轧制实验

轧制实验（精选7篇）

轧制实验 篇1

0 引言

自20世纪70年代以来,万能轧制方法被普遍用于H型钢轧制,因此各国学者对万能法轧制H型钢进行了系统深入的理论研究[1,2,3]。尽管万能轧制方法用于钢轨轧制已有近30年时间,但是目前钢轧制过程的研究主要依靠有限元软件进行数值模拟来完成[4,5,6]。由于万能法生产钢轨和H型钢有一定的类似性,所以H型钢的某些理论研究结果可以作为钢轨轧制过程理论研究的重要参考和借鉴[6,7,8,9]。

万能轧制过程中,准确控制轨底和轨头宽展,对保证钢轨成品质量具有非常重要的意义。如果轨头或者轨底在轧制过程中产生拉缩,也就是宽展为负值,那么在万能轧制道次后的轧边道次中会导致轨底边部和轨头边部加工不足,对钢轨的性能产生很大影响。反之如果宽展过大,则会因为轧边道次压下量过大导致轨底侧弯或局部褶皱,同样会产生次品或者对钢轨性能产生不利影响。因此掌握轨头和轨底宽度变化规律并对其宽展进行准确控制是得到高质量钢轨的一个关键因素。

万能轧机包括四个轧辊,上下两个水平辊为主动辊,两个立辊为从动辊。钢轨在四辊万能孔型中变形时,可以根据钢轨的断面特点以及变形特点把钢轨断面分成轨腰、轨底和轨头三部分。由于轨腰宽展受到轨底及轨头的限制,可以假设轨腰在轧制过程中没有宽展,金属全部向轨腰延伸方向流动。轨底在立辊和水平辊侧面之间进行搓轧,其宽展为自由宽展。轨头在箱形孔型和水平辊侧面之间进行搓轧,在箱形孔型中产生限制宽展。钢轨的三部分变形特点和金属流动规律差别较大,但在出万能孔型时又是作为一个整体,轨腰部分金属流动要受到轨底和轨底金属流动的影响,也就是一般情况下轨腰和轨底之间及轨腰和轨头之间有横向金属流动。

1 钢轨万能轧制过程轨头宽展

轨头作为钢轨断面的一部分在箱形孔型中变形,而箱形孔型中轧制时宽展一般采用Smirnov公式来计算,但是Smirnov公式只考虑了孔型形状、压下系数以及摩擦因数的影响,没有考虑金属材质的影响和轨腰变形对轨头宽展的影响。当轨头延伸与轨腰延伸不相等时,金属会在轨腰断面和轨头断面之间流动试图减小延伸的差异。由于延伸不协调产生的金属流动不但存在于轨头或轨腰的横断面上,而且还存在于轨头或轨腰的纵向断面上,且金属流动量的大小以及张应力的大小到目前为止还很难定量计算,所以在求轨头宽展时,公式中引入了考虑轨腰和轨头之间压下率差异的变形协调系数cwt以及轧件材质影响系数cm。

轨头在箱形孔型中的宽展系数βt和最大宽展Δbt可以由修正后的Smirnov公式求得:

Δbt=βtWt0 (1)

$\beta {}_{\text{t}}=c{}_{\text{w}\text{t}}c{}_{\text{m}}[1+0.0674(\frac{1}{\eta {}_{\text{t}}}-1){}^{0.862}\cdot$

A0.746a${}_0^{0.763}$ψ0.160(tanα)0.362] (2)

$c{}_{\text{w}\text{t}}=1+(\frac{\eta {}_{\text{w}}}{\eta {}_{\text{t}}}-1)w{}_{\text{f}}(3)$

$A=\frac{R{}_{\text{v}\text{t}}-{\rm H}{}_{\text{f}}+G{}_{\text{v}\text{t}}}{{\rm H}{}_{\text{f}}}(4)$

$a{}_0=\frac{{\rm H}{}_{\text{t}0}}{W{}_{\text{t}0}}(5)$

$\frac{1}{\eta {}_{\text{t}}}=\frac{{\rm H}{}_{\text{t}0}}{{\rm H}{}_{\text{f}}}(6)$

式中,wf为流向横向断面的金属占金属总流动量的比例;A为轧辊折算直径;a0为轧前轧件轴比;α为箱形孔型侧壁斜度;ηt为轨头压下系数;ηw为轨腰压下系数;Gvt为立辊的辊缝值;Rvt为立辊的最大半径;Hf为轨头的出口高度;Ht0为轨头的入口高度;Wt0为轨头的入口宽度;ψ为Smirnov给出的摩擦因数。

表1给出了金属材质对宽展的影响系数;表2给出了Smirnov给出的摩擦因数ψ的值。

由式(3)可知,当轨头压下系数ηt等于轨腰压下系数ηw时,变形协调系数cwt=1。假设轨腰断面和轨头断面之间的金属流动完全为横向流动, 即流向横向断面的金属占金属总流动量的比

例wf=1,则变形协调系数cwt=ηw/ηt。钢轨材料为普碳钢时cm值取为1。

2 钢轨万能轧制过程刚塑性有限元模拟

用刚塑性有限元软件DEFORM-3D V5.0建立分析模型时,将轧件设为刚塑性体,水平辊辊套设为刚性体,立辊辊套设为弹性体,辊套内转轴设为刚性体。由于异型坯断面上下对称,取立辊及异型坯上半部分建模,在对称面上添加对称面约束。万能轧制实验所用坯料为购买的18kg/m标准轻轨,由于实验室万能轧机立辊尺寸限制,将18kg/m标准轻轨异型坯腿部尺寸加工到60mm,水平辊尺寸和轧制轨头立辊尺寸如图1所示,轧制轨底立辊直径为210mm,辊身长度为65mm。单元采用四节点四面体单元,异型坯共划分43 564个单元。轧制轨底立辊辊套共划分26 837个单元,

(b)轧制轨头立辊尺寸

轧制轨头立辊辊套共划分54 603个单元。

轧件和轧辊之间的接触传热系数为110kW/(m2·K),轧件和环境之间的对流传热系数取20W/(m2·K)。环境温度设为25℃,轧制重轨时轧件初始温度设为1150℃。轧件的弹性模量取1.92GPa,泊松比取0.23,热膨胀系数取7.92×10-7℃-1,导热系数为30W/(m·K),热辐射系数取0.2,功热转换系数为0.9。水平辊与轧件摩擦因数取为0.35,立辊辊套与轧件摩擦因数取0.3。立辊辊套的弹性模量取2.11GPa,泊松比取0.23。

根据以上数据,我们对6组轧件不同轧制规程时的Z方向位移进行了模拟。

3 钢轨万能轧制实验研究

为验证理论模型计算结果和数值模拟结果,利用燕山大学轧钢实验室的三机架万能可逆连轧机组(图2a)及箱式加热炉(图2b)进行了钢轨热轧实验,轧后轧件如图2c所示。根据实验设备及轧辊辊套尺寸,购买了1根6m长的18kg/m标准轻轨用于钢轨热轧实验, 钢轨材料为普碳钢Q235。 在锯床上将轻轨锯切为300mm长的坯料,

(c)轧后轧件

共计20根。将箱式加热炉逐步加热到1250℃以后,保温120min左右,然后将每3根轧件一组一同放入加热炉中加热25~30min,至炉内温度达到1050~1100℃时取出,对轧件进行除鳞后送入万能轧机进行热轧。轧件共分为6组,每组轧件采用不同的轧制规程(表3)。轧后轨头的最大宽展由每组3根轧件宽展实测结果的平均值得到。

4 结果及讨论

18kg/m轻轨万能轧制过程中6组轧件轨头最大宽展的数值模拟结果、实测平均值和理论计算结果的比较见表4。由表3和表4可知,轨头压下率与轨头宽展成正比,其对宽展影响比较大。而轧制温度和轧制速度主要通过影响摩擦因数来间接影响宽展,其对宽展的影响要小一些。当轨腰压下率小于轨头压下率(即轨腰压下系数大于轨底压下系数)时,轨腰延伸小于轨头延伸,为了达到变形协调,轨头部分必须有额外的金属横向流动以减小轨头的纵向延伸,从而使轨头的宽展变大。反之则轨头宽展变小。

