崔 鉞 王會剛 王麗元

(1: 唐山學(xué)院機電工程系 河北唐山 063000；2: 河鋼集團唐鋼公司煉鐵部 河北唐山063016)

1 前言

隨著冷軋板帶及其涂鍍層產(chǎn)品市場空間的不斷提升，對冷軋板帶的板型要求也逐漸提高。板形問題貫穿于板帶的整個生產(chǎn)過程，存在于軋制的各個環(huán)節(jié)。影響板形的因素很多，如軋機的剛度、軋輥凸度、彎輥力、來料的品種以及原始凸度、軋制工藝等等。而在實際的軋制過程中，可以進行在線調(diào)控的只有軋制力與彎輥力，只有在軋制力與彎輥力在軋制過程中不斷匹配修正，才能實時控制軋制過程中有載輥縫，達(dá)到控制冷軋帶鋼最終板型的目的[1-2]。

彎輥力是通過液壓系統(tǒng)向工作輥或中間輥軸頸加載的力，用以改變軋輥的有效凸度，從而通過改變承載輥縫形狀來改變軋后帶鋼沿橫向的延伸變形，達(dá)到板型控制的目的，對于消除對稱板帶材缺陷的中浪、邊浪等作用明顯。彎輥力可實現(xiàn)工作輥的正彎與負(fù)彎，正彎指的是向增大工作輥的接觸凸度；負(fù)彎指減小工作輥的接觸凸度。但一方面考慮到軸承的承載能力，彎輥力不能過大，另一方面，彎輥力對輥縫邊部的影響大于中部輥縫的影響。

2 軋制力模型

考慮帶鋼冷軋時彈性變形和塑性變形兩種狀態(tài)，引入Bland-Ford-Hill軋制力模型，其中，總軋制力F由塑性區(qū)軋制力Fp與彈性區(qū)軋制力Fe構(gòu)成[3]：

F=FP+Fe

(1)

(2)

(3)

(4)

ξ=αtin+βtout

(5)

式中：F-軋制力,kN；

Fp-塑性軋制力,kN；

Fe-彈性區(qū)軋制力,kN；

QF-軋制力外摩擦影響系數(shù)；

W-帶鋼寬度,mm；

R′-軋輥壓扁半徑,mm；

hin-帶鋼入口厚度,mm；

hout-帶鋼出口厚度,mm；

v-泊松比；

E-楊氏模量,MPa；

μ-摩擦系數(shù)；

γ-壓下率；

tin-帶鋼入口單位張力,MPa；

tout-帶鋼出口的單位張力,MPa；

α、β-帶鋼入口與出口的張力影響系數(shù)。

km-平均變形抗力,MPa,取決于金屬材料塑性變形時的物理條件:

(6)

N-軋機轉(zhuǎn)速,r/min；

t-軋制溫度,℃；

k0-基準(zhǔn)變形阻力,MPa；

a1-a6-回歸系數(shù)。

3 有限元模型：

以唐鋼第一鋼軋廠平整分卷機組的四輥平整機為例建模，實現(xiàn)工作輥正負(fù)彎輥力的四個鍛鋼彎輥缸塊裝在牌坊之間，并帶有16個液壓柱塞缸，壓力由比例閥控制。兩個壓下液壓缸安裝在牌坊和上支承輥軸承座之間。

按照軋輥和軋件的實際尺寸建立有限元模型,為提高計算效率，近似模型為上下對稱，模型參數(shù)見表1，建立的有限元模型見圖1。

表1 模型參數(shù)(mm)

圖1 有限元模型網(wǎng)格劃分

在該模型中，工作輥設(shè)置為彈性體(假設(shè)其初使凸度為0)，用以模擬工作輥的彈性彎曲變形和彈性接觸變形，軋件作為彈塑性體，采用Bland-Ford-Hill軋制力模型與庫倫摩擦模型[4-5]，根據(jù)等效應(yīng)力屈服準(zhǔn)則判定。參數(shù)化建模對稱穩(wěn)態(tài)求解，板帶下底面加固定約束，加載軋制力與彎輥力的邊界載荷至支撐輥與工作輥的軸頸端面。

