曾亚南
,
孙彦辉
,
艾西
,
马志飞
,
刘瑞宁
,
刘泳
钢铁钒钛
doi:10.7513/j.issn.1004-7638.2013.06.016
针对微合金亚包晶钢凝固过程中产生大量裂纹缺陷的现状,采用光学显微镜、扫描电镜及能谱分析仪对铸坯表面裂纹进行分析,并对析出物进行热力学计算,利用Gleeble-1500对铸坯热塑性进行分析研究.结果表明:裂纹处存在(Fe,Mn,Si,Al)(S,O)等夹杂物,加剧应力对基体的影响;裂纹处存在Ti-Al-(C,N)夹杂物,增加了γ→α转变的脆性,横裂纹敏感性增加.高温脆性区易产生纵裂,断面收缩率(Z)最小值为37.59％,纵裂纹敏感区间为1 454～1 478℃.900～750℃为低温脆性区,易产生横裂纹,Z最小值为45.24％,横裂纹敏感区间900 ～ 750℃.896℃时,铁素体开始析出,使得晶界上进一步集中,导致裂纹发生.
关键词:
亚包晶钢
,
裂纹敏感区
,
脆性区
,
铁素体
,
析出物
艾西
,
孙彦辉
,
曾亚南
,
马志飞
,
刘瑞宁
,
刘泳
钢铁钒钛
doi:10.7513/j.issn.1004-7638.2013.04.017
针对国内某钢厂利用电炉→LF→VD流程生产的亚包晶钢Q345B铸坯及轧材表面存在大量缺陷的现状,利用光学显微镜、扫描电镜以及能谱分析仪对铸坯表面裂纹进行了分析,并对析出物进行热力学计算,以此来分析出该钢种的铸坯产生裂纹的原因.研究结果表明:裂纹附近存在脱碳层及铁素体膜;裂纹处发现P、S富集及Al、Mg、Ca、Si等元素的夹杂物破坏了钢基体的连续性;保护渣及析出物对铸坯表面质量影响严重.为了防止缺陷的发生,应将钢水过热度控制在15 ～30℃;将结晶器中液渣层控制在8.5 ～9 mm并提高析晶相比率.同时,将钢水中氮含量稳定控制在35×10-6 ～45×10-6,并且适当提高Ti处理效率,降低AlN数量,对改善连铸坯表面质量有着很大的作用.
关键词:
亚包晶钢
,
大方坯
,
表面裂纹
,
偏析
,
析出物
吴雨晨
,
李俊国
,
闫小林
,
李守章
,
曾亚南
钢铁钒钛
利用大样电解、金相观测、扫描电镜(SEM)和电子探针(EPMA)等手段,对X70管线钢铸坯中夹杂物的数量、粒径、形貌及组分进行了研究.结果表明:X70管线钢铸坯中夹杂物数量较多,粒径较大,且多为复合夹杂.针对大型夹杂物中硫化物、氧化物、硅铝酸盐和钙铝酸盐复合夹杂的特点,分析了铸坯中夹杂物的主要来源.
关键词:
X70管线钢
,
铸坯
,
夹杂物
,
体积率
徐蕊
,
孙彦辉
,
曾亚南
,
蔡开科
钢铁研究
doi:10.13228/j.boyuan.issn1001-0963.20140063
采用金相显微镜、复型萃取、SEM、TEM对析出物的形貌、尺寸、数量进行统计分析,并利用Gleeble-1500热模拟试验机,系统研究了含Nb-Ti微合金钢第三脆性区的热塑性.结果表明:温度在950～700℃范围内时,断面收缩率最小为25.7％.析出物以TiN、Nb(CN)为主,950℃时粒子尺寸在50nm左右.随着温度的降低,粒子数量密度由51个/μm2增加到580个/μm2,尺寸随之减小.975℃的抗拉强度及临界应力分别为58.3、61.0 MPa.975℃以上,临界应力小于抗拉强度,不易发生沿晶断裂.975℃以下时,晶粒变形临界应力大于抗拉强度,产生沿晶断裂.
关键词:
微合金钢
,
第三脆性区
,
析出物
,
临界应力
马志飞
,
孙彦辉
,
曾亚南
,
艾西
,
刘瑞宁
,
刘泳
钢铁
系统研究了国内某钢厂生产的中碳钢Q345B钙处理前后夹杂物类型的变化,从热力学上分析铝脱氧钢中Al2O3夹杂物变性机制及夹杂物中CaS合理控制的条件,确立了夹杂物变性的“液相窗口”模型.热力学计算表明,温度为1873K,w([Al])为0.016％时,Al2O3转变为液态钙铝酸盐需要使钢中w([Ca])为0.0017％～0.0102％.生产实践表明,钙喂入量在0.0014％～0.0017％时,钙处理可以将钢中高熔点Al2O3的夹杂物转化为低熔点的12CaO· 7Al2O3和CaO·Al2O3夹杂物,MnS基本转化为CaS,且无单独CaS析出.
