热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为

工程科学学报，第39卷.第10期：1540-1545,2017年10月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.10:1540-1545,October 2017 D0I:10.13374/j.issn2095-9389.2017.10.012;htp://journals.ustb.edu.cn 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 王 尚，杨荃)区，任云鹤)，王晓晨)，单忠德) 1)北京科技大学工程技术研究院.北京1000832)先进成形技术与装备国家重点实验室，机械科学研究总院.北京100083 区通信作者，E-mail:yangquan(@nercar..usth.cdlu.cm 摘要采用X射线衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)和万能拉力试验机，研究了Q235-A带钢氧化铁皮的组织、结构 及其开裂行为.结果表明，氧化铁皮的成分主要为Fe,0,、Fe0,和Fe,含有少量的F0,氧化层厚度比较均匀，约为l0μm,结 构致密且与基体结合较好.拉伸实验表明，随着应变的增加，裂纹条数增加呈先慢，后快，再慢的规律.应变达到0.05%时氧 化铁皮开始出现裂纹，当应变在0.08%~0.10%范围内裂纹条数随应变增加非常明显，当应变超过0.10%时裂纹条数增加 缓慢.应变超过0.15%时裂纹条数几乎不再增加 关键词热轧带钢；氧化铁皮；裂纹：拉伸断裂 分类号TG111.91 Tensile cracking behavior of oxide scale in hot-rolled steel WANG Shang,YANG Quan,REN Yun-he),WANG Xiao-chen),SHAN Zhong-de2) 1)School of Engineering Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)State Key Laboratory of Advanced Forming Technology and Equipment,China Academy of Machinery Science and Technology,Beijing 100083,China XCorresponding author,E-mail:yangquan@nercar.ustb.edu.en ABSTRACT The microstructure,structure,and cracking behavior of Q235-A strip iron oxide skin were studied using X-ray diffrac- tion (XRD),scanning electron microscopy (SEM),and a universal tensile testing machine.The results show that the composition of the iron oxide mainly consists of Fe,0,Fe2O3,and Fe,together with small amount of Fe0,the oxide layer has the same thickness all over,about 10 um,the structure is dense,and the matrix is better connected.The tensile experiments show that with increasing strain,the increase in the number of cracks is at first slow,then fast,then slow again.When the strain reaches 0.05%,its iron oxide skin begins to crack;the number of cracks increases with increasing strain in the range 0.08%-0.10%.When the strain exceeds 0.10%,the crack number increases slowly,and when the strain exceeds 0.15%,the number of cracks stops grow. KEY WORDS hot-rolled steel;oxide scale;cracks;tensile cracking 带钢在热轧及随后的冷却过程中，表面会形成致 化除鳞工艺中[-]，拉矫也是重要的预处理工序. 密脆性的氧化铁皮（俗称鳞层）.传统生产中，带钢在 冷轧前必须经过拉矫与酸洗工序将氧化铁皮去除，以 1氧化铁皮破裂机理 保证成品的表面质量[1) 拉矫机的工作机理，源于基体与氧化层间材料性 拉矫机采用机械作用的方法使表面氧化铁皮出现 能的差异，即铁基体在受力后会产生一定的弹塑性变 大量裂纹与部分剥落，为酸液的渗透创造了条件，提高 形，而脆性的氧化铁皮直接开裂或剥离[o-].前人对 了酸洗的质量和速率[5-].此外，目前研究较多的绿色 拉矫作用下氧化铁皮开裂与剥离行为进行了广泛探 收稿日期：2016-09-28 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51604024)：国家“十二五”科技支撑计划资助项目(2015BAF30B01):中央高校基本科研业务费专项 资金资助项目(FRF-TP-15-001A1)

工程科学学报,第 39 卷,第 10 期:1540鄄鄄1545,2017 年 10 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 10: 1540鄄鄄1545, October 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 10. 012; http: / / journals. ustb. edu. cn 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 王 尚1) , 杨 荃1) 苣 , 任云鹤1) , 王晓晨1) , 单忠德2) 1) 北京科技大学工程技术研究院, 北京 100083 2) 先进成形技术与装备国家重点实验室, 机械科学研究总院, 北京 100083 苣通信作者, E鄄mail: yangquan@ nercar. ustb. edu. cn 摘 要 采用 X 射线衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)和万能拉力试验机,研究了 Q235鄄鄄A 带钢氧化铁皮的组织、结构 及其开裂行为. 结果表明,氧化铁皮的成分主要为 Fe3O4 、Fe2O3和 Fe,含有少量的 FeO,氧化层厚度比较均匀,约为 10 滋m,结 构致密且与基体结合较好. 拉伸实验表明,随着应变的增加,裂纹条数增加呈先慢,后快,再慢的规律. 