镁处理对40Cr铝镇静钢中夹杂物的影响

 为了探究镁处理对40Cr铝镇静钢中夹杂物的影响,在120 t钢包内进行了镁处理工业试验。采用FactSage热力学软件计算了在试验炉钢水成分条件下夹杂物的稳定区域图,镁处理夹杂物的改质路径为Al₂O₃→Al₂O₃+MgO·Al₂O₃→MgO·Al₂O₃→MgO+ MgO·Al₂O₃→MgO+MgS;结合金相显微镜和ASPEX-explorer自动扫描电镜分析了镁对40Cr铝镇静钢中夹杂物的形态、尺寸及成分的影响。结果表明,镁处理后,铸坯中夹杂物尺寸及数量较未加镁的试样有明显减少,尺寸主要分布在0～3 μm,夹杂物密度和夹杂物的长宽比明显减小;钢中夹杂物等效直径为0～3 μm的比例大于未添加镁的,这说明镁处理对40Cr铝镇静钢中夹杂物有弥散化及形貌控制的效果。镁处理后的40Cr铝镇静钢中夹杂物主要为MnS包裹MgO·Al₂O₃为核心的复合夹杂物,而对比炉钢中夹杂物主要为MnS、Al₂O₃-MnS以及钙铝酸盐类夹杂物。     

高铝钢中钙处理对非金属夹杂物特征的影响

 为了研究高铝钢中钙处理量与夹杂物特征的关系,通过SEM EDS检测了钢中夹杂物形貌和成分,并结合图像处理软件、体视学等方法统计了夹杂物三维尺寸分布、夹杂物间距和夹杂物分布等参数。结果表明,钙处理高铝钢中夹杂物主要有Al2O3 CaO (CaS)复合夹杂物和AlN等两类夹杂物。高铝钢中钙质量分数由0.000 4%增加到0.002 4%时,夹杂物的平均尺寸由2.5减小到1.8 μm,夹杂物数量是原来的2倍,夹杂物平均间距由95减小到72 μm。通过FactSage热力学计算讨论了冷却过程中夹杂物成分的演变过程,计算结果与试验结果相符。最后根据夹杂物形核计算讨论了夹杂物特征与形核尺寸的关系以及高铝钢中夹杂物分布的影响因素。     

SWRCH22A冷镦钢凝固冷却过程中非金属夹杂物的变化

非金属夹杂物类型、数量、尺寸、形貌对SWRCH22A冷镦钢开裂有重要的影响。为了研究SWRCH22A冷镦钢凝固冷却过程中非金属夹杂物的转变,通过Aspex夹杂物自动分析仪对连铸过程钢中非金属夹杂物类型、数量、尺寸、形貌进行观察。研究发现,实际生产中,中间包钢液中夹杂物主要为Al_2O_3-CaO类夹杂物,而铸坯中夹杂物主要为MgO-CaO-Al_2O_3-CaS夹杂物,连铸过程中夹杂物从Al_2O_3-CaO转变为MgO-CaO-Al_2O_3-CaS。铸坯中夹杂物数密度和面积分数小于中间包中夹杂物数密度和面积分数。此外,通过FactSage热力学计算软件计算了SWRCH22A冷镦钢凝固冷却过程中夹杂物的转变相图和成分,为连铸过程钢中夹杂物的转变提供理论解释。     

国内外23CrNi3Mo钎具钢洁净度的差异

通过国内外23CrNi3Mo钎具钢的洁净度对比，找出在冶金环节上与国外钎具钢的差距，并对国外钎具钢中夹杂物的生成机理进行了理论热力学计算。结果表明，国外钎具钢的洁净度较高，易偏析元素砷、磷等含量远低于国内钎具钢；夹杂物的类型主要以单独的Mg Al O类夹杂物和Mg Al O外包裹MnS类夹杂物为主，夹杂物的尺寸主要为0～3 μm；纵截面上MnS夹杂物具有很明显的拉长现象，且具有很好的熔断效果，宽度为1 μm左右，纵横比为3～6。国内钎具钢中夹杂物主要为单独的Mg Al O类夹杂物和Mg Al O外包裹(Ca,Mn)S类夹杂物，尺寸以3～6 μm为主；纵截面上，单独的(Ca,Mn)S沿轧制方向几乎不变形。热力学计算表明，MnS类夹杂物的两次析出是导致Mg Al O类夹杂物的包裹率达到70%、复合类夹杂物尺寸较小的主要原因。     

