CN113553702A - 一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法 - Google Patents

一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法 Download PDF

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Abstract

本发明涉及一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，包括以下步骤：设定高强钢用工作辊轧辊参数并确定热处理工艺及要求；设定冷连轧过程的主要工艺参数和机组主要工艺参数；确定高强钢所属种簇并设定工作辊辊身形函数；计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值，并根据辊身当量凸度值的计算结果执行各机架工作辊辊身磨削操作得到符合要求的实用辊身磨削状态；设定工作辊表面粗糙度；计算工作辊端部形函数并得到辊形曲线的函数形式。相比于现有技术，本发明基于微观层面提出应力波诱导潜在板形缺陷机理下的板形控制辊形设计方法，解决了先进高强钢高速冷连轧工艺过程中高次浪、复合肋浪等高阶板形问题。

Description

一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法
技术领域
本发明属于冷连轧工艺流程工作辊辊形控制领域，具体涉及一种有效控制高强钢冷连轧 过程高阶浪形的辊形设计方法。
背景技术
先进高强钢具有屈强比小、成型性能好、高碰撞吸收能等特点且符合“高强减薄”环保 理念，应用前景广阔，目前已在欧美和日、韩等发达国家得到广泛应用。与普通冷轧板带钢 相比，先进高强钢板带高速冷连轧过程加工硬化效应显著，轧制压力更大(如DP1200等钢 种轧制力高达28000～32000kN)，对轧制状态的稳定性及轧机板形控制效果影响更大；同时， 横向不均匀变形的敏感性大，板形控制难度更高，因此，板形问题成为先进高强钢冷连轧工 艺过程的行业共性关键问题，而高阶浪形缺陷的控制无疑是先进高强钢板形控制的难点。
目前，国内外许多学者通过实验、解析及数值模拟等方法已经在宏观板形缺陷机理研究 方面开展了大量工作，并开发出系列板形控制技术及方法。例如，“板带冷轧机单锥度辊边降 控制窜辊模型的研究”(《冶金设备》2007，第1期：13-15)建立了冷轧机单锥度辊边降控制 窜辊模型；“六辊CVC宽带轧机板形控制性能研究”(《矿冶》2013，22卷增刊：88-91)基于 有限元仿真软件开发了改进型CVC辊形技术，可以有效调节普通冷轧板带钢承载辊缝的二次 凸度和四次凸度，进而提高板形质量；“大宽厚比超薄冷轧带钢高次板形缺陷的分级调控方法” (CN105290117A)针对板形控制不同的调控手段，采用分级调控功效函数，实现局部高次板 形控制，然而高强钢冷轧过程高阶浪形缺陷的微观机理不同，该方法控制效果不明显；“一种 用于控制冷轧带钢边部板形缺陷的方法”(CN109382414A)通过改变板形控制系统对带钢边 部板形缺陷调整速率以达到快速控制带钢边部板形缺陷的目的，该方法无法实现辊形优化对 于板形控制的直接效果，而且对于高强钢边部浪形控制明显不足；“一种八辊轧机的辊型设定 方法及系统”(CN109261727A)通过设定八辊轧机支承辊齿条伸缩量的初始值及在线调整齿 条伸缩量，实现板形控制，然而支承辊对于高阶浪形缺陷的控制功效明显弱于工作辊。上述 基于宏观板形缺陷机理的板形控制技术对先进高强钢冷轧工艺过程板形质量控制效果并不理 想(成品带钢综合板形值﹥10.0IU)，尤其是无法有效控制高阶板形缺陷，进而严重影响了高 强钢产品质量的提升和产线效率的发挥。究其本质原因在于宏观板形理论无法解决先进高强 钢冷连轧过程出现的高次浪、复合肋浪等高阶板形问题，而此类板形问题的微观基础源于潜 在板形缺陷的发展及演变，着眼于潜在板形缺陷的研究，特别是板形缺陷发展过程中残余应 力场变化、应力波演变及对残余应力场的影响机制研究，才是解决此科学难题的根本。实验 研究表明：先进高强钢高速(﹥600m/min)冷连轧工艺过程中频繁发生的共轴冲击，穿带撞 击，机架间大张力加载、卸载过程及变张力调节过程等都会影响带钢应力场中应力波的传播 行为，进而影响带钢残余应力场的变化，进一步诱导潜在板形缺陷的发展及演变，最终导致 宏观上难以消除的高阶浪形缺陷问题。截至目前为止，基于微观层面应力波诱导潜在板形缺 陷机理的板形控制辊形设计具体执行方法的相关文献尚未见报道。
发明内容
