VOD冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮

第36卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.36 Suppl.1 2014年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2014 VOD冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮 徐迎铁四，陈兆平”，李实 1)宝山钢铁股份有限公司研究院，上海2019002)宝钢不锈钢有限公司炼钢厂，上海200431 ☒通信作者，E-mail:xuyingtie@baosteel.com 摘要要利用VOD治炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮模型，研究了在吹氧脱碳阶段氧气利用率以及脱氮能力与初始碳含量 的关系，分析了自由脱碳阶段的VOD脱碳和脱氮能力，并讨论了停氧后碳含量对脱碳以及温度控制的影响.研究结果为VOD 治炼超纯铁素体不锈钢合理脱碳脱氮提供技术指导. 关键词铁素体不锈钢：脱碳：脱氮 分类号T℉764◆.1 Decarburization and denitrogenation in VOD process for ultra clean ferritic stainless steel XU Ying-tie,CHEN Zhao-ping,LI Shi) 1)Research Institute,Baoshan Iron and Steel Co.,Ltd.,Shanghai 201900,China 2)Steel Making Plant,Baosteel Stainless Steel Co.,Ltd.,Shanghai 200431,China Corresponding author,E-mail:xuyingtie@baosteel.com ABSTRACT Based on the developed model of decarburization and denitrogenation in VOD for ultra clean ferritic stainless steel,the oxygen utilization rate for decarburization and the denitrogenation ability at different initial carbon contents were studied in the oxygen- blowing decarburization stage.The decarburization and denitrogenation ability were analyzed during the VCD stage.The effects of carbon content at the oxygen blowing end on decarburization process and temperature control were discussed to provide technical supports for optimizing the VOD operation. KEY WORDS ferritic stainless steel;decarburization:denitrogenation 超纯铁素体不锈钢要求间隙元素（碳和氮）的中存在过吹严重，还原剂用量过大的问题，尤其在中 含量远低于保证其常温韧性所要求的含量，一般要 高铬超纯铁素体不锈钢的VOD冶炼过程中更是如 求碳和氮的总含量[C]+N]≤150×10-6，日本川 此.为此，有必要对VOD治炼的脱碳和脱氮以及它 崎西宫厂用50tSS-V0D生产出了[C]+N]≤100 们之间的关系进行解析，探索更为合理的、低成本的 ×10~6的超高纯铁素体不锈钢四.V0D治炼的主要 脱碳脱氮工艺.本文利用前期开发的VOD治炼超 任务之一是降低钢液中的[C]+N]总含量，在把 纯铁素体脱碳脱氮模型，对宝钢不锈120tSS一 碳、氮降到合格含量前提下，也要求钢中氧含量越 VOD脱碳脱氮过程进行解析，为合理脱碳脱氮提供 低，同时铬氧化得越少越好，以减少还原剂的加入 技术指导. 量，从而保证钢液的洁净度.宝钢不锈钢有限公司 1吹氧脱碳过程的脱碳脱氨分析 (简称宝钢不锈)目前可用120tSS-V0D生产出 [C+N]≤150×10-6超纯低铬系铁素体不锈 宝钢不锈VOD治炼超纯铁素体不锈钢一共分 钢)，并开发了真空控制技术0，然而在生产过程 为三个阶段，具体为吹氧脱碳阶段、自由脱碳阶段和 收稿日期：2013-11-28 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.008:http://jourals.ustb.edu.cn

