带钢轧制负荷的研究.doc

带钢轧制负荷的研究 （河北理工学院 冶金系， 唐山） 徐树成 张国滨 曹会改（唐山钢铁有限责任公司带钢厂，唐山）牟文恒 李志军 李毅挺摘 要 ： 本文在研究C-Mn钢带钢热连轧再结晶软化程度的基础上揭示其对实质应变及轧机负荷的影响，与传统的计算轧制压力方法相比，考虑奥氏体再结晶软化不充分的影响后预报和实测符合更好；对带钢热连轧的轧制压力计算，中轧阶段选用Sims式、精轧阶段采用才利柯夫式对发生完全再结晶软化的道次偏差不大，但若发生部分再结晶，所得结果明显偏低。关键词：带钢热连轧；再结晶软化程度；轧制负荷 中图分类号：TG331；TG335.56 THE STUDY OF ROLLING LOAD OF STRIP HOT ROLLINGXU Shu-cheng ZHANG Guo-bin CAO Hui-gai(Hebei Institute of Science and Technology，Tangshan 063009) MU Wen-heng LI Zhi-jun LI Yi-ting (Tangshan Iron and Steel (Group) Co.)Abstract: The paper studied the recrystallization softening for C-Mn steel influence to the essential strain and the strain resistance according to the actual condition of the strip hot rolling. The results of static recrystallization model are agreed approximately with measurement value and provide theory bases for controlling the microstructure and property of the product. The forecast results are closer to the measurement value than the traditional method of calculating the rolling pressure after considering the influence of the recrystallization softening.Keys: strip, recrystallization softening, rolling load 1 序言若不能准确预报带钢轧制时的力能参数，则无论是开发新产品、提高尺寸精度，还是保证工艺设计的合理、轧机与电机的安全等都是极为困难的。因此，最大限度地提高轧制力能的预报精度至关重要。然而迄今为止，几乎所有的计算轧制压力的理论模型及经验、半经验模型给出的预报值均偏差较大。根据金属塑性变形理论，影响轧制单位压力的因素有两个，一是金属变形时所处的应力状态，另一是金属本身的变形抗力。对前者的计算，无论哪种算法均是在某些假定前提下，经数值解析或理论推导得到的，故其偏差的大小与算法本身有关；对后者，迄今仍是针对某一特定钢种，采用实验室实测后经数据处理进行回归来计算，由此带来的偏差一方面来自实验本身，另一方面来自回归模型的相关性与可靠性。可见目前关于轧制压力的计算是比较粗糙的，故一般认为如果计算与实测相差左右即满足工程上的要求，但对尺寸精度要求较高时显然这是不够的，更何况其预报值还经常远远超过而给出难以置信的结果。研究表明，目前所有的轧制单位压力模型均未考虑轧件在变形过程中因奥氏体再结晶不充分导致硬化的影响，这是预报偏离实测过大的重要原因。为解决因奥氏体再结晶不充分所致“残留应变”的累积对变形抗力的影响，日本学者斋藤经研究提出计算“残留应变率”的模型，但该模型仅建立了800及900时残留应变率与轧后保温时间的关系，这对复杂的再结晶行为是远远不够的。可见目前关于再结晶软化不充分对窄带轧制负荷的影响，在定量上还没有得到很好解决。本文以唐钢带钢厂的变形条件为基础，在研究C-Mn钢轧制过程中再结晶软化程度的基础上揭示其对实质应变及变形抗力的影响，进而对轧制负荷进行定量化计算。该研究不但具有一定理论意义，而且对板带钢热连轧的生产、设计及新产品开发也具有实际应用价值。