第4章熱連軋機(jī)軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度研究
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第4章熱連軋機(jī)軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度研究
第4章 熱連軋機(jī)軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度研究
在熱軋帶鋼生產(chǎn)中,實(shí)時(shí)變化的軋輥熱凸度是影響帶鋼板形的重要因素。在帶鋼生產(chǎn)中,軋輥熱交換十分復(fù)雜,包括帶鋼向軋輥傳遞熱量,帶鋼與軋輥相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的摩擦熱,軋輥與空氣、集管冷卻水以及與軋輥軸承的熱交換等。因此,研究和開發(fā)高精度的軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度模型具有十分重要的意義[148]。
4.1 傳熱學(xué)基本定律
傳熱的基本方式有三種:熱傳導(dǎo)、對(duì)流和輻射。在計(jì)算軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度時(shí)需同時(shí)考慮上述三種傳熱方式[149,150]。
(1) 熱傳導(dǎo)的富立葉簡(jiǎn)化導(dǎo)熱定律
熱傳導(dǎo)即物質(zhì)內(nèi)部或物質(zhì)之間的熱傳遞,在這里為軋輥層或段間節(jié)點(diǎn)之間的熱交換。富立葉簡(jiǎn)化導(dǎo)熱定律為:
(4.1)
式中,為物質(zhì)間時(shí)間內(nèi)傳遞的熱量,J;為物質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù),W/(mm℃);為垂直于熱流的橫截面積,mm2;為熱流方向上的路程,mm;、為兩端介質(zhì)的溫度,℃;為傳熱時(shí)間,s。
通常以熱流密度來(lái)表示富立葉傳導(dǎo)定律即:
(4.2)
上式是由典型的單一介質(zhì)兩端傳熱得到的,但其仍具有普遍意義,只不過(guò)一項(xiàng)將要有所改變。如圖4.1所示。
圖4.1 不同介質(zhì)間的熱傳導(dǎo)
Fig. 4.1 Heat transforming between different mediator
對(duì)于和兩種不同的介質(zhì),厚度分別為和,導(dǎo)熱系數(shù)分別為和,兩種介質(zhì)間的傳熱量為:
(4.3)
由式(4.1)可得:
(4.4)
(2) 對(duì)流傳熱的牛頓定律
對(duì)流傳熱是固體表面與其相鄰的運(yùn)動(dòng)流體之間的換熱方式。在這里為軋輥與其周圍氣體及冷卻水之間的熱量交換。對(duì)流傳熱用牛頓定律描述為:
(4.5)
式中,為交換的熱量,;為表面換熱系數(shù),W/(mm2℃);為流體與固體之間界面面積,; 為熱量交換時(shí)間,;為流體與固體溫差,℃。
根據(jù)牛頓冷卻定律,可得冷卻水與工作輥之間的熱交換公式:
(4.6)
式中,為i機(jī)架工作輥j單元由t到t+Δt時(shí)間內(nèi)冷卻水吸收的熱量,J;為冷卻水與工作輥表面換熱系數(shù),W/(mm2℃);為工作輥與冷卻水接觸部分占整個(gè)軋輥圓周的比例,一般取0.6;為t時(shí)刻i機(jī)架冷卻水的溫度,℃;為t時(shí)刻i機(jī)架工作輥的j單元溫度,℃;為單元長(zhǎng)度,mm;為軋輥與冷卻水熱量交換時(shí)間,s。
同理,可得空氣與工作輥之間的熱交換公式:
(4.7)
