2018, Vol. 39
2. 机械科学研究总院 先进成形技术与装备国家重点实验室, 北京 100083
2. State Key Laboratory of Advanced Forming Technology and Equipment, China Academy of Machinery Science and Technology, Beijing 100083, China
热轧带钢在冷轧或镀锌工序前, 需经酸洗将表面氧化铁皮(俗称鳞层)去除, 以保证产品表面质量与机械性能[1-5]。传统的酸洗线利用药剂的化学反应能力将氧化层反应去除, 设备占地面积大, 可控性差, 普遍存在过酸洗、欠酸洗与氢脆问题, 且工人劳动环境恶劣, 废液排放会造成严重的环境污染[6-8].为解决这些技术难题, 学者们长期致力于无酸除鳞工艺的研究与开发。抛丸除鳞具有绿色无污染、处理速度快、可控性强, 能灵活实现串联组合, 丸料可循环使用等优势[9-17], 其工作原理是:弹丸高速冲击带钢表面, 由于铁基体弹塑性较好而表面鳞层不具有塑性且破坏强度较低[18-19], 当变形大于破坏强度时鳞层便破裂并从带钢表面剥离。
Voges等[9-10]基于抛丸除鳞的原理, 用钢砂与水的混合浆料取代弹丸研发了一种EPS(eco-pickled surface)除鳞系统, 处理后带钢表面洁净度优于传统酸洗, 已获得投产应用。郑丽华等[11]利用计算机模拟技术优化了除鳞导板位置, 提高了抛丸除鳞的均匀性。张志强[12]结合现场数据, 分析了弹丸速度、粒径对不锈带钢表面粗糙度的影响, 指出减小弹丸速度可降低表面粗糙度。叶永生等[13]通过实验发现弹丸材质、弹丸流量对除鳞效果影响很大, 材质对带钢表面粗糙度影响大于流量。穆景权[14]通过实验发现带有棱角的钢砂除鳞效果优于钢丸, 并指出弹丸的速度、流量对除鳞效率和表面粗糙度有直接影响。李旭初[15]对除鳞现场数据进行分析, 发现钢砂、钢丸混合料的除鳞效果优于纯钢丸, 且处理后带钢表面粗糙度更小, 吨钢丸料消耗量更低。Gao等[16]建立了干、湿除鳞有限元模型, 并分析了不同速度、粒径与冲击角度下的破坏效果, 发现带钢表面应力/应变与弹丸速度近似成一次线性关系, 且湿式除鳞带钢表面应力/应变更小。任玉军等[17]建立了单弹丸垂直方向冲击鳞层有限元模型, 认为速度为40~75 m/s时可侵彻0.5 mm厚的氧化层。
以上研究, 特别是EPS除鳞系统的市场应用, 已论证了抛丸除鳞取代传统酸洗的可行性。如何提高除鳞质量、控制吨钢处理成本是该技术向普碳钢市场推广应用的关键, 同时也是现场科研人员的主要攻关课题[11-15]。在抛丸除鳞工艺研究与优化中, 弹丸冲击速度是最为关键参数之一, 同时也是研究的重点, 一方面是因为弹丸速度对除鳞效果及表面粗糙度影响巨大, 另一方面速度也是系统能耗的重要参考指标[12-17]。由于生产线上大量抛丸同时高速冲击破坏带钢表面鳞层, 且氧化层厚度极薄, 难以在现场捕捉到单个弹丸冲击下鳞层的破坏行为。学者们借助有限元软件对单抛丸冲击进行仿真, 并积累了一定的经验, 然而模型普遍简单, 比如Gao[16]的有限元模型中并没有设置鳞层, 仅分析弹丸对带钢的冲击效果, 无法获取鳞层破坏规律性, 而任玉军[17]的有限元模型中鳞层厚度太厚(0.5 mm), 且冲击方向为垂直方向, 严重偏离了现场实际。
在弹丸高速冲击作用下带钢表面鳞层失效剥离行为至今没有明确的结果。为深入研究鳞层在不同冲击速度下的失效剥离行为, 本文建立了单弹丸除鳞模型, 利用有限元软件ABAQUS数值计算了弹丸速度对除鳞能力、带钢表面残余应力与残留塑性凹坑的影响。
1 有限元模型的建立采用ABAQUS/CAE有限元前处理软件建立单弹丸撞击带钢的三维模型, 模型分为弹丸、表面鳞层和带钢基体三部分。弹丸半径为0.2 mm, 表面鳞层厚度为0.02 mm, 半径为0.5 mm, 带钢基体厚度为0.28 mm, 半径为0.5 mm。考虑整体结构的对称性, 建立了1/2有限元模型。单元类型设置中, 弹丸采用C3D10M型单元, 鳞层与基体采用C3D8R型单元, 鳞层与基体间TIE命令粘连, 网格优化后生成有限元网格如图 1所示。
|
Download:
|
| 图 1 有限元模型网格 Fig. 1 The grid of the finite element model | |
