冷轧钢板

冷轧钢板（精选6篇）

冷轧钢板 篇1

随着我国汽车工业的发展,汽车用冷轧薄钢板用量越来越大,低成本生产高档高质量汽车用冷轧薄钢板成为各生产企业的主要任务之一。本钢自2007年上半年开始研发DQ1J钢汽车用冷轧薄钢板,现已大量生产。因其成本低、性能好、各项技术指标满足汽车用冷轧薄钢板的要求,获得了用户的普遍认可,取得了明显的经济效益和社会效益。但是,随着用户对其需求量的不断增加,本钢炼钢厂的产量也在不断增加,促使其单中包连浇炉数进一步提高,由原来的6炉增加到10炉,最高达到单中包连浇炉数为12炉。DQ1J钢产量增加后,在冷轧酸洗轧制后出现了大量的钢板表面缺陷,主要缺陷为肉眼可见的翘皮,使钢板质量合格率降低至70%以下,影响了DQ1J钢的生产。为了解决冷轧薄钢板表面缺陷“翘皮”的问题,本钢炼钢厂对DQ1J钢冷轧薄钢板进行了生产全过程跟踪,经过分析研究,找出了产生表面“翘皮”缺陷的主要原因,使其得到较好解决,DQ1J钢冷轧薄钢板质量合格率达到了98.5%以上。

1 DQ1J冷轧薄钢板表面“翘皮”缺陷

DQ1J冷轧薄钢板表面“翘皮”缺陷见图1、图2。通过生产跟踪发现,DQ1J钢在热轧卷板上没有显现缺陷,而在冷轧后表现得非常明显,且规格越薄暴露越多。缺陷呈层状翘起,缺陷内壁光滑干净,成不连续分散状,分布于上表面的多于下表面的,接近钢板边部较多。形状尺寸不尽相同,一般在50mm以下。对该缺陷采用电子探针进行分析,没有检验出夹杂物。因此判定该缺陷与钢中存在气泡密切相关,原因与炼钢工序有关。

2 DQ1J钢的炼钢生产工艺

2.1 DQ1J钢的生产工艺流程

DQ1J钢炼钢生产工艺流程(见图3)如下:

(1) 喷吹镁粉加石灰粉进行铁水脱硫,铁水100%经脱硫处理(硫含量在0.010%以下)。

(2) 150t顶底复吹转炉,出钢碳含量控制在0.04%～0.06%范围内,半脱氧出钢。

(3) 150tRH真空循环脱气精炼炉,将钢中碳含量控制在0.015%～0.025%范围内。

(4) 230mm×(800～1 600)mm双流板坯连铸机,主要产品规格在1 100～1 250mm宽度。每个浇次安排7～10炉,然后中间包快换。

2.2 化学成分要求

在炼钢生产过程中,DQ1J钢的化学成分按表1进行控制。

3 表面“翘皮”缺陷的产生原因分析

3.1 转炉炼钢

DQ1J是属低碳铝镇静钢。由于成品钢中碳含量要求较低(0.015%～0.030%),只靠转炉冶炼很难控制到钢种所要求的碳含量,一般需要经RH再脱碳。转炉出钢采取不完全脱氧,需要控制钢液中氧含量,以利于下道工序(RH真空精炼)对钢水进一步脱碳。因此,钢包顶渣的氧化性较强,渣中FeO含量可达到10%～12%。

3.2 RH精炼

DQ1J钢转炉出钢后,在RH真空精炼时对钢液成分与温度进行调整,直到达到满足连铸浇钢对钢液标准的要求。因RH精炼工艺对钢包钢水顶渣改质(即降低渣中FeO含量)程度相对较差,一般情况下只能使渣中FeO含量降至6%～8%,故精炼后随时间的推移钢包顶渣会向钢水中源源不断地提供氧,产生CO和CO2气泡,因而对连铸浇钢产生一定的影响。

3.3 板坯连铸

中间包吨位最大45t,中间包采用塞棒控制开浇操作,采用滑板控制浇钢速度。为了防止在浇钢过程中钢水絮流堵塞流钢通道,对流钢通道中的功能耐材透气上水口和塞棒在浇钢进程中进行吹氩操作。中间包吹氩也可以提高中间包钢水的纯净度,从而提高钢坯的内在质量。

在生产中发现,浇铸时结晶器中钢水透过保护渣层有较多气泡冒出, 比较强烈。原因是连铸防堵吹氩量过大,使包括氩气在内的一些空气吸入钢水中且难熔于钢中,在浇铸过程中绝大部分能够上浮,但也有少量小而散的气泡在浇铸过程中没来得及上浮,被凝固的坯壳捕捉而滞留在钢坯坯壳中。钢坯在轧制过程中不能焊合,该缺陷在热轧时因钢板较厚(4mm左右)显现不明显而没有被发现。在钢板进行深加工即冷轧到2.0mm以下,尤其在1.5mm以下时,气泡暴露,就会显现表面“翘皮”缺陷。因钢液中的气泡的不连续性,而且比较小和分散,在铸坯硫印切片中不易检查到。

以上分析认为,冷轧薄钢板表面缺陷“翘皮”,使DQ1J钢板质量合格率降低的主要原因是钢中存在气泡所至。

4 预防措施及效果

由于钢液中气泡滞留在钢坯坯壳中是产生“翘皮”缺陷的主要原因,而钢中气泡主要来源于①钢包顶渣;②中间包塞棒和透气水口氩气吹入量较大,使气体吸入钢中,并随钢流入结晶器中。因此,解决方法就是:

