楊光輝，張 杰，曹建國，齊杰斌，曾 偉，賈生暉

(1. 北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083；2. 武漢鋼鐵(集團(tuán))公司冷軋廠，武漢 430083)

隨著家電和汽車工業(yè)的進(jìn)一步發(fā)展，用戶對帶鋼板形質(zhì)量要求日趨嚴(yán)苛．邊降控制不僅有利于滿足市場對電工鋼的板形質(zhì)量要求，而且可提高帶鋼成材率，增加軋制產(chǎn)量．近幾年來，為了滿足用戶對帶鋼邊部板形質(zhì)量的新要求，國內(nèi)外各生產(chǎn)廠家在冷連軋機(jī)上相繼配備了邊降控制技術(shù)．目前生產(chǎn)實(shí)踐中冷連軋機(jī)邊降控制大多采用新建六輥軋機(jī)機(jī)型，而四輥軋機(jī)是寬帶鋼冷連軋機(jī)的主力機(jī)型之一，具有易實(shí)現(xiàn)高速、大扭矩穩(wěn)定軋制，輥系簡單，可靠性好的特點(diǎn)．軋機(jī)機(jī)型不同，在軋機(jī)投資、輥耗等方面明顯不同．在軋機(jī)機(jī)型確定的情況下，輥形成為帶鋼板形控制最直接、最有效的手段．因此，對四輥軋機(jī)輥型配置方案進(jìn)行研究，開發(fā)出適合四輥冷連軋機(jī)的輥型配置方案對于帶鋼板形質(zhì)量的提高具有重要意義[1-2]．

本文針對某1,700 mm寬帶鋼四輥冷連軋機(jī)在生產(chǎn)過程中易出現(xiàn)支持輥磨損嚴(yán)重且不均勻、軋機(jī)板形控制能力明顯不足、帶鋼的邊降控制波動較大等問題，建立了軋機(jī)輥系與軋件一體化有限元仿真模型，研究了不同工況、不同輥型配置下的工作輥撓曲變形、帶鋼金屬橫向流動、工作輥和支持輥之間的輥間接觸壓力分布情況等，對比分析并設(shè)計(jì)了用于帶鋼邊降控制的輥型配置新方案．

1 邊降控制輥型配置問題的提出

專門用于帶鋼邊降控制的技術(shù)主要有：HC(high crown)軋機(jī)軋輥軸向竄輥邊降控制技術(shù)[2]；EDC(edge drop control)工作輥軸向竄輥邊降控制技術(shù)[3]；EDC工作輥局部強(qiáng)化冷卻邊降控制技術(shù)[3]；K-WRS(Kawasaki-work roll shifting)工作輥軸向竄輥邊降控制技術(shù)[4]等．HCW是HC軋機(jī)的一種四輥機(jī)型，其工作輥能夠軸向竄輥．由于HCW和K-WRS軋機(jī)使用方便、便于維護(hù)、機(jī)型適應(yīng)性強(qiáng)和邊降控制效果明顯而得以廣泛推廣應(yīng)用，其技術(shù)核心即為單錐度輥及其相應(yīng)的竄輥策略[5-9]．

為了控制帶鋼板形特別是進(jìn)行邊降控制，對某1,700,mm寬帶鋼四輥冷連軋機(jī)組進(jìn)行了升級改造，采用單錐度工作輥和常規(guī)凸度支持輥配輥方案結(jié)合工作輥液壓竄輥、彎輥技術(shù)對帶鋼進(jìn)行邊降控制，在工業(yè)軋制試驗(yàn)中取得明顯的邊降控制效果，冷軋無取向硅鋼平均邊降 10,μm 以內(nèi)的比例由 29.2%提高到62.5%．但在 1年多的調(diào)試過程中發(fā)現(xiàn)采用上述配輥方案易出現(xiàn)支持輥磨損嚴(yán)重且不均勻(見圖 1)，第1、2架軋機(jī)彎輥力經(jīng)常達(dá)到最大值(見表 1，表中1#～5#表示冷連軋機(jī)第 1～5機(jī)架的正彎輥率，即實(shí)際正彎輥力與最大正彎輥力的比值)，軋機(jī)板形控制能力明顯不足，邊降控制波動較大，甚至斷帶導(dǎo)致停產(chǎn)，影響現(xiàn)場正常生產(chǎn)的順利進(jìn)行．通過對帶鋼軋制過程進(jìn)行仿真分析，設(shè)計(jì)提出了如表2所示的輥型配置方案進(jìn)行對比分析[10-12]．

