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- 内容简介：
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Residual stress in grindingBogdan W. Kruszyn ski*, Ryszard Wo jcikTechnical University of o dz , Skorupki 6/8, 90-924 o dz , PolandAbstractResults of investigations on residual stress in surface grinding are presented in the paper. A coefficient B combining power density andwheel/workpiece contact time was developed. Experimental set-up and software to estimate the coefficient during grinding are described inthe paper. Experiments were carried out for surface plunge grinding for several workmaterials in a wide range of grinding conditions. Theinfluence of process parameters on the coefficient B as well as the relation between B and maximum residual stress were experimentallyevaluated. The usefulness of the coefficient to predict residual stress in surface grinding was proved. # 2001 Elsevier Science B.V. Allrights reserved.Keywords: Residual stress; Grinding; Wheel/workpiece1. IntroductionGrindingisoneofthemostpopularmethodsofmachininghard materials. Because it is usually one of the final opera-tionsofthetechnologicalprocess,propertiesofsurfacelayercreated in grinding influence directly the functional proper-ties of the workpiece such as fatigue strength, abrasive andcorrosion resistance, etc.Creating favourable surface integrity, especially in grind-ing with aluminium oxide grinding wheels is difficult due totwo opposite tendencies. On one hand, high process para-meters are preferred in order to increase productivity.Unfortunately, such parameters usually lead to the increaseof grinding power engaged in creation of the new surface ofthe workpiece. On the other hand, the increase of grindingpower makes grinding temperatures grow, which may causea serious damage to the surface layer created in grinding.Finding a compromise between high productivity andadvantageous surface layer properties is extremely difficultdue to the lack of relatively simple and universal routines,among others. Because of the importance of grinding opera-tion the investigations of this process are performed in manyresearch centres. Some general approaches are observed inthese investigations.The first one, strictly analytical 4,5, is based on themathematical description of physical processes involved insurfacelayercreation.Ingrindingthermaleffectsareusuallydescribed. On the basis of the calculations of temperaturedistribution in the workpiece, such changes in surface layerlikemicrohardness,residualstresses,microstructure,etc.areestimated 5. Such an approach is very promising but at thepresent stage it is limited to theoretical investigationsbecause of complex calculations and still limited knowledgeabout material behaviour in extreme grinding conditions.The experimental approach 1,7 aims at finding a corre-lation between grinding conditions and surface layer para-meters. This is a relatively simple method with somedisadvantages. Experimental works are usually time- andcapital-consuming which limits their application. Moreover,there is a limited possibility to extrapolate the experimentalresultsondifferentgrindingmethodsandgrindingconditions.There is also a third approach to the problem of control ofsurface layer creation, which involves a search for suchgrinding coefficients, which are strongly correlated withsurface layer properties 2,4. There are many such coeffi-cients existing. The most popular are: equivalent chipthickness (heq) and power density (P0). The former is provedto be useful in grinding ceramics, the latter is often appliedwhen