有限元模型中弹丸设置为理想刚性材料, 忽略其不规则影响和撞击过程中的变形。鳞层设置为不具有塑性的脆性材料, 失效准则采用ABAQUS脆性断裂失效[18-20]。基体设置为弹塑性材料, 选用Johnson-Cook强度模型[21-24]。该模型是经验型本构方程, Von Mises等效应力是关于等效塑性应变、等效塑性应变率和温度的函数。模型方程:
| $ \bar \sigma = (A + B{\varepsilon ^{-pn}})(1 + C{\rm{ln}}{\varepsilon ^*})(1-{T^{*m}}) $ | (1) |
式中:A、B、n、C、m为取决于材料属性的参数; σ为等效应力; ε-p为等效塑性应变; ε*为无量纲的等效塑性应变率; T*为无量纲温度, 其表达式为
| $ {T^*} = \frac{{T-{T_r}}}{{{T_m}-{T_r}}} $ | (2) |
式中:Tr、Tm分别为参考温度和材料的熔点, T为当前温度。
有限元基体强度模型设置[21, 24]取:A=244.8 MPa, B=899.7 MPa, n=0.94, C=0.039 1, m=0。其余材料参数[19, 21, 25-27]如表 1所示。
|
表 1 有限元模型材料参数设定 Tab.1 Material parameters of the finite element model |
选取冲击角度(弹丸速度方向与带钢面的夹角)为60°, 撞击速度分别选取5、10、20、30、40和50 m/s进行仿真运算。
2 仿真结果与分析 2.1 弹丸速度对鳞层破坏的影响图 2为不同弹丸速度冲击结束后带钢表面鳞层破坏效果云图, 图中空白部分为自身应变达到临界应变而失效并从模型删除的单元。总体来看, 鳞层破坏区域随着速度的增加而增加。
|
Download:
|
| 图 2 不同弹丸速度冲击后鳞层最终破坏效果云图 Fig. 2 The final destruction effect of the scale layer after impact of different blasting velocity | |
由图 2(a)可知, 较小的冲击速度(5 m/s)即可使表面鳞层破裂, 模型破坏区域大致呈半圆状, 破坏区域很小。由图 2(c)可知, 当冲击速度为20 m/s时, 破坏主区域为半圆, 该半圆外的破坏区域开始呈“须状”向四周拓展, 同时鳞层中存在较大应力的区域变大。由图 2(f)可知, 当冲击速度达到50 m/s时, 更大范围鳞层被破坏, 破坏区的“外延须”已接近模型边缘。这些“外延须”为后续弹丸的进一步冲击破坏鳞层创造了条件。
由图 2可知, 有限元模型的失效单元类型可归纳为两种。其一为单元直接失效破坏, 即鳞层单元自身的应变达到临界应变而失效(在本模型中, 该部分失效的单元在计算结束后已从模型中删除)。其二为鳞层单元群失效, 这些单元群由于周围单元的失效而形成一个个的“孤岛”, 虽然这些单元群应力/应变并未达到临界应变值, 然而在随后弹丸冲击或基体形变的外在作用下, 孤岛整体最终与带钢基体脱离, 如图 2(f)中空白区域中的蓝色单元群。
对比图 2中不同冲击速度的破坏效果可知, 伴随着弹丸冲击速度的增加, 上述两种破坏方式均加剧。在这两种破坏方式综合作用下, 附着在带钢表面的鳞层被破坏为微米级粉尘。在实际抛丸除鳞生产中, 伴随着大量丸料的持续冲击, 带钢表面鳞层逐渐被撞碎并去除。
为了更直观反映鳞层破坏效果, 定义直接除鳞半径R1、直接除鳞面积S1、间接除鳞半径R2与间接除鳞面积S2。如图 3所示, 模型计算后得到的失效半圆区域拟合半径定义为直接除鳞半径R1, 并以R1对应的圆面积S1=πR12表征直接除鳞面积; 失效区域“外延须”最远点处与坐标原点间距离定义为间接除鳞半径R2, 并以R2对应的圆面积S2=πR22表征间接除鳞面积。对模型计算数据进行统计整理, 得到如图 4所示的弹丸不同速度下除鳞效果图。
|
Download:
|
| 图 3 直接除鳞半径R1与间接除鳞半径R2定义示意图 Fig. 3 The sketch map of the direct descaling radius R1 and the indirect descaling radius R2 | |
|
Download:
|
