铝脱氧钢中Al_(2)O_(3)夹杂物与Al_(2)O_(3)-C质水口耐材的粘附机理研究

铝脱氧钢连铸过程中的水口堵塞一直是困扰生产的难题,弄清水口堵塞的形成机理对解决该问题非常重要。研究首先在实验室制备了含有单一、量多的Al_(2)O_(3)夹杂物的钢液,然后与Al_(2)O_(3)-C质耐材棒反应不同时间,研究了钢中Al_(2)O_(3)夹杂物与耐材棒的粘附行为,在此基础上探讨了铝脱氧钢连铸过程水口堵塞的形成机理。研究发现,耐材棒与钢液反应一段时间后,在耐材棒表面由内向外逐渐形成两层Al_(2)O_(3),第1层致密平滑,厚度较薄;第2层松散粗糙,厚度较厚。水口堵塞的形成机理为,耐材插入钢液一段时间内,因温度升高,耐材表面区域的SiO_(2)、Al_(2)O_(3)与C反应生成的SiO、Al_(2)O气体向钢液扩散,在耐材表面分别与钢液中的[Al]、耐材中的SiO_(2)反应生成Al_(2)O_(3);耐材棒表面的SiO_(2)也会与钢液中的[Al]反应生成Al_(2)O_(3);三者共同作用形成第1层致密的Al_(2)O_(3)。第1层Al_(2)O_(3)层形成后,钢液中的Al_(2)O_(3)夹杂物易于在其上面附着,形成第2层松散的Al_(2)O_(3)。随着时间的延长,Al_(2)O_(3)层变厚,水口堵塞逐渐形成。第1层Al_(2)O_(3)形成机理以化学反应为主,增长缓慢;第2层以钢中夹杂物粘附为主,增长较快。

50W800无取向硅钢中Al_(2)O_(3)和Al_(2)O_(3)-MnS夹杂物的腐蚀行为研究

采用无取向硅钢退火样进行原位腐蚀实验,对试样表面腐蚀形貌进行OM表征、SEM表征、EDS分析、拉曼光谱表征。结果表明,无取向硅钢的腐蚀源自夹杂物的局部腐蚀,其中包含金属氧化物夹杂Al_(2)O_(3)、金属氧硫化物夹杂Al_(2)O_(3)-MnS。无取向硅钢初期腐蚀时圆形锈斑内腐蚀产物主要为γ-FeOOH和α-Fe_(2)O_(3),且γ-FeOOH含量高于α-Fe_(2)O_(3)。随着腐蚀产物的颜色加深,α-Fe_(2)O_(3)含量逐渐增多。

铁水中MgO·Al_(2)O_(3)夹杂物的形成途径

夹杂物的结晶对钢中夹杂物的组织、性能和尺寸分布起着决定性的作用。MgO·Al_(2)O_(3)尖晶石是影响钢性能的常见夹杂物之一,了解MA在钢水中的结晶过程对控制其行为具有重要意义。根据临界成核前通过第一性原理计算MA亚稳相热力学性质,提出了MA夹杂物从铁水中形核的四种可能途径。根据四种成核途径,[Mg]、[Al]和[O]之间的反应是最有可能形成MA夹杂物的途径,而Al_(2)O_(3)与MgO反应几乎不可能形成MA夹杂物。MA类杂物的大小受形成途径的控制,其形成途径与脱氧剂的添加方式密切相关。

O、S、Ce含量对U71MnG钢中Ce_(2)O_(3)和Ce_(2)O_(2)S夹杂物的影响

我国稀土钢未实现大规模的生产,其主要原因是对稀土与钢中O、S等杂质元素的相互作用规律认识不足。考虑到Ce、O、S含量对钢中稀土夹杂物的影响缺少定量分析,使用FactSage 7.1软件计算U71MnG钢中不同含量O、S、Ce之间的相互作用关系及其对Ce_(2)O_(2)S、Ce_(2)O_(3)夹杂物析出量的影响。热力学计算结果表明,在U71MnG钢的成分体系下,随着Ce含量的增多,Ce_(2)O_(3)的析出量呈先增多后减少的趋势,m_(O)/m_(Ce)约为1/7.4时,Ce_(2)O_(3)的析出量最大;Ce_(2)O_(2)S的生成需要O、S、Ce共同作用,m_(O+S)/m_(Ce)约为1/3.7时,Ce_(2)O_(2)S析出量最大。试验钢夹杂物的SEM图像以及夹杂物颗粒数量统计结果显示,Ce含量为0.024%的试验钢中Ce_(2)O_(3)、Ce_(2)O_(2)S的个数大于Ce含量为0.016%的试验钢,钢中夹杂物析出规律与热力学计算结果一致。

