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采用铁水+废钢-120 t转炉-LF-RH-410 mm×530 mm大方坯连铸-步进式加热炉-750轧机轧制-退火的流程生产规格Φ115~250 mm 18CrNiMo7-6(/%:0.15~0.19C,0.25~0.40Si,0.40~0.60Mn,1.50~1.80Cr,1.40~1.70Ni,0.25~0.35Mo,≤0.020P,≤0.020S,0.020~0.040Al,0.0100-0.0200N)。通过控制出钢预脱氧和合金化,深真空时间≥15 min,软吹氮气,控制中间包钢水过热度,拉速0.48 m/min,全过程Ar气保护,连铸M-EMS和F-EMS,轧制后退火等工艺措施,生产的产品宏观夹杂物检测含量≤20mm/dm3,碳中心偏析指数≤1.10,晶粒度≥7级,钢材各项指标满足协议要求。 相似文献
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通过计算铁素体形核孕育期和形核率探讨了等温温度对带状组织的影响机理,并观察了齿轮钢SAE8822H(/%:0.22C、0.20Si、0.98Mn、0.60Cr、0.46Ni、0.36Mo)在管式炉经930℃10 min降至703~579℃等温1h空冷,或710~570℃等温处理2 h炉冷后钢中带状组织演变。结果表明,贫、富溶质区铁素体形核孕育时间差和铁素体形核率差异是造成等温转变时产生带状的原因;等温温度降低时,贫、富溶质区的孕育期时间差缩短,相对形核率减少,带状减轻;齿轮钢SAE8822H在570℃等温可使带状组织消失,这时相对形核率为6.3%。 相似文献
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GCr15轴承钢(/%:0.95~1.05C,0.20~0.30Si,0.30~0.40Mn,1.40~1.50Cr)300 mm×400 mm连铸坯的生产流程为120 t BOF-LF-RH-CC-连轧至Φ60 mm材。生产试验了连铸坯1 180~1 260℃高温扩散时间4.5~24 h对Φ60 mm热轧材碳化物带状的影响。结果表明,随保温时间的增加,热轧材带状级别降低,当保温时间为4.5~6.5 h、6.5~10 h和≥13 h时,Φ60 mm材的带状级别分别达2.5级、2.0级和1.5级。可根据不同带状级别要求,设定相应的保温时间。 相似文献
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采用铁水+废钢-120 t转炉-LF-RH-410 mm×530 mm大方坯连铸-步进式加热炉-750轧机轧制-退火的流程生产规格Φ115~250 mm 18CrNiMo7-6(/%:0.15~0.19C,0.25~0.40Si,0.40~0.60Mn,1.50~1.80Cr,1.40~1.70Ni,0.25~0.35Mo,≤0.020P,≤0.020S,0.020~0.040Al,0.010 0-0.020 0N)。通过控制出钢预脱氧和合金化,深真空时间≥15 min,软吹氮气,控制中间包钢水过热度,拉速0.48 m/min,全过程Ar气保护,连铸M-EMS和F-EMS,轧制后退火等工艺措施,生产的产品宏观夹杂物检测含量≤20 mm/dm~3,碳中心偏析指数≤1.10,晶粒度≥7级,钢材各项指标满足协议要求。 相似文献
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针对30CrNiMo(/%:0.30C, 0.85Mn, 0.25Si, 0.015P, 0.008S, 0.96Cr, 0.43Mo, 0.78Ni, 0.025Al)高强度钢调质棒材冲击功不稳定的问题,根据DOE试验设计方法,对运用该钢正火温度(870~910℃)、奥氏体化温度(830~870℃)两项因子、三水平的试验方案快速寻找到提升冲击功的最佳工艺组合。对比检测结果发现30CrNiMo钢正火温度越高,淬火后组织晶粒度级别越小,对应冲击功越小。运用Minitab工具制作出冲击功响应晶粒度的拟合公式即:21℃纵向冲击功(J)=27.11+7.751×晶粒度(级)。30CrNiMo钢最佳工艺组合为870℃正火+850℃奥氏体化,其冲击功为106 J。 相似文献
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针对黄土载荷浸水情况下水分运移和湿陷变形会产生相互影响,构建一维情况下考虑二者相互影响的水分入渗和增湿变形计算模型,并给出确定模型参数的方法。为验证模型的可靠性,采用自制一维土柱渗透仪进行兰州重塑黄土一维载荷浸水试验,通过室内单元试验获取模型参数,应用模型对载荷浸水试验中水分入渗过程和湿陷变形过程进行预测,对比了预测值和实测值,并对模型参数进行分析和反演。结果表明:建立的模型能合理预测随压力增加浸润锋前进速率降低的规律,并能准确预测湿陷变形随浸润锋深度的变化;考虑到端部绝对饱和区、大孔隙流以及模型中的假定,反演了等效饱和体的饱和渗透系数和锋面吸力水头,反演的参数分别与单元试验所确定的参数在随压力的变化规律上相同、数值上相近,说明模型具有合理性,反演的参数为模型的应用提供了参考依据。 相似文献