中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

Descaling of Medium-C and High-Si, Mn Steels

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

熱軋前加熱爐出來的板坯表面除鱗是提高帶鋼表面質量的重要環節。採用感應加熱的方式,在實驗室完全模擬軋鋼板坯加熱爐燃燒的爐內氣氛,在感應加熱爐內控制氣氛,對高矽、高錳和中碳鋼進行氧化模擬。試樣形成氧化鐵皮後使用高壓水噴嘴除鱗,模擬鑄坯加熱後離開加熱爐後,在輥道上高壓水除鱗行為。研究了噴嘴撞擊力

(N/mm

2

對不同鋼種的除鱗效能的影響。討論了除鱗所需的撞擊力的臨界值

在熱軋帶鋼前,將連鑄板坯重新加熱到其變形溫度是軋鋼工序中一個常見步驟,以便於軋機對鑄坯和軋件的壓下和成形,最終成為熱軋帶鋼盤卷。在鑄坯加熱過程中,鑄坯暴露在含有氧化性成分

如殘餘氧、二氧化碳和水蒸氣

的爐內燃燒氣氛中,導致形成不需要的氧化鐵皮,可以厚達幾毫米,影響熱軋帶鋼的表面質量。

[1]

鑄坯表面形成的氧化鐵皮對熱軋鋼材的表面質量、軋輥帶鋼介面行為及其它不良影響,需要在熱軋變形前給與清除。

[2,3]

除鱗通常是透過高壓水

最高可達

4000psi

,即

27。5MPa)

從噴嘴打出的射流撞擊到鑄坯表面實現的。除鱗過程可進一步分為初級和二級除鱗階段,初級除鱗過程通常在板坯加熱爐加熱後進入第一粗軋熱軋機架之前的輥道上進行,為了有效地去除在連鑄工序和加熱爐加熱過程中形成的初始的氧化鐵皮,在熱軋壓下道次中,這種除鱗過程可能會重複進行,有時需要重複三次。在某些情況下,為了減少連鑄過程中形成的氧化鐵皮的影響,在鑄坯和加熱爐之間可能會加入一個額外的初級除鱗步驟。二次除鱗是在粗軋機和精軋機之間的輥道上進行,目的是去除熱軋過程中軋件暴露在空氣中形成的二次氧化鐵皮。如果這兩個階段還不能達到所需的帶鋼表面質量,有時就需要對連鑄板坯表面進行進一步修磨處理,特別是對鋼的表面可能會形成高粘度和難以在熱軋過程中去除氧化鐵皮,所以在連鑄工序中將鑄坯表面修磨乾淨。

氧化鐵皮的組成結構複雜,

[1,4~8]

除鱗工藝引數、包括噴嘴設計、

[9~11]

水壓引數

[12~13]

和工藝裝置的機械設計等對除鱗效率有很大影響。形成的氧化鐵皮特性受到鋼的化學成分、加熱溫度和爐內氣氛條件的影響,由於這些因素之間的相互作用和影響,迫切需要對軋鋼生產中的除鱗工藝進行全面分析。鋼的化學成分和微量雜質元素含量水平都影響氧化鐵皮

/

鋼基體介面的不均勻性,據報道,高殘餘鎳含量會阻礙鑄坯和軋件的除鱗,

[14]

含矽鋼的除鱗困難是由於在較高溫度

(1200℃

以上

下形成

FeO-SiO

2

氧化物共晶產物

鐵橄欖石

有關,這種液態的氧化鐵皮渣鋼的介面具有很強溼潤性,促進了介面的強附著力,從而阻礙了氧化鐵皮的去除。

用於除鱗的水力引數通常使用所謂的撞擊力

(IF)

進行數值表徵,該撞擊力描述為噴嘴的總衝擊力

(IT)

與總覆蓋面積

(IT/A)

的比值

[10]

高壓水水力學引數如影響撞擊力的噴嘴到鑄坯的距離

[10]

已被證明對除鱗效率有很強的影響,

[16]