式中,為i機(jī)架工作輥j單元由t到t+Δt時(shí)間內(nèi)空氣吸收的熱量,J;為空氣與工作輥表面換熱系數(shù),W/(mm2℃),實(shí)際應(yīng)用時(shí)取=10 W/(m2℃);為工作輥與空氣接觸部分占整個(gè)軋輥圓周的比例,一般取0.4;為t時(shí)刻i機(jī)架空氣的溫度,℃;為t時(shí)刻i機(jī)架工作輥的j單元溫度,℃;為單元長(zhǎng)度,mm;為軋輥與空氣熱量交換時(shí)間,s。
(3) 能量守恒定律
現(xiàn)設(shè)某個(gè)體系的質(zhì)量不變,那么可借助能量守恒定律來(lái)描述該體系的能量變化及其與周圍介質(zhì)的聯(lián)系。此時(shí),能量守恒定律可表示為:
(4.8)
式中,為進(jìn)入體系的所有形式的熱量;為體系本身產(chǎn)生的熱量,即內(nèi)熱源產(chǎn)生的熱量;為流出體系的所有形式的熱量;為體系內(nèi)儲(chǔ)能量的變化。
對(duì)于板帶軋制過(guò)程,進(jìn)入輥系的熱量主要有金屬向軋輥的熱傳導(dǎo),假設(shè)軋輥不存在內(nèi)熱源項(xiàng),即;項(xiàng)主要體現(xiàn)在軋輥溫度的變化;項(xiàng)主要體現(xiàn)為軋輥與周圍介質(zhì),例如與冷卻水或空氣的對(duì)流傳熱,故能量守恒定律可表示為:
(4.9)
4.2 軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度計(jì)算模型
有限差分格式的建立主要有兩種方法:(1)從能量守恒觀點(diǎn)出發(fā)建立差分格式的解法,這種方法被鹽崎所采用;(2)從熱傳導(dǎo)方程出發(fā)建立差分格式的解法,這種方法被有村所采用。第二種方法雖然數(shù)學(xué)概念清晰,但存在邊界節(jié)點(diǎn)溫度方程的截?cái)嗾`差與內(nèi)節(jié)點(diǎn)不一致的問(wèn)題,而且當(dāng)采用非均勻網(wǎng)格時(shí)所得到的節(jié)點(diǎn)溫度方程較復(fù)雜。而第一種方法,物理概念清晰,較易解決上述問(wèn)題,特別是在處理熱交換邊界條件時(shí)存在極大的靈活性。
4.2.1 工作輥模型單元?jiǎng)澐?
軋輥溫度場(chǎng)是一個(gè)三維非穩(wěn)態(tài)系統(tǒng)。隨著軋制過(guò)程的進(jìn)行,軋輥軸向、徑向和周向的溫度都要發(fā)生變化,考慮到軋輥的回轉(zhuǎn)周期與熱凸度對(duì)軋制條件變化的響應(yīng)時(shí)間相比為二階小,可忽略軋輥在圓周方向的溫度變化,這樣就將復(fù)雜的三維溫度場(chǎng)問(wèn)題簡(jiǎn)化為軸對(duì)稱問(wèn)題。同時(shí)為簡(jiǎn)化計(jì)算還忽略了軋輥與帶鋼之間摩擦熱和帶鋼的變形熱。圖4.2為軋輥四分之一有限差分模型。
圖4.2 工作輥單元?jiǎng)澐?
Fig. 4.2 Division of work roll elements
認(rèn)為軋輥軸承處絕熱,即軋輥與軸承不發(fā)生熱傳導(dǎo)。在半個(gè)軋輥輥身劃分10段,在徑向上劃分4層。因?yàn)檐堓佂鈱訂卧透邷貛т摻佑|,是軋輥溫度和熱凸度變化敏感區(qū),故采用非均勻單元?jiǎng)澐址?,軋輥由表及里,各層厚度逐漸增加。
4.2.2 軋制過(guò)程傳熱數(shù)學(xué)模型
4.2.2.1 無(wú)鋼時(shí)的傳熱計(jì)算模型
(a) 軋輥水冷時(shí)傳熱計(jì)算模型
(1) 無(wú)鋼水冷時(shí)軋輥的散熱量
(4.10)
式中,為水冷時(shí)軋輥與水的散熱傳輸參數(shù),W/K;為水溫,℃;為軋輥外層的溫度,℃;為軸向段數(shù)。
(2) 無(wú)鋼水冷時(shí)軋輥的吸熱量
(4.11)
(b) 軋輥空冷時(shí)傳熱計(jì)算模型