为解决先进高强钢高速冷连轧工艺过程中应力波诱导板型演变促生高次浪、复合肋浪等 高阶板形问题，本发明提供一种有效控制先进高强钢高速冷连轧工艺过程的冷连轧机组工作 辊辊形设计方法，即Crown Roll&Edge Control，
Figure BDA0003152383780000021
方法，主要涉及五机架冷连轧过程 应力波影响下的工作辊辊形设计方法。
为实现上述目的，本发明采用以下技术方案：
一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，包括以下步骤：
步骤1：设定高强钢用工作辊轧辊参数并确定热处理工艺及要求；
步骤2：设定冷连轧过程的主要工艺参数和机组主要工艺参数；所述冷连轧过程的主要 工艺参数包括机组张力；所述机组主要工艺参数包括轧制速度、出口厚度、道次压下率、轧 制力、轧制力偏差、轧辊倾斜量、工作辊弯辊力、中间辊弯辊力、中间辊横移量与轧机电流 负荷分配；
步骤3：确定高强钢所属钢种簇并设定工作辊辊身形函数；
所述钢种簇为五类，分别为：
钢种簇S1——200MPa＜σs≤340MPa类高强钢，
钢种簇S2——340MPa＜σs≤550MPa类高强钢，
钢种簇S3——550MPa＜σs＜700MPa类高强钢，
钢种簇S4——σs≥700MPa且B＜1600mm类超高强窄带钢，
钢种簇S5——σs≥700MPa且B≥1600mm类超高强宽带钢，
其中，σs为成品带钢的屈服强度，B为成品带钢的宽度；
所述工作辊辊身形函数的一般形式如下：
DW1(x)＝Do，
其中，以工作辊中心点为坐标原点，以工作辊的轴向、径向分别为x轴、z轴，以mm为单位建立空间坐标系，DW1(x)表示与x轴坐标对应的辊径，辊径Do的选用依据轧制钢种 的强度级别，随着钢种强度的提高适当增大辊径；
步骤4：根据冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数及工作辊辊身 当量凸度矩阵规律，计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值，并根据辊身当量凸度值的计算 结果执行各机架工作辊辊身磨削操作，得到符合要求的实用辊身磨削状态；
步骤5：设定工作辊表面粗糙度；
步骤6：计算工作辊端部形函数并结合工作辊身形函数得到辊形曲线的函数形式。
进一步地，步骤1中，所述高强钢用轧辊参数包括工作辊质量、工作辊材质、工作辊曲 径环材质、第#1～#5机架辊身长度、第#1～#5机架辊径、第#1～#5机架辊身硬度、辊颈硬度、 第#1～#5机架配辊差、第#1机架换辊周期、第#2机架换辊周期、第#3机架换辊周期、第#4 机架换辊周期、第#5机架采用光辊时换辊周期、第#5机架采用毛辊时换辊周期；所述热处理 工艺及要求为：采用“淬火+回火”热处理工艺，淬火温度控制在920～970℃，整体奥氏体化 时间为4.5～5min，高压喷水连续冷却，冷处理温度控制在-105～-100℃，回火温度为120～122℃， 形成的马氏体淬透层深度为77～85mm且微观组织均匀，热处理后，室温下，轴向抗拉强度为 2080～2150MPa，屈服强度为1740～1820MPa，100℃下，轴向抗拉强度为1825～1900MPa，屈 服强度为1550～1615MPa，辊颈采用“淬火+低温回火”热处理工艺，表面作渗氮硬化处理， 渗氮层硬度为500～600HV3，渗氮层深度≥0.6mm，热处理后抗拉强度>800～950MPa。
进一步地，步骤4中，所述冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数 具体如下：
钢种簇S1：
Figure BDA0003152383780000031
Figure BDA0003152383780000032
钢种簇S2：
Figure BDA0003152383780000033
Figure BDA0003152383780000041
钢种簇S3：
Figure BDA0003152383780000042
Figure BDA0003152383780000043
钢种簇S4：
Figure BDA0003152383780000044
Figure BDA0003152383780000045
钢种簇S5：
Figure BDA0003152383780000046
Figure BDA0003152383780000047
其中，
Figure BDA0003152383780000048
表示高强钢为钢种簇Ss时各机架应力波诱导板形影响工作辊辊形的平均扰动量， 表征板形演变过程中应力波影响的平均效应，
Figure BDA0003152383780000049
表示高强钢为钢种簇Ss时板形演变过程中 工作辊辊形的应力波扰动因子，表征板形演变过程中应力波影响全机组的系统效应，且