然而,分析鋼中合金元素對除鱗效能影響的研究較少,有效除鱗所需的撞擊力臨界值的資訊也是很有限的。

不良的除鱗效率對熱軋過程產生不利影響,除鱗過程中殘留在鑄坯表面的氧化鐵皮就會形成缺陷,

[1]

影響最終軋製產品的表面質量。鋼中特定元素如

C

Mn

Si

如何影響除鱗效率,以及如何控制高壓水引數來提高除鱗效能,鋼鐵生產企業是非常感興趣的。

本文對中碳鋼和幾種含

Si

Mn

的合金鋼在實驗室條件下對鑄坯表面氧化進行了試驗研究。透過對軋鋼加熱爐內燃燒氣體的氣氛進行熱模擬試驗,採用數控機構特殊除鱗裝置控制板坯和噴嘴的距離,進行模擬熱軋除鱗試驗。

實驗程式

本研究中使用的鋼的成分如表

1

所示,這套實驗室鑄態鋼試樣包括:低碳含矽含錳對比鋼樣,中碳中矽中錳鋼,低碳中矽高錳鋼和高碳高矽中錳鋼。鑄態鋼試樣精加工尺寸為

165mm× 110mm× 20mm

,加工去除鑄態鋼試樣表面便於本文的研究。加工後的樣品使用

60

目粒碳化矽溼法研磨完成,使用

3D

光學輪廓儀

(Nanovea, Model PS50 Micro Photonic Inc。)

測量研磨試樣的表面質量,

Ra

達到

0。271m

。為了防止在實驗前試樣生鏽,樣品表面用乙醇清洗並風乾儲存。

1

實驗室用鑄態鋼試樣化學成分

(wt。%)

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

為了模擬軋鋼加熱爐加熱過程中氧化鐵皮的形成,將試樣在

35 kw

LSZ

感應熔煉爐

(LSZ-35

中加熱,熔煉爐有一個

200mm × 130mm × 25mm

的感應室,該感應室嵌入在一個封閉的外殼中,可以控制熔內氣氛

1)

。在加熱過程中,爐腔頂部用高嶺土耐火纖維覆蓋。加熱爐具有多通道氣體混合系統,採用陶瓷管將氣體送入爐膛,模擬軋鋼加熱爐的氣氛是天然氣燃燒氣氛的比例混合來模擬的

2)

,混合氣體的組成由多通道質量流量控制系統和溫度受控的水飽和系統控制。在觀察軋鋼加熱爐操作條件的基礎上,選擇

2%

的過量氧含量的氣氛進行研究。供應到加熱腔體室的氣體流量為

6000 ml/ min

,在反應區的氣體流速為

2 cm/s

,計算證實了在這個流量下反應區氣體並不缺乏。透過在板坯上插入

k

型熱電偶來控制加熱過程中的溫度,熱電偶可以調節爐膛感應加熱功率,將加熱溫度控制在

±10℃

以內。實驗的加熱溫度為

1200

℃,時間為

90

分鐘,這是軋鋼加熱爐均熱段溫度和保溫時間。

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

1

感應加熱爐控制氣氛設定

圖左上:燃燒氣體成分,多通道氣體供應管路;左下:爐內氧化氣氛的控制

圖中上:

35KW

感應線圈;中下:控制爐內氣氛。

圖右上:溫度監控熱電偶插入口;右下:控制爐內氣氛示意圖,熱電偶,各種氣體進入陶瓷管路,鑄態鋼試樣,陶瓷線圈隔離器,

35KW

感應線圈,高嶺土耐火纖維,絕緣墊,澆鑄成型耐材腔體件。

2

實驗室氧化模擬軋鋼加熱爐加熱條件

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

試樣在爐內氣氛條件下氧化結束後,將試樣小心地從爐腔中取出,並迅速移送到除鱗室中,以避免在除鱗前大氣環境中冷卻,在除鱗裝置內用高壓水對試樣進行除鱗作業。用於除鱗的數控工作臺裝置