第 36 卷 增刊 1 2014 年 4 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 Suppl． 1 Apr． 2014 VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮 徐迎铁1) ，陈兆平1) ，李 实2) 1) 宝山钢铁股份有限公司研究院，上海 201900 2) 宝钢不锈钢有限公司炼钢厂，上海 200431  通信作者，E-mail: xuyingtie@ baosteel． com 摘 要 要利用 VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮模型，研究了在吹氧脱碳阶段氧气利用率以及脱氮能力与初始碳含量 的关系，分析了自由脱碳阶段的 VOD 脱碳和脱氮能力，并讨论了停氧后碳含量对脱碳以及温度控制的影响． 研究结果为 VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢合理脱碳脱氮提供技术指导． 关键词 铁素体不锈钢; 脱碳; 脱氮 分类号 TF764 + . 1 Decarburization and denitrogenation in VOD process for ultra clean ferritic stainless steel XU Ying-tie 1)  ，CHEN Zhao-ping1) ，LI Shi 2) 1) Ｒesearch Institute，Baoshan Iron and Steel Co． ，Ltd． ，Shanghai 201900，China 2) Steel Making Plant，Baosteel Stainless Steel Co． ，Ltd． ，Shanghai 200431，China  Corresponding author，E-mail: xuyingtie@ baosteel． com ABSTＲACT Based on the developed model of decarburization and denitrogenation in VOD for ultra clean ferritic stainless steel，the oxygen utilization rate for decarburization and the denitrogenation ability at different initial carbon contents were studied in the oxygen￾blowing decarburization stage． The decarburization and denitrogenation ability were analyzed during the VCD stage． The effects of carbon content at the oxygen blowing end on decarburization process and temperature control were discussed to provide technical supports for optimizing the VOD operation． KEY WOＲDS ferritic stainless steel; decarburization; denitrogenation 收稿日期: 2013--11--28 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 008; http: / /journals． ustb． edu． cn 超纯铁素体不锈钢要求间隙元素( 碳和氮) 的 含量远低于保证其常温韧性所要求的含量，一般要 求碳和氮的总含量［C］+［N］≤150 × 10 － 6 ，日本川 崎西宫厂用 50 t SS--VOD 生产出了［C］+［N］≤100 × 10 － 6 的超高纯铁素体不锈钢［1］． VOD 冶炼的主要 任务之一是降低钢液中的［C］+［N］总含量，在把 碳、氮降到合格含量前提下，也要求钢中氧含量越 低，同时铬氧化得越少越好，以减少还原剂的加入 量，从而保证钢液的洁净度． 宝钢不锈钢有限公司 ( 简称宝钢不锈) 目前可用 120 t SS--VOD 生 产 出 ［C］+ ［N］≤150 × 10 － 6 超纯低铬系铁素体不锈 钢［2--3］，并开发了真空控制技术［4］，然而在生产过程 中存在过吹严重，还原剂用量过大的问题，尤其在中 高铬超纯铁素体不锈钢的 VOD 冶炼过程中更是如 此． 为此，有必要对 VOD 冶炼的脱碳和脱氮以及它 们之间的关系进行解析，探索更为合理的、低成本的 脱碳脱氮工艺． 本文利用前期开发的 VOD 冶炼超 纯铁素体脱碳脱氮模型［5］，对宝钢不锈 120 t SS-- VOD 脱碳脱氮过程进行解析，为合理脱碳脱氮提供 技术指导． 1 吹氧脱碳过程的脱碳脱氮分析 宝钢不锈 VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢一共分 为三个阶段，具体为吹氧脱碳阶段、自由脱碳阶段和

