弓 濤 ¹ ，龐煒光 ² ，劉 慶 ¹ ，王現輝 ² ，冀建立 ⁴ ，王 敏 ^1，3

（1. 北京科技大學鋼鐵冶金新技術國家重點實驗室，北京，100083；

2. 首鋼智新遷安電磁材料有限公司，河北，遷安，063000；

3. 北京科技大學金屬冶煉重大事故防控技術支撐基地，北京，100083；

4. 北京首鋼股份有限公司,河北，唐山，064404）

摘要：針對“轉爐→RH 精煉→連鑄”工藝流程生產的高硅鋼精煉渣精準控制的難題，借助 FactSage7.2 商業熱力學計算軟件，計算了兩種不同脫氧工藝下合理的精煉渣系控制范圍。采用 A 脫氧工藝（鋁脫氧硅合金化工藝）時，合理精煉渣系控制范圍為氧化鈣含量為 53%~55%，二氧化硅含量在15%~18%，三氧化二鋁含量為 25%~30%，氧化鎂含量為 3%~5%，堿度為 3~5；采用 B 脫氧工藝（硅脫氧鋁合金化工藝）時，合理的精煉渣系的主要成分范圍為：氧化鈣含量為 53%~56%，二氧化硅含量為 12%~17%，三氧化二鋁含量為 25%~30%，氧化鎂含量為 3%~5%，堿度為 3~4.5。采用工業兩種對不同脫氧工藝精煉渣系吸附夾雜能力進行分析，結果表明 B 脫氧工藝下夾雜物數量、尺寸分布方面均優于 A 脫氧工藝。

關鍵詞：高硅鋼；渣系；夾雜物吸附；脫氧工藝；氧氮含量

引言

硅鋼是一種碳含量較低的硅鐵軟磁合金，由于其優異的電磁性能，被廣泛應用于電氣領域以及交通領域^［1-2］，主要用于制作變壓器、發電機以及生產新能源汽車的高速電機。隨著新能源汽車等行業的發展以及對節能減排的更高要求，這對高硅鋼的力學性能和磁性能提出了更為嚴苛的要求^［3-5］。硅鋼生產過程中，鋼水成分和潔凈度是影響磁性能的重要因素^［6-11］。硅鋼中夾雜物包括 MgO-Al₂O₃ （尖 晶 石）、MnS 和Al₂O₃-SiO₂ （硅酸鋁）等，當鑄坯中存在大顆粒夾雜物時，會破壞鋼基體連續性，惡化硅鋼磁性能。因此，合理控制鋼中夾雜物的數量、類型、尺寸、分布是確保硅鋼性能和質量的關鍵環節之一^［12-20］。

RH精煉過程完成對鋼液的脫碳和脫氧合金化。精煉頂渣的成分控制直接影響鋼液成分、潔凈度和夾雜物的去除效果，同時頂渣也承擔著防止鋼液二次氧化和保溫的作用，因此，精準控制鋼包頂渣成分是鋼液潔凈化的關鍵因素^［21-22］。目前，已有大量關于電工鋼精煉渣以及精煉過程夾雜物演變的研究。例如，呂學鈞等^［23］對無取向硅鋼冶煉過程的夾雜物遺傳變化進行了研究，研究發現，在整個 RH 精煉過程中，試樣中的夾雜物種類以 SiO₂ 和 Al₂O₃ 為主。胡志遠等^［24］對 W800無取向電工鋼全流程取樣分析夾雜物的演變規律，試驗結果表明，加鋁合金化前后，夾雜物類型由 SiO₂ 類夾雜物轉變為 Al₂O₃ 類夾雜物。Luo 等^［25］ 在研究中發現氧化物主要在精煉過程中形成。劉堅鋒等^［26］研究了電工鋼精煉過程渣的冶金性能，認為 RH 精煉過程中高 FeO 含量的鋼包頂渣精煉過程會造成鋼液的二次氧化。王勃超^［27］研究發現，降低精煉渣中 FeO 的活度，有利于防止鋼液二次氧化。邱鈺杰等^［28］研究發現，鋼包頂渣中成分對鋼液脫硫作用影響很關鍵，高渣堿度更好地促進了 RH 過程脫硫反應。劉衛華^［29］通過對 RH 精煉渣組分的研究，發現精煉渣鈣鋁比值為 1.7 左右時 ，精煉渣對Al₂O₃夾雜物的吸附最強。王念欣等^［30］分析了精煉渣系組分對鋼液潔凈度的影響，發現當渣中 Al₂O₃含量不變時，堿度的增大有利于低熔點夾雜物的生成。寧鑫等^［31］人對精煉過程中精煉渣組分計算，認為渣中 Al₂O₃含量過高時，會抑制對鋼液中 Al₂O₃夾雜物的吸收。