关键词:
钙处理
,
钙铝酸盐
,
硫化钙
,
液相窗口
,
变性
艾西
,
孙彦辉
,
曾亚南
,
刘瑞宁
,
刘泳
钢铁
doi:10.7513/j.issn.1004-7638.2014.04.020
采用Gleeble 1500热模拟机对Q345B钢在1×10-4 s-1和1×10-3 s-1应变速率下的热塑性进行了研究.研究表明:在1×10-4 s-1的应变速率下,试样在600 ～TL ℃的温度范围内存在两个脆性区,即高温脆性区,为1 217～TL℃,低温脆性区,为600～930℃;在1×10-3 s-1的应变速率下,试样在600～TL ℃的温度范围内不存在高温脆性区,仅存在低温脆性区,为600～915℃.影响Q345B钢热塑性的主要因素是S偏析、应变速率、铁素体的析出以及细小的AlN粒子的析出.
关键词:
低碳钢
,
热塑性
,
应变速率
,
析出物
李俊国
,
曾亚南
,
韩志杰
,
龙跃
,
邢宏伟
,
张玉柱
钢铁钒钛
液态钢渣粒化是对其显热进行回收的关键,因此需要设计出合理的气体喷嘴结构形式和布置形式,从而有利于渣滴在下落过程中凝固形壳.利用Fluent软件对不同结构气淬喷嘴的气体射流流场进行数值模拟,与冷态试验结果相比较,结果表明:laval型组合式喷嘴具有射流集中、扩张程度较低的特点,适于对液态钢渣进行气淬粒化.不同马赫数喷嘴射流在喷嘴出口前融合的距离分别为250、265、300 mm,形成流速较为均匀的气体射流,利于钢渣的稳定飞行;随着马赫数增加,出口气体流速随之增加,出口气体温度逐渐降低,有利于渣粒冷却.
关键词:
钢渣
,
粒化
,
拉瓦尔型喷嘴
,
流场
,
数值模拟
曾亚南
,
孙彦辉
,
蔡开科
,
徐蕊
钢铁
doi:10.13228/j.boyuan.issn0449-749x.20140091
基于BOF→RH→CSP生产工艺,研究了RH精炼过程钢中夹杂物类型演变及MgO.Al2O3夹杂物形成规律,同时对MgO·Al2O3夹杂物的形成条件进行了热力学计算,借助CFD数值模拟软件研究了RH精炼过程卷渣行为.研究发现,RH精炼过程20和30 min时,w([MgO])/w([Al2O3])为0.005～0.020,未发现MgO·Al2O3夹杂物;RH出站后夹杂物w([MgO])/w([Al2O3])为0.3～0.5,且RH精炼结束后MgO·Al2O3夹杂物占夹杂物总量的58.4％;另外,RH精炼过程钢液表面速度CFD模拟结果为0.57 m/s,大于临界卷渣速度0.45 m/s,且顶渣成分与夹杂物成分相近,存在卷渣现象.热力学计算表明,钢液与炉渣平衡时钢中w([Al])为0.31％～0.37％,w([Mg])为0.000 24％～0.000 28％,在MgO·Al2O3生成区域之内.减少RH处理过程卷渣,浇铸过程下渣及控制项渣和包衬相中MgO质量分数可抑制MgO·Al2O3夹杂物形成.
关键词:
镁铝尖晶石
,
无取向硅钢
,
热力学
,
Al脱氧
,
RH过程卷渣
李俊国
,
曾亚南
,
王树华
,
李守章
钢铁钒钛
采用金相观察、扫描电镜(SEM)、电子探针(EDS)和大样电解等手段,对20CrMnTi钢中非金属夹杂物的分布行为进行研究.结果表明:LF精炼促进非金属夹杂物的去除,但浇注过程存在吸气现象,造成铸坯中T[O]和[N]含量分别为18.53×10-6和46.94×10-6;铸坯中显微夹杂物体积率较高,为0.085%～0.11%;钢液和铸坯中显微夹杂物主要为氧化物、硫化物、硅钙和钙铝酸盐复合夹杂,是典型的脱氧和脱硫产物;中间包钢液和铸坯中大型夹杂物含量分别达到1.011 mg/kg和0.785 mg/kg,主要为SiO2类和硅铝酸盐复合夹杂,这些夹杂物中K2O和Na2O含量较高,是典型的含有结晶器保护渣成分的复合夹杂物.
关键词:
齿轮钢
,
20CrMnTi
,
二次氧化
,
大样电解
,
非金属夹杂物
,
体积率
唐国章
,
冯帅
,
曾亚南
,
李俊国
钢铁钒钛
doi:10.7513/j.issn.1004-7638.2016.02.020
以某厂50 t转炉及其四孔氧枪的结构和工艺参数为基础,采用fluent数值模拟方法,重点研究喷孔间距、枪位以及流股融合距离对变角和非变角氧枪射流作用下熔池有效冲击面积的影响规律.研究结果表明:随着枪位的提升,射流对熔池的有效冲击面积将呈现先增加后降低的趋势,从有效冲击面积的角度考虑,应将枪位控制在最大有效冲击面积对应的枪位以内;流股融合距离对于熔池的冲击面积影响显著,融合距离越长,流股中心线与氧枪轴线的偏移越大,射流对熔池冲击形成的凹坑面积越大;随着喷孔间距的减小,射流对熔池的有效冲击面积逐渐减小;喷孔间距越大,射流速度的波动性越大,减小喷头的喷孔间距可以使速度更快趋于稳定;变角氧枪的有效冲击面积值明显大于非变角氧枪.
关键词:
转炉
,
数值模拟
,
冲击面积
,
喷孔间距
,
枪位
,
融合距离
