钙处理钢液与Al_(2)O_(3)-C质水口耐材间的侵蚀行为

针对某厂钙处理钢液浇注过程中水口内壁熔损严重的现象,利用扫描电子显微镜和X射线衍射分析,对下线的Al_(2)O_(3)-C质浸入式水口内壁的侵蚀原因及机制进行了研究。结果表明:Al_(2)O_(3)-C质浸入式水口内壁的侵蚀源于水口耐材中C的溶解,水口耐材中Al_(2)O_(3)与钢液中Ca反应生成质地疏松的低熔点钙铝石(Ca_(6)Al_(7)O_(16))型化合物,被高温钢液机械冲刷脱落,加剧了水口的侵蚀。为保证Al_(2)O_(3)-C质浸入式水口的使用寿命,实际生产中建议严格控制钢液中的Ca含量,同时做好保护浇注,尽可能降低钢液中[O]含量。

桥梁板厚度1/4处探伤不合原因分析及改进措施

针对20mm规格Q345qD桥梁钢板厚度1/4处出现的探伤不合格问题,对探伤缺陷位置精确定位并取样。通过金相显微镜和扫描电子显微镜等分析手段,发现钢板1/4处存在超长超粗的点链状含Al、Ca、Mg的氧化物,并伴随有氢致裂纹是造成钢板探伤不合的主要原因。根据分析结果,对桥梁钢的冶炼和连铸工艺提出避免精炼后期补铝线、保证软吹时间、减少中间包干式料脱落、降低钢中氢含量等改进措施,解决了探伤不合格问题,提高了桥梁钢板的探伤合格率。

高钛钢板冷弯开裂原因分析及改进

从宏观形貌、化学成分、力学性能以及微观组织等方面分析了高钛钢板冷弯开裂的原因并提出了改进措施。认为,由于热变形和轧后冷却过程中形成位错塞积群和表面贝氏体组织,表面贝氏体组织和基体平衡组织相界面之间存在应力,位错塞积群和相界面在外力作用下成为裂纹源;钢板基体带状组织较多、表面贝氏体组织塑韧性差,裂纹在两种组织中快速扩展形成宏观裂纹。通过降低合金含量、调整连铸工艺、改善加热质量、降低轧后冷却速度、堆垛缓冷等措施,有效解决了高钛钢冷弯开裂问题。

回火时间对Q420qENH钢板拉伸性能和组织的影响

采用金相显微镜、电子扫描显微镜等检测仪器,研究了在500℃下不同回火保温时间对TMCP态Q420qENH钢板拉伸性能和组织的影响。结果表明:试验钢在15~90 min时间范围内回火,随着回火时间的延长,屈服强度和抗拉强度先上升后下降,断后伸长率先下降后上升,屈强比先上升后保持稳定;TMCP态钢板的组织为贝氏体+铁素体+珠光体组织,回火后试验钢的组织变化不大,但随着回火时间的延长,组织中M-A岛部分分解,碳化物析出越来越多,同时细小的贝氏体、铁素体片条合并为较宽较长的铁素体片条,回火时间超过60 min后,碳化物开始聚集长大并且球化。回火时间为60 min时碳化物析出达到顶峰,各项拉伸性能达到最佳状态。

260吨转炉底吹性能优化的实验研究

良好的转炉底吹元件的布置方式有利于熔池搅拌,加快炉内反应进行。以某钢厂260吨复吹转炉为研究对象,基于相似原理建立底吹物理模型。通过水模型实验测得不同底吹布置在各工况下的混匀时间,考察底吹喷孔之间角度、距离及底吹流量对熔池混合效率的影响。结果表明:随着底吹流量增加,混匀时间整体出现降低趋势;随着外侧底吹孔逐渐远离炉底中心,喷孔间15°布置在0.4-0.7D时混匀时间先降低后升高,而当底吹孔间30°布置时混匀时间则持续升高。15°布置方案熔池的混合效果整体好于30°布置方案;底吹孔之间15°布置在0.6D上的A2布置方案混匀时间最短,更利于整个熔池的搅拌。

