李廣幫，魏崇一，常桂華

（鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009）

含鈦焊絲鋼是利用鋼中的鈦在焊接過程中生成氧化鈦，氧化鈦作為鐵素體的形核核心，促進生成先共析鐵素體。加入適量的鈦能夠細化焊縫金屬晶粒，抑制焊接熱影響區(qū)晶粒的長大，從而保證焊接性能，有利于采用大線能量焊接。含鈦焊絲在強度級別、焊接效率及焊接質量等方面都有很強的優(yōu)勢，在焊接方面有不可替代的作用。但是鋼中鈦含量高，會使凝固過程中生成氮化鈦的趨勢增加，氮化鈦是一種硬而脆，有棱角的夾雜物，會嚴重影響焊絲鋼的性能。鋼中氮化鈦的生成、控制及去除條件一直是冶金工作者較關注的問題。Yang等研究了氮化鈦在凝固過程中的析出行為。鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠在生產含鈦焊絲鋼時，出現(xiàn)了鈦夾雜超過用戶標準、性能合格率較低的問題。為了控制焊絲鋼中鈦夾雜，本文對焊絲鋼中氮化鈦夾雜的形成進行了熱力學計算與分析，并對氮的來源進行了分析，依據(jù)分析結果采取了相應的措施，提高了與鈦夾雜相關的焊絲鋼的質量及產品合格率。

1 熱力學計算與分析

1.1 焊絲鋼液相線、固相線溫度計算與分析

在鋼液降溫過程中，開始出現(xiàn)固相時的溫度為液相線溫度，液相線溫度是確定鋼種澆注溫度的基本依據(jù)。鋼液完全凝固時的溫度為固相線溫度，液相線和固相線溫度差即為鋼種凝固時的兩相區(qū)寬度。寬度越大，凝固過程經歷的時間越長，產生的偏析就會越嚴重。焊絲鋼化學成分見表1。理論液相線、固相線溫度計算見式1。

表1 焊絲鋼化學成分（質量分數(shù)）Table 1 Chemical Compositions in Welding Wire Steel（Mass Fraction） %

式中，t為溫度，K；Δt為不同合金元素對理論液相線和固相線溫度的影響系數(shù)，見表 2；ω［i］為 i元素的質量百分比含量，%。

表2 影響系數(shù)Δt值表Table 2 Δt Values List for Influence Coefficient ℃

按表1中的目標值，結合表2中的影響系數(shù)值，計算得到理論的液相線和固相線溫度分別為1 793 K和1 757 K。

1.2 氮化鈦析出熱力學計算與分析

在冶煉生產過程中，鋼液中的鈦、氮元素和鋼中氮化鈦夾雜的平衡式如下：

式中，ΔG為標準吉布斯自由能，T為標準溫度，℃。

當式（2）平衡時，

式中，R為氣體常數(shù)，K為平衡常數(shù)，α為TiN的活度，f為Ti的活度系數(shù)，f為N的活度系數(shù)。

這里設α的活度為1，整理得：

元素相互作用系數(shù)見表3,分別計算氮和鈦的活度系數(shù)。

表3 鋼水中不同元素相互作用系數(shù)（1 873 K）Table 3 Interaction Coefficients of Different Elements in Molten Steel

將表中數(shù)值代入式得：

將表中數(shù)值代入式得：

根據(jù)式（5）、（7）和式（10），在不同溫度條件下計算了鋼液中形成氮化鈦的平衡濃度積，結果見圖1。由圖1看出，隨著鋼液溫度的不斷降低，形成氮化鈦的平衡濃度積也降低。結果表明，在鋼液中鈦和氮的含量一定的條件下，氮化鈦夾雜物更易于在相對溫度比較低的條件下形成。將液相線溫度1 793 K代入式（5）中，得到：

圖1 不同溫度下的氮化鈦平衡濃度積Fig.1 Equilibrium Concentration Product of TiN at Different Temperatures

假設鋼液中的 ω［Ti］為0.18%，要析出氮化鈦，在液相線溫度l 793 K時需要的最低氮含量為0.009 1%，顯然實際控制水平大幅低于該值，因此在液相線溫度以上，焊絲鋼中不可能析出氮化鈦。

將固相線溫度1 757 K代入式（5）中，得到：

根據(jù)上式，在固相線溫度下氮化鈦析出時鈦含量與氮含量的對應關系見圖2。

圖2 固相線溫度下氮化鈦析出時鈦與氮的對應關系Fig.2 Corresponding Relationship between Nitrogen and Titanium When TiN Precipitating at Solidus Curve Temperature

由圖2可以看出，在固相線溫度條件下，鋼中的實際含鈦量為0.15%時，對應的氮含量為0.007 3%，含鈦量為0.20%時，對應的氮含量為0.005 5%。由于含鈦焊絲鋼中鈦含量高，鈦與氮的親和力強，容易造成鋼液增氮。鋼水在凝固過程中會發(fā)生選分結晶，造成液相中氮和鈦的濃度均高于凝固區(qū)域的濃度，從而使液相中氮和鈦的濃度逐漸升高。此時析出氮化鈦存在聚集長大的可能，若生成大顆粒的氮化鈦夾雜物，就會對成品鋼的質量產生較大的危害。因此，為了減少氮化鈦析出，鈦盡量控制在成分的下限，而對氮含量應盡量降低，同時為了快速通過兩相區(qū)，要采取快速凝固的辦法，抑制氮化鈦夾雜的析出。

