45t LF（VD）精炼钒氮非调质钢的增氮工艺

试验和分析了成分为(%):0.42C、0.62Si、1.42Mn、0.11V、0.015N钒氮非调质钢LF(VD)吹氮精炼时合金元素、LF和VD工艺参数对该钢增氮的影响.结果表明,前期加固氮合金元素V、Cr、Mn,快速提高LF精炼温度至1 620～1 630℃,增加精炼吹氮时间,可使平均增氮速率达2.83×10-6/min;VD处理进行氮气搅拌,控制VD处理时间,可提高氮的收得率.     

含氮不锈钢氮气增氮的实验及工艺

通过采用氮气增氮的实验,研究了钢液的化学成分、冶炼温度、表面活性元素和吹氮流量对钢液增氮的影响.研究结果表明:钢中的合金元素尤其是Mn、Cr等元素能够增大钢液氮的溶解度;冶炼温度提高,钢液的增氮速率增大;钢中的氧对钢液的增氮有很大的阻碍;吹氮流量增大则钢液的增氮速率相应增大.同时对含氮不锈钢采用吹入氮气增氮工艺进行了探讨,为含氮不锈钢的生产提供了参考.     

RH真空精炼控氮工艺实践

为精确控制钢中氮含量,通过对真空条件下钢液控氮的热力学和动力学条件进行分析,结合实际情况,研究120 t RH精炼过程中不同硫质量分数铝镇静钢的脱氮和增氮过程。研究结果表明,不同硫质量分数铝镇静钢在脱氮进行到7 min时都出现脱氮速率拐点,脱氮速率明显降低,拐点处钢水氮质量分数为0.004 1%~0.004 9%;RH精炼过程中切换提升气体为氮气的增氮工艺稳定可行,在提升气体流量为600 L/min条件下,低硫铝镇静钢增氮速率大于高硫铝镇静钢,增氮速率分别为0.000 23%/min和0.000 14%/min。     

非调质钢F45MnVS钢水流动性研究

非调质钢F45MnVS钢水中S含量较高,钢水流动性较差,在连铸生产过程中易发生水口结瘤,甚至堵塞水口,中断生产。通过对堵塞水口的夹杂物进行分析,主要为CaS和Al_2O_3。针对夹杂物的种类,通过对在冶炼过程中钙线加入量和加入时机的研究,调整中包温度和连铸拉速,使钢水流动性明显提升,使连续生产炉数稳定到8炉。     

气体增氮法冶炼钒氮微合金钢

从理论上分析了钢液增氮的热力学、动力学影响因素,进行了BOF＋RH双联吹氮冶炼钒氮钢试验。结果表明,转炉底吹、RH喷吹均能有效增加钢液氮含量。RH真空度两段式控制既能满足控氢要求又能实现钢液搬出时较高的氮含量。BOF＋RH双联吹氮气工艺可以不加含氮合金冶炼钒氮微合金钢。     

非调质钢F45MnVS拉伸失效模式分析

利用GX-51型光学显微镜、JSM-6360LV型扫描电镜(SEM)、MH5L型维氏硬度测量仪等对其客户处F45MnVS异常拉伸断裂试样金相组织、断口形貌、截面硬度进行分析.结果 表明:该非调质钢在心部区域硫化物偏析严重,硬度较低,同时表面区域存在明显的加工刀痕,导致异常拉伸断裂.     

RH真空吹氮过程钢水的吸氮行为

在 8 0tRH装置用 30m3 /h氮气循环进行钢水吸氮操作和氮 /氩切换方法控制氮含量 ,在平均为836 0Pa真空度下研究了真空吹氮过程中 [S]为 0 0 2 4 %～ 0 0 30 %、铝 硅镇静钢水的吸氮行为。结果表明 ,真空下吸氮反应表观速率常数k′随 [S]、[N]的增加而降低 ;活性元素在表面的富集阻碍了氮的进一步吸附。通过表面吸附位置的封闭修正模型 ,建立了吸氮过程表观一级反应速率常数的关系式k′ =(a/Vm)kΣ′ =k°(1-KN′[N]-KS′[S]) 2 ,计算值和实测值吻合良好。     

RH→LF和LF→RH工艺生产管线钢增氮控制的比较

比较“铁水预处理→BOF→RH→LF→板坯连铸机”和“铁水预处理→BOF→LF→RH→板坯连铸机”两种工艺路线生产管线钢精炼过程的增氮控制.结果表明,LF→RH比RH→LF生产工艺在精炼时增氮减少约5×10-6.因此从控制增氮角度上,生产管线钢优先选择LF→RH精炼工艺.     

增氮析氮法去除钢中夹杂物工艺实践

在42CrMoA合金结构钢LF-RH精炼生产中,进行了原生产工艺和增氮析氮法去除钢中夹杂物技术工业试验研究,获得了良好的实验效果。通过系统取样,发现在增氮析氮法LF精炼过程中,通过底吹增氮法可使钢中T[N]含量增至260×10^-6以上,满足RH真空精炼过程中以气泡形式析氮的需求;增氮析氮法还具有良好的全氧去除效果,经RH真空处理后,平均T[O]含量下降率可达37.4%;增氮析氮法也具有良好的夹杂物去除效果,经处理后单位面积夹杂物数量由原有的8.771个/mm²降为3.585个/mm²,去除率达34.6%;在各类夹杂物中,增氮析氮法对氧化铝夹杂去除效率最高,处理后可将钢中Al₂O₃夹杂比例由83%降为74%,有效提升了42CrMoA合金结构钢洁净度。     