高速重轨钢中尖晶石夹杂物的形成及控制

 高速重轨钢采用无铝脱氧工艺,但是钢中常发现大颗粒纯的MgO-Al₂O₃夹杂物,严重影响产品质量。为了明确高速重轨钢中尖晶石夹杂物的来源,进一步控制重轨钢中夹杂物,通过对重轨钢拉伸断口进行分析,结合水口结瘤物分析、热力学计算及典型夹杂物分析,系统研究了高速重轨钢中尖晶石夹杂物的形成机理。结果表明,重轨钢中的尖晶石夹杂物分为单独存在的尖晶石和钙铝酸盐包裹的尖晶石两类。其中钙铝酸盐包裹的尖晶石为CaO-SiO₂-Al₂O₃-MgO复合夹杂物在降温冷却过程中析出,析出温度与夹杂物中Al₂O₃和MgO质量分数有关;单独存在的小尺寸尖晶石夹杂物为钢液凝固冷却过程中析出,与钢液成分有关。此外,研究还表明,水口结瘤也是重轨钢中出现大颗粒镁铝尖晶石夹杂物的重要原因之一。因此,严格控制合金辅料中Mg、Al_s等杂质元素质量分数,防止钢液发生二次氧化、降低耐火材料侵蚀等,尽可能降低夹杂物中的Al₂O₃和MgO质量分数,对控制重轨钢中尖晶石夹杂物,提高产品质量至关重要。     

镁钙处理对车轮钢中夹杂物及疲劳性能的影响

在250 t钢包内对某车轮钢分别进行了镁、钙处理,探讨了夹杂物特征对钢疲劳寿命的影响,得出如下结论:镁处理、钙处理钢中T.O含量变化不大,均在0.0025％以下,但镁处理钢氮含量比钙处理钢普遍要低;钙处理精炼结束后钢中典型夹杂物主要为铝酸钙和(Ca,Mn)S,而镁处理钢中主要为尖晶石—铝酸钙复合夹杂物、尖晶石—硫化钙包裹型复合夹杂物,夹杂物尺寸较钙处理明显减小;当外部应力大于470 MPa后,镁处理钢的疲劳寿命几乎都大于钙处理钢,由此证明镁处理对改善钢的疲劳寿命有一定的贡献.     

H08A焊丝钢夹杂物演变规律分析

为了提高H08A焊丝钢的拉拔性能和焊接性能,对该钢种全流程进行取样分析,利用扫描电镜观察夹杂物的形貌,统计数密度,利用夹杂物自动分析系统对夹杂物成分变化和成分分布进行分析,利用FactSage热力学软件分析夹杂物低熔点区域分布。结果表明,钢中全氧含量可间接反映出夹杂物数密度水平,若没有LF精炼和中间包保护浇铸,铸坯中全氧很难达到要求的0.005%。夹杂物类型主要是硅锰铝氧化物的复合夹杂物,脱氧合金化后,夹杂物成分趋于稳定,大尺寸夹杂物多为MnO-SiO₂-Al₂O₃,尺寸最大达到70 μm。钙收得率不高,在夹杂物中没有发现典型钙氧化物夹杂物。夹杂物主要是球形,大尺寸夹杂物总量较多,中间包和铸坯中80 μm以下大尺寸夹杂物占比较小,80 μm以上大尺寸夹杂物占比为87.6%~87.9%。     

20CrMnTi齿轮钢冶炼全流程的夹杂物分析

为明确冶炼过程齿轮钢中非金属夹杂物的演变行为,实现齿轮钢中夹杂物特性的有效控制和提高产品质量,以20CrMnTi齿轮钢为研究对象,通过对LF-VD-CC工艺齿轮钢生产过程的取样分析,利用扫描电子显微镜对冶炼过程不同阶段的夹杂物成分、形貌、尺寸和数量等特性进行系统分析研究。结果表明,LF进站时,夹杂物主要为脱氧产物Al₂O₃-(MnS)和少量的镁铝尖晶石夹杂物;LF化渣后至精炼末期,由于渣/钢反应和耐火材料侵蚀带入的MgO和CaO等,导致夹杂物转变为Al₂O₃-MgO-MnS-CaS和Al₂O₃-MgO-CaO;VD精炼过程中夹杂物的类型基本不变,但从VD破空到铸坯过程,Al₂O₃-MgO-CaO夹杂物基本消失,试样中的夹杂物类型主要为Al₂O₃-MgO-MnS-CaS和TiN-MnS夹杂物。     

