最新刊期
      2014年第35卷第1期

        试验研究

      • 145 t RH真空精炼装置内钢液循环流动特性的水模型研究

        朴峰云, 郑淑国, 朱苗勇
        2014, 35(1): 1-3.
        摘要：基于相似原理,建立几何相似比1:7水模型研究了145t RH真空精炼装置内钢液循环流动行为,研究了提升气量(60~140 m3/h) 、浸渍管浸渍深度(400~600 mm) 、真空室液面高度(426~526 mm)对钢水循环流量和混匀时间的影响。结果表明,循环流量随提升气量增加而增大且呈近似线性关系,混匀时间随提升气量增加而呈非线性减小;500 mm的浸渍管浸渍深度和526 mm的真空室液面高度下均出现较理想的循环流量;130 m3/h提升气量、600 mm浸渍管浸渍深度和526 mm真空室液面高度可获得最佳循环流动特性。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 插入浸渍圆筒底吹氩钢包内钢液搅拌行为的水模型研究

        张德慧, 沈明钢, 祁庆花
        2014, 35(1): 4-6.
        摘要：以150 t钢包为原型,采用几何相似比1:7的水模型,研究插入钢包的浸渍圆筒直径(50~130 mm) ， 插入深度(30~150 mm)和底吹气体流量(0.03~0.48 m3/h)对钢液混匀时间和液面振幅的影响。结果表明,随浸渍圆筒直径和插入深度的增加,液面振幅减小;随底吹气量增加,液面振幅增大;不插入浸渍圆筒时不发生卷渣的临界底吹气量为0.09 m~3/h,混匀时间为10 s;插入直径130 mm、深度90 mm的浸渍圆筒时,不发生卷渣的临界底吹气量为0.30 m3/h,最短混匀时间为4 s。实验数据回归分析得出150 t钢包内钢液均混时间-t’与底吹气量-Q’、浸渍圆筒直径-d’和插入深度h’的关系为t’=2.69+0.017 9 d’+0.011 2h’-0.425 Q’。  
        关键词：150 t钢包;底吹搅拌;浸渍圆筒;液面振幅;混匀时间   
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        更新时间：2026-01-21

      • 三流非对称连铸18 t中间包流场的物理和数学模拟

        王红娜, 杨亮, 郑宝安, 樊世亮, 陈列, 成国光
        2014, 35(1): 7-10.
        摘要：以西宁特钢三流非对称250 mm×280 mm方坯连铸18 t中间包为研究原型,应用1:2.2比例水模型试验和数学模拟相结合的方法研究3种控流装置对中间包流场的影响,得出一种优化的新型挡墙结构。结果表明,原型中间包3个水口间的平均停留时间和滞止时间相差较大,对各注流之间的均匀控制带来不利影响;使用新型的U形挡墙后,中间包内死区比例降低了36.67%,3个水口的平均停留时间标准差减小,有利于各流之间的均匀化控制。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 100 t 钢包底吹氩工艺优化的物理模拟

        田恩华, 李东侠, 崔衡, 闫永其, 吴华杰
        2014, 35(1): 11-14.
        摘要：以钢厂100 t钢包为原型,根据相似原理建立1:4水模型,研究了双孔底吹位置(0.54~0.72R)、角度(45°~180°)和底吹流量(0.04~0.55 m~3/h)对混匀时间和钢-渣界面的影响,以确定最佳底吹工艺参数。结果表明,透气砖布置的最优位置为底吹孔距钢包底面中心0.63R,180°夹角;最大底吹气量在0.37 m3/h(原型18.0m3/h),软吹气量必须小于0.12 m3/h(原型小于6.0 m3/h),建议软吹气量≤0.04 m3/h(原型≤2.0 m3/h)。  
        关键词：100t钢包;底吹氩;混匀时间;物理模拟;巻渣   
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        更新时间：2026-01-21