Figure BDA00031523837800000410
Figure BDA00031523837800000411
其中，
Figure BDA00031523837800000412
表示高强钢为钢种簇Ss时第#i机架应力波诱导板形影响工作辊辊形的扰动量，其 影响因素包括机组设备结构特性、带钢特性及工艺过程参数。
进一步地，步骤4中，所述工作辊辊身当量凸度矩阵为
Figure BDA00031523837800000413
且
Figure BDA00031523837800000414
其中，矩阵元素
Figure BDA00031523837800000415
表示高强钢为钢种簇Ss时第#i机架工作辊辊身当量凸度，
Figure BDA00031523837800000416
中各元素 的计算方法如下：
a、当s＝i时，
Figure BDA00031523837800000417
记为对角线凸度，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，并结合 平辊前的凸度辊使用条件，通过工艺实验方法给出合理的初始值范围，具体如下：
Figure BDA0003152383780000051
Figure BDA0003152383780000052
b、当s＜i时，
Figure BDA0003152383780000053
记为低值凸度，满足全机组辊凸度协同策略下的各机 架高阶浪形协同控制要求，基于应力波诱导板形演变影响因素的关键参数求得各项相对于对 角线凸度的当量凸度值，计算得
Figure BDA0003152383780000054
考虑轧制不同钢种簇时应力波对不同机架实 际的影响程度及轧辊磨削难度，近似采用平辊模式取代低值凸度辊，即
Figure BDA0003152383780000055
c、当s＞i时，
Figure BDA0003152383780000056
记为高值凸度，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件， 基于应力波诱导板形演变影响因素的关键参数求得各项相对于对角线凸度的当量凸度值。
进一步地，所述全机组辊凸度协同策略为：
第#1机架与第#2机架用于实现大压下分配的同时还用于克服热轧来料的原始凸度、硬度 波动对带钢整体板形质量中凸度、横向厚差及边降缺陷的影响，第#1机架与第#2机架采用高 值磨削凸度；
第#3机架与第#4机架处于机组中央位置，实现对前部机架带钢凸度的矫正，同时对于后 部机架保持恒比例凸度以实现板形控制发挥作用，第#3机架与第#4机架采用中值磨削凸度；
第#5机架对成品带钢板形起到最终定型作用，用于提供足够的板形控制能力以保持带钢 恒定的比例凸度，且辊缝凸度差异对于应力波影响起到放大作用，第#5机架采用低值磨削凸 度。
进一步地，步骤5中，基于工作辊辊形曲线提出全机组辊面粗糙度协同策略，按照不同 钢种簇、不同机架给定工作辊表面粗糙度层别划分实用数据，具体如下：
钢种簇S1：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、 3.0～3.5μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、1.1～1.3μm；
钢种簇S2：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、 3.0～3.5μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、1.1～1.3μm；
钢种簇S3：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.6～0.8μm、 3.5～4.0μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.6～0.8μm、1.2～1.4μm；
钢种簇S4：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、 4.0～4.8μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、1.2～1.4μm；
钢种簇S5：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、 4.0～4.8μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、1.2～1.4μm。