1 試驗方法

高硅鋼精煉過程鋼包頂渣易出現結殼現象，降低了渣對夾雜物的吸附能力。針對上述問題，本研究分析了不同脫氧工藝下，頂渣成分與夾雜物吸附能力間關系，并確定了不同脫氧工藝條件下合理的精煉渣系控制范圍。利用 FactSage 7.2 熱力學軟件及數據庫對下不同脫氧方式（鋁脫氧硅合金化或硅脫氧鋁合金化）下精煉渣堿度、鈣鋁比對夾雜物吸附能力的影響進行計算，得出不同脫氧方式下合理的精煉渣成分并進行實驗驗證，為生產高硅鋼提供指導。

某廠高硅鋼生產工藝流程：轉爐→RH真空精煉→中間包→連鑄。經過鐵水預脫硫處理后的鐵水進入轉爐工序進行吹煉，控制鋼液的溫度與成分；轉爐出鋼時有兩種不同脫氧工藝，即先加鋁鐵后加硅鐵和先加硅鐵后加鋁鐵，進行脫氧及合金化，之后按照白灰：復合渣為 3：1 的比例加入造渣料造渣，如表 1 所示。RH精煉工序保證鋼液的成分及溫度符合澆注要求，精煉過程控制鋼液中碳含量，控制精煉渣的成分及堿度。

為了研究兩種不同脫氧工藝下定渣吸附夾雜物的能力和效果，對兩種工藝下，分別在轉爐爐后、精煉一次合金化、二次合金化和精煉結束取提桶鋼樣，在大包鋼液剩余 155，105，35 t 時于中包中取樣，分別對應中包前、中、后期，如表 2 所示，在精煉結束取渣樣。圖 1 為全流程桶樣的加工示意圖，在提桶樣中間部分切取 Ф5 mm×35 mm 棒樣，做氧氮測試。

在體桶樣中上部切取尺寸為 10 mm×10 mm×10mm 金相樣，經打磨拋光后做夾雜物自動掃描，分析夾雜物類型、數量、尺寸。

2 不同脫氧工藝精煉渣目標控制理論計算

根據現有工藝特點，高硅鋼中夾雜物類型主要為 Ca-Si-Al-Mg 復合夾雜物，因此研究的精煉渣系的成分為 CaO，SiO₂，Al₂O₃和 MgO 四元渣系。

使 用 FToxid 數據庫對1873 K下的 CaO-SiO₂-Al₂O₃-MgO 四元系相圖中的等 Al₂O₃活度線、等CaO活度線、等 SiO₂活度線、等O活度線進行計算。

2. 1 MgO 含量的確定

選定精煉渣熔點低于 1600 ℃的區域為低熔點區，分別作出 CaO-SiO₂-Al₂O₃三元系與 0 到 10% 的MgO 結合的相圖，統計其低熔點區占全部相圖面積的比例，如圖 2 所示。當 w（MgO）≤4% 時，低熔點區面積比例增加，當 w（MgO）=4% 時，最大低熔點區比例為 51% 左右；當 w（MgO）≥4% 時，低熔點區面積比例開始下降。當渣中 MgO 含量較高時，更易生成鎂鋁型復合雜物，這不利于精煉渣對 Al₂O₃類夾雜物的吸附。因此，CaO-SiO₂-Al₂O₃-MgO 四元系中w（MgO）=3%~5% 較為恰當。在以下計算中均選擇 w（MgO）=5%。

2. 2 鋁脫氧硅合金化工藝精煉渣系控制

2. 2. 1 精煉渣堿度對 Al₂O₃夾雜物吸附的影響

研究表明精煉過程中使用堿度較高的精煉渣，可以對鋼液 T.O 含量的降低起到促進效果^［32］。根據FactSage7.2熱力學軟件計算結果，將等 CaO 和 Al₂O₃活度線在 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 四元系相圖中畫出，結果如圖 3 所示，并依據上述計算結果分析了精煉渣堿度對 Al₂O₃夾雜物在精煉渣溶解能力的影響。

