最新刊期
      2010年第31卷第2期

        试验研究

      • 含硫齿轮钢20CrMnTiHl钙处理热力学和控制技术的研究

        林平, 刘浏, 王福利, 贺庆
        2010, 31(2): 1-4.
        摘要：通过钢液与夹杂物之间的热力学平衡计算,研究了20CrMnTiH1精炼钢水中Al2O3夹杂物钙处理后可能变性的程度和CaS夹杂生成条件。计算结果表明,[S]0.020%～0.035%、[Al]0.02%～0.04%的钢水进行钙处理时易生成稳定的CaS,并且铝脱氧的产物Al2O3难以完全变性成低熔点钙铝酸盐12(CaO)·7(Al2O3)。为使Al2O3完全变性成低熔点(CaO)·(Al2O3)和12(CaO)·7(Al2O3)钙铝酸盐,在精炼过程应在低[S]和温度≥1600℃情况下对钢水进行钙处理,软吹氩搅拌后进行喂硫线操作,同时可以显著减少水口堵塞的发生。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 单嘴精炼炉合金料加入方式及混匀特性水模型研究

        秦哲, 朱梅婷, 成国光, 张鉴
        2010, 31(2): 5-7.
        摘要：根据相似理论,以80 t单嘴精炼炉1:4的水模型模拟,研究了单嘴精炼炉加合金料位置、吹气流量(2～10 L/min)、单嘴内液面高度(18.5～67.0 cm)、浸入深度(75～150 mm)、吹气位置等对混匀时间的影响。结果表明,在单嘴气体上升区对面加料混匀时间较短;吹气流量为6 L/min、浸入深度100～125 mm、单嘴内液面高度≥52 cm、在钢包底r/R=0.5位置吹气有利于混匀时间的缩短。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 低碳钢奥氏体中Ti夹杂溶解度积的分析

        亓海全, 雍岐龙, 雍兮, 陈明昕
        2010, 31(2): 8-9.
        摘要：对低碳钢(含无间隙原子-IF钢)奥氏体中Ti的各类夹杂物固溶度积进行了计算和定性比较。结果表明,在不考虑其它因素影响的情况下,在950～1 250℃,TiN具有最小的固溶度积,TiC具有最大的固溶度积,而TiS和Ti4C2S2则处其间。表明低碳钢在高温时优先析出的应该是TiN,其次是TiS和Ti4C2S2而TiC析出则处在最后。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 底吹氩过程LF炉盖内气体流动的数值模拟

        储莹, 郭汉杰, 杨学民
        2010, 31(2): 10-13.
        摘要：基于流体模型和湍流修正模型,借助流体工程模拟软件Fluent 6.3.26对吹氩过程中210 t LF精炼炉盖内气体的流动、混合和质量、动量传输进行了计算模拟,分析了其流动行为和分布状态。结果表明,随钢包净空高度增加,液面上部氩气回旋区扩大,"死区"减小;当氩气流量增至500 L/min时,吹氩孔位于0.68 R的盖内流动效果优于0.3 R的效果;正常工作状态下的合理抽气压力为-150 Pa;在合理的抽气压力和吹氩孔位置的情况下,300 L/min的氩气流量基本可以满足要求,强搅拌时可增至500 L/min。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 高速线材10道次精轧过程的有限元模拟

        刘升, 牛海云, 杭乃勤, 陈鼎勋
        2010, 31(2): 14-16.
        摘要：通过对钢厂高速线材热连轧过程的传热分析,借助ABAQUS软件建立了线材与轧辊的3维热机耦合模型,对42A钢(0.39%～0.46%C)从Φ16 mm精轧至Φ5.5 mm轧材的10道次精轧过程的温度场,应力-应变场和轧制力进行了模拟。得出精轧后轧件心部温度升高130℃,表面温度降低10℃,轧件降温主要是轧件的热辐射和水冷造成的。10道次轧制力的计算值与实测值的相对误差为1.88%～4.50%。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 控流装置对板坯中间包流场优化的影响