5 结论

(1)轻轨万能轧制过程中,轨头的最大宽展较小,并且随轨头压下率的变化比较明显。

(2)变形协调系数的引入考虑了轨腰对轨头宽展的影响,提高了轨头宽展公式的计算精度。

(3)修正后的轨头宽展模型具有比较高的精度,其计算结果比未修正的模型更接近于实测值。

参考文献

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轧制实验 篇2

异形断面金属包覆材料的常用加工方法主要有热挤压法[4]和复合拉拔成形法[5,6]。热挤压法只适用于包覆层与芯材金属化学相容较好,且两种材料的屈服强度差较小[7,8]的金属包覆材料的制备。铜与铝的屈服强度比较大,且在高温下易形成脆性相[9],因此,热挤压法难以用于铜包铝复合扁线的制备。而复合拉拔法存在工艺流程长、界面结合强度低等问题,且难以适用于宽厚比大的扁线加工[10]。

铜和铝均具有优良的冷成形性能,而平辊轧制是一种高效、低成本的制备扁平断面材料的加工方法。因此,采用平辊轧制法生产铜包铝复合扁线是一种技术可行且成本较低的方法。本研究采用刚塑性有限元法对铜包铝复合棒材平辊轧制的流变行为进行数值模拟分析,主要分析变形量对铜包铝扁线尺寸的影响规律,并通过实验对有限元模拟结果进行了验证。

1 有限元模拟分析

铜包铝复合圆线平辊轧制时压下率εh定义为:

式中:h0、h1分别为坯料轧前、轧后的厚度(如图1所示);Δh为道次压下量。

轧件宽展率 Δb和延伸率λ 分别定义为:

式中:b0、b1分别为坯料轧前、轧后的宽度(如图1所示);l0、l1分别为坯料轧前、轧后的长度。

在棒材的平辊轧制变形过程中,宽度和厚度方向具有对称性,故在有限元计算中仅取1/4圆柱体为计算对象。Ab-basi M等[11]的研究表明,适当厚度的界面过渡层对铜包铝复合材料的冷成形性能影响较小。因此计算中假定铜层与铝芯直接接触,且不发生分离现象,取轧辊直径D=300mm,轧制速度v=0.3m/s,摩擦系数f=0.25。

2 结果与分析

2.1 数值模拟结果分析

第一道次轧制时压下率对宽展率和延伸率的影响如图2所示。

由图2可见,随压下率的增加,轧件的宽展率和延伸率均逐渐增大,宽展率与压下率之间存在近似线性关系。当压下率为13.3%时,宽展率与延伸率基本相等,而随压下率的增大,宽展率与延伸率两者之差增加,这表明随变形量增大,相对延伸变形,压下率对宽展的影响更显著。这是因为当压下率增加时,轧制压下的金属体积增加,宽展随压下率增加而增大。从图2中还可以看出,当压下率小于46.7%时,延伸率与压下率之间也存在着近似的线性关系,而当压下率大于46.7%(压下量为14mm)时,延伸率的增长趋势增大。这是因为在由圆断面到扁形断面的平辊轧制变形中,当压下率较小时,后滑区与轧辊表面的接触宽度较小,金属沿宽度方向流动的趋势增大,使宽展变形强于延伸变形。而当压下率较大时,与轧辊表面接触的金属宽度增大,变形区长度增加的趋势减小,从而使坯料与轧辊表面接触的宽度增长快于变形区长度的增加。因此,轧制方向和宽度方向的阻力之比减小,则延伸变形相对增强。

压下率对宽展指数w =Δb/εh的影响如图3所示。从图3中可以看出,在压下率小于40%时,随压下率的增加,宽展指数增大至1.9后逐渐变小。这是因为当坯料直径一定时,压下率增加,变形区长度增长,从而使轧制方向的塑性流动阻力增加;同时,压下率增加,其轧制压下的金属体积增加,两者综合作用使宽展指数随压下率增加而增大。然而,压下率增加,坯料与轧辊接触的宽度增加,沿横向流动的摩擦阻力增大,宽展增加的趋势减小。因此,当压下率大于40%时,随压下率增大,宽展指数逐渐减小。

第二道次轧制时铜包铝扁排材料(轧前坯料的断面尺寸为37mm×18mm)压下率对轧件宽展率和延伸率的影响如图4所示。从图4中可以看出,宽展率与压下率呈近似的线性关系,延伸率的增加明显快于宽展率的增加。与第一道次轧制(如图2所示)相比,轧件宽展率随压下率的增加而增长的趋势明显减小。在后续轧制道次中,轧制后的扁形断面铜包铝复合材料的压下率对轧制延伸变形的影响比宽展变形更显著。这是因为在变形量相同时,后续道次与第一道次平辊轧制相比,几何变形区长度l减小,坯料与轧辊表面接触的宽度增加,轧件在轧制方向和宽度方向的阻力之比减小,轧件延伸变形的作用增强。

2.2 实验结果分析

轧辊直径D=300mm,轧制速度v=0.3m/s时,铜包铝棒材平辊轧制时压下率对宽展率的影响如图5所示。从图5中可以看出,当压下率增大时,轧件宽展率增大,宽展率与压下率之间存在近似线性关系;第二道次轧制时宽展率明显减小,这是因为第二道次轧制时,轧件与轧辊表面的接触宽度相比棒坯轧制时大为增加,在压下率相同时,变形区长度减小。因此,金属在轧制方向和宽度方向的阻力之比大大降低,轧制的宽展率大为减小,这与有限元模拟的结果一致。

轧后扁排及铜层断面如图6所示。从图6中可见,总体来说铜层厚度的分布均匀性较好。

3 结论

(1)铜包铝棒材平辊轧制的宽展率和延伸率与压下率之间存在较为明显的线性关系;随压下率的增加,宽展指数先增大后减小,在压下率为40% 时宽展指数达到最大(1.9)。(2)在后续轧制道次中,扁形断面铜包铝复合材料的压下率对轧制延伸变形的影响比宽展变形更显著。(3)有限元计算结果与实验结果具有较好的一致性。

摘要：采用刚塑性有限元法,研究了变形量对铜包铝复合棒材由圆断面到扁平断面的轧制变形行为的影响,并对模拟结果进行了实验验证。结果表明:铜包铝棒材平辊轧制的宽展率和延伸率与压下率之间存在较为明显的线性关系;随压下率的增加,宽展指数先增大后减小,在压下率为40%时达到最大,为1.9;在后续轧制道次中,扁形断面铜包铝复合材料的压下率对轧制延伸变形的影响比宽展变形更显著;有限元计算结果与实验结果具有较好的一致性。

轧制实验 篇3

钢轨万能轧制过程轧件变形比较大,求解其轧制力时可认为轧件为刚塑性材料,而刚塑性材料的极值原理在求解轧制力近似解方面应用比较广泛,便于实现编程计算和轧制过程自动控制以及轧制规程优化,其精度和可靠性在工程应用方面已经得到证实.因此可应用刚塑性材料的上限原理来建立万能轧制过程轧制力近似解的理论模型,求出上限解.

1 建立钢轨轧制过程的简化理论模型

如图1所示,在万能法轧制钢轨过程中,为了简化理论分析模型,可以借鉴棒材轧制时求“平均轧辊半径”的方法求出轧辊平均工作半径[5～8],把带孔型立辊简化为半径为平均工作半径的平辊,这样就可以降低理论分析的难度.

1.1 轨头轧制模型的简化

如图1所示,为了求得轧辊平均工作半径的值,必须确定接触边界临界点(Cy,Cz)的位置.本文中接触边界临界点定义为出口断面上应力自由表面与箱形孔型的侧壁的交点.

临界点求得以后,轧件的有效接触断面(图3中剖面区域)面积可表示为

式中,Hf为孔型的高度,Wt0为入口轧件的宽度,为简化后立辊与水平辊侧面辊缝.因此立辊的平均工作半径可以表示为

简化后的立辊可以表示为半径为,辊缝大小为的平辊.

