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中国冶金
中国冶金

洪及鄙

月刊

1006-9356

zgyj1234@yahoo.com.cn

010-65276837

100711

北京东城区东四西大街46号

中国冶金/Journal China Metallurgy北大核心CSTPCDCSCD
查看更多>>本刊是中国金属学会主办的综合性期刊，是中国金属学会会刊，也是冶金行业唯一具有科技政策和技术导向性、多学科、多专业、实用性、国内外公开发行的科技期刊。
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    铁矿烧结系统漏风治理技术及评估综述

    周明顺田勇赵东明蒋益...
    1-9,26页
    查看更多>>摘要：在"以风为纲"的铁矿烧结过程中,漏风对烧结生产带来严重的不利影响,如增大主抽风机的功耗、降低烧结生产质量和产量、加速设备失效、加大环保治理难度等.从分析烧结机漏风的部位出发,介绍了烧结机漏风率测定方法,指出应将静态流量法和烟气成分分析法相结合来综合评估烧结系统的漏风率;综合整理和分析了烧结机漏风治理关键技术,重点分析了以负压吸附式端部密封技术为代表的烧结机综合密封技术;总结归纳了国内外钢铁企业针对烧结机漏风所采取的有效措施及效果,为烧结机漏风治理提供参考和借鉴.

    烧结漏风率漏风治理密封漏风检测

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    预处理褐铁矿零膨润土成球机理

    李兴旺刘桐张俊杰贾来辉...
    10-17,52页
    查看更多>>摘要：为了拓宽球团原料范围、降低生产成本,采用湿式球磨工艺,将价格相对低廉的褐铁矿粉矿预处理后用于球团生产,结果表明,由于爆裂温度低于300 ℃、成品球强度低于1 300 N/P,褐铁矿预处理后无法直接用于球团生产;以25％湿式球磨15 min的褐铁矿搭配75％磁铁精矿,在零膨润土的情况下,生球落下强度达到4.1次(0.5 m),爆裂温度420 ℃,成品球团强度2 445 N/P.对预处理褐铁矿零膨润土成球机理展开的研究表明,预处理后褐铁矿的静态成球指数和比表面积是实现零膨润土造球的关键参数,湿式球磨15 min后褐铁矿比表面积达到1 591.10 cm2/g,静态成球指数达到1.42;由于结合水和原生Fe2O3再结晶需要更高的温度,褐铁矿单独成球后的球团抗压强度整体较低;与磁铁精矿搭配后,磁铁矿焙烧时氧化放热有利于Fe2O3再结晶,形成了较完整的赤铁矿连晶,大量的渣相形成并填充在缝隙中,球团抗压强度增加;但当褐铁矿配比大于25％时,球团内的孔洞逐渐增多,氧化放热逐渐减少,且球团内的液相生成量减少28％,球团抗压强度降低.综合而言,褐铁矿经湿式球磨15 min、配比25％为最优工艺参数.本研究可为球团生产降低膨润土用量、提高球团品位、降低生产成本提供重要参考.

    球磨预处理褐铁矿球团性能膨润土赤铁矿

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    基于环境温度的转炉旋流氧枪射流分析

    陈双平吕明郝翊杰邢相栋...
    18-26页
    查看更多>>摘要：为探究旋流氧枪自由射流特性,建立了 0°、6°、12°和18°旋流氧枪自由射流几何模型,分析了不同旋流氧枪炼钢温度下的旋流特性、射流速度和动压分布.发现与0°旋流氧枪相比,6°、12°和18°旋流氧枪射流速度和动压衰减较快,且旋流角越大,射流衰减越快.而6°旋流氧枪与12°和18°旋流氧枪相比,射流速度和动压衰减较慢,在保证合适冲击深度和冲击面积的同时,使熔池产生一定的旋转运动.基于此,建立了 6°旋流氧枪和转炉气-渣-金多相流几何模型,分析了环境温度变化对6°旋流氧枪冲击特性和熔池速度分布的影响,发现环境温度从300 K升高到1 873 K,冲击半径从1.25 m增至1.78 m,而冲击深度仅从0.119 m增至0.132 m.环境温度升高,钢液面处高速区面积增大,死区和低速区面积减小;在熔池较浅处,环境温度升高,熔池死区面积减小,高速区面积增大,以熔池深度0.3 m为例,环境温度从300 K升高到1 873 K,死区面积由0.41 m2减小至0.17 m2,高速区面积由9.35 m2增至9.76 m2;在熔池深处,底吹射流起主导作用,环境温度对熔池速度分布影响较小,不同速度区域面积相差较小.研究结果可以为旋流氧枪工业应用提供理论指导.