(1)在RH精炼前对钢包顶渣进行改质处理。转炉冶炼在出钢时,尽管采用了挡渣措施,仍不可避免有一部分炼钢转炉终点渣随钢水进入钢包,这部分转炉渣称之为钢包顶渣。钢包顶渣氧化性较强,渣中FeO含量可达到11%～17%,对钢水质量危害较大,影响钢材表面质量。钢包顶渣改质是基于通过改质剂中的Al对钢包顶渣中的FeO进行还原,生成Al2O3,再与炉渣及渣料中的CaO结合生成熔点较低的12CaO·7Al2O3, 降低钢包顶渣中的氧化性,防止了在RH处理后“回氧”。其化学反应式如下:

3(FeO)+2Al → (Al2O3)+3[Fe]

12(CaO)+7(Al2O3)→ (12CaO·7Al2O3)

在转炉出钢测温取样后,将一定量计算好的干燥的10kg袋装的钢包顶渣改质剂由人工均匀地投 入钢包顶渣表面,加入钢包顶渣改质剂后覆盖剂不 再加入。试验结果表明:钢包顶渣改质剂铺展性良好,改质后的渣不结壳,改质处理后渣中FeO的含量大大降低。见图4。

(2) 在连铸浇钢过程中将中间包塞棒和透气水口的氩气量关小。减小供氩量后,让结晶器中的钢水液面偶尔有气泡冒出,不强烈。供氩量的大小应根据生产情况确定。

实践表明,采取措施后钢板表面“翘皮”明显减少。DQ1J钢冷轧薄钢板质量合格率达到了98.5%。

5 结论

(1) DQ1J钢冷轧薄钢板表面“翘皮”缺陷产生原因与钢中存在气泡密切相关。

(2) DQ1J钢在RH精炼前对钢包顶渣进行改质处理,在浇钢过程中,根据生产实际,适当控制透气上水口吹氩量和连铸中间包塞棒氩气量,可以预防和减少冷轧薄钢板表面“翘皮”缺陷的产生。这种方法可借鉴于生产其它钢种。

参考文献

[1]冯聚和.氧气顶吹转炉炼钢.北京:冶金工业出版社,1995.

[2]张圣弼,任道子.相图原理计算及在冶金中的应用.北京:冶金工业出版社,1986.

冷轧钢板 篇2

1.1 试验材料

St13、St14冷轧钢板的化学成分、力学性能检验结果如表1。在Zwick 100 kN拉伸试验机上分别进行不同变形量的预拉伸。

1.2 疲劳试样制备

将预拉伸后不同残余变形的条形钢板按图1制成光滑疲劳试样。制备过程中钢板表面不加工, 保持原板状态。

2 不同残余变形的钢板疲劳试验

试验采用升降法测量计算不同残余变形钢板的中值疲劳强度 (即50%存活率疲劳强度) , 并根据疲劳试验结果对不同残余变形钢板的疲劳性能进行比较分析。

2.1 试验条件

试验设备:德国Zwick公司150-HFP5100高频疲劳试验机;试验温度:室温;循环基数:5×106;应力比选取:最初选取常规的对称循环应力比R=-1, 但由于试样较薄、结构刚度小, 试验开始即发生试样弯曲失稳的情况, 难以在不增加附加外力的条件下解决, 所以进行了应力比R=0.1的拉-拉疲劳试验。

2.2 试验方法

采用升降法试验, 并确定不同残余变形钢板的中值疲劳强度 (即S-N曲线的水平部分) 。

2.3 试验结果

(1) 试验数据

对不同材料、不同规格及残余变形的20组钢板试样进行疲劳试验, 其中5%、10%、15%、20%残余变形的钢板试样在低于断裂失效应力下试验时均无塑性变形产生, 仅出现应力疲劳, 但无残余变形的钢板试样在断裂失效之前发生塑性变形, 即在应力疲劳之前先发生应变疲劳。表2、图2和表3、图3分别为1.2 mm厚St13钢板20%、0%残余变形疲劳试验的数据表及散点图。

根据表2、图2和表3、图3的疲劳试验数据, 可计算1.2 mm厚20%残余变形的St13钢板中值疲劳强度σ-1=315 MPa, 1.2 mm厚0%残余变形的St13钢板中值疲劳强度σ-1=261 MPa。

(2) 试验结果

表4为不同材料、不同规格及残余变形的20组钢板力学性能及疲劳试验结果。

3 结论

通过对普通强度的车身冲压用钢板在0%～20%5个预拉伸残余变形级别条件下的疲劳性能试验研究, 得出以下结论。

a.有残余变形的钢板试样在低于断裂失效应力下试验时均无塑性变形产生, 仅出现应力疲劳, 但无残余变形的钢板试样在断裂失效之前发生塑性变形即在应力疲劳之前先发生应变疲劳。

b.同种材料规格钢板的中值疲劳强度随残余变形增大有逐渐增大的趋势 (应变硬化程度增大) , 零件使用的可靠性逐渐增强。

冷轧钢板 篇3

1 Ti微合金化高强钢的大应变量冷轧工艺分析

在Ti微合金化高强钢的大应变量冷轧工艺中, 多采用薄板坯连铸连轧, 其取消了连铸后的冷却过程, 而是直接进入均热炉, 轧后采用层流冷却工艺[3]。其可以使钢中的合金元素处于固溶状态, 通使析出物有更精细的尺寸和弥散的均匀分布, 从而发挥合金元素的潜力, 减少合金元素的用量。不过在制造在Ti微合金化高强钢的冲压成形体时, 作为冲压成形前形成软质以使冲压成形容易、在冲压成形后使之硬化。同时这种钢板在冲压成形时保持为软质, 确保形状冻结性、延性, 利用在冲压成形后进行的170℃左右的喷漆烘烤工序引起的应变时效硬化现象得到屈服应力的上升, 确保耐压痕性[4]。并且在冲压成形后, 在喷漆烘烤工序中固溶C固定于冲压成形时所导入的位错中, 从而屈服应力上升。为此掌握碳氮化物的沉淀析出规律, 以及对微观组织与结构的演变的影响分析, 可以充分发挥微合金元素的作用, 制定恰当的冶炼、控轧和控冷工艺也是必要的。