1.2 钢轨轧制过程的简化理论模型的建立

如图2所示,轧制轨头的立辊简化为水平辊后,可以建立钢轨轧制过程的简化理论模型.此模型的变形区和速度间断面如下:

(1)在钢轨轧制过程中,轧件上共有7个变形区(图2):(Ⅰ)立辊和轨头之间的变形区;(Ⅱ)水平辊和轨腰之间的变形区;(Ⅲ)立辊和轨底之间的变形区;(Ⅳ)水平辊侧面和轨头内侧之间的轨头单独变形区;(Ⅴ)水平辊侧面和轨头内侧之间的轨头轨腰共同变形区;(Ⅵ)水平辊侧面和轨底内侧之间的轨底单独变形区;(Ⅶ)水平辊侧面和轨底内侧之间的轨底轨腰共同变形区.

(2)在7个变形区之间存在10个速度间断面(分别在图4所示1,2,3,4,5,6,1',2',3',6'处).

2 作用在水平辊上的轧制力

2.1 轨腰运动学许可速度场的求解

为了进一步简化模型,可以假设轨头和轨底与轨腰之间没有金属交换和流动.则轨腰变形区的应变速度场为

式中,Vh为水平辊的线速度,δw为轨腰对水平辊的前滑系数,Rh为水平辊半径.

由式(6)可知沿x,y,z轴3个方向的主应变速率之和为0,因此所给出的速度场为运动学上可能的速度场.

剪应变速度强度可表示为

2.2 轧制轨腰所消耗的功率

轨腰的塑性变形区(Ⅱ)所消耗的功率

塑性变形区(Ⅱ)的速度间断面所消耗的功率为

式中Kw为轧制轨腰的变形抗力.

2.3 水平辊侧面与轨头和轨底接触面上所消耗的摩擦功率

在轨底的变形区(Ⅵ)和变形区(Ⅶ)的接触面上,水平辊侧面和轨底内侧的相对速度为

因此所消耗的功率可表示为

式中,为水平辊侧面和轨底接触区的平均单位压力,fhb为水平辊侧面与轨头之间的摩擦系数.同理可求得水平辊侧面和轨头的接触面上的相对速度ΔVht,平均单位压力和所消耗的功率Nht.

2.4 水平辊与轨腰表面的摩擦功率

在变形区内,水平辊表面线速度沿轧制方向的分量与轨腰接触面沿轧制方向流动速度的分量的差值为

后滑区内的摩擦功率为

式中,fhw为水平辊和轨腰之间的摩擦系数,为水平辊与轨腰接触区的平均单位压力,αh为水平辊咬入角,γh为轨腰变形区中性角.

前滑区内的摩擦功率为

2.5 水平辊上轧制力的求解

由上限法可知

式中ψh为水平辊的力臂系数,Lw为轨腰变形区长度.

3 轧制轨底立辊轧制力的求解

3.1 轨底剪应变速度强度

轨底剪应变速度强度可表示为

式中,Rvb为轧制轨底立辊的半径.

3.2 轧制轨底所消耗功率的确定

3.2.1 轧制轨底所消耗塑性变形功率的确定

轨底变形区(Ⅲ)的塑性变形功率可表示为

在此变形区内的速度间断面1,2,6上消耗的功率为

式中,Kb为轧制轨底的变形抗力,Lb为轨底变形区长度.

3.2.2 在立辊和轨底接触面上消耗的摩擦功率

立辊表面和轨底表面的相对速度可表示为

式中,δvb为轨底相对于轧制轨底立辊的前滑系数.

轨底变形区中也有前滑区和后滑区,前滑区内消耗的摩擦功率为

式中,fvb为轨底与立辊间的摩擦系数,为轧制轨底立辊接触区的平均单位压力.后滑区内消耗的摩擦功率为

式中,fvb为轨底与立辊间的摩擦系数,αvb为轨底与立辊之间变形区的咬入角,γvb为轨底与立辊之间变形区的中性角.

消耗的总摩擦功率为

3.3 轧制轨底立辊轧制力的求解

式中,ψvb为轧制轨头立辊的力臂系数.

4 轧制轨头的立辊轧制力的求解

轧制轨头的立辊轧制力的求解过程与轧制轨底的立辊轧制力求解过程基本一致,限于篇幅不再给出求解公式.

5 计算结果及讨论

根据国内某大型钢铁集团公司大型厂万能连轧机组的轧制规程和设备参数(表1),由式(1),(2)可将其轧制轨头立辊简化为平辊.轧制规程及轧辊尺寸确定后,轧制力大小与相应轧辊的中性角及前滑系数以及变形抗力、接触变形区平均单位压力有关,由于中性角及前滑系数理论计算模型非常复杂,鉴于篇幅没有在本文中给出其推导过程.

为了进一步比较,用上限法计算出了轧制50kg/m重轨时作用在水平辊和立辊上的轧制力,并且求出了在相同变形条件下用板带轧制力计算公式计算得到的的轧制力(表2).通过与轧制现场数据的比较可知,二辊板带轧制压力公式用于万能轧制过程时,其误差比较大,尤其是水平辊轧制力最大相对误差达到了65.9%.主要原因是由于万能轧机水平辊同时受到轨腰以及轨底和轨底内侧的挤压,使水平辊轧制力比相同条件下二辊轧机轧制力大大增加.上限解和现场数据比较接近,由于对轧制轨头立辊进行了简化,所以此立辊轧制力误差要大一些.

6 结论

(1)立辊简化模型的建立使轧制力求解过程变得容易实现,且求出的轧制力接近于现场数据证明了简化模型的合理性.

(2)二辊板带轧制压力公式在用于计算钢轨万能轧制过程轧制力时,误差非常大(尤其是水平辊),所以传统的板带轧制压力公式不能直接用于钢轨万能轧制.

(3)上限原理求得的轧制力大于现场数据,但最大误差不超过13%,最小误差仅为4.6%.因此根据上限法进行轧制力计算和轧制工艺参数设定是比较可靠的,且易于实现编程计算.

参考文献

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喷射轧制技术的研究进展 篇4

喷射轧制工艺是将熔体雾化、喷射沉积、双辊铸轧结合为一体, 在一步工序内从液态金属直接制备高性能金属板带材的一种薄带连铸连轧技术[1], 实现了高效、节能、短流程的喷射成形技术和轧制技术有机结合, 符合绿色制造的方向。

1968年英国A.R.E. Singer教授[2]提出采用喷射沉积形成板坯, 在板坯未冷却时轧制成带材的方法, 目的是缩短流程, 节约能耗, 但是由于喷射沉积坯的厚度不均匀, 存在孔隙, 轧制时容易产生缺陷, 因而研究未能延续。2003年加州大学Davis分校的E.J. Lavernia和美国爱达荷国家工程与环境实验室 (INEEL) 的Kevin M. McHugha等[3]开始了对喷射轧制的研究, 提出的喷射轧制示意图如图1所示。

喷射轧制过程 (如图1所示) 可分为两个阶段: (1) 使用惰性气体 (如氮气) 通过线性喷嘴将熔融的金属雾化成细小的液滴 (20～200μm[3]) , 液滴因不同的尺寸, 在飞行过程中与外界发生传导传热或者辐射传热的热力学行为也不同, 因而液滴可呈固态、半固态或液态, 并最终沉积于轧辊表面; (2) 具有一定的固相分数下的沉积物质进入辊缝轧制致密化, 与轧辊面接触发生热传导, 直至完全凝固。

喷射轧制加工方法与传统的铸锭冶金 (Ingot metallurgy) 制造方法相比, 可节省能源消耗, 降低成本, 材料组织中溶质分布更均匀, 合金化强度较高。喷射轧制加工方法与双辊铸造方法[4,5] 相比, 喷射轧制不采用水冷空心轧辊控制冷却速率, 产生一个糊状区, 能生产具有较宽凝固温度范围的铝合金, 而采用双辊铸造还不能用于商业化生产2124和7050合金。喷射轧制方法与喷射成形方法相比, 喷射轧制生产的板材比喷射成形板材的孔隙率 (2%～8%) [6,7] 低, 避免了后续轧制过程中的开裂。

