森吉米尔轧机国产化新轧制工艺的研制

·技术进步· 森吉米尔轧机国产化新轧制工艺的研制 杨　华　国 (硅钢片厂) 摘　要　介绍了武钢硅钢片厂森吉米尔轧机轧制工艺改进过程、改进前存在的问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 及改进后的生 产实绩。系统地研究了各种硅钢的加工硬化曲线, 并据此对各种轧制过程的参数进行了校核计算 设计。对新品种规格的硅钢的轧制工艺的制订和现有轧制工艺的进一步优化有较大的指导意义。 关键词　森吉米尔轧机　轧制工艺　研制 1　前　言 硅钢片厂现有两台 ZR - 22BS- 42 型森 吉米尔轧机, 全套设备是从日本日立制作所 引进, 轧制工艺技术是由新日铁提供的。用于 轧制冷轧无取向硅钢和取向硅钢。轧制工艺 技术专利是日方根据新日铁当时的热轧硅钢 原料基本情况和工艺 制度 关于办公室下班关闭电源制度矿山事故隐患举报和奖励制度制度下载人事管理制度doc盘点制度下载 确定的。自 1986 年 以来, 硅钢片厂的原料全部改由武钢热轧厂 提供, 且因日方制定的轧制规程较保守, 硅钢 片厂内轧制能力远远低于热处理能力, 严重 制约着硅钢产品产量的提高, 在此形势下, 硅 钢厂逐步突破了日本专利的限制, 从增加道 次压下率, 减少轧制道次, 增加辊系凸度, 增 大前后张力入手, 研制出了适合我国自产硅 钢原料的轧制工艺制度, 大幅度地提高了轧 制产量和轧制产品质量, 降低了轧制工艺事 故消耗。现硅钢厂自行研制的轧制工艺制度 已被公司批准列入A 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 之中, 本文着重介 绍武钢工艺与日本工艺的区别、轧制工艺改 进过程和改进的理论依据。 2　武钢硅钢片厂新工艺与日本专利工 艺 2. 1　轧制规程 中国与日本轧制规程比较见表 1、2、3。 表 1　W 201A轧制规程比较 项　　目 国　　别 道　　　　　次 1 2 3 4 5 板厚 中国 1. 50 1. 03 0. 70 0. 48 mm 日本 1. 76 1. 33 0. 98 0. 70 0. 51 压下率 中国 34. 8 31. 3 32. 0 31. 4 % 日本 23. 5 24. 4 26. 3 28. 6 27. 90 左张力 中国 200ö7. 50 2500ö209. 32 1300ö108. 85 1400ö251. 51 A öN ömm 2 日本 200ö7. 50 2400ö155. 62 1100ö71. 33 1400ö172. 48 1000ö123. 20 右张力 中国 2500ö143. 73 1100ö63. 24 1700ö209. 44 1200ö147. 84 A öN ömm 2 日本 2400ö117. 60 1100ö53. 90 2000ö176. 00 1300ö114. 40 1100ö187. 85 杨华国, 男, 工程师 ·02· 武　钢　技　术 W ISCO T ECHNOLO GY　　　　　　　　　　 1996年11月 N ov. 　1996 © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 表 2　W 121A轧制规程比较 项　目 国　别 道　　　　　次 1 2 3 4 5 板厚 中国 1. 50 1. 03 0. 70 0. 48 mm 日本 1. 75 1. 35 1. 03 0. 75 0. 55 压下率 中国 31. 80 31. 30 32. 00 31. 40 % 日本 20. 50 22. 90 23. 70 27. 20 26. 80 左张力 中国 200ö7. 84 2400ö200. 95 1300ö108. 85 1600ö287. 47 A öN ömm 2 日本 200ö7. 84 2200ö140. 54 1300ö83. 05 1600ö183. 98 1200ö137. 98 右张力 中国 2600ö149. 48 1200ö68. 99 2000ö246. 40 1200ö174. 84 A öN ömm 2 日本 2400ö118. 27 1100ö54. 21 2000ö167. 46 1400ö117. 22 1300ö204. 