2)

可以在除鱗過程中變化噴嘴到試樣表面的距離,這樣允許在不同的噴嘴高度上進行除鱗作業,對應不同的撞擊力

IFs (N/mm

2

。除鱗過程採用的噴嘴先導角

15°

,流量為

4 l/min

,壓力為

4000psi

27。5MPa

),速度為

0。01 m/

秒。透過軟體控制使噴嘴到試樣的距離

數控

Z

距離

在試樣的長度上進行變化,降低噴嘴的高度來引起相應的

IF

的增加。噴霧系統有限公司負責的壓力錶驗證了與噴嘴位置相關的實驗中的撞擊力

IF

,並在本文中指定為

IF”

1 N/mm2

IF”

1。4 N/mm2

IF”

2。2 N/mm2

。試樣除鱗後,立即用冷水淬火,防止試樣的二次氧化。在用不同的

IF

除鱗過程中形成的三個印記被塗上環氧樹脂,以儲存表面以備後續檢查。

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

2

使用數控平臺裝置進行試樣除鱗

(左圖:除鱗數控臺;中圖:噴嘴,數控移動噴嘴框架,除鱗室。右圖:除鱗中不同撞擊力)

15mmx 20mm

尺寸的氧化鐵皮試樣從不同的鑄鋼試樣長度上擷取,原始的氧化鐵皮試樣是從沒有經過高壓水除鱗鋼試樣上提取進行分析。所有提取的試樣都被切成橫截面,鑲嵌在環氧樹脂中,用

1200

目碳化矽砂紙研磨拋光,或者使用使用

0。1m

金剛石研磨料進行機械拋光,使用低拋光壓力,以減少氧化鐵皮的破裂。使用配備

Bruker

能量色散光譜

(EDX)

TESCAN-ASCAT

系統,使用掃描電子顯微鏡

(SEM)

分析原始氧化鐵皮和殘留的氧化鐵皮的形貌、厚度、微觀結構和化學成分。採用定量方法評價除鱗效率,將除鱗後試樣表面分為三種結構,在從除鱗表面測量各組織結構,得到的各橫截面試樣中的百分比。透過在

20 - 100 μ m

不同放大倍率下采集

20

幀或更多的

SEM

影象,對提取的除鱗區域的整個寬度

(15 mm)

進行定量分析,使用

ImageJ

軟體作為測量工具對三種不同的表面分類進行量化。

結果

加熱時形成的氧化鐵皮

基礎對比鋼:

3

最上面一行顯示的是低

C

Mn

和中

Si

的基礎對比鋼在

1200

℃溫度燃燒氣氛中下氧化

90

分鐘後形成的氧化鐵皮的橫截面組織。氧化鐵皮由外層

外層和中間層

向內

內層與次表層合併

生長組成,外層氧化鐵皮厚度為

850 ~ 1000m

,內層氧化鐵皮膜厚度為

45 ~ 90m

。外部氧化鐵皮層具有連續緻密的結構特徵,而內層氧化鐵皮在金屬氧化物糾纏的氧化鐵皮

/

鋼邊界之間存在較高的孔隙率,內層的氧化鐵皮結構在不同的截面上是不均勻不連續的,在某些截面上還與基體粘連,而在其它截面上則與基體完全分離。

EDX

化學分析表明,氧化層外部含有鐵基氧化物,

Raman

光譜相識別表明該氧化層中存在

Fe

2

O

3

Fe

3

O

4

相,內層含有純鐵與微量銅、鐵基氧化物和鐵矽基氧化物的混合化學成分。相鑑別表明該層為

Fe

2

SiO

4

Fe

3

O

4

的混合,在內部還形成了一個隨機分散的包含氧化物袋狀的點狀層,併疊加在金屬基底上,從氧化鐵皮

/

鋼邊界向基底延伸約

30m

深。該層的化學性質表明存在混合的

Fe-Si- Mn

基氧化物。

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

3

除鱗前,在

1200

℃加熱的鋼中出現的橫截面背散射電子

(BSE)