应变达到 0郾 05% 时氧 化铁皮开始出现裂纹,当应变在 0郾 08% ~ 0郾 10% 范围内裂纹条数随应变增加非常明显,当应变超过 0郾 10% 时裂纹条数增加 缓慢,应变超过 0郾 15% 时裂纹条数几乎不再增加. 关键词 热轧带钢; 氧化铁皮; 裂纹; 拉伸断裂 分类号 TG111郾 91 Tensile cracking behavior of oxide scale in hot鄄rolled steel WANG Shang 1) , YANG Quan 1) 苣 , REN Yun鄄he 1) , WANG Xiao鄄chen 1) , SHAN Zhong鄄de 2) 1) School of Engineering Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) State Key Laboratory of Advanced Forming Technology and Equipment, China Academy of Machinery Science and Technology, Beijing 100083, China 苣Corresponding author, E鄄mail: yangquan@ nercar. ustb. edu. cn ABSTRACT The microstructure, structure, and cracking behavior of Q235鄄鄄A strip iron oxide skin were studied using X鄄ray diffrac鄄 tion (XRD), scanning electron microscopy (SEM), and a universal tensile testing machine. The results show that the composition of the iron oxide mainly consists of Fe3O4 , Fe2O3 , and Fe, together with small amount of FeO, the oxide layer has the same thickness all over, about 10 滋m, the structure is dense, and the matrix is better connected. The tensile experiments show that with increasing strain, the increase in the number of cracks is at first slow, then fast, then slow again. When the strain reaches 0郾 05% , its iron oxide skin begins to crack; the number of cracks increases with increasing strain in the range 0郾 08% 鄄鄄 0郾 10% . When the strain exceeds 0郾 10% , the crack number increases slowly, and when the strain exceeds 0郾 15% , the number of cracks stops grow. KEY WORDS hot鄄rolled steel; oxide scale; cracks; tensile cracking 收稿日期: 2016鄄鄄09鄄鄄28 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51604024);国家“十二五冶科技支撑计划资助项目(2015BAF30B01);中央高校基本科研业务费专项 资金资助项目(FRF鄄鄄TP鄄鄄15鄄鄄001A1) 带钢在热轧及随后的冷却过程中,表面会形成致 密脆性的氧化铁皮(俗称鳞层). 传统生产中,带钢在 冷轧前必须经过拉矫与酸洗工序将氧化铁皮去除,以 保证成品的表面质量[1鄄鄄4] . 拉矫机采用机械作用的方法使表面氧化铁皮出现 大量裂纹与部分剥落,为酸液的渗透创造了条件,提高 了酸洗的质量和速率[5鄄鄄6] . 此外,目前研究较多的绿色 化除鳞工艺中[7鄄鄄9] ,拉矫也是重要的预处理工序. 1 氧化铁皮破裂机理 拉矫机的工作机理,源于基体与氧化层间材料性 能的差异,即铁基体在受力后会产生一定的弹塑性变 形,而脆性的氧化铁皮直接开裂或剥离[10鄄鄄12] . 前人对 拉矫作用下氧化铁皮开裂与剥离行为进行了广泛探

王尚等：热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 ·1541· 索，并结合现场积累了丰富的经验，普遍共识是“大弯 贵经验，然而这些研究主要是针对氧化层首次开裂的， 曲小张力”.在拉弯组合作用下，矫直辊接触侧带钢表 伴随张力增加裂纹不断产生的规律性并没有足够的研 面的氧化铁皮处于压力状态，背离侧氧化铁皮处于张 究.Evans]与Robertson等[的断裂准则均基于氧化 力状态并产生裂纹，具体氧化层截面上受力情况如 铁皮存在内部缺陷的，而伴随着裂纹的增多，无缺陷处 图1所示[ 是否会开裂以及开裂的规律性并未详细解释； 氧层 Chaudhuri与Rols6也仅通过实验观测提出了新裂纹 的产生需继续增加应变，然而并未对其原因与机理进 带钢 行论证；王建国与李同庆[]认为过大的延展率对提高 氧化 除鳞效果没有明显作用，并未对其进行完善的理论分 b (c) 析或实验验证. 图1拉矫作用下带钢应力分布图.(a)纯拉：(b)纯弯：(c)拉弯 本文观测了Q235-A热轧带钢表面氧化铁皮形貌 组合 Fig.1 Stress pattem of steel under the action of a tension leveler: 与成分，通过拉伸实验分析氧化铁皮开裂与演化行为， (a)only tensile;(b)only bending:(c)tensile-bending 为传统拉矫-酸洗工艺及绿色化除鳞工艺的参数设计 与进一步优化提供支持. 张力下氧化铁皮开裂行为大量研究中，Evans)] 认为张力作用下氧化层内部缺陷演化生长是导致裂纹 2试验方法 产生的根源，并基于断裂力学理论提出氧化铁皮开裂 的临界应变e。: 本实验材料取自某钢铁企业实际生产线的Q235- Kic A热轧带钢，宽度为320mm,厚度为3.5mm.下述试样 6.=EF (me)in 均取自原钢卷带中中部位置，其化学成分见表1. 其中，K为临界应力强度因子，c为缺陷长度的一半，E 表1碳钢的化学成分（质量分数） 为杨氏模量，F为取决于缺陷形状、大小和位置的 Table 1 Chemical composition of carbon steel 数值 C Mn Si P Robertson与Manningta基于断裂力学理论考虑开 0.216 1.250 0.183 0.041 0.0398 裂临界能量释放得出氧化铁皮开裂的临界应变ε。： (1)衍射试验方法. 刮取并收集材料表层氧化铁皮粉体1g,采用UIi- 其中，y为断裂表面能. maIV型X射线衍射仪对粉体进行X射线衍射测试. Nag与Evanstis]实验分析了张力下开裂行为与氧 (2)截面观察试验方法. 