grinding with aluminium oxide grinding wheels isinvestigated 2.The main disadvantage of both coefficients is that tocalculate them it is necessary to estimate the effectivegrinding depth or effective wheel/workpiece contact length.Both values are very difficult to estimate on-line grindingaccurately.Thus, an easy-to-estimate grinding coefficient, whichwould be strongly correlated with surface integrity para-meters, is still lacking. The investigation on the correlationbetween the coefficient combining power density and theJournal of Materials Processing Technology 109 (2001) 254257*Corresponding author.0924-0136/01/$ see front matter # 2001 Elsevier Science B.V. All rights reserved.PII: S0924-0136(00)00807-4wheel/workpiece contact time and residual stress in surfacegrinding is described below.2. Grinding coefficient combining power density andcontact timeIt was proved 3 that residual stresses in surface layeraftergrindingare closelycorrelated with maximum grindingtemperature. The analysis of equations used for temperaturecalculation in grinding 6 indicates that it is not only thepower density that influences the grinding temperature butthere is also a second important factor wheel/workma-terial contact time. In surface grinding the contact time ofthe particular workpiece point with heat source (grindingwheel) can be easily calculated astc?levw(1)where leis an effective wheel/workpiece contact length andvwis the workspeed.The proposed grinding coefficient B is a product of powerdensity P0and contact time tc:B ? P0tc?Pbdlelevw?Pbdvw(2)where P is the total grinding power and bdthe grindingwidth.The first advantage of this coefficient is that all quantitiesin this equation (grinding power, grinding width and work-speed) are easy to measure on-line in a grinding process.3. Experimental set-upExperiments were carried out for the following grindingconditions.? workmaterials:carbonsteel0.45%C,28HRC(markedS),alloysteel40H(0.38%C,0.9%Cr,0.28%Ni)48HRC(H),bearing steel H15 (equivalent to 100Cr6) 62HRC (L);? grinding wheels: 38A60J8V (J), 99A80M7V (M);? wheelspeed: 26 m/s (constant);? grinding depth: from 0.005 to 0.06 mm;? workspeed: from 0.08 to 0.5 m/s;? grinding fluid: emulsion or none.Grinding parameters in these investigations were limitedby the power of the main wheel drive, table speed regulationrange and by the appearance of unacceptable changes in thesurface layer, microcracks and burns.To estimate coefficient B it was necessary to measuregrinding power, workspeed and grinding width. Grindingpower was measured in two different ways: by the measure-ment of power consumed by wheel main drive (Pm) andsimultaneous measurement of tangential grinding force Ftand wheelspeed vs. The grinding power can then be calcu-lated as Pc? Ftvs. The comparison of the results obtainedfrom both methods is shown in Fig. 1. Avery good correla-tion can be seen from this figure, which proves that mea-surement of power consumption of wheel main drive isaccurate enough to estimate coefficient B in the case whenonly grinding wheel is driven by this drive. The wheelspeedwas measured by means of displacement transducer andgrinding width was taken as a width of the sample beingground.4. Experimental resultsOn the basis of measured values of P, vwand bdin surfacegrinding, the coefficient B was calculated in each grindingtest. Measurements carried out during grindingallowed,firstof all, to evaluate the influence of grinding conditions on thecoefficient B, cf. Figs. 27. The linear dependence betweeneffective grinding depth and B can be seen from Figs. 2, 4and 