HC冷連軋機(jī)彎輥力飽和分析及調(diào)控策略

周一林

（攀鋼集團(tuán)攀枝花鋼釩有限公司冷軋廠,四川 攀枝花 617023）

0 引言

攀鋼集團(tuán)攀枝花鋼釩有限公司冷軋廠采用四機(jī)架六輥HC 軋機(jī)生產(chǎn)冷軋板卷、熱鍍鋅板卷、彩涂卷、冷硬卷四大系列近百個(gè)不同規(guī)格的產(chǎn)品，產(chǎn)品廣泛應(yīng)用于家電、建筑、門業(yè)、汽摩配等制造行業(yè)[1]。HC 軋機(jī)是在四輥軋機(jī)的基礎(chǔ)上增加一對(duì)中間輥，且中間輥可沿軋輥軸向移動(dòng)，可改變工作輥和支撐輥的接觸應(yīng)力狀態(tài)，消除有害的接觸應(yīng)力，使工作輥彎曲減小，具有良好的板凸度和平直度控制能力。近年來用戶對(duì)板形質(zhì)量的要求不斷提高，其中門業(yè)用戶普遍要求浪形高度不大于2 mm，而冷軋實(shí)際板形大多在±10 IU（相當(dāng)于不平度0.64%）[2]，普冷產(chǎn)品浪形高度多數(shù)也在2 mm 以上，板形質(zhì)量提升的難點(diǎn)在于末機(jī)架彎輥力時(shí)常處于飽和狀態(tài)，工作輥彎輥缺乏調(diào)控余量，導(dǎo)致板形缺陷很難消除或降低。為此，攀鋼立項(xiàng)開展HC 軋機(jī)板形質(zhì)量攻關(guān)，針對(duì)末機(jī)架彎輥控制優(yōu)化了工作輥輥型，通過理論研究、仿真模擬和工業(yè)試驗(yàn)，大幅度降低了末機(jī)架工作輥彎輥力，增強(qiáng)了板形調(diào)控能力，板形質(zhì)量明顯改善。

1 彎輥力飽和現(xiàn)象

對(duì)末機(jī)架工作輥為平輥時(shí)軋制的PDA 數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，可以發(fā)現(xiàn)在軋制出口厚度1.0 mm 及以下規(guī)格時(shí)，工作輥彎輥力處于15 MPa 以上的軋制時(shí)間高達(dá)50%以上，如圖1 所示。由于現(xiàn)場(chǎng)工作輥彎輥?zhàn)畲蠊ぷ鲏毫?8 MPa，末機(jī)架彎輥力長(zhǎng)期持續(xù)處于極限壓力位，一方面增加了設(shè)備的工作負(fù)荷，容易產(chǎn)生彎輥缸內(nèi)泄問題，另外也直接導(dǎo)致板形調(diào)控能力不足。

圖1 平輥軋制薄規(guī)格時(shí)工作輥彎輥力分布Fig.1 Bending force distribution of work rolls when rolling thin gauges with flat rolls

對(duì)現(xiàn)場(chǎng)459 卷熱軋來料凸度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)（見圖2），發(fā)現(xiàn)熱軋來料凸度整體偏小，熱軋凸度目標(biāo)控制范圍為30～70 μm，而統(tǒng)計(jì)卷凸度均值為37.7 μm，中位數(shù)為33 μm，大于70 μm 和小于30 μm 的比例分別為1.31%和38.56%，介于30～70 μm 的比例為60.13%。結(jié)果表明，熱軋來料凸度控制總體偏小、分布又較廣的特點(diǎn)，反映出熱軋凸度控制能力偏弱。

圖2 熱軋來料凸度統(tǒng)計(jì)Fig.2 The crown statistics of the hot rolled material

另外，在酸洗出口觀察熱軋板形多為邊浪，操作工為防止軋件跑偏，常在S1 機(jī)架施加12 MPa 左右的正彎以獲得微中浪，S2 和S3 機(jī)架為防止邊裂，彎輥力一般設(shè)置在5 MPa 左右，最終在S4 機(jī)架入口形成較為復(fù)雜的來料斷面形狀，與S4 機(jī)架的承載輥縫形狀不匹配，容易產(chǎn)生邊浪，如圖3 所示。因此末機(jī)架常施加大彎輥力來減輕邊浪[3]。

圖3 帶鋼來料與末機(jī)架承載輥縫形狀Fig.3 Strip steel incoming material and the shape of the roll gap of the final frame