| 图 4 不同速度下鳞层破坏面积拟合 Fig. 4 The fitting area of descaling at different velocities | |
由图 4可知, 直接除鳞面积与间接除鳞面积均随冲击速度增加而增加。直接除鳞面积与冲击速度大致为一次线性关系。间接除鳞面积与冲击速度大致为二次函数关系, 随冲击速度而增加的效果更为明显。
为了更直观反映除鳞效果与能耗的关系, 定义除鳞效率η=S/Ek, 其中Ek为弹丸冲击初始时刻动能。对数据进行整理, 得到除鳞效率随速度变化关系如图 5所示。由图 5可知, 随着冲击速度的增加, 鳞层直接除鳞效率η1逐渐减小。其主要原因是更多的能量被带钢基体的弹塑性形变所消耗。同样, 鳞层间接除鳞效率η2初期随着速度的增加而减小, 当速度大于40 m/s时除鳞效率开始增加。初期间接除鳞效率减小, 同样是因为能量被带钢基体的塑性形变所吸收, 而后期增加, 是因为随着带钢基体弹塑性变形区域的增加, 导致更远区域的鳞层被底部与其紧密相连的基体变形“撕裂”而破坏掉。虽然在冲击速度较小时除鳞效率更高, 由于单个弹丸的除鳞面积太小(见图 4), 这必然导致现场实际生产时要投入更多的丸料用量, 影响生产速度。
|
Download:
|
| 图 5 不同速度下除鳞效率 Fig. 5 The descaling efficiency at different velocities | |
图 6为弹丸以50 m/s速度冲击带钢不同时刻基体应力云图。由图 6可知, 随着时间的积累基体在弹丸冲击下发生越来越明显的弹塑性形变, 其应力迅速向四周区域辐射。带钢表面初期等应力线大致为圆周状, 后期呈“星状”向四周拓展。
|
Download:
|
| 图 6 不同时刻有限元模型的应力云图 Fig. 6 Matrix stress of the finite element model at different time | |
图 6(c)与(d)分别为同一时刻(t=1.2×10-6 s)基体应力及表层鳞层破坏图。对照图 6(c)与(d)可知, 弹塑性良好的基体受冲击后等应力线向四周快速辐射, 并借助接触面将同样大小的应变向表面鳞层传递, 这便致使远离直接冲击区域的鳞层应变也能达到破坏值而失效。由于后期带钢基体的等应力线呈“星状”向四周拓展, 致使更远处鳞层破坏区域成“须状”向四周外延, 基体的等应力线“星状”尖角与鳞层破坏区域的“外延须”位置相对应。
2.3 基体塑性凹坑与残余应力在现场冷轧生产中, 带钢表面粗糙度的适度增加, 有利于带钢的咬入和防止轧制过程中的打滑, 并能减小带钢张力与厚度的波动。但是, 过大的表面粗糙度及伴随衍生的残余应力, 会影响最终产品的表面质量[28]。除鳞过程中基体在弹丸的持续冲击下发生弹塑性变形, 并最终在表面形成塑性凹坑。弹丸的冲击速度越大造成的凹坑越大, 致使除鳞结束后带钢表面粗糙度越大[12-13]。图 7为弹丸冲击作用下基体凹坑最大深度随速度的变化图。
|
Download:
|
| 图 7 弹丸冲击作用下基体凹坑最大深度随速度的变化图 Fig. 7 The change of the maximum depth of the base pit with the velocity under the impact of blasting | |
由图 7可知, 带钢表面凹坑的深度与弹丸速度近似成一次线性关系。弹丸的冲击速度达到50 m/s时, 带钢表面的塑性凹坑深度达0.018 24 mm。
图 8为不同速度冲击作用结束后基体残余应力面(-200 MPa)云图。由图可知, 伴随着冲击速度的增加, 带钢表面残余应力区域扩大。当弹丸的冲击速度达到50 m/s时, -200 MPa应力面在带钢表面垂直方向的深度可达0.130 7 mm, 在距离模型坐标原点最大距离可达0.313 8 mm。
|
Download:
|
| 图 8 不同速度下基体残余压应力面云图(-200 MPa) Fig. 8 Surface cloud images of residual compressive stress(-200 MPa) at different velocities | |
1) 较小的速度(5 m/s)即可使带钢表面鳞层发生破坏, 弹丸冲击速度越大, 鳞层破坏区域越大。在较大速度的弹丸冲击作用下, 鳞层实际破坏区域大于与弹丸接触的区域。这是由于基体被弹丸冲击后产生较大范围的弹塑性形变, 呈“星状”向周边拓展, 并通过接触面将应力/应变向表面鳞层传递, 进而导致更远处未被弹丸直接撞击区域的鳞层破坏。伴随冲击速度的增加, 此破坏区域增加更为显著。
