《工程科学学报》：H2/H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学（华北理工大学）

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering H,H0气氛下FC合金薄带气固脱碳反应动力学 艾立群侯耀斌洪陆阔周美洁孙彩娇孟凡峻周玉青 Gas-solid reaction kinetics of decarburization of Fe-C alloy strips in H2/H2O AI Li-qun,HOU Yao-bin,HONG Lu-kuo.ZHOU Mei-jie,SUN Cai-jiao,MENG Fan-jun,ZHOU Yu-qing 引用本文： 艾立群，侯耀斌，洪陆阔，周美洁，孙彩娇，孟凡峻，周玉青.H,H,0气氛下FC合金薄带气固脱碳反应动力学.工程科学学 报，2021,43(6)：816-824.doi:10.13374j.issn2095-9389.2020.04.17.003 AI Li-qun,HOU Yao-bin,HONG Lu-kuo,ZHOU Mei-jie,SUN Cai-jiao,MENG Fan-jun,ZHOU Yu-qing.Gassolid reaction kinetics of decarburization of FeC alloy strips in H,/H,O[J].Chinese Journal of Engineering,2021,43(6):816-824.doi: 10.133745.issn2095-9389.2020.04.17.003 在线阅读View online:https://doi..org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Cu(FeC)合金中FeC相的固态转变对其摩擦磨损行为及机理的影响 Effect of the solid-state transition of FeC phase on the friction and wear behavior and mechanism of Cu(FeC)alloys 工程科学学报.2020,42(9%：1190 https:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.09.18.006 铁酸钙与赤铁矿非等温还原动力学 Non-isothermal reduction kinetics of calcium ferrite and hematite 工程科学学报.2018.40(11：1317 https:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.11.005 CO,作为RH提升气的冶金反应行为研究 Metallurgical reaction behavior of CO,as RH lifting gas 工程科学学报.2020.42(2：203htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.30.001 CaCL,-LiBr(1.35:l)/H,0工质对的热物性及应用 Thermophysical properties and applications of CaCl-LiBr(1.35:1)/H2O as a working pair 工程科学学报.2018.40(2：167htps:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.02.006 Ca0-Ti02-Fe203三元系中Ca3TiFe20g的生成机理 Formation mechanism of Ca TiFe2Og in a CaO-TiO2-Fe2O3 system 工程科学学报.2017,39(11：1669 https:/doi.org10.13374j.issn2095-9389.2017.11.009 金属有机骨架与相变芯材相互作用的分子动力学 Molecular dynamics study on the interaction between metal-organic frameworks and phase change core materials 工程科学学报.2020,421)：99htps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.07.26.001

H2 /H2 O气氛下FeC合金薄带气固脱碳反应动力学 艾立群 侯耀斌 洪陆阔 周美洁 孙彩娇 孟凡峻 周玉青 Gas–solid reaction kinetics of decarburization of Fe–C alloy strips in H2 /H2 O AI Li-qun, HOU Yao-bin, HONG Lu-kuo, ZHOU Mei-jie, SUN Cai-jiao, MENG Fan-jun, ZHOU Yu-qing 引用本文: 艾立群, 侯耀斌, 洪陆阔, 周美洁, 孙彩娇, 孟凡峻, 周玉青. H2 /H2 O气氛下FeC合金薄带气固脱碳反应动力学[J]. 工程科学学 报, 2021, 43(6): 816-824. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003 AI Li-qun, HOU Yao-bin, HONG Lu-kuo, ZHOU Mei-jie, SUN Cai-jiao, MENG Fan-jun, ZHOU Yu-qing. Gassolid reaction kinetics of decarburization of FeC alloy strips in H2 /H2 O[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(6): 816-824. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Cu(FeC)合金中FeC相的固态转变对其摩擦磨损行为及机理的影响 Effect of the solid-state transition of FeC phase on the friction and wear behavior and mechanism of Cu(FeC) alloys 工程科学学报. 2020, 42(9): 1190 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.09.18.006 铁酸钙与赤铁矿非等温还原动力学 Non-isothermal reduction kinetics of calcium ferrite and hematite 工程科学学报. 2018, 40(11): 1317 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.11.005 CO2作为RH提升气的冶金反应行为研究 Metallurgical reaction behavior of CO2 as RH lifting gas 工程科学学报. 2020, 42(2): 203 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.30.001 CaCl2 -LiBr(1.35:1)/H2 O工质对的热物性及应用 Thermophysical properties and applications of CaCl2 -LiBr(1.35:1)/H2 O as a working pair 工程科学学报. 2018, 40(2): 167 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.02.006 CaO-TiO2 -Fe2 O3三元系中Ca3 TiFe2 O8的生成机理 Formation mechanism of Ca3 TiFe2 O8 in a CaO-TiO2 -Fe2 O3 system 工程科学学报. 2017, 39(11): 1669 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.11.009 金属有机骨架与相变芯材相互作用的分子动力学 Molecular dynamics study on the interaction between metal-organic frameworks and phase change core materials 工程科学学报. 2020, 42(1): 99 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.26.001

工程科学学报.第43卷.第6期：816-824.2021年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.6:816-824,June 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003;http://cje.ustb.edu.cn H2/HO气氛下Fe-C合金薄带气固脱碳反应动力学 艾立群，侯耀斌，洪陆阔⑧，周美洁，孙彩娇，孟凡峻，周玉青 华北理工大学治金与能源学院，唐山063210 ☒通信作者，E-mail:honglk@ncst.edu..cn 摘要为对H/H0气氛下F©-C合金薄带的气固反应脱碳进行动力学研究，在保证快速脱碳而铁不氧化的前提下，利用可 控气氛高温管式脱碳炉，研究了不同的脱碳温度、薄带厚度、脱碳时间对F©-C合金薄带脱碳效果的影响.结果表明延长脱 碳时间、提高脱碳温度、减少薄带厚度均可提高脱碳效果.当脱碳温度为1353K,在脱碳过程中，薄带可以分成明显的3层， 由表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和未脱碳层.完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳含量最低：部分脱碳层由 铁素体、渗碳体和少量石墨相组成，未脱碳层由珠光体和大量石墨相组成，此部分碳含量最高.脱碳层的厚度随着脱碳时间 的延长而增加，脱碳层的厚度y与时间1平方根满足良好的线性关系，可用函数y=k5描述，碳原子扩散所需扩散激活能为 122.36kJmo,脱碳反应为表观一级反应，表观活化能为153.79kmo广 关键词脱碳：动力学：气固反应：F©C合金：扩散 分类号TF746 Gas-solid reaction kinetics of decarburization of Fe-C alloy strips in H2/H2O Al Li-qun.HOU Yao-bin,HONG Lu-kuo,ZHOU Mei-jie,SUN Cai-jiao,MENG Fan-jun.ZHOU Yu-qing College of Metallurgy and Energy,North China University of Science and Technology,Tangshan 063210,China Corresponding author,E-mail:honglk@ncst.edu.cn ABSTRACT To address environmental issues and decrease production costs,the disruptively innovative solidstate steelmaking pro- cess was investigated.In this process,a high-carbon sheet is continuously decarburized using an oxidizing gas to achieve a low- carbon sheet.A significant benefit of the process is the elimination of several conventional processes,including the basic oxygen process,secondary refinement processes,and continuous casting,and the absence of inclusions.The most important feature of the process is the use of high-carbon iron melts to avoid inclusion formation,so that secondary refinement processes are eliminated.To study the gas-solid reaction kinetics of the decarburization of Fe-C alloy strips in H/HO,the effects of the decarburization temperature, strip thickness,and decarburization time on the decarburization effect of the Fe-C alloy strips were studied by a controlled-atmosphere high-temperature tube decarburization furnace.The results show that prolonging the decarburization time,increasing the decarburization temperature,and reducing the strip thickness can improve the decarburization effect.The Fe-C alloy strip cross section is composed of the complete decarburization layer,partial decarburization layer,and nondecarburized layer at 1353 K.The microstructure of the complete decarburization layer is ferrite.The partial decarburization layer is composed of ferrite,cementite,and a small amount of graphite phase.The nondecarburized layer is composed of pearlite and a large amount of graphite phase.The thickness of the decarburized layer has a good linear relationship with the square root of the decarburization time,which can be described by the function yk.The diffusion activation energy of the decarburization reaction of the 1.5 mm Fe-Calloy strip is 122.36 kJmol The variations of the average carbon content were studied,and the apparent activation energy of the decarburization reaction of the Fe-C alloy strips 收稿日期：2020-04-17 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51374090)：河北省自然科学基金资助项目(E2019209160.E2018209284):河北省教有厅科技基础 研究资助项目(JQN2019007);河北省研究生创新资助项目(CXZZBS2020131)

