一、CaF_2基五元渣系低熔点区化学组成的确定（论文文献综述）
李宏亮[1]（2021）在《DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究》文中指出近年来我国造船业迅速发展,对高端船板钢的需求与日俱增,船舶的大型化、高速化对船舶结构材料的要求也越来越高,要求同时具有高强度、良好低温冲击韧性、焊接性能以及防腐蚀性能的船体用结构钢。本文针对国内某企业DH36高强度船板钢出口检测时冲击性能达不到船级社标准,部分炉次的常温冲击功从89.5-209J之间波动,其他力学性能也不稳定的实际生产问题,结合团队前期对DH36力学性能与其中元素波动的数学模型的研究,在对钢坯内在质量和微观、宏观缺陷进行调研的基础上,利用冶金物理化学原理和金属学方法对冶金全流程进行系统分析研究,在满足国标的情况下对DH36化学成分、炼钢工艺、热轧工艺进行了全流程优化,获得了工艺稳定、性能优良的DH36产品;在低S、P含量（0.018-0.020%）范围对DH36船板钢的防海水腐蚀机理及超疏水锌镍合金镀层进行了研究,论文完成的主要研究工作如下:（1）通过金相及夹杂物分析、断口分析、扫描电镜等方法,结合生产工艺,分析了 DH36高强度船板钢冲击性能不合及大幅波动的原因,发现钢中夹杂物特别是硫化物夹杂是引起内部缺陷的主要诱因之一。在钢板中心产生的宽大贝氏体、马氏体、珠光体带状组织中发现C、Mn元素的富集、成分偏析产生的心部异常组织及条状MnS、氮化物等夹杂,它们与钢基体的界面成为裂纹源,在轧后冷却或矫直过程张应力作用下使钢板内部产生裂纹。结合本研究团队前期对大数据下得到的DH36中S、P和常规元素与冲击韧性等力学性能的数学模型,确定了高性能的DH36必须在LF精炼中将S含量脱到极低,而全流程P控制在0.018-0.020%,可以获得冲击韧性的极大值,并可大幅度降低C、Si、Mn、Al等元素的波动对冲击韧性等力学性能的影响。通过对改善炼钢工艺后得到的S含量0.0030-0.0060%的钢坯的研究发现,硫化锰的析出温度及硫化物、氮化物等夹杂物大小对冲击性能有较大影响,即使是尺寸较小的硫化锰夹杂也影响钢板内部组织的连续性,裂纹源容易在夹杂物的位置产生,在受外力冲击时微裂纹的扩大使钢的冲击性能降低。MnS在奥氏体固相区析出,S含量越低,MnS在奥氏体区析出温度越低,尺寸越小;研究发现高性能DH36化学成分优化原则为:低C、中Mn,Nb、V微合金化,控制Al、V含量在低限,控制超低含量的S及0.018-0.020%的P;连铸优化后的参数为:拉速0.95m/min、比水量0.5L/kg、过热度25℃。通过转炉、LF精炼及连铸全流程参数优化后,得到的DH36铸坯中心偏析明显降低、钢板带状组织所产生的裂纹消失,冲击性能和焊接性能显着提高,波动范围大大减小。（2）在Gleeble-1500热模拟试验机上测试了炼钢流程优化后获得的性能优良的DH36高强度船板钢的连续冷却转变曲线（CCT曲线）,对不同变形量及变形温度条件下单道次轧制后奥氏体再结晶百分比进行了测定,结合控轧控冷,得到的最佳终轧温度为800-820℃、冷却速度为5-7℃/s、终冷温度为690-710℃,钢板低温冲击韧性稳定提高,不仅达到了船级社标准,而且-40℃和-60℃的低温韧性远高于标准值。厚度30mm的DH36船板钢,在焊接热输入分别为15kJ/cm和50kJ/cm情况下,探伤结果都为1级,焊缝对接接头拉伸、弯曲冲击性能以及硬度试验通过了船舶材料验证要求,解决了焊接性能不稳定的问题。（3）根据离子-分子共存理论（IMCT）建立了转炉冶炼DH36船板钢CaO-SiO2-MgO-FeO-Fe2O3-MnO-Al2O3-P2O5-TiO2 九元渣系与钢液间磷分配比LP预报模型,在生产企业获取转炉冶炼DH36船板钢冶炼末期渣-钢成分的实际生产数据,验证了磷分配比预测模型用于冶炼DH36在控制磷含量的准确性。利用热力学理论证实了脱磷模型中关键参数NFtO的表征方程必须用“全氧法”,生产现场取得的数据也证实了理论表征方程的准确性,有力支撑了氧化脱磷模型的实施。由热力学模型得到的[%P]与lgLP,measured的关系,获取[%P]在0.018-0.020浓度区间所对应的DH36在转炉冶炼末期的1gLP为3.86-4.07,冶炼温度为T=1617-1634℃,相对应的终点渣的特性及成分范围为:二元碱度R2=2.5-3.5,（%MgO）=8-11.6,（%FeO）=11.9-13.8,（%Fe2O3）、（%MnO）、（%Al2O3）的成分对P的分配比影响不大。研究还发现渣中（%TiO2）含量小于1.0%时对lgLP影响不大,但在1.0-1.3%时,lg LP波动较大,其机理尚需进一步研究。利用IMCT理论建立了 DH36船板钢LF炉SiO2-Al2O3-CaO-MgO-MnO-TiO2-FeO七元渣系精炼脱硫的热力学模型,用30组工业数据验证表明,理论预测结果与实测数据吻合良好。研究发现,LS,Mgs对硫总分配比Ls的贡献很少,可以忽略不计;渣中MnO、TiO2含量以及精炼温度对硫分配比的影响不大。对硫的分配比影响最大的是炉渣碱度和钢液中氧含量[%O]（或炉渣中（%FeO）含量）,当炉渣碱度由2增加到6时,硫的分配比增加10倍;钢液中氧含量低于50ppm或精炼渣中（%FeO）<1时,硫分配比急剧增加。（4）模拟海水成分对所冶炼的低S、控P的DH36船板钢的腐蚀行为进行了研究,电化学极化曲线和阻抗谱（EIS）的结果表明,P含量控制在0.018-0.020%、S 含量分别为 0.0030%、0.0050%和 0.0060%的钢中,更低的0.0030%硫的DH36钢的耐蚀性最好,扫描电镜对试样的腐蚀形貌分析表明,钢表面为均匀腐蚀,引起腐蚀的主要因素仍然是低硫状态下形成的少量的MnS夹杂与周围铁基体形成的腐蚀微电池引起的,说明低S船板钢依然不能阻止海水的侵蚀,这就需要对船板钢的防腐方法进一步研究。（5）利用电化学沉积方法制备的锌镍合金镀层对DH36船板钢的腐蚀保护机制进行了探索性研究。发现在-0.8V和-1.0V较低电位下沉积,析出电势较高的镍离子优先析出,锌镍电沉积过程属于正常共沉积,沉积速度较慢,锌镍沉积层无法覆盖整个表面;在-1.2V较高电位沉积时,标准电极电势较低的锌快速析出,镍的沉积受到抑制,形成Zn（OH）2胶体膜,产生速度较快的异常共沉积,并形成致密的锌镍合金镀层,使得DH36的耐蚀性大幅提高;但在大于-1.4V更高电位下沉积时,也属于异常共沉积,形成较大沉积颗粒及较大孔洞,使得镀层的耐蚀性下降。（6）为了获得超级耐蚀船板钢,利用电沉积方法在DH36船板钢表面制备了微纳米结构的超疏水锌镍合金镀层,研究了电化学沉积时间对沉积层形貌、化学成分、晶体结构和润湿性的影响。经PFTEOS改性处理,发现沉积时间为3000s时,DH36表面形成了微纳米分层结构的锌镍合金镀层,其润湿性能从超亲水转变为超疏水,静态水接触角超过160°。在3.5%NaCl溶液中的极化曲线测试结果表明,所制备的超疏水锌镍合金镀层的耐蚀性相比于没有涂层的0.0030%低硫DH36船板钢提高32倍左右。这个研究为未来系统解决高端船板在海水中腐蚀问题带来了新的希望。
朴占龙[2]（2021）在《CaO-Al2O3-TiO2基高钛钢用保护渣开发及冶金特性研究》文中研究说明高钛钢具有高强度、耐腐蚀性和减少焊接飞溅等良好性能,使其在国内外得到广泛的发展与应用。但高钛钢在连铸过程中普遍存在结晶器钢-渣界面反应严重、铸坯表面质量差及连浇困难等问题,本文以此为出发点,开发非反应性的CaO-Al2O3-TiO2基新型高钛钢专用保护渣,同时,利用钙钛矿代替枪晶石发挥控制传热的作用,实现保护渣的无氟化。首先,从热力学角度分析保护渣中组元临界含量的关系,明确了保护渣中w（TiO2%）≥2%和w（SiO2%）≤5%时,不存在钢-渣界面反应。基于双膜理论,建立钢-渣界面反应动力学模型,确定钢中Ti、Si和保护渣中TiO2、SiO2均为钢-渣界面反应的限制性环节,其中Ti的影响最为显着,Ti含量在0.05～1.91%范围内,随其含量增加,钢-渣界面反应程度和反应平衡所需时间均增加,且模型的预测值和试验值较为吻合。运用FactSage7.3热力学软件和Scigress分子动力学软件模拟各组元对保护渣理化性能的影响。基于钢-渣界面反应行为、保护渣热力学和动力学的研究,初步拟定保护渣成分范围。其次,利用全自动熔点熔速测定仪、旋转粘度计、S/DHTT和红外发射系统全面地开展保护渣冶金特性的研究,进而系统地分析各组元对保护渣熔化特性、流变特性、结晶特性和传热特性的影响规律。结合BaO降低熔体中Al-O和Ti-O结构单元的聚合度的特点,将粘度控制在0.1～0.5Pa.s。同时,BaO解决了 CaO-Al2O3-TiO2基保护渣高熔点的难题,将熔点控制在1050～1100℃。基于大量试验数据,构建适用于CaO-Al2O3-TiO2基新型高钛钢专用无氟保护渣的熔化温度、粘度和转折温度的计算模型,三个模型均能够较好地预测保护渣的理化性能。运用Mo模型阐明保护渣在非等温结晶过程中的结晶机理。保护渣结晶控制环节均为界面反应控制。大部分晶体以恒定形核速率或恒定形核数量的两种方式形核,且以二维或三维方式生长。而TiO2和Li2O含量分别为16%和8%时,晶体以恒定速率形核,三维长大方式生长。结合保护渣传热特性的分析,上述晶体的生长方式能够有效的控制传热,钙钛矿能够替代枪晶石实现无氟保护渣控制传热的作用。利用DHTT双丝法揭示渣膜相态变化及结构分布,结晶器内渣膜中玻璃层、结晶层和液渣层的三层结构分层较为明显。随着结晶器内坯壳温度的降低,渣膜中玻璃层和结晶层的厚度增加,液渣层厚度降低。保护渣冶金特性的深入分析,为其开发提供可靠的试验数据和夯实的理论基础。最后,根据高钛焊丝钢ER70-Ti对保护渣性能的要求,运用CaO-Al2O3-TiO2基新型无氟保护渣的粘度计算模型和熔化温度计算模型,明确保护渣的成分范围:CaO/A12O3为0.8～1.2,TiO2含量为4～12%,SiO2含量为1～5%,BaO含量为5～15%,Na2O含量为6～10%,Li2O含量为1～4%,B2O3含量为6～10%,MgO含量为2～4%。将批量生产的高钛焊丝钢ER70-Ti专用保护渣应用于实际的工业生产,并取得较好的试验结果。
