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紧凑多辊轧机冷轧动态影响的数值和实验分析在使用多辊轧机时预防震颤现象引起的动力失稳可能是困难的，因为使用一定量的支承辊以防止工作辊弯曲。一种除尘器的轧机动力学数值模拟可以帮助防止带钢缺陷和预测轴承和轧辊寿命。在文献中的二和四辊轧机提出的分析模型是不幸不适用的。本文研究了多体动力学方法是否能有效地分析所谓的WZ-Miir。服务监测在实际情况下，一些清晰黑暗的条纹会在带钢表面，其校准轧辊位置后消失。通过假设轧机机座和带钢可分别进行分析，建立了数值模型。验证可以证明模型是有效的，如果调整相关参数对应实验数据。特别是阻尼和摩擦系数看起来是最关键预测轧制力的实际值。通过接触辊和轴承引入的机械非线性增加了计算工作量，但是它们的作用在文献中有所高估。在实践中，多体动力学方法仍然显示出了一些不足，但这些不足应该被克服，如果更深入实验验证在一个专用的试验台上进行，适当地设计是重要的方法。2008 爱思唯尔有限责任公司 保留所有权利。目录紧凑多辊轧机冷轧动态影响的数值和实验分析第1章导言- 3 -第2章研究的目标- 5 -第3章实验装置- 5 -第4章实验验证- 7 -第5章模型设定- 8 -5.1方法和布局- 8 -5.2轧制力的静态分量- 8 -5.3轧制力的动态组件- 10 -5.4轧辊建模- 11 -5.5传动装置建模- 12 -第6章数据研究- 12 -第7章结论- 15 -致谢- 15 -参考文献- 16 -第1章 导言外部支撑辊紧凑布局是目前用于生产极薄金属带钢设计冷轧轧机的首选。这些系统的一些例子被罗伯茨（1978）在他的关于冷轧工艺的教科书中展示出来。一组支承辊以确保在工作辊的有效位置控制，通常非常纤细和容易出现弯曲（西门子，2008）。为了减小该组件的复杂性，在一些例如Z型轧机的构造支承辊被引入（图1）（森吉米尔，2008）。图轴承中间支撑辊控制辊工作辊1-紧凑Z型轧机描述。为了有效地设计这些设备平辊轧制过程中的相关现象，影响这些轧机的动态特性已被考虑，正如讨论金兹堡和巴拉斯(2000)讨论的那样。此外，该薄箔的一些特点，被张（1995）从轧制力计算的角度证明。所有这些方面将在下面的章节中，其中建模活动将被描述。工业的经验表明,紧凑布局可能受到震颤的影响。如果轧机安装是不准确的，一些如明带和暗带的缺陷将出现在带材表面（图2）。如果钢铁生产的质量不佳，因为这些标记会导致带材的排斥反应，即使其厚度均匀,避免断裂。厚度均匀，常规的平整度和均一性是高度要求，如果使用薄带钢生产覆盖和保护表面，应用在汽车，洗衣机和掩码光刻。因此研究轧辊和带钢动态行为对于预测冷轧过程的性能是至关重要的。工作辊振动取决于与带钢和支撑辊的接触。在多辊轧机中设计振动通过支承辊的工作辊的传送到机座。它会影响带钢质量 （Niziol 和 Swiatoniowski，2005年）。有时动态失稳和颤振现象发生。颤振类型已由林等人的分类。（2003），虽然模型全面审查由云等人提出了（1998 年）。颤振自激引起滚动操作的结果的相互作用之间的结构动力学的轧机机架和轧制运行动力学本身。冷轧机的动态响应是由在该带材的张力和速度发生的不规则性的影响，以及Drzymala和Bar通过寻找带和辊的振动之间的相互关系证明（Drzymala等人，2003），这之后被Swietoniowski和Bar验证（2004）。图2-带钢表面明暗带的检测振动的几个来源叠加并影响轧制过程（Geropp，2003年）。