      • 气泡尾流去除钢液中夹杂物机理的水模型研究

        杨虎林, 何平, 翟玉春
        2014, 35(1): 15-18.
        摘要：采用水模型和高速摄像机研究了气泡尾流去除夹杂物的过程,分析了气泡尾流去除夹杂物的规律和气泡大小及夹杂物的尺寸和浓度对气泡尾流去夹杂的影响。结果表明,气泡尾流有利于促进夹杂物上浮;气泡尾流中存在尾流边界区和上升区;尾流去除夹杂物的过程分为3个子过程:(1)夹杂物靠近和进入气泡尾流边界区产生扰动;(2)进入气泡尾流上升区和(3)夹杂物继续上升或脱离气泡尾流上升区;气泡直径Db和粒子浓度Cp增大有利于尾流去夹杂;粒子直径Dp越小越容易被尾流去除。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 37Mn5钢 Φ210 mm圆坯连铸凝固影响因素的数学模拟分析

        孙向东, 朱立光, 朱新华
        2014, 35(1): 19-22.
        摘要：通过ANSYS软件建立了37Mn5钢Φ210 mm圆坯连铸的传热模型,研究了在铸坯传热过程中铸机拉速1.3~1.5 m/min,钢水过热度15°~60°,二冷比水量0.58~0.78 L/kg对铸坯表面温度、凝固坯壳厚度和凝固终点位置的影响。结果表明,控制稳定的较低拉速、低过热度、较弱二冷比水量可有效地避免37Mn5钢Φ210mm铸坯裂纹的形成,提高铸坯的冶金质量。  
        关键词：Φ210 mm圆坯连铸;37Mn5钢;传热模型;拉速;钢水过热度;二冷比水量;裂纹;冶金质量   
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        更新时间：2026-01-21

        工艺技术

      • 防止超低碳铝镇静钢大方坯连铸水口堵塞的工艺实践

        马富平, 董志强
        2014, 35(1): 23-25.
        摘要：研究了铁水脱硫预处理-80 t顶底复吹转炉-LF-RH-280 mm×325 mm方坯连铸流程生产XGM6钢(/%:0.012C, ≤0.012Si, ≤0.08Mn, ≤0.015P, ≤0.010S)等超低碳铝镇静钢时水口堵塞的原因和防止措施。通过控制转炉终点[O]≤600×10-6LF顶渣为高铝渣+电石,RH-OB脱碳后加铝粒脱氧,控制RH终点氧含量20×10-6~30×10-6RH终点[Al]s≤0.009%,中间包钢水过热度25~40℃,[Al]s≤0.004%等工艺措施,基本避免超低碳铝镇静钢水口堵塞,连浇炉数由不足2炉提高到8炉以上。  
        关键词：超低碳铝镇静钢;水口堵塞, 防止措施;[O];[Al]s   
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        更新时间：2026-01-21

      • 大功率电力机车车轴用EA1N钢的生产工艺实践

        王玉玲, 王之香, 邬中华
        2014, 35(1): 26-28.
        摘要：车轴用钢EAlN(/%:0.32~0.38C,0.15~0.35Si,0.80~1.10Mn,≤0.015P,≤0.010S)300 mm×300mm钢坯试制流程为60 t电弧炉-LF-VD-8.4 t铸锭-1 000 mm初轧机开坯工艺。通过EAF热装≥70%的预处理铁水,EAF控制终点[P]≤0.008%和[C]≥0.10%,出钢留钢10%,高碱度渣(CaO)/(SiO2)=4~7并喂Al线精炼,控制[Al]s 0.020%~0.040%,VD后喂0.5 kg/t Si-Ca线,氩气保护浇铸等工艺措施,使生产的EAlN钢的洁净度为[O]≤15×10-6,[H]≤1.0×10-6,[N]≤80×10-6,P≤0.015%,S≤0.005%,A、B、C、D类非金属夹杂物级别≤1.0,EAlN车轴钢坯和车轴技术指标符合大功率电力机车车轴的技术要求。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 40 t T型6流中间包结构优化对高碳钢中夹杂物的影响