化铁皮厚度的关系，发现开裂应力/应变随着厚度的增 线切割制备长与宽均为10mm的试样，利用超声 加而减小，并认为氧化层厚度越厚缺陷长度越大，其实 波清洗仪对试样表面进行清洗，用酒精清洗，吹干后进 验结果与Evans[]和Robertson等[的理论推导是一 行断面截面处理.采用ZEISS ULTRA55型扫描电子 致的. 显微镜对截面进行观察. Chaudhuri与Rolls【uo对张力下氧化层逐步开裂 (3)拉伸试验方法. 过程进行了大量的实验研究，拟合出裂纹宽度与应力/ 线切割制备拉伸试样，试样长度方向（拉伸方向） 应变呈抛物线关系，并指出产生新的裂纹需要对基体 为轧制方向，具体形状和尺寸如图2所示.利用美国 施加更大的应力/应变 美特斯MTS万能拉力试验机对试样施加特定的应变， 张清东等[)和卞大鹏等]分别通过实验发现张 位移控制为0.01 mm.min',达到预设定应变后保持1 力作用可使氧化铁皮发生明显开裂，而剥落效果并不 min,取下试样并用酒精棉签擦拭表面，使用4XB-TV 明显.何永全等[基于Le等[2]的研究成果并结合轧 型金相显微镜观察其表面形貌.应变取值范围0.04% 卡实验，提出了轧制作用下氧化铁皮的开裂模型，认为 至0.20%，步长为0.01%. 轧辊的压下咬入使氧化铁皮处于张力作用下，当应力 180 超过临界值便发生开裂.王建国与李同庆[]详细分 100 析了拉矫破鳞机理，认为延展率应为1%，继续增加张 力，除鳞效果提高不明显，反而对安全生产带来若干负 o 面作用. 图2拉伸试样尺寸示意图（单位：mm) 张力作用下氧化层开裂行为前人积累了大量的宝 Fig.2 Tensile specimen dimensions (unit:mm)

王 尚等: 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 索,并结合现场积累了丰富的经验,普遍共识是“大弯 曲小张力冶. 在拉弯组合作用下,矫直辊接触侧带钢表 面的氧化铁皮处于压力状态,背离侧氧化铁皮处于张 力状态并产生裂纹,具体氧化层截面上受力情况如 图 1 所示[12] . 图 1 拉矫作用下带钢应力分布图. (a)纯拉;(b)纯弯;(c)拉弯 组合 Fig. 1 Stress pattern of steel under the action of a tension leveler: (a) only tensile;(b) only bending;(c) tensile鄄bending 张力下氧化铁皮开裂行为大量研究中,Evans [13] 认为张力作用下氧化层内部缺陷演化生长是导致裂纹 产生的根源,并基于断裂力学理论提出氧化铁皮开裂 的临界应变 着c: 着c = KIC EF (仔c) 1 / 2 . 其中,KIC为临界应力强度因子,c 为缺陷长度的一半,E 为杨氏模量,F 为取决于缺陷形状、大小和位置的 数值. Robertson 与 Manning [14]基于断裂力学理论考虑开 裂临界能量释放得出氧化铁皮开裂的临界应变 着c: 着c = ( 2酌 F 2仔 ) Ec 1 / 2 . 其中,酌 为断裂表面能. Nagl 与 Evans [15]实验分析了张力下开裂行为与氧 化铁皮厚度的关系,发现开裂应力/ 应变随着厚度的增 加而减小,并认为氧化层厚度越厚缺陷长度越大,其实 验结果与 Evans [13] 和 Robertson 等[14] 的理论推导是一 致的. Chaudhuri 与 Rolls [16]对张力下氧化层逐步开裂 过程进行了大量的实验研究,拟合出裂纹宽度与应力/ 应变呈抛物线关系,并指出产生新的裂纹需要对基体 施加更大的应力/ 应变. 张清东等[17]和卞大鹏等[18] 分别通过实验发现张 力作用可使氧化铁皮发生明显开裂,而剥落效果并不 明显. 何永全等[19]基于 Le 等[20]的研究成果并结合轧 卡实验,提出了轧制作用下氧化铁皮的开裂模型,认为 轧辊的压下咬入使氧化铁皮处于张力作用下,当应力 超过临界值便发生开裂. 王建国与李同庆[10鄄鄄12]详细分 析了拉矫破鳞机理,认为延展率应为 1% ,继续增加张 力,除鳞效果提高不明显,反而对安全生产带来若干负 面作用. 张力作用下氧化层开裂行为前人积累了大量的宝 贵经验,然而这些研究主要是针对氧化层首次开裂的, 伴随张力增加裂纹不断产生的规律性并没有足够的研 究. Evans [13]与 Robertson 等[14]的断裂准则均基于氧化 铁皮存在内部缺陷的,而伴随着裂纹的增多,无缺陷处 是否 会 开 裂 以 及 开 裂 的 规 律 性 并 未 详 细 解 释; Chaudhuri 与 Rolls [16]也仅通过实验观测提出了新裂纹 的产生需继续增加应变,然而并未对其原因与机理进 行论证;王建国与李同庆[10]认为过大的延展率对提高 除鳞效果没有明显作用,并未对其进行完善的理论分 析或实验验证. 本文观测了 Q235鄄鄄A 热轧带钢表面氧化铁皮形貌 与成分,通过拉伸实验分析氧化铁皮开裂与演化行为, 为传统拉矫鄄鄄酸洗工艺及绿色化除鳞工艺的参数设计 与进一步优化提供支持. 2 试验方法 本实验材料取自某钢铁企业实际生产线的 Q235鄄鄄 A 热轧带钢,宽度为320 mm,厚度为3郾 5 mm. 下述试样 均取自原钢卷带中中部位置,其化学成分见表 1. 表 1 碳钢的化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition of carbon steel % C Mn Si S P 0郾 216 1郾 250 0郾 183 0郾 041 0郾 0398 (1)衍射试验方法. 刮取并收集材料表层氧化铁皮粉体 1 g,采用 Ulti鄄 ma IV 型 X 射线衍射仪对粉体进行 X 射线衍射测试. (2)截面观察试验方法. 线切割制备长与宽均为 10 mm 的试样,利用超声 波清洗仪对试样表面进行清洗,用酒精清洗,吹干后进 行断面截面处理. 采用 ZEISS ULTRA 55 型扫描电子 显微镜对截面进行观察. (3)拉伸试验方法. 线切割制备拉伸试样,试样长度方向(拉伸方向) 为轧制方向,具体形状和尺寸如图 2 所示. 利用美国 美特斯 MTS 万能拉力试验机对试样施加特定的应变, 位移控制为 0郾 01 mm·min - 1 ,达到预设定应变后保持 1 min,取下试样并用酒精棉签擦拭表面,使用 4XB鄄鄄 TV 型金相显微镜观察其表面形貌. 应变取值范围 0郾 04% 至 0郾 20% ,步长为 0郾 01% . 图 2 拉伸试样尺寸示意图(单位:mm) Fig. 2 Tensile specimen dimensions (unit: mm) ·1541·