6. Slopes of these lines depend mainly on grindingwheel, workspeed (Figs. 2 and 6) and on grinding fluid(Fig. 4). The correctnessoflinear approximation was provedin a statistical way values of R2were higher than 0.9 in allcases.Fig. 1. Comparison of measured and calculated grinding power.Fig. 2. The influence of grinding depth and grinding wheel grade oncoefficient B for carbon steel (S).B.W. Kruszyn ski, R. Wo jcik/Journal of Materials Processing Technology 109 (2001) 254257255The influence of workspeed on coefficient B, Figs. 3, 5and 7, is not as uniform as those obtained forgrinding depth.Much higher influence of vwon B is observed for a lowerrange of workspeeds. It indicates that there is a limitedpossibility to influence coefficient B by changes of theworkspeed. Very similar dependencies were obtained forthe third workmaterial investigated alloy steel (H).For all experiments, in which microcracks and/or burnswere not present, residual stress distribution was measuredby means of thewell-known materialremovalmethod. Fromresidualstress vs.depth belowsurfacediagramsobtainedforeach grinding test, maximal residual stresses in the surfacelayer were determined. Usually, residual stresses reach theirmaximum (tensile values) close to the surface on depths of1020 mm.Relations between coefficient B and maximum residualstress for investigated workmaterials are shown in Figs. 810. In these diagrams the results are summarised for eachworkmaterial regardless of other grinding conditions (grind-ingwheelproperties,grindingfluid,grindingparameters).Ineach case the linear dependence was assumed which wasproved in a statistical way (R2from 0.8529 to 0.9074).It results from these figures that the slopes of residualstress-coefficient B lines are characteristic for the givenworkmaterial and seem to be independent of other grindingconditions. The highest slope was obtained for bearing steel(L), Fig. 10, and the lowest one for alloy steel (H), Fig. 9.Fig. 3. The influence of workspeed and grinding wheel grade on coef-ficient B for carbon steel (S).Fig. 4. The influence of grinding depth and grinding fluid on coefficient Bfor carbon steel (S).Fig. 5. The influence of workspeed and grinding fluid on coefficient B forcarbon steel (S).Fig. 6. The influence of grinding depth and grinding wheel grade oncoefficient B for bearing steel (L).Fig. 7. The influence of workspeed and grinding wheel grade oncoefficient B for bearing steel (L).256B.W. Kruszyn ski, R. Wo jcik/Journal of Materials Processing Technology 109 (2001) 254257Some additional observations recorded during investiga-tions indicate that there is a possibility to use the coefficientB to predict and/or control such changes in surface layer likemicrocracks, burns or microstructure changes. Additionalinvestigations are necessary to confirm the usefulness of thiscoefficient in other grinding methods.5. Conclusions1. The grinding coefficient B combining power density andwheel/workpiece contact time was developed to predictresidual stress in surface grinding.2. A linear correlation between coefficient B and maxi-mum residual stress was found experimentally. It wasconfirmed for several workmaterials.3. The relation between coefficient B and maximumresidual stress seems to be independent of grindingconditions.4. Coefficient B increases linearly with the increase ofgrinding depth and decreases with the increase ofworkspeed. This decrease shows less intensity in therange of higher workspeeds.5. The coefficient B is easy-to-estimate, even on-line, inindustrial practice.6. The coefficient B may be useful in