    转炉炼钢旋流氧枪旋流特性冲击特性熔池搅拌

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    返回料添加比例对高温合金夹杂物析出行为的影响

    薛辉高锦国赵朋李楠...
    27-35,89页
    查看更多>>摘要：为实现高返回比高温合金洁净化冶炼,研究不同返回料添加比例对高温合金冶炼过程夹杂物演变规律的影响,并结合热力学计算讨论夹杂物析出行为和生成机理.结果表明,返回料添加对高温合金夹杂物种类无明显影响,但对夹杂物数量和尺寸分布影响较大.随返回料比例从0％增加至60％,夹杂物数量密度由19.30个/mm2增加至30.74个/mm2,其中以氧化物为核心的碳氮化物复合夹杂由4.47个/mm2增加至10.11个/mm2,大尺寸(粒径大于5 μm)夹杂物所占比例由8.7％增加到13.9％.热力学计算结果表明,MgO·Al2O3夹杂物的理论形核半径随熔体中氧活度的增加而减小,且该夹杂物与TiN夹杂物的晶格错配度较低.添加返回料相比全新料会引入更多的杂质元素,导致MgO·Al2O3夹杂物形核率显著上升,并促进了 TiN、Ti(C,N)夹杂物的非均匀形核.形核动力学计算结果表明,返回料添加比例增大,体系中氮的浓度增大,TiN夹杂物更早析出,且析出尺寸也逐渐增大.研究结果可为高温合金低成本生产和洁净化冶炼提供必要的理论基础和数据支撑.

    高温合金返回料真空感应熔炼夹杂物形核热力学

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    20CrMnTiH齿轮钢在BOF-LF-RH-CC流程中的夹杂物演变

    苑一波杨利彬赵进宣汪成义...
    36-43,60页
    查看更多>>摘要：某厂生产的20CrMnTiH齿轮钢在冶炼过程中产生大量的CaS类夹杂物,影响了铸坯质量.为研究20CrMnTiH齿轮钢氧化物夹杂的演变规律,提出合理的钙处理工艺,以减少CaS类夹杂物的析出,对某厂BOF-LF-RH-CC 流程生产的20CrMnTiH齿轮钢进行精炼全过程的取样,并通过电镜、夹杂物自动扫描分析系统结合热力学计算,研究了氧化物夹杂的演变规律及机理.研究结果表明,在LF精炼后期的喂硫线工序,钢液存在二次氧化现象;精炼过程氧化物夹杂的演变规律为,纯Al2O3夹杂物→镁铝尖晶石和部分Al2O3-MgO-CaO复合夹杂物→钙处理后转变为Al2O3-MgO-CaO和Al2O3-CaO复合夹杂物→喂硫线后产生大量Al2O3-MgO-CaO-CaS和Al2O3-CaO-CaS类复合夹杂物.通过试验及热力学计算发现,现阶段的钙处理过程中钙含量略低于12CaO·7Al2O3(C12A7)的析出条件.为将Al2O3夹杂物尽可能变性成C12A7夹杂物,达到理想的钙处理效果,同时节约成本,钙处理过程所需钙质量分数应控制在0.002 26％～0.003 00％.喂硫线之后的钢液成分很容易满足CaS夹杂物的析出条件,生产过程应延长喂钙线与喂硫线之间的时间,在钙含量降低后再喂入硫线,后序可将喂硫线工序移至RH精炼中,以减少CaS夹杂物的生成.本研究为工业生产过程中提高含硫齿轮钢的洁净度提供了理论基础.

