熔渣的氮容量及氮在渣气和渣钢中的分配

用铂坩埚测定了熔渣氮容量,在大气条件下,测得（质量分数／％）１０ＣａＯ－３３ＢａＯ－４９Ａｌ２Ｏ３－８ＴｉＯ２和５４ＣａＯ－２１Ａｌ２Ｏ３－６ＭｇＯ－６ＳｉＯ２－１３ＣａＦ２２种渣系的氮容量分别为１０＾－６和１０＾－５次方数量级,采用氧化镁坩埚测定了氮在钢与炉外精炼常用渣之间的分配系数。     

CAS-OB钢水同时降低[Al]_s,[O]和T.O的实验研究

为防止常规ＣＡＳ－ＯＢ铝热法精炼钢水时［Ａｌ］ｓ和Ｔ［Ａｌ］过高而导致连铸时中间包水口 堵塞,对用Ａｌ－ＣａＯ处理钢水进行了实验结果表明：用Ａｌ－ＣａＯ脱氧能够同时降低钢中溶解氧、 总氧（１０×１０－６～３０×１０－６）和酸溶铝量（７×１０－６～１２×１０－６）,并能控制钢中夹杂物的形态、数量和分布．     

钢包精炼渣成分的最优化

本文用正交设计方法对用于钢包精炼的ＣａＯ－ＳｉＯ２－Ａｌ２Ｏ３－ＭｇＯ－ＣａＦ２渣系成分进行优化，试验表明影响炉渣泡沫稳定性能的因素依次为碱度，ＣａＦ２，Ａｌ２Ｏ３和ＭｇＯ的含量，最佳的精炼渣组成为：ＣａＯ３９．３％，ＳｉＯ２１９．７％，Ａｌ２Ｏ３２５％，ＭｇＯ６％，ＣａＦ２１０％（Ｂ＝２）     

CaO－Al_2O_3－SiO_2熔渣的作用浓度计算模型

根据相图和炉渣结构的共存理论，推导了ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２渣系作用浓度的计算模型，计算的ＮＣａＯ和ＮＳｉＯ２与相应的实测αＣａＯ和αＳｉＯ２基本符合，从而证明所得模型可以反映本渣系的结构本质。与此同时，还发现生成正硅酸盐（２ＣａＯ·ＳｉＯ２）的碱度因Ａｌ２Ｏ３的增加而变大的事实和本渣系有∑ｎ较小的活跃部分。     

Al_2O_3-SiC-C砖基质组成对抗渣性影响

分析了Ａｌ２Ｏ３ＳｉＣＣ砖基质组成对抗渣性影响。实验结果表明,以莫来石为基质的Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＣ－Ｃ砖,其抗渣性优于以刚玉为基质的制品,并用ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２三元系统相图给予了解释。     

石墨还原CaO－SiO_2－Al_2O_3－FeO熔渣过程中泡沫化行为

石墨还原ＣａＯ－ＳｉＯ_２－Ａｌ_２Ｏ_３－ＦｅＯ熔渣过程中泡沫化行为黄宗泽，肖兴国，肖泽强，ＳＤ辛格在１４４０～１５３０Ｃ，通过Ｘ射线装置观测了石墨活原ＣａＯ－ＳＩＯ；－ＡＩ。Ｏ。－ＦｅＯ＄渣（ＣａＯ）／ＳＩＯ。一０·７５～１·５）中ＦｅＯ反应过程中?..     

ZnCl2与POM的合成和结构

ＺｎＣｌ２与ＰＯＭ生成１：２加成物「Ｚｎ（ＰＯＭ）２Ｃｌ２」，Ｃ１２Ｈ１２Ｃｌ２Ｎ４Ｏ６Ｚｎ，晶体必三科晶系，空间群为Ｐ１，晶胞系数为ａ＝１１．７５５（１１）×１０＾－１０ｍ，ｂ＝１２．３５７４（７）×１０＾－１０ｍ，ｃ＝６．５９２（４）×１０＾－１０ｍ，ａ＝１０２。７３２（５）°，β＝９２．０７４（６）°，γ＝１１０．１２４（６０°，Ｖ＝８７６．２×１０＾－３０ｍ，ＭＲ＝４４４．５３，ｚ＝２，ｄ     