增刊1 徐迎铁等：VOD冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氨 ·37· 还原阶段，其中吹氧脱碳阶段吹氧流量最大为1800 0.45 m,在吹氧初期和末期有所降低，真空压力为 0.40 0.08atm(8106Pa),吹炼末期真空度有所增大：自 0.35 0.30 由脱碳阶段为非吹氧的高真空强搅拌的脱碳脱氮阶 025 段，真空压力最低可达到100Pa以下；还原阶段主 >0.20 ·1630℃.。1600℃ 要将氧化阶段留下的C203还原，并实现造渣和脱 层0.15 41650℃-1630℃计算 0.10 氧，一般也在高真空条件下运行，以继续发挥真空脱 0.05 温度为初始温度 碳和脱氧的功能. 0.1 0.2 0.30.40.50.607 由于吹氧脱碳过程并没有将碳含量降到钢种所 [CL/% 要求的极低范围，所以很难用终点碳含量来表示此 图1439不锈钢治炼氧气利用率与初始碳含量关系 阶段的脱碳能力，实际生产更希望吹氧用于脱碳的 Fig.1 Oxygen utilization rate for decarburization vs.initial carbon content for stainless steel 439 效率更高，所以用氧气用于脱碳的利用率（简称氧 气利用率)来表示此阶段的脱碳能力更为科学.氧 0.45 气利用率定义为脱碳所用氧量与氧枪提供的氧量之 0.40 0.35 4 比.对于脱氮，文献6]己经论证了脱氮为二级反 解0.30 应，可用指标△(1/N])来表示脱氮能力或脱氮任 0.25 ,1630℃.1600℃ 务，A(1/N])定义如下： ￥0.15 。1650℃，1670℃ △(1/N])=(1/N)m-1/N]m)(1) -1630℃计算 0.10 式中，N门为脱氮结束钢中氮的含量：N)m为脱 0.05 温度为初始温度 氨前钢中氮的初始含量 0.10.20.30.4050.6 0.7 ICI1% VOD治炼过程的初始碳含量对吹氧脱碳过程 的氧气利用率有着很大的影响，其值设定合理与否 图2445不锈钢治炼氧气利用率与初始碳含量关系 直接关系到吹炼时间以及治炼成本，利用模型的计 Fig.2 Oxygen utilization rate for decarburization vs.initial carbon content for stainless steel 445 算得出铬含量为17%左右的439不锈钢和铬含量 为22%左右的445不锈钢吹氧脱碳过程氧气利用 11.6%、17.6%和20.6%分别代表低铬系、中铬系 率与初始碳含量的关系分别如图1和图2所示，图 和高铬系的典型铁素体不锈钢，其脱氮指数计算值 中的点为实际值，线为模型计算值，可看出实际值与 分别为208×104、109×10及81×10.实际生产中 计算值比较吻合.由于根据计算的氧气利用率可反 对吹氧脱碳过程△(1/N])与脱碳量AC]的关系进 算出脱碳量一定前提下的氧气消耗，则可以很好地 行回归得出，铬含量为11.6%、17.6%以及20.6% 预测初始碳含量一定情况下氧气消耗的大体范围， 的铁素体不锈钢的脱氮指数分别为250×10°、150× 防止过吹氧导致成本增加.进一步可以看出，初始 10和90×10因，显示出铬含量越高脱氮指数越 碳含量越高，氧气利用率越大，这仅表明高碳条件下 低，并略高于模型计算出的对应值，利用模型计算分 脱碳更容易，而氧耗却是增大的，所以，过分提高初 析得出不同铬含量钢液的脱氮指数还是可信的，可 始碳含量来提高氧气利用率是不科学的 用来指导生产过程中设定合适脱碳量，采用最经济 在吹氧脱碳阶段，利用模型对不同铬含量钢液 的方式控制氮含量. 在不同初始碳含量条件下VOD脱氯过程进行模拟 2自由脱碳过程的脱碳脱氮分析 计算，根据模拟结果分析了吹氧脱碳过程△(1/ N])I△[C]与脱碳量△[C]的关系，△[C]为脱碳前 自由脱碳也称为真空碳脱氧(vacuum carbon 钢中碳含量减去脱碳后钢中碳含量，如图3所示，图 deoxidation,VCD),为超真空条件下非吹氧的脱碳脱 例显示了不同的钢液初始铬含量和初始氮含量.由 氮过程，结束后的碳含量、氮含量对真空处理结束后 图3可见，△(1/N])IAC]基本不受初始氮含量和 的碳、氮含量有着决定性的影响，因为此后的还原过 脱碳量△[C]的影响，主要与钢中铬含量相关，所以 程由于炉渣对熔池的覆盖，脱碳脱氮量也将很有限 可用脱氮指数△(1/N])/△[C]来表示脱碳过程形 模型计算不同真空压力条件自由脱碳脱氮的进 成的脱氮能力，文献]提出了相同的建议.根据图 程如图4所示，计算过程底吹氩流量为1m3/min. 3可得出的脱氮指数值△(1/N])/△[C],铬含量为 由图可见：真空压力如果控制在0.02atm（2026