從圖 3 可知，在相同 Al₂O₃含量下，精煉渣堿度越高，鋼-渣界面處氧化鋁活度越小，有利于降低鋼液中的全氧含量。這與現有相關的研究結果一致。由圖 3（b）可知，在一定 Al₂O₃含量下，隨著渣中 CaO活度增加，渣中 Al₂O₃的活度逐漸減小。這是由于在CaO 的作用下，Al₂O₃夾雜物轉變為低熔點的鈣鋁酸鹽類夾雜物，有利于鋼液潔凈度的提升。即 CaO 活度增加有利于精煉渣吸附 Al2O3類夾雜物，從而有利于鋼液脫氧。當堿度在 4~5 時，渣中 Al₂O₃ 活度最小，CaO 活度最大，在這種情況下，由于 Al₂O₃類夾雜物轉變為低熔點的鈣鋁酸鹽類夾雜物，這種夾雜物易于上浮排出鋼液進入精煉渣中，從而實現凈化鋼水的目的，有利于減少鋼液中 Al₂O₃數量。

2. 2. 2 精煉渣 w(CaO)/ w(Al₂O₃)對 Al₂O₃夾雜物吸附的影響

精煉渣中含有一定量的 Al₂O₃可以使精煉渣粘度降低，這提高了 Al₂O₃夾雜物在精煉渣中的溶解能力，增強了 Al₂O₃夾雜物在精煉渣中的擴散能力，從而有利于鋼液的潔凈度水平的提升。有研究發現當將渣中鈣鋁比從 2.0~4.4 減小到 1.2~2.0 時，鋼液的氧含量降低了 4×10^{−6 ［32］} 。圖 4 為采用 FactSage7.2 商業計算軟件計算了 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 四元系等 CaO 和 Al₂O₃活度線。

隨著精煉渣中鈣鋁比增加，Al₂O₃ 活度逐漸降低，當鈣鋁比增加到 3 時，此時精煉渣大部分為固相，因此不予考慮。而當鈣鋁比為 1.5~3.0 時，CaO活度最大，Al₂O₃活度最小，有利于精煉渣對 Al₂O₃夾雜物的吸附，促進鋼液中 T.O 含量的降低。

2. 2. 3 精煉渣對鋼中溶解氧的影響

依據熱力學計算結果 ，在 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 四元相圖上作不同O活度的等O 線，如圖 5所示。

為確保渣中的脫氧產物能夠穩定存在，要求渣中 Al₂O₃和 SiO₂的活度低，精煉渣系中 Al₂O₃活度在0.01 以下， SiO₂活度在 0.00001 以下，對夾雜物的吸附有利；合理的精煉渣系成分為：w（CaO）=52%~55%；w（SiO₂）=15%~18%，w（Al₂O₃）= 25%~30%，w （MgO）=3%~5%，R=3~5。

2. 3 硅脫氧鋁合金化工藝精煉渣系控制

2. 3. 1 精煉渣堿度對 SiO₂夾雜物吸附的影響

根 據 FactSage7.2 熱力學軟件計算結果，將等SiO₂活度線在 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 四元系相圖中畫出，結果如圖 6 所示。

隨著精煉渣堿度的增大，渣中 SiO₂的活度不斷降低，當精煉渣堿度在 4~5 時，SiO₂活度最低，此時，w（Al₂O₃ ） > 30 % ，w（SiO₂ ） < 20 % ，w（CaO）=50 %~55 %，R=3~4.5。

2. 3. 2 精煉渣堿度對鋼中溶解氧的影響

根據 FactSage7.2 熱力學軟件計算結果，將等 O活度線在 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 四元系相圖中畫出，結果如圖 7 所示。

1873 K 溫度下 ，隨著精煉渣中 SiO₂含量的降低，鋼中溶解O含量減少。此外，鋼中溶解 O 含量還與精煉渣理化性質有關；當精煉渣堿度 R 保持不變時 ，鋼液中的溶解 O 含量與鈣鋁比呈現負相關關系。這是由于 CaO 能夠對 Al₂O₃夾雜物進行變性處理，使 Al₂O₃ 夾雜物在精煉渣中的溶解度增大。合理的精煉目標渣系范圍為：w（CaO）=52%~55%； w（SiO₂）=12%~17%，w（Al2O3）= 32%~38%，w （MgO）=3%~5%。R=3~4.5。

