最新刊期
      2014年第35卷第5期

        试验研究

      • 100 t顶吹转炉三维可压缩流场的数值模拟

        解家英, 张利君, 宁林新, 王凤琴
        2014, 35(5): 1-4.
        摘要：通过利用Fluent流体软件及标准κ-ε方程模型,研究氧气压力(11.46×105Pa和6.88×105Pa)及氧枪位置(1.2~1.5 m)对钢厂100 t顶吹转炉氧枪射流特性及钢液表面冲击的影响。结果表明,随氧气压力的增大,氧气在转炉内高速区范围变大,射流核心段长度变长,且气流的压能增加;氧气压力为11.46×105Pa时,当枪位由1.2 m提到1.5 m时,钢液表面氧气流最大冲击速度由240 m/s降低至194 m/s,高速区面积减少,钢液凹坑深度由0.37~0.43 m降至0.30~0.36 m,同时凹坑最大直径由0.70~0.80 m增至0.80~0.95 m。  
        关键词：100t顶吹转炉;氧枪;射流特性;数值模拟;枪位;氧气压力;钢液凹坑   
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        更新时间：2026-01-21

      • 上浮速度对钢渣界面夹杂物去除的影响

        刘超, 李京社, 孙丽媛, 杨树峰, 唐海燕
        2014, 35(5): 5-7.
        摘要：通过建立夹杂物在钢渣界面及其附近钢液和渣层连续区域的运动模型,研究了上浮速度(Stokes速度,0.1~0.5m/s)对50~200μm夹杂物分离去除的影响。研究结果表明,上浮速度的提高对50μm以下夹杂物在钢渣界面的分离时间影响不大,而会使50μm至150μm的夹杂物分离时间变长,使≥150μm的夹杂物分离时间缩短,对于150μm的夹杂物上浮速度由Stokes速度提高到0.5m/s时,夹杂物分离时间由260×10-5s缩短到6×10-5s。  
        关键词：上浮速度;钢渣界面;夹杂物尺寸;去除   
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        更新时间：2026-01-21

      • 氩气流量对100 t 底吹钢包内渣眼形成影响的数值模拟

        朱玲莉, 高标, 向杰, 孙冬婷, 陶欢, 张艳丽, 韩芳
        2014, 35(5): 8-11.
        摘要：通过建立的氩气底吹钢包三维非稳态三相流动数学模型以及Fluent软件和Simple算法研究了钢包精炼底吹氩过程保护渣的流动特性,并分析了喷嘴直径0.1 m时200~3500 L/min喷气量对渣眼尺寸、渣层运行的影响。结果表明,随喷气量增大渣眼增大,当氩气流量为400~2000 L/min时渣眼大小和钢包内流场分布较合理,有利于精炼;随渣层厚度增加,渣眼减小,但渣厚超过200 mm时,渣层厚度的增加对渣眼大小影响不显著。  
        关键词：100 t 底吹钢包;氩气流量;渣眼大小;保护渣流动特性;数值模拟   
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        更新时间：2026-01-21

      • LF精炼过程100 t钢包底吹氩卷渣水模拟研究

        田罗林, 岳峰, 吴华杰, 李瑛, 马忠存, 李彬
        2014, 35(5): 12-14.
        摘要：以钢厂100 t钢包为原型,根据相似原理模型与原型1:3.5的比例建立水模型。试验了对应实际吹气量31~237 L/min不同位置单喷嘴和双喷嘴吹气对卷渣情况的影响,发现原吹气孔位置(距钢包中心约0.45R)单喷嘴、距钢包中心0.6R位置单喷嘴、原吹气孔位置(约0.45R)双喷嘴和距中心0.6R位置双喷嘴吹气临界卷渣气量分别为113、93、31、82 L/min,因此实际精炼时软吹采用单喷嘴吹气,合金化阶段用双喷嘴吹气为宜。回归分析得出,单喷嘴吹气时裸露区直径D(/mm)与底吹气量Q/(L·min-1)的关系式D=43.333Q+47.5(0.6
        关键词：100 t 钢包;底吹;吹气位置;卷渣;水模拟;裸露区   
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        更新时间：2026-01-21
      • 李洋, 金焱, 冯学武, 常正昇, 金业磊
        2014, 35(5): 15-18.
        摘要：通过采用流动力学软件FLUENT进行的数值模拟和几何相似比1:3的水模型分别研究了导流孔倾角30°的U型挡墙和导流孔倾角分别为20°,25°,30°的V型挡墙4种结构的挡墙对46 t两流T型Φ800 mm圆铸坯中间包钢液流动特性的影响,并采用稳态模拟计算中间包钢液的温度场分布。结果表明,两种模拟结果有良好的一致性;使用导流孔倾角20°的V型挡墙的中间包流动特性最佳,中间包出口流温差仅为4.0 K,整体最大温差为14.2 K,停留时间最长为803.1 s,死区体积分数最小为0.09,更有利去除钢液夹杂物,提高钢的洁净度。  
        关键词：46 t T型中间包;挡墙结构;数值模拟;物理模拟   
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        更新时间：2026-01-21