predicting suchsurface layer properties in grinding like microcracks,burns or microstructure changes.References1 P.G. Althaus, Residual stress in internal grinding, Ind. Diamond Rev. 3(1985) 124127.2 E. Brinksmeier, H.K. To nshoff, Basic parameters in grinding, Ann.CIRP 42 (1) (1993) 795799.3 E. Brinksmeier, S.T. Comet, W. Ko nig, P. Leskovar, J. Peters, H.K.To nshoff, Residual stress-measurement and causes, Ann. CIRP 31 (2)(1982) 491510.4 B.W. Kruszyn ski, C.A. Luttervelt, An attempt to predict residualstresses in grinding of metals with the aid of the new grindingparameter, Ann. CIRP 40 (1) (1991) 335337.5 H.K. To nshoff, J. Peters, I. Inasaki, T. Paul, Modelling and simulationof grinding process, Ann. CIRP 41 (2) (1992) 677688.6 E. Vansevenant, A subsurface integrity model in grinding, Ph.D.Thesis, KU Lueven, 1987.7 Y. Zheyun, H. Zhonghui, Surface integrity of grinding of bearing steelGCr15 with CBN wheels, Ann. CIRP 38 (1) (1989) 677688.Fig. 8. Maximum residual stress vs. coefficient B for carbon steel (S).Fig. 9. Maximum residual stress vs. coefficient B for alloy steel (H).Fig. 10. Maximum residual stress vs. coefficient B for bearing steel (L).B.W. Kruszyn ski, R. Wo jcik/Journal of Materials Processing Technology 109 (2001) 254257257开题报告题目名称五吨单头液压放料机设计一、选题的目的和意义放料机为配合各种型号的辊压成型主机使用的放料装置，它与成型主机、成型剪一起组成一条完整的自动生产线。做该选题的设计很有现实意义，目前我公司年生产5T放料机约为200台（套）左右，而此前公司缺少系统而准确地设计说明和比较完整、规范的图纸。做该选题的设计，以期能够弥补这一缺陷。二、国内外研究综述 辊压成型设备与放料机装置同步开发，其生产和应用在国内起步较晚，从80年代后期开始，才有了较为成熟的，可有效用于生产实际的设计。较之日本、美国、台湾晚了2030年，其产品结构上不如上述国家的产品轻巧，在精度控制及自动化程度方面也较为落后，但近年来也有了较大的提高。三、毕业设计所用的方法 设计过程是在导师和公司技术人员的悉心指导下，自我独立设计四、主要参考文献与资料获得情况 参考文献： 机械设计基础 国防工业出版社 机械设计手册 第15卷 机械工业出版社 材料力学 、 工程力学 资料获得： 参考公司现有的放料机相关资料及自我整理收集材料 五、指导教师审批意见 指导教师： （签名）年 月 日目录序言4一、公司简介5厦门正黎明冶金机械有限公司简介5二、成型辊压设备机组论述说明51. 机组概论51.1 概 述51.2 机组技术参数61.3 机组设备组成61.4 工艺流程71.5 机组的安装71.6 机组的生产操作81.7 机组的维护、保养及安全技术82. 压紧送料式液压单头放料机使用说明92.1 设备的基本参数92.2 设备的用途及性能特点102.3 设备的传动系统与电气系统102.4 设备的维护保养112.5 易损件明细表112.6 电气明细表123. 主机使用说明133.1 设备的基本参数133.2 主机的机体133.3 原材料及下料尺寸143.4 安装、调试及注意事项143.5 传动系统153.6 主机的维护、保养和安全技术153.7 易损件目录163.8 换型安装163.9 靠轮的调整194 气动跟随液压剪切装置使用说明204.1 设备基本参数204.2 设备的用途及性能特点204.3 液压传动系统214.4 注意事项214.5 易损件清单21三、辊压成型理论221. 冷轧薄钢板生产的发展历史222. 冷轧薄板发展如此迅速的主要原因233 冷轧薄钢板生产工艺流程及其进步254. 冷轧钢板(带)有关标准265. 冷免板带生产的特点33结束语37序言由于我是在校外做毕业设计，因此我的实习工作主要是同我所要从事的工作有关联。本次毕业设计的课题是5吨放料机的设计。5吨放料机是用来配套成型主机使用的，具有结构轻巧，使用方便，自动化程度高，与各种形式的成型主机，成型剪，电脑控制柜一起组成一条完整的自动化生产线。为了更好的完成本次毕业设计，从三月底开始，就不间断的结合自己的毕业设计进行了毕业实习。根据所选的课题，有重点的选择了实习工厂厦门正黎明冶金机械有限公司，在工厂里我们重点了解了5吨放料机的基本结构和基本工作原理，以及其重要部件放料小车的工作原理。从而对放料机有了一个更直接、更感性的认识，对此次毕业设计有很大的帮助。我所实习的公司主要是专业生产冷辊压成型设备，所以在实习期间我主要接触的是一些成型主机以及成型辅机，放料机等。通过这些日子的实习，使我发现一些在设计及装配过程中所存在的一些问题。通过向所在单位技术人员的请教，明白了一些实际生产中易存在和发生的一系列问题，产生原理及相应解决措施。现将我所接触到的一些问题作下总结。一 公司简介厦门正黎明冶金机械有限公司简介厦门正黎明冶金有限公司创办于1989年，是国内第一家专业制造彩色钢板瓦楞板辊压设备的技术密集型工厂。该厂占地面5万平方米，其中厂房和办公场所3万平方米。现有各类技术人员上百名，产品因结构轻巧，设计合理，不断更新而备受钢构行业的青睐，广泛应用于重点工程。产品行销全国三十多个省市，自治区，并远销东南亚，中东，东欧，非洲及澳洲，美洲等地。 主要产品：锁螺钉瓦楞板，无钉隐藏式瓦板，网架专用大跨度瓦板，C型钢及Z型钢檩条，楼面结构钢承板，仓储货架，车厢板，水槽板，装饰包角板，琉璃瓦板等十余类系列，一百多种型号的彩板机，剪板机，彩板安装配件和专用工具等。二 成型辊压设备机组论述说明1. 机组概论1.1 概 述本机组系根据客户需要专业设计的C型钢檩条机，设计合理、技术先进、使用安全可靠，生产率高、经济效益好。机组主要工作过程是：将成卷的原料板通过放料机开卷后直接送入辊压设备中，经若干道辊压后成为C型板材，而后，按所需长度进行冲孔、切割。本机组辊压出的型板广泛用作屋梁及墙梁，板形大方、强度高、安装方便、使用寿命长。我厂凭多年的制造经验和不断改进的技术，所生产出的设备已具有结构合理、操作方便、性能可靠等优点。本机组是冷弯成型C型钢檩条的理想设备。1.2 机组技术参数参 数尺 寸工作高度（即钢板运行时高度）725mm最大工作宽度Max. 760mm外形尺寸( 长宽高)2400021501750mm工作速度APPROX. 12m/min机组总重量APPROX. 11Ton1.3 机组设备组成本机组由下列各机台所组成：（参见“机组工艺流程图”） 液压放料机（C/Z型钢檩条机专用）；成型主机； 液压成型剪； 成品托架；电脑控制柜；机组各组成部分可独立工作，互不受制约。1.4 工艺流程成型并自动引送电动放料流程框图如下：成型主机限宽液压放料机上料行车（5Ton）成卷钢板成品托架定长剪切成型剪人工卸料1.5 机组的安装1. 机组各机台运到后，应首先索取技术文件，仔细阅读后检查机组各外部设备：根据出厂单核对机组中各机台是否齐全，并记录附件及易损件以备日后查询。