    20CrMnTiH齿轮钢非金属氧化物夹杂精炼全过程钙处理演变

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    Q345板坯表面横裂纹热轧过程演变行为

    王博莫超群李书恒孙立根...
    44-52页
    查看更多>>摘要：在连铸生产过程中,由于化学元素、温度、机械应力等多方面因素影响,铸坯不可避免会产生表面横裂纹.轧制过程中,铸坯表面横裂纹会进一步放大影响到后续轧材的表面质量,甚至导致产品报废.为此,针对Q345钢表面横裂纹热轧过程演变行为展开研究,在铸坯表面预制"V"形裂纹进行实验室热轧试验,并建立相应轧制模型,通过试验验证模型正确性.采用现场板坯轧制工艺建立Q345钢表面不同宽度(1、2、3 mm)横裂纹轧制模型,分析不同宽度裂纹热轧过程演变特性.结果表明,宽度1 mm裂纹轧制过程出现了表面贴合的现象,而宽度2、3 mm裂纹两侧逐渐展开最后暴露到轧材表面;通过分析裂纹尺寸及高宽比变化可以发现,轧制过程不同宽度裂纹的展开宽度呈线性增加,轧制结束后,1、2、3 mm宽度裂纹展开宽度分别达到了 30、32、34 mm,而裂纹深度在轧制初期减小明显,后几个道次减小量不大;不同宽度裂纹高宽比变化趋势与裂纹深度变化趋势相同,轧制初期变化量较大,轧制后几个道次高宽比趋近于0.研究结果可为优化轧制生产工艺提供理论参考.

    Q345板坯表面横裂纹演变行为有限元模拟热轧

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    轧制温度对新型Fe-Mn-Al-C系低密度钢腐蚀行为的影响

    王飞
    53-60页
    查看更多>>摘要：为探究不同轧制温度对低密度钢在海洋环境下腐蚀性能的影响,以自主设计的Fe-30Mn-10Al-1.57C-0.3Si-0.6Ti低密度钢为研究对象,将其在不同温度下进行热轧处理,并设置对比材料40Cr,利用全浸失重试验、电化学试验、SEM以及XPS等测试方法对该低密度钢耐蚀性能进行研究.结果表明,随着轧制温度上升,低密度钢的失重量下降,腐蚀电位由-0.691 V升高至-0.392 V,自腐蚀电流密度由10-5.533 A/cm2降低至10-6.780 A/cm2,表明其耐蚀性随轧制温度升高而提高.这主要是由于低密度钢中Cr和Al的存在,导致样品表面形成一层氧化膜,阻止了腐蚀介质对材料基体的腐蚀.此外,经热轧制变形处理后的低密度钢样品由于铁素体含量减少而导致电偶反应减弱.上述结果丰富了 Fe-Mn-Al-C系低密度钢的相关研究,为其在工业上的应用提供了理论基础.

    低密度钢耐腐蚀性能显微组织腐蚀产物塔菲尔曲线

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    超高强复相钢组织调控及强塑性提升机理

    侯晓英刘万春王军丁明凯...
    61-71页
    查看更多>>摘要：通过调控微观组织形貌及各相组织配比,进一步优化超高强复相钢的综合力学性能,并采用扫描电镜(SEM)、电子探针(EPMA)、透射电镜(TEM)等表征手段,研究其强塑性提升机理.研究结果表明,在820 ℃的(γ+α)临界区温度退火工艺条件下,显微组织由约37％铁素体、49％贝氏体以及14％残余奥氏体(体积分数)组成,其中铁素体组织以再结晶铁素体和先共析铁素体两种形态存在;贝氏体呈块状;残余奥氏体呈不规则颗粒状,主要分布在铁素体晶界处或铁素体与贝氏体相界面间,其晶粒大小与其周围"贫碳区"BCC晶粒尺寸大致成正比.在910 ℃奥氏体单相区退火时,显微组织由约19％先共析铁素体、61％板条束状贝氏体型铁素体以及厚度在60～130 nm范围的20％片层状残余奥氏体组成,其中贝氏体铁素体以再结晶γ晶粒作为相变的块状基准单元且呈不同位向分布;大角度晶界所占比例达85.4％;基体中V(C,N)第二相粒子为相间析出,析出粒子直径为3～9 nm,平均列间距约31 nm,对材料的强度贡献计算值约为281 MPa.超高强复相钢的综合力学性能与其微观形貌特征、晶体结构和晶体取向、第二相析出粒子、高密度位错以及残余奥氏体的TRIP效应贡献均密切关联,单相奥氏体区退火工艺条件下,复相钢的抗拉强度达到1 226 MPa,同时伸长率和扩孔率分别提高至19.1％和51％,强塑积达到23.42 GPa·％.研究结果可为高强化材料综合性能的提升提供参考.