2 氮的來源分析

焊絲鋼的生產工藝為轉爐冶煉→LF精煉→方坯連鑄。鋼中的氮含量主要來源于鐵水、廢鋼、轉爐吹煉過程和出鋼過程吸氮、鐵合金中的氮、LF精煉過程和連鑄過程中吸氣。

2.1 轉爐增氮

轉爐引起增氮的原因如下：

（1） 鐵水比

在轉爐冶煉過程中，如果兌入的鐵水比例低，加入較多的廢鋼將會帶入較多的氮。在轉爐吹煉的前期和中期，碳含量降低比較慢，熔池升溫速度緩慢，生成的一氧化碳氣體量較少，對鋼中的氮原子向一氧化碳氣泡中擴散形成氮氣不利，造成氮原子從鋼水中排除困難，導致鋼水增氮。

（2）轉爐點吹增氮

在轉爐進行吹煉時，需要鋼水的化學成分和溫度都達到要求后才能出鋼，否則就要進行點吹操作。在進行吹煉時，提升氧槍會造成轉爐內出現(xiàn)負壓的現(xiàn)象，造成爐內進入大量的空氣，再進行下槍點吹時，氧氣流會吹開鋼水面的渣層，造成鋼水面裸露，空氣中的氮氣含量高達78%，非常容易引起鋼水中增氮。鋼水中的增氮量會由于點吹時間及點吹次數(shù)的增加而增加。

（3） 出鋼增氮

鋼流在出鋼過程中始終處于裸露狀態(tài)，使鋼水出現(xiàn)二次氧化現(xiàn)象，造成鋼水增氮。如果出鋼口形狀異常，鋼流就會出現(xiàn)散流的現(xiàn)象，加重鋼水的吸氮量。

（4） 合金增氮

由于焊絲鋼在出鋼過程中需要加入合金料進行合金化，錳、鈦等合金中通常含有較高的氮，硅鐵、錳鐵及鈦鐵中通常氮含量達到 100×10～1 000×10，這些氮會直接增加鋼水中的氮含量。

2.2 LF增氮

LF精煉是造成鋼水增氮的重要環(huán)節(jié)。在LF精煉時，要進行合金成分的微調。為了造還原性良好的白渣，采用大氬氣量進行攪拌操作，不可避免地造成鋼水裸露吸氮。在LF精煉造渣過程中，電極形成電弧的地方溫度高達幾千度，空氣中的氮氣在電弧的作用下將會發(fā)生電離，氮分子轉變成氮原子，見下式，進而溶解到鋼液中。

2.3 澆鑄過程增氮

鋼水進行澆鑄過程中，在鋼包下水口與長水口接縫處，中包下水口與浸入式水口的接縫處如果不能很好地保護，將會由于鋼水吸入空氣造成增氮。

3 氮含量控制措施

3.1 轉爐冶煉過程控氮措施

（1）提高鐵水比

為了減少廢鋼帶來的增氮量，要求鐵水比達90%以上，同時加入自產低氮廢鋼或生鐵塊。

（2）減少過程點吹次數(shù)

在轉爐進行吹煉時，采用高拉一點的操作模式，不允許出現(xiàn)多次點吹的現(xiàn)象，減少鋼水的增氮。

（3）出鋼防增氮

在出鋼過程中使出鋼口保持規(guī)則圓整，這樣鋼流就不會發(fā)生散流的現(xiàn)象。另外，在出鋼過程中可以對鋼包進行底吹氬氣操作，達到降低鋼包內氮氣分壓的效果，對鋼水中的氮起到去除作用。

（4） 合金優(yōu)選

對鐵合金在使用前進行檢測、精選，使用氮含量在0.02%以內的合金，降低對鋼水增氮的影響。

3.2 LF精煉控氮措施

（1）提高LF搬入時鋼水成分命中率和鋼水溫度

為了縮短LF的處理時間，需要精確控制出鋼過程中合金加入量，減少LF精煉爐升溫及成分調整的壓力。如果升溫操作時間縮短，合金加入量減小，則會縮短大氬氣量攪拌的時間。

（2）改善LF精煉鋼包上方的氣氛

在LF進行精煉時造泡沫渣，盡量避免鋼液面的裸露，降低電弧區(qū)發(fā)生氮氣分解的反應。在LF精煉除塵時，為了在大罐上方充滿氬氣氣氛，可以降低風機的轉速，有利于減少鋼水增氮。

3.3 澆注過程控氮措施

在鋼包下水口與長水口接縫處，中包下水口與浸入式水口的接縫處增加密封墊，同時吹入氬氣來阻止鋼水吸氣。

采取上述措施后，焊絲鋼中氮含量由0.007 0%降低到0.003 5%。同時鈦按中下限控制，降低鋼中的實際氮化鈦平衡濃度積，與氮化鈦夾雜相關的焊絲鋼合格率大幅度提升。統(tǒng)計改進前后各65爐鋼，結果顯示，焊絲鋼合格率由85%提高至99%。

4 結論

（1）分析認為，氮化鈦不會在焊絲鋼液相線溫度以上生成，只是在凝固過程中由于選分結晶形成。鋼中的鈦含量按中下限目標進行控制，降低氮含量，才能有效地減少氮化鈦的析出。

（2）鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠通過優(yōu)化鐵水比，精選鋼鐵和合金原料，采用一次點吹，維護出鋼口保證出鋼不散流；改善LF搬入的鋼水成分和溫度，同時控制LF精煉爐內的氣氛；做好保護澆鑄，減少鋼水的二次氧化等措施，將焊絲鋼的氮含量由0.007 0%降至0.003 5%，焊絲鋼合格率由85%提高到99%。