棒材HRB400E增氮工藝開發(fā)及研究

供稿|王文輝 / WANG Wen-hui

內(nèi)容導(dǎo)讀

唐鋼長材部生產(chǎn)HRB400系列鋼筋過程中，需向鋼中加入釩氮合金進(jìn)行微合金化，形成的C、N、V化合物可以促進(jìn)棒材強(qiáng)度的提高。其中N元素主要來自鋼中基礎(chǔ)氮與釩氮合金，因轉(zhuǎn)爐出鋼溫度與終點(diǎn)碳不穩(wěn)定造成鋼中基礎(chǔ)氮含量不同，V元素利用率不足，微合金化成本較高。文章介紹了唐鋼長材部的增氮工藝開發(fā)過程，利用向鋼水中噴吹氮?dú)獾姆椒?，達(dá)到提高鋼水終點(diǎn)氮含量的目的，并且使用純釩鐵替代價(jià)格昂貴的氮化釩鐵，降低了微合金化成本。該增氮工藝技術(shù)由于向鋼液噴吹氮?dú)?，提高了攪拌效果，降低了轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氧含量及鋼鐵料消耗，因此具備在全國范圍內(nèi)推廣潛力，創(chuàng)效空間巨大。

鋼筋作為混凝土建筑結(jié)構(gòu)的主要增強(qiáng)材料，應(yīng)用廣泛。隨著高層、大跨度、抗震、耐低溫、耐火建筑結(jié)構(gòu)的出現(xiàn)，以及資源、能源、環(huán)境面臨的嚴(yán)峻形勢(shì)，要求鋼筋具有更高的強(qiáng)韌性及良好的焊接性等綜合性能。對(duì)鋼液進(jìn)行微合金化是實(shí)現(xiàn)這一要求的重要途徑?，F(xiàn)階段國內(nèi)外多數(shù)企業(yè)采用FeV、FeNb、VN進(jìn)行微合金化。這種微合金化方式雖然可以充分發(fā)揮技術(shù)上的優(yōu)勢(shì)，卻增加了產(chǎn)品的生產(chǎn)成本，另外帶入的雜質(zhì)容易污染鋼水，降低鋼水純凈度，并且氮的收得率較低，鋼中氮含量不易控制。

唐鋼長材部采用氮化釩鐵、VN合金兩種方式進(jìn)行微合金化，雖然可以直接增加鋼中氮含量，提高V元素利用率，卻會(huì)降低鋼水純凈度，氮的收得率也僅為66.8%左右，另外隨生產(chǎn)條件變化波動(dòng)較大，鋼中氮含量不易控制，大大提高了微合金化成本。

為此，唐鋼長材部針對(duì)棒材微合金化成本較高且氮含量不穩(wěn)定問題進(jìn)行了深入調(diào)研。調(diào)研發(fā)現(xiàn)，可以利用廉價(jià)的氮?dú)庾髟希ㄟ^向鋼液噴吹氮?dú)?，提高鋼水終點(diǎn)氮含量。但問題是該操作的氮收得率低且不穩(wěn)定，極易造成產(chǎn)品性能波動(dòng)，因此需采取措施提高并穩(wěn)定氮含量控制。

增氮工藝?yán)碚撘罁?jù)

氮在鋼液中以原子和化合物形式存在，其在鋼液中的溶解反應(yīng)式和平衡常數(shù)公式[1]：

ΔGθ＞0該反應(yīng)不可自發(fā)進(jìn)行，可逆向進(jìn)行，為吸熱反應(yīng)。鋼中[N]溶解度與N2壓強(qiáng)及溫度對(duì)應(yīng)關(guān)系：

長材部爐內(nèi)鋼水終點(diǎn)溫度以1670℃(即1873 K)計(jì)算，[N]溶解度為409×10–6。澆鑄過程中鋼水溫度會(huì)下降。HRB400中包溫度為1540℃時(shí)，鋼中[N]溶解度為389×10–6。而長材部生產(chǎn)的HRB400氮含量要求＞80×10–6。HRB400液相線在1503±2℃左右，該溫度下[N]溶解度滿足HRB400氮含量要求。