21 表 3　Q112B轧制规程比较 项　目 国　别 道　　　　次 1 2 3 4 板厚 中国 1. 50 1. 05 0. 75 mm 日本 1. 73 1. 32 1. 01 0. 75 压下率 中国 31. 80 30. 00 29. 00 % 日本 21. 40 23. 70 23. 50 26. 10 左张力 中国 200ö7. 77 2400ö197. 12 1200ö98. 00 A öN ömm 2 日本 200ö7. 77 2400ö156. 80 1500ö98. 00 1600ö184. 97 右张力 中国 2400ö137. 98 1200ö68. 99 1700ö196. 53 A öN ömm 2 日本 2400ö119. 64 1100ö54. 83 1800ö153. 70 1400ö119. 54 2. 2　轧制辊型制度 中国与日本轧制辊型制度比较见表 4。 表 4　中日双方辊型制度 硅钢 品种 国 别 工作 辊W R 一中间 辊 ZF 上被动 辊 Z I上 下被动辊 Z I下 W 201A 中国 (3, 3) 150T 15%C 20% C 日本 (2, 0) 150T 0 35%C- 300F W 121A 中国 (3, 3) 150T 15%C 30% C 日本 (2, 2) 150T 0 35%C2300F Q 112B 中国 (3, 3) 150T 15%C 40% C 日本 (2, 2) 150T 0 35%C2300F 从表 1 至表 4 可以看出, 武钢硅钢片厂 自行研制的轧制工艺普遍减少了轧制道次, 并相应地增加了辊系原始凸度和前后轧制压 力。 3　屈服极限 Ρ0. 2的测定及加工硬化曲 线 　　屈服极限是确定各种钢种轧制工艺参数 的基础, 我们采用实际轧制不同规格的钢钟 取样的方法, 在拉力实验机上测得了各变形 量下的屈服强度。 3. 1　硅钢品种屈服极限 硅钢品种屈服极限测试结果见表 5。 3. 2　W 201A的加工硬化曲线 根据表 5 作出的加工硬化曲线见图 1。 4　轧制压力校核计算 压下规程根据减少轧制道次的原则设计 拟定之后, 必须对轧制负荷进行计算核定, 保 证每道次的轧制压力小于最大允许轧制压力 ·12·武钢技术 © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 表 5　硅钢品种屈服极限测试结果 品　种 参　数 力　能　测　试　结　果 W 201A ∑Ε% 0 22. 73 31. 36 40. 91 68. 18Ρ0. 2N ömm 2 475 651 726 760 947. 5 W 121A ∑Ε% 0 22. 73 31. 82 40. 91 54. 55 68. 18 75. 05Ρ0. 2N ömm 2 483 740 821 880 893 921 1001 Q 112B ∑Ε% 0 23. 23 33. 19 42. 04 55. 75 66. 99Ρ0. 2N ömm 2 513. 92 803. 33 864. 31 894. 67 904. 67 910. 33 图 1　加工硬化曲线 4723. 6kN , 这样才能保证轧机本体、传动机 械和电气系统的安全平衡运行。而轧制压力 在 20 辊轧机上随辊系的变化而变化, 因此可 以用最大工作辊直径Á 71mm 轧制时计算其 最大轧制压力。下面用M. Stone 公式分别计 算以上三种钢种每道次轧制压力: P = (1. 15Ρλ - Ηλõ ex - 1 x (1) 式中　Ρλ ——对应于冷轧平均总压下率 2 Εγ 的屈服极限, 2 Εγ= 0. 4Ε0 + 0. 6Ε1, 其中 Ε0 及 Ε1 分别为变形入 口及出口的冷轧总压下率。Ηλ —— 平均单位张力, Ηλ = 12 ( Η前 + Η后) hθ ——道次钢带平均厚度, hθ = 12 ( h入+ h出) x= f·l′ hθ (见图 2)。 f——变形区摩擦系数, f= 0. 06 l′——考虑轧辊弹性压扁时的接触 长度 图 2　确定 fl′öhθ 之图表 图 2 中　 a = 8 (1 - r2)R öΠE = 8 (1 - 0. 32) × 35. 5ö3. 14 × 　210000 = 0. 00039 则　2af = 0. 