        冯捷, 唐德池, 包燕平, 武珣
        2010, 31(2): 17-20.
        摘要：根据相似原理,用1:3水模型研究了230 mm×130 mm板坯连铸用60 t中间包内钢水的流动特征,通过测定模型中间包内停留时间分布曲线,计算其平均停留时间及死区,活塞区和混合区的体积。结果表明,采用下挡墙开孔能有效地改善中间包内流场,得出优化后合适的钢包控流装置组合为开孔下挡墙+湍流控制器,下挡墙高133 mm,距离冲击区765 mm。优化后的中间包比原中间包平均停留时间增加了24 s,死区体积由原来的14.8%下降至6.7%。  
        关键词：中间包;连铸;水模型;RTD曲线   
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        更新时间：2026-01-21

      • 唐钢50 t复吹转炉水模型的实验研究

        曾亚南, 李俊国, 韩志杰, 李守章, 吴雨晨
        2010, 31(2): 21-24.
        摘要：针对唐钢50 t复吹转炉,采用1:6.35水模型的正交试验,研究了氧枪枪型、枪位、顶吹流量和底吹流量对熔池混匀时间、穿透深度、冲击面积和喷溅量的影响。结果表明,与4孔氧枪相比,使用改进后的4孔变角氧枪可增加对熔池的冲击面积,降低穿透深度和炉口溅出量,缩短混匀时间。对于50 t复吹转炉实际枪位≤1.3 m,有利于缩短冶炼时间,提高冶炼强度;顶吹流量控制在13 000～14000 m3/h,可缩短混匀时间和减少炉口溅出量。  
        关键词：4孔变角氧枪;转炉;水模型;混匀时间;喷溅量   
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        更新时间：2026-01-21

      • 非平衡凝固对铸坯末端两相区长度的影响

        钱宏智, 兰鹏, 张家泉, 崔立新
        2010, 31(2): 25-28.
        摘要：通过分析代表性的正六棱凝固结构的微观偏析模型,结合实际多组元钢种,建立了钢的凝固过程溶质微观偏析有限差分模型。模型计算得到的非平衡固相线与Jernkontoret公布的有关实验数据吻合。20钢、45钢和U71Mn钢的280 mm×380 mm连铸坯传热计算模型的应用表明,采用非平衡固相线计算的铸坯中心两相区长度比采用平衡固相线计算的长,并且随钢中碳含量的增加而增大;修订的凝固参数与建立的模型能更准确地反映铸坯的凝固进程。  
        关键词：连铸;非平衡凝固;微观偏析模型;两相区长度   
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        更新时间：2026-01-21

        工艺技术

      • 精炼时利用小气泡搅拌去除钢液中的氢和夹杂物

        赵晶晶, 程树森
        2010, 31(2): 29-32.
        摘要：通过理论计算研究和分析了钢液气泡直径、吹气量和吹气时间对精炼时去氢和夹杂的影响。氩气经透气砖进入钢液后会形成大量的气泡,小气泡在钢液中能有效地增大脱气面积,有利于减小钢液中的氢含量。夹杂物与气泡的粘附上浮是钢液中去除夹杂物的一种有效方式,气泡越小、夹杂物越大,夹杂物就越容易去除。在钢包精炼过程中,应使用小气泡来达到较好的去氢和去夹杂效果,气泡的最优直径为1～3 mm。  
        关键词：&nbsp;吹氩, 小气泡, 氢, 夹杂   
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        更新时间：2026-01-21

      • 重轨钢浇次第一炉钢冶金质量的研究

        李峰
        2010, 31(2): 33-34.
        摘要：对100 t LD-LF-VD-280 mm×380 mm连铸坯流程生产的U71Mn和U75V重轨钢第一炉钢的冶金质量进行了研究。统计结果表明,虽然第一炉钢过热度(21～38℃)较高,但第一炉钢中后半炉的最大氢、氧含量较前半炉分别降低0.2×10-6和5×10-6夹杂物亦降低0.5级,后半炉钢的冶金质量可以满足重轨钢的要求,因此可将后半炉钢由原来的吊车轨改为重轨,该工艺实施后每年重轨钢可增产6万t以上。  
          