几个振动源的叠加和影响轧制过程（geropp，2003），因此要求对轧机机构持续监测，以防止故障（迈克尔，2003）。润滑与摩擦相当重要的，因为他们定义的轧制力的幅值和方向采用带钢上工作辊和支承辊的接触力施加。由Jeswiet确定了冷轧摩擦系数的一些常规值（1998）。冷连轧过程中上面提到的所有方面很都很难有效建模，根据工业化的日常经验。轧机支承辊的布局使这项工作更加困难。几位作者处理辊缝动力学。传统的方法由罗伯茨（1978）进行了总结，Ginzburg和Balias (2000)在其著名的教科书做了更深入的总结。一些分析方法被提出以预测轧制力的动态分量和轧机的频率的影响。一个科学家小组开发了随时间时间带钢和工作辊之间的耦合的初步模型。第一个贡献由吴和段提出（2002年），然后由三篇论文发展，由Bar和Swietoniowski所写，第一篇由Drzymala等。（2003年），然后由Bar和Swietoniowski（2004年），其中添加的实验验证了一些观点和最终成品由Niziol和Swietoniowski（2005年）完成。从未进行的多辊轧机布局的完整动态分析。对于较大的轧制压力和轧制过程激励实现更快的数值模型的目的是预测的动态行为应用到工作辊与支撑辊电流的工业需求，机座和轴承。对除尘器钢厂有源振动控制的最近的试验表明，辊和轴承之间的接触的精确建模需要设置适当的控制系统参数和避免传感器的影响非搭配。机电方法人由贝茨等人提出了。（1997年）他提出了轧机一个完整的控制策略，并由Knospe（2002年），他应用的主动磁悬浮轴承技术，提供振动的连续和自适应控制。第2章 研究的目标Z-轧机的动态行为建模是本文的目标。它被选为测试用例，由于其紧凑性和一些初步的实验结果的有效性。这项研究活动的目的是评估适用于冷轧多辊轧机建模的方法。所监视的装置的性能将被视为分析的次要问题。三个主要目标是由工业合作伙伴定义，即SKF工业。首先是调查的可行性，对多体动力学方法的限制和有效性，它是由Shabana制定（1999）。特别是，选择了ADAMS商业代码，虽然某些方面被MATLAB 子程序建模。预测工作辊和支撑辊还有机座和轴承受力的动态效应是第二个问题。进行灵敏度分析，以确定该多辊轧机的设计参数来精确地设定或实验测量。Z型轧机的架构简要介绍。它包括沿垂直轴的两个支承辊（中间和外部）和几个控制辊（图1）。此装置可以称为多辊轧机。事实上，它比森吉米尔轧机，其中的通常被组装成20辊的（森吉米尔，2008）更紧凑。实验结果对Z型轧机安装进行了初步测试了。试验中检测到的最高速度对应的序列在带钢表面有明显的暗条带。控制辊的位置出现了某种错误口径还有一些辊的表面质量是不足。明和暗带平行于该工作辊轴和它们的表面粗糙度不同。在整个表面钢带的厚度和硬度是恒定（图2）。这些缺陷一旦控制辊位置被校准就会消失。为了减少时间和成本的安装程序的Z型轧机数值模型的开发和系统的动态行为的缺陷之间的相关性被发现。带钢和轧辊动态行为耦合分析的计算时间是很宝贵的。因此研究了是否带材和辊可以单独分析。工作辊和支撑辊的振动由的ADAMS代码装置计算。根据一些可用的分析模型对轧制压力和力进行了计算。一些传统的方法由Freshwater (（1996）进行了描述。而原始的方法，从工作辊脱离带钢，由Bar和Swietoniowski提出（2004年），这些模型包括轧制力的静态和动态组件。卷之间的弹性接触是根据林等介绍。（2003)符合应用到数值方法接触力学的理论由Wriggers提出（2006）。