棒材HRB400E增氮工艺开发及研究

供稿|王文辉 / WANG Wen-hui

内容导读

唐钢长材部生产HRB400系列钢筋过程中，需向钢中加入钒氮合金进行微合金化，形成的C、N、V化合物可以促进棒材强度的提高。其中N元素主要来自钢中基础氮与钒氮合金，因转炉出钢温度与终点碳不稳定造成钢中基础氮含量不同，V元素利用率不足，微合金化成本较高。文章介绍了唐钢长材部的增氮工艺开发过程，利用向钢水中喷吹氮气的方法，达到提高钢水终点氮含量的目的，并且使用纯钒铁替代价格昂贵的氮化钒铁，降低了微合金化成本。该增氮工艺技术由于向钢液喷吹氮气，提高了搅拌效果，降低了转炉终点氧含量及钢铁料消耗，因此具备在全国范围内推广潜力，创效空间巨大。

钢筋作为混凝土建筑结构的主要增强材料，应用广泛。随着高层、大跨度、抗震、耐低温、耐火建筑结构的出现，以及资源、能源、环境面临的严峻形势，要求钢筋具有更高的强韧性及良好的焊接性等综合性能。对钢液进行微合金化是实现这一要求的重要途径。现阶段国内外多数企业采用FeV、FeNb、VN进行微合金化。这种微合金化方式虽然可以充分发挥技术上的优势，却增加了产品的生产成本，另外带入的杂质容易污染钢水，降低钢水纯净度，并且氮的收得率较低，钢中氮含量不易控制。

唐钢长材部采用氮化钒铁、VN合金两种方式进行微合金化，虽然可以直接增加钢中氮含量，提高V元素利用率，却会降低钢水纯净度，氮的收得率也仅为66.8%左右，另外随生产条件变化波动较大，钢中氮含量不易控制，大大提高了微合金化成本。

为此，唐钢长材部针对棒材微合金化成本较高且氮含量不稳定问题进行了深入调研。调研发现，可以利用廉价的氮气作原料，通过向钢液喷吹氮气，提高钢水终点氮含量。但问题是该操作的氮收得率低且不稳定，极易造成产品性能波动，因此需采取措施提高并稳定氮含量控制。

增氮工艺理论依据

氮在钢液中以原子和化合物形式存在，其在钢液中的溶解反应式和平衡常数公式[1]：

ΔGθ＞0该反应不可自发进行，可逆向进行，为吸热反应。钢中[N]溶解度与N2压强及温度对应关系：

长材部炉内钢水终点温度以1670℃(即1873 K)计算，[N]溶解度为409×10–6。浇铸过程中钢水温度会下降。HRB400中包温度为1540℃时，钢中[N]溶解度为389×10–6。而长材部生产的HRB400氮含量要求＞80×10–6。HRB400液相线在1503±2℃左右，该温度下[N]溶解度满足HRB400氮含量要求。

增氮工艺开发路径

根据钢水增氮动力学及热力学原理确定攻关要素：

1) 要保证吹炼增氮过程中的供氧强度，提高火点区反应温度，促进气泡—钢液面上的吸附化学反应；

2) 要保证一定的供氮强度，扩大[N]的传质面积；

3) 要保证一定的氮气吹炼时间，使[N]有充足时间向钢液内部扩散；

4) 在降低成本的原则下向富含[N]的钢液中添加纯钒铁，可以达到细化晶粒的目的，钢中[N]含量要达到要求，以满足钒氮比。

根据上述攻关要素，将增氮工艺开发路径确定为：在转炉吹炼期间，向钢液中喷吹氮气，实现钢水增氮；根据公式计算及现场条件确定最佳吹炼枪位；增氮工艺稳定后，使用钒铁逐步替代氮化钒铁，并确定该工艺对经济指标的影响。

增氮工艺前期准备

安全 论证

喷吹氮气过程中，因氮气、氧气阀门同时打开，氧气若反窜进入氮气管道会引起一系列爆炸[2]，需对此做安全论证。

论证过程中对氧枪阀门站构造进行了详细分析，氮气管道上设有氮气快切阀、氮气逆止阀，因此在喷吹氮气时，氧气在逆止阀的作用下不会回流至氮气管道。在没有逆止阀情况下，氮气总管压强为1.6 MPa，氧气管道总压强为1.4 MPa，在同一阀门处氮气压力＞氧气压力，氧气不会回流至氮气管道。基于上述分析，氮气吹炼时氮气管道及其附属设备是安全的。

确定 氮气打开步骤

经过前期论证后，改进了氮气控制程序，在吹炼后期打开氮气切断阀，以达到喷吹氮气的目的，打开步骤：

进入氮气手动控制画面→确认氮气阀门开度→点击氮气切断阀→点击手动控制按钮→打开氮气控制阀门→调节氮气流量至要求值。

在氮气吹炼过程中，氮气流量为手动控制，在正式操作前对氮气流量与氮气阀门开度的对应关系进行确认，确认过程中转炉状态为空炉，角度为45°，如图1所示。

确认 氮气阀门与氮气流量对应关系

图1 阀门开度与氮气流量对应关系

增氮工艺参数

确认 氮气吹炼时长

从钢水增氮动力学及热力学分析，吹氮时间、过程温度、供氮强度是影响增氮的三要素，为确定吹氮时长与增氮量的关系，需将过程温度、供氮强度保持稳定，以观察氮气吹炼时长对增氮量的影响。实验炉次氮氧混吹时长与基础氮含量对应关系见图2。