喷射轧制方法制备的材料具有细小的等轴晶组织, 致密度高, 由于惰性气体的保护使得合金的含氧量低, 合金性能比常规铸锻材料有较大提高, 工艺流程短, 能源利用率高, 可近终成形等[8,9], 但是设备复杂, 成本仍然较高。

国内目前还未见喷射轧制工艺研究工作的报道, 对其进行研究将会促进材料性能的提高。国外的喷射轧制技术在不断发展中, 本文综述了近年来喷射轧制技术的研究现状, 并预测了该技术的发展前景。

2 喷射轧制技术的研究概况

喷射轧制是一项相对较新的带材加工技术, 已经取得了一些初步的成果。目前对于喷射轧制技术的研究还处于实验室研制阶段, 而且仅限于少数工业发达国家, 如德国、美国、英国等。美国爱达荷国家工程与环境实验室等[6,10,11,12,13]正在开展喷射轧制的合作项目。

K.M. McHugh等试制出1台实验室规模带材喷射轧制机, 成功制备了宽200mm、厚1.6～6.4mm的2124和7050合金带材, 并评估了带材性能和工艺参数之间的关系。该项研究结果表明, 喷射轧制材料的显微组织和综合力学性能明显优于常规工艺得到的材料 (如图2所示) , 经过喷射轧制后, 2124合金、7050-T76合金均具有相对细小、均匀的等轴晶 (约10μm) 显微组织 (如图2所示) , 晶粒未表现出方向性, 成分均无明显偏析, 因此材料力学性能的各向异性小, 即喷射轧制材料的纵向与横向力学性能非常接近, 而常规工艺材料的性能对轧制方向较敏感[14]。

喷射轧制工艺复杂, 影响因素较多, K.M. McHugh研究了固相分数对带材质量的影响, 通过调节气体金属液滴流率比 (G/M) 控制固相分数, 从而控制液滴的平均大小和冷却速度, 得到所需的材料显微组织和力学性能。喷射轧制能够高效地制备出有较宽凝固温度范围的合金材料, 其中固态分数的增加使得材料的拉伸性能提高。

上述研究只得出了气体质量流率对最终材料力学性能的影响, 没有对其它的主要工艺参数进行研究;此外, 也只得出了定性的结果, 没有定量分析, 也未进行气体金属质量流率比对材料力学性能影响的理论分析。

J.W.Rogers等[15]对喷射轧制的各项工艺参数进行了深入探索, 以5083铝合金的冷却特性为例, 研究了如雾化液滴在沉积区和轧制区的冷却速率与沉积坯中液相分数的关系。结果表明, 在喷射轧制过程中, 要求沉积轧制区和沉积区存在适当的液相分数 (对进入轧制区的液相分数为10%～30%) , 能消除轧制过程中的孔隙, 防止开裂。

相比美国爱达荷国家工程与环境实验室而言, J.W.Rogers等对工艺参数理论分析方面的研究更加完善, 通过对喷射轧制冷却特性的分析, 得出相关工艺参数对材料冷却特性的影响, 从而定量地优化了相关工艺参数。但是, 他们并没有对材料的冷却过程, 特别是轧制过程进行建模以致无法得到材料的详细冷却情况。

Jean-Pierre Delplanque等[16]以3003和5083铝合金为例, 研究了喷射轧制材料的组织和性能, 结果表明喷射轧制5083合金表现出更均匀的组织结构 (如图3所示) [17]。

由此可见, 喷射轧制技术具有较大的优势, 在工艺试验和理论方面取得了一定的进展。喷射轧制的基本原理可以通过结合其它成形方法较为成熟的理论进行研究 (如图4所示) 。喷射轧制中喷射和沉积阶段的传热传质情况与喷射成形中喷射和沉积阶段的传热传质情况相似, 喷射轧制中轧制阶段的传热传质情况可以借鉴双棍铸轧中轧制阶段的传热传质规律[18,19,20]。在整个喷射轧制过程中, 均存在介于固态和液态之间的半固态, 因此可参考半固态热轧进行探讨。喷射轧制涉及到半固态流动变形理论和塑性变形理论, 快速凝固与致密化规律, 多相流传热传质模型, 显微组织的形成与演变规律。喷射轧制过程由于受复杂的多相体系、多参数共同作用与控制, 是一种较为复杂的工艺, 因此研究的难度较大。

3 喷射轧制技术的理论研究及数值模拟

采用数值模拟技术建模和模拟可以揭示喷射轧制过程中的规律, 较真实地展现雾化液滴的凝固过程和沉积坯的形状演变过程, 节省试验时间与费用, 对于加深人们对喷射轧制过程的理解、实现喷射轧制工艺的优化设计具有重要意义。

在喷射轧制理论研究方面, Kevin M. McHugha[21,22]等采用拉格朗日/欧拉多阶段喷射飞行和沉积模型建立综合模型, 将喷射轧制分成较小的部分, 并选取有代表性的液滴来进行研究。在液滴的飞行行为与冷凝阶段, 使用由Delplanque等[23]提出的模型完成液滴行为的建模, 液滴在飞行过程中氧化在其表面生成氧化膜, 氧化膜部分、凝固部分和液态部分之间热交换, 采用球对称热传导方程建立热平衡模型, 计算出对流热交换系数, 建立传热模型, 采用惰性气体进行喷射会在雾化区形成一个流场, 对流场的数值模拟采用Navier-Stokes方程和三维稳态流动能量方程计算液滴的动力学行为。Johnson[24]和Delplanque 模型可模拟微滴碰撞行为。在喷射轧制沉积和凝固阶段, 采用Schmehl等[25]提出的方法对液滴的行为进行分析。采用单因素分析法分析工艺参数对喷射轧制过程特性的影响时, 选用的基本参数如下:熔体质量流率为0.05kg/s, 熔体过热度为100K, 气体 (氮气90%, 氧气10%) 流率为450L/min, 气体注射温度为850 K, 在注射时喷射角度取为20°[26]。该研究最终评价了喷射轧制工艺参数对喷射过程中液滴行为的影响, 包括氧化物弥散分布。

该项研究从喷射过程的重构、液滴飞行行为分析、喷射轧制时气流模拟、液滴碰撞行为分析、氧化膜的破碎建模等方面对喷射轧制工艺的发展提供了一些见解。这种模式考虑到了飞行中直到轧辊间的液滴所受的影响和散热, 以及相关的液滴表面氧化膜的形成和破裂, 在一定程度上给出了其理论基础, 但由于各个参数对这一综合过程的影响并不一致, 所以该项研究的模型和模拟仍然需要进一步完善和修正。

喷射轧制开始后, 将有从瞬态到稳态的转变。Yaojun Lin等[27] 分析了喷射轧制过程中在稳态条件下最高和最低喷射沉积速率的选择方法。结果表明, 控制最低喷射沉积速率的关键因素是孔隙的消除和沉积体上表面液相的覆盖;控制最高喷射沉积速率的机制与湿润角或喷嘴和沉积材料表面间的距离相关。所以, 随着轧辊直径和滚动旋转频率的增加, 计算出的最高和最低喷射沉积率也显著增加。Yaojun Lin等还对喷射轧制过程中从瞬态到稳态转变进行了理论分析和预测[28]。

由于对喷射轧制工艺的基本认识关注不够, 目前的研究仍处于实验室阶段, 且因综合理论研究不深入, 难以有效指导实际应用, 而国内尚未见关于喷射轧制方面的报道。

对喷射轧制技术及其过程原理的研究将形成金属半固态近终形加工的新理论, 为制备具有较高固溶度的合金材料和节能提供新的途径, 可为我国金属加工业创造巨大的经济效益和社会效益。

4 结语

喷射轧制作为一项新的快速凝固材料制备技术, 存在很多值得研究的问题, 未来的研究主要集中在以下几个方面。

(1) 对喷射轧制的相关理论研究可从以下几个方面入手:借鉴已有的相对成熟的喷射成形和双辊铸轧的理论知识, 采用理论模型和数值模拟的方法, 研究不同因素条件下气流场中不同液滴之间的动力学行为, 以及飞行、碰撞、沉积和轧制过程中的热力学行为对材料性能的影响;研究半固态近净成形、快速凝固和致密化机理及模型、快速传热传质规律、显微组织的形成与演化规律, 从而揭示喷射轧制过程的基本原理和理论知识。