2 大应变量冷轧钢板中微观组织与结构的演变观察

Ti微合金化高强钢经过冷轧, 可导致金属内部晶粒被拉长、破碎和产生大量的晶体缺陷, 导致内部自由能升高, 处于不稳定状态, 可恢复到比较完整、规则和自由能低的稳定平衡状态的趋势。在此阶段, 能对再结晶产生显著影响的因素, 主要是冷轧变形量[5]。冷轧变形量越大, 冷变形金属中的储存能越高, 再结晶驱动力越大, 形核率和长大速率越高, 再结晶温度也越高。研究表明随着冷轧压下率增加和冷轧板厚度减薄, 钢板的连续退火再结晶过程被提前并缩短, 晶粒长大过程也相对延长。还有研究以薄板坯连铸连轧工艺热轧板为基板, 经冷轧后的退火再结晶行为, 结果表明经过盐浴退火, 其组织由被拉长的纤维状晶粒变为等轴状晶粒, 冷轧变形量越大, 完成再结晶所需的保温时间越短, 再结晶晶粒也越细小[6]。同时在外力的作用下, 晶体内的位错不断渭移或晶体内出现机械孪生, 造成金属的塑性变形, 同时晶体的取向也会随之作相应的转动。随着变形量的不断增加, 多晶体内各晶粒的取向会逐渐转向某一或某些取向附近来, 形成不同类型的织构。

3 大应变量冷轧钢板中微观组织与结构的演变实验分析

3.1 实验材料和方法

我们选择了厚度分别为2.0mm、2.5mm和3.0mm的热轧板作为冷轧基板, 并在后续的冷轧工序中, 轧到约为1.2mm, 以得到不同的冷轧压下率, 得到不同规格的冷轧硬板。冷轧基板在随后的退火过程中, 随着温度的提高, 其显微组织将发生回复、结晶和晶粒长大过程, 板材的硬度、强度和韧性等机械性能都会发生相应的变化, 为此我们对退火后的微合金化冷轧高强钢的组织和性能进行观察检测。

3.2 实验结果

经过对不同规格的冷轧基板各向微观组织的观察, 微合金化高强钢热轧板的主要组织特征为等轴状的铁素体晶粒, 晶粒很细。随着厚度减薄, 热轧板表面、轧向和横向的晶粒尺寸均明显减小, 这是由于随着板材厚度的减薄, 在热轧后的层流冷却过程中, 冷却速度加快, 过冷度升高, 从而导致晶粒组织细化。通过对比同一厚度热轧板的表面、轧向和横向组织, 总体上轧向和横向组织较粗, 表面组织稍细。而现场生产的退火板材, 仍存在相当程度的纤维状组织, 经力学性能测试表明强度提高, 塑性下降, 成型性能恶化。

总之, 大应变量冷轧钢板都存在一定的微观组织与结构演变, 为此在进行生产的过程中, 需要合理地控制析出物的析出与形态, 达到良好的强塑性配合, 必须提高退火温度。

参考文献

[1]牛爱华.CSP发展现状与其供冷轧原料的探讨[J].河北冶金, 2006 (6) :12-15.

[2]毛新平, 霍向东, 康永林, 等.TSCR流程生产钛微合金化高强耐候钢中的析出物[J].北京科技大学学报, 2006, 28 (11) :1023-1028.

[3]Xu G, Can XL, Ma GJ.The Development of Ti-alloyed High Strength Microalloy style[J].Materia&Design, 2010, 31 (6) :2891-2896.

[4]毛新平, 孙新军, 康永林, 等.EAF-CSP流程钛微合金化高强钢板的组织和性能研究[J].钢铁, 2005, 40 (9) :65-68.

[5]霍向东, 毛新平, 陈康敏, 等.Ti含量对热轧带钢组织和力学性能的影响[J].钢铁钒钛, 2009, 30 (1) :23-28.

冷轧钢板 篇4

1内容与方法

1.1 评价范围

主要针对某钢板有限公司180万t冷轧项目的酸洗-轧机联合机组、连续退火机组、连续热镀锌机组、重卷检查机组、半自动包装机组运行期可能产生的职业病危害及防治内容进行评价, 同时也包括各机组电气室和操作室、机修及检化验设施、热力设施、给排水设施、燃气设施等。

1.2 评价内容

内容包括选址、总体布局、生产工艺和设备布局、职业病危害因素和危害程度及对劳动者健康的影响、职业病危害防护设施、职业卫生管理、个人使用的职业病防护用品、辅助用室、警示标识、应急救援设施与事故应急预案、职业卫生专项经费概算及其他职业卫生关联方面等。

1.3 评价方法

根据项目设计方案进行工程分析, 选择与该项目类似的工程进行类比调查, 采用综合类比法、经验法和检查表法相结合的原则进行定性和定量评价。

1.4 评价依据

主要依据《工作场所有害因素职业接触限值第1部分:化学有害因素》《工作场所有害因素职业接触限值第2部分:物理因素》《工业企业设计卫生标准》等[1,2,3];项目单位提供的技术资料。

2结果

2.1 工程概况

该工程拟建地点位于某市某区万顷沙镇十六涌。项目预计投资44.28亿元人民币。主要设施包括酸洗-轧机联合机组、连续退火机组、连续热镀锌机组、重卷检查机组、半自动包装机组, 辅助设施 (机修及检化验设施、热力设施、给排水设施、燃气设施) 。

