·956· 工程科学学报，第40卷，第8期 △H,△=△h+4 HV2 h v (3) 式中，H为入口平均厚度，h为出口平均厚度，△H为 入口两侧厚度差，△h为出口两侧厚度差 把(1)式和(2)式代入(3)式，整理可得出口与 入口镰刀弯曲率半径及楔形差的关系： △h△H 11 (4) P2 P W 根据上式可知，中间坯轧制过程出口、入口弯曲 的偏转方向及大小由轧件变形前后的楔形差决定， 当上下辊存在交叉偏移造成辊缝横向刚度不对称 图3轧锟-轧件动态耦合分析模型 时，会造成轧件楔形发生变化，进而引起中间坯入口 Fig.3 Roller-slab coupling finite element model 及出口的弯曲，形成镰刀弯.如图2所示，上下工作 辊的交叉点偏向传动侧，假设入口带钢无楔形，随着 模型几何参数及工况设定如表1所示，轧辊弹 轧制过程进行，由于上下轧辊交叉点位于传动侧，所 性模量2.1×10MPa,泊松比0.3：中间坯材质为 以传动侧刚度较大，则其轧制力较大，弹跳较小，压 Q235,不考虑热传导，在1100℃条件下，泊松比 下量较大，产生楔形，传动侧出辊速度较大，延伸较 0.354,弹性模量1.15×103MPa,屈服强度75MPa. 大，所以板坯向操作侧弯曲，且出口、入口的曲率半 定义交叉位置比为轧辊交叉点到轧辊轴向中点的距 径满足式(4)，进而通过时间积分可以求得出口入 离与半板宽的比值，辊系间隙比为轧辊两侧最大间 口侧板坯整体的偏转角度[0,1] 隙与辊长的比值，分别仿真模拟轧辊交叉角为 ◆y 0.2°、0.3°、0.4°、0.5°、0.6°且交叉点在传动侧时交 变形区 叉位置比分别为0.25、0.5、0.75、1时的镰刀弯 人口区域 出口区域 情况. DS 表1模型工况设置 Table 1 Conditions setting of the model 参数 数值 板坯厚度/mm 60.80,100 DS 变形区单元速 板坯宽度/mm 940 度横向分布 板坯长度/mm 5000 压下量/mm 40,50,60 轧辊辊缝状态 摩擦系数 0.3 图2轧辊交叉偏移情况下板坯运动过程示意图 交叉角/() 0.2,0.3,0.4,0.5,0.6 Fig.2 Slab movement diagram in the case of crossed roller 交叉位置比 0.25.0.5,0.75,1 2轧件-辊系耦合动态有限元模型 轧辊转速/(ms) 3 本文以1580mm热连轧粗轧机为研究对象，为 本文通过轧制力的计算来验证所建轧件-辊系 了兼顾模型的计算精度和效率，采用ABAQUS/Ex- 耦合动态有限元模型的假设与简化是否合理、计算 plicit方法建立三维轧辊辊系弹性变形-轧件弹塑性 结果是否准确.验证过程中，取中间坯材质为Q235 变形耦合模型.对中间坯边部进行局部网格细化， 的实际典型工况数据（如表2所示），轧辊交叉角为 对工作辊、支撑辊表层接触区域分别使用人工草图 0°，典型工况计算得到的稳定轧制阶段的轧制力与 的方式进行局部网格细化，在保证计算结果精度的 现场实际平均轧制力的平均误差为6.23%，具有较 前提下，减少了模型单元数目，提高了求解效率，单 高计算精度，因此本文建立的轧件-辊系耦合动态 元类型为C3D8R,通过在支承辊中心点添加刚性片 有限元模型可用于热轧粗轧过程中间坯镰刀弯生成 并施以弹簧约束的方式模拟两侧刚度，如图3所示. 过程的仿真计算.工程科学学报,第 40 卷,第 8 期 驻H H + 驻v2 v2 = 驻h h + 驻v1 v1 (3) 式中,H 为入口平均厚度,h 为出口平均厚度,驻H 为 入口两侧厚度差,驻h 为出口两侧厚度差. 