稀土钇和铈对321不锈钢中钛类夹杂物的改性作用

通过在321不锈钢熔炼过程中分别添加不同含量的稀土元素钇(Y)和铈(Ce),研究321不锈钢中钛类夹杂物的热力学特征,考察了稀土元素种类及含量对钢中钛类夹杂物成分及形貌的影响。结果表明,未添加稀土元素时,321钢液中典型夹杂物为TiN和以Al_(2)O_(3)为核心的Al_(2)O_(3)-TiN复合夹杂物。向钢液中添加稀土元素,当Y添加量为5.0×10^(-6)(质量分数,下同)时,钢液中的典型夹杂物为Al_(2)O_(3)-Y_(2)O_(3)和部分未被改性的Al-O复合夹杂物,随着Y元素含量增加,Al_(2)O_(3)夹杂物被逐渐改性为含钇氧化物,当Y添加量为4.7×10^(-5)时,钢液中的典型夹杂物为Y_(2)O_(3)-TiN复合夹杂物;当Ce添加量为5.0×10^(-6)时,钢液中的夹杂物主要有Ce-O、Ce-Al-O类夹杂物,Al_(2)O_(3)夹杂物不再单独存在。钢液中TiN夹杂物的数量及尺寸随稀土元素添加量的不同而存在差异。添加稀土元素后,TiN数量减少,尺寸减小,当Ce添加量为1.0×10^(-5)时,TiN的数量及尺寸均与Y添加量为4.7×10^(-5)时接近,表明在添加量相近的情况下,Ce对夹杂物的改性效果优于Y。

精炼渣Al_(2)O_(3)含量对铝脱氧钢中夹杂物的影响

为研究中等碱度精炼渣中Al_(2)O_(3)含量对钢洁净度和夹杂物的影响,在1873 K温度下用MgO坩埚开展了初始碱度为4、不同Al_(2)O_(3)含量的CaO-SiO_(2)-Al_(2)O_(3)-MgO顶渣与铝脱氧钢的平衡试验。结果表明,渣-钢反应后,夹杂物类型由反应前的MgO-Al_(2)O_(3)-MnS复合类转变为中心为MgO-Al_(2)O_(3),边部为MgO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)-CaO(-MnO)系的包裹体复合类;形貌由边界多棱角的块状和簇群状转变为边界圆滑的类球状。随着渣中Al_(2)O_(3)含量的增加,夹杂物中Al_(2)O_(3)含量显著增加,MgO含量减少,其他组分含量变化不大;夹杂物尺寸呈现增大的趋势;夹杂物数量密度增大,钢的洁净度降低。该试验条件下,当w(Al_(2)O_(3))≈20%时,夹杂物数量密度最小,钢液的洁净度最高。基于试验结果,对渣、钢的成分变化和夹杂物转变做了热力学讨论。

Al_(2)O_(3)粒度对CA_(6)轻质陶瓷材料结构与性能的影响

为研究Al_(2)O_(3)粒度对CA_(6)轻质陶瓷材料结构与性能的影响,本文以平均粒径分别为80、61、45和38μm的α-Al_(2)O_(3)为氧化铝源,以平均粒径为15μm的轻质碳酸钙为氧化钙源,采用发泡法结合原位烧成工艺,经1550℃保温5 h烧成后获得CA_(6)轻质陶瓷材料,研究不同粒度的Al_(2)O_(3)原料对其物相组成、显微结构和物理性能的影响。结果表明:随着α-Al_(2)O_(3)粒度的减小,CA_(6)轻质陶瓷的线收缩率、体积密度和热导率逐渐变小,显气孔率增大,压缩强度呈先增大后减小的趋势。综合考虑,以平均粒径为45μm的α-Al_(2)O_(3)为氧化铝源所制试样的综合性能较佳,更能满足使用需求,其显气孔率、热导率和压缩强度分别为87.8%、0.149 W·m^(-1)·K^(-1)和0.29 MPa。

