ER70S-G 高鈦焊絲鋼LF 爐冶煉工藝優(yōu)化

胡井濤， 王 顯， 崔寶民

（1.河鋼樂亭鋼鐵有限公司， 河北 唐山 063016；2.河鋼唐山鋼鐵有限公司技術中心，河北 唐山 063016）

含鈦高強焊絲鋼具備優(yōu)良的熔敷性和低飛濺性，可適應高能率化和高效率化焊接技術要求，與利用大量鎳、鉬等元素合金化的同等級別產品相比，具有明顯的成本優(yōu)勢，近年來在高強鋼氣體保護焊領域得到了廣泛的推廣應用，市場需求量逐年增加[1]。國內外含鈦合金焊絲鋼一般采用模鑄或大方坯工藝生產，工序流程長、成材率低、生產成本高，連鑄小方坯生產工藝正逐步興起，但澆鑄過程生成鋁鈦的氧化物，易結瘤，產生高熔點脆性夾雜是冶煉澆鑄面臨的問題，優(yōu)化LF 爐冶煉工藝，進行夾雜物控制顯得尤為重要。

1 鋁鈦競爭氧化熱力學分析

LF 鋼液化學成分如表1 所示，計算所用的活度相互作用系數如表2 所示[3]。

表1 ER70S-G 化學成分 %

表2 各元素活度相互作用系數（1 873 K）

1.1 Ti-O 間熱力學計算

鈦是一種具有不同價態(tài)的強脫氧元素，鋼液中的[Ti]與[O]可生成多種氧化物，按價態(tài)由低到高分別為TiO、Ti2O3和TiO2[2]。

在T=1 873 K 時，不同鈦氧化物的ΔrG與鋼中[O]的關系曲線如圖1 所示，在相同的氧含量下，鈦氧化物的穩(wěn)定性由大到小依次：ΔrGTi2O3>ΔrGTiO2>ΔrGTiO。

圖1 1 873 K 下不同鈦氧化物的與w([O])的關系曲線

1.2 Ti-O-Al 系中Ti 與Al 的競爭氧化

鋁、鈦同時存在鋼液中時，兩者之間競爭氧化，其化學反應式如式（5）所示[4]。

當競爭氧化反應達到平衡時，即ΔrG=0 時，m[Ti]/m[Al]=7.69。

當m[Ti]/m[Al]＞7.69 時，ΔrG＞0 反應逆向進行，在競爭氧化中Ti 占優(yōu)；反之，Al 占優(yōu)。

調整m[Ti]/m[Al]，在掃描電鏡下分析夾雜物類型和成分，對鋼樣中的夾雜物進行統(tǒng)計，夾雜物統(tǒng)計結果如表3 所示，當10.8＜m[Ti]/m[Al]＜16.7 時，開始有Ti2O3含量相對較多（含w（Ti2O3）=55%），Al2O3-Ti2O3夾雜出現。

表3 夾雜物統(tǒng)計結果

圖2 Al2O3-Ti2O3 二元相圖

從Al2O3-Ti2O3二元相圖（見圖2），可以直觀的看出，當w（Al2O3）在46.4%（w（Ti2O3）為53.6%）左右時，Al2O3-Ti2O3復合夾雜的熔點最低。m[Ti]/m[Al]控制在10.8～16.7 形成夾雜物熔點較低，有利于鋼水澆鑄。

m[Ti]/m[Al]控制目標10.8～16.7，[Ti]具有競爭性，與鋼水中的氧化物進行反應，生成難熔的鈦的氧化物。由此，鈦合金化前降低鋼水氧活度和氧化性，保證鋼水潔凈度，縮短鈦加入后至澆鑄時間，控制低[Al]量，對抑制過多鈦的氧化物生成，控制鈦鋁氧化物形式，保證可澆性顯的尤為重要。

2 LF 爐工藝優(yōu)化

2.1 鋁含量控制應用分析優(yōu)化

按照m[Ti]/m[Al]控制目標10.8～16.7，成品鈦目標0.16%計，則鋁控制范圍為（96～148）×10-6。[Ti]在鋼水中極易被氧化，置換出[Al]，鋼水中鋁含量增加，為保證澆鑄過程鈦的合標性，考慮綜合成本，出站w（[Ti]）控制范圍0.19%～0.23%，鈦合金化前鋼水中酸溶鋁[Als]控制范圍為（50～130）×10-6。