陈奎元[3]（2021）在《直接利用高炉熔渣制备铸石的技术基础研究》文中提出在冶金行业,冶金熔渣的高温余热利用、难利用冶金渣的大宗量消纳是当前绿色钢铁发展过程遇到的重要瓶颈之一。针对冶金熔渣余热利用与大宗高值利用的难题,本文采用熔渣“渣”-“热”耦合利用的技术路线,在利用熔渣余热直接熔化冷态改质剂的热量限制条件下,调整熔渣的成分和析晶性能,并采用熔渣冷却过程成核-析晶一步法（Petrurgic法）的热处理制度制备低成本大宗量的铸石人造石材。利用高温X射线衍射（XRD）、X射线荧光光谱分析（XRF）、场发射电镜（SEM）、差热分析仪（DTA）、Factsage等测试设备和分析软件,结合材料性能测试,分析了利用熔渣自身显热熔化改质剂的能力,系统研究了高炉渣、改质高炉渣及不同钛含量的高炉渣的析晶规律及其对铸石性能的影响关系;研究了超重力场中含钛高炉熔渣的高温析晶机理,进一步制备了熔渣铸石梯度材料;在此基础上,成功开展了吨级高炉熔渣铸石扩大规模试验验证。论文研究获得如下重要成果:（1）高炉熔渣冷却析晶的晶体生长方式属于表面析晶,主晶相为黄长石,力学性能差,需要通过组分调整改善其结构和性能。对高炉熔渣调质过程热平衡计算表明,以石英砂为改质剂,对于排渣温度为1500℃的熔融高炉渣,利用其自身显热能够熔解添加量为不大于10%的改质剂。（2）对分别配加10%的不同改质剂（石英砂、硼泥和金红石砂）的改质高炉熔渣析晶规律研究表明,氧化钛是一种性能较好的改质组分,其在熔渣冷却析晶过程起到两方面作用,一方面是高电负性的Ti4+将促进熔渣分相,形成富硅和富钛相,部分Ca2+进入富钛相,提高了剩余富硅相的硅钙比,为后续析出辉石提供了热力学条件;另一方面是富钛相会在高温下首先析出钙钛矿,为后续辉石等硅酸盐矿物析出提供了晶核,促进了熔渣的整体析晶。在配加10%金红石砂的改质渣中,不仅析出黄长石相,还析出辉石相和钙钛矿相;析晶过程从表面析晶转变为整体析晶,Avrami参数从原渣2.11和2.26转变为4.17和6.13。（3）对利用不同二氧化钛含量的含钛高炉渣制备铸石的晶相和性能关系的研究表明,过多的二氧化钛会析出大量钙钛矿,从而降低其力学性能;控制熔渣中氧化钛成分促进辉石析出,同时不析出过多的钙钛矿是制备性能良好铸石的关键。TiO2含量在11.50 wt%的中钛高炉渣铸石具有最佳的力学性能,其压缩强度为286 MPa,析出的晶相为辉石相、黄长石相和少量钙钛矿相。（4）提出了采用熔体高温超重力离心过滤分离手段来分析熔体高温析晶过程的实验方法。对含钛高炉熔渣在降温过程中进行固液超重力分离的实验表明,在超重力系数G=1000和1250℃下,含钛熔渣在超重力作用下能够分离获得过滤层内的钙钛矿为主的富钛相（24.44 wt%TiO2,TiO2回收率为75.98%）以及通过过滤层的剩余熔渣;剩余熔渣经热处理后形成铸石,具有致密的结构、辉石为主的矿相组成,以及更低的氧化钛含量（9.46%TiO2）和更优的力学性能（弯曲强度40.54 MPa）,进一步验证了氧化钛具有分相促进辉石析晶和作为晶核剂的作用机理。（5）利用熔渣高温析晶性能特点,采用超重力成型方法,制备了高钛高炉渣铸石梯度材料。研究表明,在熔渣冷却至1400℃时施加超重力（超重力系数G=1000）并继续冷却,此时熔渣粘度较小,析出的钙钛矿由于密度较大,在超重力作用下,逐渐向底层移动,使得底层钙钛矿含量最高,晶粒最大（长度约80 μm）;同时,熔渣中的气泡由于密度较轻,在超重力作用下逐渐向上移动,形成了孔洞数量自底层向上层逐渐增加的梯度分布,从而使得致密性和体积密度从底层向上层逐渐减小。中部下层的铸石样品具有合适的钙钛矿含量和致密度,其性能最佳,弯曲强度为35.9 MPa。本方法为制备该类梯度材料提供了一条新的途径。其中,形成钙钛矿类矿物富集到材料的一侧,有望最大程度的发挥其功能性效果。（6）吨级含钛高炉熔渣铸石的扩大规模试验表明,采用将熔渣直接冷却保温的Petrurgic工艺路线能够制备出性能良好的低成本铸石人造石材。大体积熔渣铸石在凝固及析晶区间保温和减少温差是关键环节。采用保温模具且经过缓慢冷却保温制备的吨级大体积铸石原石,经过切割后形成块状人造石材,其性能良好,具有39.31 MPa的弯曲强度,满足天然花岗石建筑板材标准要求。采用传统铸石工艺,利用辊道窑制备的大体积铸石板材（500×500 mm）经过1100℃析晶1 h和650℃退火1 h后热处理,具有优良性能,其压缩强度达到了 268MPa,弯曲强度达到了 56MPa,满足人工石材的性能要求,可批量化生产。
向兴[4]（2021）在《低碱度渣冶炼用钢包镁碳质耐火材料研究》文中研究指明低碱度渣具有氧化性高、黏度低、氧化镁溶解度高的特点,加剧了对镁碳质耐火材料的损毁,严重的时候会影响到钢厂的生产效率,导致耐火材料的用量增大,吨钢耐材消耗增加,砖残余厚度小,变质层厚,且废砖不容易回收利用。本课题针对现场钢种冶炼工艺,通过热力学软件模拟分析镁碳质耐火材料与低碱度渣反应特点,针对性的加入抗氧化剂、添加剂,对镁碳质耐火材料进行了物理性能测试和抗渣试验,主要得出以下结论:（1）选择抗氧化剂为碳化硅粉或者铝硅复合粉（Si/Al=1）的配方较好。（2）添加3 wt%的六铝酸钙的镁碳质耐火材料性能最好。六铝酸钙、方镁石相会与渣中Fe OX反应生成复合尖晶石,吸收熔渣中带铁离子,液相黏度增大,侵蚀能力降低。（3）添加3 wt%的富铝尖晶石的镁碳质耐火材料性能最好。颗粒表面形成一层复合尖晶石,使颗粒向渣中溶解模式由直接溶解变为间接溶解,阻止了熔渣的进一步侵蚀和渗透。
段生朝[5]（2021）在《电渣重熔大型IN718镍基合金铸锭合金元素氧化控制的基础研究》文中提出Inconel 718是一种典型的析出强化型镍基高温合金,由于其在923 K以上仍具有较高的强度、韧性和抗疲劳性能,已经被广泛地应用于航空航天和电力能源和国防军工等重要领域。Inconel 718合金中增加Al和Ti元素的含量有利于增加强化相γ’相Ni3（Al,Ti,Nb）和γ"相Ni3（Nb,Al,Ti）的体积分数,进而提高镍基合金高温下的机械性能。电渣重熔是一种重要的二次精炼技术,其目的是进一步提高金属纯净度、改善铸锭致密度和结晶组织,从而满足日益增加的对高性能合金的需求。然而,电渣重熔含有易氧化元素的合金时仍有诸多问题还未得到很好地解决。在渣-金反应界面上,镍基合金中易氧化元素如Al和Ti会与渣中不稳定氧化物如FeO、SiO2和TiO2发生强烈的化学反应,不可避免地导致电渣锭中Al和Ti含量沿着铸锭高度方向分布不均匀的现象。同时Inconel 718合金中硫元素的存在会在基体中形成硫碳化物M2SC和晶界位置形成低熔点Ni-Ni3S2化合物,因而恶化镍基合金高温机械性能。电渣重熔作为制备大型镍基合金的终端冶炼工艺,应当在冶炼过程中严格控制铸锭中Al和Ti元素的均匀分布和有害气体杂质的含量。本论文为解决电渣重熔Inconel 718合金过程中Al和Ti元素均匀化和合金纯净度控制问题,主要进行了以下三个方面的研究工作:（1）通过理论计算镍基合金中组元Al和Ti以及含氟炉渣中各个组元的活度,为找到控制电渣重熔Inconel 718合金Al和Ti元素氧化的热力学条件奠定基础;（2）通过热力学和实验分析,开发了适合电渣重熔Inconel 718合金的渣系;（3）通过多相反应动力学基本方程,建立了 Inconel 718合金脱氧和脱硫反应的动力学模型,为电渣重熔镍基合金脱氧和脱硫制度提供有价值的工艺参考。首先,本文参考合金相图和利用原子-分子共存理论（Atom and Molecule Coexistence Theory,AMCT）计算了不同温度下 Ni-Al、Ni-Ti 和 Al-Ti三个二元系全浓度范围内热力学活度,并与文献报道的实测值吻合较好。在忽略Ni-Al-Ti合金熔体中形成的三元复杂分子NixAlyTiz的情况下,计算得到了 1873 K下该合金熔体组元Al和Ti在富镍区域（xNi>0.9）的等活度线。基于Ni-Al、Ni-Ti 和 Al-Ti二元系混合焓△mixHm的 Redlich-Kister（R-K）参数,通过GSM、Toop、Kohler 和 Muggianu 模型得到1873K下Ni-Al-Ti 三元系富镍区域的混合焓△mixHm,Ni-Al-Ti与Ni的摩尔分数xNi的关系。结果表明:1873 K下当Ni的摩尔分数一定时,△mixHm,Ni-Al-Ti随Al/Ti比的增加而降低;当Al/Ti比值一定时,混合焓△mixHm,Ni-Al-Ti随合金中Ni的摩尔分数xNi的增加而增加。当xNi>0.9时,GSM模型与Toop、Kohler和Muggianu模型计算的结果吻合度很好,而xNi<0.9时,GSM模型计算的结果要略高于其它模型,这主要是由于Ni-Al-Ti合金熔体不满足正规溶液的性质所导致的。Ni-Al-Ti三元熔体热物理性质（粘度和表面张力）预报模型数据的准确性很大程度上依赖于合金熔体混合热力学数据（混合焓和过剩吉布斯自由能）的准确性。基于优化后的Ni-Al、Ni-Ti和Al-Ti的混合热力学性质,首先计算了 Ni-Al、Ni-Ti和Al-Ti熔体的粘度和表面张力。结果表明:Hirai模型适合计算Ni-Al系统的粘度,而Kaptay模型适合预报Ni-Ti和Al-Ti合金熔体的粘度;Butler模型适合预报Ni-Al、Ni-Ti和Al-Ti熔体的表面张力。Ni-Al和Ni-Ti熔体粘度分别在xAl=0.5和xTi=0.3出现了最大值。这是由于Ni-Al和Ni-Ti二元系分别在xAl=0.5和xTi=0.3处形成稳定金属间化合物NiAl和Ni3Ti,导致合金熔体分别在在xAl=0.5和xTi=0.3处发生短程有序现象引起的。Ni-Al-Ti三元熔体粘度ηNi-Al-Ti和表面张力σNi-Al-Ti具有相同的变化规律,当Al/Ni比一定时,ηNi-Al-Ti和σNi-Al-Ti随着Ni-Al-Ti中组元Ti含量的增加而增加;当合金中组元Ti的含量一定,ηNi-Al-Ti和σNi-Al-Ti随着Al/Ni的增加而降低。其次,热力学分析了1773 K至1973 K在给定Inconel 718合金中初始Ti含量和不同温度的条件下,合金中平衡的Al含量与炉渣成分和温度的关系,并用渣-金平衡实验进行验证。CaF2-CaO-Al2O3-MgO-TiO2渣中改变TiO2含量对于控制合金中Al和Ti含量影响最大,其次是Al2O3、CaO、CaF2和MgO。当温度为1773 K时,渣中TiO2含量为2.2%时,合金中的Ti元素发生氧化;渣中TiO2含量为10%时,合金中的Al元素发生氧化;渣中TiO2含量为4.26%时,合金中的Al和Ti元素均不发生氧化。渣中FeO和SiO2很容易与合金中Al和Ti元素发生反应,且当冶炼温度降低对于渣中FeO和SiO2含量要求越苛刻。在满足合金机械性能的前提下,将合金中的Al和Ti成分设置为其规定成分的上限,有利于电渣重熔过程Al和Ti元素的控制。温度是影响合金中Al和Ti元素控制的重要参数之一。当冶炼温度升高时,合金中Ti元素要比Al元素更容易氧化,因此需要向CaF2-CaO-Al2O3-MgO-TiO2渣中额外添加TiO2以减少Ti元素的损失;在不同的TiO2含量范围内采用的冶炼温度也应当不同,即当渣中TiO2含量为0～4%时,应当采用低渣温;当渣中TiO2含量为13.5%～15%时,应当采用高渣温。最后,基于多相反应动力学的基本方程,建立了 Inconel 718合金Al和Ti元素氧化以及脱氧和脱硫反应的动力学模型。CaF2-CaO-Al2O3-MgO-TiO2渣中Al2O3和TiO2传质速率要远远小于合金中Al和Ti的传质速率,意味着渣中Al2O3或/和TiO2传质为限制性环节。CaF2-CaO-Al2O3-MgO-TiO2渣中各个组元对合金脱氧和脱硫的影响可以排序为CaO>CaF2>MgO>TiO2。渣中CaO含量的增加不仅可以降低炉渣的粘度和增加浓度梯度有利于合金中氧化物夹杂（MgO·Al2O3）上浮,还可以降低渣-金界面氧的活度有利于脱硫反应,而渣中TiO2起相反的作用。冶炼温度升高,导致渣-金界面氧活度的增加,不利于合金脱硫。