影象和氧化鐵皮結構和化學成分

中碳鋼

中碳鋼氧化鐵皮的橫截面組織

3

,第二行

顯示了與對比基礎鋼形成的氧化鐵皮有明顯不同的結構,外層氧化鐵皮厚度在

600 ~ 700 μ m

之間,內層氧化鐵皮厚度在

25 ~ 70 μ m

之間。外層是一個密集的氧化鐵皮結構,橫向裂縫貫穿其中,外層與內層氧化鐵皮部分是分開的。內層氧化鐵皮底部對金屬基體有明顯的根狀滲透,其金屬基體的滲透深度可達

100m

,這樣的氧化鐵皮與金屬基體有較強的附著力。在內層也可以看到鐵的金屬,並隨機分佈在內層和次表層。不同氧化鐵皮層的化學分析表明,外層和內層氧化鐵皮中分別存在類似的鐵基氧化物和鐵矽基氧化物。

Raman

光譜顯示,外層主要是

Fe

2

O

3

Fe

3

O

4

相,內層是

Fe

2

SiO

4

Fe

3

O

4

相的混合物,這表明,鋼中的碳改變了鋼的氧化鐵皮的形態

結構和厚度

,但對氧化鐵皮層的化學成分和存在的相是沒有影響的。

高矽鋼:

在高矽含量鋼的情況下

3

第三行

,氧化鐵皮結構的特徵是在外層透過內層的次表面隨機分佈孔洞,外層氧化鐵皮厚度為

1000 ~ 1200m

,內層厚度為

80 ~ 190m

。內層氧化鐵皮結構和亞表面氧化結構合併,夾帶有大量的金屬顆粒。氧化鐵皮內層與金屬基體結合良好,在某些部位與外層分離,且該層不均勻。元素對映顯示,內層是矽基氧化物層,其中有一些鐵基氧化物。在氧化鐵皮

/

鋼的邊界處,內層氧化鐵皮與基體相連。這種結構可能是低熔點

(1180°C)

鐵橄欖石共晶形成的結果。相圖識別支援了該相的存在,在內層的氧化鐵皮有

Fe

2

SiO

4

Fe

3

O

4

相的混合物,該相在

1200°C

加熱時可以熔化。

高錳鋼:

高錳鋼的外層氧化鐵皮厚度不均勻,在

900 - 1100m

之間

3

,底部一行

,在外層氧化鐵皮和內層邊界處觀察到橫向裂紋和空洞,內層的氧化鐵皮厚度在

50 ~ 80 μ m

之間,其特徵是多相氧化物混合物滲透到金屬基體中。該層金屬顆粒量大,金屬粒徑可達

50m

。高錳鋼亞表面形成了大量的氧化物口袋,內層在氧化鐵皮

/

鋼基體邊界處具有一致的結構。外層的氧化鐵皮化學分析觀察到純氧化鐵與微量錳。內層由混合化學成分組成,從外部介面到內部介面

Mn

的濃度增加。內層

內部和次表層

的相分析確定了

Fe

2

SiO

4

Fe

3

O

4

相的存在,而在亞表面形成的口袋中檢測到含錳氧化物。在這些小口袋中沒有識別出相,熱力學模擬預測了

MnSiO

3

Mn

2

SiO

4

相的形成

除鱗後表面質量分類

加熱氧化後的鑄鋼試樣使用不同的撞擊力

IF

高壓水除鱗,為了從這些實驗中獲得定量資料,將除鱗表面的質量分為三類表面

4)

A

類表面質量指完全去除了試樣的外層和複雜的內層以及亞表面的氧化鐵皮。

B

類表面質量指完全去除的外層氧化鐵皮和部分去除的內層

內層和亞表面

氧化鐵皮,特別是存在

Fe

2

SiO

4

相時。

C

類表面質量指完全去除外層和內層氧化鐵皮,但含有穿透的亞表面氧化物,根狀氧化鐵皮結構具有金屬粒子夾帶。

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

4

除鱗後鑄造試樣表面分類

除鱗效率

基礎對比鋼:

對基礎對比鋼的表面分析和質量量化見圖

5

所示的不同撞擊力

IF

不同除鱗效率下具有明顯差別。觀察到低的噴嘴撞擊力條件下完全能夠去除外層氧化鐵皮

(Fe-oxides)

和清除了部分內層氧化鐵皮

混合

Fe-Si

氧化物

,即

A

類表面佔

70%

以上,

30%

表面是

B

類和

C

類,

B

類和

C

類表面殘留的氧化鐵皮含有內層和亞表面滲入進去的氧化層。將撞擊力

IF

增加到中等水平後,殘留氧化鐵皮由

20%

減少至

12%

,特別是

B

類表面殘留氧化鐵皮減少,增加了

A

類表面的比例,殘留氧化鐵皮厚度由

5-12m

範圍減少至

3-5m

。殘餘的氧化鐵皮,尤其是

C

類表面殘留氧化物,是由捕獲的亞表層金屬顆加強固結氧化鐵皮構成。在最高的撞擊力

IF

條件下,大量的殘餘氧化鐵皮已經去除,看到的氧化物是除鱗後形成的二次氧化物,基體試樣金屬表面裂紋內形成的氧化鐵皮也被去除,除鱗後裂紋周圍形成了二次氧化物,量化表面質量:清潔表面佔

94%

,其餘

6%

有點氧化鐵皮,為

C

類表面氧化鐵皮結構,殘餘在表面的氧化鐵皮厚度小於

5m

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

5

不同撞擊力

IFs

下基礎鋼除鱗後的表面質量

中碳鋼:

這個中碳鋼的氧化鐵皮具有滲透基體內部的能力

內層和亞表面

)(

3)

。使用低的高壓水噴嘴撞擊力除鱗條件表現出完全去除外層氧化鐵皮和部分內層氧化鐵皮

(B

類和滲透到亞表面

C

)(

6)

。除鱗後剩餘的氧化鐵皮的厚度可達

20m

。表面質量的定量分析表明,在低

IF

條件下,約

50%

的殘餘氧化鐵皮

(B

類和

C

仍殘留在表面,由

Fe

2

SiO

4

Fe

3

O

4

氧化相組成,這些殘餘氧化物與基體連線良好,因為在這種化學成分的鋼有大量的滲入到金屬基體內部氧化物。在中等撞擊力

IF

條件下,殘留氧化鐵皮量顯著減少,尤其是在表面

B

類上,沒有滲透到基體的氧化鐵皮,在

C

類表面氧化鐵皮沒有太複雜的結構,剩餘氧化鐵皮厚度範圍下降到約

13m

和佔

25%

的量化表面覆蓋,而乾淨良好的表面佔

75%

的覆蓋率。觀察到大多數的氧化物滲透到基體

(C

有不同的方向:垂直、水平和扭曲幾何狀與不同的滲透角度,

C

類殘留氧化鐵皮大部分為複合氧化物。在高撞擊力

IF

條件下,觀察到有滲透的複合氧化物被部分去除。垂直方向的滲透的氧化物被去除,而扭曲和傾斜方向的氧化物滲透只被部分去除。在這種高的

IF

條件下,殘留氧化物主要為表面

C

(12%)

,氧化鐵皮厚度約為

10m

,近

85%

的表面被量化為清潔表面

(A

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

6

中碳鋼在不同的

IFs

下的表面質量

高矽鋼:

對除鱗前的原始氧化鐵皮結構的表徵顯示,內層氧化鐵皮形成機制複雜,包括可能形成了液態的鐵橄欖石(圖

3

),由於內層氧化鐵皮中存在大量的孔隙和空隙,內層也是不均勻的,氧化鐵皮的厚度最高可達

190m

,最低可達

80m

。在低撞擊力

IF

條件下,只有

34%

的表面質量良好,氧化鐵皮被完全去除

(A

)(

7)