2 现场实测的设备、工艺条件唐钢带钢厂是经大规模技术改造后形成的34窄带连轧生产线。5502粗轧机组共轧79道；一立二平中轧机组及二立六平精轧机组形成连轧关系。温度测量采用Raynger 3i-2ML2型红外温度测量仪，轧制压力的实测采用“GH-2e型实体压磁式测压仪”。实测的试验材料Q235为唐钢自产165mm280mm的连铸扁坯，成品为3533.75mm带钢，试验时的开轧温度约1050，终轧温度930左右，成品速度为6.8 Ms，精轧阶段的轧制间隙时间为0.8330.441秒。3变形抗力模型的确定根据所轧钢种及现场的实际变形条件，本文采用周纪华3式计算C-Mn钢变形抗力： (1)式中：；为 时的变形抗力；、分别为轧制温度（），变形速度（1/s）及真应变为与钢种有关的回归系数。4 再结晶软化不充分对实质应变4的影响4.1再结晶计算模型的选择多年来，许多学者对奥氏体再结晶的定量化问题进行了实验研究，分别提出了各自具有不同型式的计算模型，给出的结果差别很大。一般认为导致此现象的原因是各自的实验条件及试件成分的差异所致。因此本文选择模型时充分考虑了实验时的变形温度、变形速度及变形程度是否与现场实际的变形条件相接近；其次还考虑了试件的钢种及化学成分与实际所轧钢种是否相近，以尽可能提高再结晶定量化计算的可靠性。表1是本研究选用的奥氏体再结晶计算模型。 表. 再结晶计算模型Table.1 Mathematical model about recrystallization 动态再结晶亚动态再结晶6静态再结晶6晶粒长大44.2 静态再结晶模型的实验验证与修正为使静态再结晶的计算模型适用于C-Mn钢带钢热连轧的实际，笔者研究了与生产钢种化学成分十分相近的20g静态再结晶图7，发现现场的变形条件与该图的实测条件相比，最大的差异在于二者的初始奥氏体晶粒度不同，但与含有Nb、V、Ti的钢种相比，普通C-Mn钢的多道次轧制，初始晶粒大小对静态再结晶行为的影响很小，这已为大量实验所证实；此外为在显微镜下能明显区分奥氏体结构，在实验室实验时需在轧后立即淬火，可知将此情况下的实验结果用于带钢热连轧时，只有轧制间隙时间越短才能越接近于再结晶的实验条件，计算结果也就越接近于实测。由以上分析，可以认为文献7实测的再结晶图基本能反映C-Mn钢在进入中精轧阶段以后各道次的静态再结晶情况，故利用该实验结果对模型进行修正不会带来大的偏差。由表1可以看出，对静态再结晶模型的修正关键是对的修正。本研究根据文献7给出的实验结果，利用逐步回归法重新确定了式中的有关指数及系数，得到最终修正后的模型为： 图3 轧制3533.75mm带钢时各道次再结晶软化百分数及奥氏体晶粒大小的变化 Fig3 Recrystallization percent and grain size in 3533.75mm strip hot rolling （5）该模型的复相关系数达到0.959，可靠性检验值为163.33，可知其相关性和可靠性均较好。图1、图2是静态再结晶百分数计算与实测的比较及各道次分布。可见除个别道次外，预报与实测符合得较好，成品道次的计算值明显高于实测是因轧后间隙时间足够长所致。需指出，粗轧第5道（C5）、中轧第1、2道（R1、R2）因发生了动态（亚动态）再结晶不在比较之列（如图3）。因目前尚无法通过金相检验直接观测动态再结晶的形态7，故对发生动态（亚动态）再结晶的道次尚不能修正。根据图3给出的各道次的再结晶软化程度，可见对带钢热连轧生产线，不能产生完全再结晶软化的道次主要在温度相对较低、轧制速度较快的精轧阶段。因前道次的再结晶软化不充分影响下道次的实质应变，故导致真应变与实质应变的差别。图4是轧制3533.75mm时各道次真应变和实质应变的分布（粗轧阶段C1C7只计算真应变）。可见虽然精轧第一道（F1）为部分再结晶，但因其前一道次（R2）发生了完全再结晶软化，故该道次的实质应变与真应变相等；而第二至第四道（F2F6）则二者差别明显。可见只有将实质应变取代（1）中的真应变才能反映金属实际的变形抗力。 图4 轧制3533.75mm时各道次真应变和实质应变分布图Fig4 Distribution of strain and real strain in every pass of different scale5. 