增刊 1 徐迎铁等: VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮 还原阶段，其中吹氧脱碳阶段吹氧流量最大为 1800 m3 /h，在吹氧初期和末期有所降低，真 空 压 力 为 0. 08 atm ( 8106 Pa) ，吹炼末期真空度有所增大; 自 由脱碳阶段为非吹氧的高真空强搅拌的脱碳脱氮阶 段，真空压力最低可达到 100 Pa 以下; 还原阶段主 要将氧化阶段留下的 Cr2 O3 还原，并实现造渣和脱 氧，一般也在高真空条件下运行，以继续发挥真空脱 碳和脱氧的功能． 由于吹氧脱碳过程并没有将碳含量降到钢种所 要求的极低范围，所以很难用终点碳含量来表示此 阶段的脱碳能力，实际生产更希望吹氧用于脱碳的 效率更高，所以用氧气用于脱碳的利用率( 简称氧 气利用率) 来表示此阶段的脱碳能力更为科学． 氧 气利用率定义为脱碳所用氧量与氧枪提供的氧量之 比． 对于脱氮，文献［6］已经论证了脱氮为二级反 应，可用指标"( 1 /［N］) 来表示脱氮能力或脱氮任 务，"( 1 /［N］) 定义如下: "( 1 /［N］) = ( 1 /［N］end － 1 /［N］ini ) ( 1) 式中，［N］end为脱氮结束钢中氮的含量; ［N］ini为脱 氮前钢中氮的初始含量． VOD 冶炼过程的初始碳含量对吹氧脱碳过程 的氧气利用率有着很大的影响，其值设定合理与否 直接关系到吹炼时间以及冶炼成本，利用模型［5］计 算得出铬含量为 17% 左右的 439 不锈钢和铬含量 为 22% 左右的 445 不锈钢吹氧脱碳过程氧气利用 率与初始碳含量的关系分别如图 1 和图 2 所示，图 中的点为实际值，线为模型计算值，可看出实际值与 计算值比较吻合． 由于根据计算的氧气利用率可反 算出脱碳量一定前提下的氧气消耗，则可以很好地 预测初始碳含量一定情况下氧气消耗的大体范围， 防止过吹氧导致成本增加． 进一步可以看出，初始 碳含量越高，氧气利用率越大，这仅表明高碳条件下 脱碳更容易，而氧耗却是增大的，所以，过分提高初 始碳含量来提高氧气利用率是不科学的． 在吹氧脱碳阶段，利用模型对不同铬含量钢液 在不同初始碳含量条件下 VOD 脱氮过程进行模拟 计算，根据模拟结果分析了吹氧脱碳过程 "( 1 / ［N］) /"［C］与脱碳量"［C］的关系，"［C］为脱碳前 钢中碳含量减去脱碳后钢中碳含量，如图 3 所示，图 例显示了不同的钢液初始铬含量和初始氮含量． 由 图 3 可见，"( 1 /［N］) /"［C］基本不受初始氮含量和 脱碳量"［C］的影响，主要与钢中铬含量相关，所以 可用脱氮指数"( 1 /［N］) /"［C］来表示脱碳过程形 成的脱氮能力，文献［7］提出了相同的建议． 根据图 3 可得出的脱氮指数值"( 1 /［N］) /"［C］，铬含量为 图 1 439 不锈钢冶炼氧气利用率与初始碳含量关系 Fig． 1 Oxygen utilization rate for decarburization vs． initial carbon content for stainless steel 439 图 2 445 不锈钢冶炼氧气利用率与初始碳含量关系 Fig． 2 Oxygen utilization rate for decarburization vs． initial carbon content for stainless steel 445 11. 6% 、17. 6% 和 20. 6% 分别代表低铬系、中铬系 和高铬系的典型铁素体不锈钢，其脱氮指数计算值 分别为 208 × 104 、109 × 104 及 81 × 104 ． 实际生产中 对吹氧脱碳过程"( 1 /［N］) 与脱碳量"［C］的关系进 行回归得出，铬含量为 11. 6% 、17. 6% 以及 20. 6% 的铁素体不锈钢的脱氮指数分别为 250 × 104 、150 × 104 和 90 × 104［6］，显示出铬含量越高脱氮指数越 低，并略高于模型计算出的对应值，利用模型计算分 析得出不同铬含量钢液的脱氮指数还是可信的，可 用来指导生产过程中设定合适脱碳量，采用最经济 的方式控制氮含量． 2 自由脱碳过程的脱碳脱氮分析 自由脱碳也称为真空碳脱氧 ( vacuum carbon deoxidation，VCD) ，为超真空条件下非吹氧的脱碳脱 氮过程，结束后的碳含量、氮含量对真空处理结束后 的碳、氮含量有着决定性的影响，因为此后的还原过 程由于炉渣对熔池的覆盖，脱碳脱氮量也将很有限． 模型计算不同真空压力条件自由脱碳脱氮的进 程如图 4 所示，计算过程底吹氩流量为 1 m3 /min． 由图 可 见: 真空压力如果控制在 0. 02 atm ( 2026 ·37·

·38· 北京科技大学学报 第36卷 250 快速降低碳含量有着重大的意义， 300 200 -C.0 =1.3 m.min-C.0 =1.0 m'min 250年 C.0 =0.5 m.minC.0 =0.3 m'.min N.0 =1.3 m'.min-N.0 =0.3 m'.min! 150 200 100 如150 50 ◆11.6%C0.009%N门×11.6%Cr]0.012%N 17.6%Cr0.009%N·17.6%Cr10.012%N 5100 ■20.6%Cr0.009%N1▲20.6%Cr10.012%N门 8 50 0.10.2 0.30.40.50.60.7 △C% 10 70 图3吹氧脱碳过程△(1/N])/△[C计算值与脱碳量△[C☒关系 00 自由脱碳时间min Fig.3 Relationship between A(1/[N])/A [C]and A [C]during the oxygen blowing stage 图5439不锈钢在不同搅拌流量条件下的自由脱碳脱氮进程 Fig.5 Change of [C]and [N]in stainless steel 439 during the Pa),自由脱碳将非常困难，要处理50min才能将碳 VCD stage at different stirring flow rates 含量降到50×106以下；在超真空区域，即真空压 由图4和图5可知，真空度和吹氩流量对自由 力小于1013Pa,脱碳可进行，真空压力越低，脱碳效 脱碳时脱氮的影响不是很显著，原因是脱氯为二级 果越好，处理20min即可保证碳含量降到50×10-6 反应，脱氮过程的界面反应是限制性环节，而氮在钢 以下.