2.2 选址

该厂址水文、地质、气象等因素能满足本项目的要求, 且不属于自然疫源地。该工程选址符合项目特点及日常运转要求, 周围水域辽阔, 近距离无敏感被保护单位, 大气扩散条件好。建设项目位于当地最小频率风向的上风侧, 不会对某市居民健康造成危害。本项目选址基本符合《工业企业设计卫生标准》。

2.3 总体布局和设备布局

本项目总体布置能够根据项目的性质、规模、生产流程、交通运输、消防、环保、卫生等要求, 结合场地自然条件、经济技术等合理布局。生产区与办公区分开、产生高温的退火炉车间与当地夏季主导风向的角度>45°等, 总体布局符合《工业企业设计卫生标准》的有关要求。

本项目所用生产设备以工艺路线为基础, 合理布置, 使功能分区明确, 物流顺畅。所有排出的有害物质通过净化设备处理后排放, 产生粉尘、毒物的工作场所分开设置, 生产线拟设置集中隔声控制室;为了尽可能减轻各种职业危害的影响, 工程设计时, 根据功能分区的不同, 将生活区远离生产区, 以减少各种危害因素对生活区的影响[4]。同时拟将产生噪声和振动较大的开卷机、卷取机、空压机、各类风机、各类泵等设备尽量设计在一层厂房或多层厂房的底层, 可以有效减小噪声和振动等有害因素对生活区的危害[5]。

2.4 生产工艺

该项目生产工艺分为酸洗-冷轧工艺、连续退火工艺、热镀锌工艺。热轧钢卷运到酸洗机组, 经过拆捆带、开卷、直头、焊接、拉伸矫直后进入酸洗槽酸洗、漂洗、烘干;需要连续退火的钢卷运到连退机组经过开卷、焊接、清洗、退火, 冷却、过时效、水淬等工艺处理, 然后进行平整、矫直、切边、检查和包装;需要热镀锌的钢卷运到连续热镀锌机组, 经过开卷、焊接、清洗、立式退火炉, 进入到锌锅进行镀锌, 经过合金化炉、冷却, 光整, 钝化、烘干, 切边、卷取、检查和包装。

本工程采用了先进的生产工艺, 自动化、机械化、智能化程度高, 焊接等产生毒物的工艺和设备基本实现自动化, 生产可以实现远程操控, 有效地减少了职业性有害因素对员工的危害, 有利于预防职业病, 保护工人健康。

2.5 建筑卫生学

项目可行性研究报告根据《采暖通风与空气调节设计规范》中对工艺要求设置通风系统和空调系统[6]。主厂房屋面采用夹心隔热彩板, 墙皮采用单层彩板, 侧外墙设竖向采光带和通风百叶窗;对接触腐蚀性物质的厂房、设备基础、地坪均采用防腐处理, 涂防酸油漆或铺砌耐酸砖等;建筑物的朝向、间距和房间开窗面积设计合理;通风换气基本能够满足《工业企业设计卫生标准》中的相关要求;在采光照明方面, 本项目拟在主厂房和公辅厂房采用高天棚和类似的带单灯电容补偿的节能灯具, 光源拟用高光效、显色指数高的金属卤化灯或显色改进型高压钠灯等, 电气室、计算机室、控制室、操作室及厂房内生产用小房等均拟用荧光灯为主, 电缆隧道等采用防水防尘灯, 机组照明拟用荧光、投光灯具为主, 在有防爆等特殊要求的场所, 按规程与要求采用防爆灯具或特殊照明灯具。照明设计基本符合《建筑采光设计标准》的要求[7]。

2.6 类比企业的选择

根据对本项目的工程分析, 选择异地某钢铁有限公司冷轧厂作为本项目的类比工程, 类比项目的原材料、生产设备、生产工艺、生产制度、年产量等与拟建项目基本一致, 作业工人接触危害因素的种类及时间相似。作业工人均在控制室操作, 定时巡检, 本项目的防护措施优于类比项目, 因此有较好的可比性。

2.7 主要职业病危害因素

根据类比调查分析, 该工程投产后生产过程中可能产生的职业病有害因素主要有:化学毒物 (酸雾、碱雾、油雾、氧化锌烟雾、CO、氮氧化物、SO2、锰及其化合物、氢气、硫化氢) 、噪声、高温、粉尘 (氧化铁粉尘、电焊烟尘) 、紫外辐射、工频电场、X射线等。

2.7.1 化学毒物的检测结果

类比工程检测结果显示, 作业岗位的化学毒物浓度符合规定[1]。见表1、表2。

2.7.2 粉尘的检测结果

通过对类比工程检测结果显示, 作业岗位的粉尘浓度符合规定[1]。见表3。

2.7.3 噪声的检测结果

根据工程分析和职业卫生现场调查, 本项目的噪声主要存在于各机组的开卷机、入口操作室、拉伸矫直机、入口活套、干燥器、切边机、出口活套、飞剪、中央操作室、平整机等岗位, 辅助设施的各种泵、空压机等也是噪声的主要产生源。由于本项目作业人员的工作方式主要为巡检, 不同工作场所的噪声强度及员工接触时间不同, 故采用积分声级计测量出每个时间段的等效声级LAeq, Ti, 计算出各生产线作业工人每班实际接触噪声强度的等效声级, 见表4。

工作场所等效声级噪声计算结果显示, 除连续退火机组、酸再生站、空压站的等效声级噪声强度超标外, 其余均未超过职业接触限值[2]。噪声应作为本工程重点控制的职业病危害因素。

