最新刊期
      2014年第35卷第4期

        试验研究

      • 超音速氧枪射流特性的数值模拟

        包丽明, 刘坤, 吕国成
        2014, 35(4): 1-4.
        摘要：利用GAMBIT建立了轴向计算长度2 200 mm和径向计算长度800 mm的超音速氧枪的数学模型,并采用FLUENT软件对氧枪射流特性进行数值仿真研究。分析了单孔氧枪超音速射流特性,以及操作压力(0.6~1.0 MPa)和环境温度(298~1 873 K)对流动特性的影响。结果表明,入口滞止压力在设计压力±25%内对射流轴向衰减及径向扩展影响不大,其与射流的超音速区长度呈二次曲线关系变化,随环境温度升高,射流轴向衰减变缓慢,核心区长度增加,超音速区长度和环境温度呈线性关系,环境温度对射流径向影响很小。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 聚合射流氧枪射流特性的实验研究

        2014, 35(4): 5-7.
        摘要：利用带有中心主孔的Laval喷管和16个副孔的聚合射流氧枪喷头的氧枪射流检测系统研究氧枪射流中心速度的衰减规律,测试常温氦气代替高温燃烧的保护气体作为伴流而产生的聚合射流,以及高温以主孔通空气,两副孔分别通入氧气和丙烷来产生保护气体模拟的聚合射流。结果表明,聚合射流特性优于传统射流特性,常温下随氦气入口压力增加,中心射流的轴向衰减变缓,获得比传统超音速射流更长的超声速区域;高温下通过调节燃气和氧气流量可改变环状火焰长度,同时可以根据生产实际情况变化主射流长度,满足冶炼工艺要求。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 50 t转炉四孔变角氧枪射流融合距离的数值模拟

        迟洪亮, 李俊国, 付少朋, 冯帅
        2014, 35(4): 8-11.
        摘要：采用Fluent软件模拟了50 t转炉四孔变角和非变角氧枪气体射流,研究了喷孔倾角对氧气射流流场和流股融合距离的影响。结果表明,在距喷头出口距离较近时,各流股独立为自由射流,随着距喷头出口距离的增加,各流股不断扩张,并在一定距离时融合成单股射流;非变角喷头A的流股融合距离为1.3 m,与冷态水模实验得出枪位1.3 m时炉口溅出量最大是一致的;变角氧枪B至I的对角喷孔倾角不同,射流流股融合了两次,大大降低了炉口溅出量;变角氧枪对角喷孔倾角相差0.5°较对角喷孔倾角相差1°时更有利于射流融合距离的增加;在研究喷孔倾角10.5°~11.5°/12.5°的9个喷头中,倾角11°/11.5°的喷头H射流融合距离最长,其理论炉口喷溅量最少。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 储莹, 霍朝宾
        2014, 35(4): 12-15.
        摘要：基于湍流模型和VOF模型,通过CFD流体工程模拟软件FLUENT6.3.26,对吹氩过程210 t钢包炉(LF)内气、渣、钢液三相流场进行了数值模拟和分析,得出底吹氩孔位(单孔中心,单孔偏心,双孔)和氩气流量(100~500 L/min)对钢液循环流动、渣眼尺寸和卷渣等行为的影响。研究显示,单孔底吹钢包的孔位不同,混合速度和渣眼尺寸不同;渣眼处易卷渣;双孔底吹比单孔底吹死区小得多;氩气流量越大渣眼越大,但渣眼尺寸大于611mm时,其尺寸变化不大;210 t钢包的双孔底吹钢包内合适的吹氩量为200~300 L/min。  
        关键词：210 t LF, 数值模拟,&nbsp;气、渣、钢液三相流场, VOF模型, 渣眼, 氩气流量   
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        更新时间：2026-01-21

      • 电极填充比对电渣重熔过程影响的数值模拟

        贺铸, 刘艳贺, 刘双, 刘政, 李宝宽
        2014, 35(4): 16-19.
        摘要：利用有限元分析软件ANSYS求得稳定电渣重熔过程电极、渣池和钢锭系统电磁场和焦耳热场分布,并通过计算流体力学软件FLUENT模拟分析了耦合电磁场和焦耳热场的三维电渣重熔过程电极填充比0.3~0.7对电渣重熔系统温度场、速度场和电磁场的影响。结果表明,随着电极填充比的增加,速度最大值和湍动能最大值逐渐增加,但变化速率随填充比增加而下降;填充比0.3和0.5之间的最大湍动能差值约为填充比0.5和0.7之间湍动能的2倍;温度最大值随填充比不是单调变化的。  
        关键词：电渣重熔, 三维数值模拟, 电极填充比, 金属熔池形状;电磁流体   
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        更新时间：2026-01-21

