田軍利　陳劍等

某CSP產線實現了薄規格高強鋼批量生產，但受限于單坯軋制，其生產的高強鋼常出現浪形問題，分析后發現產生浪形的主要原因是后段機架剛度差偏大、層流冷卻不均、前段機架竄輥不良及后段機架軋制負荷大。為此，采取了一系列措施，提高了板形質量，提高了成材率及精整效率。

薄規格高強鋼因其能在滿足使用要求的同時達到結構輕量化的目的，受到汽車、集裝箱等制造行業的青睞。某CSP產線實現了薄規格高強鋼批量生產，產品屈服強度達500-700MPa，厚度1.1-4.0mm，寬度1125-1600mm。該產線以鑄坯薄、加熱溫度高為特征，在生產薄規格高強鋼產品方面具有明顯的優勢，可實現部分產品“以熱代冷”，但受限于單坯軋制，薄規格高強鋼軋制板形控制難度較大，常出現帶鋼頭尾及全長單邊浪、帶鋼全長雙邊浪等問題，造成精整效率低下以及綜合成材率偏低。據統計，高強鋼精整生產速度僅為150m/min，且需反復平整，返工率高達90％，精整效率低下，綜合成材率只有92％。

本文分析了某CSP高強鋼浪形產生的原因，結合工藝設備特點，提出了改進措施，從工藝、設備、控制等方面進行了改進，使薄規格高強鋼產品板形質量大幅提升。

1　浪形的產生原因

本文從帶鋼頭尾及全長單邊浪、帶鋼全長雙邊浪等方面分析浪形的表現形式及產生原因。

1.1帶鋼頭部單邊浪

厚度1.5mm、寬度1250mm的600MPa級高強鋼熱軋過程中，帶鋼頭部90m以內存在明顯的單邊浪，當卷取機咬鋼帶鋼被拉直后才明顯減輕，浪形嚴重的這部分在精整過程中切除處理。 

軋機剛度是表示該軋機抵抗軋制壓力引起彈性變形的能力，又稱軋機模數。軋制時，在軋制力的作用下，軋件產生塑性變形，其厚度尺寸和斷面形狀發生變化。同時，軋件的反作用力使工作機座中軋輥、軋輥軸承、軸承座、墊板、壓下油缸及牌坊等一系列零部件相應產生彈性變形。通常將這一系列受力零件產生的彈性變形總和稱為軋機的彈跳值，彈跳值大小反映了軋機剛度的大小。軋機由兩片牌坊組成（通常稱之為操作側和傳動側），兩側剛度的不一致，對軋制的穩定性有著較大影響，當某側機架縱向剛度由于外在條件的變化而變化時，在相同軋制力的作用下，兩側機架的彈性變形會存在差異，筆者對軋機各機架剛度跟蹤及分析發現，當單機架剛度雙側剛度差＞5%時，實際的軋件出口厚度也會存在差異，直接影響到該機架的浪形甚至會帶入后機架，Z終在帶鋼成品上表現出單邊浪。某次檢測的各機架雙側剛度差值中，F6機架的剛度差達到7.36%，咬鋼過程中F6有明顯的浪形帶入下游機架。

1.2帶鋼全長單邊浪

厚度2.0mm、寬度1500mm的600MPa級高強鋼熱軋過程中，帶鋼單邊存在明顯的浪形。為判斷溫度對板形的影響，采用NEC熱成像儀對WYS600鋼（規格：厚度2.0mm、寬度1500mm）寬度溫度均勻性進行檢測，結果表明，帶鋼在精軋F7出口寬度溫度分布OS側與DS側溫度基本一致，但經層流冷卻后存在溫度不均勻性，軋鋼OS（也稱WS）側比軋鋼DS側溫度低30-40℃。

為了確定寬度方向溫度的不均勻分布對帶鋼板形缺陷的影響，對代表試驗鋼卷在平整前后取樣，利用美國Proto公司iXRD型X射線殘余應力測試儀檢測殘余應力，對樣板的殘余應力分布進行檢測。殘余應力測量點如圖1所示（其中0°方向為軋制方向，90°方向為垂直于軋制方向）。 

根據檢測結果（壓應力為負值，拉應力為正值），未平整試樣的平整DS/軋鋼OS側（1-2#測量點）、寬度中部（4-5#測量點）、平整OS/軋鋼DS側（7-8#測量點）沿軋制方向（0°方向）殘余應力均為壓應力，兩側沿軋向應力均值比中部大；且1#測量點有壓應力極值-128MPa；經平整試樣的1-3#測量點（平整DS/軋鋼OS側）仍為壓應力，而4-6#測量點（寬度中部），及7-9#測量點（平整OS，軋鋼DS側）軋向應力有壓應力也有拉應力；經平整試樣的軋向應力均值分別為-24MPa（軋鋼OS側）、10.7MP（寬度中部）、-4MPa（軋鋼DS側），說明未平整試驗鋼軋鋼OS側的壓應力要比寬度中部及另一側大，這與寬度方向溫度分布測量結果相符。