郑顶立[6]（2020）在《CaF2-CaO-Al2O3-TiO2渣基础研究及其在含钛合金电渣重熔中的应用》文中指出采用含TiO2渣系可以解决电渣重熔过程普遍存在钛烧损和电渣锭轴向成分不均匀的问题,但是电渣锭表面经常出现表面渣沟和波纹状缺陷。此外,大型电渣重熔过程金属液中Ti被氧化导致渣中TiO2不断积累,引起渣的物理性能和渣-金反应条件变化,也会造成电渣锭表面质量和成分不均匀性问题。这些缺陷均与含TiO2渣的物理性质和渣-金反应性密切相关。因此,研究TiO2含量对电渣重熔用渣的物理性质、电渣锭成分和夹杂物的影响对生产优质含钛电渣锭具有重要的指导意义。TiO2含量对CaF2-Al2O3-CaO-TiO2渣结晶行为的影响研究表明,渣中TiO2含量由4.2 mass%增加至16.8 mass%时,渣的结晶温度降低,渣的液相线温度由1439℃降低至1290℃。在连续冷却过程中,渣中结晶相均为11CaO·7Al2O3·CaF2、CaTiO3和CaF2。随着渣中TiO2含量增加,渣中主要结晶相由11CaO·7Al2O3·CaF2转变为CaTiO3。渣中第一类结晶相的形核速率是恒定的,为界面反应控制的一维长大。增加渣中TiO2含量降低11CaO·7Al2O3·CaF2结晶所需的渣中CaO的活度,从而抑制渣的结晶趋势。这有利于电渣重熔过程形成薄且均匀的渣壳,稳定通过渣壳的热流,改善电渣锭的表面质量。不同TiO2含量CaF2-Al2O3-CaO-TiO2渣的粘度和结构研究结果表明,渣中TiO2含量由4.2 mass%增加至16.8 mass%时,渣的粘度减小。TiO2使渣中复杂的Al-O-Al键和Q4结构遭到破坏,形成相对简单的Q2结构和Ti2O64-链状结构。渣中非桥氧数量增加,桥氧数量减少,使渣的聚合度降低。渣的结构变化与粘度结果一致,揭示了渣粘度随渣中TiO2含量增加而减小的机理。不同TiO2含量CaF2-Al2O3-CaO-TiO2渣对电渣重熔Fe-25Ni-15Cr合金成分的影响研究表明,金属液中的Ti与渣中Al2O3和SiO2反应,导致合金Ti烧损和增Al增Si。Ti烧损率为11%-21%,Al含量增加率为93%-111%,Si含量增加率约为5.9%。基于溶质渗透理论建立了渣-金反应的传质模型,可准确预报电渣锭中Ti、Al和Si的含量,模型预报与实际测量值的平均偏差为4.1%。对于[Ti]-（TiO2）和[Al]-（Al2O3）的渣-金反应体系,在电极端部渣-金界面处化学反应的限制性环节为Ti和Al在金属液膜中的传质,在渣-熔滴和渣-金属熔池界面处化学反应的限制性环节为各组元在金属液和熔渣中的传质。整个电渣过程中,[Si]-（SiO2）反应的限制性环节为SiO2在渣中的传质。在渣中SiO2和FeO含量分别低于0.43 mass%和0.81 mass%条件下,自耗电极中Ti含量为2.4-2.6 mass%、Al和Si含量分别低于0.1 mass%和0.3 mass%时,可保证Fe-25Ni-15Cr合金电渣锭中Ti、Al和Si含量均在标准范围。渣中TiO2含量由12.41 mass%增加至17.52 mass%时,电渣锭中Ti烧损量、增Al量和增Si量减小。继续增加渣中TiO2含量对电渣锭中Ti、Al和Si含量没有进一步影响。不同TiO2含量CaF2-Al2O3-CaO-TiO2渣对电渣重熔Fe-25Ni-15Cr合金中夹杂物的影响研究表明,渣中TiO2含量增加对合金中夹杂物数量、尺寸和类型没有影响。电极和电渣锭中夹杂物尺寸主要分布在1-3 μm。自耗电极中的夹杂物为TiN、Al2O3-Ti2O3和TiN包裹Al2O3-Ti2O3的复合夹杂物。金属熔池和电渣锭中的夹杂物为TiN、TiN包裹MgO-Al2O3-Ti2O3的复合夹杂物、MgO·Al2O3和以MgO·Al2O3为核心外层富Ti2O3的复合夹杂物。TiN夹杂物在电极端部不会完全分解,电渣锭中大部分TiN夹杂物是在金属熔池中析出的。电渣锭中TiN夹杂物含量取决于自耗电极中的N含量。电渣过程未去除的Al2O3-Ti2O3夹杂物与金属液中的溶解Mg反应生成MgO-Al2O3-Ti2O3夹杂物,形成TiN包裹MgO-Al2O3-Ti2O3的复合夹杂物。在金属熔池内新生成的MgO·Al2O3夹杂物与金属液中的溶解Ti反应生成以MgO·Al2O3为核心外层富Ti2O3的复合夹杂物。
李六一[7]（2020）在《GOR-LF-CC流程生产高洁净不锈钢关键工艺及理论研究》文中研究表明不锈钢在民用以及工业领域内都有着非常广泛的应用,在大多数应用场合对不锈钢的表面质量往往也有很高的要求。为了满足这样严苛的表面质量要求,不仅需要钢液有良好的洁净度,而且要求连铸工序也要能生产出表面质量合格的连铸坯。不锈钢的冶炼一般采用AOD、GOR和VOD等方法,其中GOR炉具有底部吹炼和渣钢分出的出钢方式等特点,而国内外关于EAF-GOR-LF-CC冶炼工艺流程中钢水脱硫和钢的洁净度的研究不多。因此,本文以西南不锈EAF-GOR-LF-CC冶炼流程为基础,对冶炼过程中钢水洁净度的控制,钢水的脱硫机理以及中间包与结晶器钢液的流场进行了深入研究,得到如下结论:GOR法冶炼过程中夹杂物的演变特征表明,FeSi还原后,钢中主要为CaO-SiO2-MgO-Al2O3-MnO-CrOx液态球形夹杂物,尺寸范围为1μm～22μm。根据夹杂物尺寸和成分的变化关系可将夹杂物分为三类:第一类为直径大于5μm的夹杂物,其成分与渣成分相近,为卷渣类夹杂物。第三类为直径小于2.5μm的夹杂物,其成分变化与渣成分变化相差较大;这些微小夹杂物主要受到钢液成分的影响,大都为内生夹杂物。第二类为直径2.5μm～5μm范围内的夹杂物,成分介于第一类和第三类夹杂物之间,主要为内生和卷渣类夹杂物碰撞形成。GOR和LF脱硫工艺研究表明,降低渣中Cr2O3含量会明显提高钢液的脱硫效率。在较低的Cr203含量条件下,通过增加渣碱度可以有效提高GOR还原期渣-钢间硫分配比（Ls=（%S）/[%S]）和LF精炼过程钢液脱硫速率。当GOR还原渣中Cr203含量低于0.3%时,钢液终点硫含量稳定控制在50ppm以下,Ls明显提高。当GOR还原渣中Cr2O3含量低于0.2%时,增加渣碱度到1.85以上可以将Ls提高到250以上。当LF精炼渣中Cr203含量小于0.2%时,提高渣碱度到1.9左右可以得到最优的脱硫速率。通过对中间包数值模拟,并进行物理模拟和工厂试验,发现优化中间包的结构和位置参数可以显着改善钢液的流动性并减少钢渣界面的过分扰动。中间包两侧倾角优化后平均停留时间提高了 33.5%,死区体积减少了 56.3%,容积增加了 0.73 m3。同时,减小中间包两侧倾角可以提高钢液温度的均匀性,利于后续连铸操作。整体优化后,中间包中大尺寸夹杂物出现频率明显降低。对于出水口形状为椭圆形、倾角为向上15°的原型浸入式水口,钢液从出水口射出时发生严重的非对称旋转,结晶器内部流场不对称。通过对不同工艺参数的浸入式水口进行数值模拟优化,得出合理的浸入式水口出水口形状。并进一步进行物理模拟,实验结果表明原型浸入式水口出水口处水流会发生严重的旋转,结晶器内流场不对称,结晶器自由液面波动较大,与此同时,卷渣物理模拟实验结果表明,在弯月面以及宽面二分之一处存在卷渣现象。优化后浸入式水口的水模拟实验结果表明浸入式水口出水口处水流不发生旋转,结晶器内流场对称性良好,自由液面波动稳定,卷渣现象减弱。结合实验室数值模拟和物理模拟结果,进行了工厂试验研究,使用原型水口时生产的连铸坯宽面振痕过浅并且不清晰,对铸坯进行酸洗发现柱状晶发生严重倾斜并且铸坯内部存在较为严重的疏松缩孔缺陷;使用优化后的浸入式水口生产出的连铸坯宽面振痕分布均匀规律,柱状晶几乎不发生倾斜而且铸坯内部缺陷明显减少。
李至荣[8]（2019）在《高锰高铝钢保护渣反应性控制及熔渣基本结构性能研究》文中研究表明以TWIP、TRIP钢为代表的高锰高铝钢具有超高的强度和良好的塑韧性,同时又兼顾较低的密度,完美地契合新一代汽车钢对于乘客安全、轻量化以及环保的需求。然而,由于高锰高铝钢中含有大量的还原性合金元素Al和Mn,在使用传统CaO-SiO2基保护渣连铸时,将不可避免地发生钢渣反应,引起保护渣成分大幅改变、液渣性能快速恶化,严重影响结晶器内铸坯的润滑和传热条件,并由此引发各种连铸顺行和铸坯质量问题。针对高锰高铝钢保护渣在使用过程中存在的问题,开发低反应性CaO-Al2O3基保护渣成为当前研究的热点和主流方向,且取得了诸多进展。但是,目前使用的CaO-Al2O3基保护渣仍然含有大量的反应性助熔剂（如B2O3、Na2O）以及一定量的SiO2,该渣系在实际连铸过程中依旧存在大渣圈、析晶过强、润滑不良、铸坯表面裂纹等现象。为了避免低反应性渣系存在的上述问题,研究和开发新型低反应性或非反应性渣系对于高锰高铝钢连铸的顺行和铸坯质量的提高具有重要意义。论文首先从热力学上计算了保护渣中常见组分与钢中Al的反应性,确定保护渣中非反应性组分和反应性组分,提出不含反应性助熔剂的新型低反应性渣系,基于分子离子共存理论建立了该渣系的活度计算模型,分析了组分对保护渣反应性的影响;其次,结合双膜理论和活度计算模型建立了钢渣反应动力学模型,探讨了连铸工艺参数以及钢渣成分对反应的影响规律;随后,考察了不同CaO-Al2O3基保护渣吸收Al2O3夹杂后性能的稳定性,并采用旋转圆柱法研究了保护渣吸收夹杂的动力学,建立了相应的动力学模型;在上述研究的基础上,进一步提出了非反应性保护渣体系,测试了其基础性能符合连铸要求的成分生成区域,同时建立了非反应性渣系的黏度预测模型;最后,采用红外和拉曼光谱解析了非反应渣系的熔体微观结构特征,初步探讨了微观结构与宏观性能之间的联系。热力学研究表明,在新型CaO-BaO-Al2O3-SiO2-CaF2-Li2O六元系低反应性渣中,当Al2O3/SiO2≥3.5或SiO2≤8wt%时,保护渣的反应性明显减弱,SiO2=8wt%可作为判定该渣系是否属于低反应性渣的临界值,钢渣接触实验也证实了此临界值的存在;此外,CaF2使保护渣的反应性增强;Li2O使保护渣的反应性先增强后减弱。钢渣反应动力学实验显示,反应速率主要受渣中组元SiO2的影响。建立的钢渣反应动力学模型经验证,具有良好的可靠性。模型预测结果表明:增大液渣层厚度将延长钢渣反应达到平衡的时间,但不影响终渣中Al2O3增量;降低拉速和保护渣消耗量,终渣中Al2O3增量和反应达到平衡的时间增加;渣中Al2O3含量及传质系数不影响钢渣反应速率;SiO2的传质系数决定钢渣反应速率,降低SiO2含量不影响钢渣反应速率,但能降低终渣中Al2O3的增量。保护渣吸收Al2O3夹杂的测试结果表明,非反应性渣系的性能稳定性具有明显的优势;Al2O3溶解的限制性环节为夹杂物在产物层内的传质扩散。基于热力学计算和吸收夹杂的研究结果,提出了CaO-BaO-Al2O3-CaF2-Li2O五元非反应性渣系,确定了其基础性能满足连铸要求的成分生成区域为:（1）CaO:2240wt%,BaO:1434wt%,Al2O3:2034wt%,F=8wt%,Li2O=8wt%;（2）CaO:2340wt%,BaO:1434wt%,Al2O3:2028wt%,F=12wt%,Li2O=8wt%。此外,修正的NPL模型能很好地预测非反应性渣系的黏度。熔渣微观结构研究显示,非反应性渣系中存在的主要结构单元为[AlO4]、[AlO6]和[Al2OF6],其中[AlO4]四面体包含QA2l、QA3l和Q4Al三种类型。熔体网络结构的组成形式为:[AlO4]四面体以QA2l、QA3l和Q4Al的形式相互连接形成空间网络结构,[Al2OF6]、[AlO6]、F-离子、O2-离子以及其他的阳离子则以游离态的离子簇形式存在于网络结构之间。组分对熔渣微观结构的影响规律为:BaO替代CaO时,熔体中QA3l、QA4l含量升高,QA2l含量降低,熔渣聚合度增加,黏度升高,黏流活化能增大;熔体中（CaO+BaO）/Al2O3比增加时,QA3l/Q2Al（聚合度参数）降低,熔体结构变简单,保护渣黏度下降;F含量增加时,[AlO4]四面体转化为游离态的[AlO6]和[Al2OF6]结构单元,熔渣结构趋于简单化,保护渣黏度降低。