34CrNi3MoV钢奥氏体晶粒长大模型验证与应用

通过热处理试验并采用金相法分析研究了加热温度和保温时间对34CrNi3MoV钢奥氏体晶粒长大行为的影响。结果表明,加热温度对34CrNi3MoV钢奥氏体晶粒尺寸的影响尤为显著,随加热温度(900~1200℃)的升高,晶粒尺寸逐步增大。在初始晶粒尺寸情况下,900℃保温30 min(12.1μm)和950℃保温10 min(15.1μm)都与原始晶粒尺寸级别相差不大,1050℃保温30 min(37.8μm)时,晶粒尺寸达到原始晶粒尺寸的3.35倍,得到34CrNi3MoV钢晶粒长大的激活能Q=176.6 kJ/mol。随保温时间的延长,加热温度对奥氏体晶粒尺寸的影响越来越弱。950℃保温时,晶粒长大的临界保温时间大约为90 min左右。1050℃保温时,其临界保温时间大约为30 min。加热温度越高,达到临界保温时间后,晶粒长大就越缓慢。加热温度为850~950℃,保温时间60~180 min,可使34CrNi3MoV钢平均晶粒尺寸控制在22.5~44.9μm(国标8.0~6.0级)而满足要求。

大中型转炉用六孔双结构氧枪的工业实验

为进一步优化和控制氧枪的吹炼性能,研发了一种260t转炉用新型双结构氧枪,从理论上对比了双结构氧枪和传统氧枪与熔池作用的冲击坑特性;将所设计的双结构氧枪应用于工业实验,统计分析了双结构氧枪的关键吹炼参数,并与目前的传统氧枪的吹炼特性进行了对比,结果显示:双结构氧枪的各项关键吹炼指标对比传统氧枪优势明显,其中吹氧时间平均缩短了近50s,对熔池的吹炼强度有所提高;脱磷率平均提高3%左右,平均钢铁料消耗降低了15kg/t。

含硫齿轮钢中(CaO)_(x)(Al_(2)O_(3))_(y)和CaS的形成机理与控制

针对含硫钢中的CaS类夹杂物易造成水口堵塞问题,对20CrMnTiS钢中存在的钙铝酸盐夹杂物(CaO)_(x)(Al_(2)O_(3))_(y)及CaS的生成条件分别进行了热力学和动力学分析。结果表明:20CrMnTiS在1600℃下进行钙处理,当钢中[Al]s为0.02%时,需将Ca控制在0.0039%~0.010%;鉴于Al_(2)O_(3)夹杂物的变性动力学分析,钙处理前钢中的Al_(2)O_(3)夹杂物不宜过大,粒径最佳尺寸≤1μm,且喂硫线之前,应给予充分的钙处理时间,使Al_(2)O_(3)夹杂物完全变性为钙铝酸盐夹杂物(12CaO·7Al_(2)O_(3))。含硫齿轮钢合理的精炼工艺为:铁水预处理→转炉→LF精炼(钙处理)→RH真空脱气→软吹(软吹中后期喂硫线)→方坯连铸。

影响连铸钢包自开率因素的分析

钢包自开是影响连铸顺行的关键环节,同时也是影响钢液洁净度的重要因素。钢包无法自开则需烧氧引流,破坏烧结层,会导致钢液大量增氧,严重降低钢液洁净度。为了提高钢包自开率以改善钢液洁净度,总结了引流砂种类、粒度、含水量、填加剂、填加方式、水口座砖形状特点以及引流砂与钢液反应等因素对钢包自开率的影响,其中粒度在0.5~1.4 mm,并且含有适量的圆角粗颗粒、填加剂石墨的含量为2%-4%、含水量低于0.15%的引流砂开浇率较高。

工艺因素对82B钢280mm×325mm铸坯凝固过程的影响

为模拟不同工艺条件下的连铸坯的凝固过程,采用有限元法模拟了82B钢连铸的凝固过程,获得280 mm×325 mm连铸坯的温度场。结果表明,随拉速从0.60 m/min增加到0.76 m/min,凝固时f_(s)=1处与f_(s)=0处皆后移,但中心凝固时间反而增加了9.8%。随过热度由15℃增加到50℃时,凝固末端f_(s)=1处同样后移,约后移1.1 m。根据模拟结果改进连铸工艺,当拉速从0.60 m/min增加到0.76 m/min,增加轻压下工艺可改善低倍质量.

