汽车密封条用冷轧钢带DC03＋C590的开发

采用CSP钢带为基料,通过罩式退火工艺成功开发汽车密封条用冷轧钢带DC03+C590。主要分析了两种化学成分、退火温度、退火气氛及自然时效对DC03+C590冷轧钢带力学性能及表面反射率的影响。结果表明,冶炼成分采用B方案,退火冷热点设定480/490 ℃,均热时间为17 h,生产的汽车密封条用冷轧钢带DC03+C590力学性能满足要求。罩式炉退火过程中,在乳化液最大挥发温度段进行大流量氢气吹扫、均热结束前增加小流量氢气吹扫均有利于提升钢带表面反射率。     

耐大气腐蚀冷轧钢带Q310NQL2罩式炉退火工艺分析

实验室模拟罩式炉工艺对Q310NQL2耐大气腐蚀冷轧钢带进行8个不同温度的退火，分析了退火钢带力学性能、硬度及显微组织随温度的变化。结果表明，强度随着温度升高呈现出两个“平台区”和一个“骤变区”，最终确定了耐大气腐蚀冷轧钢带Q310NQL2的再结晶温度为650 ℃。采用罩式炉工业化生产耐大气腐蚀冷轧钢带Q310NQL2，退火温度冷热点设定为660/680 ℃，保温时间设定为12 h，钢带完成了再结晶过程的同时，力学性能、晶粒度等级均满足标准要求。     

冷轧钢带65Mn全氢罩式炉球化退火工艺研究及应用

文中主要对冷轧钢带65Mn全氢罩式炉球化退火工艺进行研究.结果表明,冷轧钢带65Mn宜采用亚温球化退火工艺.进一步试验确定了球化退火温度、保温时间、加热速度等关键工艺参数,制定了冷轧钢带65Mn的罩式炉球化退火工艺.经新钢优特钢带公司全氢罩式炉生产实践证明:球化退火后的冷轧钢带65Mn抗拉强度均低于560 MPa,延伸率均在30.0％ 以上,强度低、塑性好;球化级别在2.5～3.0级,球化效果良好,完全能满足产品的使用要求.     

汽车离合器摩擦片用50CrV4钢带冷轧工艺优化

介绍罩式炉阶梯式升温退火工艺、冷轧第一轧程采用小压下的工艺方法,利用现有设备生产汽车离合器摩擦片用50CrV4冷轧钢带,达到了国外同类产品的质量要求。     

全氢罩式炉冷轧带钢工艺优化

针对0.6 mm以下薄规格冷轧钢卷的性能特点,用工业实验方法测定其冷、热点温度、升温速率及时间,确定其罩式炉退火工艺,并对存在的延伸率低、粘连缺陷进行工艺优化,使其理化性能符合技术要求。     

罩退ST37-2G氧化色形成机理研究

介绍了涟钢技术中心针对冷轧厂罩式炉生产的ST37-2G氧化色缺陷的形成机理研究情况,发现主要是高温退火下Mn向表层富集氧化形成的缺陷。     

电池壳用高精度极薄冷轧钢带开发生产实践

根据电池壳用高精度极薄冷轧钢带的技术要求,对六辊HC轧机的工作辊、中间辊辊系,乳化液系统,电气控制系统等进行升级改造;同时试验分析了退火温度及退火保温时间对产品微观组织、物理性能的影响,优化了退火及平整轧制力等工艺参数,开发了电池壳用高精度极薄冷轧钢带。实物质量检验表明,产品厚度偏差0～-0.01 mm,板形平整、表面质量达到高级精度(FC)要求,屈服强度180～240 MPa,抗拉强度330～390 MPa,断后伸长率≥35%,冲压无开裂,各项指标满足标准及客户要求。     

罩式退火炉内热过程模拟与控制

以冷轧钢卷罩式退火炉为研究对象,以能量平衡和热传导方程为基本方程,实现了钢卷在炉内退火热处理全过程的模型化与热工过程自动控制软件的编制. 钢卷径向等效导热系数和钢卷缝隙准数概念的引用,解决了不同松紧程度钢卷的传热问题. 通过对加热、保温和冷却过程的模拟及对升温速度、保温温度和降温速度的精确控制,满足了冷轧钢卷在罩式炉内进行退火热处理的生产工艺要求.     

590MPa级双相钢中铁素体含量的控制研究

实验研究了均热温度和缓冷温度对590 MPa级双相钢铁素体含量的影响.结果表明,均热温度在770～830℃范围内变化时,铁素体总量基本稳定;缓冷温度在670～710℃范围内变化时,铁素体总量略微改变.均热温度提高10℃,新生铁素体约增加5.1％;缓冷温度降低10℃,铁素体总量约增加0.73％.双相钢工业生产中,采用"高均热+低缓冷"的退火工艺较佳.     

全氢强对流罩式炉退火新技术

以１００％的高纯氢气作为保护气氛的冷轧钢卷罩式炉退火，是一种全新的技术。结合攀钢冷轧厂罩式退火炉有关情况，详细论述了这种新型ＨＰＨ罩式炉的工艺和设备特点、控制方法、安全保护措施。     

CSP工艺0.04C钢热轧板冷轧-退火织构的演变

通过实验室4辊轧机和保护气氛管式退火炉，对0．04C钢CSP工艺生产的3姗热轧板进行冷轧（至0．8mm）和退火试验，并用蚀坑法对退火试样进行织构分析；同时对包钢薄板厂CSP3mm热轧板冷轧的1．2姗板卷退火试样进行了X-射线检测。结果表明，1．2mm SPCC冷轧板退火织构表层有较弱的{111}织构组分，中心层没有发现有利于提高钢的深冲性能的{111}织构。1．2mm板卷退火试样{111}／{100}取向密度比为2．0～3．0，与实验室蚀坑法的试验结果一致。     