蔡泽云[9]（2019）在《CeO2对稀土重轨钢保护渣物化性能的影响研究》文中研究指明稀土可以有效地提高重轨钢的冲击韧性、耐磨性、抗接触疲劳性和热塑性。然而,由于稀土极易氧化烧损,其在炼钢生产添加过程中易产生稀土氧化物进入保护渣中。本文针对稀土重轨钢连铸过程面临的稀土氧化物Ce02进入连铸保护渣,恶化连铸保护渣相关物化性能,影响稀土重轨钢连铸正常生产状况,系统研究CeO2对稀土重轨钢保护渣物理化学性能的影响,为稀土重轨钢连铸结晶器保护渣的优化和调控提供理论依据。本工作首先对普通CaO-SiO2基含氟和无氟两个保护渣系展开研究,考察CeO2含量对保护渣物理化学性能的影响规律;其次开展低反应性CaO-A1203基稀土保护渣的研究。主要得出如下结论:采用半球点法、旋转内柱体法、拉曼光谱分析和X射线光电子能谱等分析测试方法研究了CaO-Si02基含氟稀土重轨钢连铸保护渣的物理化学性能。结果表明:随着Ce02含量的增加,保护渣的熔化温度升高,高温粘度值降低,渣系的转折温度急剧增加。含12wt%Ce02的保护渣在1300℃粘度过大,不再适用于生产过程。综合考虑Ce02对熔化温度和粘度的影响规律,保护渣中Ce02的含量应小于12wt%。分析表明,随着CeO2的增加,高温下CaO-SiO2基保护渣熔体的聚合度降低,导致渣系熔体粘度的下降。保护渣结晶行为的研究发现,CeO2促进保护渣中高熔点结晶相枪晶石（熔点为1407℃）和的Ce4.67（SiO4）3O（熔点为1500℃）的析出,导致渣系转折温度上升,增强保护渣的结晶能力。考虑到保护渣中氟对设备和环境的危害,本文研究了CaO-Si02基无氟稀土重轨钢连铸保护渣的性能。研究表明:B203替代CaF2可以有效降低保护渣的熔化温度、粘度和结晶温度,其在保护渣中的合理添加量为10wt%。通过研究CeO2含量对含硼CaO-SiO2基无氟保护渣物理化学性能的影响发现,CeO2可提高无氟保护渣的熔化温度,降低熔体的高温粘度。综合考虑熔化温度和粘度结果,当渣中CeO2含量为12wt%时,无氟保护渣仍可适用于生产。高分辨拉曼光谱和600兆固态核磁谱分析发现,CeO2在含硼CaO-SiO2基无氟保护渣熔体结构中起网络破坏体作用。由于稀土重轨钢的热强度差、凝固坯壳收缩小,因此对保护渣的传热和润滑能力要求较高。本文利用渣膜热流模拟仪模拟实际结晶器中的水平传热过程,测量并分析CeO2对CaO-SiO2基含氟保护渣和无氟保护渣热流密度和传热能力的影响。研究发现:CeO2降低CaO-SiO2基含氟和无氟这两种保护渣的传热能力,其中对无氟保护渣的传热能力影响较小。X射线衍射分析得出,CeO2促进固态渣膜中结晶相的析出,增强两种保护渣的结晶能力,但对无氟保护渣结晶能力的影响相对较小。为减轻稀土与保护渣发生氧化反应,本文引入CaO-Al2O3基低反应性保护渣。利用半球点法、旋转内柱体法、傅立叶变换红外光谱分析方法和X射线衍射分析等方法研究了不同CeO2含量对CaO-Al2O3基保护渣熔化温度、粘度、微观结构和结晶性能的影响,并建立了熔体粘度和微观结构之间的联系。结果表明,随着CeO2含量的增加,保护渣的熔化温度升高,粘度下降。CeO2破坏CaO-Al2O3基保护渣熔体的微观结构,从而降低熔体的粘度。此外,CeO2的添加可抑制保护渣中高熔点相CaO的析出,降低保护渣的转折温度。从CeO2对保护渣粘度和转折温度的影响考虑,CaO-Al2O3基保护渣比CaO-SiO2基保护渣更有利于稀土重轨钢的连铸生产。
李凤善[10]（2019）在《基于赤泥基熔剂的炼钢渣系基础性能及脱磷行为研究》文中进行了进一步梳理随着社会的快速发展,各行业对钢的质量要求越来越高,磷的高效脱除是保证钢的质量的关键因素之一。传统炼钢工艺形成的是CaO-FetO-SiO2渣系,该渣系在炼钢初期熔点高、流动性差,是限制高效冶炼的关键因素。具体表现为前期脱磷效率低、冶炼后期脱磷负荷大导致过氧化出钢、钢水纯净度低。因此,需要在CaO-FetO-SiO2渣系中添加助熔剂,促进石灰溶解,改善脱磷动力学条件和反应效率。由于环境污染问题,炼钢中常用的助熔剂CaF2的使用已受严格限制。尽管增加渣中FeO含量也能降低渣的熔点,但此方法会造成铁损且影响钢水纯净度。因此,寻找合适的炼钢助熔剂,研发一种新炼钢渣系,使其不再依赖FeO和CaF2化渣,实现炼钢前期高效脱磷是十分必要的。研究表明A1203、Na2O可降低CaO-FetO-SiO2渣系的熔点,改善炼钢初期渣的流动性。而铝业赤泥含有丰富的Al2O3和Na2O,将赤泥应用于炼钢中,能改善传统的CaO-FetO-SiO2渣系熔点高、化渣困难等缺点,开发出一种新型的CaO-FetO-SiO2-Al2O3-Na2O炼钢渣系,实现在转炉炼钢前期高效脱磷。且前期的高效脱磷十分利于高碳出钢,可有效避免过氧化出钢,提高钢的洁净化。故本论文采用理论分析、实验室实验、中间扩大试验及工业试验研究的方法,对赤泥在炼钢中形成的CaO-FetO-SiO2-Al2O3-Na2O渣系的各种基础物化性质和赤泥基熔剂在炼钢中的应用进行系统的研究。主要研究内容和结果如下:（1）研究CaO-FetO-SiO2-Al2O3-Na2O渣系的熔化性能、黏性特点等基础物理特性。结果显示,Al2O3和Na2O能显着扩大CaO-FeO-SiO2渣系液相面积,降低渣的熔点。在CaO-Fe2O3-SiO2-MgO-Al2O3-Na2O-P2O5渣系中,熔渣粘度随Na2O的增加而逐渐降低,随着Al2O3含量的增加而逐渐增大。但即使在1350℃较低温度下,加入A12O3后熔渣粘度亦保持较低值,A12O3对炼钢渣系粘度的影响有限。（2）为探究CaO-FetO-SiO2-Al2O3-Na2O-（TiO2）渣系的脱磷能力,对该渣系与碳饱和铁水间的磷分配比、该渣系的磷容量及磷富集行为等进行了研究。渣与碳饱和铁水间的磷分配比随A1203和温度的增加而降低,随渣中Na2O和碱度的升高而升高,随FeO的增加先升高后降低。该渣系磷容量随Al2O3、FeO和温度的增加而降低,随Na2O和碱度的增加而增加。在CaO-SiO2-Fe2O3-MgO-A1203-Na20-Ti02渣系中,磷主要存在于nC2S-C3P固溶体的磷富集相中。A1203、Ti02和Na2O可以促进磷的富集,增加磷富集相中P2O5含量,且对磷富集的影响效果的强弱顺序为TiO2>Al2O3>Na2O。（3）为初步探索基于赤泥在炼钢中形成的CaO-FetO-SiO2-Al2O3-Na2O基渣系在炼钢中的应用效果,通过实验室基础实验研究赤泥在铁水脱磷中的应用。结果显示,拜耳高铁赤泥具有良好的助熔效果。与传统CaO-FetO-SiO2脱磷渣系相比,赤泥基熔剂与金属相具有更好的渣铁分离效果,渣铁界面清晰、分离容易。拜耳高铁赤泥与CaO质量比控制在1～2范围内,可将铁水终点[P]降低到0.01 8%以下,脱磷率大于80%。（4）在10kg级感应炉内进行转炉吹氧炼钢模拟实验。结果表明,拜耳赤泥基熔剂流动性良好,在高碳条件下（[C]=2.0～3.0%）具有良好的脱磷效果,可将普通铁水[P]脱至0.018%以下,脱磷率高于88%,非常利于纯净钢冶炼。模拟中高磷铁水转炉炼钢的实验中,当赤泥:CaO的质量比为1:1.2,渣铁比为8%时,在高碳情况下（[C]=1.36%）可获得高达95%的脱磷率。而在赤泥含碳球团用于转炉炼钢的实验中,赤泥球团中加入适量的碳时（C/O摩尔比控制在1～1.2）,可有效减弱赤泥本身对铁水的温降影响,且不影响其脱磷效果,非常利于适应当今的大废钢比冶炼。（5）在200kg级感应炉内进行了扩大试验,进一步研究赤泥基熔剂在炼钢中的应用。结果显示,赤泥基熔剂具有很好的脱磷、助熔效果。在半钢条件下（[C]=2.5～3.0%）能获得近90%的脱磷率,将钢水中[P]脱至0.02%。当将[C]降低到极低水平后（≈0.01%）,钢中[P]仍能控制在0.02%以内,完全没有出现返磷现象。终渣中FeO含量可控制在8.5%以内,大幅降低铁损。（6）在前期实验室研究及扩大试验的基础上,进一步研究了在工业生产规模下应用赤泥基熔剂的技术可行性及实际助熔、化渣、脱磷效果。结果显示,赤泥基熔剂在炼钢初期能快速助熔化渣,很好地解决炼钢中后期的“返干”现象,避免萤石类助熔剂的使用。此新工艺具有更优秀的脱磷效果,其平均钢水终点磷比原工艺降低0.012%、脱磷率提高12%,可实现半钢条件下深脱磷和高碳出钢,终渣FeO可降低至12～15%,非常有利于钢品质的提高。
二、CaF_2基五元渣系低熔点区化学组成的确定（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、CaF_2基五元渣系低熔点区化学组成的确定（论文提纲范文）
（1）DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 船板钢 |
| 2.1.1 船板钢特点与分类 |
| 2.1.2 DH36高强度船板钢的技术要求 |
| 2.2 船板钢缺陷及其研究 |
| 2.2.1 中厚钢板中的常见缺陷 |
| 2.2.2 中厚板缺陷产生原因分析 |
| 2.3 船板钢的技术发展和研究现状 |
| 2.3.1 船板钢的技术发展 |
| 2.3.2 船板钢发展方向 |
| 2.3.3 控轧控冷的研究 |
| 2.3.4 国内外高强度船板钢的现状 |
| 2.3.5 国内高强度船板钢存在的差距 |
| 2.4 船板钢韧脆转变温度的研究 |
| 2.4.1 船板钢的强韧化机制 |
| 2.4.2 韧脆转变温度的影响因素 |
| 2.4.3 合金元素的韧脆转变温度的影响 |
| 2.5 DH36高强度船板钢耐蚀性评估与防护涂层的制备 |
| 2.5.1 DH36高强度船板钢耐蚀性研究 |
| 2.5.2 锌镍合金镀层防护工艺 |
| 2.5.3 锌镍超疏水镀层防护工艺 |
| 2.6 研究背景和研究意义 |
| 3 研究内容和研究方法 |
| 3.1 研究内容 |
| 3.2 研究方法 |
| 3.2.1 解剖分析 |
| 3.2.2 炼钢和轧钢工艺优化设计及分析 |
| 3.2.3 冲击性能检测及热模拟实验 |
| 3.2.4 焊接性能试验 |
| 3.2.5 耐蚀性评估 |
| 3.2.6 锌镍合金镀层的制备与耐蚀性评估 |
| 3.2.7 锌镍超疏水镀层制备与耐蚀性实验 |
| 4 DH36高强度船板钢冲击性能不合的宏观、微观机理分析 |
| 4.1 DH36高强度船板冲击性能 |
| 4.2 低倍分析 |
| 4.3 断口分析 |
| 4.4 金相及夹杂物分析 |
| 4.4.1 非金属夹杂物评级 |
| 4.4.2 金相及夹杂物分析 |
| 4.5 夹杂物MnS析出热力学计算 |
| 4.5.1 液相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.5.2 固液前沿液相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.5.3 固相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.6 微观缺陷分析 |
| 4.6.1 异常组织的形成原因 |
| 4.6.2 异常组织中夹杂物的形成机理 |
| 4.6.3 异常组织中的裂纹源 |
| 4.6.4 钢板中微裂纹形成的外部条件 |
| 4.7 DH36冲击性能不合的综合分析及讨论 |
| 4.8 本章小结 |
| 5 DH36船板钢脱磷、脱硫模型的建立 |
| 5.1 基于IMCT的DH36船板钢转炉冶炼控磷的热力学计算 |
| 5.1.1 炉渣氧化能力与L_P预报模型 |
| 5.1.2 CaO-MgO-FeO-Fe_2O_3-MnO-Al_2O_3-SiO_2-TiO_2-P_2O_5渣系IMCT模型 |