CaO—Al2O3—SiO2熔渣的作用浓度计算模型

根据相图和炉渣结构的共存理论，推导了ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２渣系作用浓度的计算模型，计算的ＮＣａＯ和ＮＳｉＯ２与相应的实测αＣａＯ和αＳｉＯ２基本符合，从而证明所得模型可以反映本渣系的结构本持。与此同时，还发现生成正硅酸盐（２ＣａＯ．ＳｉＯ２）的碱度因Ａｌ２Ｏ３的增加而变大的事实和本渣系有Σｎ较小的活跃部分。     

氮在渣—钢间传质的系数的测定

使用Ａｌ２Ｏ３坩埚在真空感应炉内测定了１６００℃时氮在含Ｃ还原渣和钢液之间的总传质系数βｏ。研究表明，βｏ与气相中氮分压ＰＮ的大小有关，随着ＰＮ的增加βｏ增大。由物料平衡计算得出，在本实验条件下，βｏ为３．７×１０＾－４ｃｍ／ｓ。     

CaO-MgO-CaF2-Al2O3-SiO2五元渣系粘度的计算模型

依据炉渣结构的共存理论和五元渣系ＣａＯ－ＭｇＯ－ＣａＦ２－ＳｉＯ２－Ａｌ２３在不同温度和成分下的实测粘度值,制定了本渣系的作用浓度和粘度计算模型,计算结果符合实际,证明计算模型可以反映ＣａＯ－ＭｇＯ－ＣａＦ２－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２渣系的实际结构与粘度、结构单元的作用浓度及温度之间的正确关系。     

连铸过程中钢液增氮影响因素的试验研究

研究了中包覆盖剂及连铸结晶器保护渣对82B及35K钢液吸氮的影响,结果表明:只要连铸钢液与大气接触就会增氮;熔点高于连铸钢液温度的中包覆盖剂不利于防止钢液吸氮;在同样的条件下,35K钢液吸氮量比82B大.     

洁净钢生产中氮含量的控制

从氮在钢液中的危害出发,结合唐钢二钢轧厂PC钢冶炼情况,分析了PC钢BOF—LF—CC过程中钢液增氮的影响因素,提出减少钢液增氮的措施。     

含氮316L不锈钢氮合金化工艺研究

在常压和真空条件下研究了温度与氮分压对316L不锈钢中氮溶解度的影响,钢中氮的溶解度随着温度的降低而升高,随着氮分压的增大而增大.建立了316L不锈钢氮溶解度热力学计算模型,不同吹氮条件下氮溶解度实测值与热力学模型计算值较吻合.在1773～1873K条件下,生产控氮型316L不锈钢,氮分压要控制在6～28kPa以上;生产中氮型316L不锈钢,氮分压要控制在22～101kPa以上.常压下吹氮10min,钢液含氮量即可超过0.10%.     

密封罩吹氩喷粉过程钢液脱氮模型

通过理论计算和试验，建立了密封罩吹氩喷粉过程钢液脱氮模型，模型计算与实测值符合较好。结果表明，影响钢液含氮量的主要因素为钢液面氮分压及吹氩量，密封罩喷粉工艺可以较好地解决喷粉过程钢液的增氮问题。     

低碳含硼钢中BN的析出行为

以硼质量分数为0.0045%、氮质量分数为0.0039%的低碳含硼钢为研究对象,通过对实验钢在凝固过程中BN析出和长大的热力学与动力学进行分析,并结合实验研究了冷却条件对BN析出与长大行为的影响.结果表明：由于溶质元素B和N在凝固前沿的微观偏析,只有当凝固前沿的固相率大于临界值0.981时,BN才能在凝固前沿析出;在凝固前沿随着固相率的增加,B和N均具有明显的偏析.当固相率接近于1时,硼在剩余液相中的实际含量远高于氮元素的含量,氮的扩散是BN长大的限制性环节;钢液冷却速率的变化对B和N元素的偏析无显著影响,而生成BN的尺寸随着钢液冷速的增加而显著减小.     