0000468 P = Θl′×B 据此可计算出各道次轧制压力, 见表 6。 统计结果表明, 改进后的新工艺轧制压力最 大为W 121A 第一道次, Pm in= 4574. 1kN。并未 超过轧制最大允许轧制压力4762. 8kN , 即 ·22· 1996 年第 11 期 (第 34 卷·总第 193 期) © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 表 6　硅钢轧制压力对比 品　种 国　别 轧制压力, kN 1 道次 2 道次 3 道次 4 道次 5 道次 W 201A 中国 3700. 6 3860. 7 3811. 9 3227. 6 日本 2892. 8 3477. 2 3506. 9 3312. 3 3278. 8 W 121A 中国 4574. 1 4388. 0 3969. 4 3331. 6 日本 3128. 6 3932. 7 3994. 5 3819. 7 3343. 9 Q 112B 中国 4404. 2 4447. 4 3833. 5日本 3380. 5 3880. 7 4134. 8 3725. 2 改进后的新的压下规程是安全的, 设备条件 允许的。从W 201A新旧工艺对比看, 轧制道次 减少了一道次。日本专利工艺平均道次轧制 压力为 PJ1 = 3309. 6kN , 武钢新工艺平均道 次扎钢压力 PθC1 = 3650kN , 则工艺改进后平 均道次轧制压力增加了P θ C1- PθJ1 PθJ1 ×100% = 10. 3% ; 从W 121A 新旧工艺对比看, 轧制道次 减少了一道, 日本工艺平均道次轧制压力 PθJ2 = 3663. 8kN , 武钢新工艺平均道次轧制压力 PθC2 = 4065. 8kN , 则工艺改进后平均道次轧 制压力增加了P θ C2- PθJ2 PθJ 2 ×100% = 11. 0% ; 从 Q 112B新旧工艺对比看, 轧道次减少了一道次, 日本工艺平均道次轧制压力 PθJ3 = 3780kN , 武钢新工艺平均道 PθC3 = 4228. 4kN , 则新工 艺革新后平均道次轧制压力增加率为 PθC3- PθJ3 PθJ 3 ×100% = 11. 8%。由此可见, 新工 艺道次轧制压力平均增加 10%～ 12% , 充分 利用了现有设备的能力, 缩短了轧制时间, 提 高了小时产量。 5　辊型改进 为了评价轧辊和支掌辊对轧辊挠度的影 响, 采用 Ski—传递系数来表示在辊身长度方 向上第 i 个截面上第 k 个轧辊的辊型在工作 辊上的投影辊型与原始辊型的关系: S k i = ∃k i∃k i (2) 式中　∃k i ——第 k 根轧辊第 i 个截面上的 凸度值∃k i ——第 k 根轧辊第 i 个截面上的 凸度值在工作辊上的投影 则 据 文 献 介 绍 SÉ = 0. 7127, SÊ = 0. 7593, SË = 0. 4843 SÉ ——ZF 辊型　道系数 SÊ ——两中间被动辊传递系数 SË ——A SU 系统辊型传递系数 5. 1　森吉米尔轧机辊型设置原理 5. 1. 1　A SU 径向调整系统 如图3、4所示, BC 辊通过A SU 齿条的 运动, 将BC 辊由图3所示的形状弯曲成图4 所示的形状, 形成一定的凸度, 图中 ∃ 1～ ∃ 6 分别表示1#～ 6# 鞍座的偏心量, e1～ e6为1# ～ 6# A SU 设定的数值。 图3　BC 辊原始状态 5. 1. 2　ZF 轴向调节系统 ·32·武钢技术 © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 图4　BC 辊辊型设定 如图5所示, ZF 辊的一端是带锥度的, 锥度为 3‰, ZF上 锥度在工作侧 (W S) , ZF下 锥度在 传动侧 (D S) , 锥形部分轴线的长度叫“T”值, 通过 ZF 辊的轴向运动造成轧辊凸度的变 化。 图5　ZF 轴向调节系统 5. 1. 3　工作辊凸度 工作辊 (W R )凸度设定如图6所示。 图6　W R 辊凸度示意图 注: Á A - Á B 为工作辊凸度 5. 1. 4　被动辊 (Z I下、上) Z I辊凸度如图7所示。 5. 