煉鋼過程中鋼水氮含量控制

游明君，謝希剛，謝建府，謝 晴，陳志鵬

（華菱漣鋼210 轉爐廠生產科，湖南 婁底 417000）

既往實踐經驗證實，鋼水中氮含量維持較高水平會造成鋼極限強度、屈服極限、以及硬度水平提升，同時對其沖擊韌性以及塑性性能產生相當不利的影響。氮含量升高還會造成鋼韌性-脆性轉變溫度的提升，造成低溫回火脆性。特別是對于應用于深沖環境下的低碳鋼來說，鋼水中氮含量維持較高水平會產生相當明顯的不利影響。目前技術條件水平支持下，煉鋼期間對鋼水氮含量的控制水平遠低于國外水平，同時還存在較為明顯的波動，這對于煉鋼結果會產生相當不利的影響。為提升對煉鋼期間鋼水中氮含量的控制水平，就必須掌握全流程中氮含量的變化規律，并采取相應技術措施對鋼水過程增氮問題進行合理控制與優化，達到降低煉鋼成品氮含量的目的。

1 轉爐低氮鋼冶煉技術

煉鋼期間分別于轉爐兌入鐵水、拉碳以及終點三個環節進行取樣，取樣結果顯示轉爐冶煉期間鋼水氮含量的變化趨勢如下圖（見圖1）所示。結合圖1 的可見，轉爐冶煉所表現出的吹氮效果良好。進入吹氧環節（吹氧持續時間在13.0min ～16.0min范圍內）后鋼水中氮含量呈現出明顯的下降趨勢，至拉碳環節達到最低值狀態，拉碳～終點環節中鋼水有一定程度上的吸氮趨勢。同時，圖1 中數據顯示，轉爐兌入鐵水～拉碳環節脫氧率平均值達到75.4%左右，至終點環節鋼水脫氮率下降至57.8%左右維持。從這一角度上來說，拉碳環節中，鋼水中氮含量水平相對偏低，拉碳～終點環節所呈現出的鋼水吸氮的趨勢較為明顯。

圖1 轉爐冶煉期間鋼水氮含量的變化趨勢示意圖

既往經驗表明，在溫度提升的過程當中，鋼水中氮溶解度有一定程度上的增大趨勢，且溫度與鋼水中氮分壓呈現出正相關關系。轉爐脫氮與脫碳效率存在密切關系，脫碳環節所生成一氧化碳會對脫氮效率產生直接影響。具體而言，在脫碳環節中會產生大量的一氧化碳氣泡，這些氣泡的氮氣分壓始終在較低水平狀態維持，因此相對于鋼液中溶解氣體而言，發揮著真空室的作用。鋼液中N 原子可進入氣泡內并生成一定比例的N2分子，并伴隨一氧化碳氣泡自鋼業內外排。在冶煉中期階段中，碳氧反應進一步加劇，一氧化碳生成量明顯提高，大量帶出鋼內氮元素，這一時期VN2始終維持在較高水平。

進入冶煉末期后，碳氧反應相對放緩，這一時期Vc 水平有所下降，空氣受爐外分壓高于爐內分壓因素的影響大量進入爐內，造成氮氣分壓水平的提高。這一背景下，受爐內溫度較高以及增氮速度顯著高于脫氮速度等因素的影響，造成這一時期所表現出的氮溶解度達到最高水平。并且，由于鋼水吸氧與氮在鋼內溶解度存在正相關關系，與鋼水中碳含量存在負相關關系，因此，冶煉后期受拉碳環節后深吹鋼水空氣吸氧因素的影響，造成鋼液增氮明顯。將氮溶解反應平衡常數定義為KN，將鋼液中氮質量分數定義為N，將氣泡中一氧化碳分壓定義為PCO，將脫氮速率定義為VN2，將脫碳速率定義為VC，則可以按照如下式（1）所示方式，對脫碳速率與碳排除速率的對應關系進行描述：

從這一角度上來說，為實現對轉爐重點鋼水中氮含量的控制，核心問題是在不影響冶煉效果的前提下，最大限度控制拉碳～終點環節鋼水增氮問題。可以采取的技術措施包括以下幾個方面：

①對轉爐冶煉后期低吹供氬強度進行提升，提供過此種方式生成一定比例氬氣泡，以加速冶煉后期脫氮效率，建議自原方案中0.02m3/（min·t 鋼）提高至0.04m3/（min·t 鋼）標準；

②對廢鋼消耗量進行嚴格控制，以t 鋼為標準，將廢鋼消耗量控制在40.0kg 范圍內，并通過應用低槍位對吹煉后期進行操作的方式，避免因操作方法不當或廢鋼過量加入所致深吹、補吹等質量問題，出鋼前不得的應用氧槍進行掃爐口操作，以免空氣進入鋼液內造成鋼液中氮含量的明顯增加；

③以鋼水溫度為參考標準，在進入冶煉后期的操作后按照t鋼標準加入爐渣發泡劑，加入劑量按照1.0kg ～3.0kg 標準控制。此項措施能夠充分調動爐渣活躍性，生成大量一氧化碳并加速脫氮反應的進行，爐渣經乳化處理后對鋼液表面有一定的覆蓋作用，能夠避免空氣與鋼水直接接觸，通過此種方式達到控制鋼水終點氮含量水平的目的。

