LF深脫硫過程中的鋼液增碳增氮的控制研究

孔 為，宗燕兵，蒼大強

（1.北京科技大學 國家材料服役安全科學中心，北京100083；2.北京科技大學 冶金與生態工程學院，北京100083）

LF爐精煉是一種常用的鋼液二次精煉手段，在LF精煉的造渣精煉過程中，可以對鋼液進行加熱、脫氧、脫硫、去夾雜及合金化[1]。在使用LF爐對抗酸管線鋼X65MS進行深脫硫處理的時候，部分爐次出現LF處理結束時的碳及氮的成分增高較多的情況，甚至導致某些爐次的碳、氮成分超標，造成斷澆、板坯單獨碼垛等嚴重情況。本文預對鋼液脫硫及增碳增氮的原理做細致分析，并提出一些切實可行的操作來優化LF精煉工藝，從而防止LF精煉處理X65MS時的增碳及增氮，保證生產的順利進行及板坯成品成分達標。

1 LF精煉過程的鋼液脫硫及增碳增氮原理

1.1 LF精煉過程的鋼液脫硫原理

LF爐內的脫硫反應可由式（1）表示[2]：

硫在溶渣與鋼液間的平衡分配常數L s可由式（2）計算[3]：

式中，(%S)*及[%S]*分別為硫在熔渣及鋼液中的平衡濃度（%）；T為鋼液及熔渣的溫度（K），設為相同；Λ為熔渣的平均光學堿度；f s為熔渣的活度系數；a[o]為鋼液中氧的活度。

從式（2）中可看出溫度越高，硫在溶渣與鋼液中的分配比越大，更易于脫硫。且式（1）為吸熱反應，高溫也利于反應向正向進行。高的光學堿度、高的熔渣活度系數及低的鋼液中氧活度更有利于脫硫反應的進行。

一般認為脫硫的限制性環節是硫離子在渣中的傳質，由此脫硫反應的速度可以表示為下式[3]：

式中，A為渣鋼間的界面積(m2)；Wm為鋼液的質量(kg)；Ks為硫在溶渣中的傳質系數；(%S)及[%S]分別為硫在熔渣及鋼液中的過程濃度(%)。

從式（3）中可看出盡可能的提高LF爐內的氬氣攪拌強度以增大渣鋼間的接觸面積，提高硫在渣中的傳質系數，可以加快脫硫反應的進行。

1.2 LF精煉過程的鋼液增碳原理

LF精煉過程的增碳主要是由用于加熱的電極中的碳擴散到鋼液中所導致的。由于電極加熱過程中會使用短弧大電流的操作，鋼液表面與電極端部的距離較近，同時鋼包底部開啟的底吹氬會造成鋼液面的波動，使鋼液和電極直接接觸，從而導致鋼液增碳。另外由于熔渣及鋼液的沖刷等方面的原因導致的電極本身的剝落也會使鋼液增碳。電極在鋼液中的溶解過程可解釋為致密固體在熔體中的溶解，可分為兩個基本步驟：在高溫下，C脫離固體晶格從晶格點陣轉變為C原子進入鋼液中；溶解的C原子通過邊界層向鋼液內部傳輸，從而增加鋼液的整體碳含量。第一個步驟是界面反應，其反應速度可由活化能表示成溫度的函數，受熱力學參數溫度控制，溫度越高界面反應越快，增碳量越大。第二個步驟是動力學控制過程。電極加熱區的鋼液溫度可達3000℃以上[4]，因此可認為第二個步驟是鋼液增碳的控制性環節，即LF爐加熱過程電極周圍的鋼液波動越大，鋼液更新速度越快，鋼液增碳的趨勢就越大。另外LF處理的時間越短，鋼液增碳越輕，這就要求提高LF爐的到站溫度，盡早造渣，從而縮短處理時間。

1.3 LF精煉過程的鋼液增氮原理

如前所述LF爐電弧區的溫度可高于3000℃，這加速了氮氣溶于鋼液的表面化學反應過程，這時空氣中氮氣會被電離為氮原子，氮原子融入鋼液并傳輸至鋼液內部，整個反應如式（4）所示[5]：

由式（4）可看出其標準吉布斯自由能在LF精煉的溫度范圍內小于零，因此此反應是自發的，這是在LF精煉過程中鋼液容易增氮的主要原因。

氮在鋼液中的溶解度可表示為下式[6]：

式中，KN為式（4）的反應平衡常數；fN為氮在鋼液中的活度系數；PN2為氮氣的分壓。

由式（5）計算出在LF精煉條件下，鋼液中N的飽和含量可高于400×10-6，由此可見LF精煉的吸氮潛能是很大的。但是鋼液中氮含量想達到飽和含量還受動力學條件的控制，式（4）中的鋼液吸氮反應的限制性環節為液相側的N的傳質，鋼液吸氮的速度可表示為式（6）[6]：

式中，KL為氮在鋼液中的傳質系數；A為渣鋼間的界面積；V為鋼液的體積；[%N]i為LF精煉初始時鋼液中氮的濃度。

由式（6）可知鋼液吸氮的速度主要由KL決定，影響KL的因素主要包括鋼液面的裸露面積、裸露鋼液面的沸騰程度及鋼液中的表面活性物質成分等[7，8]。劇烈沸騰的裸露鋼液其吸氮的KL值是平靜時的5倍[7]；鋼液中的溶解氧及硫等表面活性物質含量越低，KL的數值越高，即鋼液中高的氧及硫含量有利于抑制其吸氮[8]。另外在式（6）中也可看出，LF處理的時間越長，鋼液的增氮會越嚴重，與抑制鋼液增碳類似的，為抑制鋼液增氮同樣要求提高LF爐到站溫度，盡早造渣，從而縮短處理時間。