| 5.1.3 IMCT渣系Fe_tO质量作用浓度的表征方法 |
| 5.1.4 基于IMCT的船板钢磷分配比预报模型验证 |
| 5.1.5 温度对船板钢L_P的影响 |
| 5.1.6 渣成分对船板钢L_P的影响 |
| 5.2 DH36船板钢脱硫模型 |
| 5.2.1 DH36炼钢LF脱硫热力学模型 |
| 5.2.2 钢中氧、硫含量对活度系数的影响 |
| 5.2.3 钢液氧含量对L_S的影响 |
| 5.2.4 精炼温度对平衡常数及L_S的影响 |
| 5.2.5 精炼渣成分对L_S的影响 |
| 5.3 本章小结 |
| 6 DH36高强度船板钢成分、炼钢工艺优化及对焊接性能影响 |
| 6.1 DH36高强度船板钢的成分优化设计 |
| 6.1.1 DH36高强度船板钢冲击性能回归分析 |
| 6.1.2 DH36高强度船板钢的成分优化 |
| 6.2 炼钢工艺的优化 |
| 6.2.1 炼钢生产工艺优化 |
| 6.2.2 连铸生产工艺优化 |
| 6.3 工艺优化的DH36高强度船板钢焊接性能试验 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 DH36高强度船板钢控轧控冷工艺及对冲击性能影响 |
| 7.1 DH36船板钢连续冷却转变及组织细化研究 |
| 7.1.1 DH36静态CCT曲线测定 |
| 7.1.2 变形量及变形温度对奥氏体再结晶的影响 |
| 7.2 控轧控冷工艺对DH36船板钢冲击性能的影响 |
| 7.2.1 终轧温度对冲击功的影响 |
| 7.2.2 终冷温度对冲击功的影响 |
| 7.3 DH36高强度船板钢控轧控冷试验 |
| 7.3.1 轧制工艺设计 |
| 7.3.2 冲击韧性检测分析 |
| 7.4 本章小结 |
| 8 DH36船板钢耐蚀性研究及防护涂层制备 |
| 8.1 DH36船板钢耐蚀性研究 |
| 8.1.1 DH36船板钢极化性能研究 |
| 8.1.2 DH36船板钢阻抗谱研究 |
| 8.1.3 DH36船板钢盐水浸泡实验研究 |
| 8.2 DH36船板钢锌镍合金电镀及耐蚀性研究 |
| 8.2.1 锌镍合金层的微观形貌与成分分析 |
| 8.2.2 锌镍合金层的耐蚀性分析 |
| 8.2.3 锌镍合金层的耐蚀机理 |
| 8.3 低硫DH36船板钢锌镍超疏水镀层及耐蚀性研究 |
| 8.3.1 锌镍超疏水镀层的微观形貌与成分分析 |
| 8.3.2 锌镍超疏水镀层的润湿性分析 |
| 8.3.3 锌镍超疏水镀层的耐蚀性分析 |
| 8.4 本章小结 |
| 9 结论及创新点 |
| 9.1 结论 |
| 9.2 创新点 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（2）CaO-Al2O3-TiO2基高钛钢用保护渣开发及冶金特性研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 高钛钢 |
| 2.1.1 国内外高钛钢研究现状 |
| 2.1.2 高钛钢凝固特性 |
| 2.1.3 高钛钢保护渣 |
| 2.2 保护渣结晶行为研究 |
| 2.2.1 组元对保护渣结晶行为的影响 |
| 2.2.2 保护渣结晶机理研究 |
| 2.3 保护渣传热行为研究 |
| 2.3.1 保护渣传热行为 |
| 2.3.2 保护渣传热的研究方法 |
| 2.4 保护渣钢-渣反应性研究 |
| 2.4.1 钢-渣界面反应的研究现状 |
| 2.4.2 钢-渣界面反应动力学研究 |
| 2.4.3 熔渣微观结构与宏观性能的关系 |
| 2.5 研究内容及创新点 |
| 2.5.1 研究内容 |
| 2.5.2 创新点 |
| 3 钢-渣界面反应行为研究 |
| 3.1 钢-渣界面反应热力学研究 |
| 3.1.1 TiO_2和SiO_2临界含量热力学分析 |
| 3.1.2 TiO_2和B_2O_3临界含量热力学分析 |
| 3.1.3 TiO_2和Na_2O临界含量热力学分析 |
| 3.2 钢-渣界面反应动力学研究 |
| 3.2.1 钢-渣界面反应试验 |
| 3.2.2 钢-渣界面反应动力学模型 |
| 3.2.3 模型验证 |
| 3.3 本章小结 |
| 4 高钛钢连铸保护渣成分设计 |
| 4.1 高钛钢保护渣热力学研究 |
| 4.2 熔体结构特征与性能分析 |
| 4.2.1 分子动力学模拟 |
| 4.2.2 熔体结构特征与性能的关系 |
| 4.3 本章小结 |
| 5 CaO-Al_2O_(3-)TiO_2基无氟保护渣冶金特性研究 |
| 5.1 CaO-Al_2O_3-TiO_2基无氟保护渣熔化特性 |
| 5.1.1 试验方法 |
| 5.1.2 不同组元对保护渣熔化特性的影响 |
| 5.1.3 CaO-Al_2O_(3-)TiO_2基保护渣熔化温度计算模型 |
| 5.2 CaO-Al_2O_3-TiO_2基无氟保护渣流变特性 |
| 5.2.1 试验方法 |
| 5.2.2 不同组元对保护渣流变特性的影响 |
| 5.2.3 CaO-Al_2O_3-TiO_2基保护渣粘度和转折温度计算模型 |
| 5.3 CaO-Al_2O_3-TiO_2基无氟保护渣结晶特性 |
| 5.3.1 试验方法 |
| 5.3.2 不同组元对保护渣结晶特性的影响 |
| 5.3.3 不同温度梯度对保护渣结晶特性的影响 |
| 5.3.4 保护渣结晶机理研究 |
| 5.4 CaO-Al_2O_3-TiO_2基无氟保护渣传热特性 |
| 5.4.1 试验方法 |
| 5.4.2 不同组元对保护渣传热性能的影响 |
| 5.4.3 渣膜厚度对保护渣传热性能的影响 |
| 5.4.4 矿物种类对保护渣传热性能的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 CaO-Al_2O_3-TiO_2基新型无氟保护渣开发及应用研究 |
| 6.1 CaO-Al_2O_3-TiO_2基新型无氟保护渣的开发 |
| 6.1.1 高钛钢ER70-Ti的凝固特性及对保护渣的要求 |
| 6.1.2 高钛钢ER70-Ti的钢-渣界面反应性研究 |
| 6.2 CaO-Al_2O_3-TiO_2基新型无氟保护渣工业性试验 |
| 6.3 本章小结 |
| 7 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（3）直接利用高炉熔渣制备铸石的技术基础研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 高炉渣资源化利用现状 |
| 2.1.1 普通高炉渣利用现状 |
| 2.1.2 含钛高炉渣利用现状 |
| 2.2 高炉熔渣余热利用现状 |
| 2.2.1 熔渣热量的回收利用 |
| 2.2.2 熔渣“热”“渣”耦合利用 |
| 2.3 微晶玻璃及研究现状 |
| 2.3.1 微晶玻璃的定义及性能特点 |
| 2.3.2 矿渣微晶玻璃的研究现状 |
| 2.3.3 微晶玻璃晶核剂作用机理 |
| 2.3.4 微晶玻璃制备工艺 |
| 2.4 铸石及冷却一步法热处理工艺 |
| 2.5 含钛高炉熔渣析晶特点 |
| 2.6 超重力技术及其应用现状 |
| 2.6.1 利用超重力制备梯度功能材料 |
| 2.6.2 利用超重力选择性分离渣中有价元素 |
| 2.7 研究意义、技术路线及研究内容 |
| 2.7.1 课题研究意义 |
| 2.7.2 技术路线 |
| 2.7.3 研究内容 |
| 3 普通高炉渣及改质渣析晶行为 |
| 3.1 实验原料 |
| 3.2 普通高炉渣的析晶行为 |
| 3.2.1 普通高炉渣的组成和矿相 |
| 3.2.2 析晶过程的晶相转变 |
| 3.2.3 晶体析出动力学分析 |
| 3.2.4 析晶温度和析晶时间对高炉渣析晶性能的影响 |
| 3.3 改质渣的析晶行为 |
| 3.3.1 高炉渣改质的渣系设计 |
| 3.3.2 改质渣析晶过程 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 热量限制条件下高炉渣改质及改质渣析晶行为 |
| 4.1 高炉熔渣显热的最大熔化能力 |
| 4.2 改质高炉渣析晶的晶相和性能 |
| 4.2.1 配加石英砂的改质高炉渣析晶行为 |
| 4.2.2 配加硼泥的改质高炉渣析晶行为 |
| 4.2.3 配加金红石砂的改质高炉渣析晶行为 |
| 4.2.4 改质高炉渣析晶优化和力学性能对比 |
| 4.3 改质高炉渣的析晶行为分析 |
| 4.3.1 高硅改质高炉渣析晶规律 |
| 4.3.2 含钛改质高炉渣析晶规律 |
| 4.3.3 改质剂对熔渣的聚合度的影响 |
| 4.3.4 改质剂对熔渣析晶动力学的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 含钛高炉渣高温析晶机理 |
| 5.1 含钛高炉渣析晶规律 |
| 5.1.1 试验原料和试验方法 |
| 5.1.2 含钛高炉渣冷却过程的物相演变 |
| 5.1.3 含钛高炉渣高温析晶相分离温度的选择 |
| 5.2 超重力场下含钛高炉渣的高温析晶行为 |
| 5.2.1 试验设备和试验过程 |
| 5.2.2 高温析晶相分离富集效果 |
| 5.2.3 含钛高炉渣高温析晶过程分析 |
| 5.2.4 高温析晶相分离对铸石性能的影响机理 |
| 5.3 本章小结 |
| 6 含钛高炉渣超重力法制备铸石梯度材料 |
| 6.1 试验设备和试验方法 |
| 6.2 离心温度对铸石梯度材料的晶相和力学性能的影响 |
| 6.3 助熔剂对对铸石梯度材料晶相和力学性能的影响 |
| 6.3.1 氟化钙对铸石材料晶相和力学性能的影响 |
| 6.3.2 氟硅酸钠对铸石材料晶相和力学性能的影响 |
| 6.4 不同条件下含钛高炉渣铸石梯度材料的晶相和性能比较 |
| 6.5 含钛高炉熔渣制备铸石梯度材料 |
| 6.5.1 铸石梯度材料的晶相和力学性能分析 |
| 6.5.2 铸石梯度材料的显微结构和机理分析 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 熔渣铸石制备的放大试验 |
| 7.1 高炉渣二氧化钛含量对析晶和铸石性能的影响 |
| 7.1.1 二氧化钛含量对析晶性能的影响 |
| 7.1.2 二氧化钛含量对铸石性能的影响规律 |
| 7.2 公斤级铸石块材的制备 |
| 7.3 吨级大体积铸石块材的制备 |
| 7.3.1 中试装置、制备流程及工艺优化 |
| 7.3.2 吨级大体积铸石产品及性能 |
| 7.4 吨级铸石板材的制备 |
| 7.4.1 铸石板材的制备及工艺优化 |
| 7.4.2 铸石板材产品及力学性能 |
| 7.5 本章小结 |
| 8 结论与展望 |
| 8.1 主要结论 |
| 8.2 论文创新点 |
| 8.3 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（4）低碱度渣冶炼用钢包镁碳质耐火材料研究（论文提纲范文）
| 第1章 文献综述 |
| 1.1 炉渣简介 |
| 1.2 钢包渣的化学与物理性质 |
| 1.2.1 熔渣的化学性质 |
| 1.2.2 熔渣的物理性质 |
| 1.3 镁碳质耐火材料在钢包工作衬的损毁机理 |