应力状态影响系数的计算模型：5.1中轧阶段模型1 带钢的中轧阶段，因来料厚度及压下量均较大，故将其看作中厚板热轧，采用Sims式进行计算更符合接触面为圆弧曲面、摩擦规律为全制动的假定，则应力状态影响系数为 (6)式中：；轧件出口高度，mm；中性面高度，mm； 其中，D为轧辊直径，mm；中性角，可由前、后滑区的单位压力值在中性面处相等得到： (7)5.2精轧阶段模型 轧件在精轧阶段相对较薄，接触面上的摩擦规律按全滑动处理与实际更为接近，此外该阶段的压下量较小，辊径也相对较小，故才利柯夫式1 的以弦代弧假定不会带来过大偏差： (8)其中：；中性面高度与出口高度的比值，按下式计算： (9)5.3立辊轧制时的模型 立辊轧制的目的是控制板宽，压下量很小，故变形仅限于两侧表面不能深透。根据金属塑性变形理论，若0.114即相当于压缩半无限体。而窄带生产线上的三道立轧0.090.14，可见按滑移线理论将其看作压缩厚件或压缩半无限体1进行计算与实际的立轧变形相符： (10)(11)(12)图5 中、精轧各道次考虑再结晶影响前后轧制压力计算与实测的比较Figure 5 The comparison to the calculation and measure of rolling 6计算结果的分析与讨论为验证该法的正确性，本研究采用“GH-2e型实体压磁式测压仪”对中精轧各架轧机的轧制压力进行了现场实测8。图8是轧制3533.75mm热带时，中、精轧各道次利用“再结晶法” 修正与否轧制压力预报与实测的比较，可见考虑奥氏体再结晶软化程度对实质应变的影响后，所得结果明显提高了轧机负荷的预报精度。图6是轧制3533.75mm规格产品时各道次轧制温度与轧制压力的分布。由图可见，在窄带轧制线上开发“中宽”规格的产品时，由于合理利用了中轧机组（R1、R2）能力较大的优势，使轧制线上轧制压力的分布较为均衡；轧机处在上限左右的满负荷运转虽然可最大限度地发挥设备能力、节省电耗，但还应考虑长期超负荷运转给设备带来的潜在危害。预报结果表明，轧机负荷的薄弱环节发生在精轧第一架及第三架（F1及F3）。6 结论（）给出的静态再结晶模型计算与实测符合得较好，可为控制带钢的组织性能提供奥氏体再结晶的定量化依据；（）与传统的计算轧制负荷方法相比，考虑奥氏体再结晶软化不充分的影响后预报和实测符合更好；（3）对带钢热连轧的轧制压力计算，中轧阶段选用Sims式、精轧阶段采用才利柯夫式对发生完全再结晶软化的道次偏差不大，但若发生部分再结晶，所得结果明显偏低；（4）在窄带生产线上轧制中宽规格的3533.75mm时，轧机负荷的薄弱环节发生在精轧第一架（F1）及第三架（F3）。 图6.各道次轧制温度与轧制压力的分布 Figure6The distribution of rolling pressure and temperature in every pass鸣谢唐钢带钢厂的裴启朋高工、樊子力工程师及技术科、热带车间的科技人员对有关参数进行了大量的现场实测；河北理工学院的刘新生高级工程师对全部试件进行了金相检测，硕士研究生王玉会、董欣以及王洪亮、田亚强、栗建辉、宋进英、贾宝瑞、李云立等也都参加了包括现场实测在内的许多工作。值此谨致诚挚谢意。参考文献1 赵志业. 金属塑性变形与轧制理论（第二版）. 北京:冶金工业出版社，1994.39.2 王占学. 控制轧制与控制冷却. 北京:冶金工业出版社，1988.9596.3 周纪华，管克智. 金属塑性变形阻力. 北京:机械工业出版社，1989. 211224.4 张国滨，徐树成等. 再结晶软化程度对C-Mn钢变形抗力的影响. 钢铁,2004.39(6):5962.5 Shigen Obu NANB,AMitsuru KIT,AMUR.APrediction of Microstructure Distribution in the through-thickness Direction during and after Hot rolling in carbon steelsJ.ISIJ International,1992(3): 3773866 Sun W P and Hawbolt E B. Comparison between Static and Metaldynamic Recrystallization An Application to the Hot Rolling of Steels. ISIJ Int. 1997,37(1): 10001007.7 李曼云，孙