(1) 無(wú)鋼空冷時(shí)軋輥的散熱量
(4.12)
式中,htres為待軋空冷時(shí)軋輥與空氣的散熱傳輸參數(shù),W/K;為空氣的溫度,℃;為軋輥外層的溫度,℃;為軸向段數(shù)。
(2) 無(wú)鋼空冷時(shí)軋輥的吸熱量同(4.11)式。
4.2.2.2 軋制過(guò)程軋輥水冷時(shí)傳熱計(jì)算模型
帶鋼軋制過(guò)程中,帶鋼與軋輥接觸形式如圖4.3所示。
圖4.3 軋輥與帶鋼接觸形式
Fig. 4.3 Contact fashion of roll and strip
軋輥各段與帶鋼接觸狀態(tài)可分為完全接觸段、部分接觸段和非接觸段3種形式。由于軋輥各段與帶鋼接觸狀態(tài)不同,軋輥各段傳熱計(jì)算模型也不同。
(a) 軋輥與帶鋼完全接觸段傳熱計(jì)算模型
(1) 軋輥的散熱量
(4.13)
(2) 軋輥的吸熱量
(4.14)
式中,為帶鋼設(shè)定溫度,℃;為軸向段數(shù);為冷卻水的溫度,℃;為冷卻水溫度的修正值,℃;為軋輥外層的溫度,℃;為軋輥與帶鋼的熱傳輸參數(shù),W/K;為有鋼時(shí)軋輥表層各段與冷卻水之間熱傳輸參數(shù),W/K。
(b) 軋輥與帶鋼部分接觸段傳熱計(jì)算模型
(1) 軋輥的散熱量
(4.15)
(2) 軋輥的吸熱量
(4.16)
式中,為帶鋼設(shè)定溫度,℃;為軸向段數(shù);為軋輥軸向段的長(zhǎng)度,mm;為冷卻水溫度,℃;為冷卻水溫度修正值,℃;為軋輥外層溫度,℃;為軋輥與帶鋼熱傳輸系數(shù),W/K;為有鋼時(shí)軋輥表層各段與冷卻水之間熱傳輸參數(shù),W/K;為無(wú)鋼時(shí)軋輥各段與水的熱傳輸系數(shù),W/K;為軋輥軸向段與帶鋼接觸軋輥長(zhǎng)度,mm。
(c) 軋輥與帶鋼非接觸段傳熱計(jì)算模型
(1) 空冷時(shí)非接觸段傳熱計(jì)算模型
(4.17)
(2) 水冷時(shí)非接觸段傳熱計(jì)算模型
(4.18)
式中,為軋輥各段與空氣的熱傳輸參數(shù),W/K;為軋輥各段之間及軋輥與水的熱傳輸參數(shù),W/K;為冷卻水的溫度,℃;為空氣的溫度,℃;為軋輥外層k段的溫度,℃;為軸向段數(shù)。
4.2.2.3 軋輥徑向單元之間的熱傳輸模型
(4.19)
式中,為單位時(shí)間內(nèi)軋輥散發(fā)的熱量,W;為單位時(shí)間內(nèi)軋輥吸熱量,W;為軋輥第i層第k段交換的熱量,W;為軋輥徑向單元間的熱傳輸系數(shù),W/K;為軋輥外層的溫度,℃;為軋輥第i+1層第k段的溫度,℃;i為徑向?qū)訑?shù);為軸向段數(shù)。
4.2.2.4 軋輥軸向單元之間的熱傳輸模型
(4.20)
式中,為軋輥第i層第k段軸向散熱量,W;為軋輥軸向單元間的熱傳輸系數(shù),W/K;為軋輥外層的溫度,℃;為軋輥第i+1層第k段的溫度,℃;i為徑向?qū)訑?shù);為軸向段數(shù)。
4.2.3 軋輥軸對(duì)稱溫度場(chǎng)計(jì)算模型
軋輥溫度場(chǎng)是求解軋輥熱凸度的前提,即先從能量守恒觀點(diǎn)出發(fā)求解軋輥溫度場(chǎng)。體系增加的熱量使其內(nèi)能發(fā)生變化,溫度升高。根據(jù)式(4.9)求出軋輥溫度變化。設(shè)溫度變化率為,則在時(shí)間內(nèi),體積為的物體儲(chǔ)能變化與溫度變化之間的關(guān)系為:
(4.21)
式中,為體系內(nèi)儲(chǔ)能量的變化;為物質(zhì)密度,;c為物質(zhì)比熱,;為物體體積,;為時(shí)間間隔,;為溫度變化率,。
由于對(duì)工作輥劃分了單元并且溫度變化的時(shí)間很短,可把上式寫為:
(4.22)
將式(4.9)帶入式(4.22)可得:
(4.23)
下面將以式(4.23)為基礎(chǔ),計(jì)算軋輥各層各段的溫度變化。
軋輥單元熱流如圖4.4所示,流入單元熱量為正,流出單元熱量為負(fù)。