RH精炼过程增氮行为探讨

为了在RH精炼过程对氮的质量分数进行稳定控制,通过热力学计算分析钢水成分、RH真空度等对理论平衡氮质量分数的影响,分析RH提升气体从吹入上升管到进入真空室过程中压力的变化对平衡氮质量分数的影响。从动力学角度分析气相中的传质阻力、界面化学反应阻力、液相中的传质阻力共同作用于钢液的增氮、脱氮过程。提出RH处理过程的3种增氮途径及其对应的平衡氮质量分数。当钢种要求氮质量分数大于真空度下的理论平衡氮质量分数时,RH处理过程存在增氮、脱氮共存的状态。在氮质量分数变化过程中,当脱氮速度等于增氮速度时,钢液中氮质量分数达到动态平衡,不再发生变化。在真空度为5 kPa的条件下,RH钢液中氮质量分数达到动态平衡,不再发生变化时对应的氮质量分数为0.010 0%。     

非调质钢F45MnVS热顶锻裂纹分析和改进工艺措施

非调质钢F45MnVS的生产流程为50 t UHP EAF-LF-VD-260 mm×300 mm,180 mm×220 mm坯连铸-Φ20~Φ160 mm材轧制。根据显微组织分析,热顶锻裂纹由块状和片状MnS和附着的Al₂O₃-MnO-FeO复合氧化物引起,通过控制钢中Al 0.010%~0.030%,电弧炉终点[C]≥0.20%,终点[P]≤0.025%,[Mn]/[S]＞20,LF精炼渣碱度≥3.0,VD后软吹氩时间≥12 min,保证钢中硫分布均匀;中间包钢水过热度20~30℃,控制连铸拉速防止MnS偏析;控制终轧温度850~1000℃,轧后冷速2~4℃/s等工艺措施,使钢中夹杂物主要为长条状MnS,热顶锻试验无裂纹和其他缺陷,全部合格。     

微合金钢生产中增氮探索

对20MnSiV生产过程中的铁水样、出钢样、合金加入量、吹氮情况及成品样中氮含量进行分析,找出了氮在冶炼和连铸过程中的变化规律。对钢包内吹气增氮和合金化增氮进行比较,认为钢包吹氮是一种比较经济、可取的方式。     

260t复吹转炉底吹模式及钢水增氮的研究

分析了不同底吹流量和氮氩切换时间对钢中氮含量的影响,得出采用吹氧量在70％进行氮氩切换的底吹模式或者通过小流量底吹氮（不大于0．077m3／（min·t））在吹氧85％切换的底吹模式,钢水叫（N）可以控制在30×10^-6以下;同时通过对冶炼过程和出钢过程的分析,认为转炉最好采用沸腾方式出钢,如果在出钢过程中需要加脱氧...     

转炉增氮工艺研究与应用

通过对钢水冶炼过程进行吸氮热力学、动力学分析,确定在吹炼过程中通过增加转炉氮分压的方式来增加钢水中的氮含量是可行的。通过工厂试验,确定吹炼100%时打开氮气阀门,设置阀门开度为30%,吹炼时间控制为120 s,可稳定满足钢水增氮量。使用该技术可以实现冶炼HRB400、HRB500时采用钒铁代替氮化钒铁完成VC及V(CN)析出,降低合金成本。     

炼钢生产过程中增氮分析与控制

控制钢种氮含量,对提高铸坯质量很关键。中厚板卷厂炼钢过程各环节钢水氮含量检测统计显示,连铸机浇注过程是钢水增氮的主要环节,而且氮含量高的炉次铸坯的横裂纹、碎裂纹检出率较高。通过分析钢液中氮的行为,加强连铸保护浇铸的控制手段,将终点氮含量控制在50 ppm以内。     

48MnV-C非调质曲轴钢增氮工艺研究

采用"转炉→RH+LF→矩形坯连铸"工艺流程生产48MnV-C非调质曲轴钢,在LF精炼时添加氮化锰进行钢水增氮操作,钢中氮质量分数可稳定控制在(108～134)×10-6,平均值为120×10-6,并可预防轧材的"白点"缺陷。     

F45MnVS非调质钢中硫化锰夹杂物特性控制的研究

分析了改进前120 t LD-LF-RH-240 mm×240 mm CC工艺生产F45MnVS非调质钢中硫化物夹杂形貌、尺寸、数量密度等特性。通过采取以下改进措施：(1)转炉出钢过程脱氧铝锭加入用环绕钢液冲击区域分时段、分批次方式;(2)使用不含有MnS夹杂物的低碳低硫锰铁等合金辅料;(3)LF精炼过程S线喂入分批次加入等。试验结果表明：改进工艺后,LF、RH、中间包、铸坯以及轧材所有钢中硫化物夹杂的尺寸均有所降低,铸坯边缘、铸坯1/4处以及铸坯中心的大尺寸(>5μm)夹杂物数量密度分别由改进前的35、83、51个/mm²下降至改进后的24、57、39个/mm²,降幅分别达到31.43%、31.33%、23.53%。改进后轧材中细系和粗系夹杂物评级均有所改善,夹杂物长宽比为0～3的比例由改进前的63.07%增加至改进后71.23%。     

短流程增氮工艺探讨

在短流程生产实践中,对使用高氮质量分数精炼渣、吹氮气、含氮合金3种增氮方式增氮的可能性和规律进行探讨,结果表明：3种增氮方式都可以起到增氮效果,尤以含氮合金增氮效果明显且可控,3种增氮方式都需要有与之相匹配的钢种生产工艺流程才能满足连续生产需要。