·1542· 工程科学学报，第39卷，第10期 3试验结果与讨论 35 30 3.1氧化铁皮的组成 图3为通过X射线衍射仪分析Q235-A试样的物 25 相组成.X射线衍射仪分析的结果表明，氧化铁皮物 20 相组成主要为Fe,O,、Fe,0,和Fe,其中含有少量的 Fe0,此结果与张清东等Chen与Yeum2及顾其德 10 等[2研究结果接近. 3000 I-Fe 2500 0-fe,0, 060620040.060.080.100.120.140.160.180.200.22 M-Fe,0 应变% 2000 M N-Fe0 图5氧化铁皮应变一裂纹条数曲线 1500 N Fig.5 Strain-crack curve of the oxide scale 1000 续增加，裂纹条数开始增多，在0.05%~0.07%范围 500 内裂纹条数增加较为缓慢，且出现位置无规律性，裂纹 间距大小不一，如图6(a)和6(b)所示.应变达到 40 60 80 I00 0.08%~0.10%范围时，随应变增加裂纹条数急刷增 20) 多，裂纹方向大致与拉伸方向垂直且平行度较好，如图 图3氧化铁皮的物相分析 6(c)和图6(d)所示.当应变超过0.10%后，随应变增 Fig.3 Phase composition of the oxide scale 加裂纹条数变化不大，且裂纹间距趋于均匀，如图6 3.2氧化铁皮的截面观察 (d)和图6(e)所示.当应变超过0.15%后，试样裂纹 图4为通过扫描电子显微镜观察Q235-A氧化铁 条数几乎不再增加，达到饱和状态，如图6(e)和图6 皮截面形貌图.从氧化铁皮的截面形貌可以看出：热 ()所示 轧带钢表面形成的氧化铁皮连续致密，厚度比较均匀， 图7为通过扫描电子显微镜观察氧化铁皮裂纹的 约为l0μm,并无明显分层，说明存在明显的Fe0,/Fe 微观形貌图.从微观形貌图可以看出，裂纹宽度均为 共析组织，氧化层中FeO会发生4Fe0=Fe,O,+Fe的 2.5μm,纹路工整，裂纹内散布着开裂时剥落的碎屑. 共析转变[21-2] 3.4氧化铁皮开裂规律性分析 常温张力作用下金属材料的断裂失效行为目前主 试样保护层 要有两种观点 断裂力学学者们认为，材料内部存在微观缺陷并 -氧化铁皮 在外力下的生长产生裂纹，临界应力σ，达到式(1)的 基体组织 临界条件时，材料裂纹产生[2]： 2Ey (1) 7 其中，E是弹性模量，Y是表面能，c为材料原始微观裂 图4氧化铁皮截面形貌 纹长度的一半 Fig.4 Cross-section morphology of the oxide scale Evans()、Robertson与Manning()、Nagl与Ev- 3.3氧化铁皮的拉伸开裂行为 ans]对氧化铁皮开裂的研究均基于上述公式. 利用4XB-TV型金相显微镜观测各试样表面裂 带钢表面氧化层分布相对均匀、致密，然而不可避 纹，在图样中心位置宽度为500μm区域统计裂纹条 免的存有微观缺陷，初生裂纹及随后增加的裂纹的产 数.图5为本实验各试样裂纹条数随应变变化关系 生，是氧化层内部缺陷在外界张力下生长导致的.由 图，图6为不同应变下氧化层开裂微观形貌. 式(1)可知，最大缺陷位置处产生初生裂纹，较小的缺 初始试样观测没有发现任何裂纹，随着张力增加 陷处随应变增加随后开裂，缺陷位置的随机性导致这 试样表面氧化铁皮裂纹条数增加呈先慢，后快，再慢的 些裂纹出现位置无任何规律性 规律.当应变为0.05%时，试样表面氧化层开始出现 材料力学学者们则基于材料均匀无缺陷，认为脆 裂纹（同时出现两条），如图6(a)所示.随着应变的继 性材料的应变e达到其临界值ε时材料断裂失效[2]

工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 3 试验结果与讨论 3郾 1 氧化铁皮的组成 图 3 为通过 X 射线衍射仪分析 Q235鄄鄄A 试样的物 相组成. X 射线衍射仪分析的结果表明,氧化铁皮物 相组成主要为 Fe3 O4 、 Fe2 O3 和 Fe,其中含有少量的 FeO,此结果与张清东等[17] 、Chen 与 Yeun [21] 及顾其德 等[22]研究结果接近. 图 3 氧化铁皮的物相分析 Fig. 3 Phase composition of the oxide scale 3郾 2 氧化铁皮的截面观察 图 4 为通过扫描电子显微镜观察 Q235鄄鄄A 氧化铁 皮截面形貌图. 从氧化铁皮的截面形貌可以看出:热 轧带钢表面形成的氧化铁皮连续致密,厚度比较均匀, 约为 10 滋m,并无明显分层,说明存在明显的 Fe3O4 / Fe 共析组织,氧化层中 FeO 会发生 4FeO = Fe3O4 + Fe 的 共析转变[21鄄鄄22] . 图 4 氧化铁皮截面形貌 Fig. 4 Cross鄄section morphology of the oxide scale 3郾 3 氧化铁皮的拉伸开裂行为 利用 4XB鄄鄄TV 型金相显微镜观测各试样表面裂 纹,在图样中心位置宽度为 500 滋m 区域统计裂纹条 数. 图 5 为本实验各试样裂纹条数随应变变化关系 图,图 6 为不同应变下氧化层开裂微观形貌. 初始试样观测没有发现任何裂纹,随着张力增加 试样表面氧化铁皮裂纹条数增加呈先慢,后快,再慢的 规律. 当应变为 0郾 05% 时,试样表面氧化层开始出现 裂纹(同时出现两条),如图 6(a)所示. 随着应变的继 图 5 氧化铁皮应变—裂纹条数曲线 Fig. 5 Strain鄄crack curve of the oxide scale 续增加,裂纹条数开始增多,在 0郾 05% ~ 0郾 07% 范围 内裂纹条数增加较为缓慢,且出现位置无规律性,裂纹 间距大小不一,如图 6 ( a) 和 6 ( b) 所示. 应变达到 0郾 08% ~ 0郾 10% 范围时,随应变增加裂纹条数急剧增 多,裂纹方向大致与拉伸方向垂直且平行度较好,如图 6(c)和图 6(d)所示. 当应变超过 0郾 10% 后,随应变增 加裂纹条数变化不大,且裂纹间距趋于均匀,如图 6 (d)和图 6(e)所示. 当应变超过 0郾 15% 后,试样裂纹 条数几乎不再增加,达到饱和状态,如图 6 ( e) 和图 6 (f)所示. 图 7 为通过扫描电子显微镜观察氧化铁皮裂纹的 微观形貌图. 从微观形貌图可以看出,裂纹宽度均为 2郾 5 滋m,纹路工整,裂纹内散布着开裂时剥落的碎屑. 3郾 4 氧化铁皮开裂规律性分析 常温张力作用下金属材料的断裂失效行为目前主 要有两种观点. 断裂力学学者们认为,材料内部存在微观缺陷并 在外力下的生长产生裂纹,临界应力 滓f达到式(1)的 临界条件时,材料裂纹产生[23] : 滓f = 2E酌 仔c . (1) 其中,E 是弹性模量,酌 是表面能,c 为材料原始微观裂 纹长度的一半. Evans [13] 、 Robertson 与 Manning [14] 、 Nagl 与 Ev鄄 ans [15]对氧化铁皮开裂的研究均基于上述公式. 带钢表面氧化层分布相对均匀、致密,然而不可避 免的存有微观缺陷,初生裂纹及随后增加的裂纹的产 生,是氧化层内部缺陷在外界张力下生长导致的. 由 式(1)可知,最大缺陷位置处产生初生裂纹,较小的缺 陷处随应变增加随后开裂,缺陷位置的随机性导致这 些裂纹出现位置无任何规律性. 材料力学学者们则基于材料均匀无缺陷,认为脆 性材料的应变 着 达到其临界值 着c时材料断裂失效[24] . ·1542·