加鈦后鋼水夾雜物類型：Al2O3-Ti2O3-MgO。

鈦含量相對穩(wěn)定，MgO 夾雜物生成主要受鋁含量影響，鋁含量高會造成MgO 夾雜物多。表4 為鈦前w（[Al]）為（50～80）×10-6和（80～120）×10-6夾雜物情況，鈦前[Al]為（50～80）×10-6優(yōu)于高鋁狀況。

表4 鈦前w([Al])后夾雜物成分、類型對比

2.2 LF 脫氧造渣應用分析優(yōu)化

受轉爐終點氧、爐渣氧化性等因素影響，實際生產中LF 進站鋁控制精準度差，難以達到鈦合金化之前鋼水活度氧和酸溶鋁控制目標，需要LF 化渣過程加入鋁粉進行造渣，過程進行加鋁脫氧調整。為促進鋁氧化夾雜物上浮去除，制定了在精煉前期進行。

鋁脫氧后，渣中Al2O3含量增加，精煉渣流動性增加，表面張力降低，脫氧、脫硫效果降低，精煉渣堿度從2.0～2.2 升高至2.5～3.0，達到鈦合金化前脫氧脫硫作用。改進后典型爐次精煉渣主要成分變化情況見表5。

表5 改進前后LF 精煉過程渣樣成分 %

脫氧造渣的改進使鈦前精煉渣w（MnO+FeO）降低至0.43%，鈦合金化后w（MnO+FeO）為0.41%，降低了鈦的氧化性。

2.3 鈦合金化應用優(yōu)化

生產初期采用70%鈦鐵進行鈦合金化，由于其鋁、氮含量高，鈦收得率低，不利于鈦控制，故改用低鋁低氮鈦鐵包芯線，鈦線直接喂入鋼水，與鋼渣接觸小，避免了加入鈦合金的鋼水攪拌造成鋼水二次氧化，有效提高了鈦鋁的穩(wěn)定控制。表6 為成分對標，圖3 為使用前后對比。從圖中可以看出，與鈦鐵相比，使用鈦線鈦收得率高，增氮、增鋁量低。

表6 鈦鐵、鈦線典型成分對比

圖3 鈦鐵、鈦線應用效果對比

3 鋼水夾雜物控制優(yōu)化效果

化渣過程加入鋁粉進行造渣，過程加鋁脫氧調整，加鈦前控鋁（50～80）×10-6，同時控制精煉渣堿度2.5～3.0，采用低氮低鋁鈦線代替鈦鐵，鋼水可澆性顯著改進，典型爐次夾雜物情況對比如下：

3.1 夾雜物尺寸對比

優(yōu)化前后典型爐次夾雜物平均尺寸變化情況見表7，優(yōu)化后夾雜物平均尺寸明顯降低。

表7 優(yōu)化前后LF 精煉過程夾雜物平均尺寸變化 μm

3.2 夾雜物數量對比

優(yōu)化前后典型爐次夾雜物數量對比情況見表8，改進后夾雜物數量明顯減少。

表8 優(yōu)化前后典型爐次夾雜物數量（當量直徑5 μm 夾雜物）個數 個/mm2

3.3 夾雜物成分情況對比

優(yōu)化前后鋼水中夾雜物總體類型相同，從LF 化渣、加鈦前到加鈦后依次轉變?yōu)椋篈l2O3-MnO-SiO2→Al2O3-MgO→Al2O3-Ti2O3-MgO。形貌對比見圖4。

3.4 夾雜物熔點情況對比

優(yōu)化前后典型爐次鋼水中夾雜物熔點情況見圖5，由圖5 可見，優(yōu)化前夾雜物熔點在高熔點區(qū)比例較大，熔點較高；優(yōu)化后夾雜物熔點集中在1 600 ℃以下，熔點較低。

圖4 改進前后典型爐次加鈦后夾雜物形貌對比

圖5 優(yōu)化前后夾雜物成分、熔點變化

4 結論

本文通過熱力學計算得出高鈦焊絲鋼冶煉過程中鈦的氧化物存在形式Ti2O3最穩(wěn)定，[Ti] 具有競爭性，與鋼水中的氧化物進行反應，生成難熔的鈦的氧化物。m（[Ti]）/m（[Al]）控制在10.8～16.7 時，生成鋁鈦氧化物，熔點降低，有利于提高可澆性。

通過加鈦前控鋁（50～80）×10-6，同時控制精煉渣堿度2.5～3.0，采用低氮低鋁鈦線代替鈦鐵，等工藝優(yōu)化連鑄平臺夾雜物尺寸3 μm，當量直徑5 μm 夾雜物0.9 個/mm2，夾雜物熔點集中在1 600 ℃以下，保證了可澆性，連澆爐數達到8 爐。