增氮工藝開發(fā)路徑

根據(jù)鋼水增氮?jiǎng)恿W(xué)及熱力學(xué)原理確定攻關(guān)要素：

1) 要保證吹煉增氮過程中的供氧強(qiáng)度，提高火點(diǎn)區(qū)反應(yīng)溫度，促進(jìn)氣泡—鋼液面上的吸附化學(xué)反應(yīng)；

2) 要保證一定的供氮強(qiáng)度，擴(kuò)大[N]的傳質(zhì)面積；

3) 要保證一定的氮?dú)獯禑挄r(shí)間，使[N]有充足時(shí)間向鋼液內(nèi)部擴(kuò)散；

4) 在降低成本的原則下向富含[N]的鋼液中添加純釩鐵，可以達(dá)到細(xì)化晶粒的目的，鋼中[N]含量要達(dá)到要求，以滿足釩氮比。

根據(jù)上述攻關(guān)要素，將增氮工藝開發(fā)路徑確定為：在轉(zhuǎn)爐吹煉期間，向鋼液中噴吹氮?dú)?，?shí)現(xiàn)鋼水增氮；根據(jù)公式計(jì)算及現(xiàn)場(chǎng)條件確定最佳吹煉槍位；增氮工藝穩(wěn)定后，使用釩鐵逐步替代氮化釩鐵，并確定該工藝對(duì)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)的影響。

增氮工藝前期準(zhǔn)備

安全 論證

噴吹氮?dú)膺^程中，因氮?dú)狻⒀鯕忾y門同時(shí)打開，氧氣若反竄進(jìn)入氮?dú)夤艿罆?huì)引起一系列爆炸[2]，需對(duì)此做安全論證。

論證過程中對(duì)氧槍閥門站構(gòu)造進(jìn)行了詳細(xì)分析，氮?dú)夤艿郎显O(shè)有氮?dú)饪烨虚y、氮?dú)饽嬷归y，因此在噴吹氮?dú)鈺r(shí)，氧氣在逆止閥的作用下不會(huì)回流至氮?dú)夤艿?。在沒有逆止閥情況下，氮?dú)饪偣軌簭?qiáng)為1.6 MPa，氧氣管道總壓強(qiáng)為1.4 MPa，在同一閥門處氮?dú)鈮毫Γ狙鯕鈮毫?，氧氣不?huì)回流至氮?dú)夤艿馈；谏鲜龇治觯獨(dú)獯禑挄r(shí)氮?dú)夤艿兰捌涓綄僭O(shè)備是安全的。

確定 氮?dú)獯蜷_步驟

經(jīng)過前期論證后，改進(jìn)了氮?dú)饪刂瞥绦?，在吹煉后期打開氮?dú)馇袛嚅y，以達(dá)到噴吹氮?dú)獾哪康?，打開步驟：

進(jìn)入氮?dú)馐謩?dòng)控制畫面→確認(rèn)氮?dú)忾y門開度→點(diǎn)擊氮?dú)馇袛嚅y→點(diǎn)擊手動(dòng)控制按鈕→打開氮?dú)饪刂崎y門→調(diào)節(jié)氮?dú)饬髁恐烈笾怠?/p>

在氮?dú)獯禑掃^程中，氮?dú)饬髁繛槭謩?dòng)控制，在正式操作前對(duì)氮?dú)饬髁颗c氮?dú)忾y門開度的對(duì)應(yīng)關(guān)系進(jìn)行確認(rèn)，確認(rèn)過程中轉(zhuǎn)爐狀態(tài)為空爐，角度為45°，如圖1所示。

確認(rèn) 氮?dú)忾y門與氮?dú)饬髁繉?duì)應(yīng)關(guān)系

圖1 閥門開度與氮?dú)饬髁繉?duì)應(yīng)關(guān)系

增氮工藝參數(shù)

確認(rèn) 氮?dú)獯禑挄r(shí)長

從鋼水增氮?jiǎng)恿W(xué)及熱力學(xué)分析，吹氮時(shí)間、過程溫度、供氮強(qiáng)度是影響增氮的三要素，為確定吹氮時(shí)長與增氮量的關(guān)系，需將過程溫度、供氮強(qiáng)度保持穩(wěn)定，以觀察氮?dú)獯禑挄r(shí)長對(duì)增氮量的影響。實(shí)驗(yàn)爐次氮氧混吹時(shí)長與基礎(chǔ)氮含量對(duì)應(yīng)關(guān)系見圖2。

圖2 氮氧混吹時(shí)長與基礎(chǔ)氮含量對(duì)應(yīng)關(guān)系

由圖2可以得出，采用實(shí)驗(yàn)氮?dú)饬髁?，?dāng)?shù)獨(dú)獯禑挄r(shí)長＜3 min時(shí)，近50%爐次基礎(chǔ)氮含量＜95×10–6，該值不利于VN化合物充分析出，因氮?dú)饬髁恳呀咏到y(tǒng)所承受的上限，提升空間有限。因此，從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來看，在實(shí)驗(yàn)氮?dú)饬髁肯?，?dāng)?shù)獨(dú)獯禑挄r(shí)長≥3 min時(shí)，95%以上爐次鋼水基礎(chǔ)氮含量在95×10–6～140×10–6，滿足要求，考慮到氮?dú)獬杀?，將最佳氮?dú)獯禑挄r(shí)長確定為3 min。

確認(rèn) 一次拉碳、終點(diǎn)碳控制目標(biāo)

從鋼水脫氮?jiǎng)恿W(xué)分析，鋼中碳含量越高，吹氧時(shí)生成的CO濃度越高，容易將生成的[N]帶走。當(dāng)一次拉碳C含量高需補(bǔ)吹時(shí)，補(bǔ)吹過程易帶走一部分[N]，若不需補(bǔ)吹，易造成混吹過程增氮量不足，因此需確認(rèn)一次拉碳最優(yōu)碳含量。對(duì)實(shí)驗(yàn)過程208組數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，數(shù)據(jù)分布詳見圖3。

從圖3可以看出，當(dāng)一次拉碳C含量、終點(diǎn)C含量升高時(shí)，包樣氮含量呈下降趨勢(shì)，一次拉碳與終點(diǎn)C含量升高0.05%時(shí)，包樣氮含量有較大機(jī)率降低4×10–6～6×10–6?？紤]終點(diǎn)碳對(duì)轉(zhuǎn)爐經(jīng)濟(jì)指標(biāo)的影響，將一次拉碳C含量控制目標(biāo)確定為0.07%～0.20%，終點(diǎn)C控制目標(biāo)確定為0.07%～0.13%。

利用釩鐵替代氮化釩鐵

增氮工藝穩(wěn)定后，開始實(shí)驗(yàn)使用部分純釩鐵替代氮化釩鐵，替代比例由50%逐步提升至100%，V含量控制目標(biāo)保持不變，圖4為純釩鐵實(shí)驗(yàn)替代50%氮化釩鐵期間，包樣氮含量及棒材屈服強(qiáng)度對(duì)比。

圖3 包樣氮含量與(a) 一次拉碳、(b) 終點(diǎn)碳含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))的對(duì)應(yīng)關(guān)系

圖4 正常爐次與實(shí)驗(yàn)爐次(釩鐵50%)參數(shù)對(duì)比：(a) 包樣氮含量；(b) 屈服強(qiáng)度

實(shí)驗(yàn)爐次氮含量分布偏高，包樣氮含量分布范圍117×10–6～170×10–6，平均153.26×10–6，較正常爐次高58×10–6。實(shí)驗(yàn)爐次棒材屈服強(qiáng)度分布范圍440～490 MPa，平均465.18 MPa，較正常爐次高14.8 MPa，增氮效果穩(wěn)定。

轉(zhuǎn)爐經(jīng)濟(jì)指標(biāo)變化

對(duì)轉(zhuǎn) 爐終點(diǎn)氧影響

與正常爐次相比，冶煉后期氮?dú)饬髁吭黾?，氣體總流量提高，對(duì)鋼液的攪拌作用相對(duì)增強(qiáng)，使鋼液中的碳氧反應(yīng)更加接近平衡，降低了鋼水氧化性與碳氧積。實(shí)驗(yàn)爐次與正常爐次終點(diǎn)碳氧積對(duì)比見圖5。

可見實(shí)驗(yàn)爐次較正常爐次碳氧積普遍偏低，正常爐次碳氧積分布范圍27×10–8～29.6×10–8，平均29.15×10–8，實(shí)驗(yàn)爐次碳氧積分布范圍25.3×10–8～27.5×10–8，平均26.6×10–8，長材部低合金終點(diǎn)碳在0.04%左右，以0.04%計(jì)算，正常爐次、實(shí)驗(yàn)爐次平均終點(diǎn)氧分別為728.75×10–6、665×10–6，即同等終點(diǎn)條件下，轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)氧平均下降約64×10–6。

對(duì)轉(zhuǎn) 爐終渣TFe及鋼鐵料消耗影響

采用該工藝后，由于熔池?cái)嚢枳饔迷鰪?qiáng)，使渣-鋼間的反應(yīng)更加趨于平衡，從而可以使終渣TFe含量降低。具體數(shù)據(jù)對(duì)比見圖6，并且通過數(shù)據(jù)分析，噴吹氮?dú)鉅t次終渣FeO含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))可降低0.8%，鋼鐵料消耗降低1 kg/t，可有效促進(jìn)轉(zhuǎn)爐經(jīng)濟(jì)指標(biāo)改善。

圖5 實(shí)驗(yàn)爐次與正常爐次終點(diǎn)碳氧積對(duì)比

圖6 噴吹氮?dú)鉅t次(a) 終渣FeO含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))和(b) 鋼鐵料消耗指標(biāo)對(duì)比

結(jié)束語

唐鋼長材部的增氮工藝技術(shù)關(guān)鍵：1)氮?dú)鈬姶底罴褧r(shí)長為3 min，鋼水基礎(chǔ)氮含量較正常爐次明顯增加。2)為確保最佳增氮效果，一次拉碳C含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))控制目標(biāo)為0.07%～0.20%，終點(diǎn)C含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))控制目標(biāo)為0.07%～0.13%。3)氮?dú)獯禑捲龅に嚳捎行Ы档娃D(zhuǎn)爐終點(diǎn)氧含量，鋼鐵料消耗、終渣FeO含量等經(jīng)濟(jì)指標(biāo)得到明顯改善。

經(jīng)過技術(shù)攻關(guān)，唐鋼長材部棒材HRB400E增氮工藝已開發(fā)成功，增氮效果良好。唐鋼長材部正常爐次鋼水基礎(chǔ)氮含量為30×10–6～45×10–6，使用該技術(shù)后鋼水基礎(chǔ)氮含量提高50×10–6以上，有效促進(jìn)了VC及V(CN)析出，現(xiàn)在該技術(shù)已全面推廣使用。該工藝使用期間，通過穩(wěn)定操作及優(yōu)化Mn、Si、V成分控制，合金料與鋼鐵料成本明顯降低。由于棒材鋼筋用途廣泛，市場(chǎng)需求大，因此該項(xiàng)技術(shù)具備在全國范圍內(nèi)推廣的潛力，創(chuàng)效空間巨大，并且該技術(shù)可為開發(fā)600 MPa以上高強(qiáng)鋼筋提供技術(shù)支撐。

[1] 李明儒，李晶，李洪冉. 轉(zhuǎn)爐鋼液終點(diǎn)氮含量研究. 鋼鐵研究，2009，37(6)：8

[2] 王懷安. 半干法除塵在承鋼150 t轉(zhuǎn)爐的應(yīng)用. 河北冶金，2012(1)：30