(2) 研究喷射轧制加工过程中的工艺参数, 如质量流率比、金属沉积速度、轧制速度等对材料的孔隙率、第二相等组织特征和强度韧性等力学性能的影响, 对其进行控制和调节, 可为生产厚度均匀、全致密的材料提供理论依据。

钛合金棒材轧制成型研究进展 篇5

钛合金具有比强度高、耐高温、耐腐蚀等优点,其棒材制品用于制作飞机螺旋叶片、紧固件、螺栓等军用产品,以及钛合金人造骨骼、汽车阀门弹簧、阀杆、海产品养殖网箱和眼镜架等民用产品[1,2,3]。目前钛合金棒材成型方法主要有铸造、锻造、轧制、挤压等塑性加工方法,其中小规格棒材生产主要采用轧制成型。

我国是钛资源大国,但小规格钛合金棒材轧制技术还不是很成熟,目前钛合金棒材工业化生产仍然采用钢材生产工艺与设备,或者在已经淘汰的横列式轧机上生产。如在三辊横列式轧机上轧制钛合金棒材,由人工将轧件喂入轧机,在一台轧机的上、下孔型中反复轧制后,再横移至下一架轧机轧制。轧制速度慢、时间长、轧制温度不能保证;轧机刚度差、致使产品精度低、质量差,不能满足高端市场产品要求。另外,钛合金产品需求具有小批量、多品种的特点,用高速线材生产方式生产钛材也是不经济的,且用普通两辊轧机生产的产品存在折叠与表面划痕等质量问题,产品性能同样不能保证[4]。

钛合金产品研究正向着高性能化、低成本化方向发展,即在追求某一性能指标的同时,还注重综合性能的匹配,如强度、塑性、韧性的匹配等。产品的性能与生产工艺、组织的多样性有必然的联系[5,6,7]。由于上述原因,目前国内钛合金棒材生产工艺难以生产高性能的产品,因此研究改进钛合金棒材的轧制成型技术,获得尺寸精度高、力学性能优良的棒材产品是现在急需解决的问题。本文分析了钛合金轧制成型特点,综述了通过调整工艺和选择轧制方式来提高钛合金棒材轧制成型性的研究。

1 钛合金轧制成型特点

钛合金轧制坯料通常为较大规格的锻棒,由于冷却速度不同,锻棒在室温下的组织为针状、细片状或粗片状形态的β转变组织。这种组织具有较高的蠕变抗力和断裂韧性,而疲劳强度和拉伸塑性较低。钛合金棒材的加工通常希望得到拉伸和疲劳性能良好的等轴组织,然而锻棒在室温下的片层状组织很稳定,只有通过两相区的强烈变形才能使其等轴化[8,9,10],所以室温下钛合金变形抗力高、难变形是制约钛合金轧制成型的原因之一。因此,钛合金的轧制成型通常是在一定温度下进行的。

轧制变形量大,有利于细化组织,提高力学性能;变形量小,在轧制过程中只发生动态回复。然而钛合金塑性差,道次变形量小。因此,由于道次变形量小导致的钛合金组织粗大是轧制成型的重要特点。

钛合金轧制成型的另一个特点是轧制过程需要多次退火。在开放的轧制环境中,合金和空气、轧辊等的传热使轧件表面温度下降很快,轧件心部温度由于变形生热的原因,温度反而上升,表面与中心形成较大的温度梯度,在轧制过程中容易产生表面裂纹。为了保证轧制在设定的温度范围内以及保证轧件温度均匀,道次间需要对轧件进行加热。另外,因为轧制过程中孪晶和织构的积累以及加工硬化,导致轧制变形越来越困难,所以为了能够继续变形,需要在道次间对轧件进行加热,使大量的孪晶发生再结晶,提高材料塑性,使材料在后续轧制中不开裂。

2 提高钛合金棒材轧制成型的途径

基于上述分析,影响钛合金轧制成型的主要因素有变形抗力高、道次变形量小、加热退火、多道次轧制、温度分布不均匀等。为了提高钛合金棒材的轧制成型性及组织性能,通常通过2条途径解决,即优化轧制工艺和选择轧制方式。

2.1 轧制工艺优化

从铸锭开始至成品制件,钛合金棒材的加工是多工序的。工艺流程依次包括熔炼、锭坯、扒皮、锻造、精锻、修磨、加热、轧制、热处理、矫直、切断、检查、包装等,其中,轧制和热处理工艺是决定产品组织性能的关键因素[11]。因此,通过优化轧制温度、轧制速度、道次变形量等工艺参数以及选取合适的热处理制度,可以达到改善轧件组织、提高轧制成型性的目的。

2.1.1 轧制温度

钛合金棒材热轧区分为β相区、α+β相区和跨β相区。在β相区变形时,所有钛合金(α、α+β和β合金)都具有单相合金特有的组织,晶粒中心部位的变形总是小于晶粒边界,因此具有不够完善的位错组织。在α+β相区变形,原始β晶粒和晶内α片层被压扁、拉长、破碎,轧制力求沿金属流动方向拉长,形成纤维状组织。随着变形程度的增加,晶粒和片层进一步被弯曲和拉长,发生片状组织向球状组织的转变[12]。在实践中,常从β相区开始变形,在α+β相区结束变形,形成的组织取决于在α+β相区的变形程度。通常,变形程度为50%~60%,组织为等轴状,变形程度较小时,由交替的片状和球状构成,组织不均匀。因此,钛合金的变形机制与轧制温度相关,而要确定合理的温度制度,需要综合考虑合金成分、变形量和变形速率等。

徐锋等[13]分析了TC6棒材在轧制温度为970℃、940℃、880℃时的显微组织,TC6的相变点温度为960℃。TC6合金于970℃(β区)进行轧制后,显微组织全部由尺寸较小的β转变组织组成,在其晶界上有大量的断裂扭曲的短片状晶界α相;于940℃(上α+β相区)轧制后,显微组织中初生α相为扁球状,β转变组织尺寸更小而且析出的片状次生α相呈扭曲状;于880℃(下α+β相区)轧制后,α相形态为扁球状和扭曲的短片状。可见,通过调整轧制温度,可以得到不同组织的钛合金棒材。因此,轧制过程中可以选择多个温度轧制以控制组织,提高塑性。

2.1.2 变形量

在轧制过程中,变形量是很关键的参数。变形量过大,材料有可能开裂;变形量过小,影响棒材的组织和性能,降低生产效率。

周廉等[11]研究了热变形对TB-13合金组织的影响。结果表明,变形量为32%时,组织特征为β状的扁平晶粒,晶粒未发生动态再结晶;变形量为50%时,β基体发生刃型位错的攀移和螺旋位错的交滑移;当变形量增至59%时,晶粒才发生动态再结晶;当变形量达到75%时,晶粒为细小的等轴β组织。

陈慧琴等[12]研究发现,在α+β相区轧制,若α相和β相以可比较的数量同时存在并同时经受变形,且当变形程度大于60% 时,晶界的条状α相和晶内的片状α相彼此之间的差别逐渐消失,发生片状组织向球状组织的转变并形成超细的晶粒组织。

2.1.3 变形速率

变形速率也是重要的轧制工艺参数之一。应变速率越大,单位时间内就必须驱使更多的位错移动,这些位错之间相互作用,形成位错缠结等,导致材料变形抗力升高。反之,应变速率降低,材料动态回复或动态再结晶速度等于加工硬化的速度,或材料产生的连续动态再结晶抵消了加工硬化,材料经过加工硬化后保持稳定。

罗皎等[14]研究了变形速率对TC4变形抗力的影响,随着应变速率的增加,变形抗力显著升高。然而,王斌等[15]认为在快速变形条件下,由于畸变能的剧烈增加,引起动态回复和再结晶,出现明显的软化现象,引起变形抗力显著下降;相反,在慢速变形条件下,由于动态回复过程的相对加强,畸变能较难增加,再结晶很难发生。可见,应变速率对动态回复、动态再结晶及变形抗力有显著影响。