    复相钢组织调控强塑性机理相间析出晶体学结构

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    连续退火工艺参数对1180 Mpa级含Nb增强成形性双相钢组织性能的影响

    杨玉环褚晓红路洪洲韩赟...
    72-80页
    查看更多>>摘要：为实现节能减排的目的,汽车车身正朝着轻量化、高质量的方向发展,DH钢因其优良的强塑性能而具有广泛的应用前景.基于实验室模拟连续退火与组织性能表征分析,研究开发了一种综合性能良好的1180 MPa级含Nb增强成形性双相钢.连续退火试验结果表明,随着退火温度的升高,钢中马氏体、贝氏体含量升高,试验钢的抗拉强度在870 ℃升高至1200 MPa;退火温度进一步上升时,马氏体回火程度增大且贝氏体含量增加导致钢的强度略微降低.随着过时效温度的升高,试验钢抗拉强度逐渐降低,伸长率在370 ℃升高至16.2％.基于连续退火试验结果与工业生产线特点,实现了 DH1180钢的工业试制.所得样品显微组织由铁素体、马氏体、贝氏体、残余奥氏体(φ(γ)=6.62％)组成,组织中弥散分布着纳米级的(Nb,Ti)C析出相,呈现出优良的强塑性匹配,试验钢的抗拉强度为1257 MPa,伸长率达到15.6％.DH1180钢的开发与应用为汽车用高强钢提供了更多的可能性.

    连续退火残余奥氏体析出相组织性能增强成形性双相钢

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    不同型号镁碳砖对抗富钒钢渣侵蚀性能的影响

    赵进宣肖峰赵博杜一昊...
    81-89页
    查看更多>>摘要：目前,提钒转炉采用镁碳砖作为炉衬,评估不同型号镁碳砖的侵蚀速率以及损毁机理对提高提钒转炉寿命具有重要的实用价值.在电阻炉条件下,采用静态抗渣方法模拟6种镁碳砖侵蚀情况,探讨镁碳砖抗富钒钢渣侵蚀及其机理.结果表明,MT-C12B、MT-C14A试样受熔渣冲刷、侵蚀后减薄较少,其中MT-C12B试样侵蚀面积所占比例为2.98％,MT-C14A试样侵蚀面积所占比例为2.74％.从试样侵蚀情况显微结构看,MT-C12B试样的脱碳层深度最小,对镁碳砖性能影响较小,为提钒转炉最优选择.6种镁碳砖侵蚀机理基本一致,镁碳砖中的石墨与钢渣中的V2O3、Cr2O3、FeO反应生成金属相,造成MgO颗粒的裸露,渣中V2O3随熔渣进入脱碳层并与在此处的MgO反应,在镁碳砖表面形成含钒尖晶石相(MgV2O4);另外,液态渣相中的SiO2、CaO等与MgO颗粒反应生成新的低熔点液渣相,进而完成方镁石的溶解过程.含钒尖晶石相在镁碳砖表面的生成可以显著增加脱碳层的致密化程度,阻止渣的进一步渗透,因此材料受侵蚀的速率逐渐下降,最终形成较为缓慢的侵蚀过程.研究结果可为提高提钒转炉炉衬寿命提供依据.

    镁碳砖富钒钢渣侵蚀面积侵蚀机理静态侵蚀试验

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