        工艺技术

      • 振动激发形核技术在45 t Q345B钢锭浇铸过程的应用

        王超, 张慧, 王明林, 马忠伟, 赵沛
        2014, 35(4): 20-23.
        摘要：振动激发形核装置由激发形核棒、升降、测温、振动、冷却、减震等系统组成。在45 t Q345B钢扁锭浇铸过程,高度200mm振动激发形核棒置于铸锭中心处,插入钢液深度50~80mm。试验结果表明,(1)在模铸过程使用振动激发形核装置安全可靠;(2)冷却气体达到40 m3/h棒体表面有结壳现象,而当冷却气体液量在20 m3/h,棒体表面很光滑,合适的冷却气体流量为20~40 m3/h,激发形核棒表面和钢液间的温差为55~80 ℃;(3)通过探伤检测,振动处理板Ⅱ级合格,而未经振动处理的常规板有连续性缺陷,判定为不合格。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 曾亚南, 孙彦辉, 艾西, 马志飞, 刘瑞宁, 刘泳
        2014, 35(4): 24-27.
        摘要：钢厂使用原保护渣[/%:25.64CaO,22.72SiO25.69MgO,8.29Al2O311.87(Na2O+K2O),5.49CaF25.10BaO]生产的300mm×360 mm低碳钢连铸坯表面易产生网状裂纹。通过分析保护渣润滑性能与铸坯冶金质量之相关性和研究碱度、MgO和Al2O3对保护渣熔点的影响,CaF2和碱土金属化合物含量对保护渣粘度影响,优化了保护渣的成分[/%:22.06CaO,23.63SiO24.76MgO,8.29Al2O311.90(Na2O+K2O),2.32CaF24.18BaO],应用结果表明,使保护渣液层的厚度由原保护渣的6~7.5 mm提高到7~10 mm,完全消除了连铸坯的网状裂纹。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • CaF2-Al2O3-CaO渣系电渣重熔过程形成的渣皮结构及成分

        李永波, 赵俊学, 唐雯聃, 党艳梅, 仇圣桃, 崔雅茹
        2014, 35(4): 28-30.
        摘要：分析了9.5 t热作模钢H13重熔锭在380 kg 60CaF2-30Al2O3-10CaO三元渣的重熔过程中渣头和渣皮的结构和成分。结果表明,电渣锭生产过程的渣皮呈现明显的分层结构,自外侧向内,依次为急冷层、氧化铝析出层和内部返熔层;渣头中CaF2含量普遍低于初渣值,而渣皮中CaF2含量高于初渣值;铝氧化物在渣头外缘比重最高;重熔后渣的氧含量明显高于初渣。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 低合金高强度结构钢Q345B特厚板的复合轧制工艺

        陈振业, 张晓力, 张雲飞, 物跃辉, 韦明, 李红文
        2014, 35(4): 31-33.
        摘要：去除两块规格为(/mm)210×1 630×2 570的Q345B钢连铸坯待复合面上氧化铁皮,开环周坡口,叠放并焊接在一起得到(/mm)415×1 630×2570的复合坯。对复合腔抽真空、密封、加热至1 220~1 260℃和在1 150℃轧制成100 mm特厚板,前3道次总压下率大于40%,终轧980℃。检验结果表明,Q345B钢复合板各项力学性能均达到GB6396-2008和GB1591-2008的要求,抗拉强度530~535 MPa,屈服强度325 MPa,伸长率27.5%~28.0%,厚度Z方向抗拉强度为520~530 MPa,断面收缩率30.0%~60.5%,界面组织结合率99%以上,拉伸试样断口为混合断裂和少量韧性断裂,冷弯性能良好。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 25SiMn2钢部分170 mm连铸板坯吊运断裂原因分析和改进措施

        苏春霞, 陈本文, 付超, 孙殿东, 王勇
        2014, 35(4): 34-35.
        摘要：分析了在吊运过程部分25SiMn2钢重22 t170 mm×1 650 mm×10 000 mm连铸板坯断裂的原因。结果表明,浇铸时中间包钢水过热度高(30~36℃),引起铸坯厚度1/4位置柱状晶发达,钢液凝固时流动性不好,补缩不足,出现大量显微缩孔,并在反复吊运后在自身重力作用下,显微缩孔处应力集中开裂而造成铸坯断裂。通过降低中间包钢水过热度(10~30℃) 、减少吊运次数可有效避免铸坯断裂。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 碳含量及连铸工艺参数对宽厚板坯结晶器热流的影响