2.1.4 热处理

轧制后的钛合金棒材加工硬化现象严重,组织不稳定,不利于二次加工成型,所以需对钛合金棒材进行热处理,以提高合金的塑性。另外,钛合金棒材在轧制过程中也需进行退火处理,以利于后续轧制。

葛鹏等[16]研究了热处理制度对Ti-1300合金组织和力学性能的影响,Ti-1300合金棒材经β相变点下固溶时效处理后强度高,塑性好;若经β退火,随炉缓冷后时效处理,通过调节出炉温度参数,也可以获得不同的性能。熊爱明等[17]研究了热处理制度对TC6钛合金显微组织的影响,加热温度和保温时间对钛合金显微组织的影响很大。

2.2 轧制方式

轧制方式是影响钛合金棒材力学性能和轧制成型性的主要因素。优化轧制方式、调整工艺路线能提高产品综合性能,并能节约能源消耗、提高经济效益。目前,钛合金棒材轧制方式主要有二辊连轧、三辊横列式轧制、步进轧制、螺旋轧制、Y型轧制以及多种加工方法的组合。二辊连轧和三辊横列式轧制方法与普通钢材轧制方法几乎没有区别,本文不再详述。

2.2.1 步进轧制

步进轧制是将轧制和锻造两种变形特点结合在一起的加工方式,它同时具备锻造的大变形和轧制速度快两个特点。图1是扇形轧辊步进轧机的工作原理图。扇形轧辊分为4个半模,呈90° 分布于圆形牌坊之内,轧辊表面呈圆锥形,轧制时几个轧辊同时绕其轴往复摆动,压缩金属并使其形成变形锥。轧辊的逆向行程是空行程,可以使金属得到恢复和软化,从而改善材料的加工塑性。

赵永庆等[18]研究发现,Φ50mm锻棒Ti-6Al-2Sn-2Zr经过步进轧制后,棒材整体室温拉伸性能均匀,经 α/β固溶+时效处理后获得双态组织,强度、塑性达到良好匹配。σb ≥1150MPa,σ0.2≥1040MPa,δ≥14%,Ψ≥30%;经β+α/β固溶+时效处理后得到片层状组织,强度较高,塑性偏低。

表1为步进轧机生产的钛合金棒材,步进轧机轧制的轧材四向受压,受力状态为三向压应力,提高了棒材的塑性和冲击韧性,道次延伸系数大,金属得到充分加工,组织细化,性能提高。

步进轧制后的坯料经辊模拉伸可制取不同尺寸和断面的棒线材,辊模拉伸兼有轧制和拉伸的优点,拉伸钛材的速度为整体模拉伸的2~4倍,需要的拉力减小30%~50%[19]。因此,步进轧制+辊模拉伸尤其适合低塑性金属及合金的变形。

2.2.2 螺旋轧制

莫斯科钢及合金学院[20]研制出的微型螺旋轧机可以轧制直径小于10mm的棒材,材质有BT1-0、BT3-1、40XH、60号钢、12X18H10T,加热温度为930~1160℃,延伸系数为1.6~4.34。

生产工艺流程如图2所示,加热后的坯料在мисис100T轧机上预变形至Ф25~50mm,随后将坯料送мисис10-30轧机上轧至Ф10~25mm。

研究表明,螺旋轧制产品的直径公差小于等于0.5%,弯曲度小于等于0.75mm/m,塑性相对纵向轧制提高了25%~30%,强度相对纵向轧制提高了8%~15%,工艺流程短,免去了常规工序中的矫直工序。

2.2.3 Y型轧机连轧

Y型三辊轧机最初应用于冷轧带肋钢筋,逐渐发展为热连轧铝、钼、镍等金属,是一种高效轧机[21,22,23]。2006年太原科技大学开发了Y型轧机钛合金棒材连轧生产线,可生产Ф30mm以下的棒线材及对边距离小于30mm的六角方直条。Y型轧机3个轧辊呈Y型分布,由直流电机通过减速箱传动机架内的3个轧辊,其水平辊为主传动辊,靠锥齿轮传动其它两个辊,每个轧辊互成120°,以正Y和倒Y交替布置,如图3所示。

与常规线棒材轧制生产线相比,该生产线具有以下优点:(1)轧件处于三向压应力状态,变形条件好,轧件表面质量好,开裂、劈头少,减少了连轧堆料事故,成材率高;(2)省去了中间加热工序,生产流程短,作业率高;(3)孔型共用性高,实现一定规格的自由轧制,增加了产品规格;(4)生产线采用了专门控制轧辊和轧件温度的冷却系统,由控制台统一进行闭环控制,从而保证了工艺的稳定性和产品的质量;(5)机架体积小,质量轻,调整和搬运方便,结构布置紧凑,占地面积小。

秦建平等开发设计了24机架Y型连轧机组,可将Ф60mm的 TC4、TC16棒材连轧至Ф5.5mm,产品如图4所示。产品尺寸精度符合要求,轧件经热处理后综合性能高。该生产线已在钛合金棒材工业生产中得到应用。

2.2.4 二辊轧制+拉拔

乌克兰国立冶金大学与喀山发动机制造厂[24]联合研制出燃气涡轮发动机用六方棒单机架轧机及其轧制技术。用特殊孔型的单机架两辊轧机进行多道次轧制,轧出成品六方棒的尺寸公差为±0.10~±0.15mm。图5为二辊孔型图,1号孔为空轧孔,2、3、4、5号孔为工作孔。空轧孔直径比六方棒的最大尺寸大30~40mm,其功能是在经过每一道次轧制后棒料都要通过1号孔翻转60°。2、3、4、5号孔每个孔型都可轧制出一种规定尺寸的六方棒。

2.2.5 行星轧制

三辊行星轧机由3个绕轧制轴线互成120°的带渐锥形辊的辊座及相应的调整装置组成。3个倾斜的轧辊轴线与轧制中心线构成碾轧角β和偏转角α,围绕棒坯的轴线按120°平均分布,如图6所示。轧辊由10~20个变形区段组成,每一个变形区段在瞬间完成定径过程,最后由10~20个小变形区段组合成整体变形,完成整个变形过程,使道次变形率可达80%以上[25]。

三辊行星轧机的变形属于小变形量,轧制力不大,但由于连续积累形成了宏观上的大压下量,故三辊行星轧制过程的应力状态好,有利于提高轧制质量。试验表明,对加工温度范围较窄的难变形金属材料(如镍钛合金等)均试轧成功。

3 结束语

钛合金作为一种新兴的金属结构材料,有着丰富的资源和广阔的应用前景,但钛合金价格昂贵,为了进一步扩大钛合金产品的使用范围,就必须大幅度降低其制造成本。目前应用最广的二辊、三辊轧制方法需要在轧制过程中对棒材进行多次退火,工序繁杂,影响棒材性能。

小型合金钢棒材轧制工艺优化 篇6

关键词：圆钢,孔型系统,导卫装置,工艺优化

莱芜钢铁股份有限公司 (以下简称莱钢) 小型合金钢棒材生产线经过多次技术升级与改造后, 形成了550 mm×1+450 mm×6+350 mm×6机架工艺布局, 实现了年产35万吨合金钢棒材的生产能力, 主要产品规格为12~65 mm棒材。

为进一步提高小型合金钢棒材的产能和产品质量, 在激烈竞争的市场中求得生存和发展, 必须对生产工艺进行优化升级, 降低生产成本, 提高生产效率。

1 主体设备及改进方案

1.1 主要轧钢设备

莱钢特钢事业部小型合金钢棒材生产线年生产能力为35万吨, 主要的轧钢设备有550 mm×1三辊粗轧机一列, 450 mm×6平立交替中轧机组, 350 mm×6平立交替精轧机组;主要的辅助设备有:三段式蓄热式加热炉一座, 66×10 m的步进式冷床一台, 500t冷剪和160t热剪机各一台以及配套的打捆、收集装置;车间厂房成“┕┛”形布置。主要生产12~65 mm规格圆钢, 品种有碳事结构钢、合金结构钢、齿轮钢、轴承等。

