工艺发展概况[J]．燃料与化
工，2002，33(1)：7-10．
[2] 张香兰徐德平许志华，等．氧化化钠改性生物质作型煤粘结
剂的研究[J]．煤炭学报，20 1，26(1)：105-108．
[3】李云雁胡传荣．试验设计与数据处理[M]．北京：化学工业出
版社。2o05．
(编辑贺英群)
修回日期：2014—06—06
— 21 —

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