熱連軋中冷軋基料局部高點分析與控制

呂光

（普銳特冶金技術（中國）有限公司 上海 201108）

1 前言

熱軋帶鋼的斷面形狀與工作輥的輥形和彎曲變形狀態密切相關，板形控制也是通過工作輥的輥形和變形狀態控制來實現。熱連軋過程中，工作輥的輥形變化，特別是局部的形狀變化（磨損、熱脹）會在板帶斷面上得到直接的反映。當這種局部增大或減少達到一定程度時，不僅會對帶鋼的產品質量產生不利影響，例如起筋、亮帶等缺陷，還會對熱軋帶鋼整體的凸度計算帶來誤差，進而影響軋線的板形控制。尤其是對板形要求較高的冷軋基料對板廓要求也同樣苛刻［1］。

目前，國內有關熱軋帶鋼局部高點的研究主要集中于局部高點產生機理、局部高點對冷軋板材生產的影響以及消除局部高點的相關措施等方面，并且也取得了一定的成果［1-6］。但相同的局部高點問題在不同的生產線有不同的表現形式，產生原因也需要具體問題具體分析，確定引起局部高點的主要原因才能有效控制局部高點的產生。本文針對某2250mm熱連軋機組生產的冷軋基料出現的帶鋼局部高點問題，通過理論分析局部高點的產生原因，并結合生產線實際情況提出切實可行的控制措施，從而控制局部高點的出現和影響。

2 局部高點成因分析

冷軋產品在冷軋加工中的板形與帶鋼熱軋后的板形有顯著的相關性，并且熱軋基板的許多不規則斷面形狀會遺傳到隨后的冷軋工序后的帶材斷面形狀。最為明顯的影響來自于熱軋中的局部高點，帶鋼在冷軋后斷面上存在很小但可測的厚度不均勻。經過卷取層層疊壓后，這些局部增厚便表現為可見的窄亮帶，用手觸摸有凸感，稱為梗印。帶鋼的梗印按照位置不同可分為：單邊、雙邊或中間。

熱軋帶鋼出現局部高點最直接的原因是工作輥的局部磨損問題，而造成工作輥局部磨損的原因較多，主要有工作輥竄輥、帶鋼表面橫向溫度、軋制計劃編排、高速鋼軋輥使用方法等。由于溫度差異引起的帶鋼不均勻變形，也會導致局部高點的產生［7］。為了分析各種因素對局部高點出現的影響，采用工作輥磨損預報模型和輥系變形模型作為仿真工具，進行仿真分析。

2.1 工作輥局部磨損原因分析

為了研究工作輥磨損的影響，采用系統跟蹤測試方法在2250mm熱連軋機上進行了綜合輥形測量，工作輥的磨損輥形可以通過下機后的輥形減去上機前的輥形求得，圖1為2250mm熱連軋機下機磨損輥形。通過對多套常工作輥下機測量輥形分析，結果表明：熱連軋機上游機架的工作輥磨損呈現多峰形式，下游機架工作輥則呈現典型的箱型和貓耳型磨損。

圖1 工作輥下機磨損輥形

2.1.1 工作輥磨損模型建立

軋輥磨損機理復雜，迄今為止還沒有一個從理論上推導的磨損模型可準確預報軋輥磨損，只能通過大量的實測與分析，建立半經驗半理論的預報模型。本文結合文獻資料并在大量分析2250mm熱連軋機工作輥磨損特性的基礎上，采用2250mm熱連軋機二級機板形控制模型中的工作輥磨損預報模塊的模型結構［8］，建立工作輥磨損預報模型。軋制單塊帶鋼后，軋輥的磨損量為：

式中：Ls—綜合影響系數，與帶鋼材質、工作輥材質、帶鋼溫度等有關；

Ls—軋制長度，km；

Ls—單位軋制壓力，kN／mm2；

Ls—單位軋制壓力影響系數；

Ls—接觸弧長，mm；

DW—工作輥直徑，mm；

kw2—帶鋼寬度范圍內不均勻磨損系數。

f（x）為描述工作輥軸向不均勻磨損程度的函數，其公式為：

2.1.2 竄輥設定對磨損的影響

圖2a）所示為典型軋制周期內的F1～F4機架竄輥設定值，從圖中可以看出CVC工作輥的竄輥行程和竄輥步長均比較小，尤其F3、F4竄輥行程為±20mm，竄輥步長多為5mm以內。盡管一塊帶鋼造成的磨損較小，但是較小步長和竄輥行程，會導致工作輥的嚴重局部磨損。而CVC軋機的這一竄輥特征，是由于彎輥力的初始設定值基本不變，帶鋼的凸度調控需求則主要由CVC竄輥來滿足而導致的。