H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学 艾立群，侯耀斌，洪陆阔苣，周美洁，孙彩娇，孟凡峻，周玉青 华北理工大学冶金与能源学院，唐山 063210 苣通信作者，E-mail：honglk@ncst.edu.cn 摘    要    为对 H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带的气固反应脱碳进行动力学研究，在保证快速脱碳而铁不氧化的前提下，利用可 控气氛高温管式脱碳炉，研究了不同的脱碳温度、薄带厚度、脱碳时间对 Fe‒C 合金薄带脱碳效果的影响. 结果表明延长脱 碳时间、提高脱碳温度、减少薄带厚度均可提高脱碳效果. 当脱碳温度为 1353 K，在脱碳过程中，薄带可以分成明显的 3 层， 由表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和未脱碳层. 完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳含量最低；部分脱碳层由 铁素体、渗碳体和少量石墨相组成，未脱碳层由珠光体和大量石墨相组成，此部分碳含量最高. 脱碳层的厚度随着脱碳时间 的延长而增加，脱碳层的厚度 y 与时间 t 平方根满足良好的线性关系，可用函数 y =kt0.5 描述，碳原子扩散所需扩散激活能为 122.36 kJ·mol−1，脱碳反应为表观一级反应，表观活化能为 153.79 kJ·mol−1 . 关键词    脱碳；动力学；气固反应；Fe–C 合金；扩散 分类号    TF746 Gas–solid reaction kinetics of decarburization of Fe–C alloy strips in H2 /H2O AI Li-qun，HOU Yao-bin，HONG Lu-kuo苣 ，ZHOU Mei-jie，SUN Cai-jiao，MENG Fan-jun，ZHOU Yu-qing College of Metallurgy and Energy, North China University of Science and Technology, Tangshan 063210, China 苣 Corresponding author, E-mail: honglk@ncst.edu.cn ABSTRACT    To address environmental issues and decrease production costs, the disruptively innovative solidstate steelmaking pro￾cess was investigated. In this process, a high-carbon sheet is continuously decarburized using an oxidizing gas to achieve a low￾carbon sheet. A significant benefit of the process is the elimination of several conventional processes, including the basic oxygen process, secondary refinement processes, and continuous casting, and the absence of inclusions. The most important feature of the process is the use of high-carbon iron melts to avoid inclusion formation, so that secondary refinement processes are eliminated. To study the gas–solid reaction kinetics of the decarburization of Fe–C alloy strips in H2 /H2O, the effects of the decarburization temperature, strip thickness, and decarburization time on the decarburization effect of the Fe–C alloy strips were studied by a controlled-atmosphere high-temperature tube decarburization furnace. The results show that prolonging the decarburization time, increasing the decarburization temperature, and reducing the strip thickness can improve the decarburization effect. The Fe–C alloy strip cross section is composed of the complete decarburization layer, partial decarburization layer, and nondecarburized layer at 1353 K. The microstructure of the complete decarburization layer is ferrite. The partial decarburization layer is composed of ferrite, cementite, and a small amount of graphite phase. The nondecarburized layer is composed of pearlite and a large amount of graphite phase. The thickness of the decarburized layer has a good linear relationship with the square root of the decarburization time, which can be described by the function y = kt0.5. The diffusion activation energy of the decarburization reaction of the 1.5 mm Fe–C alloy strip is 122.36 kJ·mol−1. The variations of the average carbon content were studied, and the apparent activation energy of the decarburization reaction of the Fe–C alloy strips 收稿日期: 2020−04−17 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51374090）；河北省自然科学基金资助项目（E2019209160，E2018209284）；河北省教育厅科技基础 研究资助项目（JQN2019007）；河北省研究生创新资助项目（CXZZBS2020131） 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期：816−824，2021 年 6 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 6: 816−824, June 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.17.003; http://cje.ustb.edu.cn

艾立群等：H,H,0气氛下F©-C合金薄带气固脱碳反应动力学 817- was 153.79 kJ'mol KEY WORDS decarburization;kinetics:gas-solid reaction;Fe-C alloy;diffusion 钢铁企业是国民经济的支柱企业，在促进了 为1：4的H20N2气氛中弹簧钢在973~1173K 经济发展的同时带来了大量的污染物，钢铁企业 的脱碳行为，得出当脱碳温度为1098K时完全脱 的发展正面临着巨大的环境压力四.传统的炼钢工 碳层的厚度最大，当脱碳温度在973和1093K时 艺长流程为铁水预处理-转炉脱碳-炉外精炼-连 完全脱碳层厚度最少.完全脱碳层的厚度与碳元 铸，此流程本质上为还原-氧化-还原过程.高炉所 素在铁素体中的扩散通量成正相关，扩散通量越 产高碳铁水经铁水预处理后，到转炉进行吹氧将 大，完全脱碳层的厚度就越大，扩散通量由碳在铁 碳含量降至一定水平，吹氧结束后，由于钢液含有 素体中的扩散系数和浓度梯度共同决定，温度范 大量的溶解氧，直接连铸会形成大量的夹杂物影 围973~1173K,扩散系数随着温度的提高而增 响钢的质量.为了提高钢的质量，高氧势钢液需经 大，不同反应温度下反应气氛一致，薄带表面碳的 炉外精炼进行脱氧合金化处理，此流程中钢液中 浓度相同，此时浓度梯度由薄带内部铁素体中碳 的氧势先升高后降低，增加冶炼成本.即便如此， 浓度决定，973~1173K,碳在铁素体中的溶解度随 钢中尚存一定量夹杂物和气体进而影响钢质量2-] 着温度的升高先增加后降低，在998K到达最大 在双辊连铸技术迅速发展的基础上，一种高 值，扩散系数与碳浓度梯度的乘积随着温度的升 炉铁水-双辊连铸-固态脱碳生产薄钢板带的短流程 高先增加后减少，在1098K达到最大值，因此在 新方法被提出-基于铁水中氧质量分数的数量级 1098K时完全脱碳层的厚度最大.虽然对于合金 为106，固态铁中的氧的溶解度很低，高炉生产的铁 的脱碳行为研究较多，但其碳质量分数都低于 水经预处理调整成分后，直接经由薄带连铸设备制 1%,且脱碳温度都低于1273K4-2,对高碳域合金 备薄带，薄带在氧化性气氛中经高温气固反应将碳 在高温下的脱碳行为研究较少 脱至所需水平即可制得所需钢带，该工艺流程与传 本文在快速脱碳而铁不氧化的前提下，以 统的长流程工艺相比工序少，钢中的夹杂物含量低 Fe-C合金薄带为研究对象.通过研究初始碳质量 此方法在工艺和经济上的可行性已被证实0-四，但 分数为4.2%左右的F-C合金薄带在脱碳过程中 脱碳时间较长，需要进行进一步的研究 平均碳含量、脱碳层厚度随脱碳时间的变化规律， Sharif-Sanavi等]提出一种新型的脱碳方法， 得出高温气固脱碳反应发生的表观活化能和碳原 通过焙烧CaCO3产生CO2气体来对白口铸铁进行 子发生跃迁所需的扩散激活能 脱碳处理，虽然铸铁中的碳可以被脱除，但其所需 1实验材料与过程 时间较长，不能满足工业化的需求.Jig等研究 了H2还原热轧板带的氧化层产生HO(g)脱碳的 1.1母合金的熔炼 机理，得出氧化层的还原与脱碳过程是同时进行 熔炼母合金的原料为纯度99.99%的高纯铁粉 的.张凯等1研究了加热过程中H2O(g)对55SiCr 和纯度99.5%的高纯石墨粉.用精度高达万分之 弹簧钢脱碳的影响，得出了脱碳层在低温下的形 一的电子天平称取0.42g石墨粉和9.58g铁粉，将 成机制，H2O(g)会破坏弹簧钢的防脱碳机制，减少 称取的高纯铁粉和高纯石墨粉均匀混合，将混合 弹簧钢的使用寿命.Liu等研究了Si和Cr在体 均匀后的试样放入石英试管内，将石英试管放入 积分数O,N,体积比2：98气氛下对高碳钢脱碳的 底部盛有石墨粉（防止氧化）的刚玉坩埚内，最后 影响，发现Si元素会促进脱碳的进行，Cr元素会 将刚玉坩埚放入立式真空管式炉内.为防止试样 抑制脱碳反应的进行，但是在脱碳的过程中Fe会 发生氧化，需减少管式炉内的氧化性气氛的含量， 发生氧化.Guo等-研究了微波加热内配碳酸 首先将管式炉抽真空至0.1Pa.然后充入惰性气体 钙高碳锰铁粉的固相脱碳过程，得出与传统加热 氩气，炉内压强达到大气压后再次进行抽真空处 方式相比，微波加热降低脱碳反应所需的活化能， 理，抽真空结束后充入氩气至略高于正压，熔炼气 提高脱碳反应的效率.Hao,陈津等9-2研究了微 氛为总流量为400 mL'min的体积比为1：4的H2/ 波加热高碳铬铁粉固相脱碳动力学，得出此反应 Ar混合气体，设定升温路径，使其在1783K下加 近似为一级反应，其表观活化能明显低于普通高 热30min,熔炼结束后，试样在混合性保护气体中 温碳气化反应活化能.Chen等2-2研究了体积比 自然冷却，待试样温度与室温相同时将即可得到