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        更新时间：2026-01-21
      • 邹安华, 王新华
        2010, 31(2): 35-37.
        摘要：研究了珠钢150 t Fuchs竖式电弧炉的各种钢铁料及布料方式对电耗、冶炼周期和冶金质量的影响。结果表明,配料时必须参照生铁、海绵铁最大加入量、上下工序产能匹配、产品中残余元素的控制、冶炼指标等要求,在质量、成本、效率等方面寻求一合理的平衡点。为加速熔化,在第一篮料的下部适当多装一些生铁和/或较优质的废钢;在最后一篮料的上部装一些质量较好的废钢,下压轻薄废钢避免结团挂料,上部不可装入过多生铁,避免化清后碳太高而导致冶炼时间延长。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 连铸复合电磁搅拌对低碳钢碳偏析的影响

        曹红福
        2010, 31(2): 38-39.
        摘要：20CrMnTi钢(%:0.17～0.23C、0.80～1.10Mn、1.00～1.30Cr、0.04～0.10Ti)300 mm×340 mm铸坯结晶器-末端电磁搅拌(M-EMS,F-EMS)和3段复合电磁搅拌(M-EMS,S-EMS,F-EMS)对铸坯碳偏析影响的试验结果表明,当M-EMS和F-EMS电流分别从2 HZ/250 A和20 HZ/150 A降至2 HZ/100 A和20 HZ/100 A时,铸坯断面碳成分的极差由0.05%降至0.02%;当采用M-EMS为2 HZ/100 A,S-EMS为20 HZ/50 A,F-EMS为20 HZ/100A三段复合电磁搅拌时,铸坯断面碳成分的极差为0.02%,轧材中心疏松由原2段电磁搅拌的1.0～2.0级降至1.0～1.5级,方框形偏析2.0级出现率由9.7%降至0.8%。  
        关键词：低碳钢;连铸;复合电磁搅拌;碳偏析   
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        更新时间：2026-01-21

      • H型钢Q235B连铸保护渣的优化

        尹娜, 景财良, 张炯明, 韩毅华, 王伟
        2010, 31(2): 40-42.
        摘要：针对津西钢铁厂H型钢Q235B(0.14%～0.18%C)铸坯(宽面550 mm,窄面440 mm,腹板90 mm)经常出现纵裂等缺陷,基于原有保护渣(%:29～30SiO2、25～26CaO、10～11Al2O3、3.0～3.5Fe2O3、15～17C、≤0.5H2O),通过正交实验和优化设计,开发出一种高性能保护渣(%:37.50SiO2、37.50CaO、6Al2O3、7CaF2、12Na2O、7石墨、1.5炭黑)。与原保护渣相比,优化渣的半球点温度、粘度和熔化时间分别从1 167℃,0.77 Pa·s和57 s下降至1 092℃,0.27 Pa·s和32.5 s。优化渣应用表明,当拉速由0.98 m/min提高到1.2 m/min时,铸坯质量良好。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 包钢X65管线钢Φ300 mm圆铸坯的试制

        麻晓光, 王天瑶, 张秀平
        2010, 31(2): 43-44.
        摘要：包钢钢联股份有限公司炼钢厂采用120 t顶底复吹转炉-100 t LF(VD)-5流Φ300 mm铸坯连铸工艺流程试生产X65管线钢13MnNbTi(%:0.10～0.16C、1.20～1.40Mn、0.03～0.05Nb、0.01～0.02Ti、0.025～0.05Al)。生产实践表明,通过铁水脱硫([S]≤0.005%),转炉挡渣出钢,精炼渣碱度≥3.0,VD处理≥13 min,可以使[S]≤0.005%、[P]≤0.015%、[H]≤1.5×10-6。通过全程保护浇铸和结晶器电磁搅拌工艺,钢中氧含量(13～21)×10-6平均氧含量16.44×10-6铸坯表面质量良好,低倍组织0～1级。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • CaAl2合金对低碳钢水的脱氧试验