圖1 單錐度輥與常規(guī)凸度支持輥配輥下的支持輥磨損Fig.1 Backup roll wear with roll configuration between taper work roll and conventional backup roll

表1 采用常規(guī)凸度支持輥方案上機(jī)軋制時的正彎輥率Tab.1 Positive bending force ratio when using conventional backup roll

表2 輥型配置方案對比Tab.2 Comparison of roll configuration projects

2 輥系與軋件一體化有限元模型

為了分析工作輥與支持輥配輥方案存在的問題，進(jìn)一步提高冷連軋機(jī)邊降控制能力，提高機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定性和降低支持輥輥耗等，采用大型通用有限元軟件ANSYS9.0建立了軋機(jī)輥系與軋件一體化有限元仿真模型，如圖2所示．建模參數(shù)如表3所示．

圖2 輥系軋件一體化有限元模型Fig.2 Finite element model including roll system and strip

表3 有限元模型的建模參數(shù)Tab.3 Modeling parameters of finite element model

3 工作輥撓曲變形分析

軋機(jī)輥系的彈性變形是確定軋機(jī)剛度、進(jìn)行板形控制的重要設(shè)計(jì)參數(shù)．而由于工作輥與帶鋼直接接觸，工作輥的撓曲變形對帶鋼的板形控制影響很大．在軋制過程中，工作輥的撓曲一方面是由于工作輥與支持輥之間以及工作輥與被軋帶鋼之間的不均勻接觸變形，使工作輥產(chǎn)生附加彎曲；另一方面由于軋輥之間的接觸長度大于板寬，因而位于板寬之外的輥間接觸段，即有害接觸部分使工作輥受到懸臂彎曲力而產(chǎn)生附加撓曲．為了研究軋機(jī)的板形控制特性，分析了不同輥型配置、不同工況(板寬、軋制力、輥徑等)下工作輥撓曲變形的特點(diǎn)．

3.1 板寬對工作輥撓曲的影響

圖3為彎輥力為500,kN時，不同輥型配置下板寬對工作輥撓曲的影響．可以看出，板寬對工作輥的撓曲變形影響較大．當(dāng)工作輥為常規(guī)凸度工作輥時，工作輥的撓曲沿輥身長度方向呈對稱性分布，隨著板寬的增加，帶鋼寬度范圍內(nèi)的工作輥撓曲值變小，當(dāng)板寬進(jìn)一步增加時，撓曲值變?yōu)樨?fù)值．當(dāng)工作輥為單錐度工作輥時，工作輥的撓曲沿輥身長度方向呈非對稱性分布，上下輥反對稱的撓曲變形導(dǎo)致形成幾何對稱但與水平面成某一角度的輥縫形狀．隨著板寬的增加，工作輥撓曲值逐漸減小且基本為負(fù)值．可以看出，單錐度輥因其錐段側(cè)的大錐度，使用過程中有效地消除了錐段側(cè)與支持的輥間有害接觸區(qū)，減輕了其輥形錐段側(cè)的撓曲變形，削弱了撓曲變形對帶鋼邊降的影響．

圖3 不同輥型配置下板寬對工作輥撓曲的影響Fig.3 Influence of strip width on work roll flexion with different roll configurations

3.2 軋制力對工作輥撓曲的影響

圖4為板寬為 1,200,mm、彎輥力為500,kN時，不同輥型配置下軋制力對工作輥撓曲的影響．當(dāng)工作輥為常規(guī)凸度工作輥時，隨著軋制力增大，工作輥撓曲逐漸增大，且沿輥身長度方向呈對稱性分布；當(dāng)工作輥為單錐度工作輥時，工作輥的撓曲呈非對稱性分布，隨著軋制力的增大，兩端撓曲差值變大．

圖4 不同輥型配置下軋制力對工作輥撓曲的影響Fig.4 Influence of rolling force on work roll flexion with different roll configurations