| 1.3.1 镁碳质耐火材料向熔渣中溶解 |
| 1.3.2 熔渣向镁碳质耐火材料中渗透 |
| 1.4 镁碳质耐火材料的制备 |
| 1.4.1 镁质矿物原料 |
| 1.4.2 镁碳质耐火材料中的炭材料 |
| 1.4.3 抗氧化剂 |
| 1.4.4 镁碳质耐火材料的生产工艺流程 |
| 1.5 课题的提出及研究内容 |
| 1.5.1 研究背景 |
| 1.5.2 研究意义 |
| 1.5.3 研究内容 |
| 第二章 镁碳质耐火材料与低碱度钢渣反应模拟研究 |
| 2.1 模拟方案设计 |
| 2.1.1 基于Factsage的不同碱度渣中MgO溶解度计算 |
| 2.1.2 MgO和 Al_2O_3对CaO/SiO_2为1、1.5和2的SiO_2-CaO-Fe_2O_3体系黏度影响 |
| 2.1.3 六铝酸钙和尖晶石对CaO/SiO_2为1、1.5和2的SiO_2-CaO-Fe_2O_3体系黏度影响 |
| 2.1.4 在镁砂溶解过程中熔渣钙硅比变化及物相生成 |
| 2.2 本章小结 |
| 第三章 添加不同抗氧化剂镁碳质耐火材料的性能及抗低碱度渣侵蚀研究 |
| 3.1 实验过程 |
| 3.1.1 低碱度渣制备 |
| 3.1.2 镁碳质耐火材料制备 |
| 3.1.3 试样性能检测 |
| 3.2 结果与讨论 |
| 3.2.1 线变化率 |
| 3.2.2 显气孔率和体积密度 |
| 3.2.3 常温抗折强度和耐压强度 |
| 3.2.4 弹性模量 |
| 3.2.5 抗氧化性 |
| 3.3 低碱度渣对不同抗氧化剂镁碳质耐火材料侵蚀机理分析 |
| 3.3.1 镁碳质耐火材料与碱度1 钢渣反应显微结构 |
| 3.3.2 镁碳质耐火材料与碱度1.5 钢渣反应显微结构 |
| 3.3.3 镁碳质耐火材料与碱度2 钢渣反应显微结构 |
| 3.3.4 镁碳质耐火材料与安丰钢渣 |
| 3.3.5 静态坩埚侵蚀分析 |
| 3.3.6 抗渣区域显微结构及能谱分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 添加不同含量六铝酸钙镁碳质耐火材料的性能及抗低碱度渣侵蚀研究 |
| 4.1 实验过程 |
| 4.1.1 试验原料 |
| 4.1.2 试样制备 |
| 4.1.3 试样性能检测 |
| 4.2 结果与讨论 |
| 4.2.1 物相组成 |
| 4.2.2 常温物理性能 |
| 4.2.3 抗氧化性 |
| 4.3 不同六铝酸钙添加量的镁碳质耐火材料对不同碱度渣的抗渣性能分析 |
| 4.3.1 抗渣侵蚀指数 |
| 4.3.2 抗渣渗透分析 |
| 4.3.3 抗渣区域显微结构及能谱分析 |
| 4.4 熔渣与不同六铝酸钙添加量试样之间的热力学计算模拟 |
| 4.4.1 试样与碱度为1 的钢包渣反应模拟 |
| 4.4.2 试样与碱度为1.5 的钢包渣反应模拟 |
| 4.4.3 试样与碱度为2 的钢包渣反应模拟 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 添加不同含量富铝尖晶石镁碳质耐火材料的性能及抗低碱度渣侵蚀研究 |
| 5.1 实验过程 |
| 5.1.1 试验原料 |
| 5.1.2 试样性能检测 |
| 5.1.3 试样制备 |
| 5.2 结果与讨论 |
| 5.2.1 常温物理性能 |
| 5.2.2 抗氧化性 |
| 5.3 不同尖晶石细粉添加量的镁碳质耐火材料对不同碱度渣的抗渣性能分析 |
| 5.3.1 抗渣侵蚀指数 |
| 5.3.2 抗渣渗透分析 |
| 5.3.3 抗渣区域显微结构及能谱分析 |
| 5.4 熔渣与耐火材料之间的热力学计算 |
| 5.4.1 试样与碱度为1 的钢包渣反应模拟 |
| 5.4.2 试样与碱度为1.5 的钢包渣反应模拟 |
| 5.4.3 试样与碱度为2 的钢包渣反应模拟 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 不足与展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录 攻读硕士学位期间发表的学术成果 |
| 摘要 |
| Abstact |
（5）电渣重熔大型IN718镍基合金铸锭合金元素氧化控制的基础研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 镍基高温合金的冶炼工艺 |
| 2.1.1 真空感应熔炼 |
| 2.1.2 真空自耗熔炼 |
| 2.1.3 电渣重熔 |
| 2.2 电渣重熔冶炼镍基合金需要解决的问题 |
| 2.2.1 镍基合金易氧化元素烧损控制 |
| 2.2.2 电渣重熔镍基合金气体杂质元素控制 |
| 2.3 国内外研究进展 |
| 2.3.1 电渣重熔过程易氧化元素烧损的研究进展 |
| 2.3.2 电渣重熔镍基合金过程脱硫的研究进展 |
| 2.3.3 电渣重熔渣系设计的研究进展 |
| 2.3.4 电渣重熔新技术的发展 |
| 2.4 课题研究背景及意义 |
| 2.5 研究内容 |
| 2.6 创新点 |
| 3 Ni-Al-Ti熔体热力学性质 |
| 3.1 Al-Ti熔体热力学性质 |
| 3.1.1 热力学模型假设条件 |
| 3.1.2 Al-Ti二元熔体中结构单元的质量作用浓度 |
| 3.1.3 Al-Ti二元系熔体中各分子的平衡常数计算 |
| 3.1.4 Al-Ti二元熔体溶解吉布斯自由能和过剩性质的确定 |
| 3.2 Ni-Ti熔体热力学性质 |
| 3.3 Ni-Al熔体热力学性质 |
| 3.4 Ni-Al-Ti熔体热力学性质 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 Ni-Al-Ti熔体热物理性质 |
| 4.1 合金熔体粘度和表面张力的预报模型 |
| 4.1.1 粘度预报模型 |
| 4.1.2 表面张力预报模型 |
| 4.2 Ni-Al、Ni-Ti、Al-Ti和Ni-Al-Ti三元熔体的粘度 |
| 4.3 Ni-Al、Ni-Ti、Al-Ti和Ni-Al-Ti三元熔体的表面张力 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 Inconel 718合金Al、Ti元素氧化热力学分析 |
| 5.1 CaF_2-CaO-Al_2O_3-MgO-TiO_2渣系 |
| 5.1.1 不同温度下炉渣组成对平衡Al含量的影响 |
| 5.1.2 不同温度下炉渣组成对平衡Ti含量的影响 |
| 5.1.3 不同温度下合金中Ti含量对平衡Al含量的影响 |
| 5.1.4 不同温度下合金中Al含量对平衡Ti含量的影响 |
| 5.2 CaO-SiO_2-MgO-FeO-Al_2O_3-TiO_2-CaF_2渣系 |
| 5.2.1 渣系中各结构单元或离子对质量作用浓度的热力学模型 |
| 5.2.2 Inconel 718合金中Al和Ti的氧化顺序 |
| 5.2.3 渣系中各组元活度与成分的关系 |
| 5.2.4 渣系中各组元活度比与成分的关系 |
| 5.2.5 合金中平衡Al含量与炉渣成分与温度的关系 |
| 5.2.6 合金中Ti的氧化反应与炉渣成分与温度的关系 |
| 5.3 温度对合金元素氧化的影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 Inconel 718合金Al、Ti元素氧化动力学分析 |
| 6.1 实验方案设计 |
| 6.2 实验方案设计依据 |
| 6.2.1 合金与炉渣的均匀性 |
| 6.2.2 CaF_2-CaO-Al_2O_3-MgO-TiO_2炉渣的流动性 |
| 6.2.3 CaF_2-CaO-Al_2O_3-MgO-TiO_2炉渣融化时间的确定 |
| 6.2.4 CaF_2-CaO-Al_2O_3-MgO-TiO_2炉渣碳容量 |
| 6.3 动力学模型建立 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 Inconel 718合金气体杂质脱除 |
| 7.1 |
| 7.1.1 实验样品制备 |
| 7.1.2 实验过程 |
| 7.2 脱硫质量传输模型建立 |
| 7.3 渣中CaO、CaF_2和MgO含量变化对合金中氧含量的影响 |
| 7.4 渣中CaO、CaF_2和MgO含量变化对合金中硫含量的影响 |
| 7.5 渣中TiO_2含量变化对合金中硫含量的影响 |
| 7.6 合金中Al和Ti含量变化对脱氧和脱硫的影响 |
| 7.7 温度变化对合金中硫含量的影响 |
| 7.8 本章小结 |
| 8 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（6）CaF2-CaO-Al2O3-TiO2渣基础研究及其在含钛合金电渣重熔中的应用（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 电渣重熔用渣的研究进展 |
| 2.1.1 电渣重熔渣的冶金作用 |
| 2.1.2 电渣重熔渣物理性质研究 |
| 2.1.3 电渣重熔过程熔渣成分变化研究 |
| 2.2 电渣重熔含钛钢和合金研究进展 |
| 2.2.1 电渣重熔含钛钢和合金成分控制的研究 |
| 2.2.2 含TiO_2电渣重熔用渣的研究进展 |
| 2.3 电渣重熔渣对电渣锭冶金质量的影响 |
| 2.3.1 渣对电渣锭表面质量的影响 |
| 2.3.2 渣对电渣锭成分的影响 |
| 2.3.3 渣对电渣锭中夹杂物的影响 |
| 2.4 课题研究的背景及内容 |
| 2.4.1 研究背景 |
| 2.4.2 研究内容 |
| 3 TiO_2对电渣重熔用渣结晶行为的影响 |
| 3.1 含TiO_2电渣重熔用渣成分确定 |
| 3.2 实验研究 |
| 3.2.1 渣样制备 |
| 3.2.2 非等温结晶实验 |
| 3.2.3 SEM-EDS和XRD分析 |
| 3.3 TiO_2对渣结晶性能的影响 |
| 3.3.1 渣中结晶相类型及结晶顺序的研究 |
| 3.3.2 TiO_2对渣结晶温度和液相线温度的影响 |
| 3.3.3 渣中结晶相SEM-EDS结果 |
| 3.3.4 含TiO_2渣在结晶器内行为 |
| 3.4 含TiO_2电渣重熔用渣结晶动力学分析 |
| 3.4.1 TiO_2含量对渣结晶速率的影响 |
| 3.4.2 含TiO_2电渣重熔用渣结晶机理研究 |
| 3.4.3 TiO_2含量对有效结晶活化能的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 TiO_2对电渣重熔用渣结构和粘度的影响 |
| 4.1 实验过程 |
| 4.1.1 渣样制备 |
| 4.1.2 XRD分析 |
| 4.1.3 拉曼光谱测试 |
| 4.2 TiO_2对电渣重熔用渣结构的影响 |
| 4.3 TiO_2对电渣重熔用渣粘度的影响 |
| 4.3.1 电渣重熔用渣粘度预测模型的选择 |
| 4.3.2 电渣重熔用渣粘度预测模型参数的确定 |
| 4.3.3 电渣重熔用渣粘度预测 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 含TiO_2电渣重熔用渣对电渣锭成分的影响 |