脉冲磁场去除钢中Al_(2)O_(3)夹杂物的研究

为了探究脉冲磁场对钢中Al_(2)O_(3)夹杂物的去除效果,使用中频感应炉进行了熔炼实验。利用COMSOL多物理场软件对脉冲磁场作用下钢液流场和不同尺寸夹杂物的去除行为进行了数值模拟,将数值模拟与实验结果相结合,探讨了脉冲磁场作用对钢中Al_(2)O_(3)夹杂物的去除机制。实验发现,施加脉冲磁场处理后,钢中Al_(2)O_(3)夹杂物整体含量减少,小尺寸的Al_(2)O_(3)夹杂物数量百分比降低,大尺寸的Al_(2)O_(3)夹杂物数量百分比有所增加,表明施加脉冲磁场促进了Al_(2)O_(3)夹杂物的去除和碰撞长大。数值模拟结果表明,施加脉冲磁场处理时,钢液中形成上下双环流,促进了夹杂物的去除,且夹杂物尺寸越大,去除效率越高;同时,夹杂物大部分被分离至壁面,与实验观察结果一致。

CaO-MgO-SiO_2-Al_2O_3类夹杂物塑性化对帘线钢加工断丝率的影响

通过分析70 t转炉流程和180 t转炉流程生产的LX72A帘线钢合股断丝率,得出中心偏析相同的条件下,当钢中脆性夹杂物比例由90.7%降至20.5%,也就是塑性夹杂物的比例由9.3%提高79.5%时,平均盘条断丝率由4.20次/t降至2.56次/t。通过采用碱度1.05不含MgO的LF精炼渣,控制钢中Als含量≤0.001%,氧含量≤22×10^(-6),可有效地降低钢中脆性夹杂物含量,降低盘条断丝率。

低碳铝镇静钢Al_2O_3夹杂物分析与控制

分析了低碳铝镇静钢Al_2O_3夹杂物的来源及其对板坯质量、连铸生产以及后序产品的性能和表面质量的影响。通过采用下渣检测系统等一系列改善保护浇注的措施,可控制中间包同前道工序(吹氩站)试样中酸溶铝差值在50×10^(-6)以内,且酸溶铝与全铝的比值明显提高。表明酸溶铝的烧损得到有效控制,同时随着钢液中Al_2O_3夹杂的减少,钢水可浇性得到改善,结晶器水口堵塞的情况有所缓解。

LF精炼结束后软吹时间对帘线钢LX82 A夹杂物控制的影响

针对帘线钢夹杂物控制,通常选择长时间软吹处理提高钢水洁净度,但会导致镁碳砖侵蚀加剧。通过工业生产试验,使用FEI Explorer 4自动扫描电镜,研究LF精炼结束后软吹时间对帘线钢盘条夹杂物成分、数量的影响;并采用贝卡标准评分和神户标准Max-T(ave)评分进行盘条夹杂物评价。结果表明,LF精炼结束后软吹时间45 min与软吹时间25 min生产工艺对比,盘条中尺寸大于3μm的氧化物夹杂成分基本类似,夹杂物密度分别为135个/100 mm^(2)、103个/100 mm^(2),LF精炼结束后软吹时间25 min工艺夹杂物数量密度略低。扩大对比试验数量,盘条贝卡标准评分和神户标准Max-T(ave)评分表明,LF精炼结束后软吹时间20~25 min的夹杂物控制并未变差或略有改善趋势。帘线钢中低熔点夹杂物的控制主要通过控制Al含量、精炼渣等工艺参数,而导致最终产品失效的夹杂物往往与内生夹杂物类型不一致,对于帘线钢而言,可以考虑降低LF精炼结束后软吹时间。

42CrMo4钢中CaO-MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物形成机理的研究

通过工业试验对42CrMo4钢进行系统取样,观察试样中典型夹杂物的特征与分布,从热力学角度研究了42CrMo4钢中CaO-MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物的形成机理。结果表明,在钢包精炼炉(LF)精炼前期钢液中主要夹杂物为形状不规则的MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物,中后期MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物中开始出现CaO,在真空精炼炉(VD)精炼阶段,钢液中的夹杂物完全变为液态CaO-MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物。经热力学计算,钢液中[Mg]的存在是导致MgO-Al_(2)O_(3)夹杂物大量生成的根本原因,其主要来源于耐火材料和炉渣。在LF精炼阶段耐火材料向钢液传递[Mg]多于炉渣,而在VD精炼阶段炉渣向钢液传递[Mg]更多。