was 153.79 kJ·mol−1 . KEY WORDS    decarburization；kinetics；gas–solid reaction；Fe–C alloy；diffusion 钢铁企业是国民经济的支柱企业，在促进了 经济发展的同时带来了大量的污染物，钢铁企业 的发展正面临着巨大的环境压力[1] . 传统的炼钢工 艺长流程为铁水预处理‒转炉脱碳‒炉外精炼‒连 铸，此流程本质上为还原‒氧化‒还原过程. 高炉所 产高碳铁水经铁水预处理后，到转炉进行吹氧将 碳含量降至一定水平，吹氧结束后，由于钢液含有 大量的溶解氧，直接连铸会形成大量的夹杂物影 响钢的质量. 为了提高钢的质量，高氧势钢液需经 炉外精炼进行脱氧合金化处理，此流程中钢液中 的氧势先升高后降低，增加冶炼成本. 即便如此， 钢中尚存一定量夹杂物和气体进而影响钢质量[2−3] . 在双辊连铸技术迅速发展的基础上[4−6] ，一种高 炉铁水‒双辊连铸‒固态脱碳生产薄钢板带的短流程 新方法被提出[7−9] . 基于铁水中氧质量分数的数量级 为 10−6，固态铁中的氧的溶解度很低，高炉生产的铁 水经预处理调整成分后，直接经由薄带连铸设备制 备薄带，薄带在氧化性气氛中经高温气固反应将碳 脱至所需水平即可制得所需钢带，该工艺流程与传 统的长流程工艺相比工序少，钢中的夹杂物含量低. 此方法在工艺和经济上的可行性已被证实[10−12] ，但 脱碳时间较长，需要进行进一步的研究. Sharif-Sanavi 等[13] 提出一种新型的脱碳方法， 通过焙烧 CaCO3 产生 CO2 气体来对白口铸铁进行 脱碳处理，虽然铸铁中的碳可以被脱除，但其所需 时间较长，不能满足工业化的需求. Jing 等[14] 研究 了 H2 还原热轧板带的氧化层产生 H2O(g) 脱碳的 机理，得出氧化层的还原与脱碳过程是同时进行 的. 张凯等[15] 研究了加热过程中 H2O(g) 对 55SiCr 弹簧钢脱碳的影响，得出了脱碳层在低温下的形 成机制，H2O(g) 会破坏弹簧钢的防脱碳机制，减少 弹簧钢的使用寿命. Liu 等[16] 研究了 Si 和 Cr 在体 积分数 O2 /N2 体积比 2∶98 气氛下对高碳钢脱碳的 影响，发现 Si 元素会促进脱碳的进行，Cr 元素会 抑制脱碳反应的进行，但是在脱碳的过程中 Fe 会 发生氧化. Guo 等[17−18] 研究了微波加热内配碳酸 钙高碳锰铁粉的固相脱碳过程，得出与传统加热 方式相比，微波加热降低脱碳反应所需的活化能， 提高脱碳反应的效率. Hao，陈津等[19−20]研究了微 波加热高碳铬铁粉固相脱碳动力学，得出此反应 近似为一级反应，其表观活化能明显低于普通高 温碳气化反应活化能. Chen 等[21−23] 研究了体积比 为 1∶4 的 H2O/N2 气氛中弹簧钢在 973～1173 K 的脱碳行为，得出当脱碳温度为 1098 K 时完全脱 碳层的厚度最大，当脱碳温度在 973 和 1093 K 时 完全脱碳层厚度最少. 完全脱碳层的厚度与碳元 素在铁素体中的扩散通量成正相关，扩散通量越 大，完全脱碳层的厚度就越大，扩散通量由碳在铁 素体中的扩散系数和浓度梯度共同决定，温度范 围 973～1173 K，扩散系数随着温度的提高而增 大，不同反应温度下反应气氛一致，薄带表面碳的 浓度相同，此时浓度梯度由薄带内部铁素体中碳 浓度决定，973～1173 K，碳在铁素体中的溶解度随 着温度的升高先增加后降低，在 998 K 到达最大 值，扩散系数与碳浓度梯度的乘积随着温度的升 高先增加后减少，在 1098 K 达到最大值，因此在 1098 K 时完全脱碳层的厚度最大. 虽然对于合金 的脱碳行为研究较多 ，但其碳质量分数都低于 1%，且脱碳温度都低于 1273 K [24−28] ，对高碳域合金 在高温下的脱碳行为研究较少. 本文在快速脱碳而铁不氧化的前提下 ， 以 Fe‒C 合金薄带为研究对象. 通过研究初始碳质量 分数为 4.2% 左右的 Fe‒C 合金薄带在脱碳过程中 平均碳含量、脱碳层厚度随脱碳时间的变化规律， 得出高温气固脱碳反应发生的表观活化能和碳原 子发生跃迁所需的扩散激活能. 1    实验材料与过程 1.1    母合金的熔炼 熔炼母合金的原料为纯度 99.99% 的高纯铁粉 和纯度 99.5% 的高纯石墨粉. 用精度高达万分之 一的电子天平称取 0.42 g 石墨粉和 9.58 g 铁粉，将 称取的高纯铁粉和高纯石墨粉均匀混合，将混合 均匀后的试样放入石英试管内，将石英试管放入 底部盛有石墨粉（防止氧化）的刚玉坩埚内，最后 将刚玉坩埚放入立式真空管式炉内. 为防止试样 发生氧化，需减少管式炉内的氧化性气氛的含量， 首先将管式炉抽真空至 0.1 Pa，然后充入惰性气体 氩气，炉内压强达到大气压后再次进行抽真空处 理，抽真空结束后充入氩气至略高于正压，熔炼气 氛为总流量为 400 mL·min−1 的体积比为 1∶4 的 H2 / Ar 混合气体，设定升温路径，使其在 1783 K 下加 热 30 min，熔炼结束后，试样在混合性保护气体中 自然冷却，待试样温度与室温相同时将即可得到 艾立群等： H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学 · 817 ·

818 工程科学学报，第43卷，第6期 所需的块状母合金 进行抽真空处理，使其真空度到达5Pa,然后再使 1.2Fe-C合金薄带的制备 用分子泵对喷铸室进行深度的抽真空处理使其真 Fe-C合金薄带的制备使用的是高真空电弧熔 空度达到3×103Pa.抽真空结束后，向喷铸室内喷 炼喷铸甩带一体机，如图1所示.该设备的喷铸系 入保护性气氛A虹，使得喷铸枪的压力略高于喷铸 统能够在高真空条件下，通过电弧加热使试样（金 室内，利用感应线圈加热石英试管内的块状母合 属，半导体)在极短的时间内迅速升温而融化.实 金，压差的作用使其被喷入铜模内，由于铜具有较 验采用铜模喷铸法进行Fε-C合金薄带的制备，铜 高的导热系数，可以使液态的Fe-C合金快速凝固 模喷铸法如图2所示.铜模喷铸法制备Fε-C合金 成型.Fe-C合金薄带的尺寸分别为65mm×10mm× 薄带的过程为将制得的块状母合金放入长度适中 2.0mm,65mm×10mm×l.5mm,65mm×10mm× 的石英试管中，试管底部磨成有一定尺寸的喷出 l.0mm.本文通过对Fe-C合金进行脱碳处理对双 孔，然后将试管固定在喷铸枪下，使其内的块状母 辊连铸+固态炼钢工艺进行初步探索，之后在此基 合金恰好置于感应线圈的加热区域内，冷却铜模 础上向钢中添加一定含量的硅元素，对通过双辊 置于试管喷出孔的正下方.使用机械泵对喷铸室 连铸+固态炼钢工艺制备取向硅钢薄带 Vacuum Vacuum pumping measurement system Vacuum chamber Electical contro 00886o88☐ system o a 88o9 ● 口 困1高真空电弧熔炼及单辊旋淬系统示意图 Fig.I Schematic of high-vacuum arc melting and single roller spinning quenching system 1.3Fe-C合金薄带脱碳 脱碳实验在真空可控气氛管式炉内进行，利用实 Induction heater 验室设计的气氛控制箱来调节脱碳气氛，实验装置 Melting metal 如图3所示，图中NFC为质量流量计，BV2为气路开关 Corundum tube Cast iron sheet NFC BV2 Hygrometer Cu mold NFC BV2 BV2 Electrical )0h0C○○●)G NFC BV2 heating Sample Water bath Temperature control 图2铜模喷铸法制备F®-C合金薄带示意图 Fig.2 Schematic of the preparation of Fe-Calloy strips by copper mold 图3固态脱碳系统示意图 spray casting Fig.3 Schematic of solidstate decarbonization system

所需的块状母合金. 1.2    Fe‒C 合金薄带的制备 Fe‒C 合金薄带的制备使用的是高真空电弧熔 炼喷铸甩带一体机，如图 1 所示. 该设备的喷铸系 统能够在高真空条件下，通过电弧加热使试样（金 属，半导体）在极短的时间内迅速升温而融化. 实 验采用铜模喷铸法进行 Fe‒C 合金薄带的制备，铜 模喷铸法如图 2 所示. 铜模喷铸法制备 Fe‒C 合金 薄带的过程为将制得的块状母合金放入长度适中 的石英试管中，试管底部磨成有一定尺寸的喷出 孔，然后将试管固定在喷铸枪下，使其内的块状母 合金恰好置于感应线圈的加热区域内，冷却铜模 置于试管喷出孔的正下方. 使用机械泵对喷铸室 进行抽真空处理，使其真空度到达 5 Pa，然后再使 用分子泵对喷铸室进行深度的抽真空处理使其真 空度达到 3×10−3 Pa. 抽真空结束后，向喷铸室内喷 入保护性气氛 Ar，使得喷铸枪的压力略高于喷铸 室内，利用感应线圈加热石英试管内的块状母合 金，压差的作用使其被喷入铜模内，由于铜具有较 高的导热系数，可以使液态的 Fe‒C 合金快速凝固 成型. Fe‒C 合金薄带的尺寸分别为 65 mm×10 mm× 2.0 mm， 65 mm×10 mm×1.5 mm， 65 mm×10 mm× 1.0 mm. 本文通过对 Fe‒C 合金进行脱碳处理对双 辊连铸+固态炼钢工艺进行初步探索，之后在此基 础上向钢中添加一定含量的硅元素，对通过双辊 连铸+固态炼钢工艺制备取向硅钢薄带. Vacuum measurement Vacuum pumping system Vacuum chamber Electical control system 图 1 高真空电弧熔炼及单辊旋淬系统示意图 Fig.1 Schematic of high-vacuum arc melting and single roller spinning quenching system 1.3    Fe‒C 合金薄带脱碳 脱碳实验在真空可控气氛管式炉内进行，利用实 验室设计的气氛控制箱来调节脱碳气氛，实验装置 如图3 所示，图中NFC 为质量流量计，BV2 为气路开关. Ar Ar H2 NFC BV2 NFC BV2 NFCBV2 BV2 Water bath Electrical heating Hygrometer Corundum tube Sample Temperature control 图 3 固态脱碳系统示意图 Fig.3 Schematic of solidstate decarbonization system Ar Induction heater Melting metal Cast iron sheet Cu mold 图 2 铜模喷铸法制备 Fe–C 合金薄带示意图 Fig.2 Schematic of the preparation of Fe–C alloy strips by copper mold spray casting · 818 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