辊的机械性能是根据哈里斯（2000）的研究和模拟，并通过SKF执行并记录在SKF的一些初步经验（A）。被广泛执行的数值研究。实验测试被用来验证所提出的模型的模型参数，并调整每一个步骤。第3章 实验装置冷轧过程是由圆柱、顺畅的工作辊在室温下的Z型轧机操作。它们通常有一个非常小的直径，因为它允许承受更大的轧制压力。细辊易于弯曲。为了避免这一弯曲的“辊”支撑辊支撑工作辊。刚度是由中间辊保证，同时为在与工作辊和外部支承辊接触。外部卷连接到电机，它适用于所需的扭矩。控制两个所谓的控制辊工作辊横向移动调整位置。每个控制辊和两个小滚轮接触。这些有内圈和外圈旋转固定。辊连接的机座。辊的位置可以是固定的，由Z型轧机轧制后，或由一个液压致动器主动控制。选Z型轧机作为测试配备有测得的带材厚度和前辊缝（图3）后的监视系统。图3-振动监测系统和无损检测设备闭环控制调节带钢张力。这是一个可逆式轧机。工作辊转动可以是顺时针和逆时针旋转。通过冷轧工艺带钢厚度逐渐降低后五个步骤。让双方的正面和向后运动带是由两个卷取机存储。高强度钢通常轧生产很薄的薄板。在实验测试中标准的AISI340不锈钢被热轧。带材恒定宽度505毫米。厚度从0.26毫米减至0.095毫米。轧辊直径分别为69.6毫米（工作），139.95毫米（中级），450.31毫米（外部）和51毫米（控制卷）。表1总结了在实验测试和一些几何参数收集到的相关信息。监测系统由几个部分组成。 X射线测量的带材厚度的中轨和分别输出测量（图3）。转矩控制施加到卷取机，并允许监测速度与热轧带钢的张力。轧制力被施加在工作轧辊一个测力计测定。振动监测通过安装在后面辊上的轧机机架（图3）的机座几个加速度计来执行。振动信号由SKF微测井cmxa50分析器和数据采集器进行检测，这是在与分析师SKF机软硬件连接操作。一个动态分析仪获得的加速度信号沿三个轴的。采用SKF cmss2200-m8加速度计（100 mv /g，峰值80g，1-5000Hz，线性度1%）。因为该Z型轧机没有额外的传感器被安装。第4章 实验验证冷轧机震颤造成带钢缺陷，基本上有颤痕，板面不平和板面破裂。它们广泛的被归类于Ginzburg和Balias（2000）和在inMackel（2003）中展示出来。实验也显示平整度和断裂问题。一些产品颤痕出现在带钢表面，但不改变其厚度。根据振动监测的目的是检测出所谓的“第三度”，“第五度”和“扭转”的震颤限度在他们的著作中（云等人，1998）。没有标记的扭转振动被发现。这种担心通常发生在最低频率取决于电机转矩的不规则。分析的重点是第三度和第五度的震颤。这是由于一些技术和动态问题。材料预损伤，圆形和平衡误差对辊，辊轴承和传动误差的违规行为导致速度依赖性的激发。一个速度无关的动态激励是由于自激或机架振动，前张力波动，材料分布不均匀，粘滑或控制系统。没有材料预损伤问题的均匀性被发现。表面不规则，圆形或严重的平衡误差对辊缺席。轴承不显示故障或意外的间隙。连续监测在电机电路流动电流检测所需电机的动力学行为。它是不可用的，虽然不平衡磁拉力的电机是一种典型的动态不稳定的根源，因为它是由Amati和Brusa发现（2001）。