VOD不锈钢水的初始温度对精炼效果的影响

以抚钢二炼钢厂30 t VOD生产数据为实践依据,分析了入炉初始钢水温度与VOD精炼过程铬收得率、氧利用率以及耗氧量之间的关系。结果示出,在VOD吹氧冶炼条件下,随着钢水入炉温度的升高,有利于提高铬收得率和氧利用率,降低耗氧量。为得到较好的精炼效果,当不锈钢碳含量的要求分别为≤O.30%C、≤0.03%C和≤0.01%C时,VOD精炼前钢水的温度应分别为≥1600℃、≥1650℃和≥1670℃;为减少喷溅和溢钢事故,钢水初始温度应≥1580℃,为降低耐火材料消耗,钢水温度应≤1720℃。     

316L超低碳奥氏体不锈钢吹氮合金化的动力学研究和应用

根据双膜理论,建立了不锈钢精炼中向钢水吹氮气合金化过程的动力学模型。通过硅钼棒炉研究了恒压(101 kPa),恒温(1 833 K)和恒流量(0.3 L/min)时316L不锈钢(/%:0.031C,0.57Si,1.00Mn,0.021P,0.004S,16.13Cr,10.12N,2.12Mo,0.028N)吹氮时间(0~70 min),氮分压(N_2:Ar=2:1,1:2和1:1)和温度(1 773~1 833K)对该钢氮合金化的影响。结果表明,钢中氮含量随着吹氮时间、氮分压的增加而增加,随吹氮流量增加钢液氮含量达到饱和的时间缩短,氮的溶解度随着钢液温度的降低而升高,合适的钢水温度为~1 500℃。120 t VOD 316L不锈钢工业生产试验表明,在氮气流量42×3 m~3/h时,VOD真空阶段吹氮合金化,钢中的氮含量可达0.04%。     

30 t VOD精炼含氮不锈钢底吹氮气合金化的生产实践

依据30 t VOD生产数据,在初始[C]0.50%~0.60%,初始[Si]0.12%~0.20%,初始钢水温度1 640~1 650℃,氩和氮气压分别为0.8×10⁶~1.0×10⁶ Pa和1.5×10⁶~1.6×10⁶Pa的条件下,对比底吹氩气和底吹氮气两种工艺在入VOD初始、吹氧脱碳以及还原脱气后的不锈钢（0.04%~0.06%N）中氮含量。结果表明,VOD底吹氮气精炼后Cr13型和Cr17型两类不锈钢的钢液氮含量为260×10^-6和300×10^-6,其氮合金化效果显著;常压下氮气搅拌Cr13型和Cr17型不锈钢钢液的平均增氮速率为40×10^-6/min和45×10^-6/min;钢液温度升高,增氮速率增加,通过降低VOD精炼不锈钢的钢液氧含量,能够提高底吹氮气的氮合金化效果。     

转炉底吹氮氩切换对氮质量分数影响

为了研究转炉底吹气体对钢水终点氮质量分数影响,研究了迁钢210 t顶底复吹转炉底吹模式对转炉终点氮质量分数的影响,并基于钢液脱氮和吸氮理论对试验结果进行了分析。应用实践结果表明,随着铁水碳质量分数增加以及终点氧质量分数降低,终点氮质量分数逐渐降低;在铁水条件、副原料、转炉终点、底吹流量以及过程操作一致条件下,随着氮氩切换时间节点延长,钢液增氮量逐渐增加。当切换时间节点为吹氧比56%以内,底吹氮氩切换对终点钢水氮质量分数影响较小,当切换时间节点为吹氧比高于56%时,终点钢水氮质量分数增幅较大。     