图2 氮氧混吹时长与基础氮含量对应关系

由图2可以得出，采用实验氮气流量，当氮气吹炼时长＜3 min时，近50%炉次基础氮含量＜95×10–6，该值不利于VN化合物充分析出，因氮气流量已接近系统所承受的上限，提升空间有限。因此，从实验数据来看，在实验氮气流量下，当氮气吹炼时长≥3 min时，95%以上炉次钢水基础氮含量在95×10–6～140×10–6，满足要求，考虑到氮气成本，将最佳氮气吹炼时长确定为3 min。

确认 一次拉碳、终点碳控制目标

从钢水脱氮动力学分析，钢中碳含量越高，吹氧时生成的CO浓度越高，容易将生成的[N]带走。当一次拉碳C含量高需补吹时，补吹过程易带走一部分[N]，若不需补吹，易造成混吹过程增氮量不足，因此需确认一次拉碳最优碳含量。对实验过程208组数据进行分析，数据分布详见图3。

从图3可以看出，当一次拉碳C含量、终点C含量升高时，包样氮含量呈下降趋势，一次拉碳与终点C含量升高0.05%时，包样氮含量有较大机率降低4×10–6～6×10–6。考虑终点碳对转炉经济指标的影响，将一次拉碳C含量控制目标确定为0.07%～0.20%，终点C控制目标确定为0.07%～0.13%。

利用钒铁替代氮化钒铁

增氮工艺稳定后，开始实验使用部分纯钒铁替代氮化钒铁，替代比例由50%逐步提升至100%，V含量控制目标保持不变，图4为纯钒铁实验替代50%氮化钒铁期间，包样氮含量及棒材屈服强度对比。

图3 包样氮含量与(a) 一次拉碳、(b) 终点碳含量(质量分数)的对应关系

图4 正常炉次与实验炉次(钒铁50%)参数对比：(a) 包样氮含量；(b) 屈服强度

实验炉次氮含量分布偏高，包样氮含量分布范围117×10–6～170×10–6，平均153.26×10–6，较正常炉次高58×10–6。实验炉次棒材屈服强度分布范围440～490 MPa，平均465.18 MPa，较正常炉次高14.8 MPa，增氮效果稳定。

转炉经济指标变化

对转 炉终点氧影响

与正常炉次相比，冶炼后期氮气流量增加，气体总流量提高，对钢液的搅拌作用相对增强，使钢液中的碳氧反应更加接近平衡，降低了钢水氧化性与碳氧积。实验炉次与正常炉次终点碳氧积对比见图5。

可见实验炉次较正常炉次碳氧积普遍偏低，正常炉次碳氧积分布范围27×10–8～29.6×10–8，平均29.15×10–8，实验炉次碳氧积分布范围25.3×10–8～27.5×10–8，平均26.6×10–8，长材部低合金终点碳在0.04%左右，以0.04%计算，正常炉次、实验炉次平均终点氧分别为728.75×10–6、665×10–6，即同等终点条件下，转炉终点氧平均下降约64×10–6。

对转 炉终渣TFe及钢铁料消耗影响

采用该工艺后，由于熔池搅拌作用增强，使渣-钢间的反应更加趋于平衡，从而可以使终渣TFe含量降低。具体数据对比见图6，并且通过数据分析，喷吹氮气炉次终渣FeO含量(质量分数)可降低0.8%，钢铁料消耗降低1 kg/t，可有效促进转炉经济指标改善。

图5 实验炉次与正常炉次终点碳氧积对比

图6 喷吹氮气炉次(a) 终渣FeO含量(质量分数)和(b) 钢铁料消耗指标对比

结束语

唐钢长材部的增氮工艺技术关键：1)氮气喷吹最佳时长为3 min，钢水基础氮含量较正常炉次明显增加。2)为确保最佳增氮效果，一次拉碳C含量(质量分数)控制目标为0.07%～0.20%，终点C含量(质量分数)控制目标为0.07%～0.13%。3)氮气吹炼增氮工艺可有效降低转炉终点氧含量，钢铁料消耗、终渣FeO含量等经济指标得到明显改善。

经过技术攻关，唐钢长材部棒材HRB400E增氮工艺已开发成功，增氮效果良好。唐钢长材部正常炉次钢水基础氮含量为30×10–6～45×10–6，使用该技术后钢水基础氮含量提高50×10–6以上，有效促进了VC及V(CN)析出，现在该技术已全面推广使用。该工艺使用期间，通过稳定操作及优化Mn、Si、V成分控制，合金料与钢铁料成本明显降低。由于棒材钢筋用途广泛，市场需求大，因此该项技术具备在全国范围内推广的潜力，创效空间巨大，并且该技术可为开发600 MPa以上高强钢筋提供技术支撑。

[1] 李明儒，李晶，李洪冉. 转炉钢液终点氮含量研究. 钢铁研究，2009，37(6)：8

[2] 王怀安. 半干法除尘在承钢150 t转炉的应用. 河北冶金，2012(1)：30