进一步地，所述步骤6中，将工作辊端部形状设计为应力波影响机制下的“圆弧段+直线 段”非线性锥度辊形结构，分别根据特定的圆弧倒角方程和直线倒角方程磨辊实现；“圆弧段” 用于平滑过渡区的同时消除辊系边部的急剧弹性压扁变形以抑制带钢中部潜在板形缺陷的演 变和延伸；“直线段”采用单斜率线段用于实现短距边降控制以降低辊形整体的磨辊难度，提 高磨辊效率；非线性锥度辊形结构用于降低轧辊弹性压扁引起的不均匀变形，并结合工作辊 的横移功能调控、补偿工作辊不均匀弹性压扁产生的带钢中部金属变形量以减小边降。
进一步地，以工作辊中心点为坐标原点，以工作辊的轴向、径向分别为x轴、z轴，以mm为单位建立空间坐标系，根据工作辊辊形各部分的几何关系，工作辊端部圆弧倒角方程为：
Figure BDA0003152383780000071
其中，
Figure BDA0003152383780000072
为工作辊端部圆弧倒角曲线深度函数，hc为工作辊端部圆弧倒角曲线深度，Rc为 工作辊端部圆弧倒角曲线半径，Xo为工作辊端部圆弧倒角曲线起点的x轴坐标，圆弧段对应 的端部形函数的一般形式为：
Figure BDA0003152383780000073
其中，DW2(x)为工作辊端部圆弧倒角曲线与x轴坐标对应的辊径，Do为辊身辊径；工作辊端 部直线倒角方程为：
Figure BDA0003152383780000074
其中，
Figure BDA0003152383780000075
为工作辊端部直线倒角曲线深度函数，λ为工作辊端部直线倒角曲线斜率，X1既 表示工作辊端部圆弧倒角曲线终点的x轴坐标，又表示工作辊端部直线倒角曲线起点的x轴 坐标，直线段对应的端部形函数的一般形式为：
Figure BDA0003152383780000076
其中，DW3(x)为工作辊端部直线倒角曲线与x轴坐标对应的辊径，D1为工作辊端部圆弧倒角 曲线终点对应的辊径。
进一步地，在工作辊端部形函数中将考虑应力波影响参数的圆弧倒角曲线半径和直线倒 角曲线斜率定义为相应的当量值，圆弧倒角曲线段的当量半径
Figure BDA0003152383780000077
为：
Figure BDA0003152383780000078
其中，Rs为工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径，直线倒角曲线段的当量斜率λ*为：
Figure BDA0003152383780000079
其中，λs为工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率；
圆弧段对应的端部形函数的一般形式转变为：
Figure BDA0003152383780000081
直线段对应的端部形函数的一般形式转变为：
Figure BDA0003152383780000082
步骤6中所述辊形曲线的函数形式为：
Figure BDA0003152383780000083
其中，DW(x)表示工作辊辊形曲线与x轴坐标对应的辊径，X2为工作辊端部直线倒角曲线终 点的x轴坐标，且
Figure BDA0003152383780000084
Le为综合边降段调控宽度且 Le＝Lc+Ls，Lc为工作辊端部圆弧倒角曲线水平投影长度，Ls为工作辊端部直线倒角曲线水 平投影长度，
Figure BDA0003152383780000085
为工作辊辊身凸度计算参考长度且
Figure BDA0003152383780000086
进一步地，所述圆弧倒角曲线段的当量半径的设计方法为：随着钢种强度级别的增加逐 渐增大圆弧倒角曲线段的当量半径值，实际生产过程中根据高强钢所属钢种簇类别计算并选 用相应的工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径以获得不同的圆弧倒角曲线段的当量半径 值；所述直线倒角曲线段的当量斜率的设计方法为：随着钢种强度级别的增加逐渐减小直线 倒角曲线段的当量斜率绝对值，实际生产过程中根据高强钢所属钢种簇类别计算并选用相应 的工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率以获得不同的直线倒角曲线段的当量斜率值；所 述工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径Rs与工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率 λs的值具体如下：
钢种簇S1：Rs＝2500.250000000mm，λs＝-0.200000000；
钢种簇S2：Rs＝2510.250000000mm，λs＝-0.100000000；
钢种簇S3：Rs＝2520.250000000mm，λs＝-0.050000000；