提高00Cr12Ti铁素体不锈钢钛回收率的工艺实践

00Cr12Ti超低碳铁素体不锈钢(%:≤0.030C、10.50～11.75Cr、6×C～0.75Ti)由90 t K-OBM-S转炉-90 t VOD-90 t LF-CC工艺冶炼。生产实践表明,随钢中自由氧含量(5～10)×10^-6和吹氩搅拌时间(1～12 min)增加,钛的收得率降低;LF喂钛线时钛的收得率高于VOD过程加块状钛合金;控制钢中全氧含量≤35×10^-6,自由氧含量≤6×10^-6,VOD过程(Cr₂O₃+FeO+MnO)≤1%,搅拌时间5～10 min,氩气流量50～80 L/min,用LF喂钛线工艺,可使钛的收得率达60%～75%。     

120 t复吹转炉底吹供气强度和炉底渣层控制的研究

通过将120 t顶底复吹转炉底吹供气强度由0.026 m~3/(t·min)提高到0.103 m~3/(t·min),为钢水提供动力学条件;同时降低炉底渣层厚度,由200～300 mm降低到50～100 mm,减少供气阻力,增加钢水的动力学条件,加强钢水搅拌使钢渣充分融合,促进碳氧反应降低钢水终点氧含量。转炉终点钢水碳氧积从0.003 1%降低至0.002 3%、终渣FeO质量分数从18.64%降低至18.12%,有效提高了钢水洁净度,改善了钢水质量。     

影响Cr12N高氮钢中氮含量的因素研究

利用真空反应釜冶炼Cr12N高氮钢,在冶炼过程中通过改变冶炼温度、压力、底吹时间、底吹气量等条件,研究Cr12N高氮钢中氮含量。试验结果表明:当温度从1 560℃上升到1 620℃时,Cr12N高氮钢中N含量从0.37%迅速下降至0.34%;压力从1.1 MPa升至1.6 MPa时,钢水中的N含量从0.31%增加到0.39%,涨幅达25.8%。由于压力较高,钢液中的N含量与氮分压之间呈非线性关系,与Sievert定律存在一定的偏离;底吹时间在5～15 min范围内时,Cr12N高氮钢中N含量随着底吹时间的增加而增加,当底吹时间大于15 min时,Cr12N高氮钢中N含量趋于饱和;底吹流量在0.16～0.18 m3/h范围内,随着底吹流量的增加,Cr12N高氮钢中N含量呈显著上升的趋势,当底吹量达到0.18 m3/h时钢中N含量达到最大值,此后随底吹量的增大,钢中N含量开始降低。     

120 t转炉半钢炼钢去磷保碳工艺的生产试验

针对攀钢转炉半钢冶炼中高碳钢增碳法增加成本降低钢水质量问题,采取了半钢增硅化学热补偿工艺,并根据对转炉脱磷热力学以及钢渣中磷富集规律,得出炉渣中磷的主要富集相为硅酸二钙。采用快速成渣、降低出钢温度等技术措施后,增加了炉渣中富磷相的比例,提高了脱磷效果。试验结果表明,新的热补偿工艺在提高半钢热源的同时,使得炼钢转炉成渣时间由4.1 min缩短到2.5 min,试验炉次转炉终点钢水碳含量平均为0.18%,温度平均为1653℃,炉渣TFe含量平均降低2.81个百分点,终点磷含量均控制在0.015%以内。     

VOD精炼316L不锈钢吹氮合金化的研究

用0.8 kg钢水石墨坩埚的硅钼棒炉研究了常压下氮气分压(33～100 kPa) 、吹氮时间(0～50 min) 、吹氮流量(0.3 L/min) 、钢液温度(1 773～1 833 K)对316L钢(%:0.031C、16.13Cr、10.12Ni、2.12Mo、0·028N)中氮含量的影响,并试验了在前期真空条件下1 853～1 833 K吹氮40 min、2 kPa、0.1 L/min,中期吹氮40 min、100 kPa、0.3 L/min,后期吹氮50 min、100 kPa、自然冷却至1 773 K时316L钢水的增氮行为。结果表明,钢中氮含量随着吹氮时间、氮分压的增加而增大,常压下吹氮10 min,钢液含氮量即可超过0.10%,随吹氮流量增加钢液达到饱和的时间缩短,氮的溶解度随着钢液温度的降低而升高。应用热力学和动力学模型进行了分析。     