圖4.4 單元熱流圖
Fig. 4.4 Heat flow graph of elements
(1) 0層0段軋輥溫度變化量計(jì)算數(shù)學(xué)模型
(4.24)
式中,ftew[0]為第0層的單位熱容,J/K;deltat為時(shí)間間隔,deltat=1.0s。
(2) 0段1~3層軋輥溫度計(jì)算數(shù)學(xué)模型
(4.25)
式中,ftew[i]為第i層的單位熱容,J/K。
(3) 0層1~9段軋輥溫度變化量計(jì)算數(shù)學(xué)模型
(4.26)
(4) 1~3層其余段軋輥溫度變化量計(jì)算數(shù)學(xué)模型
(4.27)
式中,deltat為時(shí)間間隔,s;tstep為溫度變化步長(zhǎng),3℃;dtmax為軋輥外面兩層各段溫差的最大值,℃;ts1為上一次迭代計(jì)算軋輥溫度變化累計(jì)時(shí)間,s;ts為軋輥溫度變化的累計(jì)時(shí)間,s。
在軋輥溫度場(chǎng)模擬計(jì)算中,用式(4.23)先求得軋輥在一定時(shí)間(給定初始值為1s)內(nèi)的溫度變化,再以3.0℃為溫度變化步長(zhǎng)計(jì)算整個(gè)軋制時(shí)間內(nèi)軋輥溫度變化。并判斷軋輥溫度變化累計(jì)時(shí)間ts是否超過(guò)整個(gè)軋制時(shí)間timex。若,則進(jìn)行下一個(gè)溫度步長(zhǎng)計(jì)算,計(jì)算該步長(zhǎng)內(nèi)單元實(shí)際溫度,直到,其中,時(shí)間步長(zhǎng)為最外兩層各段單元溫度變化最大時(shí)所需時(shí)間;當(dāng)剩余時(shí)間不足一個(gè)溫度步長(zhǎng)時(shí),則計(jì)算在剩余時(shí)間結(jié)束后單元溫差,直到軋輥溫度計(jì)算結(jié)束。
4.2.4 相關(guān)熱傳遞參數(shù)的確定
軋制時(shí)冷卻液與工作輥間的熱傳遞系數(shù),對(duì)工作輥溫度場(chǎng)及熱凸度影響很大。圖4.5為國(guó)內(nèi)某1250mm熱連軋廠精軋機(jī)組工作輥冷卻系統(tǒng)圖。軋制過(guò)程中的軋輥熱傳遞主要包括與空氣的自然對(duì)流換熱和與冷卻水的強(qiáng)制對(duì)流換熱??諝庾匀粚?duì)流換熱系數(shù)為=5~15W/(m2K)。
圖4.5 軋輥冷卻水系統(tǒng)分布圖
Fig. 4.5 Diagram of work roll cooling system distribution
因?yàn)檐堓佒胁拷?jīng)常與高溫軋件接觸,為降低軋輥熱凸度,通過(guò)增大冷卻水流量的方法強(qiáng)化軋輥中部冷卻。圖4.6為軋輥冷卻水噴嘴的布置圖,圖中各噴嘴傾斜角度皆為15。
(a)
(b)
(c)
(d)
圖4.6 軋輥冷卻水噴嘴分布圖
Fig. 4.6 Cooling water nozzles distribution
(a) 入口上噴水集管 (b) 入口下噴水集管 (c) 出口上噴水集管 (d) 出口下噴水集管
軋輥溫度場(chǎng)和熱凸度計(jì)算精確與否,主要依賴于邊界條件的確定。研究表明:軋輥與冷卻水的對(duì)流換熱系數(shù)與水的壓力、噴嘴與軋輥表面的距離、噴射角度以及噴射區(qū)內(nèi)水量密度密切相關(guān)。
4.2.4.1 工作輥表層各段與冷卻水熱傳遞系數(shù)的確定
工作輥表層單元的軸向熱傳遞系數(shù)并不是恒定的,在有鋼軋制和無(wú)鋼空過(guò)的狀態(tài)下其熱傳遞系數(shù)不同。
(1) 軋輥不與帶鋼接觸或無(wú)鋼時(shí)與冷卻水間的對(duì)流換熱系數(shù)
軋輥中部
(4.28)