王尚等：热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 ·1543· -100μm4 -100um d -100um→ -100um -100um 3-100um+ 图6试样不同应变下的微观形貌.(a)拉伸应变0.05%：(b)拉伸应变0.07%：(c)拉伸应变0.08%：(d)拉伸应变0.10%：(c)拉伸应变 0.15%:()拉伸应变0.20% Fig.6 Micro-morphologies of oxide scales at different strains:(a)tensile strain of 0.05%:(b)tensile strain of 0.07%:(c)tensile strain of 0.08%:(d)tensile strain of 0.10%(e)tensile strain of 0.15%:(f)tensile strain of 0.20% 均匀的理想材料，将弹性变形区内裂纹的产生机理与 规律性进行理论推导. 初生裂纹产生后，氧化铁皮与带钢基体的结合面 可划分为两个区域，其一为“负载区”，基体仍需向氧 化层传递应变：其二为裂纹底部的“空载区”.如图8 (a)与8(b)所示，选取“负载区”AB段（初始宽度为 a)与“空载区”BC段（初始宽度为b)为研究对象，当 总的变形量为A时，“负载区”AB段变形量入，与“空载 区”BC段变形量入，应满足： 图7氧化铁皮的裂纹宽度 Fig.7 Crack width in the oxide scale 入=入1+入2， (2) 假设在张力下由于氧化层的微观缺陷产生两条裂 + 纹，两裂纹间的氧化铁皮无缺陷，与带钢基体均为连续 式中E为氧化铁皮的杨氏模量，E,为带钢基体的杨氏

王 尚等: 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 图 6 试样不同应变下的微观形貌. (a)拉伸应变 0郾 05% ;(b)拉伸应变 0郾 07% ;(c)拉伸应变 0郾 08% ;( d)拉伸应变 0郾 10% ;( e)拉伸应变 0郾 15% ;(f)拉伸应变 0郾 20% Fig. 6 Micro鄄morphologies of oxide scales at different strains:( a) tensile strain of 0郾 05% ; ( b) tensile strain of 0郾 07% ;( c) tensile strain of 0郾 08% ;(d) tensile strain of 0郾 10% ;(e) tensile strain of 0郾 15% ;(f) tensile strain of 0郾 20% 图 7 氧化铁皮的裂纹宽度 Fig. 7 Crack width in the oxide scale 假设在张力下由于氧化层的微观缺陷产生两条裂 纹,两裂纹间的氧化铁皮无缺陷,与带钢基体均为连续 均匀的理想材料,将弹性变形区内裂纹的产生机理与 规律性进行理论推导. 初生裂纹产生后,氧化铁皮与带钢基体的结合面 可划分为两个区域,其一为“负载区冶,基体仍需向氧 化层传递应变;其二为裂纹底部的“空载区冶. 如图 8 (a)与 8(b) 所示,选取“负载区冶 AB 段(初始宽度为 a)与“空载区冶 BC 段(初始宽度为 b) 为研究对象,当 总的变形量为 姿 时,“负载区冶AB 段变形量 姿1与“空载 区冶BC 段变形量 姿2应满足: 姿 = 姿1 + 姿2 , 姿1 a (Eo + Es) = 姿2 b { Es . (2) 式中 Eo为氧化铁皮的杨氏模量,Es为带钢基体的杨氏 ·1543·

·1544· 工程科学学报，第39卷，第10期 模量.此时，“负载区”AB段的应变E为E=入，/a,根 A 据式(2)，可得： 定义)为“负载区“变形量分配率，有刀-+六： 入 将其代入(2)可得 ￡= E。 (3) a+b 7= (8) E +1 1+(+1) 应变ε随着总的变形量A增加而增加.当总的变 a E. 形量增加至入=，时，“负载区”AB段的应变e达到 如图8(d)所示，当裂纹产生n次后，“负载区” 临界应变e。,即： A.B变形量分配率n.可类似推导得到： Ao 1 (4) (9) a+b( 此时在“负载区”AB段某处将产生新的裂纹.假 式中，an为最新“负载区”AB自然态下宽度 设产生的裂纹自然态下宽度依然为b,且裂纹中心恰 基于上述推导结论可知：初生裂纹产生后，随着带 位于AB段中心，如图8(c)所示.在断裂瞬间新的“负 钢应力/应变增大，无缺陷氧化铁皮裂纹会继续产生 载区”A,B段变形量入，与新的“空载区”BC段变形量 伴随着裂纹的逐步产生，最新“负载区”AB自然态下 入2应满足： 宽度a减小，导致“负载区”变形量分配率n.变小，即 裂纹越多，变形将更少的分配在“负载区”，这样便延 入1+入21=2， 缓了“负载区”裂纹条数的进一步增加. (5) 本文实验中，应变小于0.08%时试样裂纹条数随 (E,+E,)2 应变增加增加缓慢，且裂纹位置、间距无规律性，这些 其中a,为“负载区”A,B段自然态宽度，满足a,=(a- 裂纹的产生是由氧化层内大小不一的缺陷在张力下生 b)/2. 长产生的.当应变达到0.08%~0.10%范围时，随应 新的“负载区”AB段应变为： 变增加裂纹条数急剧增多，这是因为伴随着应变增加 大量无缺陷氧化铁皮应变达到临界应变值并发生大量 (6) a 开裂.当应变超过0.10%后，随应变增加裂纹条数变 代入(5)后，进行推导可得： 化不大，这是因为裂纹条数在增加使“负载区”变形量 A。 分配率？变小，导致增加的应变更少的分配在“负载 ′= (7) a+b(2后+1 区”.当应变超过0.15%后，试样裂纹条数很难继续增 加，这是因为“负载区”变形量分配率？已非常小. 与(4)对比可知，e'<e。,这说明裂纹的产生会使 带钢表层氧化铁皮裂纹数量直接影响酸洗的速度 “负载区”的应变减小，对下一裂纹的产生起到滞缓 与质量，对非酸洗除鳞模式也具有重要的辅助作用. 作用. 从氧化铁皮裂纹条数与应变关系来看，实际生产中应 0t入 B (a) (b) A B C (c) ② 图8氧化铁皮断裂原理示意.(a)初生裂纹产生后的结合面：(b)总变形为A时的结合面：(c)新裂纹产生时的结合面：(d)裂纹产生n次 时的结合面 Fig.8 Technical principle diagram of oxide scale fracture:(a)initial crack interface;(b)interface with deformation reaching of A:(c)interface with a new crack;(d)interface with n cracks

工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 模量. 此时,“负载区冶 AB 段的应变 着 为 着 = 姿1 / a,根 据式(2),可得: 着 = 姿 a + b ( Eo Es + 1 ) . (3) 应变 着 随着总的变形量 姿 增加而增加. 当总的变 形量增加至 姿 = 姿0时,“负载区冶AB 段的应变 着AB达到 临界应变 着c,即: 着AB = 姿0 a + b ( Eo Es + 1 ) . (4) 图 8 氧化铁皮断裂原理示意. (a)初生裂纹产生后的结合面;(b)总变形为 姿 时的结合面;( c)新裂纹产生时的结合面;( d)裂纹产生 n 次 时的结合面 Fig. 8 Technical principle diagram of oxide scale fracture: ( a) initial crack interface;( b) interface with deformation reaching of 姿;( c) interface with a new crack;(d) interface with n cracks 此时在“负载区冶AB 段某处将产生新的裂纹. 假 设产生的裂纹自然态下宽度依然为 b,且裂纹中心恰 位于 AB 段中心,如图 8(c)所示. 