        王旭东, 尹少华, 孔令伟, 姚曼, 张晓兵, 陆洪周, 王雄, 倪涛
        2014, 35(4): 36-40.
        摘要：对钢厂0.07%~0.18%C钢220~320 mm×1 800~2700 mm宽厚板的连铸过程进行了一年的在线检测与统计,研究了不同碳含量的钢种的拉速(0.65~1.2 m/min),钢水过热度(13~35℃),结晶器进水温度(27~35℃)和结晶器液位(775~810 mm)等工艺参数对结晶器铜板热流的影响。结果表明,浇铸220 mm板坯的结晶器热流随拉速增加而上升,但拉速>1.05 m/min时热流不再增大;对具有包晶反应的钢种,宽面与窄面热流随钢液过热度的增加而增大,但进水温度升高,热流降低;受包晶相变收缩的影响,浇铸0.13%C钢时结晶器热流最低。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 大型离心球墨铸铁管管模用21CrMolO钢管的开发

        张敏, 夏文斌, 冉旭, 王勇
        2014, 35(4): 41-43.
        摘要：两炉21CrMo10钢(/%:0.18C,0.29~0.30Si,0.25~0.27Mn,0.007~0.008P,0.003S,2.40~2.42Cr,0.35~0.37Mo)由30 t EAF-LF-VD-7.2 t铸锭流程冶炼。T型头外径860 mm,管体外径740 mm,壁厚60 mm,总长度6 500 mm的T型钢管经水压冲孔-减径穿孔-周期轧管工艺生产。结果表明,与传统锻造镗孔成型工艺相比,使用轧管工艺管模承口端与管体一次成型,大幅度提高原材料利用率,成品管的力学性能满足使用要求。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 杨密平, 吴兵, 林腾昌, 安杰, 马传庆
        2014, 35(4): 44-47.
        摘要：通过50 t EAF配加30~40 t铁水和12~16 t优质废钢,EBT无渣出钢,加150~200 kg钢芯铝预脱氧,LF用SiC扩散脱氧,控制精炼渣碱度4.0~5.9, VD前后软吹氩、连铸保护浇铸和电磁搅拌等工艺措施,GCr15轴承钢轧材中的氧含量为8×10-6~9×10-6。分析结果表明,LF前至VD后钢中夹杂物尺寸一般≤10μm,最大尺寸40μm,大部分夹杂物尺寸为3~6μm; LF前主要夹杂物为Al2O3镁铝尖晶石,硫化物,Cr2O3TiO2VD前后为镁铝尖晶石,CaS和MgO。  
          
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        更新时间：2026-01-21

        组织和性能

      • GCr15轴承钢ø380 mm连铸圆坯V-偏析的宏观与微观形貌分析

        黄拓, 任金朝, 马忠伟, 王明林, 张慧
        2014, 35(4): 48-51.
        摘要：研究了GCr15轴承钢ø380 mm连铸坯纵、横截面V-偏析的分布,以及V-偏析带的组织形貌。结果表明,V-偏析产生于铸坯中心等轴晶区,以铸坯中心线对称分布,各纵截面偏析带之间相互平行;横截面V-偏析形貌与切割位置相关,呈同心圆分布;V-偏析带存在大量液析碳化物,是引起严重偏析的重要原因。  
        关键词：GCr15轴承钢;连铸圆坯;V-偏析;形貌和分布;液析碳化物   
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        更新时间：2026-01-21

      • 304不锈钢热轧板的热物理和高温力学性能

        董方, 郄俊懋, 邓浩华
        2014, 35(4): 52-54.
        摘要：采用Gleeble-1500D热模拟机、DILA02C热膨胀仪和STA449F3综合热分析仪,测试分析了304不锈钢(/%:0.040C,0.45Si,1.18Mn,0.030P,0.003S,17.24Cr,8.11Ni)40 mm×1 500 mm热轧板的线膨胀系数、差热(DSC)及定压热容(Cp)曲线和高温力学性能。结果表明,304不锈钢的第I脆性区为1 300℃到熔点,第Ⅲ脆性区为950~1 050℃,在1 050~1 250℃C,断面收缩率≥60%,塑性较好。钢的膨胀及收缩系数分别为20.97×10-6~21.56×10-6与21.25×10-6~21.84×10-6属裂纹敏感性钢种。1 000~1 400℃升温过程中,Cp曲线波动大,存在晶型转变,易产生缺陷。304钢在1 450~1 200℃降温过程中,DSC曲线不平滑,有相变发生,易产生裂纹。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 热变形对淬火配分低碳CrNi3Si2MoV钢组织和力学性能的影响