        谢健, 吴永来
        2010, 31(2): 45-47.
        摘要：在热力学计算的基础上,对中频感应炉中100 kg 0.15C-1.36Mn钢水分别进行加1 kg AlFe、1 kgAlFe+喂0.5 kg钙线和1 kg CaAl2的终脱氧试验。结果表明,AlFe、AlFe+Ca、CaAl2终脱氧的脱氧率分别为79.3%、87.2%和85.0%,用CaAl2终脱氧,炉渣中低熔点相12(CaO)·7(Al2O3)和(CaO)·(Al2O3)·2(SiO2)比例明显增多,CaO和Al2O3相减少或消失,因此CaAl2有较强的去除钢中夹杂物的功能。  
          
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        更新时间：2026-01-21

        组织和性能

      • X100管线钢连续冷却相变研究

        周平, 兰亮云, 邱春林, 李四军, 高秀华, 刘相华
        2010, 31(2): 48-50.
        摘要：通过热模拟试验研究了冷却速度(0.5～35℃/s)和变形量(0.3～0.6)对X100管线钢(%:0.06C、0.23Si、1.90Mn、0.005P、0.000 3S、0.28Mo、0.25 Ni、0.23Cr、0.05Nb、0.02Ti、0.20Cu、0.025Al)组织的影响,得出该钢的静态和动态连续冷却转变(CCT)曲线。结果表明,试验钢未变形奥氏体在5℃/s冷却速度可得到全部贝氏体组织;变形奥氏体相变开始温度升高,随热变形量增加,针状铁素体转变区扩大,板条贝氏体转变区缩小。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 高温回火对1 Crl2Ni3Mo2VN耐热钢力学性能和组织的影响

        谢学林, 杨钢, 王泽忠, 傅骏, 雍歧龙
        2010, 31(2): 51-53.
        摘要：研究了1Cr12Ni3Mo2VN钢1010℃1 h油冷,2次580～620℃1 h回火空冷后的力学性能和组织。试验结果表明,在620℃回火拉伸试样中,回火马氏体板条界析出大量聚集的粗化的块状M23C6碳化物,试样塑性变形以孪晶方式进行,塑性较低;580℃回火拉伸试样塑性变形以滑移方式进行,塑性较好。该钢最佳回火工艺为两次580℃1 h空冷。  
        关键词：耐热钢1Cr12Ni3Mo2VN;高温回火;拉伸性能;组织   
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        更新时间：2026-01-21

      • OOCrllNillMoTi超高强不锈钢粗大晶粒遗传特性

        林建军, 杨卓越, 陈嘉砚, 卢德宏
        2010, 31(2): 54-56.
        摘要：研究了00Cr11Ni11MoTi钢1150℃轧后原始粗大晶粒在780～900℃固溶处理的遗传特征。结果表明,该钢存在一个奥氏体重新形核、不再遗传粗大晶粒的临界温度(Ac),00Cr11Ni11MoTi钢Ac在870～900℃,远高于Af相变点,在Af～Ac加热均发生原始粗大晶粒遗传。As(630℃)～Af(730℃)两相区预处理可使奥氏体重新形核的临界温度(Ac)降低,但在Ac温度以上这种预处理没有明显的晶粒细化作用。  
        关键词：超高强不锈钢;晶粒遗传;临界温度;循环处理   
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        更新时间：2026-01-21

      • Si含量对冷作模具钢Cr8Mo2SiV组织和性能的影响

        李冬丽, 马党参, 迟宏宵, 詹肇麟, 康爱军
        2010, 31(2): 57-59.
        摘要：研究了Si含量对25 kg真空感应炉冶炼的Cr8Mo2SiV钢(%:0.96～0.97C、0.31～0.36Mn、7.98～8.04Cr、2.01～2.08Mo、0.31～1.52Si、0.20V)组织和力学性能的影响。结果表明,随着Si含量的增加,共晶碳化物尺寸变大,数量增多,淬火峰值硬度向高温区移动;经1 030℃淬火,550℃回火后,随着Si含量的提高,Cr8Mo2SiV钢的二次硬化能力和冲击韧性明显提高。Cr8Mo2SiV钢最佳的Si含量为1.5%。  
          