把(1)式和(2)式代入(3)式,整理可得出口与 入口镰刀弯曲率半径及楔形差的关系: 1 籽2 - 1 籽1 ( = 驻h h - 驻H ) H W (4) 根据上式可知,中间坯轧制过程出口、入口弯曲 的偏转方向及大小由轧件变形前后的楔形差决定, 当上下辊存在交叉偏移造成辊缝横向刚度不对称 时,会造成轧件楔形发生变化,进而引起中间坯入口 及出口的弯曲,形成镰刀弯. 如图 2 所示,上下工作 辊的交叉点偏向传动侧,假设入口带钢无楔形,随着 轧制过程进行,由于上下轧辊交叉点位于传动侧,所 以传动侧刚度较大,则其轧制力较大,弹跳较小,压 下量较大,产生楔形,传动侧出辊速度较大,延伸较 大,所以板坯向操作侧弯曲,且出口、入口的曲率半 径满足式(4),进而通过时间积分可以求得出口入 口侧板坯整体的偏转角度[10,19] . 图 2 轧辊交叉偏移情况下板坯运动过程示意图 Fig. 2 Slab movement diagram in the case of crossed roller 2 轧件鄄鄄辊系耦合动态有限元模型 本文以 1580 mm 热连轧粗轧机为研究对象,为 了兼顾模型的计算精度和效率,采用 ABAQUS / Ex鄄 plicit 方法建立三维轧辊辊系弹性变形鄄鄄轧件弹塑性 变形耦合模型. 对中间坯边部进行局部网格细化, 对工作辊、支撑辊表层接触区域分别使用人工草图 的方式进行局部网格细化,在保证计算结果精度的 前提下,减少了模型单元数目,提高了求解效率,单 元类型为 C3D8R,通过在支承辊中心点添加刚性片 并施以弹簧约束的方式模拟两侧刚度,如图 3 所示. 图 3 轧辊鄄鄄轧件动态耦合分析模型 Fig. 3 Roller鄄鄄slab coupling finite element model 模型几何参数及工况设定如表 1 所示,轧辊弹 性模量 2郾 1 伊 10 5 MPa,泊松比 0郾 3;中间坯材质为 Q235,不考虑热传导, 在 1100 益 条件下, 泊松比 0郾 354,弹性模量 1郾 15 伊 10 5 MPa,屈服强度 75 MPa. 定义交叉位置比为轧辊交叉点到轧辊轴向中点的距 离与半板宽的比值,辊系间隙比为轧辊两侧最大间 隙与辊长的比值, 分别仿真模拟轧辊交叉角为 0郾 2毅、0郾 3毅、0郾 4毅、0郾 5毅、0郾 6毅且交叉点在传动侧时交 叉位置比分别为 0郾 25、0郾 5、0郾 75、1 时的镰刀弯 情况. 表 1 模型工况设置 Table 1 Conditions setting of the model 参数 数值 板坯厚度/ mm 60, 80, 100 板坯宽度/ mm 940 板坯长度/ mm 5000 压下量/ mm 40, 50, 60 摩擦系数 0郾 3 交叉角/ (毅) 0郾 2, 0郾 3, 0郾 4, 0郾 5, 0郾 6 交叉位置比 0郾 25, 0郾 5, 0郾 75, 1 轧辊转速/ (m·s - 1 ) 3 本文通过轧制力的计算来验证所建轧件鄄鄄 辊系 耦合动态有限元模型的假设与简化是否合理、计算 结果是否准确. 验证过程中,取中间坯材质为 Q235 的实际典型工况数据(如表 2 所示),轧辊交叉角为 0毅,典型工况计算得到的稳定轧制阶段的轧制力与 现场实际平均轧制力的平均误差为 6郾 23% ,具有较 高计算精度,因此本文建立的轧件鄄鄄 辊系耦合动态 有限元模型可用于热轧粗轧过程中间坯镰刀弯生成 过程的仿真计算. ·956·