2. 机台吊运时，必须用直径大于16mm的优质钢丝绳吊运。3. 为了吊运时不损坏机台上的油漆，建议用棉纱团、毛毯、橡胶等软质物垫于钢丝绳与机台之间。4. 安装机台的地基应具有一定的坚固性和平面度。5. 放置机台后，要用水准器在纵向和横向分别校对水平，其纵向误差不得大于0.15mm/1000mm。6. 各机台的安装应遵循以下的统一性要求：各机台的工作高度要求等高；各机台的中心平面要求在同一平面内；各机台的间距按“机组设备工艺流程图”上所注明的尺寸进行安装；各机台的工作线速度要求基本一致安装完毕后，检查各机台是否都符合统一性要求。确定符合之后，可以进行空载试机，如果没有异常现象，则可进行压板试机，若能正常流水工作并辊压出正确C型钢板形，则表明安装成功。1.6 机组的生产操作（参见“机组工艺流程图”及“流框程图”）1 用行车将成卷的原料板吊装到液压放料机上，通电启动液压放料机，按下按纽涨紧叶片夹紧钢卷。 2 手牵着料头至成型主机，根据进料宽度调好限宽后，开动主机，主机自动将原板辊压成C型檩条并引送到成品托架上进行冲孔剪切。3 当成型板达到用户所需长度时，主机停止工作，成型剪进行剪切。4 剪切后人工将成品搬卸到指定位置。这样，机组一个工作周期结束。1.7 机组的维护、保养及安全技术1. 机组在使用操作前，必须仔细阅读本机组说明书以了解本机组各机台的工作性能及使用方法，这样才能长期保持机台良好的状态，延长设备使用寿命。2. 机组在每一次使用前均应先行试机，以检查各机台是否能运行正常。最好使用前再将主机上的成型辊轮用机油抹擦一遍。3. 操作时，工作人员最好带上手套以免手指被划伤。4. 机组两旁各划出一条1.5m宽的工作区域线并禁止其他非工作人员入内，以免影响正常工作，甚至发生危险。5. 保持周围的环境卫生，机组不能放置在高湿度的环境中工作。2. 压紧送料式液压单头放料机使用说明2.1 设备的基本参数参 数尺 寸外形尺寸196012002000mm钢卷重量Max.5Ton旋转体中心高1050mm放料钢卷内径 Max. 610mm, Min. 500mm放料钢卷外径Max. 1500mm放料钢卷板宽Max. 600mm驱动电机 1.5Kw, 380V, 50Hz, 1440r/min2.2 设备的用途及性能特点本机用于送放成卷的彩色镀锌钢板,镀锌钢板,钢板等。本设备结构紧凑，装配简单，操作方便。2.3 设备的传动系统与电气系统本机采用液压传动系统涨紧、放松钢卷内径。钢卷内孔对准后，按下涨紧；待钢卷转动2至3圈后，托住钢卷进行第二次涨紧。在整个放料过程中，若发现钢卷内孔涨紧装置有所松动，可再按下涨紧按钮进行涨紧补尝。安装在液压缸上拉杆能左右运动，主要是带动四爪涨紧钢卷内径。钢卷内径涨紧后，压紧送料轮带动钢卷旋转放料，牵引料头进入主机第一道轧辊；至此，即可松开并关闭压紧送料装置。启动主机，钢板进入辊轮成型。然后钢板拖动钢卷转动，从而钢板从放料架上连续放出。放料机的具体操作规程如下（参见电气原理和液压原理图）：1. 合上配电板中的微型断路器(QF1)以使放料机通电，控制面板上的电源灯(HL1)亮，此时可2. 按下按钮油泵开(SB2)，则油泵灯(HL2)亮，油泵电机(M)开始运转（注意要使油泵按规定方向运行）。3. 通过分别点击按钮涨紧（SB3）和按钮松开（SB4）控制叶片活动，使钢卷内孔张紧或松开。4. 按下按钮急停(SB1)，则油泵电机停止运转。2.4 设备的维护保养1. 使用前应先空载运转，待运转平稳后再开始负载工作；2. 生产前要对手轮和丝杆加注润滑油，清洗和润滑各铰点。3. 使用过程中，应经常检查液压油箱中的油量，使其保持在油箱体积的2/3以上；4. 油箱内的油初次使用三个月后换掉,以后每半年更换一次.2.5 易损件明细表系统部分名 称 型 号电磁换向阀34DO-B10H-T压力表Y-60 0-16mpa液压系统O型圈18X2.65组合垫片10, 14, 18, 22四爪滑动轴轴承8208（GB301-84）机械系统空心主轴轴承36224（GB292-83）圆 螺 母M1152（GB812-88）2.6 电气明细表代 号名 称型 号QF1微型断路器C45AD-10A-3PQF2微型断路器C45N-3A-1PM油泵电机Y90L-4B5, 1.5KW380V，50Hz,1440r/minKM1交流接触器LC1-D0910U5CFR热继电器LR2-D1308C, 2.5-4ASB1急停按钮XB2-BS642 (红)SB2-4按钮XB2-BA31 (绿)YV1-2 电磁换向阀线圈MFJ-4.5, 220VACHL1指示灯XB2-BV, 240VAC (红)HL2指示灯XB2-BV, 240VAC (绿)3. 主机使用说明3.1 设备的基本参数参 数尺 寸驱动电机功 率15.0Kw ,380V,50HZ转 速1400r/min减速器转 速30r/min最大外形尺寸 1293019001020mm辊压道次17 道工作速度约 12m/min主机重量约. 8Ton3.2 主机的机体本主机的机体由机座、机架侧板和压形部分组成：1. 机座由普通热轧工字钢及A3（Q235）钢板焊接而成，工字钢通过局部热处理，保证了较高的平面度和直线度。2. 侧板是由A3（Q235）厚钢板焊在机座上，并通过拉杆紧固连接，牢固、耐用。3. 压形部分由轴、成型辊轮和轴套组成。A. 辊轮经过热处理和镀硬铬，表面光洁、美观，而且加强了辊轮的硬度，提高了使用寿命。B. 辊压不同型号的C型钢，一些轴套是固定不变的，一些是可调整的。具体请参阅第八节换型安装。3.3 原材料及下料尺寸本机组主要以镀锌钢板为原材料，其型号CA*B*C尺寸见公式：A+2B+2C+2(R+0.5S)-8*(R+S)R一般取2；S为材料厚度。3.4 安装、调试及注意事项1. 本机组在出厂前已调试好，到客户处一般不需再调试，只需按照“工艺流程图”安装就位。2. 主机调整水平，接上电源试转5-10分钟，然后即可投入生产。3. 正常工作前，要把机台上所有杂物清理干净，把辊轮用油布擦好，检查所有连接件是否松动，在确保安全情况下，方可开机运行。4. 成型不同厚度的板时，可按下图适当调整上下辊间隙。3.5 传动系统本主机传动过程如下：其他各道下轴第8，9道下轴链条链条齿轮减速器电机3.6 主机的维护、保养和安全技术1. 主机在使用操作前，必须阅读本说明书以了解主机的工作性能及使用方法，在日常工作中要注意保养和维护，延长使用寿命。2. 在工作期间，要求定期补给或更换减速器内的机油，定期对轴承加注黄油。3. 切勿辊压超厚度或具有硬疤、夹渣焊边等缺陷的板料，以免损坏辊环。4. 较长时间不使用时应将辊环涂上机油并用塑料薄膜盖好，以免发生锈蚀或其它杂物掉入。5. 运转时如发生不正常响声，应立即停机检查，直到修复后才能重新开机使用。6. 主机在调整时应将电机停止，以免发生意外；调整上下辊间隙时应用标准的厚度规（塞尺），切忌用刀、钢板等其它表面粗糙的东西替用。3.7 易损件目录名 称规 格轴 承212（GB276-82）链 条TG381（GB1243.1-83）轴 承36213(GB292-83)链 条32A（GB1243.1-83）3.8 换型安装本机组能压制C150*50*20，C160*50*20，C160*60*20，C180*60*20，C180*70*20，C200*70*20，C220*70*20，C250*75*20，C300*80*20，C300*100*20十种型号的C型钢檩条。一部分特有的轴套已经安装在机器上，一部分是备用的。这种轴套由两个半圆的轴套组成，用一个小弹簧将其固定住。我们称为剖分轴套，参考下文。成型宽度根据换型清单通过换剖分轴套和移动辊轮完成。不必吊起整套辊轮。只需打开弹簧套取出剖分轴套，移动辊轮，再装上与之相适应的剖分轴套并用小弹簧将其固定住。