第3期 王海玉等：连续退火炉内双锥度辊辊形参数对带钢跑偏的影响 ·375· 0作为参考，如图3(a)所示.参考点0绕炉辊运行 量D。,如图3(b)所示，以带钢向炉辊传动侧的跑偏 180°后运行到0'，其偏离中心线的距离定义为跑偏 为正方向 00 图3带钢跑偏量的定义.()带钢初始位置：(b)带钢跑偏后的位置 Fig.3 Definition of the running deviation of strips:(a)initial position of strips:(b)position of strips after running deviation 0.4 121 2计算结果及分析 13 2.1总辊径变化量(C1+C2)的影响 计算双锥度辊锥度段的总辊径变化量(C,+ 年0.2 C2)对带钢跑偏量和最大横向压应力的影响，计算 0.1 9 工况如表2所示，结果如图4所示.由图4可以看 道 出，在平直段长度和锥度段辊径变化量比值一定的 情况下，随着双锥度辊总辊径变化量的增大，带钢跑 总辊径变化量，(C,+C,mm 偏量逐渐减小，辊形防偏能力逐渐增强.当总辊径 图4双锥度辊总辊径变化量对带钢跑偏量和最大横向压应力 变化量达到7mm,跑偏量减小到0.02mm后，总辊 的影响 径变化量的增加对跑偏量的影响减弱.带钢最大横 Fig.4 Effect of total roller diameter variation on the running devia- 向压应力随双锥度辊总辊径变化量的增大而逐渐增 tion and maximum transverse compressive stress of strips 大，当总辊径变化量达到7mm时，最大横向压力增 18 1 长趋于平缓.C,+C2=6mm时带钢横向压应力分 布如图5所示.图5表明，当总辊径变化量值达到6 12 10 mm时，带钢与炉辊两侧接触的第一级锥度的锥肩a 处横向压应力最大，最大横向压应力为16.9MPa. 因此，带钢在两侧锥肩a处先发生塑性变形，当塑性 -600-400-2000200400600800 变形积累到一定程度就会产生瓢曲变形，如图6所示. 带钢宽度/mn 图5带钢横向压应力分布(C,+C2=6mm) 表2计算工况 Table 2 Calculation condition Fig.5 Transverse compressive stress distribution of strips (C+C2 =6mm) C1/C2 D/mm Lo/mmLL/mm (C +C2)/mm 2 800 600 3501,2,3,4,5,6,7,8 瓢曲变形 浪形区城 2.2 辊径变化量比值(C,/C,)的影响 计算双锥度辊锥度段的辊径变化量比值(C,/ C,)对带钢跑偏量和最大横向压应力的影响，计算 工况如表3所示，结果如图7所示. 表3计算工况 Table 3 Calculation condition (C1+C2)1D/ 图6带钢在锥肩a处产生的瓢曲变形(C1+C2=6mm) C1/C2 mmmmmm mm Fig.6 Waved surface of strips at the cone shoulder 'a'(C+C2= 4 800600 350 0.5,1,1.5,2,2.5,3,3.5,4 6mm)第 3 期 王海玉等: 连续退火炉内双锥度辊辊形参数对带钢跑偏的影响 O 作为参考，如图 3( a) 所示． 参考点 O 绕炉辊运行 180°后运行到 O'，其偏离中心线的距离定义为跑偏 量 D0，如图 3( b) 所示，以带钢向炉辊传动侧的跑偏 为正方向． 图 3 带钢跑偏量的定义． ( a) 带钢初始位置; ( b) 带钢跑偏后的位置 Fig． 3 Definition of the running deviation of strips: ( a) initial position of strips; ( b) position of strips after running deviation 2 计算结果及分析 2. 1 总辊径变化量( C1 + C2 ) 的影响 计算双锥度辊锥度段的总辊径变化量( C1 + C2 ) 对带钢跑偏量和最大横向压应力的影响，计算 工况如表 2 所示，结果如图 4 所示． 由图 4 可以看 出，在平直段长度和锥度段辊径变化量比值一定的 情况下，随着双锥度辊总辊径变化量的增大，带钢跑 偏量逐渐减小，辊形防偏能力逐渐增强． 当总辊径 变化量达到 7 mm，跑偏量减小到 0. 02 mm 后，总辊 径变化量的增加对跑偏量的影响减弱． 带钢最大横 向压应力随双锥度辊总辊径变化量的增大而逐渐增 大，当总辊径变化量达到 7 mm 时，最大横向压力增 长趋于平缓． C1 + C2 = 6 mm 时带钢横向压应力分 布如图 5 所示． 图 5 表明，当总辊径变化量值达到 6 mm 时，带钢与炉辊两侧接触的第一级锥度的锥肩 a 处横向压应力最大，最大横向压应力为 16. 9 MPa． 因此，带钢在两侧锥肩 a 处先发生塑性变形，当塑性 变形积累到一定程度就会产生瓢曲变形，如图6 所示． 表 2 计算工况 Table 2 Calculation condition C1 /C2 D/mm L0 /mm L1，L2 /mm ( C1 + C2 ) /mm 2 800 600 350 1，2，3，4，5，6，7，8 2. 2 辊径变化量比值( C1 /C2 ) 的影响 计算双锥度辊锥度段的辊径变化量比值( C1 / C2 ) 对带钢跑偏量和最大横向压应力的影响，计算 工况如表 3 所示，结果如图 7 所示． 表 3 计算工况 Table 3 Calculation condition ( C1 + C2 ) / mm D/ mm L0 / mm L1，L2 / mm C1 /C2 4 800 600 350 0. 5，1，1. 5，2，2. 5，3，3. 5，4 图 4 双锥度辊总辊径变化量对带钢跑偏量和最大横向压应力 的影响 Fig． 4 Effect of total roller diameter variation on the running devia￾tion and maximum transverse compressive stress of strips 图 5 带钢横向压应力分布( C1 + C2 = 6 mm) Fig． 5 Transverse compressive stress distribution of strips ( C1 + C2 = 6 mm) 图 6 带钢在锥肩 a 处产生的瓢曲变形( C1 + C2 = 6 mm) Fig． 6 Waved surface of strips at the cone shoulder‘a’( C1 + C2 = 6 mm) · 573 ·