外文翻译.docx

1、外文翻译矿物国际期刊冶金和材料2011年6月3日 第18卷DOI: 10.1007/s12613-011-0437-6 轧 辊 形 状 对 连 续 退 火 的 带 钢 屈 曲 的 影 响Jing Yang, Di Tang, Lan Su, Ha i-tao Jiang, and Quan Yan国家工程研究中心，北京科技大学，北京大学，北京100083，中国（发送： 2010年5月25日；修订：2010年6月19日；接收：2010年6月26日）摘要：辊系形状对连续退火的板条的影响一直备受关注,在分析平辊，轧辊，单锥度辊，双锥辊的拉伸应力分布、横向压应力、板带材的临界屈曲应力是应用有限元法（F

2、EM）分析法，仿真结果表明发生凸度滚道的首要原因是带料，其次是双圆锥滚子，然后单一的圆锥滚子。当平辊使用是不能发生带屈曲。考虑到板条的卷曲，单一圆锥滚子和双锥辊应该连续退火。应用在部分高温处改善双锥辊和卷板的预防能力。单锥辊和屈曲预防能力应该用于低带温度。关键词：钢带 屈曲 热处理 退火 滚筒 有限元方法1、介绍在冷轧带钢的生产过程中连续退火生产线是一个关键的组件元素。这是因为小生产线的高效率特性, 连续退火是一个重要的工艺生产过程。根据需求的过程，连续退火可以分为几个步骤：预热、加热、浸泡、缓慢冷却、快速冷却、和最终的冷却。然而，在连续退火中会发生起皱现象，这种现象主要是发生在加热和均热段。

3、带材起皱带的严重性直接影响系统的稳定性和可靠性。当这种现象发生时，生产出来的带材被视为不合格产品。更糟糕的是它可能引起断带，这种现象一旦出现至少停产一天。因而在退火周期内避免带钢起皱是非常重要的。 板带起皱的本质是屈曲和后屈曲薄板。研究发现, 影响辊件形状是带巴克凌诱导的非均匀拉应力分布和横向压应力。此外,屈曲产生的横向摩擦力使板带和旋转辊发生相对运动。随后,塑性变形将引起屈曲。当塑性变形积累到一定程度时,板带将起皱。根据文献13-14，带巴克凌属于弹性屈曲。当然,它与起皱现象关系密切，因为容易屈曲就意味着容易使带材起皱。因此, 通过分析板带屈曲是研究起皱一种重要的方式。目前, 用于连续退火的

4、四种形状的扎辊是:平辊,卷辊,单圆锥滚子,和双圆锥滚子。在这些辊子中,单圆锥滚子和双圆锥辊广泛采用。根据参考文献【13-15】，大多数对带钢屈曲进行的研究是以单圆锥滚子为例的锥形辊,而其他三种形状的辊是研究甚少。因此,到目前为止,很少有研究在辊形状对带钢翘曲的影响，本研究中, 应用有限元方法(FEM)来探讨扎辊形状对带钢弯曲的影响。2、有限元模拟在这项研究中, 使用有限元软件MARC研究弹塑性静应力在单圆锥滚子和双圆锥辊子在退火过程中产生的影响。炉辊的形状和尺寸如图1所示, C代表锥形单锥辊、C1和C2分别代表了两个逐渐变细的双圆锥滚子 。在这里设定C = 1mm,C1= 0.6mm,和C2=

5、 0.4mm。在设定上辊之间和下辊之间的距离为20m。图(一)：（a）平辊;(b)凸辊;(c)单锥辊;(d)双圆锥滚子如不考虑冷轧后的缺陷, 选定的有限元模型设计是宽度1600毫米,厚度0.8毫米的平板。所选的材料满是各向同性的带材料，同时,模型参数包括弹性模量E,屈服应力s,泊松比。在这里,= 0.3。根据孙旭等人的实验研究表明E和s与带钢温度变化的关系可以表示为：T 表示温度,单位 所建立的有限元模型见图2，为了控制有限元模型的大小和节省计算时间, 该模型由一个扎辊和板条组成，固定辊和钢板是作为一个整体变形。为控止跑偏在轧辊俩边采用侧滑道。 图2 连续退火炉内带钢的有限元模型3、仿真结果分

6、析在轧制过程中带材温度通常设置在700-850范围内。这样在高温条件下使得屈服应力较小。这样一来使得带钢容易屈曲。在轧制过程中，他拉力一般设置为6-7 KN，在所有的过程中选择较低值。因此，目前的模拟工作中设定带钢温度为800和拉伸力为7 kN。3.1、轧辊形状对带材拉伸应力分布的影响图3（a）- 3（d）为带钢在800下扎辊没有出现塑性变形的拉伸应力分布的四种不同式。从图3还可以看出，拉应力主要分布在带钢接触表面。当只使用平辊时，拉伸应力从3.41兆帕到3.44兆帕均匀分布在带钢的表面。图4显示的在四种形状的扎辊值在带钢的宽度减半时的拉伸应力。参考图4平辊的拉伸应力保持在一个固定的值。在应用