工作輥的撓曲變形對板形控制影響很大，其直接影響承載輥縫凸度．圖 5為兩種配輥方案下輥縫凸度隨單位板寬軋制力的變化情況．可以看出，兩種配輥方案下輥縫凸度均與單位板寬軋制力呈近似線性關(guān)系變化．單錐度輥配輥方案輥縫凸度變化曲線的斜率小于常規(guī)配輥方案，說明采用單錐度輥配輥方案其抵抗軋制力波動的能力更強(qiáng)．所以，在對帶鋼進(jìn)行邊降控制時，對于因軋制力波動引起的帶鋼邊降波動方面，單錐度輥配輥方案優(yōu)于常規(guī)凸度工作輥配輥方案．

圖5 兩種輥型配置下輥縫凸度隨軋制力的變化Fig.5 Change of gap crown with rolling force with different roll configurations

3.3 輥徑對工作輥撓曲的影響

圖6為板寬為 1,200,mm、彎輥力為500,kN時，不同輥型配置下工作輥輥徑對其撓曲的影響. 可以看出，常規(guī)凸度工作輥配輥條件下，隨著輥徑的減小，板寬范圍內(nèi)工作輥的撓曲變大且對稱分布；單錐度輥配輥條件下，隨著輥徑的減小，板寬范圍內(nèi)工作輥的撓曲度變大且呈非對稱分布．兩種輥型配置方式下，隨著輥徑的減小，二者抵抗撓曲變形的能力都下降．

圖6 不同輥型配置下輥徑對工作輥撓曲的影響Fig.6 Influence of work roll diameter on work roll flexion with different roll configurations

軋輥在服役過程中，輥徑不斷減小，軋輥撓曲發(fā)生變化，必然對輥縫凸度產(chǎn)生影響．圖 7為兩種配輥方案下輥縫凸度隨輥徑的變化情況．可以看出，兩種配輥方案下輥縫凸度均與軋輥直徑呈近似線性關(guān)系變化．單錐度輥配輥方案下輥縫凸度變化曲線的斜率大于常規(guī)配輥方案，說明輥徑對單錐度輥配輥方案下的輥縫凸度影響較大．

圖7 兩種配輥方案下輥縫凸度隨輥徑的變化Fig.7 Change of gap crown with work roll diameter with different roll configurations

通過對不同輥型配置、不同工況下的工作輥撓曲進(jìn)行分析可以看出，常規(guī)凸度工作輥與常規(guī)凸度支持輥配輥使用時，工作輥撓曲線基本呈現(xiàn)“M”形分布，其主要原因是在工作輥與支持輥之間超出軋件寬度區(qū)域存在有害接觸區(qū)，導(dǎo)致了軋輥的過度撓曲．這種撓曲不僅取決于軋制力的大小，而且取決于軋件寬度．另一方面，在工作輥上施加彎輥力時，軋輥的撓曲會在超出軋件寬度的部分受到支持輥的約束．而單錐度輥與常規(guī)凸度支持輥配輥使用時，工作輥撓曲曲線基本呈現(xiàn)“三角形”分布，其主要原因是單錐度輥因其錐段側(cè)的大錐度在使用過程中有效地減小甚至消除了錐段側(cè)與支持輥間的輥間有害接觸區(qū)，減輕了其輥形錐段側(cè)的撓曲變形．

4 板形控制特性分析

4.1 帶鋼金屬橫向流動

圖 8為不同輥型配置下沿板寬方向金屬橫向流動情況．可以看出，在板寬為 1,200,mm、彎輥力為500,kN、帶鋼入口厚度為 2.3,mm、壓下率為 25%、支持輥采用常規(guī)凸度支持輥的工況下，分別采用單錐度工作輥和常規(guī)凸度工作輥相比較，單錐度工作輥因采用錐段輥形，在厚度方向上軋件壓薄量有所減少，所以金屬橫向流動量相應(yīng)減?。梢?，與常規(guī)工作輥相比，單錐度輥使帶鋼金屬橫向流動減小，并通過減小帶鋼邊部壓下對帶鋼邊部厚度進(jìn)行了一定量的補(bǔ)償.