| 5.1 含TiO_2电渣重熔用渣对电渣锭主要成分的影响 |
| 5.1.1 电渣重熔实验 |
| 5.1.2 电渣锭中Ti、Al及Si含量变化 |
| 5.1.3 电渣锭中Ti、Al及Si含量变化的热力学分析 |
| 5.2 电渣锭中氧、氮和硫含量变化 |
| 5.2.1 电渣锭中氧含量变化分析 |
| 5.2.2 电渣锭中氮含量变化分析 |
| 5.2.3 电渣锭中硫含量变化分析 |
| 5.3 电渣重熔过程成分变化的动力学分析 |
| 5.3.1 电渣重熔过程成分变化动力学模型的建立 |
| 5.3.2 电渣重熔过程成分变化动力学模型参数的确定 |
| 5.3.3 电渣重熔过程成分变化动力学模型的应用 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 含TiO_2电渣重熔用渣对电渣锭中夹杂物的影响 |
| 6.1 电渣锭夹杂物数量和尺寸分布 |
| 6.1.1 实验分析方法 |
| 6.1.2 电渣锭中夹杂物的数量分析 |
| 6.1.3 电渣锭夹杂物尺寸分布 |
| 6.2 电渣重熔过程夹杂物类型的变化 |
| 6.2.1 自耗电极中的夹杂物 |
| 6.2.2 金属熔池中的夹杂物 |
| 6.2.3 电渣锭中的夹杂物 |
| 6.3 电渣重熔过程夹杂物的转变机理 |
| 6.3.1 TiN夹杂物的转变机理 |
| 6.3.2 氧化物夹杂的转变机理 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 结论 |
| 8 创新点 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（7）GOR-LF-CC流程生产高洁净不锈钢关键工艺及理论研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 不锈钢冶炼工艺 |
| 2.1.1 不锈钢冶炼方法 |
| 2.1.2 不锈钢冶炼工艺路线 |
| 2.2 中间包与结晶器钢液流场研究 |
| 2.2.1 中间包钢液流场研究 |
| 2.2.2 浸入式水口参数对结晶器内流场的影响 |
| 2.2.3 连铸工艺参数对结晶器内流场的影响 |
| 2.2.4 结晶器流场与卷渣研究 |
| 2.3 不锈钢钢渣的研究 |
| 2.3.1 电炉渣 |
| 2.3.2 脱碳期氧化渣 |
| 2.3.3 还原期还原渣 |
| 2.3.4 钢包精炼渣 |
| 2.4 不锈钢脱硫研究 |
| 2.5 不锈钢夹杂物的研究 |
| 2.6 课题研究的背景、目的及内容 |
| 3 GOR法冶炼过程中夹杂物的特征及形成机理 |
| 3.1 取样方案 |
| 3.2 299炉夹杂物成分变化 |
| 3.3 300炉夹杂物成分变化 |
| 3.4 两炉夹杂物中各氧化物成分变化对比 |
| 3.4.1 夹杂物直径大于5μm |
| 3.4.2 夹杂物直径大于2.5μm小于5μm |
| 3.4.3 夹杂物直径小于2.5μm |
| 3.5 本章小结 |
| 4 GOR和LF脱硫工艺研究 |
| 4.1 GOR转炉脱硫机理研究 |
| 4.1.1 取样方案 |
| 4.1.2 工艺结果 |
| 4.1.3 讨论 |
| 4.2 LF炉脱硫效率研究 |
| 4.2.1 取样方案 |
| 4.2.2 实验结果及讨论 |
| 4.3 本章小结 |
| 5 中间包流场及结构优化数值模拟研究 |
| 5.1 数学模型的建立 |
| 5.1.1 基本假设 |
| 5.1.2 数学模型 |
| 5.1.3 模型边界条件 |
| 5.2 中间包控流装置优化方案 |
| 5.2.1 优化方案的数学依据 |
| 5.2.2 优化方案的工程描述 |
| 5.2.3 数学模拟过程 |
| 5.3 数学模拟结果与分析 |
| 5.3.1 原型中间包数模结果分析 |
| 5.3.2 挡坝和挡墙的优化研究 |
| 5.3.3 中间包两侧倾角的优化研究 |
| 5.3.4 对浇注区空间大小的优化 |
| 5.3.5 湍流抑制器的优化研究 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 中间包流场及结构优化的物理模拟 |
| 6.1 物理模型的建立 |
| 6.1.1 实验原理 |
| 6.1.2 实验装置 |
| 6.1.3 实验方法及步骤 |
| 6.2 数模和水模实验评价标准 |
| 6.3 水模型优化结果与分析 |
| 6.3.1 原型中间包水模结果分析 |
| 6.3.2 方案D3B3水模结果分析 |
| 6.3.3 方案D3B3C2水模结果分析 |
| 6.3.4 方案D3B3C2T4水模结果分析 |
| 6.3.5 方案D3B3J1C2T4水模结果分析 |
| 6.3.6 方案G1B4水模结果分析 |
| 6.4 优化方案 |
| 6.5 工厂工业试验验证 |
| 6.5.1 优化前后对中间温度的影响 |
| 6.5.2 优化前后对钢水洁净度的影响 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 板坯连铸结晶器浸入式水口的数值模拟研究 |
| 7.1 数学模型的建立 |
| 7.1.1 基本假设 |
| 7.1.2 控制方程 |
| 7.1.3 边界条件 |
| 7.1.4 数值模拟方法 |
| 7.1.5 数值模拟软件 |
| 7.1.6 数值模拟计算流程 |
| 7.2 数值模拟结果与分析 |
| 7.2.1 原型浸入式水口数值模拟研究 |
| 7.2.2 单因素参数变化数值模拟研究 |
| 7.2.3 多因素参数综合数值模拟研究 |
| 7.3 本章小结 |
| 8 板坯连铸结晶器的内部流场数值模拟研究 |
| 8.1 数学模型的建立 |
| 8.1.1 基本假设 |
| 8.1.2 控制方程 |
| 8.1.3 边界条件 |
| 8.1.4 数值模拟方法 |
| 8.1.5 数值模拟计算技术流程 |
| 8.2 数值模拟结果与分析 |
| 8.2.1 原型结晶器流场数值模拟结果分析 |
| 8.2.2 单因素参数变化结晶器流场数值模拟 |
| 8.2.3 多因素参数综合优化结晶器流场数值模拟 |
| 8.3 本章小结 |
| 9 板坯连铸结晶器的物理模拟研究 |
| 9.1 物理模型的建立 |
| 9.1.1 物理模型试验原理 |
| 9.1.2 试验装置及流场检测设备 |
| 9.1.3 研究方案 |
| 9.2 结晶器内流体的表面特征研究 |
| 9.2.1 不同水口液面波动研究 |
| 9.2.2 不同水口表面流速研究 |
| 9.3 结晶器内流体流动特征 |
| 9.3.1 原型水口结晶器内流体流动特征 |
| 9.3.2 水口X1结晶器内流体流动特征 |
| 9.3.3 水口X2结晶器内流体流动特征 |
| 9.3.4 水口X3结晶器内流体流动特征 |
| 9.4 保护渣行为模拟实验分析 |
| 9.4.1 原型水口结晶器内保护渣模拟 |
| 9.4.2 水口X3结晶器内保护渣模拟 |
| 9.5 优化水口的提出 |
| 9.6 工厂工业试验验证 |
| 9.6.1 优化前后凝固组织对比 |
| 9.6.2 优化前后振痕对比 |
| 9.6.3 优化前后结晶器内钢液流动对称性对比 |
| 9.7 本章小结 |
| 10 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（8）高锰高铝钢保护渣反应性控制及熔渣基本结构性能研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| 英文摘要 |
| 1 文献综述 |
| 1.1 连铸保护渣的基础理论 |
| 1.2 高锰高铝钢连铸保护渣 |
| 1.2.1 高锰高铝钢概述 |
| 1.2.2 高锰高铝钢保护渣的研究现状和发展趋势 |
| 1.3 钢渣反应热力学/动力学研究现状 |
| 1.3.1 钢渣反应热力学研究现状 |
| 1.3.2 钢渣反应动力学研究现状 |
| 1.4 高锰高铝钢保护渣吸收Al_2O_3夹杂的研究 |
| 1.4.1 Al_2O_3对保护渣基础性能的影响 |
| 1.4.2 保护渣吸收Al_2O_3夹杂动力学研究 |
| 1.5 高锰高铝钢保护渣微观结构的研究进展 |
| 1.5.1 熔渣微观结构的研究基础 |
| 1.5.2 CaO-SiO_2 系微观结构研究现状 |
| 1.5.3 CaO-Al_2O_3 系微观结构研究现状 |
| 1.6 课题研究的主要内容及创新点 |
| 1.6.1 课题研究的主要内容 |
| 1.6.2 课题研究的创新点 |
| 2 高锰高铝钢保护渣钢渣反应热力学研究 |
| 2.1 保护渣中常见氧化物和氟化物的反应性 |
| 2.2 CaO-BaO-Al_2O_3-SiO_2-CaF_2-Li_2O保护渣活度模型的建立 |
| 2.2.1 分子离子共存理论模型的假设 |
| 2.2.2 熔渣结构单元的确定 |
| 2.2.3 结构单元的质量作用浓度 |
| 2.2.4 反应标准吉布斯自由能的确定 |
| 2.2.5 质量作用浓度的计算 |
| 2.2.6 模型的验证 |
| 2.3 组分对保护渣反应性的影响 |
| 2.3.1 保护渣的反应性指标 |
| 2.3.2 Al_2O_3/SiO_2 比对保护渣反应性的影响 |
| 2.3.3 CaF_2对保护渣反应性的影响 |
| 2.3.4 Li_2O对保护渣反应性的影响 |
| 2.4 钢渣接触实验 |
| 2.4.1 实验方案 |
| 2.4.2 结果分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 高锰高铝钢保护渣钢渣反应动力学研究 |
| 3.1 钢渣反应动力学实验 |
| 3.1.1 实验方案的设计和实施 |
| 3.1.2 实验结果分析 |
| 3.2 基于双膜理论的钢渣反应动力学模型 |
| 3.2.1 动力学模型的建立 |
| 3.2.2 模型参数的确定 |
| 3.2.3 模型的计算 |
| 3.2.4 模型的验证 |
| 3.3 连铸过程钢渣反应动力学模型 |
| 3.3.1 模型的建立 |
| 3.3.2 连铸工艺参数 |
| 3.3.3 模型的应用和分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 高锰高铝钢保护渣吸收Al_2O_3夹杂的研究 |
| 4.1 Al_2O_3夹杂对保护渣基础性能的影响 |
| 4.1.1 保护渣成分的设计 |
| 4.1.2 熔化温度和黏度的测试方法 |
| 4.1.3 测试结果分析 |
| 4.2 保护渣吸收Al_2O_3夹杂的动力学 |
| 4.2.1 旋转圆柱法实验 |
| 4.2.2 动力学模型的建立 |
| 4.2.3 实验结果的分析与讨论 |
| 4.3 本章小结 |
| 5 非反应性保护渣生成区域的研究 |
| 5.1 非反应性保护渣组分及性能范围的确定 |
| 5.1.1 非反应性组分的选取 |
| 5.1.2 保护渣性能范围的确定 |
| 5.1.3 实验方法和测试 |
| 5.2 非反应性保护渣生成区域的设计 |
| 5.2.1 单纯形格子法 |
| 5.2.2 成分区域的设计 |
| 5.3 实验结果分析与讨论 |
| 5.4 非反应性保护渣黏度模型 |
| 5.4.1 保护渣成分对黏度的影响规律 |