在断裂瞬间新的“负 载区冶A1B 段变形量 姿11与新的“空载区冶BC 段变形量 姿21应满足: 姿11 + 姿21 = 姿0 2 , 姿11 a1 (Eo + Es) = 姿21 b Es ì î í ï ï ï ï . (5) 其中 a1为“负载区冶A1B 段自然态宽度,满足 a1 = ( a - b) / 2. 新的“负载区冶A1B 段应变为: 着忆 = 姿11 a1 . (6) 代入(5)后,进行推导可得: 着忆 = 姿0 a + b ( 2 Eo Es + 1 ) . (7) 与(4)对比可知,着忆 < 着c,这说明裂纹的产生会使 “负载区冶 的应变减小,对下一裂纹的产生起到滞缓 作用. 定义 浊 为“负载区冶变形量分配率,有 浊 = 姿1 姿1 + 姿2 , 将其代入(2)可得 浊 = 1 1 + b ( a Eo Es + 1 ) . (8) 如图 8 ( d) 所示,当裂纹产生 n 次后,“ 负载区冶 AnB 变形量分配率 浊n可类似推导得到: 浊n = 1 1 + b a ( n Eo Es + 1 ) . (9) 式中, an为最新“负载区冶AnB 自然态下宽度. 基于上述推导结论可知:初生裂纹产生后,随着带 钢应力/ 应变增大,无缺陷氧化铁皮裂纹会继续产生. 伴随着裂纹的逐步产生,最新“负载区冶AnB 自然态下 宽度 an减小,导致“负载区冶变形量分配率 浊n变小,即 裂纹越多,变形将更少的分配在“负载区冶,这样便延 缓了“负载区冶裂纹条数的进一步增加. 本文实验中,应变小于 0郾 08% 时试样裂纹条数随 应变增加增加缓慢,且裂纹位置、间距无规律性,这些 裂纹的产生是由氧化层内大小不一的缺陷在张力下生 长产生的. 当应变达到 0郾 08% ~ 0郾 10% 范围时,随应 变增加裂纹条数急剧增多,这是因为伴随着应变增加 大量无缺陷氧化铁皮应变达到临界应变值并发生大量 开裂. 当应变超过 0郾 10% 后,随应变增加裂纹条数变 化不大,这是因为裂纹条数在增加使“负载区冶变形量 分配率 浊n变小,导致增加的应变更少的分配在“负载 区冶. 当应变超过 0郾 15% 后,试样裂纹条数很难继续增 加,这是因为“负载区冶变形量分配率 浊n已非常小. 带钢表层氧化铁皮裂纹数量直接影响酸洗的速度 与质量,对非酸洗除鳞模式也具有重要的辅助作用. 从氧化铁皮裂纹条数与应变关系来看,实际生产中应 ·1544·

王尚等：热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 ·1545· 控制带钢应变取值范围在0.14%~0.16%间.特别是 在750mm不锈钢生产线的应用.中国冶金，2013,23(6)： 基于磨料冲击的非酸洗除鳞工艺，过大的应变并不会 50) 增加裂纹密度，反而增加系统能耗，同时还会导致部分 [10]Wang JG,Li T Q.Research on the descaling function of tension leveler.Shanghai Metal,1999,21(1):12 氧化铁皮剥离基体，这样势必会引起磨料流直接冲击 (王建国，李同庆.拉矫机破鳞原理的研究.上海金属， 带钢基体表面，引起不必要的金属消耗 1999,21(1):12) [11]Wang J G,Li T Q.Mechanical analysis of stretching and 4结论 straightening deformation processes of strip steel.Shanghai Met- (1)氧化铁皮物相组成主要为Fe,0,、Fe,0,和Fe, l,1998,20(5):35 (王建国.李同庆.带钢拉矫变形过程的力学分析.上海金 其中含有少量的F0,结构致密且与基体结合较好，厚 属.1998.20(5)：35) 度约为10um:张力作用下产生的裂纹方向大致与张 [12]Li T Q.Study on stretch-bend levelling theory and technology of 力方向垂直，释去应力后裂纹宽度大约为2.5um,纹 the pickling tension leveler.Metall Equip,2011(1):19 路工整，裂纹内散布着开裂时剥落的碎屑. (李同庆.拉弯矫直理论和酸洗拉矫机工艺设定的研究.冶 金设备，2011(1)：19) (2)张力作用下试样初期裂纹的产生是由氧化层 [13]Evans H E.Cracking and spalling of protective oxide layers.Ma- 内部缺陷生长导致的，随着应变增加，无缺陷处氧化层 ter Sci Eng A,1989,120-121:139 应变达到临界应变并发生开裂.随着应变增加试样表 [14]Robertson J,Manning M I.Limits to adherence of oxide scales 面氧化铁皮裂纹条数增加呈先慢，后快，再慢的规律， Mater Sci Technol,1990,6(1):81 初生裂纹对应的应变为0.05%，当应变大于0.15%裂 [15]Nagl MM,Evans W T.The mechanical failure of oxide scales 纹条数增加极为缓慢，这是由于裂纹条数增多后导致 under tensile or compressive load.J Mater Sci,1993,28(23): 6247 “负载区”变形量分配率η明显变小 [16]Chaudhuri S K,Rolls R.Fracture mechanisms in oxide scale on iron during substrate deformation.J Mater Sci,1977,12(11): 参考文献 2303 [1]Gleeson B,Hadavi S MM,Young D J.Isothermal transformation [17]Zhang Q D,Huang L W,Wu B,et al.Experimental research on behavior of thermally-grown wustite.Mater High Temp,2000,17 the surface scale of hot rolled steel strip.Shanghai Metal,2000, (2):311 22(5):32 [2]Schwerdtfeger K,Zhou S X.A contribution to scale growth during (张清东，黄纶伟，吴彬，等.热轧带钢表面氧化层实测分 hot rolling of steel.Steel Res Int,2003,74(9):538 析.上海金属，2000,22(5)：32) [3]Wang Y J,Dong H J.Mu H L,et al.Analysis on scale micro- [18]Bian D P,Zhou C L,Li Z X,et al.Study on theory of descaling structure of coiled hot rolled strip.China Metall,2007,17(10): by tension-bending leveler.Mech Eng Autom,2013(6):86 40 (卞大鹏，周存龙，李中喜，等.拉弯矫直机破鳞机理的研 (王银军，董汉君，穆海玲，等.