注:作业人员大部分时间在控制室内, 每班巡检的时间不到2 h, 因此未对员工的个体接触情况进行检测, 此检测数据是在设备旁测。

2.7.4 高温危害的分析

由于类比企业检测时段不是高温季节, 因此没有做高温检测, 根据项目的工程分析及文献检索查询得知, 冷轧板热镀锌生产线的高温主要集中在连续退火炉及锌锅, 分布在退火炉的预热段、加热段和冷却段的各层平台以及锌锅周围, 因此, 高温也是本工程重点控制的职业病危害因素。

注:等效声级为根据不同工作场所的噪声强度及员工接触时间, 计算出各生产线作业工人每班实际接触噪声强度。

2.7.5 电离辐射

本项目的放射性危害主要为10套密封γ放射源测厚仪和5套X 射线反射式镀层测厚仪。通过类比调查和检测, 工业X射线机 (CY541W-1) 由日本理学电机工业株式会社生产;同位素测厚仪 (TK761999) , 由FujiElectric Systerns Co, Ltd生产, 密封源及活度为241Am。源容器泄漏射线检测结果见表5、表6。根据可行性研究报告及类比检测结果, 只要保证了产品质量和施工质量, 采用与类比仪表相同的防护, 正常工作情况下, 预期工作人员和周围公众的有效剂量将远低于《电离辐射防护与辐射源安全基本标准》的相应限值[8,9]。

γ射线测厚仪和X线荧光镀层测厚仪的使用场所分别为“对人员的活动范围不限制”、“放射工作场所划出了监督区和非限制区”。在正常工作条件下, 按现提交方案设置含密封源仪表可将周围人群辐射剂量控制在限值范围内, 满足我国放射卫生防护标准规定的剂量限制要求[9]。

2.8 职业病防护措施评价

本项目拟采取的职业病防护措施主要包括:有效的防毒防尘、隔声降噪、减振、防暑降温、防泄漏等防护措施;同时设立警示标识、制定操作规范和维护程序等。以上措施预计能有效地降低工作场所职业病危害因素的浓度, 减轻职业病危害。此外在电离辐射方面, 应完善防护管理组织机构及管理制度, 放射作业现场设置警示标识, 为接触危害因素的员工配备适量的符合防护要求的各种辅助防护用品, 如有必要还须配戴个人剂量计和配备个人剂量报警仪。

2.9 卫生辅助用室和个人职业病防护用品设计评价

本工程设计的辅助用室包括工作场所办公室、工人休息室、车间办公楼、浴室和男女厕所。根据该工程的卫生特征分级, 各类辅助用室的设计能够满足需求。工程拟为员工配备防噪声、防毒、防振、防暑、防寒等个人防护用品, 基本符合《劳动保护用品选用规则》和《劳动防护用品配备标准 (试行) 》中的要求[10,11]。正式运行后还需完善相应的个人防护用品的使用和定期更换等规章制度。

2.10 应急救援措施评价

项目单位制定了事故应急救援预案, 由于工艺需要, 本项目设置一个储罐区, 储存有液化石油气、氢气、氮气、酸、碱、氨水 (应急情况下使用) 、轧制油、防锈油等易燃易爆、有腐蚀性的物质。液化石油气、氮气可能发生火灾、爆炸危险, 酸、碱、氨水、轧制油、防锈油等存在各类储罐泄漏的危险等。因此, 项目单位应针对该储罐区, 制定职业卫生方面的应急救援预案。

2.11 职业卫生管理评价

组成本项目的中日公司均有先进的健康安全环保理念和在这一理念指导下的较完善的健康安全环保管理体系。有职业卫生管理组织机构, 配备有专职的职业卫生管理人员, 有相应的职业卫生管理制度和操作规程, 有职业病防护设备、应急救援设施和个人使用的职业病防护用品的使用、维护、检修和定期检测等管理制度。

3讨论

3.1 评价结论

经过综合分析, 如果在初步设计和施工设计阶段能够切实落实各项职业病防护措施, 保证职业卫生资金的投人, 项目投产后加强职业病的防治管理, 本工程生产过程中可能产生的职业病危害因素是可以预防和控制的。

3.2 建议

(1) 加强职业病防护设施的设计和建设, 保证其正常运行, 尽量使危害因素尤其是噪声控制在国家规定的职业卫生接触限值以下[1,2]。对于某些企业噪声控制技术仍受到一定限制的, 应加强个人防护 (如佩戴耳塞、耳罩) , 减少工人噪声暴露时间。 (2) 生产车间配备冲洗设备、现场急救用品;在有毒物质泄漏可能造成重大事故的设备和工作场所设置可靠的事故处理装置和应急防护设施, 同时设置有毒物质安全排放装置、自动监测报警装置、联锁事故排毒装置。设置风向标, 以便事故发生时, 指导人员撤离到安全位置。 (3) 本项目设置有一个储罐区, 对储罐进行检修、维修时, 属于需要准入的密闭空间, 作业场所可能存在的职业危害有缺氧、爆炸、中暑等危险, 因此应针对密闭空间的职业危害, 严格按照《缺氧作业安全规程》进行作业[12]。 (4) 放射作业现场设置的安全标志、警戒防护物、警示牌等;为接触危害因素的员工配备适量的符合防护要求的各种辅助防护用品, 如有必要还须配戴个人剂量计和配备个人剂量报警仪。

参考文献

〔1〕GBZ2.1-2007, 工作场所有害因素职业接触限值第1部分化学有害因素〔S〕.

〔2〕GBZ2.2-2007, 工作场所有害因素职业接触限值第2部分物理因素〔S〕.