还可以看出，自由脱碳处理时间对自由脱碳 中的传递并非限制性环节，加大搅拌带来的钢液侧 影响很大，如果自由脱碳时间可以延长到40min以 传质系数提升对提高脱氮速率没有太大贡献.为此 上，可以将碳含量降到20×106以下，理论极限的 进一步计算了脱氮进程与自由脱碳时间的关系，如 碳含量为10×10-6，这还需要进一步用实验来验 图6所示，图中标明了每条曲线所对应的初始氮含 证.然而，过度延长自由脱碳时间在大生产过程中 量N门m·对于铬含量相同而初始氮含量不同的两 会造成很大的温降，以至于还原过程不能将渣料很 条曲线，其真空处理进程和脱碳进程是相同的，尽管 好熔化，同时自由脱碳时间过长也导致整个真空处 初始氮含量不同，△(1/N])随时间变化的两条曲 理时间变长，所以除非特定的一些对碳含量有特别 线基本一致，这也从侧面说明了此脱氮反应为二级 要求的钢种，20min的自由脱碳时间基本可满足钢 反应.同时还可以看出，铬含量低的钢种在自由脱 种对碳含量的要求. 碳过程的脱氮更容易，吹氧脱碳过程也呈现相同的 300 规律.在实际生产过程中，建议从延长自由脱碳时 250 +C.101.3Pa -C.506.5Pa 间提高此阶段的脱氮能力，而继续提高真空度和加 +C.1013Pa --C.2026Pa 9200 --N.101.3 Pa N.1013Pa 大搅拌可能起不到明显的作用 25 如150 =0.0059% 乙 1G=11.6% 100 ni=0.0073% 50 [Gr=17.6% 0 10 2030405060 70 10 自由脱碳时间min 1Cr=20.6% 图4439不锈钢在不同真空压力条件下的自由脱碳脱氮进程 Fig.4 Change of [C]and [N]in 439 stainless steel during the 200400600800100012001400 VCD stage under different pressures Time/s 进一步利用模型计算分析底吹氩流量对脱碳和 图6自由脱碳过程的△(1/N])随时间的变化 Fig.6 Change of A(1/[N])with time during the VCD stage 脱氮的影响，真空压力为101.3Pa,分析结果如图5 所表示.由图可见，吹氩流量对自由脱碳的脱碳进 VOD脱碳脱氨工艺优化分析 程有着重大的影响，所以在实际的自由脱碳过程中， 应采用最大底吹氩流量操作，达到强搅拌效果，这对 VOD治炼过程初始碳的设定很大程度上是为

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 3 吹氧脱碳过程"( 1 /［N］) /"［C］计算值与脱碳量"［C］关系 Fig． 3 Ｒelationship between "( 1 /［N］) /"［C］ and "［C］ during the oxygen blowing stage Pa) ，自由脱碳将非常困难，要处理 50 min 才能将碳 含量降到 50 × 10 － 6 以下; 在超真空区域，即真空压 力小于 1013 Pa，脱碳可进行，真空压力越低，脱碳效 果越好，处理 20 min 即可保证碳含量降到 50 × 10 － 6 以下． 还可以看出，自由脱碳处理时间对自由脱碳 影响很大，如果自由脱碳时间可以延长到 40 min 以 上，可以将碳含量降到 20 × 10 － 6 以下，理论极限的 碳含量为 10 × 10 － 6 ，这还需要进一步用实验来验 证． 然而，过度延长自由脱碳时间在大生产过程中 会造成很大的温降，以至于还原过程不能将渣料很 好熔化，同时自由脱碳时间过长也导致整个真空处 理时间变长，所以除非特定的一些对碳含量有特别 要求的钢种，20 min 的自由脱碳时间基本可满足钢 种对碳含量的要求． 图 4 439 不锈钢在不同真空压力条件下的自由脱碳脱氮进程 Fig． 4 Change of ［C］ and ［N］ in 439 stainless steel during the VCD stage under different pressures 进一步利用模型计算分析底吹氩流量对脱碳和 脱氮的影响，真空压力为 101. 3 Pa，分析结果如图 5 所表示． 由图可见，吹氩流量对自由脱碳的脱碳进 程有着重大的影响，所以在实际的自由脱碳过程中， 应采用最大底吹氩流量操作，达到强搅拌效果，这对 快速降低碳含量有着重大的意义． 图 5 439 不锈钢在不同搅拌流量条件下的自由脱碳脱氮进程 Fig． 