圖8 不同輥型配置下金屬橫向流動Fig.8 Transverse medal flowing with different roll configurations

4.2 輥間接觸壓力分布

圖 9為單錐度工作輥與不同支持輥配輥使用時在不同彎輥力作用下的輥間接觸壓力分布情況．可以看出，支持輥采用常規(guī)凸度支持輥(圖 9中用 Con表示)、帶鋼寬度為1,200,mm、彎輥力在0～1,000,kN變化時，輥間接觸壓力分布很不均勻，基本呈現(xiàn)“三角形”分布，存在明顯的輥間接觸壓力尖峰．彎輥力越大，輥間接觸壓力尖峰越明顯，易造成支持輥磨損加劇，甚至出現(xiàn)軋輥剝落等嚴(yán)重問題．現(xiàn)場測試表明，支持輥明顯呈不對稱磨損且磨損量較大(見圖1)，最大達(dá)到 140,μm．同工況下采用 VCR支持輥與單錐度輥進(jìn)行配輥時，大大降低了帶鋼寬度以外輥間有害接觸區(qū)的輥間接觸壓力，消除或減輕了輥身端部的接觸壓力尖峰．各仿真工況下，最大輥間接觸壓力峰值分別下降10%～30%，提高了軋制過程的穩(wěn)定性.

圖9 不同輥型配置下的輥間接觸壓力分布Fig.9 Contacting force distribution with different roll configurations

4.3 承載輥縫形狀

圖 10為不同輥型配置方案下的承載輥縫對比圖．可以看出，帶鋼寬度為 1,200,mm、輥力在 0～1,000,kN變化時，與采用單錐度輥和常規(guī)凸度支持輥配置方案對比，采用單錐度輥和 VCR支持輥配置方案，其彎輥力輥縫凸度調(diào)節(jié)域增大了 6%，所以采用單錐度輥與VCR支持輥配置方案使彎輥力的調(diào)節(jié)效率得到提高，輥縫凸度調(diào)節(jié)柔性大大增強(qiáng)．

圖10 不同輥型配置下的承載輥縫Fig.10 Loaded gap profile with different roll configurations

5 試驗(yàn)及工業(yè)應(yīng)用

在帶鋼厚度較厚的第 1、2架應(yīng)用 VCR支持輥和單錐度輥工作輥及其相關(guān)配套工藝控制策略，可明顯增強(qiáng)軋機(jī)凸度控制能力，正彎輥率降低(見表 4).板形實(shí)物質(zhì)量明顯提高，連續(xù)跟蹤 63卷帶鋼實(shí)測數(shù)據(jù)表明，帶鋼凸度比由1.20降至1.05，有效控制了帶鋼凸度；板形平坦度由原來的 15,IU降至 9～10,IU．邊降平均值 7,μm 以內(nèi)比率達(dá)到 100%，帶鋼兩側(cè)邊降同時達(dá)到 7,μm以內(nèi)的比率為92.7%．

表4 VCR支持輥方案上機(jī)軋制時的正彎輥率Tab.4 Positive bending force ratio when using VCR backup roll

6 結(jié) 論

(1) 采用常規(guī)凸度工作輥與常規(guī)凸度支持輥配置方案，工作輥撓曲線基本呈現(xiàn)“M”形分布，其主要原因是工作輥與支持輥之間超出軋件寬度區(qū)域的有害接觸區(qū)，導(dǎo)致了軋輥的過度撓曲；在工作輥上施加彎輥力時，軋輥的撓曲會在超出軋件寬度部分受到支持輥的約束．

(2) 采用單錐度輥與常規(guī)凸度支持輥配置方案，工作輥撓曲線基本呈現(xiàn)“三角形”分布，其主要原因是單錐度輥因其錐段側(cè)的大錐度在使用過程中有效地消除了錐段側(cè)與支持輥間的輥間有害接觸區(qū)，減輕了其輥形錐段側(cè)的撓曲變形．

(3) 采用單錐度輥與VCR支持輥配置方案大大降低了帶鋼寬度以外輥間有害接觸區(qū)的輥間接觸壓力，消除或減輕了輥身端部的接觸壓力尖峰．各仿真工況下，最大輥間接觸壓力峰值分別下降 10%～30%，輥間接觸壓力均勻性提高，減少了輥耗，提高了軋制過程穩(wěn)定性．采用該輥型配置方案可增強(qiáng)軋機(jī)凸度控制能力，板形實(shí)物質(zhì)量明顯提高，連續(xù)跟蹤數(shù)據(jù)表明板形平坦度由原來的15,IU降至9～10,IU，帶鋼兩側(cè)邊降同時達(dá)到 7,μm以內(nèi)的比率為92.7%．

［1］ 周曉敏，張清東，王長松，等. UCMW軋機(jī)邊降和平坦度的解耦控制[J]. 鋼鐵，2007，42(5)：55-57.Zhou Xiaomin，Zhang Qingdong，Wang Changsong，et al. Edge drop and flatness decoupling control on UCMW cold mill[J].Iron and Steel，2007，42(5)：55-57(in Chinese).