艾立群等：H,HO气氛下Fe-C合金薄带气固脱碳反应动力学 ·819… 将Fe-C合金薄带放在特制刚玉支架上并置 为保证脱碳的顺利进行的P2o/P2+o应小于反 于水平管式炉的加热区内，在脱碳前需要对管式 应(2)发生的临界Po/P2+H2o值.本文在3个反 炉进行抽真空处理，使真空度到达5Pa抽真空处 应温度下选择相同Po/P2+o为0.38，如图4中 理结束后设置升温程序，升温过程中通入体积比 的蓝点所示，此时，可实现快速脱碳且铁元素不发 98:2的Ar/H混合保护气体，氩气、氢气的比例 生氧化.为验证脱碳气氛的可行性，对厚度为1mm 通过质量流量计控制，达到脱碳温度后将混合气 的Fe-C合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度分别 体切换至体积比4：1的Ar/H2(通过水浴装置进行 为1413、1353和1293K.脱碳气氛气体总流量为 加湿，混合气体含水量通过调节水浴温度控制，水 300 mL'min,水浴温度为333K,Ar的流量为240mL: 浴温度越高，混合气体的含水量越大，气体氧化性 min,H2的流量为60 mL'min.对脱碳后的薄带 越强，混合气体的含水量通过湿度传感器检测获 表面进行X射线衍射分析，其结果如图5所示 得.为防止水蒸气冷凝，人炉前管道设有加热装 1473 置，等脱碳完成后，将气体切换成体积比98：2的 1413,0.38。 ArH,混合保护气体，将Fe-C合金薄带移至冷却 1373 1353,0.38。 区，随炉冷却至室温后取出 1273 1293.0.38。 1.4试样检测 Fe,O 实验使用CS-800红外碳硫分析仪来检测脱碳 前后的平均碳含量.脱碳前后薄带经抛光处理后 Fe 用体积分数为2%硝酸溶液腐蚀2s,通过扫描电 (2) 1093-1103K 子显微镜对薄带横截面微观组织进行观察，通过 973 Fe,O X射线衍射设备，对薄带表面进行物相分析 (3) 873 2实验结果及分析 (4) 845K 1730 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 2.1脱碳气氛的确定 PudP FeC合金薄带在Ar-H2O-H2进行脱碳处理，其 图4H2-H20气氛下铁氧化物还原平衡 本质为Fe和C竞争氧化的过程，具体反应如下所示 Fig.4 Equilibrium for iron oxide reduction under Hz-H2O reducing gas C+H2O(g)=CO(g)+H2(g) (1) 通过对不同脱碳温度下薄带表面的X射线衍射 xFe(s)+H2O(g)=H2(g)+FexO(s) (2) 分析结果表明，当脱碳温度为1293、1353、1413K时， 在薄带的表面并未发现铁氧化物的存在，满足碳脱 3Fe+4H20(g)=4H2(g)+Fe304s) (3) 除且铁不氧化的要求，因此选择的实验气氛条件为 3FeO(s)+H2O(g)=H2(g)+Fe304(s) (4) 为气体总流量为300 mL'min,水浴温度为333K, 根据上述4个反应可知，其余条件一定时，气 Ar的流量为240 mL'min,H2的流量为60 mL'min 氛中的水蒸气含量越高越有助于脱碳的进行，但 2.2脱碳温度和脱碳时间对脱碳效果的影响 是过高的水蒸气含量又会导致铁的氧化，阻碍 为了探索脱碳温度和脱碳时间对脱碳效果的 脱碳反应的顺利进行.图4为H2-H,0气氛下铁氧 影响，对碳质量分数为4.2%的2mm的Fe-C合金薄 化物还原平衡，图中的曲线为反应(2)~(4)反应 带进行脱碳处理，气体总流量为300 mL'min,Ar的 温度与临界PH,o/PH,+H,O.PHo为HO的分压， 流量为240 mL'min,H2的流量为60 mL'min,水浴 PH2+0,为H2和H2O两种气体的分压之和.由图4 温度为333K,脱碳温度分别为1293、1353和1413K, 可知在H2-H0气氛下，反应温度在773~845K, 脱碳时间为10、30、50和60min.不同脱碳时间下脱 反应温度保持一定时，随着气氛中HO含量的提 碳后平均碳含量与脱碳温度的关系如下图6所示 高，Fe被氧化成Fe3O4;当反应温度在845~1473K 由图6可知，当脱碳温度一定时，脱碳时间越 时，反应温度保持一定时，当气氛中H2O含量的提 长，脱碳后的平均碳含量就越低.脱碳时间一定 高，Fe先被氧化成Fe,O,随着气氛中HO含量的 时，随着脱碳温度的升高，脱碳后平均碳含量逐渐 继续提高，FeO被氧化成FeO4,并且Fe发生氧化 降低.对于初始碳质量分数为4.2%的2mm的Fc-C 的临界水蒸气含量随着反应温度的升高而提高， 合金薄带，在1293K下脱碳60min后，薄带的平 为保证脱碳反应的顺利进行，当反应温度一定时， 均碳质量分数为2.8%，在1353和1413K下脱碳

将 Fe‒C 合金薄带放在特制刚玉支架上并置 于水平管式炉的加热区内，在脱碳前需要对管式 炉进行抽真空处理，使真空度到达 5 Pa. 抽真空处 理结束后设置升温程序，升温过程中通入体积比 98∶2 的 Ar/H2 混合保护气体，氩气、氢气的比例 通过质量流量计控制，达到脱碳温度后将混合气 体切换至体积比 4∶1 的 Ar/H2（通过水浴装置进行 加湿，混合气体含水量通过调节水浴温度控制，水 浴温度越高，混合气体的含水量越大，气体氧化性 越强，混合气体的含水量通过湿度传感器检测获 得. 为防止水蒸气冷凝，入炉前管道设有加热装 置，等脱碳完成后，将气体切换成体积比 98∶2 的 Ar/H2 混合保护气体，将 Fe‒C 合金薄带移至冷却 区，随炉冷却至室温后取出. 1.4    试样检测 实验使用 CS-800 红外碳硫分析仪来检测脱碳 前后的平均碳含量. 脱碳前后薄带经抛光处理后， 用体积分数为 2% 硝酸溶液腐蚀 2 s，通过扫描电 子显微镜对薄带横截面微观组织进行观察，通过 X 射线衍射设备，对薄带表面进行物相分析. 2    实验结果及分析 2.1    脱碳气氛的确定 Fe‒C 合金薄带在 Ar‒H2O‒H2 进行脱碳处理，其 本质为 Fe 和 C 竞争氧化的过程，具体反应如下所示. C+H2O(g) = CO(g) +H2(g) （1） xFe(s) +H2O(g) = H2(g) +FexO(s) （2） 3Fe(s) +4H2O(g) = 4H2(g) +Fe3O4(s) （3） 3FeO(s) +H2O(g) = H2(g) +Fe3O4(s) （4） PH2O P(H2+H2O) PH2O P(H2+H2O) 根据上述 4 个反应可知，其余条件一定时，气 氛中的水蒸气含量越高越有助于脱碳的进行，但 是过高的水蒸气含量又会导致铁的氧化，阻碍 脱碳反应的顺利进行. 图 4 为 H2‒H2O 气氛下铁氧 化物还原平衡，图中的曲线为反应（2）～（4）反应 温度与临界 / . 为 H2O 的分压 ， 为 H2 和 H2O 两种气体的分压之和. 由图 4 可知在 H2‒H2O 气氛下，反应温度在 773～845 K， 反应温度保持一定时，随着气氛中 H2O 含量的提 高，Fe 被氧化成 Fe3O4；当反应温度在 845～1473 K 时，反应温度保持一定时，当气氛中 H2O 含量的提 高 ，Fe 先被氧化成 FexO，随着气氛中 H2O 含量的 继续提高，FexO 被氧化成 Fe3O4，并且 Fe 发生氧化 的临界水蒸气含量随着反应温度的升高而提高， 为保证脱碳反应的顺利进行，当反应温度一定时， PH2O P(H2+H2O) PH2O P(H2+H2O) PH2O P(H2+H2O) 为保证脱碳的顺利进行的 / 应小于反 应（2）发生的临界 / 值. 本文在 3 个反 应温度下选择相同 / 为 0.38，如图 4 中 的蓝点所示，此时，可实现快速脱碳且铁元素不发 生氧化. 为验证脱碳气氛的可行性，对厚度为 1 mm 的 Fe‒C 合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度分别 为 1413、1353 和 1293 K. 脱碳气氛气体总流量为 300 mL·min−1，水浴温度为333 K，Ar 的流量为240 mL· min−1 ，H2 的流量为 60 mL·min−1 . 对脱碳后的薄带 表面进行 X 射线衍射分析，其结果如图 5 所示. 1473 1373 1273 1173 1073 973 873 7730 0.2 0.4 (4) 845 K (3) 1093−1103 K Fe3O4 FexO 1413, 0.38 1353, 0.38 1293, 0.38 Fe (2) PH2O/P(H2+H2O) Reaction temperature/K 0.6 0.8 1.0 图 4 H2–H2O 气氛下铁氧化物还原平衡 Fig.4 Equilibrium for iron oxide reduction under H2–H2O reducing gas 通过对不同脱碳温度下薄带表面的 X 射线衍射 分析结果表明，当脱碳温度为 1293、1353、1413 K 时， 在薄带的表面并未发现铁氧化物的存在，满足碳脱 除且铁不氧化的要求，因此选择的实验气氛条件为 为气体总流量为 300 mL·min−1，水浴温度为 333 K， Ar 的流量为 240 mL·min−1 ，H2 的流量为 60 mL·min−1 . 2.2    脱碳温度和脱碳时间对脱碳效果的影响 为了探索脱碳温度和脱碳时间对脱碳效果的 影响，对碳质量分数为 4.2% 的 2 mm 的 Fe‒C 合金薄 带进行脱碳处理，气体总流量为 300 mL·min−1 ，Ar 的 流量为 240 mL·min−1 ，H2 的流量为 60 mL·min−1，水浴 温度为 333 K，脱碳温度分别为 1293、1353 和 1413 K， 脱碳时间为 10、30、50 和 60 min. 不同脱碳时间下脱 碳后平均碳含量与脱碳温度的关系如下图 6 所示. 由图 6 可知，当脱碳温度一定时，脱碳时间越 长，脱碳后的平均碳含量就越低. 脱碳时间一定 时，随着脱碳温度的升高，脱碳后平均碳含量逐渐 降低. 对于初始碳质量分数为 4.2% 的 2 mm 的 Fe‒C 合金薄带，在 1293 K 下脱碳 60 min 后，薄带的平 均碳质量分数为 2.8%，在 1353 和 1413 K 下脱碳 艾立群等： H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学 · 819 ·