钢种簇S4：Rs＝2530.250000000mm，λs＝-0.020000000；
钢种簇S5：Rs＝2540.250000000mm，λs＝-0.020000000。
本发明基于高强钢高阶浪形缺陷的微观基础——应力波诱导板形演变影响机制，并联合 全机组辊凸度协同策略和辊面粗糙度协同策略，设计冷连轧工艺过程的最优工作辊
Figure BDA0003152383780000091
辊 形曲线，该方法应用于先进高强钢种冷连轧工艺过程，至少具有如下技术效果或优点：
(1)凸度辊在保证较大横向刚度的同时可提高机架辊缝凸度的调节柔性，进而建立低凸 度、高刚度的辊缝条件，结合工作辊弯辊功能，增强高强钢高阶浪形的调控能力；基于应力 波影响的全机组辊凸度协同策略实现了不同机架对成品带钢综合板形质量协调控制效果，辊 面粗糙度协同策略对于轧制过程辊耗的有效控制及带钢表面质量、板形稳定性控制发挥良好 效果，最终，先进高强钢板带的成品综合板形值可有效控制在<2.1IU范围内。
(2)辊形端部圆弧段使得过渡区更为平滑，可最优化轧辊边部外摩擦条件，有利于带钢 横向流动的渐进控制，同时可较好地消除辊系边部的急剧弹性压扁变形，对带钢中部潜在板 形缺陷的演变和延伸起到良好的抑制作用，辊形端部直线段采用单斜率线段，不仅可实现短 距高效边降控制，而且降低了辊形整体的磨辊难度，进而提高磨辊效率，最终，成品带钢边 降合格率可进一步提升到>95.7％。
(3)该方法避免了CVC辊形辊间接触压力不均现象，减少轧制过程中的磨损不均匀或 磨损量，直接降低生产成本；采用非线性锥度辊形结构克服了单锥度辊辊径急剧变化引起的 板形调节域小，板形、板凸度控制能力较差的缺点；能够有效解决先进高强钢高速冷连轧工 艺过程高次浪、复合肋浪等高阶板形问题，从而保证带钢综合板形质量，同时减小边降缺陷， 有效控制带钢横向厚差，为高强钢冷连轧过程高精度板形控制及边降调控提供新的理论指导 和实践经验。
附图说明
图1为本发明方法的流程图。
图2为本发明中工作辊辊形示意图。
图3为实施例1中板形仪实测超高强双相钢带钢综合板形值曲线。
图4为实施例2中板形仪实测高强镀铝硅带钢综合板形值曲线。
图5为实施例3中板形仪实测高强电池壳带钢综合板形值曲线。
具体实施方式
现在结合附图对本发明作进一步详细的说明。
参见图1本发明方法的流程图，以1740mm UCM五机架冷连轧机组为实例，机组的板形 控制机构包括工作辊弯辊(正弯、负弯)、工作辊横移(横移量-80～80mm)、中间辊弯辊(正 弯、负弯)、中间辊横移(横移量-120～120mm)及板形控制精细冷却系统。
高强钢用工作辊主要轧辊参数为：工作辊总重3909.7kg，工作辊材质为锻造高速钢(轧 辊钢种化学成分见表1)，质量3877.1kg，工作辊曲径环材质为42CrMo4+QT，质量32.4kg； 第#1～#5机架辊身长度为1740.0mm；第#1～#5机架辊径为
Figure BDA0003152383780000102
第#1～#3机架辊身 硬度为93～95HSD，第#4、#5机架辊身硬度为96～98HSD，辊颈硬度为55～63HSD；第#1～#4 机架配辊差≤0.1mm(下辊大)，第#5机架配辊差≤0.1mm(上辊大)；第#1机架换辊周期为 145×(1±10％)km，第#2机架换辊周期为240×(1±10％)km，第#3机架换辊周期为340×(1±10％)km，第#4机架换辊周期为440×(1±10％)km，第#5机架采用光辊时换辊周期为 155×(1±10％)km，第#5机架采用毛辊时换辊周期为140×(1±10％)km。
表1工作辊用高速钢化学成分(wt.％)
化学元素 C Cr Mo V W Mn Si Ni S
含量 1.15～1.35 13.50～15.20 3.50～3.85 0.70～1.00 1.70～2.10 0.15～0.35 0.15～0.30 ≤0.25 ≤0.012
实施例1以超高强双相钢DP980钢种(屈服强度700MPa≤σs<850MPa,，抗拉强度σb≥980MPa)为例，其钢种化学成分如表2：
表2 DP980高强钢化学成分(wt.％)
化学元素 C Cr Al Mo Ti Nb
含量 0.080～0.100 0.480～0.580 0.030～0.050 0.180～0.230 0.015～0.025 0.001～0.003
化学元素 Mn Si N P S -
含量 2.300～2.400 0.500～0.600 ≤0.005 ≤0.015 ≤0.003 -
钢卷来料厚度2.979mm，宽度1254.0mm，综合板形值23.43IU，成品带钢厚度1.000mm， 根据前述高强钢种层别划分可知：该钢种属于钢种簇S4(σs≥700MPa且B＜1600mm)。
(1)冷连轧过程主要工艺参数设定如下：