表1 - Z型轧机试冷轧参数记录序号厚度（mm）张力（KN）速度轧制力范围（KN）角速度(rad/s)内外内外M (min)m(s)工作辊控制辊中间辊外部辊10.26009661150-120085.23116.3142.3913.1720.18001961900-1950112.56153.6155.9817.4030.1450.12031282484.1331500-1550118.79162.1259.0818.3640.1200.10523252654.4161450-1500126.93173.2263.1219.6250.1050.09522205008.3331300-1350239.45326.78119.0937.01第5章 模型设定5.1 方法和布局进行动态分析，完成对轧机的模型的整个系统是必需的。最完整的模型进行分析，应该是由内笼和辊带钢冷轧机的。弹性和机械性能都应被视为一个刚体运动（Shabana，1999年）. 这种方法需要诉诸于所有结构部件的三维模型，需要一种基于有限元和多刚体动力学方法的虚拟原型活动。计算的努力是巨大的因为时间需要解决的问题和要存储在工作辊旋转的大量数值结果的数量。因此这种方法看起来是受到了张的影响（1995）。当只有构成集群的辊的振动进行分析，多体动力学方法可以应用。本文研究了在冷轧轧机设计中所提出的方法的性能。对称性质允许研究的Z型轧机上部（图3）。工作辊与支撑辊辊和轴承进行建模。国际工作辊与带钢之间行动是由轧制力分布。它首先根据Bland和Ford计算（1948），再由云等人的改进模型。（1998）设计并实现了通过以下方法由Bar和swiatoniowski发展（2004）。接触力和位移之间的非线性关系被假定为轴承根据哈里斯所示（2000）。这种非线性对系统动态响应的作用无效。轴承的数值数据由斯凯孚测出（2007）。5.2 轧制力的静态分量轧制力是由两部分组成，分别为静态和动态。计算静态贡献平淡和福特提出的分析模型（1948）和云等。（1998）可以实现。上面的第一个男人分割方法看起来简单和不包括的工作辊的垂直速度，而云的方法，胡和埃曼并考虑工作辊和瞬时速度可变位置。温和的和福特的模型实现。几个参数是封闭的，图4中所示。图4 -相关参数的轧制力模型厚度值在表和表分别赫因 和 hout*工作辊半径R，轧件与轧辊之间的摩擦系数为/，轧制压力P，滚动角称为和角位置在滚弧被称为（P.有关这些参数如下：轧制力P的计算结果应用轧制压力的数值积分在（Pin）和（Pout）。辊宽度是w ，轧制力P取决于几个几何参数，对条带减少相关（hout /hin），但更多的取决于摩擦系数摩擦系数/和板材料的抗压性能。该模型假定库仑摩擦力，Von Mises*破坏准则和平面应变假设都适用（Timoshenko，1983）。据Von Mises*准则，K是屈服应力的单向试验测得的比例。值在k区分为（kjn）和（kout）中存在的应力（Ginzburg和Balias，2000）。压力是当地的厚度h指数函数和角称为（P：它的计算由前后应力in和out分别作用。在上面的公式。（1）引脚描述的压力为每个部分的滚动从入口圆弧段，而在中性，或许是一条有效的从中立到出口。中性截面可以确定如下：在式（2）hn和n表示为中性部分，这里in=out。结果P然后常规应用在相应的 = 0.4a的部分，如图4所示。轧制力公式（1）的一个独特的价值取决于摩擦系数这是近似的，因为它表明，表和表的这些系数是不同的。粘滑现象经常发生，但在这种情况下，它是被忽视的。胡和埃曼考虑两个摩擦因素，民口分别与实际长度的滚动，对应于一个给定的位置上的工作辊（云等人，1998）。摩擦因子包括粘的可能性，因为它的价值相当于0在无摩擦的情况下，坚持条件为1。这些作者实行下列公式： （4）5.3 轧制力的动态组件原则上轧制力应该是对于一个给定的带钢速度常数。实际上是一个动态组件的静态值叠加到先前计算由于轧机机座带振动。