超音速射流冲击260t转炉熔池界面行为研究

建立了260t转炉吹炼过程中的可压缩、非等温三维VOF模型。研究了多孔超音速射流与转炉熔池作用过程特征,阐明了射流与熔融钢水界面接触的轮廓变化。揭示了钢液喷溅机制,定量分析了冲击坑形态大小。结果表明,吹炼过程具有瞬时性,随着吹炼进行,气液界面逐渐失稳并发生喷溅,喷溅会以大块金属带和液滴两种形式共存。在2.2 m枪位53000 m^(3)/h的工况下,进行吹炼时形成的底部死区面积约为熔池底部面积的12%~15%,冲击坑直径占比熔池直径的55%左右,冲击坑深度占比熔池深度的30%左右。工业生产实践表明,过程枪位2.2 m,吹气量53000 m^(3)/h,吹氧15.2 min,氧耗47.7 m^(3)/t,脱磷率83.1%,钢铁料消耗降至1115 kg/t。

260t顶底复吹转炉喷溅特征的水模型研究和应用

以260 t转炉为对象,通过几何相似比1∶7水模型研究了供气流量和枪位对炉口、耳轴以及炉壁喷溅量的影响。结果表明:喷溅量的多少与冲击坑的大小存在直接关系,冲击坑越大越深,则喷溅量越大;炉口喷溅量、耳轴喷溅量以及炉壁喷溅量均与吹气流量密切相关,并且随流量的增大呈指数增长;三类喷溅量随枪位升高先增大后减小,在枪位H=40de(氧枪喷孔直径)时达到最大值。生产应用表明,260 t转炉用5孔氧枪对应的拉碳枪位在2.1~2.2 m,吹炼枪位和前期化渣枪位可分别为2.5 m和2.8 m时可避免明显喷溅。

34CrNi3MoV合金钢的动态再结晶行为

采用Gleeble-1500热模拟试验机对34CrNi3MoV钢在最大变形量为50%的条件下,进行变形温度为800~1200℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)的单道次等温压缩试验并得到了真应力-真应变曲线。结果表明,34CrNi3MoV钢在800℃和900℃(1、10 s^(-1))条件下仅发生动态回复,在1000~1200℃和900℃(0.01、0.1 s^(-1))条件下发生动态再结晶。采用Arrhenius方程计算不同应变量时的激活能Q,并利用五次多项式拟合激活能Q与应变量ε的对应关系:Q=331.78+1401.47ε-10233.34ε^(2)+33725.26ε^(3)-52745.07ε^(4)+31981.48ε5。利用加工硬化率构建了临界特征值εc和εp与Z参数的关系模型,在此基础上构建了预测动态再结晶体积分数的动力学模型X_(DRX)=1-exp[-0.564((ε-ε_(c))/ε_(p))^(1.945)]。

34CrNi3MoV钢的热变形行为

为分析34CrNi3MoV钢的热变形行为,采用Gleeble-1500热模拟试验机进行等温热压缩试验,设置变形温度为800~1200℃、应变速率为0.01~10 s^(-1),获得相应的流变应力曲线。分析了流变应力对变形参数的敏感性,计算了不同应变量下材料参数α、n、Q和A的值,并利用五阶多项式拟合了各材料参数与应变量的对应关系。采用应变补偿的Arrhenius模型对34CrNi3MoV钢的高温流动应力本构方程进行回归。结果表明:34CrNi3MoV钢在变形温度为1000~1200℃、应变速率为0.01~1 s^(-1)时出现较为明显的动态再结晶曲线特征,并随着应变速率的降低和变形温度的升高,峰值应力越明显。本构方程预测的流动应力与试验结果的吻合度较好,在整个试验范围内的平均相对误差Rav仅为5.52%,表明所构建的模型是可靠的。

钢包耐火材料与钢液反应的研究现状

随着国家工业的快速发展,对高品质钢的需求增大,侵蚀的耐火材料作为钢中外来夹杂物的主要来源受到广泛关注。基于此,阐述了耐火材料与钢液的反应机制、不同耐火材料与钢液的相互作用以及对钢液质量造成的影响。耐火材料会向钢中溶解并与钢中成分发生反应,之后形成界面层,当界面层是高熔点物质时,会阻碍耐火材料的溶解扩散,当界面层是低熔点物质时,会发生乳化作用,形成的新界面再与钢液发生反应。钢包耐火材料与钢液的相互作用会形成夹杂物对钢液造成污染。此外,在电磁场的作用下会改变耐火材料的侵蚀行为。不同钢种的冶炼要选择合适的耐火材料,对于如何快速准确选取与冶炼钢种配套的耐火材料有待研究。