机组张力设定为：第#1机架入口张力264.9kN，第#1机架出口张力441.3kN，附加张力 47.4kN，第#2机架出口张力398.5kN，附加张力44.8kN，第#3机架出口张力317.3kN，附加张力40.0kN，第#4机架出口张力305.9kN，附加张力64.0kN，第#5机架出口张力44.1kN。
机组主要工艺参数设定如表3：
表3 DP980钢机组主要工艺参数
Figure BDA0003152383780000101
Figure BDA0003152383780000111
其中，DS为轧机驱动侧参数，OS为轧机操作侧参数；电流负荷分配按各机架电机输出功率 计算，取值范围为(0～100％)。
(2)工作辊辊身形函数计算如下：
如图2所示，以工作辊中心点为坐标原点，以工作辊的轴向、径向分别为x轴、z轴，以mm为单位建立空间坐标系，本实施例中，根据钢种簇类别，工作辊辊身辊径采用 Do＝470.0mm，则工作辊辊身形函数为：
DW1(x)＝Do＝470.0mm。
(3)工作辊辊身磨削凸度计算如下：
考虑到不同钢种应变硬化特性的差异性，钢种强度级别是影响冷连轧工艺过程中辊缝刚 度的关键因素，同时钢种的规格层别也是影响板形控制难度的重要因素，尤其是超高强钢的 板形控制实践中，当宽度B＜1600mm时，工作辊间有害点接触弯矩对板形质量中凸度、横向 厚差及边降的影响要大于轧辊弹性压扁引起的不均匀变形，这种不利影响对于连轧机组而言 更为突出；然而轧制宽规格(B≥1600mm)带钢时，轧辊弹性压扁引起的不均匀变形会随着 带钢宽度的增加显著增大，并强于工作辊间有害点接触弯矩的影响，因此，针对不同规格带 钢需要采用不同的凸度控制路径以实现综合板形质量的有效控制。
实验研究应力波在先进高强钢材料中的传播行为表明：应力波在高强钢中传播的阻抗失 配效应明显强于普碳钢，因而在高强钢高速冷变形过程中会产生较大的残余应力，对应力场 有显著影响，进而诱导潜在板形缺陷的发展及演变，最终导致宏观上的高阶板形缺陷。为了 有效抑制高强钢冷连轧工艺过程中的各类高阶板形缺陷，本发明基于实验室实验和工业试验 研究结果，针对先进高强钢冷轧工艺过程提出了应力波诱导板形演变影响因素的关键参数。
高强钢冷连轧过程中钢种性能、规格层别差异性较大，不同机架对成品带钢综合板形质 量控制发挥不同的作用，为了实现高精度的板形控制效果，本发明设计出优良的工作辊辊形 曲线并提出了基于应力波影响的全机组辊凸度协同策略：第#1机架与第#2机架不仅要实现大 压下分配，而且需要克服热轧来料的原始凸度、硬度波动对于带钢整体板形质量中凸度、横 向厚差及边降缺陷的影响，应采用高值磨削凸度；第#3机架与第#4机架处于机组中央位置， 起到“承上启下”的作用，既可以实现对前部机架带钢凸度的有效矫正，同时对于后部机架 保持良好的恒比例凸度以实现良好的板形控制发挥作用，宜采用中值磨削凸度；第#5机架是 对成品带钢板形起到最终定型作用的关键机架，需要提供足够的板形控制能力以保持带钢恒 定的比例凸度，且辊缝凸度差异对于应力波影响将起到放大作用，应采用低值磨削凸度。
本实施例中，冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数应选择钢种簇 S4对应的，可以得到各机架应力波诱导板形影响工作辊辊形扰动量分别为：
Figure BDA0003152383780000121
Figure BDA0003152383780000122
应力波诱导板形影响工作辊辊形平均扰动量为：
Figure BDA0003152383780000123
工作辊辊形的应力波扰动因子为：
Figure BDA0003152383780000124
进一步，根据工作辊辊身当量凸度矩阵规律，可计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值， 具体过程如下：
首先，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，并结合平辊前的凸度辊使用条件，通 过工艺实验方法给出对角线凸度合理的初始值范围，即
Figure BDA0003152383780000125
其次，在满足全机组辊凸度协同策略下的各机架高阶浪形协同控制要求，基于应力波诱 导板形演变影响因素的关键参数可求得各机架相对于对角线凸度的低值凸度为：
Figure BDA0003152383780000126
最后，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，基于应力波诱导板形演变影响因素的 关键参数可求得各项相对于对角线凸度的高值凸度为：
Figure BDA0003152383780000127