5 Change of ［C］ and ［N］ in stainless steel 439 during the VCD stage at different stirring flow rates 由图 4 和图 5 可知，真空度和吹氩流量对自由 脱碳时脱氮的影响不是很显著，原因是脱氮为二级 反应，脱氮过程的界面反应是限制性环节，而氮在钢 中的传递并非限制性环节，加大搅拌带来的钢液侧 传质系数提升对提高脱氮速率没有太大贡献． 为此 进一步计算了脱氮进程与自由脱碳时间的关系，如 图 6 所示，图中标明了每条曲线所对应的初始氮含 量［N］ini ． 对于铬含量相同而初始氮含量不同的两 条曲线，其真空处理进程和脱碳进程是相同的，尽管 初始氮含量不同，"( 1 /［N］) 随时间变化的两条曲 线基本一致，这也从侧面说明了此脱氮反应为二级 反应． 同时还可以看出，铬含量低的钢种在自由脱 碳过程的脱氮更容易，吹氧脱碳过程也呈现相同的 规律． 在实际生产过程中，建议从延长自由脱碳时 间提高此阶段的脱氮能力，而继续提高真空度和加 大搅拌可能起不到明显的作用． 图 6 自由脱碳过程的"( 1 /［N］) 随时间的变化 Fig． 6 Change of "( 1 /［N］) with time during the VCD stage 3 VOD 脱碳脱氮工艺优化分析 VOD 冶炼过程初始碳的设定很大程度上是为 ·38·

增刊1 徐迎铁等：VOD冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氨 ·39· 了满足脱氮要求，如果初始碳的设定过大，则导致氧 0.007 0.45 耗大、还原剂和造渣料加入量大，同时真空处理时间 0.006 0.40 0.35 也将延长，所以初始碳的设定满足脱氮需求即可，没 0.005 有必要太大.假定终点氮含量要求为70×10-6，则 如 030 0.004 025里 计算得出初始碳要求与初始氨含量的关系，如图7 .0003 0203 所示.实际生产中可根据此图来设定初始碳含量， 0.002 ◆一处理结束碳·氧气利用率 0.15e 0.10 并对初始氮含量提出要求，尤其对于高铬系列铁素 0.001 0.05 体不锈钢，如果初始氮含量太高，则可能要求初始碳 含量大于1.0%，这对VOD时间的控制和脱碳的控 00.010.020.030.040.050.060.070.080.09 停氧碳含量% 制均不利 图8 445不锈钢在不同停氧碳控制下的脱碳情况(445) 选择合适临界碳含量对治炼超纯铁素体不锈钢 Fig.8 Decarburization effects at different carbon contents at the oxy- 尤为重要，停氧碳含量过低容易造成过氧化严重，导 gen blowing end for 445 stainless steel 致后续的还原剂和造渣料加入量过大，带来成本增 1850 加，也会造成熔池过热，对耐材侵蚀严重；而停氧碳 1800 含量过高，容易造成吹氧脱碳不到位，影响最终产品 1750 的碳含量.利用模型计算了高铬超纯铁素体不锈钢 1700 445在不同停氧碳含量操作条件下的真空脱碳处理 结束后碳含量以及对应的氧气利用率，如图8所示， 1600 1550 ◆吹氧结束温度。脱碳结束温度 并计算了对应的各个操作点的温度，如图9所示 心终点温度 15006 可以看出，停氧碳含量低于0.02%后，氧气利用率 0.02 0.040.06 0.08 0.10 停氧碳含量/% 大幅度降低，而对应的温度急剧升高，这表明停氧碳 含量应大于0.02%，建议在中高铬系列([C]> 图9445不锈钢在不同停氧碳控制下的温度控制 Fig.9 Temperature control at different carbon contents at the oxygen 16%)超纯铁素体不锈钢实际生产中控制在0.02%~ blowing end for 445 stainless steel 0.03%比较合适. 系的典型铁素体不锈钢，其脱氮指数计算值△(1/ 1.4m 1.2 -11.6%Cr N])/△[C]分别为208×10、109×10及81×104. +17.6%Cr 1.0 ·20.6%Cr (3)自由脱碳过程中，真空压力、吹氩流量对脱 +22.5%C 碳进程有着重大的影响，但对脱氮影响不明显，自由 脱碳时间的延长可增强脱氮效果. (4)计算得出初始碳要求与初始氮含量的关 0.2 系，实际生产中可根据此图来设定初始碳含量并对 0.005 0.0100.015 0.020 0.025 初始氮含量提出要求，实现最经济的脱氯. 