        王勇, 成泽伟, 陈伟庆, 曹长法, 王广顺
        2014, 35(1): 29-32.
        摘要：通过几何相似1:3的水模型对原中间包和优化的增设挡墙中间包进行去除夹杂物的模拟试验,根据水模拟试验结果,优化了40 t钢包结构并进行高碳钢82A和72A的生产试验。结果表明,增设挡墙优化结构后,中间包内滞止时间和实际停留时间延长,活塞区比例提高,而死区比例减小;中间包结构优化后去除夹杂物的效果明显提高,采用优化的增设挡墙中间包生产的高碳钢Φ5.5 mm盘条中夹杂物数量由原来的2.06~2.52个/mm2降至0.20~1.06个/mm2最大夹杂物尺寸由原来的(9.87~13.37)μm×(6.29~9.44)μm降至(4.01~8.33)μm X (3.41~7.62)μm;铸坯中大型夹杂物数量和尺寸也相应降低。  
        关键词：40 t T型6流中间包,&挡墙,&高碳钢,&nbsp;夹杂物   
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        更新时间：2026-01-21

      • 降低150 t LF精炼电耗的生产实践

        裴凤娟, 黄重, 向华, 徐筱芗
        2014, 35(1): 33-35.
        摘要：通过提高转炉出钢温度(Q235A/Q235B钢1 660~1 670℃, Q345A/Q345B钢1 665~1 675℃,终点[C]≥0.06%,终点[P]≤0.025%),强化钢包周转管理,出钢过程减少下渣量、加炉渣改质剂或脱硫剂提前造渣脱硫和精确计算合金加入量,控制钢包底吹氩流量防止二次氧化和卷渣等工艺措施,使150 t LF Q235B和Q345 B钢平均送电时间分别从8.10 min和9.39 min降至2.60 min和3.13 min,平均电耗分别从17.33 kWh/t和20.09kWh/t降至5.55 kWh/t和6.69 kWh/t,平均LF精炼时间分别从40 min和42 min降至20.1 min和22.4 min,各项精炼指标均达到要求,取得了较好的经济效益。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 酸溶铝含量对硅镇静钢夹杂物特征及水口堵塞的影响

        郑万, 沈星, 李光强, 朱诚意, 吴振华, 屠浩, 卢凯
        2014, 35(1): 36-39.
        摘要：通过500 g MoSi2电阻炉熔炼试验考察了酸溶铝Als含量对硅镇静钢中夹杂物形貌、组成、数量及熔点的影响,并对KR铁水预处理-BOF-吹Ar-LF-CC流程现场水口残留物进行微观观察,探讨了夹杂物堵塞水口的机理,提出了硅镇静钢中铝含量的合理控制范围。结果表明,随Als含量增加硅镇静钢的夹杂物熔点升高,夹杂物数量减少;观察水口残留物为低熔点夹杂物镶嵌高熔点夹杂物,高Als钢中固态夹杂物以熔融态夹杂物为粘结剂聚集而粘附水口;钢液中Als含量控制在0.0030%~0.007 5%不会生成皮下气孔、不易水口堵塞。  
        关键词：硅镇静钢;Als含量;夹杂物特性;水口结瘤;皮下气孔   
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        更新时间：2026-01-21

      • 铁铬铝合金电渣重熔锭内裂纹的分析和工艺改进措施

        白李国, 李京社, 杨树峰, 李刚, 杨宏博
        2014, 35(1): 40-42.
        摘要：通过工业试验研究了铁铬铝合金(/%:0.024C,0.26Si,0.17Mn,20.1Cr,5.3Al,0.05RE)200 kg电渣重熔结晶器的结构、冷却强度、电压电流、缓冷方式等对内裂纹的影响。结果表明,通过将原结晶器底水箱改为间接水冷装置,提高进水量,将电流、电压分别由原来的5 400 A和55 V降至5 000 A和50 V以降低熔池温度,采用膨胀珍珠岩覆盖剂保温均热等措施,使电渣锭低倍组织致密均匀,无内裂纹。  
        关键词：铁铬铝合金;电渣重熔;内裂纹;工艺措施   
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        更新时间：2026-01-21