        付勇涛, 刘静, 王存宇, 张玉杰, 贾国翔, 时捷, 董瀚
        2014, 35(4): 55-58.
        摘要：试验用CrNi3Si2MoV钢(/%:0.21C,1.75Si,0.29Mn,0.0060P,0.0007S,1.03Cr,2.86Ni,0.31Mo,0.08V)由50 kg真空感应炉冶炼,并锻成φ15 mm的钢棒。通过Gleeble-3800热模拟试验机、扫描、透射电镜(SEM、TEM)和X-射线衍射仪(XRD)等研究了1 200℃奥氏体化的CrNi3Si2MoV钢在750℃ 10%~70%热变形+淬火至330℃和550℃1 min的淬火分配(Q&P,Qnenching and Partitioning)处理后,热变形量对Q&P处理试验钢组织和硬度的影响。试验结果表明,热变形+Q&P处理后CrNi3Si2MoV钢的组织为板条奥氏体+5.7%~17.2%薄膜状残留奥氏体;变形量为30%时残留奥氏体量最大(17.2%),50%变形时HV值最大为448,当变形量达70%时该钢发生明显的再结晶,组织细化,钢的硬度降低。  
        关键词：低碳CrNi3Si2MoV钢, 热变形, Q&amp;P(淬火分配), 马氏体, 残留奥氏体, 硬度   
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        更新时间：2026-01-21

      • 精轧与吐丝温度对72A帘线钢盘条组织、织构和性能的影响

        廖舒纶, 卢立华, 沈奎, 麻晗
        2014, 35(4): 59-61.
        摘要：采用扫描电子显微镜(SEM), X-射线衍射仪(XRD)、拉伸试验机等研究了φ5.5 mm 0.73%C 72A帘线钢盘条原精轧工艺[精轧≥930℃,吐丝(870±10) ℃]和改进工艺[精轧≥950℃,吐丝(900±10) ℃]对其组织、织构和力学性能的影响。结果表明,精轧和吐丝温度分别提高20℃和30℃后,该钢珠光体片层间距由144 nm降至133 nm,抗拉强度和塑性略有增加,而盘条轴向{111}织构强度下降,氧化皮剥落率由1.66 kg/t提高到2.67kg/t,有利于提高帘线钢的拉拔性能。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 精炼渣和氧含量对钢帘线盘条夹杂物和断丝指数的影响

        辛彩萍, 岳峰, 吴启帆
        2014, 35(4): 62-65.
        摘要：试验研究了钢厂BOF-LF-CC-高速线材轧制流程LF二元精炼渣60CaO-40SiO2、[O]27×10-6和三元精炼渣47.5~50.2CaO-41.8~45.7SiO2-5~8 Al2O3、[O]12×10-6~14×10-6对φ5.5 mm盘条中夹杂物种类、形貌、尺寸和数量的影响以及拉丝合股过程断丝指数的影响。结果表明,[O]较高、采用二元渣系精炼的盘条中夹杂物尺寸一般存7μm以上数量较多,Al2O3含量较高,且集中在盘条表面深度1 mm以内,断丝指数为2.5; [O]较低,采用三元渣系精炼的盘条中夹杂物SiO2含量较高,Al2O3含量较低,大部分夹杂物尺寸为~5μm,盘条表面没有较大尺寸的夹杂物,断丝指数为1.0~1.5,所以F采用含5%Al2O3的三元渣精炼,控制[O]≤15×10-6降低钢中夹杂物数量和尺寸可显著改善钢帘线的拉拔性能。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • Nb-V-Ti微合金化0.37C-1.45Mn非调质钢动态再结晶行为

        满廷慧, 高鹏, 杨红新, 周湛, 雍岐龙, 包耀宗
        2014, 35(4): 66-68.
        摘要：借助Gleeble-3800热模拟实验机研究了真空感应炉熔炼,并锻成φ25 mm棒材的Nb-V-Ti微合金化0.37C-1.45Mn非调质钢(/%:0.37C,0.60Si,1.45Mn,0.025Nb,0.078V,0.017Ti)在950~1150℃,形变速率0.1~10 s-1形变量60%的单道次压缩的奥氏体动态再结晶过程。结果表明,Nb-V-Ti微合金化0.37C-1.45Mn钢形变温度越高,形变速率越低,则发生动态再结晶的形变储能越小,越容易发生动态再结晶。试验用钢因含有Nb而动态再结晶激活能较高,为Qd=353.80 kJ/mol。  
        关键词：Nb-V-Ti微合金化, 0. 37C-1., 45Mn非调质钢,&nbsp;动态再结晶   
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