16MnDR容器鋼120 t LF-RH-CC過程的潔凈度研究

操瑞宏 孫樂飛 李 杰 王學林 吳義超 萬 勇

(1.新余鋼鐵股份有限公司，江西 新余 338001; 2.安徽工業大學冶金工程學院，安徽 馬鞍山 243032)

容器板是鍋爐、化工行業制造壓力容器的重要材料，其質量直接影響壓力容器的安全運行[1]。新余鋼鐵集團有限公司(簡稱“新鋼”)生產的16MnDR容器板主要用于制作鍋爐，據反映，該廠生產的部分批號容器板性能不合格，影響了客戶使用，且鋼中B類夾雜物評級合格率較低(≤90%)，有時甚至嚴重超標。本文以新鋼一鋼廠容器板夾雜物評級合格率低(B、C類≤2.5級、A、D類≤1.5級)為背景，以16MnDR鋼為研究對象，對其LF、RH精煉和連鑄過程各個階段的T[O]含量、顯微夾雜物數量、尺寸及類型的演變進行了系統研究，摸清了鋼中夾雜物的組成及變化規律，找出了影響鋼液及鑄坯潔凈度的主要因素，提出了針對性的改進工藝。

1 生產工藝和取樣分析

1.1 生產工藝

新鋼16MnDR容器鋼的生產工藝流程為120 t轉爐→LF精煉→RH脫氫→板坯連鑄。試驗選取同一澆次的兩爐鋼為研究對象，其LF精煉工藝參數如表1所示。鈣處理采用實芯鈣線，鈣芯線重65.7 g/m，純度98.7%。鋼包到中間包采用長水口全程吹氬保護澆注，中間包到結晶器采用浸入式水口保護澆注，連鑄保護渣為低碳鋼專用保護渣。中間包容量為40 t，過熱度為10～30 ℃，鑄機為1流弧形板坯連鑄機，鑄坯拉速為0.9 m/min，二冷比水量為0.4 L/kg，澆注斷面為248 mm×2 070 mm。

表1 16MnDR鋼的精煉工藝參數

1.2 取樣與分析方法

分別在LF進站、LF出站、RH破真空、鈣處理后和軟吹結束時取渣樣1份(每份質量大于150 g)和鋼水餅樣1個，在澆注0、40、75 t和換包時取中間包澆注區鋼水餅樣1個，在澆注50 t時取沖擊區、澆注區渣樣各1個。將鋼水餅樣加工成φ5 mm×50 mm氮氧棒和金相試樣各一個。因鑄坯取樣影響生產，取一塊軋材樣并加工成φ5 mm×50 mm氮氧棒和20 mm×20 mm×20 mm金相試樣各1個。采用常規化學分析法檢測渣樣的化學成分，采用紅外吸收法檢測氮氧棒的總氧含量。采用QUANTA400掃描電鏡和EDS能譜儀觀察并分析金相試樣中顯微夾雜物的數量、形貌、尺寸及成分。各工序點的鋼樣化學成分和爐渣的組成如表2所示。

表2 精煉、連鑄過程中鋼和爐渣的化學成分

2 試驗結果與分析

2.1 16MnDR鋼精煉、連鑄過程中爐渣堿度、w(CaO)/w(Al2O3)和氧化性

兩爐16MnDR鋼精煉、連鑄過程爐渣二元堿度、w(CaO)/w(Al2O3)(C/A比)和氧化性(w(FeO+MnO))計算結果(采用表2中的爐渣成分)如圖1所示。圖2為兩爐16MnDR鋼軟吹結束時爐渣照片，圖3為16MnDR鋼中間包沖擊區和澆注區的爐渣照片。結合表2和圖1～圖3可以看出：

(1)兩爐16MnDR鋼在LF進站時的爐渣堿度和C/A比分別控制在5.4～6.9和1.85～2.10，在添加578～632 kg石灰、334～388 kg精煉渣和42～158 kg螢石進行精煉造渣后，其LF出站時的爐渣堿度和C/A比分別提高到了7.8和2.8～3.1。在后續RH真空處理、鈣處理和軟吹過程中，兩爐16MnDR鋼的爐渣堿度和C/A比變化不大。

(2)相比9-5678爐次(3.49%)，9-5679爐次16MnDR鋼在LF進站時爐渣中w(FeO+MnO)更低(1.89%)。經LF和RH精煉處理后，兩爐16MnDR鋼爐渣中w(FeO+MnO)明顯降低，軟吹結束時爐渣中w(FeO+MnO)分別為1.15%、0.77%。然而，兩爐16MnDR鋼在中間包沖擊區、澆注區所取表層爐渣均為黑灰色，且渣中w(FeO+MnO)明顯高于軟吹結束時渣中w(FeO+MnO)，由此表明16MnDR鋼在中間包沖擊區和澆注區存在明顯二次氧化，因此需加強保護澆注。

圖1 兩爐16MnDR鋼精煉、連鑄過程中爐渣的化學成分

圖2 兩爐16MnDR鋼軟吹結束時爐渣照片

2.2 16MnDR鋼精煉、連鑄過程中T[O]含量

圖4為兩爐16MnDR鋼精煉、連鑄過程中T[O]含量的變化。從圖4可以看出，兩爐16MnDR鋼在LF進站時w(T[O])分別為0.005 3%和0.006 1%；從LF進站至LF出站過程，兩爐16MnDR鋼中T[O]含量顯著降低。這主要與添加硅鈣復合脫氧劑脫氧有關。9-5678爐次從LF出站至RH破真空過程鋼中T[O]含量上升，表明該過程可能出現了鋼液的二次氧化。9-5679爐次鋼中T[O]含量普遍低于9-5678爐次鋼，其原因可能與9-5678爐次為開澆爐次有關。從LF精煉到軟吹結束，再到中間包澆注，兩爐16MnDR鋼中T[O]含量整體呈逐漸降低的趨勢，兩爐16MnDR鋼軋材中的w(T[O])分別降低到了0.001 4%、0.002 3%，達到其軋材中w(T[O])的控制要求(w(T[O])≤0.003 0%)。

圖4 兩爐16MnDR鋼精煉、連鑄過程中w(T[O])的變化

2.3 16MnDR鋼精煉、連鑄過程中夾雜物數量

16MnDR鋼精煉、連鑄過程中夾雜物的數量和尺寸分布如圖5所示。從圖5可以看出，各工序鋼中夾雜物以尺寸小于10 μm的為主。這是因為小尺寸夾雜物碰撞上浮去除較為困難，因此其數量最多。從LF進站到軟吹結束，16MnDR鋼中不同尺寸范圍的夾雜物數量整體呈減少的趨勢，其中大尺寸夾雜物數量明顯減少，表明此過程中大尺寸夾雜物明顯上浮被去除；鈣處理后，鋼中尺寸21～50 μm的大顆粒夾雜反而增多，這類大顆粒夾雜物很可能是鈣處理后鋼中形成的鈣鋁酸鹽夾雜[2]。而鈣鋁酸鹽夾雜與鋼液之間的表面張力更小，導致其上浮速度減小[3]。16MnDR鋼軋材在0.068 mm2的統計視場中尺寸小于10 μm、11～20 μm、21～30 μm、31～50 μm、51～100 μm和大于100 μm的夾雜物數量分別為13個、3個、0個、3個、3個和3個。

圖5 16MnDR鋼精煉、連鑄過程中夾雜物的數量和尺寸分布

2.4 16MnDR鋼軋材中典型大顆粒夾雜物(>10 μm)的形貌及尺寸

圖6和表3分別為16MnDR鋼軋材中典型大顆粒夾雜物的形貌及能譜分析結果。從圖6和表3可以看出，其軋材中大顆粒夾雜物主要為鈣處理產物CaO-Al2O3，其中w(CaO)為41%～51%，w(Al2O3)為49%～55%，成分接近12CaO·7Al2O3。這類夾雜物在軋材中主要呈鏈狀，長度甚至達到1 000 μm，是導致16MnDR鋼中夾雜物評級超標的主要原因之一。楊樹峰等[4]研究表明，鋼液中12CaO·7Al2O3夾雜物的去除速率最低，這是因為12CaO·7Al2O3夾雜與鋼液的接觸角小于90°，渣相和夾雜物相之間的鋼液薄膜不易破裂所致。鋼液中12CaO·7Al2O3夾雜雖然不易造成水口結瘤，但比固體夾雜物更難以從渣相中去除，因此在16MnDR鋼軋材中出現的概率比同等尺寸的固體夾雜物大很多。而低熔點12CaO·7Al2O3夾雜在軋制的后半程已經完全固態化，因此被軋碎成鏈狀[4]。此外，在軋材中還發現了2個近似球形的大顆粒(61、94 μm)MgO·Al2O3尖晶石和2個不規則的大顆粒(49、49 μm)單獨Al2O3夾雜物。MgO·Al2O3夾雜物主要是鋼中高含量酸溶鋁和鋼包、中間包內襯中的MgO發生置換反應，再與Al2O3夾雜結合而形成的產物。而不規則Al2O3夾雜基本上是來源于浸入式水口部位的鋁碳鋯耐火材料[5]。這兩類夾雜物也是導致16MnDR鋼軋材夾雜物評級超標的主要原因之一。

圖6 16MnDR鋼軋材中夾雜物的典型形貌

表3 圖6中典型夾雜物的能譜分析結果(質量分數)

2.5 16MnDR鋼的鈣處理熱力學計算

(1)

[Ca]+[S]=[CaS]

lgKCaS=lg(aCaS/aSaCa)=

19 980/T-5.90

(2)

表4 1 600 ℃鋼液中主要元素之間的相互作用系數[6]

圖7 1 600 ℃時Ca-A1(a)、Ca-S(b)的平衡曲線

3 結論

(1)兩爐16MnDR鋼在LF進站時的w(T[O])分別為0.005 3%和0.006 1%。從LF精煉到RH脫氫，再到中間包澆注，兩爐16MnDR鋼中T[O]含量整體呈逐漸降低的趨勢，其軋材中的w(T[O])分別降低到了0.001 4%、0.002 3%，達到了控制要求(w(T[O])≤0.003 0%)。

(2)從LF精煉到RH脫氫，再到中間包澆注，16MnDR鋼中不同尺寸的夾雜物數量整體呈下降趨勢；鈣處理后，鋼中尺寸21～50 μm的大顆粒夾雜反而增多，主要為12CaO·7Al2O3夾雜。由于12CaO·7Al2O3夾雜與鋼液的接觸角小于90°，渣相和夾雜物相之間的鋼液薄膜不易破裂，因此，12CaO·7Al2O3夾雜難以被爐渣吸附而排出。

(3)造成16MnDR鋼軋材中夾雜物評級超標的大顆粒夾雜物主要為鏈狀12CaO·7Al2O3夾雜、近似球形MgO·Al2O3尖晶石和不規則Al2O3夾雜，12CaO·7Al2O3夾雜為鈣處理產物，MgO·Al2O3夾雜主要為鋼中酸溶鋁和耐火材料中MgO的置換反應產物，不規則Al2O3夾雜主要來源于浸入式水口部位的耐火材料。