      • 耐候钢S355J2W的研发和工艺实践

        栾文林, 刘志远, 赵定国
        2014, 35(1): 43-45.
        摘要：研发的耐候钢S355J2W(/%:0.06~0.10C,0.20~0.40Si,1.00~1.30Mn,≤0.008S,≤0.020P,0.25~0.40Cu,0.30~0.55Cr,0.10~0.30Ni,0.020~0.040Nb,0.020~0.050Alt)的试生产流程为铁水-120 t顶底复吹转炉-LF-250 mm×2 000 mm板坯连铸-轧制≤16 mm板。通过采取控制转炉终点[C]≤0.05%,[P]≤0.015%,精炼时(FeO)+(MnO)≤1.5%,(SiO2)≤15%,精炼渣碱度≥3.0,[Al]s≥0.025%,按Ca/Al=0.06~0.12,喂入钙线,连铸时采用耐候钢专用保护渣[主要成分/%:34.0CaO,28.0SiO24.6Al2O3≤6(Li2O+B2O3)],控制开坯温度1 010~1 060℃等工艺措施,≤16 mm耐候钢S355J2W成品板铝含量为0.025%~0.035%,钢中平均氧含量为21×10-6平均氮含量为31×10-6钢中非金属夹杂物的尺寸基本≤14μm,各项冶金质量指标合乎要求。  
        关键词：耐候钢S355J2W;120 t BOF-LF-板坯CC流程;研发;工艺实践   
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        更新时间：2026-01-21

        组织和性能

      • 温度和变形量对27SiMn钢组织影响的热模拟研究

        杨忠, 刘雅政, 王海波, 张燕东, 王海龙
        2014, 35(1): 46-48.
        摘要：采用Gleeble 1500热模拟试验机研究了煤机用钢27SiMn(/%:0.27C,1.20Si,1.25Mn,0.015Mo,0.021Ti)热轧Φ190 mm棒材的变形量(10%~50%)和温度(850~1 000℃)对钢中珠光体、铁素体尺寸和比例的影响。结果表明,随变形量和变形温度的增加,钢中晶粒尺寸减小,尺寸均匀度增加;当27SiMn钢在950℃进行30%形变时,珠光体晶粒尺寸为18~42μm,平均尺寸为28μm,珠光体占54%。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 控轧控冷工艺参数对冷锚镦钢10B21组织影响的热模拟研究

        蒋波, 张朝磊, 刘雅政, 周乐育
        2014, 35(1): 49-52.
        摘要：通过Gleeble-1500热模拟实验机对冷镦钢10B21(/%:0.20C,0.02Si,0.85Mn,0.014P,0.005S,0.001 8B)精轧前Φ28 mm圆坯进行控轧控冷工艺热模拟试验,以研究变形速率20 s-1变形量65%时终轧温度(850~1 000℃) 、吐丝温度(820~940℃)和相变区冷却速度(0.2~1.0℃/s)对该钢组织的影响。结果表明,增加吐丝温度和相变区冷却速度可明显提高钢中铁素体含量,增加相变区冷却速度,可有效地改善钢的带状组织。为了获得较高的铁素体含量、粗大的铁素体晶粒且较均匀的组织,以提高钢的冷镦性能,较佳的控轧控冷工艺为终轧温度950℃、吐丝温度910℃、相变区冷却速度1.0℃/s。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 姚春发、李光瀛
        2014, 35(1): 53-56.
        摘要：试验钢由50 kg真空感应炉冶炼,锻造成60 mm板坯经1 250℃均匀化处理后热轧至4 mm板,再冷轧至1 mm板。研究了试验TRIP(转变诱发塑性)钢冷轧板820℃3 min淬火时等温淬火温度(350~450℃)和保温时间(1~10 min)对钢的组织性能的影响。结果表明,奥氏体等温淬火工艺对试验钢的力学性能有显著影响;最佳的等温淬火工艺为820℃3 min+400℃5min水冷,该钢的抗拉强度与总伸长率分别为766 MPa与37%,即强塑积达28.34 GPa·%;10 nm级Nb(CN)粒子的大量析出是造成该试验钢强度显著提高的主要原因。  
        关键词：Ti-Nb微合金化;TRIP钢;冷轧板;等温淬火;组织;力学性能   
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        更新时间：2026-01-21