预测这种贡献的Bar和swiatoniowski模型（2004）的实施。它避免了带动态行为的建模和假设的振动带的轧机机架之间有一定的相关性可以发现。如果总轧制力：P=Ps + Pd （5）静态贡献PS是根据式计算（1），而动态成分Pd可以发现如下： （6）其中k是屈服应力单向压缩试验，是应力对带钢，m是平均值，w是带钢宽度，R辊半径，h厚度的减少和y，工作辊的垂直速度。这个速度是假定是周期性的，可以计算为： （7）其中n是考虑振动类型的数量，是一个频率上的机架共振对应的临界角速度，t是时间，而炉。是的相位角，L是在串联配置的米尔斯之间的距离，Vout是带钢速度在计。振幅敖在Bar和swiatoniowski计算（2004）对带钢振动的动态激励的一些参数的函数。这个系数是很容易在一个给定的频率比被定义为图发现价值： （8）其中wk是对轧机机架和wn共振的共振频率带。对于每个频率资源的机架，由计数器FC表示、带材的共振激发频率为n = 1。在这种情况下，动态组件计算根据Bar 和swiatoniowski（2004）出现动态轧制力在振动监测兼容。5.4 轧辊建模辊以Adams代码为蓝本，为刚性体，虽然他们是柔性结构（图5）。初步的数值研究是由有限元动力学编码方式进行DYNROT。它表明，带钢速度角速度卷的每一个值图5-多体动力学的Z型轧机模型是亚临界相对于弯曲性能的临界转速（Genta，2005）。辊在自由旋转和平移，范围允许位移范围内。载体被引入作为轴承力，这是由“的查找表”功能装置，这些根据非线性的上，因为它是由SKF实验室提供，作为实验表征结果位移力的依赖被建立（SKF描述的A）。引力作用沿图的垂直方向施加。5.ADAMS代码描述了由轧辊的冲击力的装置之间的接触，适合于两个机构之间传递动力。这些力是活性只有当两者之间的距离辊小于辊的半径之和的影响力发现如下： （9）在上面的公式（9）Z是两个物体的相对位置，而Z是一个参考位置，通常辊直径。符号表示一个阶跃函数的高度和宽度的比例是CC的乔给定参数。在这种情况下，这个参数是建议的代码本身为每种材料。然而，它可以根据一些压痕试验调谐（SKF，A）。阻尼辊材料系数CC，而接触刚度是描述由KC。它是根据云等人的计算。（1998）。在谐波动力响应的情况下，等效粘滞阻尼Ceq可以计算通过引入材料的损耗因子和频率，出现滞后现象（Genta，2005）： （10）由于频率X是未知它是由机械系统的共振频率通常近似，作为一个KC和CC的价值是至关重要的，找出数值模拟和实验结果之间有很好的一致性。在卷中ADAMS代码输变电不得不意味深长激活。轧制过程中对各轧制步骤的功率被计算为： （11）kw作为局部刚度影响当前温度，压力和速度的条件。施加到工作和备份滚扭矩然后计算，通过了解其角速度和直径。包括无滑移效应。5.5 传动装置建模通过安装在装置SKF轴承测量的径向力与位移之间的非线性关系。在实践中，轴承的依从性&和刚度C是由Harris计算（2000）为： （12）F中的应用负载，k不变，P等于2/3（滚珠轴承）或9/10（滚子轴承）。这种关系是非线性的，但对于给定的平衡状态的基准值可以被计算为切线刚度C作为它在公式所示。这种方法被用来描述滚珠和滚柱轴承的径向和轴向位移，与空间隙和计算的刚度系数。这种计算是简单的为安装在监控Z型轧机所有SKF轴承，但对于控制辊辊。其刚度的估计以与SKF NA6902一个比较的结果。阻尼系数是由SKF从已安装的轴承直接测量评估。第6章 数据研究对几个数值分析，测试数值模型。