熱軋鋼卷尾部層間挫傷原因分析及改善

陳剛 張軍 袁金 何龍義 尤媛 李洪波

（1：寶鋼股份武漢鋼鐵有限公司 湖北武漢430083；2：北京科技大學機械工程學院 北京100083）

1 前言

近年來，熱軋鋼卷表面挫傷問題在帶鋼生產中頻繁出現。挫傷缺陷是造成熱軋平整機組切損的主要原因之一，直接影響平整線的成材率指標［1］。某熱軋生產線生產的SS400鋼種月訂單量在2000t左右，客戶對鋼板表面質量要求較高，不允許有挫傷、劃傷等缺陷。但生產過程中常出現SS400切板之后尾部大面積的挫傷缺陷，對帶鋼表面質量的影響較為嚴重。發生該缺陷的帶鋼長度達到100m～130m，因挫傷缺陷導致的改判最高達到30%，給公司造成了較大損失，問題亟待解決，因此需分析層間挫傷產生的原因并采取相應措施，以避免挫傷缺陷的出現。

針對此缺陷，眾學者進行了相關分析。張明生［1］等研究了帶鋼因層與層的間隙原因造成開卷時出現的挫傷問題。王淑華等［2］通過分析挫傷缺陷形貌，研究了挫傷缺陷產生的各種影響因素。黃煥江等［3］分析了熱軋帶鋼卷取的鋼卷松卷、層間滑動導致劃傷表面等問題的影響因素，研究了卷取張力與鋼卷品質的關系。田永強等［4］針對因卷取過程產生的挫傷缺陷進行了分析，并提出了改進方案。韓樂等［5］介紹了熱軋帶鋼挫傷缺陷的形貌特征與分布規律，分析了薄規格產品平整挫傷缺陷產生的原因。范本昌等［6］針對410S不銹鋼在平整機組重卷時經常產生挫傷缺陷的質量問題，分析了缺陷產生的原因。田建英等［7］對帶鋼劃傷、壓痕、浪形等缺陷和產生原因進行了探究。胡偉東等［8］分析了板廓凸度對帶鋼表面質量的影響并提出了控制策略，提高了軋制穩定性。李麒麟［9］對鋼卷卷取后挫、劃傷機理進行了分析，提出了預防缺陷的措施。郭平［10］指出了立式鋼卷運輸系統對鋼卷表面質量的影響，介紹了托盤式鋼卷運輸線的原理及應用。

2 表面挫傷缺陷描述與排查

2.1 缺陷形貌分析

缺陷形貌如圖1所示，缺陷部位呈亮銀色，并且挫傷缺陷沿縱向分布，初步判斷為冷態發生的缺陷。

圖1 橫切板挫傷缺陷實物圖

通過在橫切線進行跟蹤，發現開卷后帶鋼頭部上、下表面均有挫傷缺陷分布，發生率較高。缺陷在寬度方向的分布無明顯規律，長度方向上分布在橫切線開卷帶鋼頭部100m左右，即原卷尾部，其他部位無此類缺陷。經檢查發現，橫切線板道設備無異常，并且在開卷處已存在此缺陷，因此初步認為此缺陷可能為橫切開卷層間錯動導致的挫傷缺陷。

2.2 層間錯動的影響分析

使用塞尺對原卷層間間隙進行測量，發現外圈1～15圈左右均有間隙，其中最大間隙可達0.75mm。為了直觀地判斷開卷時是否發生了層間錯動，在鋼卷端部沿徑向畫一條直線，開卷時發現在開卷機張力的作用下，鋼卷外圈明顯收緊，外圈1～15圈所畫直線移位后形成弧線，測量弧線在外層第5圈處與原直線之間的切向距離，發現此處的鋼卷收緊量達到65mm，說明鋼卷外圈存在層間錯動現象。