820 工程科学学报，第43卷，第6期 16000(a) 10000(b) 14000 ●-Fe ●-Fe 12000 8000 10000 6000 8000 6000 4000 4000 ● 2000 2000 0 0 10 20 30 4050 60 70 80 1020 30 4050 60 70 201() 2/) 20000 18000 (c) 16000 置1400 12000 10000 8000 6000 4000 2000 ● 0 10 2030 405060 7080 28) 图5薄带表面X射线衍射分析.(a)1293K:(b)1353K:(c)1413K Fig.5 XRD analysis of strips under different decarburization temperatures:(a)1293 K;(b)1353 K;(c)1413 K 5.0 证1台连铸设备，结合多个固态炼钢室，多个固态 4.5 。10min 30min 炼钢室可保证连铸的连续性 50 min 60 min 2.3薄带厚度对脱碳效果的影响 为了探索薄带厚度对脱碳效果的影响，将初始 35 碳质量分数为4.2%，厚度分别为1.0、1.5和2.0mm的 2.0 Fe-C合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度为1413K,气 体流量气体总流量为300 mL'min,Ar的流量为 1.0 240 mL'min,H2的流量为60 mL'min,水浴温度为 12801300132013401360138014001420 333K.脱碳后平均碳质量分数与时间的关系如图7所示. Temperature/K 图6平均碳质量分数与脱碳温度温度的关系 4.0 Fig.6 Relationship between average carbon content and temperature 35 3.0 60min薄带平均碳质量分数分别为1.57%，1.09%. 2.5 其它条件一定时，脱碳温度越高，相同时间内脱除 2.0 的碳含量就越多.由于该气氛条件下，薄带内部碳 原子的扩散为脱碳反应的限制性环节，温度升高 1.0 导致薄带内部碳原子的扩散速度加快，相同脱碳 0.5 时间内由薄带内部扩散到反应界面的碳含量增 加，导致脱碳效果提高.本研究表明，对于碳质量 0 10 20 3040 5060 Time/min 分数为4.2%左右的Fe-C合金薄带，将碳质量分 图7平均碳质量分数与时间的关系 数脱除至1.0%需要60min,脱碳时间较长.经双 Fig.7 Relationship between average carbon content and time 辊连铸成型的薄带，在感应加热炉中快速升温至 由图7可知，3种厚度的Fe-C合金平均碳含 所需脱碳温度，然后进入固态炼钢室进行脱碳处 量都随着脱碳时间的延长而减少，薄带厚度越薄， 理.在生产中为保证双辊连铸技术的连续性，需保 平均碳含量达到目标值所需时间越短，脱碳效果

60 min 薄带平均碳质量分数分别为 1.57%，1.09%. 其它条件一定时，脱碳温度越高，相同时间内脱除 的碳含量就越多. 由于该气氛条件下，薄带内部碳 原子的扩散为脱碳反应的限制性环节，温度升高 导致薄带内部碳原子的扩散速度加快，相同脱碳 时间内由薄带内部扩散到反应界面的碳含量增 加，导致脱碳效果提高. 本研究表明，对于碳质量 分数为 4.2% 左右的 Fe‒C 合金薄带，将碳质量分 数脱除至 1.0% 需要 60 min，脱碳时间较长. 经双 辊连铸成型的薄带，在感应加热炉中快速升温至 所需脱碳温度，然后进入固态炼钢室进行脱碳处 理. 在生产中为保证双辊连铸技术的连续性，需保 证 1 台连铸设备，结合多个固态炼钢室，多个固态 炼钢室可保证连铸的连续性. 2.3    薄带厚度对脱碳效果的影响 为了探索薄带厚度对脱碳效果的影响，将初始 碳质量分数为 4.2%，厚度分别为 1.0、1.5 和 2.0 mm 的 Fe‒C 合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度为 1413 K，气 体流量气体总流量为 300 mL·min−1 ，Ar 的流量为 240 mL·min−1 ，H2 的流量为 60 mL·min−1，水浴温度为 333 K. 脱碳后平均碳质量分数与时间的关系如图7 所示. 0 10 20 30 40 50 60 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 Average carbon content/ % Time/min 1.0 mm 1.5 mm 2.0 mm 图 7 平均碳质量分数与时间的关系 Fig.7 Relationship between average carbon content and time 由图 7 可知，3 种厚度的 Fe‒C 合金平均碳含 量都随着脱碳时间的延长而减少，薄带厚度越薄， 平均碳含量达到目标值所需时间越短，脱碳效果 10 20 30 40 50 60 70 80 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 Intensity (Counts) (a) —Fe 2θ/(°) 2θ/(°) 10 20 30 40 50 60 70 80 0 2000 4000 6000 8000 10000 —Fe Intensity (Counts) (b) 2θ/(°) 10 20 30 40 50 60 70 80 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 —Fe Intensity (Counts) (c) 图 5 薄带表面 X 射线衍射分析. （a）1293 K；（b）1353 K；（c）1413 K Fig.5 XRD analysis of strips under different decarburization temperatures: (a) 1293 K; (b)1353 K; (c) 1413 K 1280 1300 1320 1340 1360 1380 1400 1420 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 Average carbon content/ % Temperature/K 10 min 30 min 50 min 60 min 图 6 平均碳质量分数与脱碳温度温度的关系 Fig.6 Relationship between average carbon content and temperature · 820 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