〔3〕GBZ1-2002, 工业企业设计卫生标准〔S〕.

〔4〕GB50187-1993, 工业企业总平面设计规范〔S〕.

〔5〕GB5083-1999, 生产设备安全卫生设计总则〔S〕.

〔6〕GB50019-2003, 采暖通风与空气调节设计规范〔S〕.

〔7〕GB/T50033-2001, 建筑采光设计标准〔S〕.

〔8〕GB18871-2002, 电离辐射防护与辐射源安全基本标准〔S〕.

〔9〕GBZ125-2002, 含密封源仪表的卫生防护标准〔S〕.

〔10〕GB11651-89, 劳动保护用品选用规则〔S〕.

〔11〕国经贸安全〔2000〕189号, 劳动防护用品配备标准 (试行) 〔S〕.

冷轧钢板 篇5

随着金属加工工业自动化生产线的发展,对冷轧薄板材的质量要求越来越高。尤其是我国加入WTO之后,市场竞争压力越来越大,面对这种严峻的形势,迫使国内各主要冷轧板材生产厂进一步改进工艺,引进新技术、新设备,以提高板材质量。对板带尺寸质量的监测主要是对纵向厚度的监测,而对板带厚度的监测是保证板形、提高板带质量的重要前提之一[1]。从市场角度上看,改善冷轧产品的板形,提高板带材的整体质量,研究板带纵向厚度的监测策略是非常必要的,具有很大的理论研究和实际应用价值。

1. 横纵向厚度监测的基本理论

1.1 板带纵向厚差

板带的纵向厚差是指以板宽中点处沿轧制方向的厚度之差,连续变化的纵向厚差用以描述轧件厚度的波动。轧制时轧机和轧件的状态如图1所示,AGC(自动厚度控制)系统主要以轧机压下装置作为执行机构,控制轧机出口的轧件厚度(简称为轧件出口厚度或出口厚度)h,使其达到或逼近轧件的目标(基准)厚度[2]。

1.2 影响板带纵向厚度波动的因素

一切影响弹塑性变形曲线交点位置的因素都将影响轧件的出口厚度。具体的说,轧件的出口厚度取决于空载辊缝、轧机刚度、轧件入口厚度、轧件变形抗力、轴承油膜厚度、轧辊偏心等因素。

目前应用最为广泛的厚度控制系统——GM-AGC(厚度计式AGC)就是直接检测轧制力和空载辊缝,通过轧机的弹跳方程间接检测轧件出口厚度的。

此外,轧机的垂直振动(简称垂振)对带刚厚度的波动也有一定的影响,一种垂直振动的频率分布一般在120~250Hz,称为第三频程振动,它会在带钢表面造成垂直于轧向的交替明暗条纹,造成带钢厚度显著的波动;另一种垂直振动的频率分布大都在500~700Hz,称为第五频程振动,这种振动会使上下支撑辊表面和带钢表面都出现明暗相间的条纹,但一般没有可测的变化。

2 板带纵向厚度检测原理

系统主要的监测对象是板带材的纵向厚差。上面详细分析了影响纵向厚度波动的各种因素,系统同时监测对纵向厚度波动影响较大的信号,如轧制力信号、弯辊力信号、张应力分布信号等,这样可以依据这些影响因素的实时变化信号,分析纵向厚度波动的原因,从而做出故障判别。对温度引起的热凸度变化采用相应的补偿算法在软件系统中体现。

其中纵向厚度信号通过电涡流式传感器得到;轧制力、弯辊力信号通过液压压力传感器得到;利用ABB分段式接触张力测量辊侧得沿带钢横向的张应力分布;将采集到的信号经放大、整流、滤波,通过数据采集卡将信号输入到计算机辊缝监测系统中。硬件的配置和安装方式能够使系统得到预定的变量值并且精度符合要求。

采用电涡流方法进行检测板带纵向厚度的测量原理如图2所示。

被测金属板材M两侧分别为传感器的发射线圈L1和接收线圈L2,当传感器间没有被测金属板材时,将在L2中产生感应电势U2,这时U2为最大值;当L1和L2之间放置被测金属板时,达到L2的磁力线被削弱,从而使L2中产生的感应电势U2被降低,被测金属板越厚,涡流损耗越大,U2越小,由此可知,U2的大小变化就反映了被测金属板材的纵向厚度波动[3]。

测量辊由实心钢轴组成,沿辊的轴向在测量辊四周每隔90°均匀分布4个沟槽以放置压磁式压力传感器,每个测量区有4个传感器,如图3所示。

每个测量区域内的的4个传感器线圈连接方式如图4所示,这种连线的好处是可以避免由于温度变化和离心力对传感器输出信号的影响。

因此,带钢内部张应力分布为:

式中Fm—平均径向力;T0—平均张应力;x—正则带宽;T—总的带材张力;B—带材宽度;h—带材厚度。

3 纵向厚度检测系统硬件构成

3.1 虚拟监测系统硬件框架

采用非接触的测量方法,对虚拟系统硬件系统进行功能模块的划分。系统逻辑结构如图5所示。

传感器所产生的电压信号反映横向纵向厚度变化、轧制力、弯辊力、张应力的变化,这些信号经过信号调理电路处理后才能输入计算机。

3.2 信号的调理

调理电路作用有3个:

(1)放大——将微弱电压信号放大。

(2)转换——将非电压输出信号转换为电压信号。

(3)滤波——消除高频干扰。

由于传感器已将轧制力,厚度波动等物理信号转化为电压信号,因此对信号的调理,只采用放大、滤波2个模块,即可实现对信号的调理功能。

4 基于虚拟仪器的监测系统的开发

监测中心是监测板带纵向厚度工作人员了解板材质量的主要渠道,通过对板带材的纵向厚度以及两者影响较大的诸如轧制力、弯辊力、张应力等因素进行实时监测和记录,实现板带纵向厚度的监测。