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        更新时间：2026-01-21

      • 变形温度对弹簧钢55SiCrA组织和性能的影响

        肖金福, 刘雅政, 孙小军, 吕鹏
        2010, 31(2): 60-62.
        摘要：通过Gleeble-1500热/力模拟试验机,采用光学、电子显微技术及力学测试等方法,研究了800～950℃变形温度对汽车悬架用弹簧钢55SiCrA(%:0.56C、1.42Si、0.68Cr)组织和性能的影响。结果表明,随着变形温度的提高,相变开始温度和相变结束温度均逐渐下降,珠光体片层间距逐渐减小,变形温度为850～900℃时,珠光体片层间距为130～140 nm,抗拉强度为1 075～1 090 MPa,断面收缩率43.5%～44.0%,综合力学性能最佳。  
        关键词：弹簧钢55SiCrA;变形温度;组织;力学性能   
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        更新时间：2026-01-21

      • 淬火温度对石油套管用钢27MnCrV冲击韧性的影响

        白兴国, 梅丽, 陈建伟, 宗卫兵, 张传友
        2010, 31(2): 63-65.
        摘要：研究了890～780℃淬火对630℃回火的石油套管用钢27MnCrV(%:0.24～0.30C、0.50～0.70Cr、0.06～0.10V)横向冲击功的影响。结果表明,随淬火温度降低,该钢横向V-冲击功显著增加;在保证拉伸强度不降低的情况下,横向最小冲击功由890℃淬火+630℃回火的35 J提高到820℃+630℃回火的66 J。27MnCrV钢最佳热处理工艺为830℃±10℃水淬+630℃回火空冷,其屈服强度847～860 MPa,抗拉强度922～930 MPa,横向冲击功57～66 J,满足标准要求。  
        关键词：27MnCrV钢;石油套管;淬火温度;冲击韧性   
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        更新时间：2026-01-21

      • 温度对Mnl6Cr22Nil.6N0.6高氮钢的热变形行为和组织的影响

        王敏, 郎宇平, 吴兴惠
        2010, 31(2): 66-68.
        摘要：通过Gleeble 1500D热模拟实验,研究了Mn16Cr22Ni1.6N0.6高氮奥氏体不锈钢(%:0.12C、22.05Cr、15.52Mn、1.64Ni、0.58N)在900～1 300℃,应变速率(ε)0.005 s-1时拉伸热变形行为及其组织变化。结果表明,该高氮钢在1 100～1 250℃时塑性较好。1 220℃断面收缩率最大为59%。拉伸断口处组织的观察表明,900～1 000℃拉伸时,已发生再结晶,有较细的晶粒生成;1 000～1 100℃时,再结晶的晶粒长大,有锯齿状的晶界;1 100～1 300℃时有铁素体出现,而且随温度的升高,铁素体含量增多,1 300℃时晶界发生了融化现象。  
        关键词：高氮奥氏体不锈钢;热变形行为;组织   
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        更新时间：2026-01-21

      • 非调质36Mn2V石油套管钢连铸坯的高温延塑性

        何庆文, 张博, 王福明, 王广连
        2010, 31(2): 69-70.
        摘要：采用Gleeble-1500热模拟试验机,研究了石油套管用V微合金化非调质钢36Mn2V(%:0.36C、1.54Mn、0.12V、0.008～0.010N)260 mm×300 mm连铸方坯的650～1350℃的延塑性。结果表明,36Mn2V钢的零强度温度(ZST)为1440℃,零塑性温度(ZDT)为1400℃;36Mn2V钢在熔点(Ts)到650℃温度区间内存在两个脆性温度区,第Ⅰ脆性温度区为熔点～1350℃,第Ⅲ脆性温度区为925～650℃,因此,该钢的矫直温度应控制在925℃以上;由1350℃至试验温度(650～1050℃)的冷却速度(3～8℃/s)对36Mn2V钢高温延塑性没有影响。  
        关键词：非调质钢36Mn2V;石油套管;连铸坯;高温延塑性   
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        更新时间：2026-01-21
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