高速铁路车轮钢中大尺寸CaO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)类夹杂物的形成机理

为了研究高速铁路车轮钢中大尺寸CaO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)类夹杂物的形成机理,利用扫描电镜(SEM)和能谱分析仪(EDS)对夹杂物的特征进行分析,并通过FactSage热力学软件对夹杂物的形成过程进行计算。研究表明,车轮钢连铸坯中的夹杂物为CaO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)类,可分为2种类型,第1种是在钢液降温和凝固过程中形成的小尺寸固态和半固态夹杂物,第2种是来源于精炼过程中的大尺寸液态夹杂物。在液态夹杂物中,尺寸大于10μm夹杂物所占比例高达43%,可追溯到精炼过程中的钙处理阶段。钢液经过钙处理后会反应形成液态的CaO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)类夹杂物,这类夹杂物由于与钢液的接触角较小,只有40°左右,不易从钢液中去除,最终会遗传到连铸坯中。热力学计算结果表明,仅控制Al含量无法抑制液态CaO-Al_(2)O_(3)-SiO_(2)类夹杂物的形成,还需要控制合适的Ca含量才能避免此类夹杂物的出现。在钢液的钙处理阶段,Al质量分数为0.013%的条件下,当将Ca质量分数控制在0.0007%时,能够形成液相比例为20%的夹杂物,这种夹杂物既不会影响钢液的浇注,又易于从钢液中去除。而如此精确的Ca含量需要精准的钙处理工艺以及合理的Al含量和精炼渣成分才能得到。该研究结果为车轮钢中大尺寸夹杂物的精确控制提供一定的指导。

铬钢中MgO和MgO·Al_(2)O_(3)形成的热力学条件及夹杂物的演变

在高铬钢的精炼过程中,铝通常作为脱氧剂加入到钢液中,从而形成氧化铝(Al_(2)O_(3))和尖晶石(MgO-Al_(2)O_(3))等夹杂物,导致高铬钢疲劳失效和表面缺陷,因此,用户对高铬钢洁净度的要求不断提高。了解高铬钢中夹杂物的形成条件,减少其对钢质量的危害是很重要的。在本研究中,首先研究了1873 K下17 mass%Cr钢液中MgO和MgO・Al_(2)O_(3)。形成的热力学条件。结果表明,MgO在高铬钢中比在普通钢中更稳定。在高铬钢中,MgO和MgO-Al_(2)O_(3)稳定条件的边界向Al含量高、Mg含量低的方向移动。这一原因被认为是Cr和Mg之间的热力学相互作用的影响。估算出Cr与Mg的相互作用参数为0.040,从而解释了MgO与MgO・Al_(2)O_(3)稳定条件的边界。建立了Fe-Cr-Al-Ca-Mg-O体系在1873 K时的相稳定图,用以评估铬对MgO、MgO・Al_(2)O_(3)和CaO-MgO-Al_(2)O_(3)(液态)稳定条件的影响。随后,研究了17 mass%Cr钢液中夹杂物在1873 K时的变化。通过研究MgO和MgO・Al_(2)O_(3)的稳定条件,对Cr钢液中夹杂物的变化进行了合理的解释。

GCr15轴承钢LF精炼终点MgO·Al_(2)O_(3)夹杂的形成机理

采用ASPEX自动扫描电镜结合生产实际,分析了国内某钢厂GCr15轴承钢LF精炼终点存在的氧化物夹杂类型,并探索了其形成机理.同时,结合分子离子共存理论模型,分析了钢液中Mg质量分数的影响因素.结论如下:精炼终点钢样主要存在两种类型的氧化物夹杂,即CaO-MgO-Al_(2)O_(3)-(CaS)类复合夹杂和MgO-Al_(2)O_(3)-(CaS)镁铝尖晶石类夹杂.热力学计算分析结果表明,MgO·Al_(2)O_(3)的存在区域较宽,本次精炼钢样成分质量分数刚好处于MgO·Al_(2)O_(3)的稳定区,与精炼终点存在的氧化物夹杂类型相符合.同时,基于分子离子共存理论模型,分析了耐火材料和精炼渣组分对钢液中Al-Mg平衡关系的影响,揭示了轴承钢LF精炼过程中MgO·Al_(2)O_(3)夹杂的形成机理及影响因素,为Ds类夹杂的控制提供了一定的指导意义.