等离子体熔炼含氮合金钢研究

在敞口镁砂坩埚内，采用金属水冷非转移弧和石墨转移弧等离子体，以氮、氩、氧等混合气体为氮合金化元素，冶炼含氮的铬锰镍合金和不锈钢，在３０ｍｉｎ内，不锈钢中含氮达０．１５％￣０．３０％，代镍可达２％￣６％。分析钢液氮合金化的热力学，动力学条件，研究化学吸附和电吸附氮的现象，提出了强化扩散和对流扩散，加速钢液吸氮速度，提高钢液氮含量的工艺条件。     

超低碳铝镇静钢冶炼过程氮含量的控制

针对企业冶炼超低碳铝镇静钢过程中增氮量高、波动大及控制不稳定的问题,采用工艺数据统计和现场取样的手段,系统梳理了冶炼过程钢液脱氮和增氮的主要环节和影响因素.转炉脱碳期和真空处理是脱氮的主要环节,碳氧期的总脱碳量高则终点氮含量低;转炉底吹N2/Ar切换点在吹炼70%以前对终点氮含量影响不大;VD在无氧条件下脱氮有利,RH则在有氧条件下脱氮有利.控制钢中溶解氧>200×10-6则出钢过程增氮可控制在5×10-6以下;炉料的氮带入是真空精炼环节增氮的重要因素,最高达11×10-6;采用密封垫+吹Ar的保护方式,增氮量最低为1×10-6.     

BOF--LF--CC生产SWRH82 B硬线钢的洁净度研究

采用系统取样与实验室综合分析,对BOF-LF-CC工艺生产的SWRH82B钢洁净度衍变规律进行研究。结果表明,钙处理后钢中T[ O]和显微夹杂物数量显著下降,轻微增氮;浇铸过程增氧增氮严重;铸坯中<5μm显微夹杂占97%,主要是棱角分明的纯Al2 O3夹杂,球状复合氧化物与CaS和MnS的复合夹杂,简单氧化物或氮化物与MnS的复合夹杂;LF精炼后钙处理,脱氧显著,但使得铸坯中出现很多Al2 O3硬性夹杂,对SWRH82B盘条质量造成严重的危害;中间包结构不合理,卷渣、内衬侵蚀和二次氧化严重,连铸过程钢液洁净度下降。     

不锈钢熔体中氮溶解度的热力学计算模型

在实验研究和前人研究工作的基础上,建立了一个新的不锈钢熔体中氮溶解度与体系温度、氮分压和合金成分的热力学计算模型,在该模型中引入了氮分压对氮活度系数的作用系数.该模型的计算结果与实验值吻合很好.基于该模型的计算结果,讨论了氮分压、温度、合金成分对不锈钢熔体中氮溶解度的影响规律.在压力较高(大于0.1 MPa)特别是合金元素较高的不锈钢熔体中,氮分压与氮的溶解度关系不符合Sievert定律.在一定氮分压下,温度对不锈钢熔体中氮溶解度的影响取决于合金体系的化学成分.在常压(氮分压为0.1 MPa)下,20%Cr-20%Mn的合金体系在1 873 K可获得氮质量分数为0.8%的高氮无镍奥氏体不锈钢.     

具有液氮和蒸发氦气冷却屏的液氦容器的最佳热设计—能量优化法

本文提出了一种液氦容器最佳热设计的方法,它适用于利用液氮和蒸发的氦气冷却支撑和多层绝热的液氦容器。用以确定热交换器在支撑上和多层绝热间的最佳位置,可使液氮机和液氦机所消耗的总能量为最小。采用的优化方法是拉格朗日乘数法。并进行了归一化处理使得出的结果能适用于不同效率的液氮机和液氦机以及不同大小的杜瓦。对具有不锈钢支撑和环氧玻璃纤维支撑的液氦容器分别进行了计算,其计算结果用曲线表示,可便于设计者使用。