硅锰脱氧55SiCr弹簧钢中镁铝尖晶石的形成及演变

 某钢厂生产的55SiCr弹簧钢采用硅锰脱氧工艺,但在其冶炼过程中存在大量尖晶石类夹杂物,对最终产品的性能十分不利。尖晶石等硬、脆性夹杂物是弹簧在服役过程中疲劳断裂的主要因素之一,因此为明确弹簧钢中该类夹杂物的来源,进而控制并去除钢中非金属夹杂物,通过夹杂物自动分析、扫描电镜和能谱分析等手段,结合FactSage热力学计算分析了55SiCr弹簧钢冶炼过程夹杂物的演变及主要夹杂物的形成机理。分析结果表明,LF精炼后钢中夹杂物数量大幅上升,且其平均成分偏向SiO₂-Al₂O₃-CaO三元相图中高熔点区域;夹杂物主要以SiO₂·Al₂O₃·CaO·MgO为主,多表现为钙铝酸盐包裹或半包裹尖晶石的复合夹杂物类形态,此外还有少量单独的尖晶石夹杂物存在于钢中。对于上述夹杂物的形成及演变进行热力学计算,结果表明,钢液中Mg、Al含量上升将导致钢中析出大量尖晶石夹杂物,并与液态夹杂结合形成含镁复相夹杂物;同时,钢液成分的变化也会导致精炼过程生成的SiO₂·Al₂O₃·CaO·MgO类夹杂物中MgO、Al₂O₃含量大幅增加,在复合夹杂物内部析出尖晶石相。因此,为减少硅锰脱氧弹簧钢中尖晶石类硬脆性夹杂物的生成,需要严格控制钢中Mg、Al含量,尽可能降低夹杂物中MgO、Al₂O₃含量,以实现对弹簧钢中非金属夹杂物的塑性化控制。     

稀土-镁复合处理对GCr15轴承钢中夹杂物的影响

为了尽可能的去除钢中大颗粒的夹杂物, 在实验条件下通过向GCr15轴承钢中添加适量镁、稀土对夹杂物进行改性, 并利用Aspex夹杂物自动分析仪和扫描电镜对钢中改性后的夹杂物尺寸、类型、形貌等进行了观察、分析, 研究了稀土-镁复合处理对夹杂物的影响规律.研究结果表明, 对轴承钢中加入微量镁处理, 可将未进行镁处理钢中的MnS-Al₂O₃、MnS、Al₂O₃夹杂改性为以含硫、镁复合夹杂物为主, 同时包含少量Al₂O₃、镁铝尖晶石夹杂.进一步采用稀土-镁复合处理后, 钢中的夹杂物转变为主要以含Re-S-O夹杂物为主, Al₂O₃、MnS、镁铝尖晶石夹杂逐步消失, 且夹杂物成球状分布, 绝大多数夹杂物在5 μm以下.稀土-镁复合处理轴承钢后, 10 μm以上的大颗粒夹杂物大大降低, 钢中的夹杂物明显得到细化.钢中镁含量不变时, 随着稀土含量的增加, 大颗粒夹杂物比例明显下降.而在稀土含量相近的情况下, 增加钢中的镁含量也有利于大颗粒夹杂物的去除.稀土-镁的相互作用进一步促进了夹杂物的细化.      