1.2 改进方案

针对小型合金钢棒材生产线制约生产的的瓶颈问题, 通过优化550 mm粗轧工艺、设计差异化翻钢板、设计成品孔型采用孔型两侧用切线连接的扩张角法、优化扭转导卫等提高工艺稳定性, 实现生产工艺和产品质量的优化升级。

2 技术方案的实施

2.1550 mm粗轧工艺优化

小型合金钢棒材生产线生产中采用180 mm×220 mm×3 000 mm和150 mm×150 mm×3 000 mm两种坯料, 与之相对应, 550 mm粗轧工艺有两套, 针对其工艺特点, 分别进行优化。

2.1.1 180 mm×220 mm×3 000 mm的坯料生产的轧制工艺优化

原采用180 mm×220 mm×3 000 mm坯料生产时, 550 mm粗轧工艺为:坯料经过7道次轧制, 为中精轧提供断面为100 mm×100 mm的粗轧坯, 生产22~65 mm规格圆钢。该工艺7道轧槽易老化, 550 mm更换频繁, 生产成本偏高。针对此问题, 设计在550 mm下辊增加一个备用孔槽, 以增加过钢量, 提高产品质量。增加备用孔槽后, 550mm过钢量可由5 000t提高到6 000t, 同时产品质量得到了保证。具体孔型尺寸见图1、图2。

2.1.2 采用150 mm×150 mm×3000 mm坯料生产的轧制工艺优化

原采用150 mm×150 mm×3000 mm坯料生产时, 550 mm粗轧工艺为:采用箱形孔型系统和六角方孔型系统, 坯料经过7道次轧制, 为中精轧提供断面为70 mm×70 mm的粗轧坯, 生产12~20 mm规格圆钢。受设备和轧钢工艺特点的限制, 中精轧第一道次料型为462K2, 该道次压下量为32 mm, 延伸系数为1.67, 宽展系数为0.65。根据六角—方孔型系统变形特点, 其常用延伸系数为1.4~1.6, 可见原工艺550 mm下料偏大。实际生产中, 因粗轧来料过大, 料型在中轧第一道容易产生过充满, 料型可控性差, 从而导致产生耳子、折叠等过程废品, 同时增加了轧槽的磨损。针对此情况, 对550 mm粗轧工艺进行改进, 压缩尺寸, 为中精轧提供合适的坯料, 保证工艺顺行, 减少过程废品。新工艺550 mm轧制9道次, 第九道次下料尺寸为64 mm×68 mm, 采用方箱—扁箱—方箱—扁箱—方箱—扁箱—方箱—六角—方共轭孔型系统。各道次料型尺寸见表1。

2.2 差异化翻钢板设计优化

传统的翻钢板肩宽相同, 各道次料型受力相同, 适用于断面差异小、重量较轻的坯料。但供小型合金棒生产线的坯料断面差异大, 实际生产中, 550mm粗轧第二道次、第四道次坯料经过翻钢板后, 因翻钢斜面角度不够, 无法翻钢, 需要人工翻钢, 生产效率低。分析得出原因是:第二、第四、第六道次肩宽均为85 mm, 各道次料型尺寸不相同, 但受力相同, 料型较大的第二、第四道次受力不够, 不能够实现翻钢。针对此问题, 重新设计翻钢板尺寸, 将第二道次肩宽改为100 mm, 第四道次改为90 mm, 增大了翻钢斜面角度, 保证翻钢顺利进行, 减少人工翻钢次数, 提高了生产效率。

2.3 中、精轧连轧工艺优化

中、精轧连轧制定有两套工艺, 一套为来自粗轧断面70 mm×70 mm的粗轧坯生产12~25 mm规格圆钢的轧制工艺, 另一套为来自粗轧断面100 mm×100 mm的粗轧坯生产25~65 mm规格圆钢的轧制工艺。

2.3.1 重新设计成品孔型

圆钢成品孔的设计合理与否, 直接影响产品断面尺寸的精确性和产品质量。通常使用的成品孔型设计方法有两种:双圆弧半径法和孔型两侧用切线连接的扩张角法。小型含金棒材生产线原来使用的成品孔型是双圆弧半径法设计, 随着对圆钢产品质量要求的提高, 原成品孔型已不适用高精度圆钢生产, 它只能满足GB702-86标准中第三组精度要求。为满足圆钢产品的高精度尺寸成品孔型全部采用孔型两侧用切线连接的扩张角法设计, 其主要工艺参数有基圆半径R和成品孔宽度B, 如图3所示。

用这种方法构成的成品孔, 其孔型宽度B值较小, 且扩张角总小于30°, 因此该方法也称为高精度法。R和B计算公式如下:

式中d—圆钢公称直径;

△-—允许负偏差;

△+—允许正偏差;

(1.007~1.02) —热膨胀系数。

该方法具有中心扩张角小、轧制时金属超出标准圆的部分比较少、易控制成品宽度、样板制作简单等优点。成品孔型优化后, 提高了圆钢尺寸精度, 减少了过程废品, 提高了成材率。

2.3.2 扭转导卫改进

生产φ12~22 mm中精轧采用六角—方—椭圆—圆孔型系统, 六角—方孔型采用了扭转导卫。扭转导卫装置的作用是正确地将轧件导入轧辊孔型, 控制或强制轧件扭转或弯曲变形, 并按一定方向运动, 保证轧件在孔型中稳定变形, 同时保证顺利、正确将轧件导出, 防止缠辊。

原使用的扭转导卫存在以下缺陷:两个导辊之间距离固定, 不能在线调整, 无法适应料型的变化, 易出现堆钢事故, 同时扭转导卫结构不合理, 难以固定, 需焊接在机架上, 稳定性差, 更换困难。新设计的扭转导卫两辊之间中心距可调, 可360°旋转, 可根据来料情况合理调节导卫尺寸, 同时改进了固定方式, 提高稳定性。

改进后的扭转导卫适用于变形稳定性差、轧制速度高的小型合金钢生产, 可保证得到几何形状良好、尺寸精度高和表面质量好的轧件, 减少过程废品, 提高成材率。

3 应用效果

小型合金钢棒材生产线工艺与设备优化和改进后, 550 mm粗轧和中、精轧和连轧工艺稳定性提高, 轧制过程废品减少, 产品质量明显改善, 生产效率稳步提高, 小时产量由80 t提高到了100 t。

轧机的稳定性改善后, 轧制过程中每一道次的料形尺寸得到了很好的控制, 产品尺寸精度明显提高, 同时减少了堆钢、拉钢等工艺事故, 提高了轧槽使用寿命, 节省换辊换槽时间, 有效地提高了产品质量稳定性和生产效率, 降低了生产成本。

4 结论

(1) 针对莱钢小型合金钢棒材生产线生产中存在的问题, 通过优化粗轧工艺和圆钢成品孔型, 设计差异化翻钢板, 改进导卫装置等技术措施, 实现了生产工艺和产品质量的优化升级, 降低了生产成本, 提高了生产效率。

(2) 生产工艺优化与改进后, 轧机的稳定性明显改善, 轧制过程废品减少, 轧辊和轧槽使用寿命显著提高。550 mm轧辊过钢量从3 00 0t提高到4 500 t以上, 中精轧轧辊单槽平均过钢量分别由3 000 t和200 t提高到4 000 t和500 t, 小时产量80t提高到了100 t。

参考文献

[1]高伟, 王玉峰.圆钢尺寸偏差分布及定径[J].轧钢, 2004, 21 (5) :59-61.