2 LF深脫硫處理X65MS下的抑制增碳增氮工藝

通過上述LF精煉的深脫硫及抑制增碳和增氮的原理分析，可得出它們的工藝控制條件，如表1所示。從中可看出要想對X65MS鋼種執行好的深脫硫處理，勢必會提高其增碳及增氮的風險，即深脫硫與抑制鋼液增碳及增氮有著一定的工藝操作上的矛盾性。但X65MS鋼種的成品板坯要求硫含量≤10×10-6，對其來講深脫硫是LF爐處理的根本冶煉任務，因此就需要在保證LF精煉深脫硫的基礎上盡量優化工藝操作以抑制鋼液的增碳及增氮。下面將結合實際生產條件提供一些優化的工藝操作方法。

表1 LF精煉的深脫硫及抑制增碳和增氮的工藝控制條件

2.1 LF深脫硫處理X65MS下的抑制增碳及增氮的優化工藝控制策略

2.1.1 造渣分步控制

造渣前期的加熱過程使用較小的底吹氬流量，以渣面不劇烈翻動露鋼液面為準，僅保證鋼液整體溫度均勻便可，減少鋼液直接裸露而增氮的同時，降低了因鋼液沖刷電極而增碳的幾率。當溫度升到滿足后續工序所需溫降要求的時候，這時確保渣料完全熔化，同時保證其溫度滿足脫硫所需的熱力學條件（≥1600℃），開大氬氣流量進行強攪拌，使渣鋼充分混合接觸，具備良好的深脫硫動力學條件，在此期間禁止加熱，關閉除塵閥，使鋼包內充滿氬氣維持微正壓，從而避免鋼液直接接觸空氣而吸氮。

圖1 CaO-SiO2-Al2O3三元渣系的相圖

2.1.2 優化造渣成分

盡早化渣有利于縮短LF精煉的整體處理時間，從而有利于抑制鋼液增碳增氮。為實現快速化渣，需使LF精煉站的頂渣熔點盡量低，因此可在出鋼過程中加入一部分白灰、螢石及鋁礬土，將爐渣的成分調整到CaO-Al2O3-SiO2三元渣系的低熔點區，如圖1中區域1所示。LF爐造脫硫渣過程實際是CaO在已有熔渣中的溶解過程，因此在LF精煉電極加熱過程中加入合成渣、白灰及鋁粒（降低渣中氧勢），將溶渣調整至硫容較高的成分區域中，如圖1中區域2所示，此時的脫硫渣成分配比為CaO＞55%，SiO2＜7%，MgO為6%～9%，Al2O3為25%～30%，同時保證渣鋼配比為0.03左右，可將鋼液硫脫至10×10-6以下[9]。

值得注意的是出于安全考慮，加料系統設置了嚴格的連鎖條件，其中之一是皮帶運行期間禁止備料，兩批料之間的間隔時間較長，在有限的造渣時間內無法實現“先加螢石及鋁礬土再加石灰及合成渣”的分步加料操作，因此如上文所述，在出鋼過程中先加入螢石、鋁礬土及部分白灰，在鋼包到站電極加熱過程中再進一步加入合成渣及白灰。

2.1.3 使用LF-RH雙聯工藝冶煉X65MS

生產X65MS鋼種可使用RH-LF及LF-RH兩種雙聯工藝路線。與前者相比，后者具備如下優點：可以在出鋼過程中脫氧，利用出鋼過程強大的攪拌能力進行調合金操作，從而節約LF精煉過程中的多批次調合金時間，縮短LF整體精煉周期；如上文所述，可在出鋼過程中加入一定量的渣料，減少LF爐精煉過程的渣料加入時間及到站時的爐渣結殼情況，有利于早化渣及短時間內造好脫硫渣，并可利用出鋼過程的攪拌能力對鋼液進行一定程度的脫硫處理以減少LF精煉的脫硫壓力；由于沒有RH處理過程的溫降，從而提高了鋼包的到站溫度，利于緩解鋼渣結殼，降低整體造渣時間；可以充分利用RH真空脫氣能力，有效緩解LF精煉的增氮壓力。因此為抑制在LF精煉處理X65MS過程中的增碳增氮，使用LF-RH雙聯工藝是較為合適的。

2.2 優化后的LF精煉工藝實踐效果

將前文2.1中所述的優化工藝方法應用在X65MS的LF精煉過程中，測得精煉過程中鋼液的硫、碳及氮的成分（3澆次平均值），并與前期未經優化的LF精煉工藝做對比，如表2所示。從表中可看出，優化后的LF精煉工藝的深脫硫效果比較好，精煉結束時可以達到S≤10×10-6；且過程增碳及增氮都得到了較好的控制。

表2 LF精煉工藝優化前后的X65MS成分

3 結論

LF精煉處理X65MS時，其深脫硫工藝與抑制增碳、增氮在熱力學和動力學條件上存在一定的矛盾；通過優化LF精煉操作工藝，如造渣分布控制及優化造渣成分，從而在保證良好的深脫硫條件的同時，達到有效抑制鋼液增碳及增氮的效果，優化后LF精煉工藝可使X65MS鋼種在精煉過程中的增碳及增氮得到較好的控制。