為了排查熱軋鋼卷表面挫傷缺陷是否為層間錯動的影響，完成了以下三組試驗：

（1）橫切線減小后張力試驗

在橫切線生產時將開卷機張力調為1kN（正常為7kN），發現無法消除此現象。

（2）更換產線進行對比

將橫切線更換為縱切線進行試驗，將該軋線生產的同批次SS400在縱切線開卷，結果也存在層間挫傷缺陷。

（3）在橫切線生產同厚度的Q235對比試驗

在生產SS400期間，安排厚度規格與之相近的Q235在橫切線開卷，發現Q235存在同等程度的層間錯動現象，但無層間挫傷發生，也間接證明了正常鋼卷即使在冷態有縱向層間錯動，也不會產生層間挫傷。

通過以上三組試驗可以得出結論：SS400層間挫傷的根本原因與層間錯動無關，因此可認定為原卷缺陷。

2.3 原卷熱軋生產的影響分析

為了排除開卷機對觀測結果造成的干擾，挑選軋線同批次生產的兩卷鋼對其外圈火焰切割，檢查原卷尾部表面狀況，發現原卷尾部已經存在熱態挫傷缺陷，缺陷部位呈氧化形貌，說明此缺陷在鋼卷入庫之前就已經產生，并且此原卷缺陷是沿帶鋼寬度方向的挫傷，如圖2所示。

圖2 原卷尾部層間挫傷實物圖

在掃描電鏡下觀察發現，該缺陷表面有摩擦特征，缺陷部位有Fe、O元素，無其他合金成份。缺陷部位氧含量為38.05%，如圖3所示，遠低于鐵的三類氧化物中的氧含量（FeO、Fe3O4和Fe2O3），對比圖5所示正常部位的氧含量54.94%，可知此缺陷呈部分氧化，在精軋之后產生的幾率較大。截面組織顯示缺陷部位組織為鐵素體＋珠光體，缺陷部位表層組織被擠壓延伸，如圖5、圖6所示，對于SS400鋼種，鐵素體和珠光體形成于層流冷卻之后，并且鐵素體和珠光體組織有被擠壓延伸的現象，分析認為此缺陷產生于卷取過程中或卷取后高溫運輸過程中。

圖3 缺陷部位表面成份

圖5 正常部位界面金相組織

圖6 缺陷部位截面金相組織

2.4 卷取工藝的影響分析

為了分析卷取工藝對熱軋鋼卷層間挫傷缺陷的影響，設計了以下三組試驗：

（1）卷取側導板閃開試驗

為了檢驗此挫傷缺陷是否是由于側導板與帶鋼摩擦火花卷入鋼卷內部后，在精整開卷時鋼卷層間錯動導致的帶鋼層間缺陷，設計兩卷帶鋼側導板卸荷、完全閃開卷取，試驗方案及結果如表1所示，此試驗方案的結果是卷形無法保證，挫傷缺陷無明顯變化。

表1 SS400卷取對比試驗方案

圖4 正常部位表面成份

（2）增加卷取張力試驗

精軋拋鋼后提供卷取張力的設備為卷取側導板、夾送輥以及卷筒，由于該熱軋夾送輥設備能力較弱，精軋拋鋼后夾送輥提供的張力有限，精軋拋鋼前卷筒電流2650A，拋鋼后平均800A，如圖7所示。并且由于此客戶訂單規格厚度為7.77mm，彎曲力矩較大，因此鋼卷尾部卷緊度低于精軋拋鋼前。

圖7 精軋拋鋼前后卷筒實際電流對比

因此設計增加卷取后張力試驗，采取側導板壓力由18kN增加至20kN，夾送輥壓力由6kN增加至15kN，精軋拋鋼后卷筒電流由800A增加至1300A的方案，結果發現此挫傷缺陷依然存在。

（3）卷取運輸過程影響分析

鋼卷從卷取機下線后翻成立式卷，通過立式運輸鏈和抽出機運輸的過程中，由于鋼卷尾部卷緊度較低，未卷緊的外圈在重力作用下隨著大鏈行進和移載機坦克鏈的抖動（如圖8所示）不斷錯動，導致原卷相鄰層在熱態下會產生沿板寬方向的錯動，與前面所述的挫傷特征較為符合。因此認為熱軋鋼卷尾部層間挫傷與立式運輸方式有關。