式中,aa0為水冷狀態(tài)及單元位置對(duì)換熱系數(shù)的影響系數(shù);aa1為水冷狀態(tài)及單元位置對(duì)換熱系數(shù)的影響增益系數(shù);rwc為軋輥與水的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2K);其值見表3.1;twd為軋輥直徑,m;aew為軋輥單元長(zhǎng)度,mm;fht為修正系數(shù),取值為0.6;alp為帶鋼咬入角,弧度;dh為帶鋼壓下量,mm;he為入口帶鋼厚度,mm;ha為出口帶鋼厚度,mm;Dw為工作輥直徑,m。
軋輥其他位置:
(4.29)
式中,aeep(m)為軋輥m段與軋輥中部距離,aeep[0]=aew/2,mm;htc(n)為不同水冷狀態(tài)對(duì)熱傳遞系數(shù)的影響系數(shù);dprl(n)為插值運(yùn)算時(shí)的固定距離,mm;n為表層m段單元右端點(diǎn)坐標(biāo)對(duì)應(yīng)換熱系數(shù)的寬度等級(jí),0~8。
表4.1 各機(jī)架上軋輥與水的對(duì)流換熱系數(shù), W/(m2K)
Table 4.1 Heat exchange coefficient between work roll and water, W/(m2K)
n
1
2
3
4
5
6
rwc
16300
15000
14000
15000
10000
10000
(2) 軋輥與帶鋼接觸段的熱傳導(dǎo)系數(shù)
軋輥中部
(4.30)
式中,aa0為水冷狀態(tài)及單元位置對(duì)熱傳遞系數(shù)的影響系數(shù);aa1為水冷狀態(tài)及單元位置對(duì)熱傳遞系數(shù)的影響增益系數(shù);rwc為軋輥與冷卻水間的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2K);其值如表4.1所示;twd為軋輥直徑,m;aew為軋輥單元長(zhǎng)度,mm。
軋輥其它位置
(4.31)
式中,aeep(m)為軋輥m段與軋輥中部距離,mm;htc(n)為不同水冷狀態(tài)及單元位置的影響系數(shù);dprl(n)為插值運(yùn)算時(shí)固定的距離,mm;n為寬度等級(jí)。
4.2.4.2 軋輥與帶鋼間熱傳導(dǎo)系數(shù)的確定
軋輥與帶鋼間熱傳導(dǎo)系數(shù)按下式計(jì)算
(4.32)
式中,rstr為軋輥壓扁半徑,mm;dh為帶鋼壓下量,mm;szu為活套包角引起的帶鋼與軋輥接觸長(zhǎng)度,mm;aew為軋輥單元長(zhǎng)度;alp為帶鋼咬入角,弧度;bz為軋輥與帶鋼接觸時(shí)間,s;rstr為軋輥壓扁半徑,mm;vausi為軋輥線速度,m/s;dpct為插值計(jì)算時(shí)的固定時(shí)間,s;htfv為插值計(jì)算時(shí)與接觸時(shí)間相關(guān)的熱傳遞系數(shù),W/(m2K);n為時(shí)間等級(jí)。
軋輥壓扁半徑的計(jì)算:
(4.33)
式中,Dw為軋機(jī)工作輥直徑,m;prf為預(yù)測(cè)軋制力,N;sw為帶鋼寬度,m;c為與軋輥材質(zhì)相關(guān)的系數(shù)(Cr輥為0.0225,其他輥為0.0273),mm2/kN;為泊松比;為彈性模量,kN/mm2;dh為帶鋼壓下量,mm。
軋輥與帶鋼接觸長(zhǎng)度的計(jì)算,對(duì)于第一個(gè)工作機(jī)架:
(4.34)
對(duì)于最后一個(gè)工作機(jī)架:
(4.35)
式中,alpe=alpp-alpg,度;alpg=alp180/p,度;alpp=2.5
對(duì)于中間工作機(jī)架:
(4.36)
式中,skpa與skpe同上。
4.2.4.3 軋輥徑向?qū)娱g熱傳導(dǎo)系數(shù)的確定
(4.37)
(4.38)
(4.39)