| 5.4.2 修正的NPL黏度模型 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 非反应性保护渣熔渣结构研究 |
| 6.1 熔渣结构实验 |
| 6.1.1 成分设计 |
| 6.1.2 拉曼光谱实验 |
| 6.2 BaO取代CaO对熔渣结构的影响 |
| 6.3 (CaO+BaO)/Al_2O_3 比对熔渣结构的影响 |
| 6.4 F含量对熔渣结构的影响 |
| 6.5 本章小结 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 主要结论 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| A.作者在攻读学位期间发表的论文和获得的专利目录 |
| B.作者在攻读学位期间参与的科研项目 |
| C.学位论文数据集 |
| 致谢 |
（9）CeO2对稀土重轨钢保护渣物化性能的影响研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 稀土元素介绍 |
| 2.1.1 稀土在钢铁冶金过程中的物理化学 |
| 2.1.2 稀土在低合金及合金钢中的主要作用 |
| 2.1.3 稀土对低合金钢、合金钢性能的影响 |
| 2.1.4 稀土低合金钢、稀土合金钢的种类及性能 |
| 2.1.5 稀土低合金钢、合金钢中稀土加入工艺技术 |
| 2.2 连铸保护渣的基础理论 |
| 2.2.1 保护渣的工作原理 |
| 2.2.2 保护渣的基本冶金功能 |
| 2.2.3 保护渣的物化性能 |
| 2.2.4 保护渣的微观结构 |
| 2.3 稀土钢连铸保护渣的研究现状 |
| 2.3.1 稀土重轨钢的生产概述 |
| 2.3.2 稀土重轨钢连铸过程存在的问题 |
| 2.3.3 稀土钢连铸保护渣的研究进展 |
| 2.4 课题的研究意义及内容 |
| 2.4.1 研究背景及意义 |
| 2.4.2 研究内容及研究方法 |
| 3 CeO_2对含氟稀土重轨钢保护渣物化性能的影响 |
| 3.1 实验部分 |
| 3.1.1 试样准备 |
| 3.1.2 实验设备及步骤 |
| 3.2 CeO_2对熔化性能的影响 |
| 3.3 CeO_2对粘度的影响 |
| 3.4 CeO_2对微观结构的影响 |
| 3.5 CeO_2对结晶性能的影响 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 B_2O_3和CeO_2对无氟稀土重轨钢保护渣物化性能的影响 |
| 4.1 实验部分 |
| 4.1.1 试样准备 |
| 4.1.2 实验步骤及设备 |
| 4.2 B_2O_3对CaO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-CeO_2体系的影响研究 |
| 4.2.1 B_2O_3对熔化性能的影响 |
| 4.2.2 B_2O_3对粘度的影响 |
| 4.2.3 B_2O_3对微观结构的影响 |
| 4.2.4 B_2O_3对结晶性能的影响 |
| 4.3 CeO_2对CaO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-B_2O_3-CeO_2体系的影响研究 |
| 4.3.1 CeO_2对熔化性能的影响 |
| 4.3.2 CeO_2对粘度的影响 |
| 4.3.3 CeO_2对熔体结构的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 CeO_2对含氟和无氟稀土重轨钢保护渣结晶和传热的影响 |
| 5.1 实验部分 |
| 5.1.1 试样准备 |
| 5.1.2 实验设备及步骤 |
| 5.2 CeO_2对传热性能的影响 |
| 5.2.1 CeO_2对含氟保护渣的影响 |
| 5.2.2 CeO_2对无氟保护渣的影响 |
| 5.3 CeO_2对结晶行为的影响 |
| 5.3.1 CeO_2对含氟保护渣的影响 |
| 5.3.2 CeO_2对无氟保护渣的影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 CeO_2对CaO-Al_2O_3基稀土重轨钢保护渣物化性能的影响 |
| 6.1 成分设计 |
| 6.2 实验部分 |
| 6.2.1 试样准备 |
| 6.2.2 实验设备及步骤 |
| 6.3 CeO_2对熔化性能的影响 |
| 6.4 CeO_2对粘度特性的影响 |
| 6.5 CeO_2对微观结构的影响 |
| 6.6 CeO_2对结晶性能的影响 |
| 6.7 本章小结 |
| 7 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（10）基于赤泥基熔剂的炼钢渣系基础性能及脱磷行为研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 转炉脱磷工艺概述 |
| 2.1.1 转炉单渣法脱磷工艺 |
| 2.1.2 转炉双渣法深脱磷工艺 |
| 2.1.3 转炉双联法脱磷工艺 |
| 2.2 脱磷的重要性 |
| 2.3 脱磷反应热力学 |
| 2.3.1 脱磷反应 |
| 2.3.2 影响脱磷的主要因素 |
| 2.3.3 磷分配比和磷容量 |
| 2.4 铝业赤泥概况 |
| 2.4.1 赤泥简介 |
| 2.4.2 赤泥的危害 |
| 2.4.3 赤泥的综合利用 |
| 2.5 研究背景及内容 |
| 2.5.1 研究背景 |
| 2.5.2 研究思路与内容 |
| 3 实验用原料及分析方法 |
| 3.1 实验用原料 |
| 3.2 实验主要检测分析方法 |
| 3.3 实验原材料赤泥的基本特点 |
| 3.3.1 赤泥粒度分析 |
| 3.3.2 赤泥的XRF荧光分析 |
| 3.3.3 赤泥的XRD分析 |
| 3.3.4 赤泥的差热分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 CaO-FetO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O渣系基本物理特性 |
| 4.1 传统CaO-FetO-SiO_2炼钢渣系的基本特点 |
| 4.2 CaO-Fe_tO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O渣系的熔化性能 |
| 4.3 CaO-Fe_tO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O渣系的黏性特点 |
| 4.3.1 CaO-Fe_tO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O渣系的粘度理论计算 |
| 4.3.2 CaO-Fe_tO-SiO_2-MgO-Al_2O_3-Na_2O-P_2O_5渣系粘度的实验测定 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 CaO-FetO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-(TiO_2)渣系的脱磷能力 |
| 5.1 CaO-FetO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-(TiO_2)渣系与碳饱和铁水间的磷分配比 |
| 5.1.1 实验原理 |
| 5.1.2 实验原料及装置 |
| 5.1.3 实验方法及步骤 |
| 5.1.4 实验结果与分析 |
| 5.2 CaO-FetO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-(TiO_2)渣系的磷容量 |
| 5.3 CaO-FetO-SiO_2-Al_2O_3-Na_2O-(TiO_2)渣系磷的富集行为 |
| 5.3.1 实验方法 |
| 5.3.2 实验结果与分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 赤泥基熔剂在炼钢中应用的实验室基础实验 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 赤泥基熔剂在铁水脱磷中的应用研究 |
| 6.2.1 实验装置和原料 |
| 6.2.2 实验过程 |
| 6.2.3 实验结果与分析 |
| 6.3 模拟转炉炼钢过程应用赤泥基熔剂的基础研究 |
| 6.3.1 实验装置和原料 |
| 6.3.2 实验过程 |
| 6.3.3 实验结果与分析 |
| 6.4 赤泥含碳球团用于转炉炼钢工艺的研究 |
| 6.4.1 实验原料和过程 |
| 6.4.2 实验结果与分析 |
| 6.5 赤泥基熔剂用于转炉中高磷铁水冶炼的实验研究 |
| 6.5.1 引言 |
| 6.5.2 实验原料和过程 |
| 6.5.3 实验结果与分析 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 赤泥基熔剂在炼钢中应用的中间扩大试验及工业试验 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 中间扩大试验 |
| 7.2.1 中间扩大试验的原料和过程 |
| 7.2.2 中间扩大试验的结果与分析 |
| 7.2.3 赤泥基转炉渣磷的富集与分布 |
| 7.3 工业试验 |
| 7.3.1 工业试验基本条件 |
| 7.3.2 工业试验结果 |
| 7.3.3 赤泥使用方式建议 |
| 7.4 本章小结 |
| 8 结论与工作展望 |
| 8.1 结论 |
| 8.2 主要创新点 |
| 8.3 展望 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
四、CaF_2基五元渣系低熔点区化学组成的确定（论文参考文献）
- [1]DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究[D]. 李宏亮. 北京科技大学, 2021(08)
- [2]CaO-Al2O3-TiO2基高钛钢用保护渣开发及冶金特性研究[D]. 朴占龙. 北京科技大学, 2021(08)
- [3]直接利用高炉熔渣制备铸石的技术基础研究[D]. 陈奎元. 北京科技大学, 2021
- [4]低碱度渣冶炼用钢包镁碳质耐火材料研究[D]. 向兴. 武汉科技大学, 2021(01)
- [5]电渣重熔大型IN718镍基合金铸锭合金元素氧化控制的基础研究[D]. 段生朝. 北京科技大学, 2021(02)
- [6]CaF2-CaO-Al2O3-TiO2渣基础研究及其在含钛合金电渣重熔中的应用[D]. 郑顶立. 北京科技大学, 2020(12)
- [7]GOR-LF-CC流程生产高洁净不锈钢关键工艺及理论研究[D]. 李六一. 北京科技大学, 2020(06)
- [8]高锰高铝钢保护渣反应性控制及熔渣基本结构性能研究[D]. 李至荣. 重庆大学, 2019
- [9]CeO2对稀土重轨钢保护渣物化性能的影响研究[D]. 蔡泽云. 北京科技大学, 2019(07)
- [10]基于赤泥基熔剂的炼钢渣系基础性能及脱磷行为研究[D]. 李凤善. 北京科技大学, 2019(07)