艾立群等：H,HO气氛下Fe-C合金薄带气固脱碳反应动力学 821… 越好.当脱碳时间为30min时，1mm薄带的脱碳 由图8可以看出，薄带可以分成明显的3层， 后平均碳质量分数为0.12%，1.5mm薄带的脱碳后 由表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和 平均碳质量分数为1.28%，2mm薄带的脱碳后平 未脱碳层.完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳 均碳质量分数为2.13%.当脱碳温度一定时，薄带 含量最低；部分脱碳层由铁素体、渗碳体和少量石 厚度越薄，薄带内部碳原子扩散到反应界面的距 墨相组成，部分脱碳层的碳含量比完全脱碳层的 离就越短，扩散到反应界面所需时间就越短，相同 碳含量高，但低于未脱碳层的碳含量；未脱碳层由 脱碳时间下，脱碳效果越好 珠光体和大量石墨相组成，此部分碳含量最高.在 2.4脱碳层微观组织的演变规律 脱碳过程中薄带厚度方向上碳含量的分布呈现出 为探索脱碳层微观组织随脱碳时间的变化规 中心区域碳含量最高，由中心向两侧碳含量不断 律，对碳质量分数为4.2%，厚度为2mmFe-C合 降低的趋势，并且中心区域碳含量随着脱碳时间 金薄带进行脱碳处理，气体总流量为300 mL'min, 的增加而减少.这是由于脱碳初期薄带表面的碳 Ar的流量为240 mL'min,H2的流量为60 mL'min, 原子与气氛中的水蒸气反应被脱除，从而在薄带 水浴温度为333K.脱碳温度为1353K,脱碳时间 表面附近产生碳浓度梯度，使得靠近表面区域的 分别为10,30,50,60,70和90min,其微观组织照 碳原子向反界面开始扩散，从而降低此区域的碳 片如图8所示，箭头方向表示薄带表面到薄带内部 含量，而中心区域的碳原子并没有发生扩散，所以 中心区域的碳含量保持不变，而且随着脱碳反应 Compl Complete decarburization zone 的进行，中心区域的碳原子开始向反应界面扩散， Partial decarburization zone 导致中心区域的碳含量降低.随着脱碳时间的延 长，完全脱碳层与部分脱碳层的厚度之和增加，将 完全脱碳层和部分脱碳层统称为脱碳层，当脱碳 时间为10min,脱碳层的厚度为323um:当脱碳时 间为30min时，脱碳层的厚度为470m;当脱碳时 间为50min时，脱碳层的厚度为558m;当脱碳时 500 um 500 间为60min时，脱碳层的厚度为586um;当脱碳时 间为70min时，脱碳层的厚度为794m;当脱碳时 Complete decarburization zone Complete decarburization zone 间为90min时，脱碳层的厚度为823m.当脱碳 时间由10延长至30min时，脱碳层和未脱碳层的 Partial decarburization zor 组织没有发生变化，当脱碳时间延长至50min时， 部分脱碳层存在少量石墨相，未脱碳层中的石墨 相明显减少；当脱碳时间延长至70min时，层与层 之间的界限变得模糊，部分脱碳层中渗碳体相减 500um 少，石墨相减少，未脱碳层中的石墨相减少；当脱 d 碳时间延长至90min时，完全脱碳层和部分脱碳 层的界面仍不清晰，未脱碳层组织主要为渗碳体， Complete decarbunzation zone Complete decarburization zone 石墨消失.随着脱碳反应的进行，部分脱碳层中的 渗碳体不断溶解转变为铁素体，未脱碳层中的石 Partial decarburization zone Partial decarburization zone 墨相溶解，为脱碳反应提供间隙碳原子，直至未脱 碳层中碳的浓度梯度为零 2.5Fe-C合金薄带的扩散动力学分析 ter line enter l 分别测量出1293,1353和1413K下，不同脱 '(e) 500m ( 500μm 碳时间下对应的脱碳层的厚度，以脱碳时间的平 图8FeC合金薄带脱碳后的微观组织.(a)10min:(b)30min:(c)50mim: 方根为x轴，以脱碳层的厚度为y轴，拟合结果如 (d)60 min:(e)70 min:(f)90 min 图9所示. Fig.8 Microstructure of Fe-C alloy strip decarburized for different 根据图9拟合的结果可知，薄带厚度与脱碳时 time:(a)10 min;(b)30 min;(c)50 min;(d)60 min;(e)70 min;(f)90 min 间的平方根呈线性关系，这与陈银莉等2研究结

越好. 当脱碳时间为 30 min 时，1 mm 薄带的脱碳 后平均碳质量分数为 0.12%，1.5 mm 薄带的脱碳后 平均碳质量分数为 1.28%，2 mm 薄带的脱碳后平 均碳质量分数为 2.13%. 当脱碳温度一定时，薄带 厚度越薄，薄带内部碳原子扩散到反应界面的距 离就越短，扩散到反应界面所需时间就越短，相同 脱碳时间下，脱碳效果越好. 2.4    脱碳层微观组织的演变规律 为探索脱碳层微观组织随脱碳时间的变化规 律，对碳质量分数为 4.2%，厚度为 2 mm Fe‒C 合 金薄带进行脱碳处理，气体总流量为 300 mL·min−1 ， Ar 的流量为 240 mL·min−1 ，H2 的流量为 60 mL·min−1 ， 水浴温度为 333 K. 脱碳温度为 1353 K，脱碳时间 分别为 10，30，50，60，70 和 90 min，其微观组织照 片如图 8 所示，箭头方向表示薄带表面到薄带内部. 由图 8 可以看出，薄带可以分成明显的 3 层， 由表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和 未脱碳层. 完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳 含量最低；部分脱碳层由铁素体、渗碳体和少量石 墨相组成，部分脱碳层的碳含量比完全脱碳层的 碳含量高，但低于未脱碳层的碳含量；未脱碳层由 珠光体和大量石墨相组成，此部分碳含量最高. 在 脱碳过程中薄带厚度方向上碳含量的分布呈现出 中心区域碳含量最高，由中心向两侧碳含量不断 降低的趋势，并且中心区域碳含量随着脱碳时间 的增加而减少. 这是由于脱碳初期薄带表面的碳 原子与气氛中的水蒸气反应被脱除，从而在薄带 表面附近产生碳浓度梯度，使得靠近表面区域的 碳原子向反界面开始扩散，从而降低此区域的碳 含量，而中心区域的碳原子并没有发生扩散，所以 中心区域的碳含量保持不变，而且随着脱碳反应 的进行，中心区域的碳原子开始向反应界面扩散， 导致中心区域的碳含量降低. 随着脱碳时间的延 长，完全脱碳层与部分脱碳层的厚度之和增加，将 完全脱碳层和部分脱碳层统称为脱碳层，当脱碳 时间为 10 min，脱碳层的厚度为 323 μm；当脱碳时 间为 30 min 时，脱碳层的厚度为 470 μm；当脱碳时 间为 50 min 时，脱碳层的厚度为 558 μm；当脱碳时 间为 60 min 时，脱碳层的厚度为 586 μm；当脱碳时 间为 70 min 时，脱碳层的厚度为 794 μm；当脱碳时 间为 90 min 时，脱碳层的厚度为 823 μm. 当脱碳 时间由 10 延长至 30 min 时，脱碳层和未脱碳层的 组织没有发生变化，当脱碳时间延长至 50 min 时， 部分脱碳层存在少量石墨相，未脱碳层中的石墨 相明显减少；当脱碳时间延长至 70 min 时，层与层 之间的界限变得模糊，部分脱碳层中渗碳体相减 少，石墨相减少，未脱碳层中的石墨相减少；当脱 碳时间延长至 90 min 时，完全脱碳层和部分脱碳 层的界面仍不清晰，未脱碳层组织主要为渗碳体， 石墨消失. 随着脱碳反应的进行，部分脱碳层中的 渗碳体不断溶解转变为铁素体，未脱碳层中的石 墨相溶解，为脱碳反应提供间隙碳原子，直至未脱 碳层中碳的浓度梯度为零. 2.5    Fe‒C 合金薄带的扩散动力学分析 分别测量出 1293，1353 和 1413 K 下，不同脱 碳时间下对应的脱碳层的厚度，以脱碳时间的平 方根为 x 轴，以脱碳层的厚度为 y 轴，拟合结果如 图 9 所示. 根据图 9 拟合的结果可知，薄带厚度与脱碳时 间的平方根呈线性关系，这与陈银莉等[29] 研究结 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (a) 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (b) 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (c) 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (d) 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (e) 500 μm Complete decarburization zone Partial decarburization zone Center line (f) 图 8 Fe‒C 合金薄带脱碳后的微观组织.（a）10 min；（b）30 min；（c）50 min； （d）60 min；（e）70 min；（f）90 min Fig.8 Microstructure of Fe –C alloy strip decarburized for different time: (a) 10 min; (b) 30 min; (c) 50 min; (d) 60 min; (e) 70 min; (f) 90 min 艾立群等： H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学 · 821 ·

822 工程科学学报，第43卷，第6期 1000 5.0 ■1293K 800 4.8 nk=-122360/T+15.27 600 4.6 400 道4.4 200 42 0 4.0 0 2 4 6 8 10 1os/minas 3800710.720730740750.76070.78 图9脱碳层厚度与时间平方根的关系 T10-K-) Fig.9 Relationship between the decarburized layer thickness and square 图10lnk与温度倒数的关系 root of time Fig.10 Relationship between Ink and T 果一致，可近似用y=k5所示，在1413K下薄带厚 如图11所示.将平均碳含量与时间的关系式进行 度与脱碳时间的平方根关系式为： 拟合得出如下关系 y=125.59r0.5 (5) 1293K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： 式中，y为脱碳层厚度，单位为um;t为脱碳时间， w=4.137e-0.00678: (10) 单位为min. 1353K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： 在1353K下薄带厚度的与脱碳时间的平方根 w=4.152e-0.01594 关系式为： (11) y=83.980.5 (6) 1413K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： 在1293K下薄带厚度与脱碳时间的平方根关 w=4.152e-0.02255r (12) 系式为： 4.5 y=48.33r0.5 (7) ■1293K 4.0 。1353K ▲1413K 脱碳温度不同时，脱碳动力学常数k可表示为： k=Ae-2/(RT) (8) ■ 式中，A为频率因子，R为气体常数8.314 J.mol-K-, T为热力学温度，K;Q为扩散激活能，Jmol 对式(8)两边同时取对数可得， Ink InA-O/(RT) (9) 1.0 根据1293,1353和1413K下所得的动力学常数 0102030405060 k,绘制lnk与1/T的关系所得斜率即可求出扩散激活 Time/min Q.lnk与l/T的关系如图10所示，其扩散激活能 图11平均碳含量与时间的关系 Q为122.36kJmo,也就是说碳原子在合金薄带内 Fig.11 Relationship between average carbon content and time 的扩散所需克服的最低能量为122.36 kJmol,即 根据图11的结果，当脱碳温度分别为1293、 扩散能垒高度为122.36kmo,该数值与碳在y-Fe 1353和1413K时，脱碳后的平均碳含量(w)与脱 中扩散所需的扩散激活能138kJmo基本一致. 碳时间均呈现指数关系，即lmv与时间呈现线性关 2.6表观活化能的计算 系，因此2mmFe-C合金薄带脱碳反应近似为表 将初始碳质量分数为4.2%厚度为2mm的 观一级反应. F-C合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度分别为 将2 mm Fe-C合金薄带脱碳反应看成一级反应： 1293,1353和1413K,水浴温度为333K,气体总流 C=/W=w×6.08×10-3 (13) 量为300 mnL'min,Ar的流量为240 mnL'min,H2 式中：C为浓度，mol.cm3,n为物质的量，mol;V为 的流量为60 nL'min,脱碳时间分别为10,30,50 体积，cm3:w为碳质量分数，% 和60min.脱碳后平均碳含量与时间的对应关系 InC=k't+InCo (14)