Figure BDA0003152383780000128
Figure BDA0003152383780000129
按照上述辊身当量凸度值的计算结果，执行各机架工作辊辊身磨削操作，得到符合要求 的实用辊身磨削状态。
(4)工作辊表面粗糙度设定如下：
为了节约成本，提高磨辊效率，除了特殊的凸度要求外，应尽可能地保证各机架工作辊 的通用性，但是需要注意：连轧机组末机架(第#5机架)工艺控制上通常分为压下模式(毛 化辊)和表面模式(光辊)，不同的工艺控制模式要求工作辊表面粗糙度工艺不同，所以用辊 具有特殊的表面性质，因而和其他机架的工作辊不可混用。
高强钢冷连轧过程中工作辊不均匀磨损严重，使得辊面粗糙度分布不均，导致遗传到成 品带钢表面粗糙度分布不均匀，致使高强钢产品极易出现色差、起筋等缺陷，从而影响了成 品带钢的表面质量及板形质量。工作辊表面粗糙度的合理选用对于轧制过程辊耗的有效控制 及带钢表面质量、板形稳定性控制起着重要作用，本发明基于优良的工作辊辊形曲线提出了 全机组辊面粗糙度协同策略，按照不同钢种簇、不同机架给定工作辊表面粗糙度层别划分实 用数据。
本实施例中，基于优良的工作辊辊形曲线的全机组辊面粗糙度协同策略，应选择钢种簇 S4对应的不同机架的工作辊表面粗糙度最优设定值，则有：第#5机架工艺控制模式采用毛辊 时，第#1机架轧辊表面粗糙度为1.1～1.4μm，第#2机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm，第#3 机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm，第#4机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm，第#5机架轧辊 表面粗糙度为4.0～4.8μm；第#5机架工艺控制模式采用光辊时，第#1机架轧辊表面粗糙度为 1.1～1.4μm，第#2机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm，第#3机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm， 第#4机架轧辊表面粗糙度为0.7～0.9μm，第#5机架轧辊表面粗糙度为1.2～1.4μm。
(5)工作辊端部形函数及辊形曲线的函数计算如下：
冷轧变形过程中，工作辊辊身是带钢的主要变形接触区域，对成品高强钢的板形质量至 关重要，合适的辊形对于提高工作辊使用寿命、减少辊耗、降低轧辊事故率具有重要意义。 带钢冷连轧过程中由于端部自由表面的影响，边部金属质点除纵向流动外，还将发生横向流 动，对于高强钢冷连轧工艺过程而言，其边部金属质点所受到的横向阻力远小于中部区域， 因而金属质点的横向流动更为明显，进一步降低了边部区域的轧制力及轧辊的压扁量，从而 造成带钢边部变形量明显增大出现明显的减薄现象，边降增大也使得带钢整体板形质量进一 步恶化。工作辊端部形状不仅影响变形区带钢的横向流动，而且对于成品带钢的边降控制具 有重要意义，因此，对工作辊端部辊形进行优化、设计出最优边降调控功效的辊形曲线非常 关键。本发明方法基于大量实验室实验和工业试验研究结果，将工作辊端部形状设计为应力 波影响机制下的“圆弧段+直线段”非线性锥度辊形结构，分别通过特定的圆弧倒角方程和 直线倒角方程磨辊实现，为了保证轧辊磨削精度和良好的表面质量，磨辊曲线保持平滑过渡。
“圆弧段”使得过渡区更为平滑，可最优化轧辊边部外摩擦条件，有利于带钢横向流动 的渐进控制，同时可较好地消除辊系边部的急剧弹性压扁变形，对带钢中部潜在板形缺陷的 演变和延伸起到良好的抑制作用，尤其对于高强钢宽规格产品(宽度B≥1600mm)的横向板 形控制具有显著效果。“直线段”采用单斜率线段，不仅可实现短距高效边降控制，而且降低 了辊形整体的磨辊难度，进而提高磨辊效率。基于应力波影响的非线性锥度端面辊形结构整 体上可有效降低轧辊弹性压扁引起的不均匀变形，结合工作辊的横移功能可进一步调控并有 效补偿工作辊不均匀弹性压扁产生的带钢边部金属变形量，减小边降，进而实现带钢横截面 板形和边部板形分量中高阶浪形缺陷的最优化控制。
将应力波诱导板形演变影响因素引入到高强钢冷连轧工艺过程的高阶板形缺陷控制，在 工作辊辊形设计方面可进一步优化辊形曲线，本发明在工作辊端部形函数中将考虑应力波影 响参数的圆弧倒角曲线半径和直线倒角曲线斜率定义为相应的当量值。