所有的剖分轴套都有打上钢号做为标记，用户易于操作，剖分轴套的压纹钢号及换型后新的位置具体如下：第一道至第四道，换型规则如下：规格左边（链轮边）中间右边C150*50固定边套+25*+25*固定中套+50*+20*+20*固定边套+100*+40*+30*+30*C160*50固定边套+25*+25*固定中套+50*+30*+20*固定边套+100*+40*+30*+20*C160*60固定边套+40*固定中套+50*+25*+25*+20*固定边套+100*+30*+30*+20*C180*60固定边套+40*固定中套+50*+25*+25*+20*+20*固定边套+100*+30*+30*C180*70固定边套+30*固定中套+50*+40*+25*+25*+20*固定边套+100*+30*+20*C200*70固定边套+30*固定中套+50*+40*+25*+25*+20*+20*固定边套+100*+30*C220*70固定边套+30*固定中套+100*+50*+25*+25*固定边套+40*+30*+20*+20*C250*75固定边套+25*固定中套+100*+50*+40*+30*+20*固定边套+30*+25*+20*C300*80固定边套+20*固定中套+100*+50*+40*+30*+30*+25*+25*固定边套+20*C300*100固定边套固定中套+100*+50*+40*+30*+30*+25*+25*+20*+20*固定边套第五道至第八道，第九道下辊，第十道至第十七道换型规则如下：规格左边（链轮边）中间右边C150固定边套固定中套+50*+20*固定边套+80*+40*+30*C160固定边套固定中套+50*+30*固定边套+80*+40*+20*C180固定边套固定中套+50*+30*+20*固定边套+80*+40*C200固定边套固定中套+50*+40*+30*固定边套+80*+20*C220固定边套固定中套+50*+40*+30*+20*固定边套+80*C250固定边套固定中套+80*+50*+40*固定边套+30*+20*C300固定边套固定中套+80*+50*+40*+30*+20*固定边套第九道上辊换型规则如下：规格左边（链轮边）中间右边C150*50固定边套固定中套+40*+24.16*+10*固定边套+58.32*+52.08*+32.08*+28.32*+20*C160*50固定边套固定中套+40*+24.16*+20*固定边套+58.32*+52.08*+32.08*+28.32*+10*C160*60固定边套固定中套+58.32*+20*+10*固定边套+52.08*+40*+32.08*+28.32*+24.16*C180*60固定边套固定中套+58.32*+40*+10*固定边套+52.08*+32.08*+28.32*+24.16*+20*C180*70固定边套固定中套+58.32*+24.16*+20*+10*固定边套+52.08*+40*+32.08*+28.32*C200*70固定边套固定中套+58.32*+40*+24.16*+10*固定边套+52.08*+32.08*+28.32*+20*C220*70固定边套固定中套+58.32*+40*+24.16*+20*+10*固定边套+52.08*+32.08*+28.32*C250*75固定边套固定中套+58.32*+40*+32.08*+24.16*+20*+10*固定边套+52.08*+28.32*C300*80固定边套固定中套+58.32*+52.08*+40*+32.08*+24.16*+20*+10*固定边套+28.32*C300*100固定边套固定中套+58.32*+52.08*+40*+32.08*+28.32*+24.16*+10*固定边套+20*注意:A、固定边套即安装在边缘的轴套, 固定中套即安装在中间的轴套,不必更改或移动.B、符号（*）表示剖分轴套 在每次更换剖分轴套和移动辊轮之后,必须调整辊轮之间的间隙.而且靠轮的位置也应调整.3.9 靠轮的调整在换型及安装了所有剖分轴套及辊轮后，靠轮的位置也应调整，调整为使其尽量靠近本道次下轴边轮的边缘，并确保靠轮能灵活运转即可。4 气动跟随液压剪切装置使用说明4.1 设备基本参数参 数尺 寸驱动电机功 率11Kw ,380V,50HZ转 速1460r/min板 厚Max. 1.6mm工作压力Max.16Mpa外形尺寸27008701500mm主机重量约. 1.0Ton4.2 设备的用途及性能特点（1）本机用于成型后的剪断工序，PLC控制系统根据长度要求控制剪切动作。（2）本机结构分为底座和基架，机架可以在底座的道轨上移动，气缸将其推回复位。气缸的最大行程为2000mm。（3）如果板不能顺利通过剪切时，就会推动机架沿着道轨移动，当机架碰到安装在道轨上的限位开关，主机便会停止，避免发生事故。（4）本机采用液压传动系统自动执行动作，易于安装，操作方便。4.3 液压传动系统 油泵2提供高压油通过电磁换向阀5、的控制，使油缸7执行动作，溢流阀3调整液压系统的压力，限制最高压力不超过10Mpa。请参照液压原理图。使用前，装上相应的组合刀具及冲孔模具，每个油缸的活塞杆直接连接上剪刀或冲模板。4.4 注意事项（1） 试车时，先松开溢流阀的手柄，再逐步提高压力，表压力不超过10Mp。（2） 先作空运转；运行过程中没有异常发生，再作压板运行。（3） 刀具、模具及所有活动销轴连接处要经常加润滑机油；（4） 油箱应注入46号、30号或者32号液压油，并达到视镜上半部；（5） 做好定期换油，首次使用三个月换油，以后每年换一次油。（6） 气动压紧，气动推回复位，气动推出卸料等由气动系统通过PLC控制完成（见气动原理图）在改变成型尺寸或调试辊轮前，应先卸下刀具和冲孔模具。待压制出正确的板形及调试合格后，方可安装刀具和冲孔模具。这样才能使工件顺利通过刀具，避免事故。4.5 易损件清单 系统部分名称型号数量电磁换向阀 34BM-B10H-T1件压力表Y-60 0-16mpa1件 溢流阀YF-B10H2S1件 液压系统O型圈F20X2.651件组合垫片F14,F18,F22各10件油缸配套密封圈F125X1202套机械系统冲头各4件三 辊压成型理论1. 冷轧薄钢板生产的发展历史 钢的冷轧是在19世纪中叶始于德国，当时只能生产宽度20一25mm的冷轧钢带。美国1859年建立了25mm冷轧机，1887年生产出宽度为l 50mm的低碳钢带。1880年以后冷轧钢带生产在美国、德国发展很快，产品宽度不断扩大，并逐步建立了附属设备，如剪切、矫直，平整和热处理设备等，产品质量也有了提高。 宽的冷轧薄板(韧带)是在热轧成卷带钢的基础上发展起来的。首先是美国早在1920年第一次成功地轧制出宽带钢，并很快由单机不可逆轧制而跨入单机可逆式轧制。1926年阿姆柯公司巴持勒工厂建成四机架冷连轧机。 原苏联开始冷轧生产是在30年代中期，第一个冷轧车间建在伊里奇冶金工厂，是四辊式，用单张的热轧板作原睬1938年在查波罗什工厂开始安装从国外引进的三机架1680mm冷连轧机及I 680mm可逆式冷轧机，生产厚度为o525mm，宽度为150帅m的钢板。以后为了满足汽车工业的需要，该厂又建立了一台2180mm可逆式冷轧机。1951年原苏联建设了一套2030mm全连续式五机架冷连轧机，年产250万t，安装在新利佩茨克。 日本1938年在东洋钢板松下工厂安装了第一台可逆式冷轧机，开始冷轧薄板的生产。1940年在新日铁广坝厂建立了第一套四机架1420mm冷连轧机。 我国冷轧宽带钢的生产开始于1960年，首先建立了1700mm单机可逆式冷轧机，以后陆续投产了1200mm单机可道式冷轧机，Mxwl400mm偏八辊轧机、l150mm二十辊冷轧机和1250mmHC单机可逆式冷轧机等，70年代投产了我国第一套1700m血连续式五机架冷轧机，1988年建成了2030m血五机架全连续冷轧机。现在我国投入生产的宽带钢轧机有18套，窄带钢轧机有418套。在这30多年中，我国冷轧薄板生产能力增加了20多倍，生产装备技术水平已由只能生产低碳薄板而发展到能生产高碳钢、台金钢、高合金钢、不锈耐热冷轧薄板、镀锌板、徐层钢板、塑料复合薄板和硅钢片等。但随着四化建设的发展，无论在数量和品种质量上都远远满足不了四化建设发展的需要，为此我们必须增建新轮机，改造现有冷轧机，大力发展冷轧生产。 从世界上看：日本1960年冷轧板产量100万t，而30年后的今天生产能力已达2000多万t，增加了20倍。原西德1950年年产冷轧板l 63万t，而1974年达8213万t，增加了50多倍。 2. 冷轧薄板发展如此迅速的主要原因： (1)钢材在热轧过程中的温降和温度分布不均给生产带来了难题，特别是在轧制厚度小而长度大的薄板带产品时，冷却上的差异引起的轧件首尾温差往往使产品尺寸超出公差范围，性能出现显著差异。当厚度小于一定限度时，轧件在轧制过程中温降剧烈，LJ致根本不可能在轧制周期之内保持热轧所需的温度。 因此，从规格方面考虑，事实上存在着一个热轧厚度下限。70年代初期，日、法、意、原西德等国曾致力于用热连轧精轧机组增加8、9机架来生产1mm式o8mm的薄带。