末機(jī)架彎輥力達(dá)到飽和時(shí)，現(xiàn)場(chǎng)也常采用中間輥負(fù)竄的方法來降低彎輥力，即將中間輥竄入端竄到板寬以內(nèi)（見圖4），但竄入量不能太大，否則容易引起工作輥局部磨損。在目前依據(jù)工作輥輥期由寬到窄編排軋制計(jì)劃的情形下，雖然不易引起輥期內(nèi)鋼卷外觀質(zhì)量，但容易造成下一輥期軋制寬規(guī)格帶鋼時(shí)表面出現(xiàn)寬窄印缺陷。

圖4 中間輥負(fù)竄示意Fig.4 Schematic diagram of the negative channel of the middle roller

2 工作輥輥型設(shè)計(jì)

為消除末機(jī)架工作輥彎輥力飽和，減小中間輥負(fù)竄現(xiàn)象，同時(shí)增大彎輥力調(diào)控范圍以提升板形控制水平[4]，特將末機(jī)架工作輥輥型設(shè)計(jì)為“五段式凸度輥”，如圖5 所示。輥型參數(shù)由中部凸度C1、邊部凸度C2、端部凸度C3及相應(yīng)的長(zhǎng)度參數(shù)L1、L2和L3構(gòu)成。其中中部凸度C1用于控制中浪和肋浪，邊部凸度C2用于控制肋浪和邊浪，端部凸度C3用于控制邊浪[5]，L3實(shí)為工作輥輥面長(zhǎng)度，C1、C2和C3凸度值是根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)并結(jié)合影響函數(shù)法來確定初值，L1和L2初值是利用2020 年現(xiàn)場(chǎng)板形歷史數(shù)據(jù)，通過基于網(wǎng)格和密度的數(shù)據(jù)聚類方法[6]確定出雙肋浪作用范圍而給出的。工作輥輥型參數(shù)通過多輪在線輥型試驗(yàn)和板形指標(biāo)改善效果判定進(jìn)行持續(xù)優(yōu)化并最終定型。

為使上述五段式輥型連續(xù)光滑，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)磨床的輥型加工能力，根據(jù)圖5 中七個(gè)特征點(diǎn)的坐標(biāo)，將輥型擬合為六次多項(xiàng)式曲線。首先以(0，C3)，((L3-L2)/2，C2)，(L3，C3)三點(diǎn)構(gòu)造二次函數(shù)y′=以 ((L3-L2)/2，C2)，((L3-L1)/2，C1)，((L3+L2)/2，C2)三點(diǎn)構(gòu)造二次函數(shù)以((L3-L1)/2，C1)，(L3/2，0)，((L3+L1)/2，C1)三點(diǎn)構(gòu)造二次函數(shù)接著在輥面長(zhǎng)度范圍[0，(L3-L2)/2]和[(L3+L2/2)，L3]內(nèi)分別以二次函數(shù)y′均勻生成N 組數(shù)據(jù)，在[(L3-L2)/2，(L3-L1)/2]和[(L3+L1)/2,(L3+L2)/2] 長(zhǎng)度范圍內(nèi)分別以二次函數(shù)y′′均勻生成N 組數(shù)據(jù)，在[(L3-L1)/2,(L3+L1)/2] 長(zhǎng)度范圍內(nèi)以二次函數(shù)y′′′均勻生成2 N組數(shù)據(jù)；最后采用最小二乘法將上述6 N 組數(shù)據(jù)進(jìn)行六次多項(xiàng)式擬合，即：

圖5 多段式工作輥輥型示意Fig.5 Schematic diagram of multi-segment work roll profile

式中，y為工作輥半徑差，x為工作輥輥面長(zhǎng)度橫向坐標(biāo)，a0～a6為回歸系數(shù)。

3 輥型參數(shù)對(duì)板形的影響分析

為掌握凸度輥輥型參數(shù)變化對(duì)板形的影響，基于正交試驗(yàn)法確定輥型參數(shù)的變化范圍（見表1），對(duì)每一組輥型參數(shù)可采用影響函數(shù)法[7-8]，計(jì)算出如表2 所示的軋制參數(shù)下的板形變化，如圖6 所示。

表1 輥型參數(shù)變化范圍Table 1 Variation range of roll contour parameters

表2 板形計(jì)算用軋制參數(shù)示例Table 2 Rolling parameters for flatness calculation

圖6 輥型參數(shù)變化對(duì)板形的影響Fig.6 The influence of the change of roll shape parameters on the shape of the plate