式中,em[i]為工作輥各層單元中心點(diǎn)半徑的計(jì)算,m;r,rg,rk,rkk為各層半徑,mm;d[i]為工作輥各層單元與外側(cè)相鄰單元中點(diǎn)距離,m;coeff(i)為工作輥單元徑向?qū)嵯禂?shù),其值見表4.2;am(i)為工作輥單元徑向熱傳導(dǎo)率計(jì)算中間參數(shù),W/(mK);aew為軋輥各段單元長(zhǎng)度,mm;trl[i]為軋輥第i層的厚度,mm,如圖4.7所示。
表4.2 軋輥各層換熱系數(shù), W/(m2K)
Table 4.2 Heat exchange coefficient of each roll layer, W/(m2K)
層數(shù)
0
1
2
3
換熱系數(shù)
44.4
38
21.6
21.6
圖4.7 各層單元厚度及半徑
Fig. 4.7 Elements thickness and radius of each roll layer
4.2.4.4 軋輥軸向段間熱傳導(dǎo)系數(shù)的確定
軋輥軸向段間熱傳導(dǎo)系數(shù)如下式所示:
(4.40)
(4.41)
4.2.4.5 軋輥各層單元熱容的計(jì)算
第i層單元的單位熱容為:
(4.42)
式中,fff為軋輥比重kg/m3;shc為軋輥材料的比熱,kJ/(kgK)。
4.2.4.6 軋輥與空氣間熱交換系數(shù)的確定
(4.43)
(4.44)
式中,rac(i)為軋輥與空氣熱交換系數(shù),為10.0W/(m2k);dr[i]為工作輥第i層單元厚度,mm。
4.2.5 軋輥熱凸度計(jì)算模型
軋輥熱膨脹可近似用下式計(jì)算:
(4.45)
式中,為軋輥橫截面內(nèi)平均溫度變化,℃;為軋輥線膨脹系數(shù),10-3/℃;為泊松比;為軋輥即時(shí)溫度,℃;為軋輥原始溫度,℃。
對(duì)于軋輥的每層單元,根據(jù)式(4.45)可得軋輥熱膨脹計(jì)算模型:
(4.46)
式中,為軋輥初始溫度;~分別為0、1、2和3層的半徑,即為軋輥半徑。
對(duì)于軋輥的每層單元是一個(gè)常數(shù),由上式可得:
(4.47)
根據(jù)上式可得軋輥各段熱凸度計(jì)算模型:
(4.48)
式中,為軋輥第i層第k段的溫度,℃;為軋輥第k段熱膨脹量,mm;為軋輥第k段的實(shí)際熱膨脹量,mm;rt為軋輥溫度,℃;timex為整個(gè)軋制過(guò)程時(shí)間,s;twd為工作輥的直徑,m;dsoll為距離結(jié)束軋輥溫度的計(jì)算時(shí)間,s;fcewtc為溫度變化引起的斷面膨脹面積,mmm;coeffpz(i)為軋輥第i層熱膨脹系數(shù),10-3/℃,見表4.3。
表4.3 軋輥各層熱膨脹系數(shù)coeff(i), 10-3/℃
Table 4.3 Heat expansion coefficient of each roll layer coeff(i), 10-3/℃
層數(shù)(i)
0
1
2
3
Cr 輥
0.0117
0.0118
0.0120
0.0120
鑄鐵輥
0.0117
0.011
0.0102
0.0102
若考慮軋輥橫移,那么軋輥中心相對(duì)于帶鋼左右參考點(diǎn)對(duì)應(yīng)的輥身處的軋輥熱凸度可用下式表示:
(4.49)
式中,、分別為左右參考點(diǎn)熱膨脹,mm;為軋輥中心線處的熱膨脹,mm;、為左側(cè)參考點(diǎn)所在單元兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的熱膨脹,mm;、為左側(cè)參考點(diǎn)所在單元兩側(cè)節(jié)點(diǎn)與軋輥中心線距離,mm;、為右側(cè)參考點(diǎn)所在單元兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的熱凸度,mm;、為右側(cè)參考點(diǎn)所在單元兩側(cè)節(jié)點(diǎn)與軋輥中心線距離,mm;、為左右側(cè)參考點(diǎn)與工作輥中線的距離,mm;B為帶鋼的寬度,m;為參考點(diǎn)距帶鋼邊部距離,mm。