果一致，可近似用 y =kt0.5 所示，在 1413 K 下薄带厚 度与脱碳时间的平方根关系式为： y = 125.59t 0.5 （5） 式中，y 为脱碳层厚度，单位为 μm；t 为脱碳时间， 单位为 min. 在 1353 K 下薄带厚度的与脱碳时间的平方根 关系式为： y = 83.98t 0.5 （6） 在 1293 K 下薄带厚度与脱碳时间的平方根关 系式为： y = 48.33t 0.5 （7） 脱碳温度不同时，脱碳动力学常数 k 可表示为： k = Ae −Q/(RT) （8） 式中，A 为频率因子，R 为气体常数 8.314 J·mol−1·K−1 ， T 为热力学温度，K；Q 为扩散激活能，J·mol−1 . 对式（8）两边同时取对数可得， lnk = lnA− Q/(RT) （9） 根据 1293，1353 和 1413 K 下所得的动力学常数 k，绘制 lnk 与 1/T 的关系所得斜率即可求出扩散激活 Q. lnk 与 1/T 的关系如图 10 所示，其扩散激活能 Q 为 122.36 kJ·mol−1，也就是说碳原子在合金薄带内 的扩散所需克服的最低能量为 122.36 kJ·mol−1，即 扩散能垒高度为 122.36 kJ·mol−1，该数值与碳在 γ-Fe 中扩散所需的扩散激活能 138 kJ·mol−1 基本一致. 2.6    表观活化能的计算 将初始碳质量分数为 4.2% 厚度为 2 mm 的 Fe‒C 合金薄带进行脱碳处理，脱碳温度分别为 1293，1353 和 1413 K，水浴温度为 333 K，气体总流 量为 300 mL·min−1 ， Ar 的流量为 240 mL·min−1 ， H2 的流量为 60 mL·min−1，脱碳时间分别为 10，30，50 和 60 min. 脱碳后平均碳含量与时间的对应关系 如图 11 所示. 将平均碳含量与时间的关系式进行 拟合得出如下关系 1293 K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： w = 4.137e−0.00678t （10） 1353 K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： w = 4.152e−0.01594t （11） 1413 K下，平均碳质量分数与脱碳时间的关系式为： w = 4.152e−0.02255t （12） 0 10 20 30 40 50 60 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Average carbon content/ % Time/min 1293 K 1353 K 1413 K 图 11 平均碳含量与时间的关系 Fig.11 Relationship between average carbon content and time 根据图 11 的结果，当脱碳温度分别为 1293、 1353 和 1413 K 时，脱碳后的平均碳含量（w）与脱 碳时间均呈现指数关系，即 lnw 与时间呈现线性关 系，因此 2 mm Fe‒C 合金薄带脱碳反应近似为表 观一级反应. 将 2 mm Fe‒C 合金薄带脱碳反应看成一级反应： C = n/V = w×6.08×10−3 （13） 式中： mol· cm−3 C 为浓度， ；n 为物质的量，mol；V 为 体积，cm3 ；w 为碳质量分数，%. lnC = k ′ t+lnC0 （14） 0 2 4 6 8 10 0 200 400 600 800 1000 Thickness of decarburized layer/µm t 0.5/min0.5 1293 K 1353 K 1413 K 图 9 脱碳层厚度与时间平方根的关系 Fig.9 Relationship between the decarburized layer thickness and square root of time 0.70 0.71 0.72 0.73 0.74 0.75 0.76 0.77 0.78 3.8 4.0 4.2 4.4 4.6 4.8 5.0 lnk T −1/(10−3 K−1) lnk=−122360/T+15.27 图 10 lnk 与温度倒数的关系 Fig.10 Relationship between lnk and T −1 · 822 · 工程科学学报，第 43 卷，第 6 期

艾立群等：H,H0气氛下Fe-C合金薄带气固脱碳反应动力学 823. 式中，k为反应的速率常数，min;Co为初始浓度， 果的影响，得出脱碳温度一定时，脱碳时间越长， mol.cm-3 脱碳后平均碳含量就越低.脱碳时间一定时，脱碳 =Inc/Ce=Inw/wo -(nw-In wo)/ 温度越高，薄带内部碳的扩散系数提高，脱碳效果 (15) 提高. 式(15)中，w为1时刻的碳质量分数，%：wo为初始 (2)通过对Fe-C合金薄带试样微观组织研 时刻碳质量分数，%. 究，在脱碳过程中，薄带可以分成明显的3层，由 绘制lmw与时间的关系如图12所示，根据线 表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和未 性拟合所得的斜率即可求出反应的速率常数K, 脱碳层.完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳含 1293,1353和1413K下Fe-C合金薄带脱碳反应 量最低：部分脱碳层由铁素体、渗碳体和少量石墨 的速率常数分别为0.00678,0.01584,0.02255.由此 相组成，未脱碳层由珠光体和大量石墨相组成. 可知1413K下的速率常数k分别是1353和1293K下 (3)通过分析脱碳层厚度与脱碳时间的平方 K值的3.33倍和1.42倍.将对应温度下的速率常 根有良好的线性关系，可用函数y=k5描述.通 数值入阿累尼乌斯公式（式(16）)，回归拟合直线 过分析脱碳后平均碳含量与脱碳时间的对应关 (图13)因其斜率为-ER,即可求出其表观活化能Ea 系，结果表明脱碳后平均碳含量与脱碳时间成指 后+nA (16) 数关系，该脱碳反应为表观一级反应 (4)从微观的角度分析，2mm厚Fe-C合金薄 带脱碳反应扩散激活能122.36kJmo厂，从宏观的 ■1293K .4 ·1353K ▲1413K 角度分析，2mm厚Fe-C合金薄带脱碳反应的表 1.1 观活化能为153.79 kJ'mol 1.0 09 0.8 参考文献 0.7 0.6 0.5 [1]Yan B J,Xing Y,Lu P,et al.A critical review on the research progress of multi-pollutant collaborative control technologies of 03 sintering flue gas in the iron and steel industry.Chin J Eng,2018, 40(7):767 -01 0 10 203040 50 60 (闫伯骏，邢奕，路培，等.钢铁行业烧结烟气多污染物协同净化 Time/min 技术研究进展.工程科学学报，2018.40(7)：767) 图12lnw与脱碳时间的关系 [2] Li M.Wang X C,Duan J H,et al.Formation and controlling of Fig.12 Relationship between Inw and time Type-D inclusions in bearing steel.Chin J Eng,2018,40(Suppl 1):31 lnk=-18497.68/T+9.83 (李明，王新成，段加恒，等.轴承钢中D类夹杂物的形成与控制 -4.0 工程科学学报，2018,40（增刊1）：31) [3] Wang H,Bao Y P,Wang M,et al.Effect of inclusions on DWTT 兰 properties of thick gauge X80 hot rolled steel strip.ChinJEng. -4.5 2018,40(Suppl1:1 (王皓，包燕平，王敏，等.夹杂物对厚规格X80热轧钢带 DWTT性能的影响.工程科学学报，2018,40（增刊1）片：1) -5.0 [4] Rodrigues C M G,Ludwig A,Wu M H,et al.A comprehensive 0.700.710.720.730.740.750.760.770.78 analysis of macrosegregation formation during twin-roll casting. T10-K- Metall Mater Trans B,2019,50(3):1334 图13n与T的关系 [51 Chen P,Huang H G,Ji C,et al.Bonding strength of Invar/Cu clad Fig.13 Relationship between In k'and T strips fabricated by twin-roll casting process.Trans Nonferrous 由此可以得出2mmFe-C合金薄带脱碳反应 Met Soc China,2018,28(12):2460 [6] 的表观活化能为153.79kJmo厂 Song J M,Lui T S,Chen L H.A study on inhomogeneous distribution of temper graphite particles in strip-cast Fe-C-Si 3结论 alloys.Metall Mater Trans A,2002,33(4):1263 [7] Hong L K,Ai L Q,Cheng R,et al.Fe-C alloy ribbons gas-solid (1)通过研究脱碳温度和脱碳时间对脱碳效 decarburization process.J Iron Steel Res,2016,28(5):36