7、轧辊时，从中心到带钢的俩边拉伸应力逐渐减小。最后，它趋于零的地方距离带钢中心约300毫米。在单锥度辊和双锥辊中选择，有一条相应拉伸应力分布曲线，均匀分布在带钢与轧辊的接触表面。同时，从拉伸到压缩的应力变化发生在两个圆锥滚子的锥肩处和拉伸应力变为零的附近处。与单锥度辊和双锥辊相比，带材拉应力分布很不均匀。因此，在使用轧辊时可以应用带钢、单锥度辊和双锥辊，而使用平辊时则不能应用。带钢屈曲与轧辊、单辊、双锥辊、单锥度辊发生的概率逐次减少。图3不同形状轧辊拉伸应力分布：（a）平辊；（b）轧辊；（c）凸辊；（d）双锥辊；图4 不同形状的扎辊在中间处的拉应力3.2、轧辊形状对带钢横向应力分布的影响插图5中

8、由（a）-（d）显示的是带钢在800下四种不同类型的辊产生塑性变形时对横向应力分布的影响。根据插图5，可知辊形对横向应力分布有明显的影响。随着单锥度辊和双锥辊，横向压应力存在于与轧辊辊系的板条中央部分。此外，它还存在于带钢单锥度辊和双锥辊锥肩部分在。相对而言，横向压应力不存在于带轧辊中。图5不同形状辊横向应力分布（a）平辊；（b）轧辊；（c）单锥度辊；（d）双锥辊。轧辊、双锥度辊、以及单锥度辊横向压应力的最大值分别为是0.934兆帕、0.832兆帕和0.82兆帕。其中，可以发现，带钢具有最大的横向压缩应力的是轧辊其次就是双锥度辊，最后就是单锥度辊。因此，带钢屈曲和起皱不会与平辊发生，而他们最有

9、可能发生在使用轧辊的时，然后是使用双锥度辊，最后是使用单圆锥滚子。3.3、轧辊形状对带材临界屈曲应力的影响使得带钢发生塑性变形还可能是通过在连续退火过程中带材的临界屈曲应力的大小来比较反映。利用同样的方法，本条主要研究带钢的临界屈服应力更小的情况下显先出来的特性。在本研究中，通过使用非线性屈曲分析计算不同的带材临界屈曲应力带温度和辊的形状的。通过考虑几何非线性的影响，非线性边界条件的影响，利用Marc软件采用非线性屈曲分析方法来计算的临界屈曲应力。通过对拉伸应力卸载加载的动作循环，来提取屈曲临界应力的特征值。（1） 不同温度对屈曲临界应力的影响计算带材临在700摄氏度和800摄氏度时的界屈曲应

10、力。三种辊带钢锥度参数分别设置C = 1毫米，C1 = 0.6毫米，和C2 =0.4毫米。计算结果如插图6所示，实验结果及理论分析表明，临界屈曲应力最低的是轧辊，最高的是单锥度辊。此外，临界屈曲应力随着条带温度的增加而减小。因此，轧辊是最有可能发生屈曲的，而且必然会与单锥度辊发生屈曲，这一点从参考文献 10 也同样可以得到证实。此外，在一个较高的带钢温度环境下带钢更容易发生屈曲。（2） 不同锥度对板带屈曲临界应力的影响在800环境下，三辊轧制产生带材的临界屈曲应力，和锥度参数如表1所示。计算结果如图7所示。这一结果表明锥对也是影响临界屈曲应力的显著因素。图7还表明增加带锥度将会英气屈曲临界应力

11、的降低；因此，带钢屈曲更可能发生具有较大的锥度的锥辊。从另一方面讲，随着锥度的增大轧辊形状对屈曲的影响将变得不那么重要，因为屈曲临界应力的差异随着三锥辊之间的形状缩小。图6 不同的炉辊和带钢温度下的屈曲临界应力带。表一 俩种锥形的参数 mm图7 不同的炉辊和辊的锥度时的屈曲临界应力根据上述计算结果，带材的临界屈曲应力最高的是单锥度辊最低的是轧辊。因此，在使用轧辊是最有肯那个发生屈曲，其次是双锥辊，但是在单锥度辊的情况下比较少见。同时也不会发生在平辊上。这一结论与拉应力的观点和横向压缩应力的观点是一致的。3.4 实际结果与理论计算的比较根据计算结果，带钢更容易发生屈曲的顺序是：单锥度辊，双锥辊，