4.1 系统总体结构

在本监控系统设计中,依据硬件的功能划分层次,如图6所示:

4.2 系统程序实现

4.2.1 监测系统主面板

监测面板是人机的交互界面,是监测人员最经常获取信息、使用效率最高的操作窗口。通过对各个功能模块的合理划分,精心布局,利用LABVIEW虚拟仪器设计平台设计出了一组界面友好、操作简便、功能完善的虚拟面板,它提供给用户的功能和信息远比传统仪器面板丰富、直观。

冷轧板材纵横向厚度监测系统前面板如图7所示。

4.2.2 监测系统设置模块[4]

系统设置主要包括串行通讯设置、历史数据存取的设置、系统周期设置、网络设置和传感器属性设置同时实现系统的扩充和分站的增添功能。

系统设置界面如图8所示。其后台程序(系统设置子模块)是调用通讯模块的后台程序实现的。

4.2.3 数据采集模块

数据采集模块是本冷轧板带横纵向厚度监测系统的一个子模块,启动监测软件后首先要进行参数设置。根据所选数据采集卡,编制数据采集模块程序,当点击主面板上数据采集设置按钮时,会弹出1个子面板,操作者可以在这个子面板上完成对数据采集通道的设置。其程序框图如图9所示。

该框图程序由一个CASE语句把程序分为3个部分:1找到数据采集卡硬件;2取数据;3取样结束。通过上述3个模块,可选通要引入计算机虚拟仪器监测系统的参数,对采集来的参数进行实时监测。

4.2.4 历史数据查询

查询模块主要是操作人员用来查询历史信息的,主要包括:传感器从轧制现场采集来的板材纵向厚度波动曲线信号、系统运行信息、轧制规程、值班记录等等。

图10-12为实现查询功能的后台模块框图。

4.2.5 报警子模块[5]

对轧制现场系统运行的报警信息的查询主要通过报表的形式实现,从这里可以看到报警的时间以及发生报警信息的原因等,图13为该界面对应的后台程序框图。

4.2.6 功能补偿模块

本系统考虑到轧制过程中由于温度的影响使测量出的厚度产生误差而设置了功能补偿模块,采用与标准板材厚度对比的方法来校正这个影响,补偿原理如图14所示。

h1—上置传感器到板带材的距离;h2—下置传感器到板带材的距离;

h—上下两传感器之间的距离;

以上参数中,h1,h2,H3个参数由系统提供,作为固定值使用,利用式(2),即可得到去除温度影响的真实厚度值。

式中:H—目标板带厚度值;h1′—实际测得上置传感器到板带材的距离;h2′—实际测得下置传感器到板带材的距离;H′—被测板带的实际厚度;以上算法在Lab VIEW中的实现如图15所示。

4.3 实验分析

以入口厚度为3.75mm的带卷为测试目标,采用单一通道循环取平均值的方法测量。监测界面动态显示板带纵向厚度波动的变化波形,在轧制间歇,操作人员可以利用系统图形显示控件的图形操作工作,对实时监测波形进行放大、缩小和平移等工作,以便观察。

4.3.1 监测曲线与实际工况对比

以下是系统监测曲线与实际工况曲线的对比图:

轧件宽度1270mm、入口厚度3.75mm时,在一段时间内监测得到的带材纵向厚度曲线如图16。轧件在该时段内最大纵向厚度为1.484mm,最小纵向厚度为1.479,偏差在4µm以内。

现场采集相同工况下带材纵向厚度曲线如图17所示。

4.3.2 两种监测方法的结果对比

利用虚拟仪器监测系统在线测得同一时段纵向厚度波动信号与虚拟样机分析软件ADAMS进行建模仿真分析[6]所得数据进行有效对比。下面以轧件宽度为1270mm,入口厚度为4.0mm的带卷为测试目标,进行板带纵向厚度的测量对比分析。

由虚拟仪器系统监测出4秒内,带材沿运动速度方向纵向厚度波动曲线如图18所示,其中最大纵向厚度为1.983mm,最小值为1.978mm,厚度偏差在3µm以内。

利用虚拟样机分析软件ADAMS进行建模仿真得到的中心厚度曲线如图19所示,在0.5~4秒内,轧件出口中心厚度为1.983mm,厚度偏差3µm。

由此可见,监测与分析的结果一致,偏差为3m,有较高的精度。

5 结论

利用虚拟仪器开发的冷轧带钢板厚监测系统,完成了系统的整体功能。在轧制过程中,系统可以准确实时的完成对所需信号的监测,并进行实时显示等相关处理工作,实现了对监测数据的协同处理。利用冷轧厂现场的实际工况对设计系统进行实际测试和对比分析,结果表明,系统具有较高的准确性和可靠性,并具有一定的抗干扰性、实效性以及性价比。

参考文献

[1]中国金属学会轧钢学会冷轧板带学术委员会.中国冷轧板带大全[M].北京:冶金工业出版社,2005.

[2]孟延军.轧钢基础知识[M].北京:冶金工业出版社,2005.11:273-280.

[3]李玉军,刘军,周伟,张黎春.电涡流传感器在铝箔厚度测量中的应用[J].传感器技术,2005.24:77-78.

[4]Gray W.Johnson,Richard Jennings.LabVIEW图形编程[M].北京:北京大学出版社,2002.1.

[5]于晓薇.基于LabVIEW的虚拟仪器研究及其在板材厚度监测中的应[D].2004.

