熱軋鋼卷卷取后徑向變形分析

任俊威，李江委，張吉富，王杰，王存，劉旺臣，付青才

（鞍鋼股份有限公司鲅魚圈鋼鐵分公司，遼寧 營口 115007）

熱連軋卷取過程是一個較復(fù)雜的動態(tài)過程，整個卷取過程中，由于卷取溫度和卷取張力的變化，鋼卷內(nèi)部沿徑向的應(yīng)力和各層周向應(yīng)力必然不相同。同時，卷取溫度的設(shè)定有可能使材料落入發(fā)生相變的溫度范圍，繼而將對鋼卷的內(nèi)部應(yīng)力分布產(chǎn)生作用，外觀表現(xiàn)在徑向卷形上的變化。因此，研究分析鋼卷卷取內(nèi)部應(yīng)力分布特點，考慮相變對應(yīng)力的影響，以解決徑向卷形的問題。

1 鋼卷內(nèi)部各層應(yīng)力狀態(tài)

鋼卷卷取時卷筒處于過漲的狀態(tài)，在軸向上可視應(yīng)力應(yīng)變變化對稱均勻，只考慮垂直于軸向二維平面。鋼卷內(nèi)圈受到卷筒徑向壓緊力，外圈受到周向張力，鋼卷每層視為彈性厚壁圓筒，每層鋼卷受到接觸外層的均勻徑向壓力，各層接觸面上相互壓緊，內(nèi)層受力后使得圓周方向受到壓縮，抵消一部分次內(nèi)層壓力產(chǎn)生的周向拉應(yīng)力，外層受力后使得其周向拉應(yīng)力增大。鋼卷單層受力分析見圖1。

圖1 鋼卷單層受力分析Fig.1 Analysis on Stress of Single-layer Steel Coil

考慮鋼卷卷取時張力狀態(tài)，卷取張力變化時序見圖2。在卷筒開始卷取后，精軋機與卷筒建立單位張力，精軋機與卷取機同步升速，單位張力保持一段時間后，隨著精軋各架軋機陸續(xù)拋鋼，卷取張力逐漸減小到最小張力，在精軋機末機架拋鋼后，張力主要由夾送輥與卷筒建立，直到夾送輥拋鋼結(jié)束。

圖2 卷取張力變化時序Fig.2 Timing Sequence of Coiling Tension Changes

1.1 鋼卷卷取內(nèi)部應(yīng)力計算

以鋼卷卷取時內(nèi)圈半徑為a，卷取后鋼卷半徑為b，鋼卷任一i層半徑為r，最大張力為T，最小張力為T，張力下降開始時的鋼卷半徑為R，張力達到最小張力時的鋼卷半徑為R，在張力下降變化范圍內(nèi)可用單位張力和最小張力的平均值表示。卷筒對內(nèi)徑的徑向壓力為p，第i層受到外層徑向壓力為p，則在r≤r范圍內(nèi)，半徑為r處的徑向應(yīng)力公式為：

周向應(yīng)力公式為：

其中， 當 a≤r≤R時，T=T； 當 R＜r＜R時， T=（T＋T）/2；當 R＜r≤b 時，T=T。

p的計算方法如下：

第i層的徑向壓力p計算方法如下:

式中，h為帶鋼厚度；K為表示鋼卷卷取后各層接觸的緊密系數(shù)，可通過實際測量得出。

給出材質(zhì)、規(guī)格和卷重，可得知其它卷取計算參數(shù) T、T、b、R、R，計算 r帶入式（1）和式（2），可計算徑向、周向應(yīng)力。

徑向位移公式為：

式中，u為徑向位移；γ為材料的泊松比；E為材料的彈性模量。

1.2 應(yīng)力分布特點

從以上分析可以定性得出，沿著鋼卷半徑方向，隨著鋼卷半徑的增大，徑向壓力和周向壓力由最大值逐漸減小，在外圈達到最小。鋼卷卷取過程中，隨著卷取圈數(shù)的增加，先卷上的各層受到的徑向壓力逐漸增大，在軋頭部位的各層增加顯著。如果卷取后各層之間有相對滑移，則在卷取卸卷后最容易產(chǎn)生徑向方向的位移，即可能產(chǎn)生徑向卷形缺陷。

2 鋼卷卷取內(nèi)部相變過程分析

熱連軋產(chǎn)品卷取溫度一般設(shè)計在550～750℃，從組織相變角度來看，如果卷取后帶鋼的實際溫度高于Ar1，則奧氏體沒有完全轉(zhuǎn)變完畢，未轉(zhuǎn)變的奧氏體組織會繼續(xù)向鐵素體或珠光體轉(zhuǎn)變，表現(xiàn)為鋼材相變部位體積發(fā)生膨脹。