      • 微波加热与常规加热高碳铬铁粉固相脱碳效果的研究

        郝赳赳, 陈津, 郭丽娜
        2014, 35(5): 19-22.
        摘要：研究了900~1200℃ 0~60 min微波加热和普通马弗炉加热两种方式,用固体脱碳剂碳酸钙(96.04%CaCO3)对高碳铬铁粉(/%:55.79Cr，32.76Fe，8.16C，2.34Si)脱碳的影响。结果表明,试验条件下,微波加热高碳铬铁粉的固相脱碳效果较常规加热明显,而且常规加热时物料氧化程度严重,微波加热混合物料至1100℃ 60 min,铬铁粉脱碳率为79.04%,获得较好脱碳效果的同时,避免了物料的过分氧化。  
        关键词：微波加热;高碳铬铁粉;固相脱碳效果;氧化   
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        更新时间：2026-01-21

      • 14Cr-13Co-5Mo-2Ni齿轮钢真空自耗熔炼过程的数值模拟

        程爱民, 马昱, 高向宙, 李京社, 杨树峰, 白李国
        2014, 35(5): 23-25.
        摘要：建立了14Cr-13Co-5Mo-2Ni齿轮钢(/%:0.014C,0.26Si,0.17Mn,13.79Cr,12.69Co,4.66Mo,2.00Ni,0.53Al)直径290 mm 9 t锭真空自耗熔炼过程三维数学模型,研究冷却水压、电流和熔化速率对自耗锭凝固组织分布及晶粒大小的影响。研究结果表明,当冷却水压由6000 MPa增加到8000 MPa,电流由6.2500 kA减小至6.2286kA,熔化速率由1.250 kg/s降低至1.125 kg/s后,冶炼的自耗锭内部等轴晶区域增大将近1倍,晶粒数目提高了45.17%,晶粒平均半径减小了17%,最大二次枝晶间距减小了4.88%,基本达到晶粒细化,合金元素分布均匀化的目的。  
        关键词：14Cr-13Co-5Mo-2Ni齿轮钢;真空自耗;工艺参数;数值模拟   
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        更新时间：2026-01-21

      • 40CrNiMo钢35 t 多边形铸锭凝固过程的数值模拟

        李卫平, 钱国钢, 季克进, 宁佳君, 敖广武
        2014, 35(5): 26-29.
        摘要：运用三维铸造软件Procast建立了40CrNiMo合金钢(/%:0.37~0.44C,0.17~0.34Si,0.50~0.80Mn,≤0.035P,≤0.035S,0.60~0.90Cr,1.25~1.65 Ni,0.15~0.25Mo)35 t多边形铸锭凝固过程的数学模型,模拟铸锭的浇注(1313 s)、充型凝固(73942 s)过程铸锭的温度场和钢的凝固收缩率。结果表明,模拟计算得出铸锭完全凝固时间20.5 h与现场测量的凝固时间22 h基本一致;钢的凝固收缩率≤2.5%,铸锭无二次缩孔,疏松轻微。  
        关键词：40CrNiMo钢;35 t多边形铸锭;凝固过程;数值模拟   
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        更新时间：2026-01-21

      • 初始板厚和压下量对热轧复合钢板复合厚度比的影响

        李龙, 张心金, 祝志超, 李萌蘖
        2014, 35(5): 43-46.
        摘要：通过二辊可逆轧机试验研究了45钢、NM360耐磨钢、310S和316不锈钢,初始复层5.1~15.2 mm板和Q345碳素钢初始基层82.7~90.0 mm板(初始复合厚度比5.40%~15.53%)以及总压下量35%~75%对在1150~1000℃热轧的复合钢板复合厚度比的影响。结果表明,当复层板(316和310S钢)变形抗力大于基层板(Q345钢)时,随压下量增加,钢板复合厚度比增加,并且初始复合厚度比越大,热轧后复合厚度比增加越明显;当复层板(45钢和NM360钢)变形抗力小于基层板(Q345钢)时随压下量增加,钢板复合厚度比减小;拟合的复合厚度比相对压下量的变化率Y与强度差Sd的关系式为:Y=(-0.12±0.17)+(0.068±0.004)Sd。  
        关键词：Q345;45钢;NM360;310S;316;热轧;复合钢板;压下量;复合厚度比   
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        更新时间：2026-01-21