析出相及夹杂物对L80-9Cr钢耐蚀性的影响

通过电化学测试和FeCl_(3)点蚀试验,研究了Cr_(23)C_(6)析出相及Al_(2)O_(3)夹杂物对L80-9Cr钢耐蚀性的影响。结果表明:Cr_(23)C_(6)在原马氏体板条束内的析出聚集增大了小角度晶界处的晶格畸变程度,使其具有较高的电化学活性,导致材料耐腐蚀性能降低;另一方面,Cr_(23)C_(6)析出导致周围贫Cr区的形成,增大材料的点蚀倾向;此外,Al_(2)O_(3)夹杂物的存在也为点蚀萌生与发展提供有利位置,两者的共同作用导致L80-9Cr钢的严重点蚀。

超低碳IF钢冶炼过程炉渣对夹杂物控制研究进展

超低碳IF钢板主要应用于汽车面板等超深冲部件,其面临的主要质量问题是夹杂物、卷渣、气泡造成的炼钢缺陷,因此全生产流程中所采用的炉渣性质对控制炼钢缺陷具有重要作用。分别从炉渣的物化特性以及所在工序炉渣特性两个角度归纳总结了炉渣对夹杂物控制产生的影响,发现炉渣对夹杂物的吸附溶解与炉渣的物化性质和夹杂物的尺寸相关。RH精炼渣主要控制目标是低氧化性和合适的w(CaO)/w(Al_(2)O_(3)),TFe质量分数一般控制在2.0%~8.0%,w(CaO)/w(Al_(2)O_(3))控制在1.2~1.8,此外精炼渣碱度一般控制较高为4.0~10.0。中间包覆盖剂和结晶器保护渣首先要防止钢液增碳,其次是防止渣中SiO_(2)造成钢液的二次氧化,同时它们还应拥有良好的吸附夹杂物的能力。超低碳IF钢中间包高碱度覆盖剂一般碱度为2.9~11.5,w(CaO)/w(Al_(2)O_(3))控制在1.0~2.5,(FeO+MnO)质量分数控制在1.9%~4.0%。而超低碳IF钢结晶器保护渣的碱度一般控制较低在0.85~1.0,w(CaO)/w(Al_(2)O_(3))控制在5.0~8.5,(FeO+MnO)质量分数小于1%。

管线钢冶炼全流程夹杂物生成及演变行为研究

为了研究管线钢在冶炼过程中夹杂物形成和变化规律,通过对X52管线钢生产过程中不同工序取样,利用扫描电镜对夹杂物进行成分、形貌、尺寸和数量分析。结果表明:精炼结束后夹杂物尺寸减小,数量下降,钢液洁净度高;LF精炼出站时夹杂物主要为CaO-MgO-Al_(2)O_(3),RH进站时夹杂物主要为CaO-MgO-Al_(2)O_(3),钙处理后夹杂物主要为CaO-CaS-Al_(2)O_(3),中间包夹杂物主要为Al_(2)O_(3)-CaS、CaO-CaS-Al_(2)O_(3)和MgO-Al_(2)O_(3)-CaS。

钙处理工艺对钢中夹杂物的影响分析及应用

针对钙处理工艺对钢水洁净度影响的问题,使用平衡相图进行不同钙含量下生成的夹杂物类型、含量对比分析,结果表明:随着钢中钙含量升高,钢中氧化物夹杂数密度从钙含量1×10^(-6)时的0.52个/mm^(2)降至0.4个/mm^(2);钢中大尺寸夹杂数密度先上升后下降,从钙含量1×10^(-6)时的0.005个/mm降至0.004个/mm^(2);同时随着钢中氧含量的增加,钢中溶解钙含量在3~4×10^(-6),变化不大,钙的活度明显受到抑制。

Ce_(2)/Cu_(4)Al_(1)O_(x)催化剂的脱硝性能及PbCl_(2)耐受性

以类水滑石(Layered Double Hydroxides,LDHs)为前驱体,制备了铈(Ce)掺加的Ce_(2)/Cu_(4)Al_(1)O_(x)催化剂,运用XRD、SEM、XPS、NH_(3)-TPD、H2-TPR、in situ DRIFT等多种技术手段进行了表征,并将该催化剂用于氨选择性催化还原(NH_(3)-SCR)烟气脱硝系统,考察其脱硝性能及PbCl_(2)耐受性。实验结果表明,当催化剂中Pb质量分数为0.5%、反应温度为200℃时,Ce_(2)/Cu_(4)Al_(1)O_(x)催化剂的NO_(x)转化率为85.2%,远高于Cu/Al_(2)O_(3)(43.8%)和Cu-Ce/Al_(2)O_(3)(53.1%)。表征结果表明:PbCl_(2)能够引起催化剂比表面积降低,但对催化剂的晶体结构没有显著影响;PbCl_(2)会使催化剂表面活性物种的氧化还原性能降低,减少表面化学吸附氧;并可显著降低催化剂表面酸度,减少NH_(3)的吸附和活化,从而导致催化活性降低。Ce_(2)/Cu_(4)Al_(1)O_(x)催化剂具有优异PbCl_(2)耐受性的原因在于活性物种高度分散、酸性位点多、氧化还原能力强。