2) 弹丸冲击速度越大, 将会在带钢基体表面留下更大的塑性凹坑与更大的残余应力区域, 这将增大除鳞后带钢的表面粗糙度, 并影响最终产品表面质量。现场实际生产中, 应在满足表面粗糙度与残余应力要求的基础上选择较大的冲击速度。
本文仿真计算中并未探讨鳞层中的初生裂纹、内部缺陷对弹丸冲击破坏效果的影响, 这项工作对进一步丰富抛丸除鳞破坏机理是非常有意义的。
| [1] |
SCHWERDTFEGER K, ZHOU Shunxin. A contribution to scale growth during hot rolling of steel[J]. Steel research international, 2003, 74(9): 538-546. DOI:10.1002/srin.2003.74.issue-9 (  0)
|
| [2] |
GLEESON B, HADAVI S M M, YOUNG D J. Isothermal transformation behavior of thermally-grown wüstite[J]. Materials at high temperatures, 2000, 17(2): 311-318. DOI:10.3184/096034000783640776 ( 0)
|
| [3] |
CHEN R Y, YUEN W Y D. Oxide-scale structures formed on commercial hot-rolled steel strip and their formation mechanisms[J]. Oxidation of metals, 2001, 56(1/2): 89-118. DOI:10.1023/A:1010395419981 ( 0)
|
| [4] |
吴祝民. 热轧带钢氧化铁皮的成因及对策[J]. 轧钢, 2007, 24(3): 56-58. WU Zhumin. Formation causes of scale of hot-rolled strip and its countermeasures[J]. Steel rolling, 2007, 24(3): 56-58. ( 0)
|
| [5] |
王银军, 董汉君, 穆海玲, 等. 卷取后的热轧带钢氧化铁皮显微分析[J]. 中国冶金, 2007, 17(10): 40-44. WANG Yinjun, DONG Hanjun, MU Hailing, et al. Analysis on scale microstructure of coiled hot rolled strip[J]. China metallurgy, 2007, 17(10): 40-44. DOI:10.3969/j.issn.1006-9356.2007.10.012 ( 0)
|
| [6] |
董汉君, 王银军. 影响热轧带钢氧化铁皮酸洗质量和速度的因素[J]. 机械工程材料, 2009, 33(3): 83-85, 89. DONG Hanjun, WANG Yinjun. Factors Influencing pickling quality and speed of oxide scale on hot rolled strip[J]. Materials for mechanical engineering, 2009, 33(3): 83-85, 89. ( 0)
|
| [7] |
林国宁, 陈欣义, 汤兵, 等. 钢铁化学酸洗除锈清洁生产过程[J]. 广东化工, 2008, 35(5): 56-60. LIN Guoning, CHEN Xinyi, TANG Bing, et al. The cleaner production of pickling steel for iron steel parts with rust in fix quantify[J]. Guangdong chemical industry, 2008, 35(5): 56-60. ( 0)
|
| [8] |
曹立潮, 代伟. 带钢欠酸洗质量问题分析[J]. 鄂钢科技, 2010(1): 57-59. CAO Lichao, DAI Wei. Quality analysis of the strip in pickling with shortage of acid[J]. Egang science & technology, 2010(1): 57-59. ( 0)
|
| [9] |
VOGES K C, MUETH A R. Method of producing rust inhibitive sheet metal through scale removal with a slurry blasting descaling cell: US, US8128460[P]. 2012-03-06.
( 0)
|
| [10] |
VOGES K, MUETH A R. Eco-pickled surface:an environmentally advantageous alternative to conventional acid pickling[J]. Iron & steel technology, 2008(4): 81-96. ( 0)
|
| [11] |
郑丽华, 王小融. 抛丸除鳞机参数的优化[J]. 重型机械, 1996(1): 29-32. ZHENG Lihua, WANG Xiaorong. The optimization of parameters of the blast descaling machine[J]. Heavy machinery, 1996(1): 29-32. ( 0)
|
| [12] |
张志强. 浅析抛丸工艺对不锈带钢表面质量的影响[J]. 天津冶金, 2014(5): 18-20. ZHANG Zhiqiang. Brief discussion on influence of shot blasting process on surface quality of stainless steel sheet[J]. Tianjin metallurgy, 2014(5): 18-20. ( 0)
|
| [13] |
叶永生, 肖文茂, 刘志, 等. 抛丸工艺对SUS430热轧卷除鳞能力及粗糙度的影响[J]. 宝钢技术, 2015(3): 30-34. YE Yongsheng, XIAO Wenmao, LIU Zhi, et al. Effect of shot blasting process on descaling capacity and roughness of SUS430 hot-rolled coil[J]. Bao-steel technology, 2015(3): 30-34. ( 0)
|
| [14] |
穆景权. 冷轧不锈钢原料的钢砂除鳞[J]. 山西冶金, 2010(1): 28-30. MU Jingquan. Steel grit descaling for the raw material of the cold rolling stainless steel[J]. Shanxi metallurgy, 2010(1): 28-30. ( 0)
|
| [15] |
李旭初. 不同抛丸介质在不锈钢热轧板除鳞工艺中的应用比较[J]. 山西冶金, 2012(2): 13-16, 26. LI Xuchu. Comparison on hot stainless steel strip descaling process by using deferent medias for shot biaster[J]. Shanxi metallurgy, 2012(2): 13-16, 26. ( 0)
|
| [16] |
GAO Zhi, BU Yinjian. Research on the wet shot blasting technology of strip steel surface topography and finite element simulation[C]//Proceedings of the 2015 International Conference on Materials, Environmental and Biological Engineering. Guilin, China, 2015: 595-598.
( 0)
|
| [17] |
任玉军, 葛国军, 李军. 湿法抛丸中浆体磨料的进料机制及破坏机理分析[J]. 冶金设备, 2014(2): 45-48. REN Yujun, GE Guojun, LI Jun. Mechanism analysis about breakdown and feed of slurry abrasive in wet blasting[J]. Metallurgical equipment, 2014(2): 45-48. ( 0)
|
| [18] |
MELSTER S, PARGMANN A. Stretch bending levelers in pickling lines[J]. Iron and steel engineer, 1995, 72(2): 37-41. ( 0)
|
| [19] |
NAGL M M, EVANS W T. The mechanical failure of oxide scales under tensile or compressive load[J]. Journal of materials science, 1993, 28(23): 6247-6260. DOI:10.1007/BF01352181 ( 0)
|
| [20] |
KANNINEN M F, POPELAR C H. Advanced Fracture Mechanics[M]. Oxford: Oxford University Press, 1985.
( 0)
|
| [21] |
JOHNSON G R, COOK W H. A constitutive model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures[C]//Proceedings of the 7th International Symposium on Ballistics. Hague, Netherland, 1983, 21: 541-547.
( 0)
|
| [22] |
段春争, 王肇喜, 李红华. 高速切削锯齿形切屑形成过程的有限元模拟[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2014, 35(2): 226-232. DUAN Chunzheng, WANG Zhaoxi, LI Honghua. Finite element simulation of the formation process of a serrated chip in high-speed cutting[J]. Journal of Harbin Engineering university, 2014, 35(2): 226-232. ( 0)
|
| [23] |
李营, 汪玉, 吴卫国, 等. 船用907A钢的动态力学性能和本构关系[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2015, 36(1): 127-129. LI Ying, WANG Yu, WU Weiguo, et al. Dynamic mechanical behavior and constitutive relation of the ship-built steel 907A[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2015, 36(1): 127-129. ( 0)
|
| [24] |
林莉, 支旭东, 范锋, 等. Q235B钢Johnson-Cook模型参数的确定[J]. 振动与冲击, 2014, 33(9): 153-158. LIN Li, ZHI Xudong, FAN Feng, et al. Determination of parameters of Johnson-Cook models of Q235B steel[J]. Journal of vibration and shock, 2014, 33(9): 153-158. ( 0)
|
| [25] |
TORRES M, COlÁS R. A model for heat conduction through the oxide layer of steel during hot rolling[J]. Journal of materials processing technology, 2000, 105(3): 258-263. DOI:10.1016/S0924-0136(00)00569-0 ( 0)
|
| [26] |
卞大鹏. Q235氧化铁皮临界断裂应力研究[D]. 太原: 太原科技大学, 2013. BIAN Dapeng. Research on the failure stress of Q235 oxide scales under tensile[D]. Taiyuan: Taiyuan University of Science and Technology, 2013. ( 0)
|
| [27] |
王尚, 杨荃, 任云鹤, 等. 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为[J]. 工程科学学报, 2017(10): 1540-1545. WANG Shang, YANG Quan, REN Yunhe, et al. Tensile cracking behavior of oxide scale in hot-rolled steel[J]. Chinese journal of engineering, 2017(10): 1540-1545. ( 0)
|
| [28] |
XU Dong, ZHANG Jie, LI Hongbo, et al. Research on surface topography wear of textured work roll in cold rolling[J]. Industrial lubrication and tribology, 2015, 67(3): 269-275. DOI:10.1108/ILT-09-2014-0092 ( 0)
|