      • 非调质钢C38N2 ø170 mm热轧材连续冷却转变的研究

        文成, 蒋波, 杨忠, 王海龙, 刘雅政
        2014, 35(1): 57-60.
        摘要：采用热膨胀法和金相法,通过Gleeble-1500热模拟试验机试验研究了非调质钢C38N2(/%:0.38C,0.55Si,1.42Mn,0.011P,0.047S,0.03Nb,0.015Ti,0.022Al,0.020N)在冷却速度0.5~20℃/s时的动态(950℃,变形速率5 s-150%变形,冷却至室温)和静态(未变形,880℃冷却至室温)的连续冷却转变(CCT)曲线。结果表明,未变形时非调质钢C38N2当冷却速度0.5℃/s时为铁素体-珠光体组织,3.0℃/s时为贝氏体+铁素体-珠光体组织,›3.0~11℃/s时为贝氏体+马氏体组织,15℃/s时为马氏体组织;当冷却速度≤11℃/s时动态CCT的相变开始温度均大于静态CCT相变开始温度。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 预应变量对超低碳烘烤硬化(ULC-BH)钢硬化性能的影响

        杨晰, 李维娟, 金晓龙, 孙成钱
        2014, 35(1): 61-64.
        摘要：测定了ULC-BH钢1 mm退火冷轧钢板(/%:0.002C,0.008Si,0.60Mn,0.043P,0.009S,0.031Al,0.071Ti)经2%~10%预应变,170℃20 min烘烤后的烘烤硬化(BH)值,通过内耗实验获得不同应变时效下的内耗谱线,利用X射线衍射技术测定位错密度,研究了Cottrell气团对ULC-BH钢烘烤硬化性能的影响。结果表明,随预应变量增加,ULC-BH钢的BH值增大;随预应变量增加,Snoek峰逐渐降低,而SKK峰逐渐升高;经2%、6%和10%预应变,位错密度增大,分别为3.9×1010/cm~2,8.4×1010/cm2和6.8×1011/cm2相应的Cottrell气团密度逐渐减小。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 超纯铁素体不锈钢热疲劳性能的研究

        谷宇, 张晶晶, 张保亮
        2014, 35(1): 65-67.
        摘要：研究了预处理铁水-90 t K OBM S-VOD-LF-板坯CC流程生产的1.5 mm冷轧超纯铁素体不锈钢409、429和441板材室温-1 000℃800次循环的热疲劳性能。结果表明,429钢(/%:0.009C,0.86Si,15.3Cr,0.47Nb)和441钢(/%:0.008C,0.45Si,17.9Cr,0.39Nb,0.18Ti)的热疲劳(800次循环的裂纹长度1.2 mm)明显优于409钢(/%:0.007C,0.40Si,11.2Cr,0.14Nb,0.10Ti)的热疲劳(800次循环的裂纹长度2.0 mm);在室温-1 000℃的冷热交替过程中钢的薄弱部位Fe元素会首先形成氧化物并剥落,从而产生裂纹。裂纹附近表面形成Fe2SiO4·Cr2O3复合氧化膜,阻碍裂纹进一步扩展。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 秦红霞
        2014, 35(1): 68-70.
        摘要：通过连续去应力退火炉将1.2 mm热轧带钢冷轧成0.12 mm SUS301不锈冷轧带钢(/%:0.13C,0.35Si,1.63Mn,0.033P,0.002S,16.54Cr,6.27Ni,0.051N)在单位张力20 MPa下进行250~400℃、退火速度8.0~15.0 m/min的去应力退火对该钢力学性能影响。试验结果表明,去应力退火前301钢0.12 mm冷轧带钢的HV值、抗拉、屈服强度和伸长率分别为498,1 623 MPa,1 498 MPa和6.9%;随退火温度升高,301钢冷轧带钢的强度和硬度增加,同时伸长率下降,在给定的温度下,随退火速度的增加该冷轧带钢的伸长率增加。在400℃8.0~12.5m/min退火时,因产生马氏体相和位错的攀移,冷轧带钢的HV硬度值≥525,抗拉强度和屈服强度分别为1 771.7~1 790.0 MPa和1 566.7~1 623.3 MPa。  
          
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        更新时间：2026-01-21
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