,剩下的氧化鐵皮在

B

類表面

(27%)

C

類表面

(39%)

的混合物,殘留氧化鐵皮層厚度可達

85m

,約為原內層氧化鐵皮厚度的一半。在中等撞擊力

IF

條件下,

A

級表面潔淨率沒有明顯變化,在基礎對比試驗和中

C

鋼試驗中可見這種狀況。殘留的氧化鐵皮量達

50%

左右,

B

類殘留量下降

9%(

27

降至

18%)

C

類殘留量下降

5%(

39

降至

34%)

。殘餘氧化鐵皮的特徵是混合的鐵橄欖石和夾帶的金屬層,表現出強烈的附著力。在最高撞擊力

IF

條件下,定量化的表面質量與之前的

IF

相比沒有明顯改善,此時總體清潔表面佔

53%

,殘留氧化鐵皮表面佔

47% (B

類為

17%

C

類為

30%)

,殘留氧化物以

C

類為主,觀察到的量是

B

類量的差不多兩倍。對殘留氧化鐵皮的觀察表明,一些殘留氧化鐵皮強烈地附著在氧化鐵皮滲入到亞表面的底部,由於在除鱗過程中無法直接與衝擊的高水壓接觸,因此很難去除。殘留氧化鐵皮厚度約為

60m

,較第一次

IF

條件

(1。0 N/mm

2

減少了

15m

。總的來說,高矽鋼顯示出顯著的抗高壓水除鱗效果,這可以從其量化的殘餘氧化鐵皮的百分比來看,這可以歸因於該鋼內層中形成的氧化物的複雜性。

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

7

高矽鋼在不同

IFs

下除鱗後的表面質量

高錳鋼:

與高矽鋼相似,高

Mn

鋼顯示的除鱗效率較低

8)

,最初的高錳鋼氧化鐵皮結構的特點是大量的金屬夾帶和下部氧化層的滲透到基體內

3)

。殘餘的氧化鐵皮在低撞擊力

IF

下是

70%

,而在最高的

IF

下降低到

40%

。隨著撞擊力

IF

的提高,

A

類量化表面百分比逐步提高,

IF

最低時候

A

類只有

30%

IF

在最高時候達到

60%

。殘餘氧化鐵皮

(B

類和

C

的特徵是氧化物滲透到金屬基體中,同時有

Fe

2

SiO

4

氧化物相附著,在氧化鐵皮內層的氧化物

/

鋼邊界處表現出強烈的連線。低撞擊力

IF

條件下除鱗後測得的殘餘氧化鐵皮厚度為

40m

左右,最高撞擊力

IF

條件下降低到只有

20m

左右。表面

C

類是主要的殘餘氧化物型別,從氧化物

/

鋼介面邊界向基材延伸了

50m

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

8

高錳鋼在不同

IFs

下除鱗後的表面質量

討論

基於數控的除鱗過程的測試方法允許在單個測試試樣樣本上改變撞擊力

IF

測試條件,並獲得除鱗測試結果,同時使用多個測試試樣樣本來最小化產生的誤差。圖

9

為不同試驗鋼種的撞擊力對除鱗效率的影響,觀察到,在中等

(1。4 N/mm2)

和高等

(2。2 N/mm2)

之間的臨界

IF

條件下,足以去除基準對比鋼試樣樣品的氧化鐵皮,殘餘氧化鐵皮覆蓋率約為

6%

,表面都是

B

級和

C

級,

A

類表面清潔率為

94%

。在中碳鋼的情況下,很高撞擊力

IF

條件僅足以去除近

90%

的氧化鐵皮,然而,

C

類殘餘氧化鐵皮是主要的殘餘氧化物型別,可能需要其他的除鱗方法來去除。對於高合金鋼

(Mn

Si)

,觀察到達到

90%

以上除鱗效率所需的臨界

IF

條件為

2。2 N/mm

2

,因為這些鋼表面殘留氧化物具有很高的

B

類和

C

類表面,並且氧化鐵皮的厚度明顯較高

10)