卷取后的热轧带钢氧化铁皮 究.机械工程与自动化，2013(6)：86) 显微分析.中国治金，2007,17(10)：40) [19]He Y Q,Jia T,Liu Z Y,et al.Fracture behavior of surface ox- [4]Wu Z M.Formation causes of scale of hot-rolled strip and its ide scale in cold rolling.J Northeastern Univ Nat Sci,2013,34 countermeasures.Steel Roll,2007,24(3):56 (7):948 (吴祝民.热轧带钢氧化铁皮的成因及对策.轧钢，2007,24 (何永全，贾涛，刘振宇，等.氧化铁皮在冷轧过程中的断裂 (3):56) 行为.东北大学学报（自然科学版），2013,34(7)：948) [5]Dong H J,Wang Y J.Factors influencing pickling quality and [20]Le H R,Sutcliffe M P F,Wang P Z,et al.Surface oxide frac- speed of oxide scale on hot rolled strip.Mater Mech Eng,2009, ture in cold aluminium rolling.Acta Mater,2004,52(4):911 33(3):83 [21]Chen R Y,Yeun W Y D.Review of the high-temperature oxida- (董汉君，王银军.影响热轧带钢氧化铁皮酸洗质量和速度的 tion of iron and carbon steels in air or oxygen.Oxid Metal, 因素.机械工程材料，2009,33(3)：83) 2003,59(56):433 [6]Melster S,Pargmann A.Stretch bending levelers in pickling [22]Gu Q D,Dong C F,Li X G,et al.Corrosion behavior and struc- lines.Iron Steel Eng,1995,72(2):37 ture of oxide scales formed on hot rolled strips after coiling with [7]Voges K C.Mueth A R.Method of Producing Rust Inhibitive Sheet different oxygen supplies.JUniv Sci Technol Beijing,2009.31 Metal through Scale Removal with a Slurry Blasting Descaling (12):1564 Cell:US Patent.US8128460.2012-3-6 (顾其德，董超芳，李晓刚，等.卷曲后供氧差异对热轧带钢 [8]Voges K.Mueth A.Lehane B,et al.Eco-pickled surface:an en- 氧化皮组织及耐蚀性的影响.北京科技大学学报，2009,31 vironmentally advantageous alternative to conventional acid pick- (12):1564) ling.Iron Steel Technol,2008,4(8):81 [23]Kanninen M F,Popelar C H.Adranced Fracture Mechanics.New [9]Dai JT,Li X W,Yu F,et al.Development and application of York:Oxford University Press,Oxford:Clarendon Press,1985 descaling system without acid on 750 mm stainless steel strip.Chi- [24]Liu H W.Mechanics of Materials (1).4th Ed.Beijing:Higher na Metall,2013,23(6):50 Education Press,2004 (戴杰涛，李湘文，喻峰，等.带材无酸除鳞系统的开发及其 (刘鸿文.材料力学I.4版.北京：高等教育出版社，2004)

王 尚等: 热轧带钢氧化铁皮拉伸开裂行为 控制带钢应变取值范围在 0郾 14% ~ 0郾 16% 间. 特别是 基于磨料冲击的非酸洗除鳞工艺,过大的应变并不会 增加裂纹密度,反而增加系统能耗,同时还会导致部分 氧化铁皮剥离基体,这样势必会引起磨料流直接冲击 带钢基体表面,引起不必要的金属消耗. 4 结论 (1)氧化铁皮物相组成主要为 Fe3O4 、Fe2O3和 Fe, 其中含有少量的 FeO,结构致密且与基体结合较好,厚 度约为 10 滋m;张力作用下产生的裂纹方向大致与张 力方向垂直,释去应力后裂纹宽度大约为 2郾 5 滋m,纹 路工整,裂纹内散布着开裂时剥落的碎屑. (2)张力作用下试样初期裂纹的产生是由氧化层 内部缺陷生长导致的,随着应变增加,无缺陷处氧化层 应变达到临界应变并发生开裂. 随着应变增加试样表 面氧化铁皮裂纹条数增加呈先慢,后快,再慢的规律, 初生裂纹对应的应变为 0郾 05% ,当应变大于 0郾 15% 裂 纹条数增加极为缓慢,这是由于裂纹条数增多后导致 “负载区冶变形量分配率 浊n明显变小. 参 考 文 献 [1] Gleeson B, Hadavi S M M, Young D J. Isothermal transformation behavior of thermally鄄grown w俟stite. Mater High Temp, 2000, 17 (2): 311 [2] Schwerdtfeger K, Zhou S X. A contribution to scale growth during hot rolling of steel. Steel Res Int, 2003, 74(9): 538 [3] Wang Y J, Dong H J, Mu H L, et al. Analysis on scale micro鄄 structure of coiled hot rolled strip. China Metall, 2007,17(10): 40 (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. 中国冶金, 2007, 17(10): 40) [4] Wu Z M. Formation causes of scale of hot鄄rolled strip and its countermeasures. Steel Roll, 2007, 24(3): 56 (吴祝民. 热轧带钢氧化铁皮的成因及对策. 轧钢, 2007, 24 (3): 56) [5] Dong H J, Wang Y J. Factors influencing pickling quality and speed of oxide scale on hot rolled strip. Mater Mech Eng, 2009, 33(3): 83 (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. 