260t复吹转炉底吹氮氩切换对终点氮含量的影响

在260 t顶底复吹转炉上对吹氧过程中的底吹模式进行了氮氩切换试验研究,并根据钢液脱氮和吸氮理论对试验结果进行了说明。试验结果表明,吹氧70%以内进行底吹氮氩切换对终点钢水氮含量没有影响;吹氧85%时进行底吹氮氩切换,氮气流量不大于16 m3/min时,对终点钢水氮含量影响不大;当氮气流量大于20 m3/min时,终点钢水氮含量增幅较大,超过50%;氮氩切换时间点及氮气流量应根据钢种而定。     

高强度耐热钢40CrMoV盘条的开发和生产实践

邢钢采用80t顶底复吹转炉-LF-RH-325 mm×280mm大方坯连铸流程生产40CrMoV钢（/%:0.36～0.44C, 0.15～0.35Si, 0.45～0. 70Mn, ≤0.025P, ≤0.025S, 0.80～1.15Cr, 0.50～0.65Mo, 0.25～0.35V）Φ18 mm热轧盘条。结果表明,通过控制BOF终点碳0.08%-0.12%,出钢温度1640～1660℃出钢加脱氧剂和合金,LF渣系为CaO-SiO₂-Al₂O₃,精炼后白渣碱度4～8,T（FeO+MnO）≤1. 0%,RH真空度≤100 Pa,处理时间≥20 min,喂钙线,并采用连铸结晶器电磁搅拌和控冷控轧等工艺措施,该钢盘条平均T[O]为10×10^-6,平均N含量33×10^-6,抗拉强度1 200～1 250 MPa,断面收缩率59%～62%,非金属夹杂级别A0.5和D1.0,低倍组织级别均为1.0级,各项性能指标较好满足了客户的需求。     

底吹氮气冶炼高氮不锈钢的应用研究

根据对高氮不锈钢冶炼设备和工艺、氮气在高温高压下溶入钢液中的方式和特点,以及底吹增氮的优势的分析,在实验室通过300 g钢水底吹异型坩埚在0.5～1.5 MPa,氮气底吹流量0.14～0.24 m~3/h,1820～1910 K下对高氮不锈钢Cr18Mn18N(/%:0.17C、18.00Cr、18.09Mn、0.25Si、0.010S、0.020P、1.07N)进行增氮试验。结果表明,在1.5 MPa、1890 K,0.15 m~3/h底吹氮气流量下,当底吹时间20～30 min氮含量趋于饱和,可快速冶炼出氮含量≥1.0%高氮不锈钢,具有良好的工艺效果。     

120 t RH自然脱碳精炼低碳钢QD08的生产实践

基于生产数据对120 t RH精炼低碳钢QD08(/%:≤0.07C,0.15～0.35Si,0.25～0.45Mn,≤0.035P,≤0.035S)进行了RH碳氧反应的热力学、动力学分析和自然脱碳分析,得出RH精炼自然脱碳的优化工艺。结果表明,BOF终点温度≥1650℃,RH初始温度≥1 600℃,BOF终点[C]0.04%～0.10%,[P]≤0.018%,出钢前加顶浇石灰200 kg,出钢不加合金和脱氧剂,RH真空度4～8 kPa,6～8 min可使钢水[C]≤0.05%。     

低硅高纯萤石球在不锈钢冶炼中的应用

佛冈德宇萤石球有限公司研发的新型萤石球工艺技术生产的低硅高纯萤石球(80%～90%CaF₂、≤8.0%SiO₂),因CaF₂含量高、粉化率低、不易受潮,冶炼过程可提高化渣速度,缩短冶炼时间而广泛应用于不锈钢冶炼18～60 t AOD精炼304(0Cr18Ni8)等不锈钢表明萤石球消耗量较普通萤石矿(75%CaF2)降低20%～30%,石灰用量减少0～10%,冶炼时间缩短0～15 min。     