冷轧钢板 篇6

关键词：汽车用板,烘烤硬化,断后伸长率,厚向异性系数,力学性能

1 引言

近年来, 为了适应汽车减重、减排及提高抗碰撞性, 对车身用板材提出越来越高的新要求, 开发了各种成形性好且具有较高使用强度的优质铝合金板及冷轧钢板, 广泛应用于制造汽车门外板、发动机罩等外覆盖件。在大力研发新材料的同时, 如何准确地获取板材的真实材料力学参数, 分析不同成形条件下板材的成形性显得尤为重要。针对目前国内外板材力学性能测试方法中存在的不足, 研究了拉伸预应变量对烘烤处理、试样标距及厚向异性系数测试计算结果的影响, 并提出了预应变量的近似计算公式, 为实际生产提供一定参考。

2 试验材料与方法

试验材料为5754铝合金板及St15超低碳冷轧钢板, 原始厚度分别为t0=1.5 mm、t0=0.7 mm, 各元素质量分数如表1。

尽管过大预变形量可能降低烘烤硬化效果, 但为符合汽车外覆盖件生产工艺过程, 仅参照JIS G 3135烘烤条件进行非标试验。按照GB/T 228—2002标准切割试样, 在WDW-E100D万能试验机上进行拉伸, 首次预变形量为17%, 相应的材料力学性能参数如表2。置入SX2-5-12箱式电阻炉高低温试验箱中, 在170±5℃恒温中烘烤20 min, 进而测试预变形并烘烤处理后板料力学性能变化。

3 试验结果与讨论

3.1 拉伸性能及烘烤硬化性

St15冷轧钢板拉伸的工程应力应变曲线如图1。通过放大可以看出在初始屈服点附近没有发生普通低碳钢的屈服伸长效应, 一次拉断时的断后伸长率δ达46.99%。经过预拉伸 (δ=17%) 卸载并静置720 h后再次加载拉伸, 后继屈服点应力明显大于卸载应力, 呈现显著的形变强化效应, 获得屈服强度增量WH=180 MPa, 且由于塑性降低而在δ≈33.42%时发生断裂, 总伸长率δ≈50.42%。经过预拉伸 (δ=17%) 卸载并在170±5℃恒温中烘烤约20min后再次加载拉伸, 则在WH=180 MPa的基础之上, 因烘烤效应使得屈服强度增量上升了13 MPa。烘烤使C或N原子产生较高的热激活能, 扩散在位错附近形成钉扎作用而使试样二次强化。随着继续变形, 塑性变化不大, 在δ≈34.16%时即发生断裂, 总伸长率δ≈51.16%。

图2为5754板拉伸的工程应力应变曲线。通过放大可以明显看出在初始屈服点附近呈现锯齿形屈服伸长效应, 一次拉断时δ≈27.40%。经过预拉伸 (δ=17%) 卸载并静置720 h后再次加载拉伸, 卸载应力成为后继屈服点应力, 加工硬化带来屈服强度增量WH=120 MPa, 但并未呈现明显的应变时效倾向, 且由于塑性降低, 在δ≈11.20%时发生断裂, 总伸长率δ≈28.20%。经过预拉伸 (δ=17%) 卸载并在170±5℃恒温中烘烤约20 min后再次加载拉伸, 因软化使得屈服强度增量下降了15 MPa。5754为典型不可热处理强化的Al-Mg防锈铝合金, 淬火后时效过程中形成的过渡相与基体不共格, 时效强化效果非常弱, 只能采用形变强化来提高它的强度。因此, 经过预变形后 (无烘烤) , 拉伸强度明显增高, 但塑性无明显变化。而经过烘烤后再拉伸时, 相当于进行了一次低温退火, 强度有所提高的同时, 塑性上升使总伸长率达δ≈33.17%。

3.2 断口形貌及分析

为了考察两种板料一次拉断断口的微观构成, 在拉断试样上截取断口进行SEM试验, 利用JSM-5600LV扫描电镜拍摄断口表面形貌 (图3) 。两种材料的断口均属于典型的韧性断裂。断口上分布的不同形状、大小、深浅的韧窝是材料微孔形核长大和聚合留下的痕迹。5754断口上等轴韧窝密度较大且分布相对均匀, 韧窝较深 (图3a) ;St15断口上的拉长韧窝分布均匀, 断口起伏较小, 并有一定量的第二相颗粒分布在韧窝底部 (图3b) 。由于第二相颗粒的存在, 微孔将沿着第二相颗粒界面周围形成。当微孔聚集到一定程度, 将沿第二相的界面断开, 从而形成韧窝, 而第二相颗粒则存留在韧窝底部。

3.3 标距对伸长率的影响

大量试验发现, St15拉伸过程中因较大集中性变形而发生明显的局部颈缩, 并且拉断后试样平行段总伸长率δt与标距段伸长率δ的差异相对较大。采用同样原始标距Lo=50 mm、平行段Lc=70 mm、夹持段L=35 mm的5754试样进行拉伸时, 测得δt=25.71%、δ=27.4%, 而在相同条件下的St15试样为δt=50.23%、δ=58.44%。也就是说, 由于St15具有较好的塑性, 不仅标距区内颈缩区及其附近产生了较大伸长变形, 而且在颈缩发生之前, 标距区以外的平行段材料也发生了一定量的伸长变形。

对于大部分延展性较好的韧性金属来说, 集中变形量大于均匀变形量。因此, Lo越小, δ越大, 且拉伸时存在的不稳定因素相对较多。St15、5754试样夹持端均无明显轴向伸长, 通过放大可以看出, 在Lo范围内, St15断口附近的颈缩变形明显大于5754, 而后者几乎没有经过局部颈缩就发生了断裂。

4 结论