初始氮含量/% 图7初始氮含量对初始碳含量的要求 (5)中高铬系列([C]>16%)超纯铁素体不 Fig.7 Demand of initial [N]content for initial [C]content 锈钢实际生产中停氧碳含量控制在0.02%~ 0.03%比较合适 4结论 参考文献 利用VOD治炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮模 [Jiang Z H,You M X,Li H B.Ultra purity ferritic stainless steels: 型，分析了治炼过程的脱碳和脱氮规律以及它们间 grades refining operations and applications/The Second Baosteel Biennial Academic Conference (II).Shanghai,2006:323 的相互关系，得到如下结论： 2] Li S,Chi H B,Jiang LZ.Progress and development of secondary (1)初始碳含量越高，氧气利用率越大，这仅表 refining technology for ultra pure ferritic stainless steel.fron Steel 明高碳条件下脱碳更容易，而氧耗却越大，可根据模 Res,2011,23(9):1 型计算来合理控制氧气利用率. (李实，池和冰，江来珠.超纯铁素体不锈钢精炼技术的进步 与发展.钢铁研究学报，2011,23(9)：1) (2)吹氧脱碳过程中，铬含量为11.6%、 B3]Chen Z P.Xu Y T.Li S,et al.Refining process of ultra clean 17.6%以及20.6%分别代表低铬系、中铬系和高铬 ferritic stainless steel at Baosteel ///CS2012.Dresden,2012:

增刊 1 徐迎铁等: VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮 了满足脱氮要求，如果初始碳的设定过大，则导致氧 耗大、还原剂和造渣料加入量大，同时真空处理时间 也将延长，所以初始碳的设定满足脱氮需求即可，没 有必要太大． 假定终点氮含量要求为 70 × 10 － 6 ，则 计算得出初始碳要求与初始氮含量的关系，如图 7 所示． 实际生产中可根据此图来设定初始碳含量， 并对初始氮含量提出要求，尤其对于高铬系列铁素 体不锈钢，如果初始氮含量太高，则可能要求初始碳 含量大于 1. 0% ，这对 VOD 时间的控制和脱碳的控 制均不利． 选择合适临界碳含量对冶炼超纯铁素体不锈钢 尤为重要，停氧碳含量过低容易造成过氧化严重，导 致后续的还原剂和造渣料加入量过大，带来成本增 加，也会造成熔池过热，对耐材侵蚀严重; 而停氧碳 含量过高，容易造成吹氧脱碳不到位，影响最终产品 的碳含量． 利用模型计算了高铬超纯铁素体不锈钢 445 在不同停氧碳含量操作条件下的真空脱碳处理 结束后碳含量以及对应的氧气利用率，如图 8 所示， 并计算了对应的各个操作点的温度，如图 9 所示． 可以看出，停氧碳含量低于 0. 02% 后，氧气利用率 大幅度降低，而对应的温度急剧升高，这表明停氧碳 含量应 大 于 0. 02% ，建议在中 高 铬 系 列( ［Cr］＞ 16%) 超纯铁素体不锈钢实际生产中控制在 0. 02% ～ 0. 03% 比较合适． 图 7 初始氮含量对初始碳含量的要求 Fig． 7 Demand of initial ［N］content for initial ［C］content 4 结论 利用 VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱氮模 型，分析了冶炼过程的脱碳和脱氮规律以及它们间 的相互关系，得到如下结论: ( 1) 初始碳含量越高，氧气利用率越大，这仅表 明高碳条件下脱碳更容易，而氧耗却越大，可根据模 型计算来合理控制氧气利用率． ( 2 ) 吹 氧 脱 碳 过 程 中，铬 含 量 为 11. 6% 、 17. 6% 以及 20. 6% 分别代表低铬系、中铬系和高铬 图 8 445 不锈钢在不同停氧碳控制下的脱碳情况( 445) Fig． 8 Decarburization effects at different carbon contents at the oxy￾gen blowing end for 445 stainless steel 图 9 445 不锈钢在不同停氧碳控制下的温度控制 Fig． 9 Temperature control at different carbon contents at the oxygen blowing end for 445 stainless steel 系的典型铁素体不锈钢，其脱氮指数计算值"( 1 / ［N］) /"［C］分别为 208 × 104 、109 × 104 及 81 × 104 ． ( 3) 自由脱碳过程中，真空压力、吹氩流量对脱 碳进程有着重大的影响，但对脱氮影响不明显，自由 脱碳时间的延长可增强脱氮效果． ( 4) 计算得出初始碳要求与初始氮含量的关 系，实际生产中可根据此图来设定初始碳含量并对 初始氮含量提出要求，实现最经济的脱氮． ( 5) 中高铬系列( ［Cr］＞ 16% ) 超纯铁素体不 锈钢实 际 生 产 中 停 氧 碳 含 量 控 制 在 0. 02% ～ 0. 03% 比较合适． 