Ca-Si线与FeS合金化模式对低碳结构钢硫化物形态的影响

通过10 kg感应炉研究了Ca-Si线与FeS加入次序对低碳结构钢(/%:0.16C,0.65Mn,0.25Si,0.034S,0.025P)硫化物形貌和切削性能的影响。以钢中非金属夹杂物变形处理为基础,采用Image Pro Plus软件对钢中夹杂物指标进行定量分析,得出采用先加入Ca-Si线后加FeS的合金化模式时,钢中夹杂物平均长度为12.3μm,单位面积上条状夹杂物与粒状夹杂物之比为64:41,而采用先加FeS后加Ca-Si线的合金化模式,钢中夹杂物平均长度为9.9μm,单位面积条状夹杂物与粒状夹杂物数量之比为52:53,且钢样的切削性能较先加Ca-Si线模式好,因此先加FeS后加Ca-Si线的合金化工艺有利于控制钢中硫化物形态。     

EAF-LF (VD) -HCC流程生产钻杆管用钢26CrMoNbTiB的洁净度

26CrMoNbTiB钢由45 t EAF-LF(VD)-Φ80～180mm管坯HCC流程冶炼。该钢各工序的洁净度试验结果表明,LF-VD后钢中氧含量为(8～18)×10^-6,平均夹杂物数量最低为2.31个/mm²,连铸坯平均夹杂物数量为3.66个/mm²,≥50μm大型夹杂物平均含量为4.08 mg/10 kg。加强钢包到中间包长水口的密封保护和采用钢包下渣检测装置,提高中间包容量和采用挡渣墙是进一步提高铸坯洁净度的关键工艺措施。     

F45MnVS非调质钢中硫化锰夹杂物特性控制的研究

分析了改进前120 t LD-LF-RH-240 mm×240 mm CC工艺生产F45MnVS非调质钢中硫化物夹杂形貌、尺寸、数量密度等特性。通过采取以下改进措施：(1)转炉出钢过程脱氧铝锭加入用环绕钢液冲击区域分时段、分批次方式;(2)使用不含有MnS夹杂物的低碳低硫锰铁等合金辅料;(3)LF精炼过程S线喂入分批次加入等。试验结果表明：改进工艺后,LF、RH、中间包、铸坯以及轧材所有钢中硫化物夹杂的尺寸均有所降低,铸坯边缘、铸坯1/4处以及铸坯中心的大尺寸(>5μm)夹杂物数量密度分别由改进前的35、83、51个/mm²下降至改进后的24、57、39个/mm²,降幅分别达到31.43%、31.33%、23.53%。改进后轧材中细系和粗系夹杂物评级均有所改善,夹杂物长宽比为0～3的比例由改进前的63.07%增加至改进后71.23%。     

低碳铝脱氧20钢钢水洁净度控制研究

为了研究120 t BOF-LF-RH-160 mm×160 mm坯CC工艺生产的铝脱氧20钢（/%:0.13～0.23C,0.17～0.37Si,0.35～0.65Mn,≤0.035P,≤0.035S,0.020～0.050Al）中非金属夹杂物的控制技术,对LF精炼过程中脱氧剂加入时机进行调整,并对精炼过程中非金属夹杂物类型与夹杂物数量进行分析。结果表明,转炉出钢后采用铝块脱氧,LF精炼进站非金属夹杂物主要为Al₂O₃,精炼结束前部分夹杂物由Al₂O₃转变为Al₂O₃·CaO,RH结束后非金属夹杂物密度3～4个/mm²,铸坯氧含量（7.48～8.18）×10^-6;而转炉出钢后采用硅锰进行脱氧,精炼结束前采用铝线,精炼过程中夹杂物主要为MnO·SiO₂,CaO含量小于5%,精炼结束非金属夹杂物控制为Al₂O₃,RH真空处理后,非金属夹杂物密度小于1.5个/mm²,铸坯氧含量（4.94～5.53）×10^-6。因此,针对采用“BOF-LFRH-CC”工艺流程生产的含铝钢,提出精炼结束前将非金属夹杂物控制为Al₂O₃,同时运用RH真空高效去除夹杂物,以提高钢水的洁净度。     

120 t LF精炼过程搅拌强度对Q195低碳钢中大尺寸夹杂物数量的影响

采用"120 t BOF→LF→Ca处理→160 mm × 160 mm CC"工艺生产的Q195钢。示踪检验得出,当LF精炼过程氩气流量在300～600 L/min时,50 × 400 mm²检验面积中,铸坯中≥27 μm大尺寸夹杂物31个,主要来源于LF精炼渣卷渣、钙处理生成的CaS、水口内壁材质剥落和钢中内生大尺寸钙铝酸盐夹杂物,其中由LF精炼渣卷渣形成的大尺寸夹杂物所占比例为29.1%。通过精炼全程将氩气流量由300～600 L/min降低至100 L/min,发现可以显著降低精炼渣卷渣形成的大尺寸夹杂物数量,同样的检测面积≥27 μm夹杂物降至19个。     