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

9 IF

對:

(a)

基體鋼、

(b)

中碳鋼、

(c)

高矽鋼和

(d)

高錳鋼除鱗效率的影響

中碳鋼高矽鋼高錳鋼的除鱗

10 IF

對不同鋼種除鱗後殘餘氧化鐵皮厚度的影響

對比除鱗後剩餘的氧化鐵皮

(B

級和

C

級的

,隨著撞擊力

IF

的增加氧化鐵皮的厚度減小

10)

。在

2。2 N/mm

2

的撞擊力

IF

條件下,除鱗後高矽鋼的殘餘氧化鐵皮厚度最大

(60m)

,其次是高錳鋼的

(18m)

,而中碳鋼和基礎對比鋼的殘餘氧化鐵皮厚度均小於

10m

。結果表明,主要合金元素

(Mn

Si)

對鋼的除鱗效率有較大的影響,這主要是由於這些鋼在燃燒氣體中加熱時形成的氧化鐵皮介面結構的複雜性的緣故。

結論

採用四種實驗室鑄鋼試樣進行加熱和除鱗處理,包括低碳和中碳鋼和兩種高合金

Si

Mn

元素的鋼種,研究了在燃燒氣氛中加熱和除鱗過程中氧化鐵皮的形成。採用

3

種高壓水除鱗撞擊力

低、中、高的

IF)

評價試樣樣品的除鱗效率。這些鋼種在加熱過程中形成的氧化鐵皮結構在其內層和外層表現出明顯不同的化學成分和形態

厚度、拓撲結構和均勻性

,提出了一種基於殘餘氧化鐵皮尺度結構的三類覆蓋百分比來量化除鱗效率的方法。除鱗試驗表明,氧化鐵皮內層和滲入到基體內部亞表面的氧化物是影響除鱗效能的最重要因素。中碳鋼的氧化鐵皮具有氧化滲透作用,影響其除鱗效率,除鱗後殘留氧化鐵皮結構中含有根狀滲透氧化物。在合金鋼中,高矽鋼表面存在明顯的鐵橄欖石相,並伴有明顯的夾帶金屬,該層具有較高的除鱗阻力。錳鋼還含有根狀穿透性氧化物和夾帶金屬,這些金屬強烈附著在表層垢上,阻礙了除鱗過程中與高壓水壓力的直接接觸,從而降低了除鱗效率。合金鋼的除鱗效率較低的原因還包括內層氧化鐵皮厚度和氧化鐵皮組織中缺陷的形成綜合作用。合金鋼有效除鱗所需的臨界

IF

條件為

2。2 N/mm

2

以上,而基礎對比鋼和中

C

鋼的臨界

IF

條件為

1。4 ~ 2。2 N/mm

2

即可有效地除鱗。

致謝

本研究得到了法國

Peaslee

鋼鐵製造研究中心的支援,作者感謝

Peaslee

鋼鐵製造研究中心行業諮詢委員會的支援和指導。

參考文獻

1。 S。Lechwar, L。 Rauch and M。 Pietrzyk, “Use of Artificial Intelligence inClassification of Mill Scale Defects,” Steel Research Int。, 2015, Vol。 86, No。3, pp。 266–277。

2。 Y。 Yuand J。G。 Lenard, “Estimating the Resistance to Deformation of the Layer ofScale During Hot Rolling of Carbons Steel Strips,” Journal of MaterialsProcessing Technology, 2002, Vol。 121, pp。 60–68。

3。 D。BWei, J。X。 Haung, A。W。 Zhang, Z。Y。 Jiang, A。K。 Tieu, X。 Shi and S。H。 Jiao, “TheEffect of Oxide Scale of Stainless Steels on Friction and Surface Roughness inHot Rolling,” Wear, 2011, Vol。 271, pp。 2417–2425。

4。 O。A。Zambrano, J。J。 Coronado and S。A。 Rodriguez, “Mechanical Properties and PhasesDetermination of Low Carbon Steel Oxide Scales Formed at 1,200°C in Air,”Surface and Coating Technology 2015, Vol。 282, pp。 155–162。