1.3帶鋼全長雙邊浪

厚度1.5mm、寬度1500mm的600MPa級高強鋼熱軋過程中，帶鋼雙邊存在明顯的浪形。

某CSP產線使用7機架四輥軋機，工作輥全部采用CVC輥型，通過對實際軋制數據分析?發現，使用這套輥型，在軋制供冷軋基料時F1和F2機架的軋輥竄輥位置很快到達Z大極限且?持不變，帶鋼實測凸度（如 70μm）往往超過目標凸度（45μm），由于軋輥長時間不竄動，軋輥表面局部磨損嚴重，帶鋼形成局部高點，且沿軋制中心線兩側不對稱。

精軋F5-F7機架主要控制帶鋼的平直度。隨著軋制噸位的增加，F5機架磨損斜率Z大，磨損較快，該機架容易出現雙邊浪，帶至后段機架，Z終產生浪形缺陷。

2　浪形的改進措施

2.1降低軋機雙側剛度差值，解決穿帶浪形

2.1.1軋輥橫向精度保證

軋輥橫向精度是影響軋機雙側剛度差的主要因素，因此，為保證支承輥與鎖緊板的間隙精度，某CSP產線支承輥鎖緊間隙按1.5-2.5mm控制。

2.1.2軋機垂直剛度保證

垂直方向的設備之間配合后剛度值是影響軋機雙側剛度差值的關鍵因素，如圖2所示，下支承輥與下階梯墊接觸的弧形墊片容易被忽視，而此往往是關鍵所在，因此，保證弧形墊片弧面精度才能保證軋制力的垂直傳遞，如果弧面不佳或者表面硬度不夠時，與階梯墊接觸時則會發生力的偏導，為此，需定期檢查下機下支承輥的弧形墊片，采用電筒透光照射，觀察兩側亮光是否可以均勻穿透，根據使用經驗，下支承輥弧形墊與下階梯墊的重疊寬度≤70%為宜。

2.2優化側噴開啟布置，解決層流不均勻冷卻

某CSP產線13組層流側噴的布置方向為OS→DS，針對帶鋼寬度方向溫度不均勻引起的單邊浪問題，開展側噴優化試驗，具體方案見表2。

經過試驗數據收集、平整工序反饋的單邊浪情況與試驗前高強鋼生產做對比，Z終確定Z優方案3。

2.3改進前段機架工作輥輥型，調整后段機架軋制負荷，解決帶鋼全長單邊浪形

2.3.1 前段機架工作輥輥型改進

現階段精軋F1、F2機架的竄輥軋制極薄材時，大概率竄至負極限位，這對軋輥的磨損控制是不利的，改變前段機架的工作輥輥型有利于軋輥的均勻磨損。F1和F2機架原輥型的凸度范圍為（-0.7～0.9），新輥型的凸度范圍為（-1.0～0.75）。

優化后的輥型更加平坦，運用到實際生產，F1-F7的實際竄輥行程分別為[50，-100]、[40，-100]、[55，-55]、[30，-85]、[-17，-100]、[-4，-81]、[-10，-100]，同樣凸度變化量的情況下增加了竄動范圍，促進了工作輥的均勻磨損。

2.3.2降低后段機架軋制負荷，增強各機架軋制潤滑效果

對負荷分配做出調整，目的在于增加F1-F4的負荷，使后段機架的磨損減小，利于板形控制。在保證彎輥力調節能力及機架秒流量匹配的情況下，適當加大F2-F6機架的軋制油量，降低工作輥面的粗糙度，降低軋輥磨損，調整方案見表4。

3　結論

研發分析發現，精軋機組末段機架兩側剛度差偏大，機架咬鋼過程中兩側輥縫彈跳不一致是造成高強鋼頭部浪形的主要原因。

根據性能檢測結果發現，帶鋼邊部比中部強度低，軋鋼OS側比軋鋼DS側強度低，帶鋼寬度方向性能存在不均勻性，軋鋼OS側比軋鋼DS側測量溫度低30-40℃的結果，認為溫度較低區域微合金析出少，導致強度降低，這種性能的不均勻會導致內部應力的產生，Z終形成板形缺陷。

后段F5-F7機架，輥徑越小軋輥磨損越快，該機架容易出現兩邊浪，通過降低該機架軋制負荷及強化軋制潤滑效果對減緩板形惡化是有效的。

通過采取系列措施，500-700MPa級高強鋼（WYS、WS、WJX、WTX系列）綜合成材率從92％提高到95.8％，平整返工率從90％降低到25％，平整生產速度從150m/min提高到288m/min，取得了良好的效果。

（來源：世界金屬導報）