        工艺技术

      • 120 t BOF-LF-RH-CC流程冶炼石油套管钢时TiN的析出和控制

        方忠强, 孙彦辉, 汪成义, 蔡开科
        2014, 35(5): 30-33.
        摘要：石油套管用钢(/%:0.26~0.29C，0.25~0.35Si，0.40~0.50Mn，≤0.009P，≤0.004S，0.95~1.05Cr，0.09~0.11V，0.02~0.04Al，0.015~0.020Ti，≤0.0060N)的生产流程为铁水预处理-120 t BOF-吹氩-LF-喂CaSi线-RH-合金化-喂CaSi线-软吹氩-Φ220 mm圆坯连铸工艺。通过热力学分析得出钢中N含量超过50×10-6以及工业试验得出生产的圆铸坯中的N含量为67×10-6时,在铸坯中易形成2μm以上的TiN夹杂。通过控制BOF终点[N]≤30×10-6LF终点[S]≤25×10-6[O]≤25×10-6[N]≤35×10-6RH合金化后终点[N]≤35×10-6[H]≤1.5×10-6稳定喂CaSi线速度300~400 m/min,控制中间包[N]≤40×10-6严格连铸保护浇铸工艺,则铸坯中的N含量≤50×10-6钢中TiN夹杂数量显著下降,未发现大尺寸TiN夹杂物。  
        关键词：120 t BOF-LF-RH-CC;石油套管钢;TiN;热力学计算;氮含量   
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        更新时间：2026-01-21

      • 100 t 顶吹氧气转炉石灰石造渣炼钢技术的分析和工艺实践

        秦登平, 杨建平, 危尚好, 张建师, 孙剑光, 刘金旭
        2014, 35(5): 34-36.
        摘要：通过石灰石造渣前期成渣机理的分析和转炉热平衡计算得出石灰石消耗为6.0t/炉时,需增加铁水消耗2.1t/炉,减少2.5t/炉废钢消耗,可保证石灰石炼钢终点温度和石灰炼钢终点温度一致。生产试验得出,石灰石造渣炼钢转炉终点碱度(3.3),终点温度(1662℃)、终点[C](0.081%)、[P](0.016%)、命中率(90%)和普通石灰造渣炼钢工艺一致,但降低转炉炉料成本10.4元/t钢,取得良好的经济和社会效益。  
        关键词：100 t 顶吹氧气转炉;石灰石;造渣;终点控制;成本   
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        更新时间：2026-01-21

      • 50 t EAF-AOD-LF-VD-CC-轧制高碳不锈钢9Cr18盘条的工艺实践

        李忠之, 杨庆敏, 俞亚杰, 于全功, 聂显飞, 周一玲
        2014, 35(5): 37-39.
        摘要：采用50 t EAF-AOD-LF-VD-150 mm×150 mm坯连铸-高速线材连轧工艺生产9Cr18钢(/%:0.95C，0.35Si，0.37Mn，0.032P，0.002S，17.42Cr，0.01Mo)Φ5.5 mm盘条。通过控制[S]≤0.008%,添加0.05%稀土元素,连铸坯经1160℃高温扩散处理,Φ5.5 mm成品盘条采用860℃球化退火等工艺措施,检验结果表明,盘条中心和一般疏松,以及偏析均≤1.0级,共晶碳化物不均匀度1.0~2.0级,球化退火组织为球状珠光体+块状碳化物,抗拉强度750~780 MPa,伸长率20%~26%,具有良好的冷拔性能。  
        关键词：9Cr18不锈钢;150 mm x 150 mm连铸坯;碳化物;高温扩散处理;Φ5.5 mm盘条   
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        更新时间：2026-01-21
      • 王利伟, 贾育华, 王笑丹, 邸永田, 张治广, 田新中
        2014, 35(5): 40-42.
        摘要：高合金耐蚀钢G7624(/%:≤0.08C,≤0.75Si,11.5~13.5Mn,≤0.045P,≤0.010S,13.0~14.0Cr,0.5~1.0Ni,1.5~2.0Cu,0.160~0.210N)Φ5.5 mm线材的生产流程为45 t脱磷铁水-(50 t EAF)-60 t AOD-LF-150mm×150 mm方坯连铸-修磨-轧制工艺。通过使用BHCD-200M低熔点、低黏度保护渣,结晶器冷却水量从1750~1850 L/min降至1600~1700 L/min,由二冷段单排水嘴改进为双排小锥度并行水嘴,比水量由0.25 L/t降至0.22L/t,消除了连铸坯的表面凹陷;将钢中C、Mn、N含量分别由0.064%,11.56%和0.195%调整至0.073%,12.45%和0.170%,提高钢中奥氏体稳定性,消除线材结疤缺陷。  
        关键词：高合金耐蚀钢G7624;连铸坯;凹陷;Φ5.5 mm线材;结疤;工艺实践   
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        更新时间：2026-01-21