為分析竄輥對磨損的影響，假設竄輥實際行程100mm，竄輥步長10mm，帶鋼寬度1500mm進行仿真計算，如圖2b）所示。實際竄輥和仿真竄輥造成的磨損分布情況如圖3所示。對比可以看出較大的行程和適當的步長設定，雖然增大了軋輥的磨損寬度范圍，但降低了軋輥的磨損深度，對于局部磨損也存在同樣的效果。因此為了改變CVC的竄輥模式，可嘗試采用一種柔性的竄輥策略，即通過調整彎輥力初始設定值來適當補償CVC輥形的凸度調節能力，達到使CVC工作輥周期竄輥的效果，此措施已在CSP熱連軋機上進行了長期實驗，取得了較為滿意的效果。

圖2 典型周期內的竄輥設定

圖3 實際竄輥和理論竄輥對磨損的影響

此外，2250mm熱連軋機的軋制計劃編排基本采用“棺形”軋制計劃，雖然沒有出現逆寬軋制，但在軋制計劃的后期，存在較大批量的同寬軋制，容易加劇軋輥的局部磨損。如圖4所示為2250mm軋線典型的軋制計劃，紅色方框內為出現嚴重局部高點的帶鋼在周期內位置。

圖4 典型周期的軋制計劃圖

2.1.3 高速鋼工作輥磨損分析

2250mm熱連軋機上游使用了耐磨性好的高速鋼工作輥，具有降低輥耗、減少磨床磨削壓力等優勢。該類型軋輥可以上機使用多次，經空冷后即可直接上機使用。圖5所示為高速鋼工作輥使用不同次數時的磨損輥形，與常規工作輥對比可發現：1）高速鋼工作輥使用多次后的磨損量仍低于常規工作輥；2）高速鋼工作輥與常規工作輥同樣存在多個尖峰式的局部磨損，且第四次使用后局部尖峰深度達到80μm，大于常規工作輥的40μm。因此，高速鋼工作輥多次使用后的嚴重局部磨損，對熱軋帶鋼斷面的影響較嚴重，在軋制對帶鋼斷面要求嚴格的冷軋基料時，需要嚴格控制。

圖5 高速鋼工作輥磨損輥形

2.2 帶鋼的不均勻變形分析

熱軋帶鋼存在的非均勻溫度分布是帶鋼不均勻變形和內部殘余應力的根源，板帶寬向上存在較大的溫度差，軋后平直帶材在卷取后空冷至室溫的過程中，會造成較嚴重的邊部浪形，影響后續加工［9］。

為了解帶鋼的橫向溫度情況，對帶鋼表面溫度進行了實際測量，圖6所示為帶鋼F7出口處的橫向溫度，從圖中可以看出：帶鋼存在較大的橫向溫差，根據寬度的不同溫差為30℃～60℃，帶鋼越寬，溫差越大；邊部存在較大的邊部溫降。

圖6 F7出口帶鋼橫向溫度

帶鋼表面溫度的非均勻性顯著存在，會引起帶鋼和軋輥的非對稱變形。傳統的軋輥軋件模型多忽略非對稱因素，研究的為軋機對稱力學行為。為分析非均勻溫度對帶鋼變形的影響，需要建立非對稱軋輥軋件一體化模型進行分析。

2.2.1 非對稱軋輥軋件一體化模型建立

采用影響函數法建立板形模型，以支持輥為基礎，在支持輥劃分完之后對工作輥以支持輥中點所在位置為原點建立坐標系，將軋輥接觸部分均勻分為N份，每份長度為Δx，考慮帶材跑偏量δp，則帶材沿著擴充坐標系（軋制中心線）將呈不對稱分布。如果令Np＝int（δp／Δx），則帶鋼離散單元，及軋制壓力對應區域為［N-Ns＋Np＋1，N＋Ns＋Np］。模型簡圖如圖7所示。按照數理方程中影響函數的概念，確定單元施加單位力時在輥身其它單元引起的變形，再把全部載荷引起的各單元的變形疊加，得到各單元的總變形。軋輥的影響函數包括工作輥各單元之間的彈性彎曲影響函數、工作輥彎輥力引起的彈性彎曲影響函數、支持輥各單元之間的彈性彎曲影響函數、軋制力引起的工作輥彈性壓扁影響函數、輥間接觸壓力引起的輥間壓扁影響函數［10，11］。

圖7 輥系受力示意圖

非對稱軋輥軋機一體化模型，在傳統模型的基礎上，除了需要滿足力平衡外還應滿足力矩平衡。假設工作輥在變形條件不對稱的情況下［12］，計算工作輥各個位置的變形及受力，滿足受力平衡后，對工作輥進行力矩計算，以滿足力矩平衡，并設定收斂系數，以割線法進行修正，直到滿足收斂條件，求得計算結果。

2.2.2 帶鋼橫向溫度影響仿真分析

基于2250mm熱軋帶鋼橫向溫度的實際分布規律，為排除影響帶鋼不對稱性的其他因素，在帶鋼橫向溫度仿真計算時，采用矩形斷面帶鋼，帶鋼橫向溫度分布設定在帶鋼中部呈線性分布，在兩側存在一定范圍的溫降，如圖8所示。仿真計算時選擇20℃、50℃及100℃三種橫向溫差，邊部溫度驟降150℃進行仿真計算。帶鋼寬度選取軋制量較大的1300mm規格帶鋼進行仿真。

圖8 帶鋼仿真溫度

利用實際軋制的工藝條件和上述溫度數據進行仿真，結果如圖9所示。仿真結果表明：1）當帶鋼存在邊部溫降時，軋制后的帶鋼邊部呈現明顯的局部突起，150℃的邊部溫度驟降引起了約20μm的局部高點，這與該生產線普遍存在的邊部局部突起板廓特征有著很好的對應關系（如圖10所示），同理中部的縱向低溫帶也會引起類似的局部變形差異；2）當帶鋼表面存在橫向溫差時，會對帶鋼出口板廓的不對稱性產生影響，當溫差從0℃增加到100℃時，帶鋼的楔形也從0μm增加到54μm。楔形的存在會在后續冷軋加工中惡化局部高點的作用，也需要嚴格控制。

圖9 1300mm帶鋼F7軋機橫向溫差仿真計算結果

圖10 1300mm帶鋼仿真板廓與實際板廓對比

因此，2250mm熱連軋生產線上實際存在的帶鋼邊部溫降對帶鋼的局部變形存在較大的影響，橫向溫差對帶鋼的板廓不對稱性有明顯影響，因此需要對軋線水系統進行優化，采用保溫罩或邊部加熱器，保證帶鋼橫向溫度的均勻性，從而消除或降低其對軋制過程中帶鋼局部變形不均勻的影響。

3 局部高點控制應用

根據局部高點的成因分析，結合2250mm熱連軋生產線設備和生產工藝條件，確定工作輥竄輥、軋制計劃編排、高速鋼使用、帶鋼橫向溫度不均勻是導致局部高點產生的主要原因，因此提出下列措施進行控制：

（1）軋制計劃編排調整。熱軋計劃編排時冷軋材不作為熱軋燙輥材、過渡材；安排在中等類型軋制單位中（寬度范圍800mm～1600mm，厚度范圍1.2mm～6.0mm），軋制長度≤60km，靠近薄規格的過渡材材質硬度等級要求≤3級，如P3A2，P3A1。適當降低軋制單位的總長度和同一軋制單位中同寬度的軋制塊數，降低軋輥局部磨損，避免逆寬軋制。

（2）高速鋼工作輥使用次數［13］：F4、F3上3次以內，F1和F2上4～5次，不得多于6次。軋輥下機后，要充分冷卻至室溫時，再進行磨削，防止出現因為熱磨削引起的輥形誤差。

（3）加強熱軋中對于帶鋼橫向溫度分布的控制，主要為定期檢查各水嘴是否正常工作，擋水板是否正常，防止帶鋼表面溫度出現縱向低溫帶（黑?。┖瓦叢枯^大的溫降，預防軋輥出現局部的嚴重磨損［14］。

（4）保證粗軋糾偏功能，消除橫截面不對稱性對局部高點影響的放大作用。

（5）制定冷軋基板基本的橫截面輪廓控制標準，超出控制標準時，進輥或改軋對斷面輪廓要求較低的帶鋼。

4 結論

2250mm熱連軋生產線經過上述措施改進后，帶鋼斷面形狀發生明顯改善，冷軋基板的梗印問題得到有效控制。具體如下：

（1）在同樣的軋制單位結束后，精軋工作輥下機曲線得到明顯改善。不均勻磨損顯著降低，磨損曲線趨于平緩，軋輥服役期也有一定程度增加。改進后軋輥磨損曲線如圖11所示。

圖11 改進后工作輥下機磨損輥形

（2）帶鋼表面溫度有明顯改善，橫向溫差已控制在10℃～30℃，縱向低溫帶基本消失，邊部溫降明顯降低，如圖12所示。

圖12 改進后F7出口帶鋼表面溫度

（3）帶鋼斷面形狀趨于光滑，消除了局部高點引起的凸度計算誤差，保證了帶鋼的平直度，增強了軋制的穩定性。