但实践证明，从产品质量和设备重量来说这是不可行的。现代热连轧机，目前设计可能轧出最小厚度为13m顺，但实际生产中很少生产18m圃或15mm以下的热轧板卷。而冷轧则不存在热轧温降与温度不均匀的弊病，可以得到厚度更薄、精度更高的冷轧带钢和冷轧蹿板。现代冷连轧宽带轧机和双机架二次冷轧可生产厚度为o10o，17mm的冷轧薄板，作为镀锡原板，即使不经二次冷轧也可生产o235mm厚的冷轧薄板。现代可逆式冷轧机可生产o153P 5咖厚的冷轧扳。多辊冷轧机或窄带钢冷轧机则可生产最薄达oo01mm的产品。一般015038mm厚的板带为一般薄板，007035mm厚的为较潜薄板，o025一o05mm厚的板带为极薄薄板，这些产品甩热轧方法是不可能生产的。从厚度精度上看，现代热连9L5皮精度通常为士50Pm，而现代冷连轧板厚精度高达土5pm，比热轧厚度精度高10倍。从板形方面看，热轧板带平直度为50I(1I单位10相对长度差)，而冷轧板特别是现代化的宽带钢冷轧机轧制的带钢，其平直度能控制在520I以内。 (2)目前热轧工艺技术水平尚不能使钢板表面在热轧过程中不被氧化，也不能完全避免由氧化铁皮造成的表面质量不良。因此热轧不适于生产表面光洁程度要求较高的板带钢产品。热轧扳表面祖糙度热轧状态为20ym，酸洗后为25Pm。而冷轧板表面清洁光亮，并可根据不同用途制造不同表面粗糙度的钢板。冷轧板按表面组糙度分为3种：一种是无光泽的钢板，其表面租糙度为310Pm，一般适用于作冲压部件，并且当需涂喷刷漆时这种钢板附着性较强；第二种是光亮板，其表面祖糙度大于o2Pm，这种钢板主要作为装饰镀铬用厚板等；第三种是压印花纹钢板，采用表面具有70一120Pm凸凹的平整辊平整钢板，这种钢板由于仪表壳及家具装饰等。这样的表面质量热轧是无法满足的。 性能好、品种多、用途广。冷轧钢板的另一突出优点是性能好、品种多、用途广。通过一定的冷轧变形程度与冷轧后的热处理恰当的配合，可以在比较宽的范围内满足用户的要求。如汽车用薄板几乎全部须经冲压成型，这样深冲性能就成为薄板生产翱使用的核心问题。冲压用钢的主要要求之一是具有占优势的有利织构t111)(100)。热轧薄板的塑性应变比豆仅可达到o8一o95，而冷轧第一代沸腾钢汽车板夏为1oL 2，第二代08A1钢豆为14一L 8，而第三代冷轧汽车扳互为L 828，这是热轧无法达到的。 硅钢是机电工业的重要材料之一，主要用户是电机制造业和杨变电设备制造业。能源价格上浓、能源危机，必然要求使用低能耗材料，所以60年代就开始淘汰能耗高的热轧硅钢片，代之以冷轧硅钢片。用10万t冷轧无取向硅钢制作电机比用10万t热轧硅钢制作电机，实测节能198亿kwba，电机运转10年就相当节约一个20万kw的发电厂全年的发电量。而且用冷轧硅钢片生产36万kvA变压器其总重量是204t，而用热轧砖钢片制造一台12万kvA变压器，其重量即为20Dt。因此，用冷轧硅钢片代替热轧砍钢片具有重大的经济价值。冷轧还可以生产不锈钢板，用J：家具与建筑装饰、化工工业等。近年来表面处理钢板有很大发展。以冷轧极为基板的各种涂层钢板品种繁多，用途极为广泛。 由于上述原因，冷轧薄板的生产得到迅速发展。从产量上看，一般冷轧板产量约占轧村总产量的20左右。工艺技术装备不断革新。早期的冷轧板轧制速度不到1ms，而今已达416ms。钢板的宽度1905年是406mm，1925年是914mm，而今员宽可达2337mm。钢卷重量也从几吨发展到60t。一座现代化的冷筑厂年产量可以达到250万t。3 冷轧薄钢板生产工艺流程及其进步 冷轧板带钢的产品品种很多，生产工艺流程亦各有持点。具有代表性的冷轧板带钢产品是金属镀层薄板(包括镀锡板、镀锌板等)、深冲钢板(以汽车板为最多)、电工硅钢板，不锈钢板和涂层(或复合9钢板。成品供应状态有板或卷或纵剪带形式，达要取决于用户要求。各种冷轧产品生产流程如图1l、所承。 图12是冷轧车间的平面布置一例。冷轧生产方法是不断发展进步的。几种生产方法的演变和发展过程如图I317所示。 第一种生产方法见固l3，是单张生产方法，从原料到成品生产的全过程是以单张方式进行的。这种生产方法，产量低、质量差、成材率低，只能轧制较厚规格的薄板，但建设投资较低。 第二种是半成卷生产方法，见图14。这种方法产量较高b但轧后的工艺比较落后。 ” 目前，第一、第二种生产方法国内外都有，但它们是被逐渐淘汰的生产方法。 第三种是成卷生产方法，如图I5所示，是比较常用的屑于50年代的生产方法。 第四种是现代冷轧生产方法，如图16所示，是50年代出现名称有各种说法。为便于统一，我们按冷轧带钢生产工序及联合的特点，将全连续轧机分成3类： 第类是单一全连续轧机，就是在常规的冷连轧机的前面，设旦焊接机、活套等机电设备，使冷轧带钢不间断地轧制。这种单轧制工序的连续化称为单一全连续轧制，世界L最早实现这种生产的厂家是日本钢管福U钢厂，于1971年6月投产。目前属于单一全连续轧制的生产线世界亡共有N套。川崎干叶钢J的四机架冷连轧，改造成单一全连轧机，1988年投产，显出以下突出效果， 改造前 改造后 带钢不合格长度m 30 2 操作人员，人班 6 3 小时产量，tL 215 236 操作利用系数， 的 g1 月产量，r月 120000 134000 第二类是联合式全连续轧机。将单一全连轧机再与其他生产工序的机组联合，称为联合式全连轧机。若单一全连轧机与后面的连续迟火机组联合，即为退火联合式全连轧机；全这轧机与前面的酸洗机组联合，即为酸洗联合式全这轧机。联合式全连轧机世界上共有16套，这种轧机最早是在1982年新日铁广烟厂投产的。目前世界上酸洗联合式全连轧机较多，发展较快。，是全连轧的一个发展方向。 第三类是全联合式全连续轧饥，是最新的冷轧生产工艺流程。单一全连轧机与前面酸洗机组和后面连续退火机组(包括清洗、退火、冷却、平整、检查工序)全部联合起来，即为全联合式全连轧机，见图17。全世界已有两套这种轧机，最早的是新日铁广烟厂于1986年新建投产，第二条线是美日于1989年合建的。全联合式全连轧机是冷轧带钢生产划时代的技术进步，它标志着冷轧板带设计、研究、生产、控制及计算机技术已进入一个新的时代。为使整个机组能够同步顺利生产，采用了先进的自动控制系统，投产后均一直正常生产，板厚精度控制在土山以内。过去冷轧扳带从投料到产出成品需12d，而采用全联合式全连轧机只要20m丸4. 冷轧钢板(带)有关标准 4.1 标准分类 ， 根据我国现行的标准管理办法规定，标准按标准颁布单位和使用范围划分为3类： (1)国家标准：指对全国经济、技术发展有重大意义的技术标推。国家标准是由国务院或主管国家标准的领导机关批准颁发的，其代号为“GB”。 (2)部标准(专业标准)；指国家标准中暂时未包括的产品标准和其他技术规定或只适用于本专业范围内的技术标准，部标准是由中央各部批准颁布的。冶金工业部标准代早为6YB”。 (3)企业标准：凡是没发布国家标准和部标准的产品，都应制定企业标准。企业标准根据实际情况(有省标、市标、企标等)由各主管部门颁布。 4.2 标准分类的戴发展 为了提高产品质量，引进国外先进技术有了新的发展和突破。近年来我国标准分类 。 4.2.1 内控标准 企业为使产品符合交货技术要求，进行组织生产而制定的标准一般称之为内控标准。这种标准中规定的技术指标严于国家标推或者部标准。 例如：cAKll89门DIN优质碳素钢冷轧簿钢板技术条件。其中： C采用国外标准； A一鞍山钢铁公司； K内控； 11标难编号 89一颁布年9； 赡参照采用代号； D1N参照对比德国国家标准代号。 4.2.2 推荐标淮 这种标准是冶金工业部根据国务院指示按照产品实物质量，实行优质优价政策后制定的一批技术标难，所以标准代号为“YB(T)”。标准由冶金工业部批准，指定菜单位执行。 4.2.3国际标准和国外先进标准 在技术领域里各国组成了一个国际标准化组织，这个组织制定的标准称为国际标准，K号为xIso”。 国外先进标准是指国外先进国家执行的标难。 日本：代号Hs； 美国：代号朋TM； 德国；代号DIN 英国：代号BS； 法国；代号NF； 原苏联：代号rm。 我国开展采用国际标难和国外先进标准工作后，将现行的国际(GB)、部标(YB)、推标(YB(T)、企标对照国际标准(I肋)和国外先进国家(6个国家)的标推进行了比较。综合技术性能指标达到国外最高水个的标准，认定为达到国际先进水平，其标准水平符号为“Y。没有达到国外最高水平，处于中间程度的标ZB，认定为国际一般水平，其标准水平符号为“17r。