2　日本专利辊型制度介绍及武钢辊型制 度的确定 根据板型与轧制压力及板厚关系的理 论, 获得良好的板型条件为: 图7　Z I辊凸度示意图 注: Á A - Á B 为 ZI辊凸度 P = K R ∆Z hZ h + K R (y t + w ) (3) 式中　P ——总轧制压力 K R ——轧辊刚度系数∆Z ——成品板凸度 y t ——轧辊热凸度 W ——轧辊原始凸度 根据等延伸率原则, 若原料原始凸度为∃ , 原料厚度为H , 道次轧制压力为 P i , 板厚 为 h i , 则: ∃ H = ∆Z h i (4) 根据 (3)、(4)两式, 则 W = R iK R - ∃ H h i - y t (5) 　　本着简化计算的原则, 忽略原料凸度 ∃ , 道次厚度 h i , 轧辊热凸度 y t 的影响, 则: W C W J = P ic P iJ (6) 式中　W C ——武钢设计综合凸度 W J ——日方设计综合凸度 5. 2. 1　W 材低牌号以W 201A为例 日本辊型制度为W R (2, 0) , ZF150T , Z I上0, Z I下35%C- 300F A SU (140, 180, 220, 220, 180, 140) 其轧辊综合凸度: W J = 20+ 13 ×2×0. 7127 (150× 3 1000× 1000) + (350- 50)×0. 7593+ ·42· 1996 年第 11 期 (第 34 卷·总第 193 期) © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 80×0. 4843×10001115×2 = 531 ( Λ ) 根据式 (6)则: W C = P ic P iJ ×W J = 36503309. 6 × 531 = 585. 69 (Λ) 　　据此, 我们设计改进后的轧辊辊型为: W R (3, 3) , ZF150T , Z I上15% , Z I下20% , A SU (160, 190, 220, 220, 190, 160) 其综合凸度: 30×2 + 13 ×2. 0×0. 7127) × (150× 3 1000×1000) + (150+ 200) ×0. 7593+ 60× 0. 4843×12001115×2= 591. 685 (Λ) 5. 2. 2　W 材高牌号以W 121A为例 其四个轧制道次平均轧制压力 PCW 12 = 4065. 8kN , 则其对应轧制轧辊综合凸度为 W CW T 2 = P icw 12P iJw 20 ×W JW 210A = 4065. 8 3309. 6×531 = 652. 33 ( Λ ) 因此, 我们设计改进后的轧辊辊型为: W R (3, 3) , ZF150T , Z I上15% , Z I下30% , A SU (160, 190, 220, 220, 190, 160) 此辊型制度的综合凸度为: W I = 30×2+ 13 ×2×0. 7127× (150× 　3‰×100) + (150+ 300)× 　0. 7593+ 60×0. 4843×10001115×2 = 667. 62 (Λ)≈W CW 121A 5. 2. 3　Q 材以Q 112B I为例 其三个轧制道次平均轧制压力 PCQ 112B = 4228. 4kN , 则其轧辊凸度应为 W CQ 112B = P CQ 112B P JW 201A ×W JW 201A = 4228. 4 3309. 6 × 531 = 678. 42 (Λ) 　　因此, 我们设计改进后的轧辊辊型为: W R (3, 3) , ZF150T , Z I上15% , Z I下35% , A SU (160, 190, 220, 220, 190, 160) 此辊型制度的综合凸度为: W I = 30×2+ 13 ×2×0. 7127) × (150 　×3‰×1000) + (150+ 350)× 　0. 7593+ 60×0. 4843× 9801115×2 = 674. 53Λ≈W CQ 112B I 考虑到配置磨制轧辊方便, 尽量减少被 动辊辊型规格以及Q 材原料凸度偏小, 则我 们将 Z I下 设计为40% C, 以与高温轧制辊型 统一。 以上新设计的辊型制度经1989年7月以 来6年的大生产实践, 基本满足了减少轧制道 次和原料国产化后的轧制工艺要求, 轧制过 程稳定, 板型良好。 