        组织和性能

      • 600 MPa低硅Nb-Ti微合金化优质3.5 mm热轧双相钢板的开发

        殷胜, 蔡晓辉, 朱红丹
        2014, 35(5): 47-49.
        摘要：通过真空感应炉熔炼和浇铸的50 kg锭锻成40 mm×150 mm坯和热轧成10 mm板以及热模拟试验研究了开发的低硅Nb-Ti微合金化双相钢(/%:0.082C，0.15Si，1.20Mn，0.010P，0.002S，0.020Nb，0.015Ti，0.045Al，0.0035N)静态和动态连续冷却转变(CCT)曲线、组织(11%马氏体+89%铁素体)和力学性能(抗拉强度682 MPa)。并通过铁水脱硫-260 t BOF-LF-RH-230 mm×1300 mm连铸-热轧工艺试制了低硅双相钢(/%:0.075C，0.15Si，1.16Mn，0.012P，0.003S，0.016Nb，0.015Ti，0.033Al，0.0043N)3.5mm板。结果表明，精轧出口温度810℃，水冷至700℃，空冷4.5 s，卷取温度150℃时，该钢的组织为15%马氏体+85%铁素体,晶粒度12~12.5级，抗拉强度672~692 MPa，伸长率24.0%~28.5%，屈强比0.65~0.67，钢板冲压成塑性能优良，制造的轿车轮辐弯曲疲劳性能15×104次。  
        关键词：600 MPa低硅Nb-Ti微合金化双相钢;3.5 mm板;开发   
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        更新时间：2026-01-21

      • 40 t EAF-LF-VD-3.7 t铸锭工艺高品质齿轮钢20MnCr5H-1的研制

        丁忠, 宋建萍, 林俊
        2014, 35(5): 50-51.
        摘要：采用40 t电弧炉-LF-VD-3.7 t锭模铸-轧制工艺开发了20MnCr5H-1高品质齿轮钢(/%:0.17~0.22C，≤0.12Si，1.0~1.5Mn，≤0.035P，0.015~0.035S，0.8~1.3Cr，≤0.0020O，0.015~0.045A1)-Φ80 mm材。通过控制EAF终点[P]≤0.015%,LF精炼渣碱度≥2.5，并调整钢中元素含量，VD处理、喂硫线等工艺措施，试制的5炉20MnCr5H-1钢的成分为(/%):0.16~0.20C，0.05~0.12Si，1.20~1.30Mn，0.009~0.025P，0.020~0.035S，1.00~1.10Cr，0.0008~0.0015O，0.015~0.040Al，淬透性带宽△HRC为4，各项指标均满足要求。  
        关键词：20MnCr5H-1齿轮钢;40 t EAF-LF-VD-3.7 t铸锭工艺;淬透性带;氧含量   
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        更新时间：2026-01-21

      • Nb-Ti微合金化超低碳钢析出物热力学分析及对热塑性影响

        曾亚南, 孙彦辉, 马志飞, 徐蕊, 艾西
        2014, 35(5): 52-56.
        摘要：建立了基于双亚点阵模型的(NbxTi1-x) (CyN1-y)复合热力学模型,并计算了1023~1623 K时Nb-Ti微合金化超低碳钢(/%:0.02C，0.12Si，1.70Mn，0.012P，0.004S，0.101Nb，0.009Ti，0.010Als)的析出相中各组分的摩尔分数、占位比以及析出顺序。通过Gleeble热模拟机、透射电镜和能谱分析仪研究了析出物对该钢230 mm铸坯热塑性的影响和验证所建立的热力学模型。结果表明,1523 K时,钢中Nb、Ti的固溶摩尔分数分别为5.4×10-4和3.87×10-5降至1023 K时,Nb、Ti固溶含量趋于0。随温度降低析出物中Ti、N占位比逐渐下降,而Nb、C占位比逐步上升,析出物的演变顺序为Nb0.315Ti0.685C0.02N0.98, (NbxTi1-x) (CyN1-y) , Nb0.85Ti0.15C0.71N0.29,计算值与实验结果基本吻合。析出物尺寸小于60 nm,数量高于5个/μm2时,铸坯热塑性明显降低;1241 K钢的抗拉强度临界应力为63.8 MPa,裂纹易形成;同时,Gleeble试样断口处发现Al、Si、Mn、Nb、Ti在晶界处富集,碳氮化物引起空洞,应力作用下形成裂纹。因此连铸过程的铸坯矫直温度应≥1241 K。  
        关键词：Nb-Ti微合金化超低碳钢;析出物;热力学模型;铸坯;热塑性   
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        更新时间：2026-01-21

      • 高速列车车轴钢30NiCrMoV12的热变形行为

        陈楚, 何毅, 黄军波, 霍洁
        2014, 35(5): 57-60.
        摘要：通过Φ250 mm锻件切取的试样在Gleeble-3500热模拟机于850~1150℃以应变速率0.01~10s-1对高速列车车轴钢30NiCrMoV12(/%:0.26C,0.33Si,0.62Mn,3.01Ni,0.82Cr,0.56Mo,0.10V)进行了热压缩试验。研究了车轴钢在热变形过程中奥氏体变形行为及再结晶规律,确定了车轴钢的热变形方程,建立应变量ε为0.5和0.9的热加工图。结果表明,在应变速率一定时,温度越高,变形量越大,则越有利于动态再结晶的发生;随着温度升高以及应变速率降低,能量耗散效率η逐渐升高;当真应变0.5,温度1100℃,应变速率0.01 s-1时,变形能量耗散效率达到最大值0.41。该车轴钢在1000~1150℃,应变速率0.01~1.0s-1时,具有较好的可锻性。  
        关键词：髙速列车车轴;30NiCrMoV12钢;热变形激活能;热加工图;可锻性   
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        更新时间：2026-01-21

      • 5Cr21Mn9Ni4Nb2WN耐热钢M(CN)和M23(CN)6的可逆析出反应

        何炎旭, 柳学胜, 丁磊
        2014, 35(5): 61-63.
        摘要：通过扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)和选区电子衍射分析(EDA)、能量色散X-射线衍射分析(EDAX)等技术研究了5Cr21Mn9Ni4Nb2WN耐热钢锻态,1200℃ 120 min水冷固溶,+1030℃ 20~240 min水冷固溶状态,再经1220℃ 20~240 min水冷固溶状态的晶内和晶界面上碳化物相、显微组织和力学性能。结果表明,5Cr21Mn9Ni4Nb2WN钢在1030℃固溶时晶界晶内不但有粒状M23(CN)6析出,同时M(CN)块作为补充碳源发生了向M23(CN)6的退化反应,其室温冲击功急剧下降,但对钢的屈服强度影响不大;再经在1220℃固溶处理时出现M23(CN)6向M(CN)的逆析出反应,该钢又显示出较高的室温冲击功。  
        关键词：5Cr21Mn9Ni4Nb2WN耐热钢;可逆析出反应;固溶工艺;M(CN);M23(CN)6;力学性能   
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        更新时间：2026-01-21

      • 超低碳马氏体时效不锈钢00Cr13Ni7Co5Mo4W的组织和性能

        姜越, 贾强, 黎士强
        2014, 35(5): 64-67.
        摘要：试验用00Cr13Ni7Co5Mo4W钢(/%:0.007C,13.23Cr,7.02Ni,5.06Co,3.72Mo,0.96W)由50 kg真空感应炉熔炼,铸成10 kg锭,锻成55 mm×55 mm方坯并轧成3 mm×60 mm带材。利用热力学计算软件ThermoCalc分析该钢的析出行为,并采用金相显微镜、透射电镜和动电位极化法,研究了该钢的组织结构、力学性能和腐蚀性能。结果表明,R相是马氏体时效不锈钢在时效处理过程中的主要强化相;为获得细小、弥散的R相和良好的强韧性配合,确定最佳热处理工艺为1100℃固溶+490℃时效,钢的抗拉强度、屈服强度和伸长率分别为1 320MPa、1 450 MPa和10.8%;马氏体时效不锈钢00Cr13Ni7Co5Mo4W点蚀击穿电位为230 mV,人工海水中年平均腐蚀率为1.51μm/a,具有较好的耐腐蚀性能。  
        关键词：马氏体时效不锈钢00Cr13Ni7Co5Mo4W;R强化相;热力学计算;力学性能;极化曲线   
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        更新时间：2026-01-21
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