mol· cm−3 式中，k′为反应的速率常数，min−1 ；C0 为初始浓度, . k ′ = lnC/C0 t = lnw/w0 t = (lnw−lnw0)/t （15） 式（15）中，w 为 t 时刻的碳质量分数，%；w0 为初始 时刻碳质量分数，%. 绘制 lnw 与时间的关系如图 12 所示，根据线 性拟合所得的斜率即可求出反应的速率常数 k′， 1293，1353 和 1413 K 下 Fe‒C 合金薄带脱碳反应 的速率常数分别为 0.00678，0.01584，0.02255. 由此 可知1413 K 下的速率常数k′分别是1353 和1293 K 下 k′值的 3.33 倍和 1.42 倍. 将对应温度下的速率常 数值入阿累尼乌斯公式（式（16）），回归拟合直线 （图 13）因其斜率为-E/R，即可求出其表观活化能 Ea . lnk ′ = − Ea RT +lnA （16） 0 10 20 30 40 50 60 −0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 ln w Time/min 1293 K 1353 K 1413 K 图 12 lnw 与脱碳时间的关系 Fig.12 Relationship between lnw and time 0.70 0.71 0.72 0.73 0.74 0.75 0.76 0.77 0.78 T −1/(10−3 K−1) lnk′ lnk′=−18497.68/T+9.83 −4.0 −4.5 −5.0 图 13 ln k′与 T −1 的关系 Fig.13 Relationship between ln k′ and T −1 由此可以得出 2 mm Fe‒C 合金薄带脱碳反应 的表观活化能为 153.79 kJ·mol−1 . 3    结论 （1）通过研究脱碳温度和脱碳时间对脱碳效 果的影响，得出脱碳温度一定时，脱碳时间越长， 脱碳后平均碳含量就越低. 脱碳时间一定时，脱碳 温度越高，薄带内部碳的扩散系数提高，脱碳效果 提高. （ 2）通过对 Fe‒C 合金薄带试样微观组织研 究，在脱碳过程中，薄带可以分成明显的 3 层，由 表面到内部依次是完全脱碳层、部分脱碳层和未 脱碳层. 完全脱碳层的组织为铁素体，此部分碳含 量最低；部分脱碳层由铁素体、渗碳体和少量石墨 相组成，未脱碳层由珠光体和大量石墨相组成. （3）通过分析脱碳层厚度与脱碳时间的平方 根有良好的线性关系，可用函数 y = kt0.5 描述. 通 过分析脱碳后平均碳含量与脱碳时间的对应关 系，结果表明脱碳后平均碳含量与脱碳时间成指 数关系，该脱碳反应为表观一级反应. （4）从微观的角度分析，2 mm 厚 Fe‒C 合金薄 带脱碳反应扩散激活能 122.36 kJ·mol−1，从宏观的 角度分析，2 mm 厚 Fe‒C 合金薄带脱碳反应的表 观活化能为 153.79 kJ·mol−1 . 参    考    文    献 Yan B J, Xing Y, Lu P, et al. A critical review on the research progress of multi-pollutant collaborative control technologies of sintering flue gas in the iron and steel industry. Chin J Eng, 2018, 40（7）: 767 （闫伯骏, 邢奕, 路培, 等. 钢铁行业烧结烟气多污染物协同净化 技术研究进展. 工程科学学报, 2018, 40（7）：767） [1] Li M, Wang X C, Duan J H, et al. Formation and controlling of Type-D inclusions in bearing steel. Chin J Eng, 2018, 40（Suppl 1）: 31 （李明, 王新成, 段加恒, 等. 轴承钢中D类夹杂物的形成与控制. 工程科学学报, 2018, 40（增刊 1）：31） [2] Wang H, Bao Y P, Wang M, et al. Effect of inclusions on DWTT properties of thick gauge X80 hot rolled steel strip. Chin J Eng, 2018, 40（Suppl 1）: 1 （王皓, 包燕平, 王敏, 等. 夹杂物对厚规格X80热轧钢带 DWTT性能的影响. 工程科学学报, 2018, 40（增刊 1）：1） [3] Rodrigues C M G, Ludwig A, Wu M H, et al. A comprehensive analysis of macrosegregation formation during twin-roll casting. Metall Mater Trans B, 2019, 50（3）: 1334 [4] Chen P, Huang H G, Ji C, et al. Bonding strength of Invar/Cu clad strips fabricated by twin-roll casting process. Trans Nonferrous Met Soc China, 2018, 28（12）: 2460 [5] Song J M, Lui T S, Chen L H. A study on inhomogeneous distribution of temper graphite particles in strip-cast Fe ‒C ‒Si alloys. Metall Mater Trans A, 2002, 33（4）: 1263 [6] Hong L K, Ai L Q, Cheng R, et al. Fe‒C alloy ribbons gas-solid decarburization process. J Iron Steel Res, 2016, 28（5）: 36 [7] 艾立群等： H2 /H2O 气氛下 Fe‒C 合金薄带气固脱碳反应动力学 · 823 ·

824 工程科学学报，第43卷.第6期 (洪陆阔，艾立群，程荣，等.铁碳合金薄带气固反应脱碳工艺 field.Steel Res Int,2014,85(3):461 钢铁研究学报，2016,28(5)：36) [20]Chen J,Hao J J,Wang C L,et al.Solid-phase decarburization of [8]Hong L K,Ai L Q,Cheng R,et al.Experimental of gas-solid high-carbon ferrochrome powders containing calcium carbonate by decarburization of Fe-C alloy ribbon./ron Steel,2016,51(3):27 microwave heating.J Univ Sci Technol Beijing,2014,36(12): (洪陆阔，艾立群，程荣，等.铁碳合金薄带气固反应脱碳试验 1626 钢铁，2016,51(3)：27) (陈津，郝赳赳，王晨亮，等.微波加热内配碳酸钙高碳铬铁粉固 [9]Hong L K,Cheng R,AiL Q,et al.Mechanism of carbon diffusion 相脱碳.北京科技大学学报，2014,36(12)：1626) in the iron Sheet during gas-solid decarburization.Trans Indian [21]Chen R Y.Reduction of wustite scale by dissolved carbon in steel ntMe1,2019,72(2):335 at650-900℃.Oxid Met,.2018,89(1-2):1 [10]Park J O,Long T V,Sasaki Y.Feasibility of solid-state [22]Chen Y R,Zhang F,Liu Y.Decarburization of 60Si2MnA in 20 steelmaking from cast iron -decarburization of rapidly solidified Pct HO-N2 at 700 C to 900 C.Metall Mater Trans A,2020. cast iron.ISIJ Int,2012,52(1):26 51(4):1808 [11]McDonald C.Solid state steelmaking:process technical and [23]Chen Y R,Liu Y,Xu XX.Oxidation of 60Si2MnA steel in economic viability.Ironmak Steelmak,2012,39(7):487 atmospheres containing different levels of oxygen,water vapour [12]Lee W H,Park J O,Lee J S,et al.Solid state steelmaking by and carbon dioxide at 700-1000 C.Oxid Met,2020,93(1-2):53 decarburisation of rapidly solidified high carbon iron sheet. [24]Zhao F,Zhang C L,Liu Y Z.Ferrite decarburization of high Ironmak Steelmak,2012,39(7):530 silicon spring steel in three temperature ranges.Arch Metall Mater, [13]Sharif-Sanavi E,Mirjalili M,Vahdati Khaki J,et al.A new 2016,61(3:1715 approach in solid state steelmaking from thin cast iron sheets [25]Duan X N,Yu H,Lu J,et al.Temperature dependence and through decarburization in CaCO;pack./S//Int,2018,58(10): formation mechanism of surface decarburization behavior in 1791 35CrMo steel.Steel Res Int,2019,90(9):1900188 [14]Jing Y A.Yuan Y M,Yan X L,et al.Decarburization mechanism [26]Luo H W,Xiang R,Chen L F,et al.Modeling the decarburization during hydrogen reduction descaling of hot-rolled strip steel.Int Hydrogen Energy,2017,42(15):10611 kinetics of grain-oriented silicon steel.Chin Sci Bull,2014, [15]Zhang K.Chen Y L.Sun Y H,et al.Effect of H2O(g)on 59(15):1778 decarburization of 55SiCr spring steel during the heating process. [27]Zeng G M,Luo H W,Li J,et al.Experimental studies and Acta Metall Sin,2018,54(10):1350 numerical simulation on the nitriding process of grain-oriented (张凯，陈银莉，孙意辉，等.加热过程中H,O(g)对55SiCr弹簧钢 silicon steel.Acta Metall Sin,2017,53(6):743 脱碳的影响.金属学报，2018.54(10)：1350) (曾贵民，罗海文，李军，等.取向硅钢低温加热工艺中渗氮工序 [16]Liu Y B,Zhang W,Tong Q,et al.Effect of Si and Cr on complete 的实验与数值模拟研究.金属学报，2017,53(6)：743) decarburization behavior of high carbon steels in atmosphere of 2 [28]Zhao X M,Zhang K,Yang Y.Investigation of surface vol.%O.J Iron Steel Res Int,2016,23(12):1316 decarburization behavior in 42CrMo steel.J Iron Steel Res,2019, [17]Guo L N,Chen J,Zhang M,et al.Decarburization 31(2):196 thermodynamics of high-carbon ferromanganses powders during (赵宪明，张坤，杨祥.42CMo钢表面脱碳行为研究.钢铁研究学 gas-solid fluidization process.fron Steel Res Int,2012,19(5):I 报，2019,31(2)：196) [18]Guo L N,Chen J,Shi W L,et al.Solid-phase decarburization of [29]Chen Y L,Zuo M F,Luo Z L,et al.Theoretical and experimental high-carbon ferromanganses powders by microwave heating.J study on surface decarburization of 60Si2Mn spring steel.Trans Iron Steel Res Int,2013,20(8):34 Mater Heat Treat,2015,36(1):192 [19]Hao J J,Chen J,Han P D,et al.Solid phase decarburization (陈银莉，左茂方，罗兆良，等.6OSi2M弹簧钢表面脱碳理论及 kinetics of high-carbon ferrochrome powders in the microwave 试验研究.材料热处理学报，2015,36(1)：192)

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