机械工程材料, 2009, 33(3): 83) [6] Melster S, Pargmann A. Stretch bending levelers in pickling lines. Iron Steel Eng, 1995, 72(2): 37 [7] Voges K C, Mueth A R. Method of Producing Rust Inhibitive Sheet Metal through Scale Removal with a Slurry Blasting Descaling Cell: US Patent, US8128460. 2012鄄鄄3鄄鄄6 [8] Voges K, Mueth A, Lehane B, et al. Eco鄄pickled surface: an en鄄 vironmentally advantageous alternative to conventional acid pick鄄 ling. Iron Steel Technol, 2008, 4(8): 81 [9] Dai J T, Li X W, Yu F, et al. Development and application of descaling system without acid on 750 mm stainless steel strip. Chi鄄 na Metall, 2013, 23(6): 50 (戴杰涛, 李湘文, 喻峰, 等. 带材无酸除鳞系统的开发及其 在 750 mm 不锈钢生产线的应用. 中国冶金, 2013, 23(6): 50) [10] Wang J G, Li T Q. Research on the descaling function of tension leveler. Shanghai Metal, 1999, 21(1): 12 (王建国, 李同庆. 拉矫机破鳞原理的研究. 上海金属, 1999, 21(1): 12) [11] Wang J G, Li T Q. Mechanical analysis of stretching and straightening deformation processes of strip steel. Shanghai Met鄄 al, 1998, 20(5): 35 (王建国, 李同庆. 带钢拉矫变形过程的力学分析. 上海金 属, 1998, 20(5): 35) [12] Li T Q. Study on stretch鄄bend levelling theory and technology of the pickling tension leveler. Metall Equip, 2011(1): 19 (李同庆. 拉弯矫直理论和酸洗拉矫机工艺设定的研究. 冶 金设备, 2011(1): 19) [13] Evans H E. Cracking and spalling of protective oxide layers. Ma鄄 ter Sci Eng A, 1989, 120鄄121: 139 [14] Robertson J, Manning M I. Limits to adherence of oxide scales. Mater Sci Technol, 1990, 6(1): 81 [15] Nagl M M, Evans W T. The mechanical failure of oxide scales under tensile or compressive load. J Mater Sci, 1993, 28(23): 6247 [16] Chaudhuri S K, Rolls R. Fracture mechanisms in oxide scale on iron during substrate deformation. J Mater Sci, 1977, 12(11): 2303 [17] Zhang Q D, Huang L W, Wu B, et al. Experimental research on the surface scale of hot rolled steel strip. Shanghai Metal, 2000, 22(5): 32 (张清东, 黄纶伟, 吴彬, 等. 热轧带钢表面氧化层实测分 析. 上海金属, 2000, 22(5): 32) [18] Bian D P, Zhou C L, Li Z X, et al. Study on theory of descaling by tension鄄bending leveler. Mech Eng Autom, 2013(6): 86 (卞大鹏, 周存龙, 李中喜, 等. 拉弯矫直机破鳞机理的研 究. 机械工程与自动化, 2013(6): 86) [19] He Y Q, Jia T, Liu Z Y, et al. Fracture behavior of surface ox鄄 ide scale in cold rolling. J Northeastern Univ Nat Sci, 2013, 34 (7): 948 (何永全, 贾涛, 刘振宇, 等. 氧化铁皮在冷轧过程中的断裂 行为. 东北大学学报(自然科学版), 2013, 34(7): 948) [20] Le H R, Sutcliffe M P F, Wang P Z, et al. Surface oxide frac鄄 ture in cold aluminium rolling. Acta Mater, 2004, 52(4): 911 [21] Chen R Y, Yeun W Y D. Review of the high鄄temperature oxida鄄 tion of iron and carbon steels in air or oxygen. Oxid Metal, 2003, 59(5鄄6): 433 [22] Gu Q D, Dong C F, Li X G, et al. Corrosion behavior and struc鄄 ture of oxide scales formed on hot rolled strips after coiling with different oxygen supplies. J Univ Sci Technol Beijing, 2009, 31 (12): 1564 (顾其德, 董超芳, 李晓刚, 等. 卷曲后供氧差异对热轧带钢 氧化皮组织及耐蚀性的影响. 北京科技大学学报, 2009, 31 (12): 1564) [23] Kanninen M F, Popelar C H. Advanced Fracture Mechanics. New York: Oxford University Press, Oxford: Clarendon Press, 1985 [24] Liu H W. Mechanics of Materials (I). 4th Ed. Beijing: Higher Education Press, 2004 (刘鸿文. 材料力学玉. 4 版. 北京: 高等教育出版社, 2004) ·1545·