從冷卻速度來看，鋼卷卷取后內(nèi)圈和卷筒直接接觸，發(fā)生熱傳導(dǎo)，外圈周向部分以熱輻射傳熱為主，內(nèi)外圈比鋼卷內(nèi)部冷速要大，溫降一般較快，相變過程比鋼卷內(nèi)部要先完成。鋼卷內(nèi)部一般可視為等溫轉(zhuǎn)變過程。內(nèi)外圈溫降快的部分，相變轉(zhuǎn)變先完成，體積膨脹相對于內(nèi)圈部分越大，如果相變過程發(fā)生在卸卷后，鋼卷內(nèi)外圈部分體積膨脹變化到一定程度勢必就會破壞內(nèi)部應(yīng)力的平衡狀態(tài)，減小了內(nèi)圈部分的徑向應(yīng)力，嚴重產(chǎn)生帶層之間的滑移，引起卷形徑向上的變化。

如果鋼卷卷取溫度設(shè)定在材料的Ar3以上，鋼卷會在卷取后整體處于奧氏體狀態(tài)，則鋼卷內(nèi)部整體向低溫相轉(zhuǎn)變，此時內(nèi)外圈部分冷速相對較慢，使得轉(zhuǎn)變后鋼卷徑向卷形變化不大。若鋼卷卷取溫度設(shè)定在材料Ar1以下，則相變轉(zhuǎn)變動力相對較充足，內(nèi)外圈部分相變完成速度快，此時就極有可能產(chǎn)生徑向卷取不良。

3 解決徑向卷形問題措施

依據(jù)上述對卷取徑向、周向應(yīng)力及相變影響的分析可以判斷鋼卷內(nèi)圈頭部溫度控制和卷取張力是造成鋼卷扁卷的關(guān)鍵，因此提出以下兩種解決措施：

一是通過結(jié)合材料相變溫度范圍，合理確定卷取溫度，熱軋卷取溫度高于Ar3控制工藝，即高溫卷取，使卷取后延長帶鋼頭部相變過程，避免內(nèi)圈盡快完成相變，可以實現(xiàn)通長性能較為均勻。

二是考慮下游用戶加工性能，調(diào)整層流冷卻方式，實現(xiàn)帶鋼通長溫度分段控制，頭部卷取溫度高于Ar1，實現(xiàn)鋼卷內(nèi)圈相變轉(zhuǎn)變速度與中部不同步，減小相變體積變化影響，但頭部組織性能較其它部位有差異。

4 實際生產(chǎn)工藝改進

高碳鋼材質(zhì)在熱軋卷取時極易發(fā)生徑向卷形不良，選取生產(chǎn)中常見的65Mn材質(zhì)扁卷，化學(xué)成分見表1。對現(xiàn)場生產(chǎn)工藝進行統(tǒng)計，依據(jù)65Mn材質(zhì)相變溫度，對此卷取溫度下的內(nèi)圈應(yīng)力進行計算，結(jié)合相變考慮扁卷造成的原因研究制定解決措施。

表1 化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 1 Chemical Compositions（Mass Fraction） %

卷取后用熱成像儀實測內(nèi)、外圈溫度分布，65Mn卷后溫度測量如圖3，內(nèi)外圈實際溫度比中部低10～20℃。65Mn實物扁卷照片見圖4。

圖3 65Mn卷后溫度測量Fig.3 Temperature Measurement after Coiling 65Mn Steel

圖4 65Mn實物扁卷照片F(xiàn)ig.4 Flatted-coiled Defect 65Mn Steel Coil Physical Photo

依據(jù)實際生產(chǎn)數(shù)據(jù)，取k為0.007 5，軋制速度為7.33 m/s，可計算出最大張力保持到的卷取半徑位置為R=748 mm，張力下降結(jié)束時鋼卷卷取半徑為R=813 mm，最終可計算得鋼卷內(nèi)圈徑向應(yīng)力為13.95 MPa，周向應(yīng)力為33 MPa。

查詢相關(guān)資料，Ar1溫度為689℃，Ar3溫度為741℃，生產(chǎn)時卷取溫度實際控制范圍670～690℃，基本處于Ar1以下，卷取后的整體珠光體相變造成內(nèi)圈各層體積相對膨脹較大，造成扁卷。

利用應(yīng)力分布模型對特定規(guī)格進行了計算，計算條件見表2。如果將卷取溫度調(diào)到Ar3以上，則不能滿足下游用戶繼續(xù)冷軋深加工需要，為此，將65Mn帶鋼頭部一定長度的溫度控制調(diào)整到Ar1到Ar3中間一個溫度范圍，實際溫度見圖5。卷取溫度在689～741℃，減輕了相變體積變化對卷形的影響，卷形試驗效果良好。

表2 計算條件Table 2 Calculation Conditions

圖5 通長CT卷取溫度控制Fig.5 Temperature Control for Full Length Coiling

5 結(jié)論

（1）熱軋鋼卷內(nèi)部的徑向和周向應(yīng)力在內(nèi)圈層為最大值，隨著卷徑增大而減小。

（2）造成熱軋卷鋼卷局部膨脹相對較大的原因是卷取溫度低于Ar1，導(dǎo)致徑向應(yīng)力和周向應(yīng)力分布受到影響，嚴重情況下造成徑向卷取不良，如產(chǎn)生扁卷等卷形缺陷。

（3）通過控制65Mn鋼卷內(nèi)圈頭部的卷取溫度到689～741℃范圍內(nèi)，減輕了相變體積變化對卷形的影響，避免了扁卷的發(fā)生。