5。 R。Osei, S。N。 Lekakh and R。J。 O’Malley, “Scale Formation on 430 Stainless Steel ina Simulated Slab Combustion Reheat Furnace Atmosphere,” AISTech 2020 ConferenceProceedings, 2020, pp。 1126–1137。

6。 R。Osei, S。N。 Lekakh and R。J。 O’Malley, “Thermodynamic Prediction and ExperimentalVerification of Multiphase Composition of Scale Formed on Reheated AlloySteels,” Met Trans B, 2021, Vol。 52, pp。 393–404。

7。 W。 Sun,“A Study on the Characteristics of Oxide Scale in Hot Rolling of Steel,” Ph。D。thesis, University of Wollongong, 2005。

8。 J。S。Sheasby, W。E。 Boggs and E。T。 Turkdogan, “Scale Growth on Steel at 1200°C:Rationale of Rate and Morphology,” Met。 Sci。, 1984, Vol。18, pp。 127–136。

9。 J。Frick, “Optimization of Nozzle Arrangements on Descaling Headers,” 4thInternational Conference on Hydraulic Descaling, London, U。K。, 2003。

10。 R。Lesli, “Effect of Spray Height, Lead Angle and Offset Angle on Impact,” AISTech2005 Conference Proceedings, 2005。

11。 J。W。Frick, “More Efficient Hydraulic Descaling Header Designs,” Metallurgical Plantand Technology International, 2004, Vol。 27, No。 2, pp。 90–92。

12。 M。Hnizdil and M。 Raudensky, “Descaling by Pulsating Water Jet,” Metals, 2010,Vol。 5。

13。 H。Votavova and M。 Pohanka, “Study of Water Collision of HighPressure Flat JetNozzles for Hydraulic Descaling” Applied Mechanics and Materials, Vol。 821,2015, pp。 152–158。

14。 T。Asai, T。 Soshiroda and M。 Miyahara, “Influence of Ni Impurity in Steel on theRemovability of Primary Scale in Hydraulic Descaling,” ISIJ International,1997, Vol。 37, No。 3, pp。 272–277。

15。 P。C。Pistorius, N-A。 Quagraine and C。 Coetzee, “Descaling Behaviors of StainlessSteel following Simulated Reheating,” The Journal of the South AfricanInstitute of Mining and Metallurgy, 2003, pp。 607–615。

16。 P。Kotrbacek, J。 Horsky, M。 Raudensky and M。 Pohanka, “Influence of Parameters ofHydraulic Descaling on Temperature Losses and Surface Quality of RolledMaterial,” Suppl。 Metal Forming, 2004, pp。 367–3

作者

RichardOsei (top row, left) Graduate Research Assistant, Peaslee Steel ManufacturingResearch Center, Department of Materials Science and Engineering, Missouri Universityof Science and Technology, Rolla, Mo。, USA rovhb@umsystem。edu

Simon Lekakh (top row, right) ResearchProfessor, Peaslee Steel Manufacturing Research Center, Department of MaterialsScience and Engineering, Missouri University of Science and Technology, Rolla,Mo。, USA lekakhs@mst。edu

RonaldO’Malley (middle row, left) F。 Kenneth Iverson Endowed Chair Professor;Director, Kent D。 Peaslee Steel Manufacturing Research Center, MissouriUniversity of Science and Technology, Rolla, Mo。, USA omalleyr@mst。edu

LesliPeterson (middle row, right) Project Engineer, Spraying Systems Co。, Wheaton,Ill。, USA lesli。peterson@spray。com

OldairSasso (bottom) Director of Market Development, Spraying Systems Co。, Wheaton,Ill。, USA oldair。sasso@spray。com

唐傑民2021年11月上旬於安徽黃山市屯溪翻譯自美國《鋼鐵技術》2021年11月期刊,水平有限,翻譯不當之處請各位看官給與指正。

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