由圖6(a)可見，當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，隨著中部凸度C1值的增大，帶鋼板形逐漸由雙肋浪向中浪轉(zhuǎn)變，帶鋼邊部浪形無(wú)明顯變化；由圖6(b)可知，隨著邊部凸度C2值的增大，雙肋浪形狀沒有發(fā)生變化，但中部和邊部壓應(yīng)力明顯增大，為保持應(yīng)力平衡，端部拉應(yīng)力也逐漸增大；由圖6(c)可知，端部凸度C3對(duì)中浪和肋浪均無(wú)明顯影響，隨著C3值的增大，端部平直度負(fù)值逐漸減小，即拉應(yīng)力逐漸增大；由圖6(d)可知，隨著L1長(zhǎng)度的增加，帶鋼板形逐漸由中浪演變?yōu)槔呃耍瞬繜o(wú)明顯變化；由圖6(e)可知，L2長(zhǎng)度的變化并沒有改變肋浪形狀，但隨著L2值的增大，肋浪浪高逐漸減小并且邊浪開始增大。

綜上所述，輥型參數(shù)C1和L1可調(diào)控中浪缺陷，C1、C2、L1和L2可調(diào)控肋浪缺陷，C2、C3和L2可對(duì)邊浪進(jìn)行調(diào)控，而軋制品種、軋制厚度和寬度規(guī)格的變化將產(chǎn)生不同的板形缺陷，因此需要通過輥型試驗(yàn)，根據(jù)板形指標(biāo)變化情況來確定較佳的輥型參數(shù)。

4 在線輥型試驗(yàn)

在線輥型試驗(yàn)時(shí)，末機(jī)架工作輥曾選用最大凸度為20 μm 的六次多項(xiàng)式輥型先后對(duì)78 卷罩退料和116 卷鍍鋅料進(jìn)行了三個(gè)輥期軋制，軋制厚度為0.5～2.5 mm，軋制寬度為840～1 142 mm。同時(shí)也收集了末機(jī)架工作輥采用平輥軋制的53 卷薄規(guī)格鋼卷（軋制厚度≤1.0 mm，寬度930～1 059 mm）和37 卷厚規(guī)格鋼卷（軋制厚度>1.0 mm，寬度905～1 055 mm）的軋制參數(shù)和板形數(shù)據(jù)。對(duì)凸度輥與平輥軋制時(shí)的末機(jī)架工作輥彎輥力變化范圍進(jìn)行統(tǒng)計(jì)和對(duì)比，如圖7 所示。圖中A、B 分別代表平輥和凸度輥軋制厚度大于1.0 mm 的厚規(guī)格帶鋼情形，而C 和D 分別代表平輥和凸度輥軋制厚度小于等于1.0 mm 的薄規(guī)格帶鋼情形。

由圖7(a)可見，相較平輥而言，利用凸輥軋制薄規(guī)格帶鋼時(shí)S4 機(jī)架彎輥力降低3～7 MPa，軋制厚規(guī)格帶鋼時(shí)彎輥力減小3～6 MPa。顯然，凸度工作輥的應(yīng)用改變了末機(jī)架輥縫區(qū)邊部形狀，可降低帶鋼邊部的壓應(yīng)力，從而富余彎輥力，可確保工作輥彎輥處于較佳的調(diào)節(jié)位置，保持對(duì)板形缺陷的調(diào)控能力。由圖7(b)可見，采用凸度工作輥后，中間輥竄輥值也相對(duì)增大了10～20 mm，這也表明操作工通過中間輥負(fù)竄來富余彎輥力的情形也降低了，末機(jī)架竄輥值更多設(shè)置在正常竄輥位置（半板寬+20 mm），有利于降低工作輥局部磨損，使得工作輥磨損更均勻，也就避免了板面寬窄印缺陷的產(chǎn)生。

圖7 平輥與凸輥軋制力與竄輥值對(duì)比Fig.7 Comparison of rolling force and roll shifting value between flat roll and convex roll

5 結(jié)論

1）HC 冷軋機(jī)組末機(jī)架彎輥力飽和主要是因?yàn)闊彳垇砹贤苟绕。沟脕砹闲螤钆c承載輥縫形狀不匹配，為避免邊浪的產(chǎn)生，對(duì)工作輥施加較大的初始彎輥力，導(dǎo)致板形缺陷調(diào)控時(shí)彎輥力明顯不足。

2）將末機(jī)架工作輥設(shè)計(jì)為五段式變接觸凸度輥型，采用凸度參數(shù)C1、C2、C3，長(zhǎng)度參數(shù)L1和L2來表征輥型，可顯著增強(qiáng)輥型調(diào)整的柔性。輥型參數(shù)C1、L1主要影響帶鋼中浪缺陷，C1、L1、C2、L2主要影響帶鋼肋浪缺陷，C2、C3主要影響帶鋼邊浪缺陷。

3）在末機(jī)架應(yīng)用凸度工作輥，可明顯增大工作輥彎輥力的調(diào)節(jié)能力，消除彎輥力飽和現(xiàn)象，同時(shí)可促使中間輥竄輥更多設(shè)置在正常位置，有利于降低工作輥局部磨損，避免板面寬窄印缺陷的產(chǎn)生。