冷轧双相钢表面氧化色形成机理与控制措施

冷轧双相钢氧化色与钢种内部Mn元素的选择性氧化现象相伴而生,氧化色严重的带钢表现出不同的电化学特性,耐蚀性较差。Mn元素的选择性氧化与闪冷段冷却风机位置氧含量密切相关,带钢出水淬槽后水的轻微残留更容易加速腐蚀反应从而加重氧化色。通过炉区退火模拟实验,验证氧含量对带钢表面状态的影响。氧含量较高时,可在带钢表面发现明显的氧化物颗粒。采用高H2冷却模式可以提高混合气体换热系数,减小冷却风机与带钢距离可明显降低冷却风机功率,减轻Mn元素在带钢表面的氧化富集,配合优化淬水槽挤干效果,可良好解决带钢表面氧化色问题。     

高强IF钢冷轧边部条带缺陷机理分析与控制

通过光学显微镜、扫描电镜、能谱分析以及酸洗模拟等方法,研究了高强IF钢HC250IF表面条带缺陷的产生原因、结构特点和控制措施。结果表明,氧化铁皮沿带钢宽度方向的不均匀分布以及拉矫破碎效果不充分导致了带钢边部比中部更容易发生过酸洗。在磷元素表面富集和晶界偏聚作用下,基体晶界处优先发生选择性侵蚀,侵蚀裂纹沿晶界从表面向内部扩展,形成具有厚度差的多孔区和粗糙区结构。冷轧过程中,缺陷部位变形撕裂,产生了大量表面微裂纹,增大了局部粗糙度差异,进而在带钢边部形成条带缺陷。以优化匹配热轧和酸洗工艺参数、改善热轧带钢表面状态为基础,通过控制酸洗进程、提高酸洗质量均匀性等措施,能够有效减少这类缺陷的发生。     

高铝双相钢氧化特性规律

采用酸洗、冷轧以及高温氧化模拟试验等分析方法,对高铝双相钢的热卷表面铁皮特点以及生长规律进行分析。结果表明,高铝双相钢热轧板表面易于形成鱼鳞状红铁皮缺陷,冷轧后表面容易产生色差形貌,影响表面质量;由于钢中铝元素添加较多,铁皮的界面可捕捉到明显的铝元素富集形貌,在1300℃模拟试样的铁皮界面Al2O3形成黑色颗粒带,颗粒带内铝质量分数最高可达18%以上;铁皮内的铝元素富集情况随着温度的降低逐渐下降,作用层厚度减薄;基于对高铝钢铁皮形成的机理分析提出降低出炉温度、适当降低过程温度等手段来控制鱼鳞状铁皮形成。     

热轧高强带钢氧化铁皮的去除方法

热轧板坯中添加硅元素,有利于热轧产品强度提升、制造成本降低,同时提高产品的塑性及韧性。但是,随着硅元素的添加,热轧高强带钢的生产过程中会出现典型的红锈表面缺陷。研究表明,硅与铁生成的2FeO·SiO2化合物是形成红锈的主要原因。采用常规热连轧除鳞系统(系统压力约为22 MPa)很难将红锈彻底清除,要除掉这种氧化铁皮采取超高压除鳞系统除鳞(系统压力约为40 MPa)是最为有效的办法之一。重点介绍了针对去除红锈缺陷,超高压除鳞系统在新建热连轧生产线及热连轧生产线改造中的应用。     

热轧酸洗板表面黑色条纹缺陷成因分析

热轧酸洗板表面存在暗黑色的条纹。通过SEM、EDS以及表面粗糙度仪对酸洗后的钢板表面形貌以及不同部位粗糙度值进行了分析,发现板面发黑的部位较为毛糙,粗糙度值较大但不存在元素的偏聚。结合对热轧板的氧化铁皮结构以及实验室模拟酸洗分析,得出了产生条纹缺陷的主要原因：氧化铁皮厚度的均匀性以及氧化铁皮与基体的结合状态。     

高强镀锌板表面发麻缺陷产生机理

针对高强镀锌板表面发麻缺陷问题，从全流程分析角度，探讨引起此缺陷的根本原因。利用扫描电镜分析发现，发麻原因在于锌层表面厚度不均匀、粗糙度差异明显以及镀锌板表面存在较多的表层裂纹。跟踪分析发现该表层裂纹主要产生在冷轧工序，结合钢种的热轧微观组织特点，提出形成表层裂纹的机理在于热轧钢板在轧制过程中抗开裂能力较弱，导致冷轧过程中钢板表面形成 10 μm 的表层裂纹。结合 CCT 曲线的模拟分析发现，控制热轧钢板表层微观组织状态可以明显抑制高强镀锌板表面发麻缺陷的产生。     

Relation between manganese oxide inclusions and microstructure of low-carbon rimmed steel sheet

The influence of manganese oxide inclusions on the microstructure of cold-rolled low-carbon rimmed steel sheet containing 0.30 pct Mn and a high level of oxygen was studied in the laboratory by annealing full-hard samples in the 1200‡ to 1400‡F range. Microprobe results showed that the oxide inclusions deplete the surrounding matrix of its manganese and thereby permit sulfur to remain in solid solution after prior hot rolling. It was found that the dissolved sulfur precipitates during subsequent annealing after cold rolling and produces bands of fine grains in the inclusion area. It was determined that the manganese oxide inclusions, which are generally concentrated toward the center of the sheet cross section, establish a gradient of manganese in solid solution between the surface and center of the steel samples studied. As demonstrated by the electron microprobe and photomicrographic evidence, this manganese gradient caused carbon to diffuse to the sheet surfaces during annealing. The resulting size, shape, and distribution of carbides at the sheet surfaces depended largely on the annealing treatment.