4.2.6 軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度計(jì)算流程
軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度基本模型建立后,用C++語(yǔ)言編制了軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度離線模擬計(jì)算程序,計(jì)算流程如圖4.8所示。
圖4.8 軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度計(jì)算流程圖
Fig. 4.8 Calculation flow chart of roll temperature field and thermal crown
4.3 軋輥表面溫度及熱膨脹實(shí)驗(yàn)
通過(guò)軋輥表面溫度及熱膨脹實(shí)驗(yàn),將程序計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較,優(yōu)化模型參數(shù),提高模型精度。
4.3.1 實(shí)驗(yàn)步驟
現(xiàn)以F6為例,說(shuō)明實(shí)驗(yàn)主要步驟:
(1) 實(shí)驗(yàn)開始軋制第一卷帶鋼時(shí),F(xiàn)6輥型即為磨床磨削后的初始輥型。為盡可能使軋制過(guò)程緊湊,并考慮到軋制時(shí)間對(duì)軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度的影響,在實(shí)驗(yàn)開始約兩個(gè)小時(shí)后,快速關(guān)閉F6機(jī)架冷卻水,迅速抽出上下輥,保證軋制結(jié)束后軋輥冷卻水作用F6任一軋輥的時(shí)間不超過(guò)3分鐘。
(2) 將軋輥表面冷卻水擦凈,采用測(cè)溫筆快速測(cè)量軋輥表面溫度,測(cè)量間距為50mm,方向與磨床磨削軋輥方向一致,同一軋輥沿不同路徑測(cè)量?jī)纱?,兩次路徑間的軋輥圓心角應(yīng)接近180度。
(3) 測(cè)量F6冷卻水溫度及周圍空氣溫度。
(4) 吊離軋輥,拆除軋輥軸承座,將軋輥固定在磨床上。在磨削前,采用步驟(2)的方法測(cè)量軋輥表面溫度,但這兩次測(cè)量路徑需避開吊離軋輥時(shí)夾具與軋輥接觸的區(qū)域。用磨床測(cè)量當(dāng)前狀態(tài)軋輥輥型曲線,間距為10mm。
(5) 吊離軋輥,安裝軸承座,對(duì)軋輥進(jìn)行3~4個(gè)小時(shí)水冷,冷卻至室溫。擦凈輥輥身表面冷卻水,采用步驟2的方法測(cè)量軋輥表面溫度。
(6) 拆除軋輥軸承座,將軋輥固定在磨床上,用磨床再次測(cè)量輥型曲線,間距為10mm。
(7) 實(shí)驗(yàn)結(jié)束,整理如下文件:軋輥上機(jī)前輥型,下機(jī)后測(cè)量輥型及磨削前輥型數(shù)據(jù)文件及軋輥表面溫度檢測(cè)數(shù)據(jù)文件。
4.3.2 實(shí)驗(yàn)軋制規(guī)程
此實(shí)驗(yàn)共軋制101卷帶鋼。帶鋼寬度及出口厚度如圖4.9所示,帶鋼寬度變化范圍為1010~1020mm,出口厚度變化范圍為2.5~4.0mm。
圖4.9 帶鋼寬度與出口帶鋼厚度變化
Fig. 4.9 Variation of strip width and thickness at exit
4.3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果
4.3.3.1 軋輥表面溫度
圖4.10為各架軋輥表面溫度分布圖。