圖8 立式運輸鏈和抽出機

（4）原卷凸度影響分析

在增加卷取張力試驗中發現，一卷編號為71115519的鋼卷表面無挫傷，對比此鋼卷與其他鋼卷工藝、設備參數的差異，最終發現此鋼卷尾部凸度遠大于其他鋼卷，缺陷卷凸度平均值僅有25μm～30μm，而此鋼卷尾部凸度達到了40μm以 上，如圖9所示。

圖9 試驗鋼卷中尾部凸度較大的一卷鋼無挫傷缺陷

對比以往生產的SS400板材凸度與挫傷缺陷發生率，大凸度挫傷缺陷發生率遠低于小凸度，如圖10所示。分析認為，因為凸度的存在，帶鋼寬度方向上中間部分厚、兩側部分薄，鋼卷層間有效接觸區域僅有中間部分，由于精軋拋鋼后，GTBL、側導板和夾送輥提供的后張力較小，在同樣的后張力下，凸度較大時，鋼卷層間有效接觸面積較小，壓強較大，精軋拋鋼后帶鋼張力可消除帶鋼層間間隙，并且提供更高的卷緊度；凸度較小時，鋼卷層間有效接觸面積較大，壓強較小，精軋拋鋼后帶鋼張力無法完全消除層間間隙，無法得到所需的卷緊度，在后續的立式運輸過程中形成沿寬度方向的層間挫傷。

圖10 凸度與挫傷發生率的散點圖

3 SS400厚窄規格鋼種精軋凸度與運輸控制

3.1 原因分析

發生挫傷缺陷的SS400規格為7.77mm×（1049～1070）mm，由于SS400規格厚度較厚，寬度較窄，對于1700軋機，精軋負荷小（F1機架軋制力僅有1300t左右，如表2所示），因此軋輥撓度小，精軋時即使將彎竄輥調整到設備極限位置（增加凸度方向），仍無法達到目標凸度。

表2 SS400（7.77mm×1049mm）粗軋、精軋工藝參數

3.2 增加帶鋼凸度及效果

在精軋拋鋼后，卷取帶鋼張力一定的前提下，增加凸度可減少鋼卷層間接觸面積，消除層間間隙，提高卷緊度。增加凸度的主要方向是提高精軋負荷，使軋輥撓度增加，提高凸度。具體措施如下：

（1）精軋凸度目標值由45μm調整為50μm，并且保證精軋尾部凸度大于40μm；

（2）粗軋中間坯厚度由32mm調整為38mm，增加精軋負荷，提高帶鋼凸度；

（3）RT4目標值由1050℃調整為1020℃，增加精軋負荷，提高帶鋼凸度；

（4）精軋F1－F3HVC軋輥竄輥量調整為＋80mm以上，F1－F7彎輥力按小彎輥力控制以保證凸度。

采取增加凸度措施后，SS400厚窄規格帶鋼尾部（精軋拋鋼后）凸度達到45μm以上，橫切線開卷鋼卷無層間錯動現象，上下表面無挫傷缺陷。

3.3 采用臥式托盤運輸

在增加帶鋼凸度的基礎上，為了避免工藝和設備參數波動導致SS400尾部卷緊度降低的問題復發，改進鋼卷運輸方式，采取臥式托盤運輸方式，相較于立式運輸過程，可緩解中尾部橫向層間錯動。

4 結論

（1）熱軋鋼卷尾部層間挫傷的根本原因與原卷相關，而原卷尾部卷緊度低是產生熱態層間挫傷的主要原因。

（2）卷緊度與尾部帶鋼凸度相關，在同樣的后張力下，凸度較大時，精軋拋鋼后卷緊度較高。

（3）通過提高精軋負荷，增大軋輥撓度使帶鋼尾部凸度達到45μm以上，提高厚窄規格鋼尾部卷緊度，采取臥式托盤運輸方式避免鋼卷外圈錯動，可以消除熱軋鋼卷尾部層間挫傷。