12、和轧辊。然而平辊不会引起带钢屈曲；平辊在加热和保温时考虑到平辊带材跑偏预防通常不选择连续退火过程中。在现实情况中，带材跑偏变难易程度顺序为：双锥辊，单锥度辊，凸辊，和平辊。因此，根据综合分析，双锥辊和单锥度辊选择连续退火工艺更适合。在具有高温度的部分，如加热和均热段，低拉伸应力可以避免带钢屈曲，而低拉伸应力会导致带钢跑偏，这种特性与带钢的特性相反。因此，为获得良好屈曲特性建议应采用辊和双锥辊的方式；相比之下，在部分温度低，如过时效段，加载的拉伸应力应设置较高的值。带材跑偏主要是由高抗拉应力受阻，所以带钢屈曲成为首要关注的问题。因此，为获得良好的防屈曲辊应选择单锥度辊。在一些钢铁厂，双锥辊通常选

13、择在具有较高的温度，如加热，浸泡，缓慢冷却，快速冷却段。单锥度辊在过时效和终冷段有一个较低的温度。在现实的情况下，辊的选择与仿真工作得出的结论相吻合，证明计算结果是可靠的。4、结论（1）条带屈曲不会由于均匀拉应力和不带横向压应力的存在与平辊发生四种曲棍形状中最有可能发生屈曲的是凸轮。这是由于带钢宽板带承受最不均匀的横向拉应力，压应力最大值，和最低的临界屈曲应力。（2）由于带钢宽度最不均匀的横向拉应力，压应力最大值，和最低的临界屈曲应力，轧辊最有可能导致带钢瓢曲辊四之间的形状。（3）对于凸锥，单锥度辊和双锥辊临界屈曲应力随着带钢温度和锥度的增加而减小，因此，无论是大滚子圆锥和较高的带钢温度会促进

14、概率的带扣。因此，无论是大滚子圆锥还是较高的带钢温度都会产生屈曲的现象。参考文献：1 S.E. Swartz and R.J. ONeill, Linear elastic buckling of plates subjected to combined loads, Thin Walled Struct. , 21(1995), No.1, p.1. 2 R. Brighenti, Buckling of cracked thin-plates under tension or compression, Thin Walled Struct., 43(2005), No.2, p.209.

15、3 N. Friedl, F.G. Rammerstorfer, and F.D. Fischer, Buckling of stretched strips, Comput. Struct., 78(2000), No.1, p.185. 4 C.W. Bert and K.K. Devarakon da, Buckling of rectangular plates subjected to nonlinearly distributed in-plane loading, Int. J. Solids Struct. , 40(2003), No.16, p.4097. 5 C.M. W

16、ang, Y. Chen, and Y. Xi ang, Plastic buckling of rec-tangular plates subjected to intermediate and end inplane loads, Int. J. Solids Struct. , 41(2004), No.16-17, p.4279.6 C.M. Wang and T.M. Aung, Plastic buckling analysis of thick plates using p-Ritz method, Int. J. Solids Struct., 44(2007), No.18-

17、19, p.6239. 7 R. Brighenti, Numerical buckling analysis of compressed or tensioned cracked thin plates, Eng. Struct. , 27(2005), No.2, p.265. 8 S.E. Kim, H.T. Thai, and J.H. Lee, Buckling analysis of plates using the two variable refined plate theory, Thin Walled Struct., 47(2009), No.4, p.455. 9 A.

18、R. Rahai, M.M. Alinia, and S. Kazemi, Buckling analysis of stepped plates using modified buckling mode shapes, Thin Walled Struct., 46(2008), No.5, p.484. 10 T. Sasaki, F. Yanagishima, T. Hira, Y. Shimoyama, H. Abe, and K. Tahara, Control of strip buckling and snaking in con-tinuous annealing furnac

19、e, Kawasaki Steel Tech. Rep., 1984, No.9, p.36. 11 Y. Kaseda and T. Masui, Control of buckling and crossbow in strip processing lines, Iron Steel Eng. , 71(1994), No.9, p.14. 12 T. Matoba, M. Ataka, I. Aoki, and T. Jinma, Effect of roll crown on heat buckling in continuous annealing and process-ing

20、lines, Tetsu-to-Hagan , 80(1994), No.8, p.61. 13 N. Jacques, A. Elias, M. Potier-Ferry, and H. Zahrouni, Buckling and wrinkling during strip conveying in processing lines, J. Mater. Process. Technol., 190(2007), No.1-3, p.33. 14 J.B. Dai, Study on the Strip Buckling in Continuous Anneal-ing Producti

21、on Line Dissertation, University of Science and Technology Beijing, Beijing, 2005, p.23, 41, 50. 15 J.B. Dai, Q.D. Zhang, and T.Z. Chang, FEM analysis of large thermo-deflection of strips being processed in a continuous annealing furnace, J. Univ. Sci. Technol. Beijing , 14(2007), No.6, p.580. 16 Z.

22、J. Sun, S.Z. Li, and D.W. Lin, The distribution of strip ten-sion in the furnace of CAPL, J. East Chin. Univ. Metall., 11(1994), No.2, p.130. 17 Y.G. Xu, S.Q. Chen, and Z.J. Sun, Study and discussion of the mechanism for the hot-waved surface of strip in the CAPL furnace, J. East Chin. Univ. Metall. , 11(1994), No.2, p.1.