2. 4 不同脫氧工藝精煉渣系控制效果對比

2. 4. 1 RH 精煉渣成分對比

工業試驗中采用的 RH 精煉渣成分與熱力學計算獲得的目標渣系成分如圖 8 所示。

A（鋁脫氧硅合金化）工藝下，試驗渣系成分與推薦渣系成分接近，硅脫氧鋁合金化工藝條件下，工業試驗所用渣系成分與理論計算渣系成分范圍基本相符，基本滿足試驗要求。

試驗中 RH 精煉渣成分與理論計算渣系特性對比如表 3 所示。

2. 4. 2 各工序氧氮含量對比

相同造渣料加入情況下的冶煉過程中的氧氮變化情況如圖 9 所示。

可以看到：A（Al 脫氧 Si 合金化）脫氧工藝下冶煉過程整體 T.O 含量明顯高于 B （Si 脫氧 Al 合金化方案）脫氧工藝下冶煉過程整體 T.O 10×10⁻⁶ 左右；A（Al 脫氧 Si 合金化）冶煉過程和 B （Si 脫氧 Al 合金化方案）冶煉過程兩者整體 N 含量變化不大。

2. 4. 3 顯微夾雜物數量變化

對高硅鋼生產過程全流程顯微夾雜物進行分析，其顯微夾雜物數量變化如圖 10 所示。相同造渣料加入情況下，改變脫氧合金順序，B 工藝下整體夾雜物數密度少于 A 工藝夾雜物數量 5 個/mm² 。

對 A 工藝及 B 工藝下夾雜物數密度進行單因素方差分析，結果如表 4 所示。

表 4 中，檢驗水平 P 值大于 0.05，即缺乏兩種脫氧工藝下夾雜物數密度存在顯著差異的證據，這可能是由于數據較少而導致的。

3 結論與建議

（1）根據熱力學理論計算，采用鋁脫氧工藝時，為促進夾雜物變性，使夾雜物更好得被精煉渣吸附，高硅鋼合理的精煉渣控制范圍：w（CaO）=52%~55%，w（SiO₂）=15%~18%，w（Al₂O₃）= 25%~30%，w （MgO）=3%~5%，R=3~5。

（2）根據熱力學理論計算，采用硅脫氧工藝時，為促進夾雜物變性，使夾雜物更好得被精煉渣吸附，高硅鋼合理的精煉渣控制范圍： w（CaO）=52%~55%，w（SiO₂）=12%~17%，w（Al₂O₃）= 32%~38%，w （MgO）=3%~5%，R=3~4.5。

（3）在氧含量控制方面 Si脫氧 Al合金化工藝明顯優于 Al 脫氧 Si 合金化工藝，其鑄坯中氧含量從15 ppm下降到 10 ppm，對全氧降低有比較好的效果。

（4）鑄坯中，Al 脫氧 Si 合金化工藝各類夾雜物整體數量高于 Si脫氧 Al合金化工藝。

本文研究了 CaO-SiO₂-Al₂O₃-5%MgO 渣系及高硅鋼精煉過程中夾雜物吸附能力做出了熱力學分析，并用工業實驗得到驗證。但由于本人學識有限，對精煉渣特性沒有進行很深入的研究，而且只對精煉渣吸附夾雜物做了淺顯的熱力學研究。現對今后可以開展的方向提出進一步的建議：

（1）本文對精煉渣吸附夾雜物進行了熱力學計算，并得出精煉渣的合理控制范圍，但為了更好地研究精煉渣對夾雜物的吸附能力，從動力學角度研究精煉渣對夾雜物的吸附是十分有必要的。

（2）本文只對精煉渣熔點及成分進行了熱力學分析，后續應考慮精煉渣的粘度以及渣鋼界面性質對夾雜物吸附能力的影響。

參考文獻：

［1］ 何忠治，趙宇，羅海文 . 電工鋼［M］. 北京：冶金工業出版社，2012.

［2］ 何承緒，高潔，毛航銀，等 . 退火溫度對耐熱型取向硅鋼組織與磁性能的影響［J］. 材料導報，2023，37（8）： 137-141.

［3］ 晏明，肖海航，黃曦，等 . 新能源汽車發展趨勢及驅動電機用電工鋼需求分析［J］. 電工鋼 . 2020，2（4）：1-5.

［4］ 徐星星，秦鏡，趙海斌，等 . 新能源汽車用高牌號無取向電工鋼的研究現狀及發展趨勢［J］. 江西冶金，2020， 40（3）：6-11.

［5］ 高凌宇，周會軍，王成，等 . 新能源車電驅動系統的發展概況及趨勢分析［J］. 電工鋼，2020，2（1）：27-31.

［6］ 郭飛虎 . 無取向電工鋼中氧化物夾雜的控制研究［D］. 馬鞍山：安徽工業大學，2019.

［7］ Kang H G， Lee K M， Huh M Y， et al. Quantification of magnetic flux density in non-oriented electrical steel sheets by analysis of texture components［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials，2011，323（17）： 2248-2253.