低于“IS()”和6个国家标准水平的标准定为国家合格品水平符号为“H”。 双标是指现行技术标准采用国际标准和国外先进标准叫双标。采际是企业通常用的习惯叫法。 4.2.4 我国冷轧厂常用标准 基础标准、产品标准和协议技术条件 基础标准是在一定范围内作为其他标准的基础并普遍使用，具有广泛指导意义的标准。冷轧各厂目前现行5个基础标准，其标准号为GB70888、GB699一88、eB700一88、GB24788、(iB22284。 产品标准是为了保证产品的适用性，对产品必须达到的某些或全部要求所制定的标准。其范围包括：品种q规格、技术性能、试验方法、检验规则、包装、贮存、运输等。各冷轧厂目前主要执行的产品标准为：GB521385、GBll25389、YB(T)6287、YB(丁)6187、QASB8892、QASB7892、QAS墨8992、YB53765、GB816487。而宝山钢铁总厂冷轧厂是我国最大、最新的冷轧厂，它所执行的是宝河企业标准，多数等效采用和参照采用德国标准(DIN)，或参照采用日本标准(JIsG)，主要有：BQB40188、BQB40288、 8阳403宁88、 BQB41088、 阳B42088、BQB430一88、BQB440一88等。产品标准又叫产品技术条件。 协议技术条件是由供需双方协商后拟定的产品标准，如：鞍协833、鞍协8l4、鞍铁协889；宝钢B2J44088等。 4.2.5 我国冷轧产品的规格尺寸、外形及农面质t我国冷轧产品的规格尺寸及使用标准见表1I。章 冷轧宽带钢生产概论冷轧克带钢种类、用途及需求量 一、冷轧宽带钢种类、用途及性能要求 冷轧冤带钢在国民经济中占有十分重要的位置。随着汽车制造、船舶、交通、机电工业、房屋建筑、食品罐头、精密仪表、容器包装等工业的迅速发展以及家用电器和备种日常生活用具的大量需求，对冷轧贸带钢的需求量也迅速增长。 冷轧宽带钢的产品品种很多，国家标准作了相应的规定(见表l1)c需求量最大的有普板(包括cQ、DQ、D1)Q等不同深冲级别助粉灸历)洽镕日历利由丁胎例历二大彩11。 各种冷轧宽带谰还可按捡造精度、表面状态、表面颜色、边缘状态、用途、材科状态、机械性能和表面质量等方圆进行分类。 冷轧宽带钠按用途可分为如下儿类(见表。2)c 随着我国钢铁工业与国际市场接轨，有些产品要求按照国际标准进行生产。例如，宝钢2030冷轧厂的产品标准就同时采用了日本JIS标准(J叩毗蜒nJ帕trN 5加1dard)和德国DIN标准(DeutchendumieNom)。因此，在这里我们简要介绍下日本JIS、德国DIN标难对冷轧薄板及镀层钢板的命名方法2J，以便读者了解、对照。 日本JIS标准 5PCC、SR刀、5K5：冷轧碳素钢板与钢带，钢号末尾“C”、“D”、“E11分别表示一般用、冲压用和超深冲用。对保证拉伸试验值或杯突试验值的板带，在钢号末尾再附加“T”，例如sPLD；对保证无时效性的材料，衣钢号末尾再附加“N”，例如狞CFN。 sL)(r、sL3仍、乙v(E：热镀铝钢板与钢带，钢号末尾“c”、“Ty、“E”分别表示一船用、冲压用和超深冲用。 SFrc、sE(懒、照(五、RFH：、RKm、sEHE：电镀锌钢板与钢带，钢号末后“C。、“D”、“E”表示冷轧板，曰”表示热轧板。 我国冷轧产品习惯用cQ(一般用)、叫(深冲用)、DE)Q(超深冲用)表示。 德国DN钢号可采用按照材料强度或化学成分来表示。我国目前采用的是按照材料强度表示的钢号。钢号的主体由“st”(欺aN的缩写)字以和抗拉强度下跟效位组成。如S134，义抗拉强度不小于340MPd(34kxfnW)。 产品不断完善及新广：品的研究开发是冷轧技术进步的原功力。对产品的精度、平整区、工艺性能(如冲压性能、焊接性能等)及使用性能(如电磁性能、机械性能等)提出口益苛刻的要求，推动着冷轧生产达到观在这杆高度现代化的水平。 汽车板、镀锡板、冷轧硅纲片等是冷扎克带钢生产的典型产品，它们不仅需求量大，所且质量要求甚高，现代冷轧生产厂家都把生产它们作为追求目标。 1汽车板 战后汽车工业一直是支柱产业西方高速经济发展期的汽车工业也高速发展。1995年起，世界汽车产量以每年35的速度递增，现在世界汽车年生产能力约为5000万辆，汽车保有辆约5亿辆。我国汽车工业发展较吨，1996年全国汽车产量约150万辆，其中轿车50万辆。预汁到20凹年，全国汽车产量力343万辆，轿车123万辆c19962T全国汽车用钢板145万吨，预计2000年将需300万吨以上。 由于汽车生产的集约化及其制造技术的发展，对钢板的需求不断提高。它要求良好的平直度和尺寸精度，要求良好的成型性第二节 冷轧宽带钢生产发展状况 在工业现代化过程中，钢铁工业是转个上、Lk发股的基础，而冷轧板带的生产又是钢铁工业印发展则亚典课题之 。正因如此，近几年来国内外在冷礼板带生广技术人团得到了很大发展。 一、冷轧板带生产技术的发展 1板带酸洗技术 酸洗以往多呆J1J深档酸沉，70年代小期发股了浅楷酸洗，进入80年代后在浅槽强沈基础上又发瓜J，亲梳酸汰。 B6V世界真开发亲流酿没丁艺，具有代表性6t有家：日太一菱重工的喷流式紊流酸恍、德国德马克的亲流酸沉、奥地利台斯纳的带文丘里板式亲流酸洗l 2冷轧板带技术 (1)新型冷轧机 以往板借的生广，对极薄带、硅捌片、特殊钢材，通常多采用森基米尔20轮冷轧机，而奸碳钢薄板4p多采用凹辊冷轧机。HC轧机的研制成功，标志右板凸废、板形控制技术世人“个新的历史uf则：十足，人们又开发了IJC、LvL、vt：、P(：、Frl、2H躇许多新型轧机。 (2)全连续冷轧机 近代所生产的冷轧普碳港板、份钢人部分是由冷连扎机生产的。然而，冷连托机单卷穿带、甩后的轧；剐方式导致生产率降低、成材车降低和轧辊损伤、进而影响件钢表面质量。为此人们在人员的生产实践、研究、试验的基础上，外发了“无头轧制”的全连续轧制技术。这是冷轧板带锭产技术的里大突 单一全连轧机：在常规冷连轧机的前面，通过设置焊机、话套等机电设备使冷轧带钢生产不断地进行，这样单一轧制工序的连续化的全连轧机、称为单一全连扎机o 联合式全连轧机：单一全连礼机再与其它生产工序(或其它机组)联合，称为联合式全连轧机。联合式全连轧机根据前、后联合的生产工序不同，又分为二类。单一全连轧机与前面的连续酸洗机组联合，称为咳洗联合式全连轧机；单全连轧机与后凹的连续退火机组联合称为退火联合式全连轧机。 完全联合式全连轧机：单一全连轧机与前面的连续酸洗机组，又与后面的连续退火机组(包括清洗、退火、冷却、乎整、检查工序构联合起来，称为完全联合式连轧机c 目前，世界上已建和待建的各类全连轧机总共44套。 全连轧机的发展有下列几点值得注意的动向： 全连轧的主轧机无论是新建的，还是改建的，其主机均采用新型的冷轧机。这主要是为了进行大压下轧制，使板带得到好的板形，为f整个机组紧凑，减少机组长度。 全连轧机，尤其是联合式全连轧机的发展，是冷带生产技术综合发展的成果。 3扳带退火技术 冷轧板带，尤其是深冲级的板带，传统的退火工艺是采用氢气 三、冷轧宽带钢技术的发展趋势 1生产连续化、菜约化” 近年来冷轧带钢生产技术的发展主要是增加钢眷重量提高机组速度。提高产品厚度精度，改善板形，提高自动化程度及改进轧机纬构和生产工艺等c冷轧带铜生产的连续化方面进展很快。以往冷轧带钢的生产需经酸洗、冷轧、电解清洗、迟火、冷却、平整和精整等七道工序为厂缩短生产周期，节约投资?人们力图把这一个个的单体工序连接起来。随着技术的发展，夜实际生产中已经实现了冷轧带钢生产的连续化。技连续化的程度，世界正冷轧带钢生产可分为四种情况： (1)单一全连续轧机(无头轧制) 单一全连续轧制又称无头轧制Endteq14D11ing)。是70年代发股的冷连扎新技术c所谓全连续轧制，是将热轧带卷头后焊接，从W实现不间断轧制。 与单一全连续轧机相比，常规串列式与单机架冷连轧机是按单卷进行轧制，每个钢卷在轧制过程小都需要进行穿带、加速、减速和甩尼等操作，轧制需不断地停车，影响轧机效率，而且在弃带过程中容易发生事故，轧测速度也不稳定，带钢质量特别是厚度精度。 冷轧作为一种生产工艺经过7多种演变。随着生产技术的飞速发展利市场需求的增加，近几十年来冷轧板带生产有门K大发展。5. 冷免板带生产的特点 一、影响冷轧力学性能的主要因素 影响轧制过程的因素很多，可分为两类，一类是那些影响轧制金属本身性能的一些因素，如金属的化
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