对于垂直运动，主要认为，虽然模型包括水平位移。各轧制步骤被单独分析。轧制压力和轧制力的静态成分计算根据上述公式进行。 （3）。以适合它被要求调谐两个参数力的测量值，即，摩擦系数认和强度系数Y.后者被Yun等用来计算RY。 （1998年）： （13）其中HO是的初始厚度和n中的应变硬化系数的材料（迪特，2000）。摩擦系数允许拟合测力不同意预测公式的值（4）在更高的速度，但他们发现确定为jeswiet冷轧过程的典型值（jeswiet兼容，1998）。强度系数Y不得不从对应于第一轧制速度的标称值的增加，一步一步到第五。数值结果被纳入范围由拉克（1963）。轧制力的动态组件，然后根据Bar和swiatoniowski计算（2004）。滚动的第二步是最难的静态和动态的成分预测。步骤四表现出更大的动力。与实验结果的比较，是更困难的动力比静态的贡献，由于测量设备记录的加速度与分辨率为50。表2总结了数值和实验结果。动力并对应于总力P.然而，它足以增长和监控振动的百分之几。值得注意的是，由公式描述的轴承非线性刚度。（12）可以通过计算约相当于根据Friswell等强制诗的静态平衡状态的值来近似。 （1995,1996）。允许简化数值分析和执行所述轧机机架的共振频率的一个初步的计算此方法中，在表3中被描述。两个频率范围的关键。其一从600赫兹到1000赫兹的振动模式，而第二范围对应于振动模式6和7（通过7千赫2.5千赫）。这个结果同意瀑布图实验建造和图1所示的证据。 6.监测系统并没有让检测到高于10千赫模式。辊振动的影响。最显著结果来自步骤的第一和5，这将参照表4工作辊在这里讨论被表示为1，中间辊2作为与控制四辊（图1）。动态滚动的动作是比静态分量相当小。工作轧辊的垂直位移比板厚相当大，但幅度与实验匹配。5描述的“5th octave”震颤的频率范围内的步骤，辊速度和加速度比在第一轧制步骤中测量更高的动态力是如此之小，数值都很低，对于在表中描述的所有的四辊。最后两行包括由控制辊到外部辊和施加在机座加速度所施加的力。值与实验曲线图描绘兼容。 7.描述在轧制工序中五个在马鞍测的加速度。实际上，找到轧制步骤1在600赫兹比图2的实验结果相当低。 6.在实践中，数值模型似乎无法检测到的加速度中的步骤分别1和5监测峰值。这一结果促使在轧机厂进一步调查。加速度计安装在轧机从轧辊的集群站远（图3）测得的范围450-600赫兹的强冲击力，从而示出了轧机笼结构和辊子（图1的集群之间的直接干扰。8 ）。这一结果表明，所提出的模型无法检测到的笼的结构动力学之间的机械耦合。图6-在机座上测量 图7 - FFT在机座测量轧制第五步骤。位置控制系统，其调节横向控制辊上的工作辊的动作被校准为在带材厚度各轧制步骤。鞍上支持的直接测量表明，在4-6范围内发现千赫加速度峰值较高。事实上，即使在这种情况下，定位控制作用在辊的喷粉器的鞍座和动态响应之间的干扰被发现。在带材表面发现颤纹都依赖于这种现象。连续两个峰值在图之间的距离。 6约为49赫兹。此值对应于控制辊以500米/分钟的带速度旋转，并且与2马克等于2mm之间的距离相兼容。在实践中，该数值模型实现了允许识别和在初步测试中检测到颤纹的最高峰的源震动。它在某种程度上显示出在预测的动态行为的冷轧机的固定部分的影响它的局限性。另外一个疑问仍然没有解决。它涉及到带材的刚度和阻尼的作用。实际上，模型提出Bar和Swietoniowski（2004）出现适当描述自激引起的带材振动谐振系统。尽管如此，由于钢带未明确建模的刚度和阻尼，其结构特性不会出