［8］ Lee K M， Park S Y， Huh M Y， et al. Effect of texture and grain size on magnetic flux density and core loss in non-oriented electrical steel containing 3.15%Si［J］. Journal of Magnetism and Magnetic Materials，2014， 354：324-332.

［9］ Ghosh P， Chromik R R， Knight A M， et al. Effect of metallurgical factors on the bulk magnetic properties of non-oriented electrical steels［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials，2014，356：42-51.

［10］ Oda Y， Tanaka Y， Chino A， et al. The effects of sulfur on magnetic properties of non-oriented electrical steel sheets［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials， 2003，254：361-363.

［11］ Wang J， Ren Q， Luo Y， et al. Effect of non-metallic precipitates and grain size on core loss of non-oriented electrical silicon steels［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials，2018，451：454-462.

［12］ 彭其春，邱雷，鄒健，等 . 無取向硅鋼 W800 生產過程中夾雜物演變規律［J］. 鋼鐵，2015，50（8）：34-38.

［13］ 岳爾斌，李娜 . 稀土鈰對 2.9%Si 無取向硅鋼磁性能的影響［J］. 鋼鐵，2014，49（12）：65-70.

［14］ 呂學鈞，張峰，陳曉，等 . 錳含量對無取向硅鋼夾雜物析出的影響在線觀察［J］. 鋼 鐵釩鈦，2015，36（2）： 95-101.

［15］ Jenkins K， Lindenmo M. Precipitates in electrical steels ［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials， 2008，320（20）：2423-2429.

［16］ Kurosaki Y， Shiozaki M， Higashine K， et al. Effect of oxide shape on magnetic properties of semiprocessed nonoriented electrical steel sheets［J］.ISIJ Interna tional，1999，39（6）：607-613.

［17］ Wang X S， Sun Y H， Li W G. Influence of calcium treatment on total oxygen content in non-oriented silicon steel［J］.Steelmaking，2012，28（1）：48-51.

［18］ 喬向東，嚴蔣，趙強，等 . 無取向硅鋼研究的進展［J］. 熱處理，2023，38（3）：40-45.

［19］ 王海軍，牛宇豪，凌海濤，等 . 無取向硅鋼夾雜物控制與變質技術研究進展［J］. 中國冶金，2023，33（3）：17-28.

［20］ 曹建其，陳超，薛利強，等 . 無取向硅鋼 DG47A 冶煉全流程夾雜物分析［J］. 鋼鐵，2023，58（02）：61-71.

［21］ Zhu C， Liu Y， Xiao Y. A new review on inclusion and precipitate control in grain-oriented silicon steels［J］. JOM，2022，74（8）：3141-3161.

［22］ 陳天穎，劉靜，程朝陽，等 . 無取向硅鋼 RH 精煉過程中夾雜物行為研究［J］. 武漢科技大學學報（自然科學版），2019，42（1）：1-7.

［23］ 呂學鈞，陳曉，鄭少波，等 . 無取向硅鋼冶煉過程中的夾雜物遺傳變化［J］. 電工材料，2014（5）：37-40.

［24］ 胡志遠，任強，張立峰 . W800 無取向電工鋼中氧化物演變規律［J］. 鋼鐵研究學報，2018，30（4）：282-287.

［25］ Luo Y， Yang W， Ren Q， et al. Evolution of non metallic inclusions and precipitates in oriented silicon steel［J］.Metallurgical and Materials Transactions B， 2018，49（3）：926-932.

［26］ 劉堅鋒，胡金文，郭飛虎，等 . 無取向電工鋼 RH 精煉頂渣優化［J］. 煉鋼，2021，37（6）：28-33.

［27］ 王勃超 . RH 精煉渣控制工藝研究［J］. 天津冶金，2022 （1）：24-26.

［28］ 邱鈺杰，虞瀾，曾建華，等 . RH 精煉脫硫實踐［J］. 鋼鐵研究學報，2011，23（4）：19-22.

［29］ 劉衛華 . 深沖鋼 RH 精煉渣的配比研究與應用［J］. 中國新技術新產品 . 2018（13）：43-44.

［30］ 王念欣，李海峰，王成鎮，等 . 精煉渣系對鋼水潔凈度的影響［J］. 山東冶金 . 2023，45（5）：31-35.

［31］ 寧鑫，曾亞南，白少勛，等 . 精煉過程中精煉渣成分的動力學計算［J］. 華 北 理 工大學學報（自然科學版）， 2023，45（3）：134-140.

［32］ Yoon B H， Heo K H， Kim J S， et al. Improvement of steel cleanliness by controlling slag composition［J］. Ironmaking & steelmaking，2002，29（3）：214-217.