［2］ 曹建國，張 杰，陳先霖，等. 寬帶鋼冷連軋機(jī)選型配置[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報，2003，25(增3)：109-112.Cao Jianguo，Zhang Jie，Chen Xianlin，et al. Selection of mill type configuration for profile and flatness control of tandem cold rolling mill[J].Journal of University of Science and Technology Beijing，2003，25(Suppl 3)：109-112(in Chinese).

［3］ 池文茂，高 巍，吳 濱，等. 冷軋帶鋼軋制中的新技術(shù)——邊降控制[J]. 礦冶，2003，12(2)：91-94.Chi Wenmao，Gao Wei，Wu Bin，et al. New technique for cold rolling—Edge drop control [J].Mining and Metallurgy，2003，12(2)：91-94(in Chinese).

［4］ Tateno Jun-Ichi. Controlling edge drop by tapered-crown work roll shifting mill and work roll crossing mill in cold strip rolling [J].Journal of the JSTP，1999(7)：653-655.

［5］ 魯海濤，曹建國，張 杰，等. 冷連軋機(jī)帶鋼單錐度輥邊降控制[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報，2006，28(8)：541-543.Lu Haitao，Cao Jianguo，Zhang Jie，et al. Edge drop control of a taper roll during continuous cold rolling [J].Journal of University of Science and Technology Beijing，2006，28 (8)：541-543(in Chinese).

［6］ Yang Guanghui，Cao Jianguo，Zhang Jie，et al. Profile and flatness control technology with a long shifting stroke on wide non-oriented electrical steel sheets[J].Journal of Iron and Steel Research International，2012，19(1)：31-35.

［7］ Cao Jianguo，Liu Sijia，Zhang Jie，et al. ASR work roll shifting strategy for schedule-free rolling in hot wide strip mills[J].Journal of Materials Processing Technology，2011，211(11)：1768-1775.

［8］ 李志勇，朱簡如，葉學(xué)衛(wèi). 酸軋機(jī)組新型邊緣降控制系統(tǒng)的開發(fā)[J]. 寶鋼技術(shù)，2006(5)：40-42.Li Zhiyong，Zhu Jianru，Ye Xuewei. Development of a new edge drop control system for the PL-TCM[J].Bao Steel Technology，2006(5)：40-42(in Chinese).

［9］ 朱簡如，徐耀寰. 邊緣降控制技術(shù)的應(yīng)用[J]. 寶鋼技術(shù)，2001(5)：10-11.Zhu Jianru，Xu Yaohuan. Application of edge drop control technology [J].Bao Steel Technology，2001(5)：10-11(in Chinese).

［10］ 郝建偉，曹建國，張 杰，等. 2250CVC熱連軋機(jī)支持輥輥形研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2007，38(4)：734-738.Hao Jianwei，Cao Jianguo，Zhang Jie，et al. Backup roll contour of 2250CVC hot strip mill[J].Journal of Central South University：Science and Technology，2007，38(4)：734-738(in Chinese).

［11］ Yang Guanghui，Cao Jianguo，Zhang Jie，et al.Backup roll contour of a SmartCrown tandem cold rolling mill[J].Journal of University of Science and Technology Beijing，Mineral，Metallurgy，Material，2008，15(3)：357-361.

［12］ 楊 荃，陳先霖，徐耀寰，等. 應(yīng)用變接觸長度支承輥提高板形綜合調(diào)控能力[J]. 鋼鐵，1995，30(2)：48-51.Yang Quan，Chen Xianlin，Xu Yaohuan，et al. Applying VCL back-up roll to raise the control level of strip shape[J].Iron and Steel，1995，30(2)：48-51(in Chinese).