基于遗传算法的轧制负荷分配优化 篇7

负荷分配是冷连轧过程控制设定计算的前提和基础,从本质上讲,负荷分配作为冷连轧过程控制中的一个重要环节,其合理与否不仅决定了轧制过程的状态特性,而且对产品质量和产量均有重要影响。因此,在进行各机架设定值计算时,制定最优的压下负荷分配方案是十分重要和有意义的。

经典的负荷分配方法可分为两大类,一类是经验法,另一类是最优化方法。目前现场用的较多是经验法,这种方法虽然可以使用但并非最佳。追求最优状态的最优化方法越来越成为负荷分配的重要手段,本文针对某钢厂单机架可逆式冷轧机为研究对象,实现了基于遗传算法的轧制负荷分配优化。

1 负荷分配优化

轧制规程是生产工艺的核心内容,是轧机生产能力发挥、产品厚度精度及板形质量的根本保证。轧制规程的计算涉及众多变量,模型复杂,依赖经验的负荷分配方法,尽管能够满足工艺要求,但是对于某些方面来说不一定是最优的,显然已不能满足自动化生产的需要,负荷分配的高精确和最优化越来越重要。

对轧制规程优化就是在众多的轧制方案中寻找一种最优化的轧制方案,在寻求优化轧制规程时,首先要确定优化的目标,即建立目标函数。对于同一组轧机,使用原料及产品均相同,由于寻优目标不相同,会导致工艺参数不同。因此对于冷轧带钢来说,确定最优的轧制规程,有其十分重要的意义[1]。

轧制负荷分配优化的基本思想为:在来料厚度及终轧目标厚度已知的情况下,将工艺所追求的目标表示成目标函数,在满足各种限制条件下,寻求一组板带厚度分配值,使目标函数值最小。这种方法的关键在于目标函数的建立和优化方法的确定[2]。

在单机架可逆式冷轧机上,尤其是在没有液压弯辊的可逆轧机上,各道次的辊凸度变化很小,为使带钢板形良好,通常以等轧制力轧制原则分配各道次压下量,即对轧制力而言各道次都是相等的,而对相对压下率来说则是依道次下降的。在首道次带钢塑性较好,是以大压下使传动功率得以充分的利用,但实际上较大的来料厚度波动限制了第一道次压下不能最大;以后几道次随着加工硬化的加剧,压下量受到设备能力的限制而下降;在成品道次压下最小,主要考虑到板形质量。这样就使得各个道次的轧制力不是完全或近似相等,而是首尾道次小,中间道次大。这种分配原则运用现代理论和计算技术使压下分配实现优化,更好地体现了等轧制力分配原则[3]。

综合以上考虑,为了充分发挥设备能力,本文采用轧制力成比例分配方式。

设各个道次轧制力成比例,即:

其中,pi为第机架的轧制力,ai为轧制力比值。可导出下式:

2 基于遗传算法的轧制负荷分配优化

目前,遗传算法已在组合优化问题求解、自适应控制、程序自动生成、机器学习、神经网络训练、人工生命研究、经济组合等领域取得了令人瞩目的应用成果,遗传算法也成为当前人工智能及其应用的热门课题,并越来越多的应用到工业生产中[4,5,6]。

2.1 遗传运算

遗传运算也叫遗传操作或遗传算子,遗传算法有三个基本运算:选择、交叉和变异。

选择运算选择运算又称为繁殖、再生或复制运算,用于模拟生物界去劣存优的自然选择现象。

交叉运算交叉运算又称为交换、杂交运算,是遗传算法中最重要的运算,模拟生物进化过程中的繁殖现象。选择运算能够从旧种群中选择出优秀者,交叉运算可以得到新一代个体,新个体组合了父辈个体的特性。

变异运算变异运算用来模拟生物在自然界的遗传环境中由于各种偶然因素引起的基因突变,它以很小概率随机地改变遗传基因(表示染色体的符号串的某一位)的值。通过变异操作,可确保群体中遗传基因类型的多样性,以使搜索能在尽可能大的空间中进行,避免丢失在搜索中有用的遗传信息而陷入局部解,获得质量较高的优化解答。

2.2 遗传参数选择

2.2.1 种群规模的选取

为选择合适的种群数,在种群个体为以10为最小种群规模,以10为步长递增,以最大遗传代数为80分别进行了遗传优化。对不同种群,各计算了10次,以10个最优解的平均值代表当前种群数的寻优能力。得到种群数对遗传算法的寻优能力的影响如图1所示。由图可知,当种群数小于80时,寻优能力随种群增大而明显提高,但种群数大于80时,寻优能力随种群变化不明显。说明当种群数大于80时,再增大种群已经对改善算法的性能作用不大。因此,确定种群数为80。

2.2.2 遗传代数的选取

首先将最大遗传代数取为100,以种群数为80进行遗传算法优化,由图2可以看出遗传结果的收敛速度与迭代次数的关系。我们发现,当遗传代数小于60时,优化结果收敛迅速;而60代以后,收敛速度变得比较缓慢。经多次优化后,结果大致相同。因此,将最大遗传代数取为60。

2.2.3 遗传概率的确定

遗传概率(包括交叉概率和变异概率)的选取与具体的问题有关,通常交叉概率的取值范围为0.75～0.90,变异概率的取值范围为0.01～0.1。对于为选择合适的遗传概率,设计了不同的概率组合进行了计算,结果发现这些概率组合对最终结果影响不大。因此,我们选取了其中相对较好的一组作为遗传概率,交叉概率为0.8,变异概率为0.01。

2.3 遗传算法优化

在初始化种群设计中,染色体的选取可有不同的方法。采用压下率作为染色体染色体,既直观,又便于计算。因此,本文将染色体定义为1～n-1道次的压下率。

染色体给定以后,就可以根据前n-1道次的压下率,以及来料厚度和成品厚度,确定一组厚度分配,与其对应的各道次轧制力、转矩、速度等未知量也可以根据数学模型求出,由此可以进行染色体的可行性检验,计算对应的目标函数值,剔除超限的染色体,保留适应度强的染色体,进而求得最优值。

本文将适应度选取为式(1)所示的目标函数,以此来评价染色体,继而进行选择、交叉、变异运算,最后满足收敛条件或达到最大迭代次数后,得到优化结果。

3 试验结果

来料厚度2.5mm,成品厚度0.38mm,带钢宽度1250mm,材质为SPHC。以轧制力成比例为目标,按式(1)设置目标函数,按上述遗传参数进行轧制规程优化,得到优化结果见表1,相应的该工厂原生产中所用轧制规程见表2。

通过表2和表3我们可以看到,与原生产中所用规程相比,优化后的轧制规程更加合理,不但使设备的能力得到了充分的发挥,而且兼顾了板形良好。取第二道次轧制力为基准,优化后各道次轧制力比为[0.8984:1.0000:0.9965:0.9997:0.8987:0.8482],对应6道次的目标分配比为[0.9:1:1:1:1:0.9:0.85],优化后的目标函数值为8.0907×10-6,用时6.13秒。可见优化结果合理,且在误差范围之内,达到了精度要求,能满足生产需要。

4 结论

本文运用遗传算法对单机架可逆冷轧机轧制规程进行了优化,从结果来看,优化结果接近目标值,达到了精度要求,设备的能力得到了充分发挥,板形得到了保证,从而提高了轧机的生产力,提高了工作效率,降低了生产成本。经试验证明,该方法无论从计算精度还是求解的稳定性方面,均能满足生产需要,是一种适合单机架可逆冷轧机的负荷分配方法。

摘要：利用遗传算法设计了一种冷连轧轧制负荷分配的优化方法。根据某厂单机架可逆式冷轧机生产工况,以轧制力成比例分配为目标函数进行优化。实验证明,遗传算法在轧制负荷分配计算中,具有算法实现简便、运算速度快等优点,使用该策略能够获得良好的板形及生产的平稳过渡,可用于指导冷连轧生产。

关键词：遗传算法,负荷分配,冷轧机

参考文献

[1]刘战英.轧制变形规程优化设计.北京:冶金工业出版社, 1996:1-6.

[2]姜万录,陈东宁.冷连轧机负荷分配优化研究进展[J].燕山大学学报,2007,31(3):189-193.

[3]傅作宝.冷轧薄板生产.第2版.北京:冶金工业出版社,2005: 125-132.

[4]Wang D W,Yung K L,Ip W H.Partner selection model and soft computing approach for dynamic alliance of enterprises. Science in China,2002,45(1):68-80.

[5]Mitsuo Gen,Runwei Cheng.GeneticAlgorithms and Engineering Optimization.New York:Wiley Interscience,1999,1- 17.