圖4.10 各架軋輥表面溫度
Fig. 4.10 Roll surface temperature of different stand
圖4.11為軋制結(jié)束后F6軋輥各層(第3層為軋輥表層)溫度及表層實(shí)測(cè)溫度。
圖4.11 F6軋輥各層溫度及表層實(shí)測(cè)溫度
Fig. 4.11 Temperature of F6 roll layers and roll surface measurement
由圖4.10可知,在軋制結(jié)束后,在相同的輥身位置F2表面溫度最高,F(xiàn)6表面溫度最低。F1~F6表面最高溫度均發(fā)生在帶鋼與輥身接觸中心區(qū)域。其最高溫度分別為:86、90、88、88、83和79℃。
由圖4.11可知,在F6軋輥與帶鋼接觸區(qū)域,軋輥溫度由表及里逐漸降低;在與帶鋼非接觸區(qū)域,軋輥溫度由表及里逐漸升高。軋輥表面溫度計(jì)算值與測(cè)量值吻合較好,在輥身相同部分,最大溫差不超過(guò)3℃。
4.3.3.2 軋輥表面熱膨脹
圖4.12為F6軋輥表面熱膨脹計(jì)算值與實(shí)測(cè)值。由圖4.12可知,軋輥表面熱膨脹計(jì)算值與實(shí)測(cè)值吻合較好。在距軋輥中心458mm位置處兩者差值最大,為4μm。
圖4.12 F6軋輥表面熱膨脹計(jì)算值與實(shí)測(cè)值(半徑方向)
Fig. 4.12 Calculation and measurement of F6 roll surface expansion (in radius direction)
圖4.13為各架軋輥表面半徑方向熱膨脹示意圖。由圖4.13可知,在輥身相同部位,F(xiàn)2軋輥表面熱膨脹值最大,F(xiàn)6軋輥表面熱膨脹值最小。在帶鋼與軋輥接觸端部區(qū)域,軋輥表面熱膨脹值下降較明顯。F1~F6軋輥表面中心最大熱膨脹量分別為:92、96、89、87、80和77μm。
圖4.13 各架軋輥表面熱膨脹(半徑方向)
Fig. 4.13 Roll surface expansion of each stand (in radius direction)
圖4.14為軋制每卷帶鋼時(shí)F2和F6軋輥表面中心熱膨脹量。
圖4.14 F2及F6軋輥表面中心熱膨脹變化(半徑方向)
Fig. 4.14 Roll surface middle expansion of F2 and F6 (in radius direction)
由圖4.14可知,F(xiàn)2和F6軋輥表面中心熱膨脹量變化規(guī)律大致相同。在整個(gè)軋制規(guī)程中,當(dāng)軋制41卷帶鋼時(shí),F(xiàn)2和F6軋輥表面中心熱膨脹量達(dá)到最大,分別為101和80μm。在軋制42、56、67和78卷時(shí)軋輥表面中心熱膨脹量下降較快,這是因?yàn)橹八鋾r(shí)間較長(zhǎng)的緣故。隨著帶鋼卷數(shù)的增加,軋輥內(nèi)部的溫度場(chǎng)趨于平衡,軋輥表面中心熱膨脹量也趨于穩(wěn)定。
4.4 本章小結(jié)
(1) 采用有限差分法,建立了軸對(duì)稱軋輥溫度場(chǎng)及熱膨脹數(shù)學(xué)模型,采用C++高級(jí)程序語(yǔ)言編制了離線模擬程序。
(2) 進(jìn)行了軋輥熱凸度實(shí)驗(yàn),并與程序計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較,兩者吻合較好,證明了所建立的軋輥溫度場(chǎng)及熱凸度模型具有較高的計(jì)算精度。
(3) 一個(gè)軋制周期結(jié)束后,F(xiàn)1~F6各架軋輥表面最高溫度分別為86、90、88、88、83和79℃;軋輥表面中心熱膨脹量分別為92、96、89、87、80和77μm。隨著軋制帶鋼卷數(shù)的增加,軋輥表面熱膨脹量變化趨于穩(wěn)定。