参 考 文 献 ［1］ Jiang Z H，You M X，Li H B． Ultra purity ferritic stainless steels: grades refining operations and applications / / The Second Baosteel Biennial Academic Conference ( Ⅲ) ． Shanghai，2006: 323 ［2］ Li S，Chi H B，Jiang L Z． Progress and development of secondary refining technology for ultra pure ferritic stainless steel． J Iron Steel Ｒes，2011，23( 9) : 1 ( 李实，池和冰，江来珠． 超纯铁素体不锈钢精炼技术的进步 与发展． 钢铁研究学报，2011，23( 9) : 1) ［3］ Chen Z P，Xu Y T，Li S，et al． Ｒefining process of ultra clean ferritic stainless steel at Baosteel / /ICS2012． Dresden，2012: ·39·

·40· 北京科技大学学报 第36卷 1111 [6]Chen Z P,Xu Y T,Li S,et al.Denitrogenation study in the VOD Li S,Chi H B,Liu H,et al.Prevention and controlling of vacu- process for ultra clean ferritic stainless steel.Baosteel Technol, um boiling in the process of VOD refining for stainless steel. 2012(4):1 Unin Sci Technol Beijing,2011,33(Suppl 1):87 (陈兆平，徐迎铁，李实，等.VOD治炼超纯铁素体不锈钢的脱 (李实，池和冰，刘竑，等.VOD精炼不锈钢过程中真空喷的 氮研究.宝钢技术，2012(4)：1) 预防与控制.北京科技大学学报，2011,33（增刊1）：87) Tsuda M,Yamaguchi H,Kaneko K,et al.Production of ultra su- [5]Xu Y T,Chen Z P,Zhang G.Kinetic model of decarburization per purity ferritic stainless steel by the powder top blowing method and denitrogenation in VOD process for ferritie stainless steel.Met- under reduced pressure /The 50th Electric Furnace Conference all Mater Trans B.2009.40(3):345 Proceedings,Atlanta,1992:259

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 1111 ［4］ Li S，Chi H B，Liu H，et al． Prevention and controlling of vacu￾um boiling in the process of VOD refining for stainless steel． J Univ Sci Technol Beijing，2011，33( Suppl 1) : 87 ( 李实，池和冰，刘竑，等． VOD 精炼不锈钢过程中真空喷溅的 预防与控制． 北京科技大学学报，2011，33( 增刊 1) : 87) ［5］ Xu Y T，Chen Z P，Zhang G． Kinetic model of decarburization and denitrogenation in VOD process for ferritic stainless steel． Met￾all Mater Trans B． 2009，40( 3) : 345 ［6］ Chen Z P，Xu Y T，Li S，et al． Denitrogenation study in the VOD process for ultra clean ferritic stainless steel． Baosteel Technol， 2012( 4) : 1 ( 陈兆平，徐迎铁，李实，等． VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢的脱 氮研究． 宝钢技术，2012( 4) : 1) ［7］ Tsuda M，Yamaguchi H，Kaneko K，et al． Production of ultra su￾per purity ferritic stainless steel by the powder top blowing method under reduced pressure / / The 50th Electric Furnace Conference Proceedings，Atlanta，1992: 259 ·40·