35 t三流不对称中间包流场的物理数学模拟和应用

以钢厂三流不对称GCr15钢320 mm×480 mm方坯连铸35 t中间包为研究原型,采用1:3水模型试验和数值模拟相结合的方法研究不同控流装置对中间包内流场的影响,优化中间包内流场,并得到最优的导流墙结构。结果表明,原型中间包各水口滞止时间很小,死区比例达到39.68%;增加优化后的Y型导流墙后,滞止时间增大了29.51 s,死区比例减小了15.54%,且各水口一致性较好。通过GCr15轴承钢现场试验发现,中间包优化后钢水T[O]由优化前的19.3×10^-6~26.3×10^-6平均值22.7×10^-6降低至9.5×10^-6~17.2×10^-6,平均12.3×10^-6;铸坯中夹杂物由12.0~15.3个/mm²降低到6.8~8.4个/mm²,>1.25μm夹杂物明显降低。     

旋流钢包长水口对夹杂物碰撞聚合影响的数值模拟

摘要：与传统钢包长水口进行对比,通过改变钢包长水口的结构以实现钢液的旋转,并研究钢液旋转对夹杂物碰撞聚合的影响。运用ANSYS软件并结合所述的模拟条件,利用PBM模型模拟了旋流钢包长水口内钢液旋转时夹杂物的碰撞聚合情况,通过正交试验得出夹杂物碰撞聚合的最佳参数组合方案。结果表明：在钢包长水口内安装螺旋型旋流引导装置使钢液发生旋转,有利于夹杂物的碰撞聚合。在相同操作条件下,应用传统钢包长水口时夹杂物的平均直径由3.90μm增加到4.08μm,而应用旋流导轨个数为2个且分别旋转6周的旋流钢包水口时夹杂物的平均直径由3.90μm增加到4.21μm,夹杂物平均直径增长率最大。旋流钢包长水口的使用增加了夹杂物的碰撞概率,促进了夹杂物的聚合长大,有利于夹杂物去除率和钢液洁净度的提高。     

316L超低碳奥氏体不锈钢超细丝原料生产实践

采用1 t 3相有衬电渣炉-底吹氩精炼-铸φ90 mm棒-100 kg电渣重熔工艺流程成功地生产出满足生产φ0.018 mm超细丝洁净度要求的316L不锈钢原料（/%:≤0.03C、≤1.0Si、≤2.0Mn、≤0.035P、≤0.030S、16～18 Cr、12～15Ni、2～3Mo）。通过渣料为（/%）25CaF₂-25Al₂O₃-50CaO,3根纯铁自耗电极的熔炼过程逐步加铬铁、镍板和硅铁,获得要求的成分,并用AlSiMn合金和SiCa粉脱氧,底吹氩气搅拌,直接浇铸成φ90 mm铸棒,再经φ160mm电渣重熔炉精炼成100 kg锭。结果表明,电渣锭中总氧含量为（15～20）×10^-6,平均夹杂物含量为16.2个/mm²,95%夹杂物尺寸小于5μm,没有发现大于10μm的夹杂物,可满足生产超细不锈钢丝的要求。     

IF钢210 t RH精炼过程中调钛时机对洁净度的影响

通过在210 t RH精炼IF钢3个浇次的试验,采用扫描电镜详细研究了RH精炼过程中调Ti时机对IF钢洁净度的影响。结果表明,加Al后2、4、6 min调Ti,RH结束时钢液中的N含量平均分别为26.7×10^-6、23.6×10^-6、27.4×10^-6。当吹氧升温所耗氧气量在30~40 m³,RH到站氧平均为579×10^-6时,RH结束T［O］为70.3×10^-6,当吹氧升温氧耗量在75~90 m³,RH到站氧平均为669×10^-6时,RH结束T［O］为109.2×10^-6。随着加Al前氧活度增加,RH结束时T［O］总体呈增加趋势。加Al后6 min调Ti钢中5 μm当量直径夹杂物数量密度最低为9.32个/mm²,夹杂物数量密度最低。