6　张力的改进 日本专利工艺中的张力设定值, 在减少 轧制道次后, 显然满足不了轧制工艺要求, 仅 增加压下率, 轧制压力则急剧上升, 轧制板型 将急剧变化, 为降低轧制压力, 改善板型质 量, 我们设计增加了轧制道次前后的单位压 力, 但张力设定过大, 会造成张力引起的钢带 拉断或屈服, 产生质量缺陷。根据冷轧张力设 计原理, 前后张力一般≤ ( 12～ 1 3 ) Ρ0. 2i。从 W 201A、W 121A、Q 112B I变形抗力曲线图1计算出 表7的结果。 从表7可以看出, 改进后的新轧制工艺 中, 前后张力设定值虽然都加大了, 但均小于 1 3 Ρ0. 2, 因此是安全的经过6年的轧制实践检 验, 是科学的合理的。 7　新轧制工艺作业实绩 经过1990年上半年的反复研制试验, 新 的轧制工艺于1990年8月正式在 ZR 1. 2机组实 施, 从实际效果看, 大大提高了轧机的小时产 ·52·武钢技术 © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 表7　硅钢张力设计对比 品种 项目 1道次 2道次 3道次 4道次 W 201A 1 3 Ρ0. 2 N ömm 2 245 283 300 313 前张力 N ömm 2 143. 7 209. 3 209. 4 251. 5 W 121A 1 3 Ρ0. 2 N ömm 2 268 306 320 326 前张力 N ömm 2 149. 5 201. 0 246. 4 287. 5 Q 112B 1 3 Ρ0. 2 N ömm 2 283. 3 303. 3 310. 0 前张力 N ömm 2 138. 0 197. 1 196. 5 量, 彻底解决了因原料国产化及减少道次后轧制板型存在的二号浪 (在2号支撑辊轴承处产生的浪) 问题, 大大降低了轧制断带率, 提高了轧制成材率, 1987年至1994年 ZR 轧机的轧制小时产量和轧制成材率见表8。8　结　论1990年8月以来, 硅钢片厂 ZR 机组生产的W 材及Q 材; 按上述改进后的新工艺生产, 大大提高了轧机的小时产量, 满足了原料国产化的要求, 改善了轧制板型, 充分利用了现有电气和机械设备的功能, 取得了良好的效益, 并得出如下结论: 表8　新工艺轧制实绩统计表 项　目 1987 1988 1989 1990 1991 1992 1993 1994 小时产量, töh 14. 2 14. 1 16. 0 16. 8 17. 8 17. 0 19. 9 20. 7 成材率, % 93. 8 92. 8 93. 3 94. 9 94. 9 96. 0 96. 5 96. 7 　　 (1)日本专利生产工艺比较保守, 通过科 学计算和试验得到了改进。 (2)绝大部分钢种的轧制道次均可减少, 以提高小产量, 设备也是允许的。 (3) 减少轧制道次后必须根据科学计算 和试验增加被动辊和工作辊的原始凸度; (4) 轧制前后张力可根据板型和轧制压 力等来进一步提高。 (参考文献略) (收稿日期: 1996- 01- 29) (上接第29页) 4　结　语 通过对焊机伺服马达的故障分析与修 复, 我们得到如下几点启示: (1) 液压冲击对液压系统和液压元件的 危害是巨大的, 甚至会导致系统和元件的破 坏, 影响整个系统的安全运行; (2)液压系统设计与维护要周到细致, 本 例中漏装安全过渡块致使液压系统产生超高 压, 从而破坏伺服马达; (3) 选用液压元件一定要注意其额定使 用条件, 本例中的伺服马达额定转速仅 1200röm in, 而实际使用转速则达1600röm in; (4) 对有修复价值的液压元件尤其是昂 贵的进口件, 送专业单位检修, 既能降低生产 成本, 又为国产化改造创造了条件。 参　考　文　献 1　H. E. 梅里特著. 液压控制系统. 科学出版社, 1976 2　官忠范编. 液压传动与系统. 机械工业出版社, 1981 3　何存兴编. 液压元件. 机械工业出版社, 1981 (收稿日期: 1996- 05- 29) ·62· 1996 年第 11 期 (第 34 卷·总第 193 期) © 1995-2004 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved.