無取向硅鋼加熱均勻性研究

錢京學(xué)，毛一標(biāo)

(江蘇沙鋼集團(tuán)，江蘇 張家港 215625)

無取向硅鋼主要用于旋轉(zhuǎn)電機(jī)如馬達(dá)和發(fā)電機(jī)等制造領(lǐng)域，是電器、軍工等行業(yè)不可或缺的重要軟磁合金[1-2]。隨著中國制造業(yè)的快速發(fā)展，無取向硅鋼的需求量越來越大，同時(shí)各鋼廠間的競爭也越來越激烈。無取向硅鋼產(chǎn)品需經(jīng)歷熱軋、冷軋、退火等過程，產(chǎn)品不僅要求低鐵損、高磁感、高厚度控制精度，還要求鐵損、磁鋼、厚度具有較高的穩(wěn)定性。無取向硅鋼各項(xiàng)性能的穩(wěn)定性已成為衡量鋼廠技術(shù)水平的重要指標(biāo)。

通過黑匣子實(shí)驗(yàn)及模擬加熱爐實(shí)驗(yàn)，對某鋼廠無取向硅鋼出爐溫度、熱軋厚度及冷軋鐵損波動的成因進(jìn)行了探索研究，并通過定期對爐內(nèi)熱電偶進(jìn)行校準(zhǔn)、提高下爐氣加熱能力、延長在爐時(shí)間、降低司爐溫度等措施，有效提高了無取向硅鋼性能的穩(wěn)定性。

1 無取向硅鋼生產(chǎn)存在的問題

1.1 出爐溫度不均勻

圖1顯示，出爐同板溫差較大，1#加熱爐出爐溫差為40 ℃，3#爐為60 ℃。不僅同板溫差大，異板溫差也較大，1#爐板坯整體出爐溫度比3#爐高近40 ℃。當(dāng)加熱后的板坯存在較大的溫度波動時(shí)，會造成軋制時(shí)軋制力的大幅變化，增加軋機(jī)的控制難度，從而使得軋制產(chǎn)品的尺寸精度降低。

1.2 熱軋厚度波動較大

熱軋存在較大厚度波動，有的甚至超出±50 μm的范圍，制約冷軋厚度精度的進(jìn)一步提升。圖2為1#加熱爐W600熱軋厚度波動情況，發(fā)現(xiàn)一般軋制計(jì)劃前期(a1-a3)，厚度波動較小，軋制計(jì)劃末期(b1-b3)厚度波動較大。

圖1 W1300在1#爐(a)及3#爐(b)的出爐溫度曲線Fig.1 The tapping temperature curve of W1300 on No.1(a)and No.3(b)heating furnace

圖2 W600軋制計(jì)劃前期(a)及后期(b)熱軋厚度波動曲線Fig.2 The thickness curve of W600 at earlier(a)and later(b)stage

1.3 冷軋鐵損存在較大波動

冷軋鐵損存在較大波動，且同一熱軋軋制計(jì)劃，軋制計(jì)劃前期的成品鐵損波動明顯大于后期。從圖3的W1300鐵損曲線發(fā)現(xiàn)：3#爐1-4塊鑄坯波動較大，從第5塊鑄坯開始波動減??；2#爐1-5塊鑄坯波動較大，從第6塊鑄坯開始波動減小。

圖3 3#爐(a)及2#(b)1-9塊爐鐵損曲線 圖4 3#爐第1、5、9塊連鑄坯除鱗效果對比 Fig.3 Iron Losses Curve of W1300 Fig.4 Comparison of descaling effect on No.3 heating furnace

跟蹤該軋制計(jì)劃鑄坯除鱗后表面氧化鐵皮情況后發(fā)現(xiàn)，2#及3#加熱爐軋制計(jì)劃前幾塊鑄坯除鱗后表面氧化鐵皮除不盡，此后氧化鐵皮逐漸減少。圖4為3#爐第1、5、9塊鑄坯除鱗后表面氧化鐵皮情況，從第5塊鑄坯開始氧化鐵皮除得較干凈。

2 原因分析

2.1 加熱爐黑匣子實(shí)驗(yàn)

2.1.1 實(shí)驗(yàn)概況

實(shí)驗(yàn)鋼坯采用W600，鋼坯尺寸為10 500 mm(長)×1220 mm(寬)×220 mm(厚)。溫度測量采用鎧裝K型熱電偶，直徑6 mm，不銹鋼外保護(hù)套管，精度為1級。鑄坯兩頭各放置一個(gè)黑匣子，共21個(gè)測溫點(diǎn)。鑄坯上表面測溫點(diǎn)孔深20 mm，中心測點(diǎn)孔深110 mm，下表面測點(diǎn)孔深200 mm。上爐氣熱電偶直接布置在鋼坯的上表面，下爐氣熱電偶布置在鋼坯的下表面，各測溫點(diǎn)位置如圖5所示。為消除水印點(diǎn)，水梁在均熱段進(jìn)行了拐彎設(shè)計(jì)，故水梁處的測溫分為預(yù)熱-二加水印點(diǎn)(前三段水梁)和均熱段水印點(diǎn)。

2.1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

(1)實(shí)驗(yàn)坯出爐溫度分析

實(shí)驗(yàn)坯處于該加熱爐硅鋼軋制計(jì)劃中期，在爐時(shí)長160 min，出爐溫度如表1所示。結(jié)果顯示：a)斷面溫差：非軋機(jī)側(cè)斷面溫差16 ℃，中部斷面溫差12 ℃，軋制側(cè)斷面溫差32 ℃；b)長度方向溫差：上表面全長溫差26 ℃，中心全長溫差46 ℃，下表面全長溫差58 ℃。軋機(jī)側(cè)溫差較大的原因?yàn)槠渖媳砻鏈囟容^大，長度方向溫差較大原因?yàn)樗↑c(diǎn)溫度過低。

圖5 測溫點(diǎn)分布情況Fig.5 Location of temperature measurement point

表1 出爐溫度情況Table1 Tapping temperature℃

(2)兩側(cè)爐氣過程溫度分析

圖6、圖7為兩側(cè)爐氣溫度曲線，根據(jù)曲線顯示，軋機(jī)側(cè)均熱段上爐氣平均溫度1162 ℃，下爐氣1110 ℃；非軋機(jī)側(cè)均熱段上爐氣平均溫度1139 ℃，下爐氣1093 ℃。軋機(jī)側(cè)上爐氣高于非軋機(jī)側(cè)23 ℃，兩側(cè)上爐氣溫度均高于下爐氣。工藝要求均熱段目標(biāo)溫度為1140 ℃，下爐氣溫度明顯低于目標(biāo)溫度。到均熱段時(shí)鑄坯溫度已高于1100 ℃，下爐氣加熱能力不足，已無法向鑄坯供熱。

軋機(jī)側(cè)均熱段上爐氣平均溫度是1162 ℃，高于工藝溫度，是導(dǎo)致板坯出爐頭尾溫差大的主要原因。調(diào)閱爐氣溫度曲線發(fā)現(xiàn)，軋機(jī)側(cè)上爐氣溫度高于工藝要求溫度，并非司爐人員違反工藝規(guī)定，而是爐內(nèi)熱電偶不能真實(shí)反映爐氣溫度，爐內(nèi)熱電偶有待校正。

圖6 軋機(jī)側(cè)爐氣溫度曲線圖Fig.6 Furnace gas temperature of rolling mill side

圖7 非軋機(jī)側(cè)爐氣溫度曲線Fig.7 Furnace gas temperature of non-rolling mill side

(3)水梁處溫度分析

圖8、圖9為中部區(qū)域水印點(diǎn)下表面與中部下表面的過程溫差情況，溫差顯示。

a)預(yù)熱-二加段板坯下表水印點(diǎn)與中部下表面溫差：在一加段最大溫差達(dá)到163 ℃后逐漸縮小，但出爐時(shí)溫差仍有43 ℃，可見雖然水梁在均熱段采用拐彎結(jié)構(gòu)，但前三段與水梁接觸造成的溫差，在均熱段并未完全消除。

b)均熱段下表面水印點(diǎn)與中部下表面溫差：均熱段之前未與水梁接觸，溫差在-12～15 ℃之間，到均熱段與水梁接觸，溫差快速升高到23 ℃，之后一直比較穩(wěn)定，說明水印點(diǎn)溫差不會一直升高，而是會達(dá)到一個(gè)平衡點(diǎn)，該平衡溫度就是23 ℃左右。

可以設(shè)想，如果延長在爐時(shí)間，預(yù)熱-二加段板坯下表水印點(diǎn)與中部下表面溫差會繼續(xù)縮小，而均熱段下表面水印點(diǎn)與中部下表面溫差又不會繼續(xù)擴(kuò)大，這能夠有效縮小全長溫差。

圖8 前三段水梁溫差Fig.8 Temperature difference of water beam at the first three sections

圖9 均熱段水梁溫差Fig.9 Temperature difference of water beam at soak section

圖10為實(shí)驗(yàn)坯前后卷熱軋厚度情況，由圖10顯示，厚度存在周期性波動，且與加熱爐水梁位置對應(yīng)，實(shí)驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)水梁處溫差較大，到均熱段也未消除。由此可見，熱軋厚度波動主要是由于水梁印造成的，同時(shí)下爐氣加熱能力不足，也不利于縮小水梁處溫差。至于為何軋制計(jì)劃前期厚度波動小，到后期波動大，查閱在爐時(shí)長發(fā)現(xiàn)，軋制計(jì)劃前期在爐時(shí)長一般比軋制計(jì)劃中后期長20～30 min，在爐時(shí)間短導(dǎo)致水梁處溫差不能有效消除，造成熱軋厚度波動加大。

2.2 模擬加熱爐實(shí)驗(yàn)

針對熱軋加熱爐軋制計(jì)劃前期鐵損波動大于后期，且加熱爐前幾卷氧化鐵皮較后期難以去除的問題，分別取W600前期和后期回爐坯，在掃描電子顯微鏡下觀察氧化鐵皮形貌，圖11(a)為加熱爐前期鑄坯氧化鐵皮形貌，圖中氧化鐵皮非常致密，并且深深嵌入基體，和基體相互交錯(cuò)。有研究認(rèn)為深色氧化鐵皮為鐵橄欖石，鐵橄欖石層粘度極高，韌性非常好，要去除這種氧化鐵皮，需要30～40 MPa的除鱗壓力[3-4]。該氧化鐵皮一般在高于1177 ℃下生成[4]，而W600工藝溫度要求均熱段為1140 ℃，該溫度下不會生產(chǎn)這類氧化鐵皮。

圖11(b)為W600后期表面氧化鐵皮形貌，與前期相比，其與基體結(jié)合較疏松，氧化鐵皮中鐵橄欖石含量較少，該類氧化鐵皮較易去除。

從連鑄坯上切去實(shí)驗(yàn)樣品，在電爐中進(jìn)行模擬加熱爐實(shí)驗(yàn)，分別進(jìn)行溫度為1140 ℃和1220 ℃，時(shí)長為180 min的加熱實(shí)驗(yàn)，分析表面氧化鐵皮形貌。圖12(a)中為1140℃加熱氧化鐵皮形貌，該氧化鐵皮與圖11(b)相似，較易除去，圖12(b)為1220 ℃加熱氧化鐵皮形貌，該形貌與圖11(a)相似。根據(jù)氧化鐵皮形貌對比發(fā)現(xiàn)，硅鋼軋制計(jì)劃前期司爐溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于后期溫度。

圖10 實(shí)驗(yàn)坯前(a)后(b)卷熱軋厚度曲線Fig.10 The thickness curve before (a)and after(b) the experimental billet

圖11 前期(a)及后期(b)表面氧化鐵皮形貌Fig.11 Morphology of oxidation scale at prophase (a)and anaphase(b)

圖12 1140℃(a)及1220℃(b)氧化鐵皮形貌Fig.12 Morphology of oxidation scale at 1140℃(a) and 1220℃(b)

調(diào)取硅鋼軋制計(jì)劃發(fā)現(xiàn)，硅鋼軋制計(jì)劃前期在加熱爐內(nèi)一般跟的是Q235和SPHC，兩者加熱溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于硅鋼加熱溫度，特別是Q235，溫度高至1260 ℃。操作工要等到Q235和SPHC出完后，才開始降溫，導(dǎo)致硅鋼軋制計(jì)劃前期燒鋼溫度過高，加熱溫度波動過大，而導(dǎo)致軋制計(jì)劃前期硅鋼鐵損波動大。

3 改進(jìn)措施

黑匣子實(shí)驗(yàn)及模擬加熱爐實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，加熱爐兩側(cè)加熱能力不同、下爐氣加熱能力不足、水印點(diǎn)溫度過低、司爐溫度過高、波動過大是造成無取向硅鋼出爐溫度不均、熱軋厚度及冷軋鐵損波動較大等問題的主要原因。

通過定期對爐內(nèi)熱電偶進(jìn)行校準(zhǔn)、提高下爐氣燒嘴開口度，能夠有效提高鑄坯兩側(cè)及上下部分加熱均勻性；將硅鋼在爐時(shí)長由160 min延長到180 min，能夠有效縮小水梁處溫差，消除水印點(diǎn)造成的熱軋厚度波動；與高溫鋼種混裝時(shí)，留出兩到三塊空位，加熱溫度采用就低不就高原則，確保硅鋼低溫加熱(全程低于1170 ℃)，能夠有效降低軋制計(jì)劃前期溫度過高、波動過大造成的鐵損波動問題。經(jīng)過以上改進(jìn)措施，無取向硅鋼的同板及異板溫差穩(wěn)定在30 ℃以內(nèi)，軋制計(jì)劃尾期的厚度波動及軋制計(jì)劃前期的鐵損波動有明顯好轉(zhuǎn)。

4 結(jié)論

1)硅鋼出爐溫度不均的主要原因是加熱爐兩側(cè)及上下爐氣加熱能力不均。通過定期對爐內(nèi)熱電偶進(jìn)行校準(zhǔn)、提高下爐氣加熱能力，能夠有效提高鑄坯兩側(cè)及上下部分的加熱均勻性；

2)硅鋼軋制計(jì)劃后期厚度波動大于前期的主要原因?yàn)楹笃诩訜釙r(shí)間較短，約150 min，低于前期20～30 min，加熱時(shí)間短造成水梁處溫差不能夠有效消除，導(dǎo)致熱軋厚度波動較大。延長加熱時(shí)間至180 min、提高加熱爐下爐氣溫度，能夠有效縮小水印點(diǎn)溫差，縮小熱軋厚度波動；

3)硅鋼軋制計(jì)劃前期鐵損波動大于后期的主要原因?yàn)榍捌诟氖歉邷劁摲N，加熱溫度過高、溫度波動大。與高溫鋼種混裝時(shí)，留出兩到三塊空位，加熱溫度采用就低不就高原則，確保硅鋼全程加熱溫度低于1170 ℃，能夠有效降低冷軋鐵損波動。