表1 脫氧方式對出鋼過程增氮量的影響數據示意表

表2 工藝優化前、后出鋼環節增氮量示意表

2 兩步脫氧控制出鋼過程增氮技術

出鋼環節自氣-液界面向液相進行傳質對于鋼液增氮而言存在一定的限制性影響，鋼液吸氮效率在很大程度上受到氣-液界面上可吸附氮空位數量的影響，而決定這一指標的關鍵因素則是鋼液表面活性元素對可吸附氮空位的占用情況。在鋼液中氧含量水平不斷增加的背景下，表面氮分子下屬氮原子速所占據孔位被氧所占據，造成氮分子形成過程受阻。

從這一角度上來說，由于氧原子的存在，對空氣與鋼液的結合產生了一定程度上的隔絕作用，這對于降低鋼水二次氧化反應以及吸氮效率有非常直接的影響。下表（見表1）給出了脫氧方式對出鋼過程增氮量的影響數據。結合表1 可見，不脫氧鋼（如電工鋼）出鋼過程未見增氮反應，與之相反的是，采用鋁鐵等材料在出鋼環節進行強制性脫氧處理的大梁鋼、車輪鋼等，出鋼過程增氮量達到12.0*10-6以上，以上數據反映，出鋼過程增氮情況會在很大程度上受出鋼后鋼水氧活度的直接影響。這也提示，為減少出鋼過程增氮，關鍵問題時對出鋼脫氧操作進行合理優化，確保出鋼后鋼水氧活度在50.0*10-6以上維持。

基于上述分析，為解決低氮鋼種出鋼環節存在的增氮問題，關鍵在于對出鋼脫氧工藝進行改進與優化，形成基于兩步脫氧的技術方案。具體實施過程中的關鍵要點如下：在低氮鋼種出鋼環節中，對鋼水進行部分脫氧處理，確保經脫氧處理后鋼水氧活度達到50.0*10-6以上標準，剩余氧通過小平臺喂鋁線的方式進行處理，喂線期間應當特別注意對鋼包底吹氬強度以及喂線速率的嚴格控制，以此種方式避免鋼鐵裸露增氮問題的出現。通過對出鋼工藝的合理改進，達到控制鋁鎮靜鋼出鋼期間增氮量水平的目的。

工藝優化前、后出鋼環節增氮量如下表（見表2）所示。結合表2 數據可見，兩步脫氧控制出鋼過程增氮技術應用后，鋼液出鋼期間增氮量得到明顯控制（基本可控制在5.0*10-6范圍內），且使出鋼期間增氮波動維持在較小范圍內，達到了可控的目的。

3 雙氬封長水口保護澆筑技術

首先，應針對長水口結構進行合理優化。在結構優化前，長水口碗部與鋼包下水口接觸部位采取的是線接觸模式；在結構優化后，長水口腕部與鋼包下水口接觸部位調整為面接觸模式。通過對長水口進行結構優化的方式，顯著提升了長水口與鋼包長水口在接觸過程中的密封穩定性。

并且，此項結構改造措施實施后，長水口除了在碗口具備吹氬保護功能以外，還于碗口下方距離30.0mm 位置設置有環形接縫氬氣室，在冶煉期間執行吹氬動作后該位置會生成一層全新氬氣室，以此種方式發揮雙層氬氣對澆筑的保護效果。

其次，應針對密封圈材質進行合理改進。密封圈所選用材質及其運輸會在很大程度上對使用效果產生影響。雙氬封長水口保護澆筑實施前，密封圈所選用材質硬度較大，運輸過程中發生碎裂的風險較高，使用期間不但難以保證結構完整性，同時還對密封效果產生了比較不良影響。

冶煉后期難以自長水口脫落，必須通過氧氣管燒氧的方式加以去除，對鋼水中氮含量的控制也有相當不良的影響。界于上述問題，為實現對煉鋼期間鋼水氮含量的合理控制，還應做好對密封圈材質的改進工作。改進前、后密封圈材質基本性能指標如下表（見表3）所示。結合表3 數據可見，經材質改進后，密封圈整體性能更為良好，質地相對偏軟，在使用期間不易發生碎裂問題，并且冶煉完成后較易自長水口碗部去除，一方面降低了冶煉人員的操作難度，另一方面實現了對密封性能的優化。

表3 改進前、后密封圈材質基本性能指標示意表

4 結語

結合相關實踐工作經驗以及對煉鋼期間操作數據的累積，不難發現，導致典型鋼種冶煉期間氮含量超標的主要原因包括轉爐終點鋼水中氮含量偏高、出鋼環節增氮嚴重以及精煉結束～中間包環節增氮嚴重這幾個方面。針對上述問題，有必要展開系統研究與分析，通過技術改進的方式，對氮含量進行科學控制，通過轉爐低氮鋼冶煉技術，兩步脫氧控制出鋼過程增氮技術，以及雙氬封長水口保護澆筑技術的綜合應用，將轉爐重點鋼水氮含量水平嚴格控制在13.0*10-6范圍內，同時將出鋼、精煉結束～中間包環節的增氮水平嚴格控制在5.0*10-6范圍內，以得到合理控制鋼水環節增氮問題的目的。