影响抗酸管线钢钢包自开率因素的分析和改进工艺实践

抗酸管线钢API X65（/%:≤0.045C,0.15~0.35Si,1.50~1.65Mn,≤0.008P,≤0.001 2S,0.02~0.06Alt,0.45~0.65Nb,0.01~0.025Ti）由脱硫铁水-100 t顶底复吹转炉-LF-RH-板坯CC流程冶炼。分析了引流砂质量（石墨含量0.22%~0.86%）,钢包钢水停留时间（<180~>270 min）,LF精炼温度（<1620~1690℃）出钢口垂直度,钢包上水口寿命（2~28次）对自开率影响。结果表明,引流砂中石墨含量低,钢包钢水停留时间长,LF精炼温度高,出钢口和钢流偏移,钢包上水口使用次数少,则钢包自开率低。通过稳定相关工艺因素,控制引流砂中石墨含量≥0.8%,LF钢水停留时间180~240 min,LF终点温度≤1 640℃等工艺参数,使抗酸钢的钢包自开率由84.52%提高到97.47%。     

提高齿轮钢8620RH( K)末端淬火内控符合率的工艺实践

齿轮钢8620RH(K)(/%:0.18～0.22C,0.17～0.26Si,0.70～0.90Mn,≤0.025P,0.015～0.025S,0.4～0.6Cr,0.4～0.7Ni,0.15～0.25Mo,0.015～0.045Al,≤0.010 0N)的冶炼流程为60 t BOF-LF-VD-300 mm×360mm铸坯。分析了工艺改进前BOF终点残余元素,出钢量,精炼合金调整量,VD增N方式和铸坯C偏析,得出BOF出钢量不稳定、中间包钢水过热度高、内控成分合格率低,铸坯C偏析指数高是导致末端淬火试验AHRC值4～5带宽符合率偏低的主要因素。通过稳定转炉装入量和出钢量,LF吹氮气增氮,空置红钢包加盖,控制中间包钢水过热度15～25℃,优化连铸电磁搅拌参数等工艺措施,使8620RH(K)钢末端淬火内控符合率由原<60%提高至82.93%。     

110 t EAF-LF-RH-CC-连轧流程 Φ110 mm ~ Φ150 mm 22CrMoH齿轮钢的试制

通过电弧炉留钢操作,控制EAF终点[C]≥0.10%,LF精炼白渣时间≥30 min,利用淬透性预测模型微调钢水中元素含量,控制中间包钢水过热度15~30℃、结晶器、铸流和末端电磁搅拌等工艺措施,试制的Φ110mm~Φ150 mm 22CrMoH齿轮钢（/%:0.20~0.22C,0.26~0.28Si,0.73~0.75Mn,0.007~0.012P,0.001~0.004S,1.05~1.09Cr,0.37~0.39Mo）的氧含量为8×10^-6~10×10^-6,轧材J₁₅△HRC值≤4,夹杂物≤1.0级,低倍组织≤1.0级。     

风电齿圈用钢F42CrMo4探伤缺陷分析和工艺改进

F42CrMo4钢风电齿圈的生产工艺流程为热装铁水-100 t EAF-LF-VD-Φ500 mm CCM-缓冷-锻制成Φ2000～3900 mm环形锻件。对探伤不合格的风电齿圈缺陷部位运用超声波进行定位取样,分析表明,氧化铝类夹杂物以及铸坯疏松缺陷,是造成部分批次风电齿圈用F42CrMo4钢探伤不合格的主要原因。通过控制电弧炉终点碳≥0.15%,LF终点喂钙线0.50 kg/t,喂钙后软吹氩≥10 min,VD后氩气流量由2×25 L/min增加至2×30 L/min,控制钢水过热度10～18℃等工艺措施使钢中氮、氢和氧含量分别由原≤80×10^-6、≤1.5×10^-6和≤20×10^-6降低到≤75×10^-6、≤1.2×10^-6和≤15×10^-6,锻件探伤合格率提高到98.95%以上。