4 結(jié)果分析

對支撐輥軸頸加載4400kN的軋制力，對工作輥軸頸加載彎輥力-400kN，作工作輥的Von Mises等效應(yīng)力與應(yīng)變分析。

由圖2，工作輥與帶鋼接觸表面處最大Von Mises等效應(yīng)力值出現(xiàn)在帶鋼側(cè)邊與工作輥接觸的位置，最大值450MPa；支撐輥與工作輥的軸頸區(qū)域、帶鋼側(cè)邊與工作輥接觸的位置均出現(xiàn)等效應(yīng)力值的升高。

圖2 軋輥中截面變形高程表達(dá)圖

由圖3軋輥中截面變形高程顯示，軋輥中出現(xiàn)的最大變形發(fā)生在支撐輥輥頸的軋制力加載區(qū)域，最大值約為70μm。沿支撐輥與工作輥的輥徑方向，出現(xiàn)了較明顯的變形區(qū)域。

圖3 工作輥軸線、底面及與板帶接觸位置在鉛直方向的變形(μm)

圖4為整理的工作輥軸線、底面及與板帶接觸位置在鉛垂方向的變形，其變化趨勢類似；工作輥軸頸與工作軸間存在小范圍的撓度突變；工作輥底面變形較軸線位置嚴(yán)重，整體凸度接近-18，而在與1000mm寬度的帶鋼接觸面上凸度變形較小，保持-8左右。

隨后保持4400kN軋制力不變，作不同彎輥力(-400～400kN)工作輥底部變形分析：

圖4 不同彎輥力下工作輥底面變形

圖5 不同軋制力工作輥底面變形

圖6 4400kN軋制力、-400kN彎輥力下不同板帶寬度工作輥底面鉛直方向變形

圖5為控制軋制力4400kN不變，彎輥力由-400kN至400kN下工作輥底面在鉛垂方向的變形，隨著彎輥力的不斷增大，工作輥的整體凸度也隨之增大，最小值發(fā)生在彎輥力-400kN時，凸度為-20；圖6為控制彎輥力0kN不變時，軋制力在2000kN至4400kN變化時工作輥底面在鉛垂方向的變形情況，工作輥底面凸度隨軋制力的增大而減小，其最小值發(fā)生在軋制力4400kN時，凸度值為-18。

作4400kN軋制力、-400kN彎輥力，得到不同板坯寬度時工作輥底面在鉛直方向的變形(圖6)，隨著板帶寬度的增大，工作輥底面的凸度也隨之增大；軋輥對寬板坯的凸度控制更好。

表2 實測板型參數(shù)與模擬凸度對比

對平整機入口和出口的帶鋼進行留樣，對比實測板型參數(shù)與模擬參數(shù)，模擬得到的板型凸度與實測凸度變化規(guī)律相似，且隨著板帶寬度的增加，模擬凸度更貼近于實測值，最大值為1.36。

5 結(jié)論

以Bland-Ford-Hill軋制力模型為基礎(chǔ)，針對唐鋼第一鋼軋廠平整分卷機組的四輥平整機，以軋制力與彎輥力為相互影響參數(shù)，進行了四輥平整機的有限元計算，得到結(jié)論如下：

1) 軋輥的最大變形發(fā)生在支撐輥輥頸位置，發(fā)生疲勞失效的可能性較高；

2) 控制軋制力4400kN不變，彎輥力由-400kN增至400kN時，工作輥的整體凸度也隨之增大，最小凸度為-20；

3) 控制彎輥力0kN不變時，軋制力在2000kN至4400kN變化時，工作輥整體凸度隨軋制力的增大而減小，最小值為-18；

4) 對比實測板型參數(shù)與模擬參數(shù)，模擬得到的板型凸度與實測凸度變化規(guī)律相似，且隨著板帶寬度的增加，模擬凸度更貼近于實測值。