圆弧倒角曲线当量半径设计方法：随着高强钢强度的增加，钢种的应变硬化特性逐渐增 强，边部金属横向流动性变差，等效于辊缝刚度逐步提升，进而对于带钢中部整体浪形抑制 和边降缺陷控制起到正向调控效应。此时，应逐渐降低辊形端部的非线性锥度(即增大圆弧 倒角曲线段的当量半径值)，同时增加端部圆弧段边降调控宽度，这样等效于增加了带钢压下 率，致使承载辊缝曲线中部浪形呈起伏波动趋势且边降有增大的趋势，微观高阶浪形缺陷总 体上表现反向释放效应，而高强钢强度增加带来的正向调控效应能够消除压下率相对增大形 成的不利反向释放效应，最终达到高阶浪形缺陷良好的动态调控平衡状态，从而有效保证带 钢宽向综合平直度和横向厚差均匀性。因此，总体上随着钢种强度级别的增加应逐渐增大圆 弧倒角曲线段的当量半径值。同理可得，直线倒角曲线当量斜率设计方法：随着高强钢强度 的增加，应同步降低辊形端部的非线性锥度(即增大直线倒角曲线段的当量斜率值)，同时增 加端部直线段边降调控宽度，以有效保证带钢宽向综合平直度和横向厚差均匀性。因此，总 体上直线倒角曲线段的当量斜率绝对值应随着钢种强度级别的增加呈现逐渐减小的趋势。
本实施例中，工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径Rs与工作辊端部直线倒角曲线段 基准线段斜率λs应选择钢种簇S4对应的，基准圆弧半径Rs＝2530.25000mm，基准线段斜率 λs＝-0.02000，进一步，可计算端部圆弧倒角曲线段的当量半径值和直线倒角曲线段的当量 斜率值，如下：
圆弧倒角曲线段的当量半径为：
Figure BDA0003152383780000151
直线倒角曲线段的当量斜率为：
Figure BDA0003152383780000152
工作辊端部基本几何参数如下：工作辊端部圆弧段边降调控宽度取值Lc＝50.0mm，工作 辊端部直线段边降调控宽度取值Ls＝30.0mm，综合边降段调控宽度 Le＝Lc+Ls＝50.0+30.0＝80.0mm，工作辊端部圆弧倒角曲线起点横坐标
Figure BDA0003152383780000153
Figure BDA0003152383780000154
工作辊端部圆弧倒角曲线终点x轴横坐标
Figure BDA0003152383780000155
Figure BDA0003152383780000156
工作辊端部直线倒角曲线终点x轴坐标
Figure BDA0003152383780000157
Figure BDA0003152383780000158
综上所述，基于应力波诱导板形演变影响机制，适用于超高强双相钢DP980钢种冷连轧 工艺过程的最优工作辊
Figure BDA0003152383780000159
辊形曲线函数形式如下：
Figure BDA00031523837800001510
考虑工作辊形状结构的对称性，仅给出工作辊半辊身磨削数据，见表4：
表4工作辊辊身磨削辊形值
Figure BDA00031523837800001511
Figure BDA0003152383780000161
其中，辊身长度归一化坐标＝2×工作辊辊形曲线上任一点x轴坐标÷工作辊总长。
本发明提出的冷连轧工艺过程工作辊
Figure BDA0003152383780000162
辊形曲线应用于超高强双相钢DP980钢种轧 制过程，实践表明：超高强双相钢DP980带钢的综合板形值由来料的23.43IU降低至2.05IU， 边降合格率由57.61％提升到95.72％，沿带钢长度方向的综合板形值分布情况如图3所示， 新辊形边降控制效果见表5，该方法能够有效解决先进高强钢高速冷连轧工艺过程高阶板形 问题，从而保证带钢综合板形质量，同时减小边降缺陷，有效控制带钢横向厚差。
表5工作辊辊形优化前后边降控制效果对比
Figure BDA0003152383780000163
实施例2以高强镀铝硅用钢22MnB5S钢种(屈服强度450MPa＜σs≤500MPa，抗拉强度σb≥650MPa)为例，其钢种化学成分如表6：
表6 22MnB5S高强钢化学成分(wt.％)
化学元素 C Cr Al B Ti Mn Si
含量 0.21～0.25 0.10～0.50 0.030～0.050 0.002～0.005 0.030～0.050 1.30～1.40 0.22～0.32
化学元素 P Cu Ni Mo N S -
含量 ≤0.020 ≤0.080 ≤0.100 ≤0.025 0.002～0.004 ≤0.006 -
钢卷来料厚度3.935mm，宽度1030.0mm，综合板形值7.82IU，成品带钢厚度1.509mm， 根据前述高强钢种类别划分可知：该钢种属于钢种簇S2(340MPa＜σs≤550MPa)。
(1)冷连轧过程主要工艺参数设定如下：
机组张力设定为：第#1机架入口张力287.6kN，第#1机架出口张力426.5kN，附加张力 11.1kN，第#2机架出口张力358.9kN，附加张力11.8kN，第#3机架出口张力350.1kN，附加张力11.6kN，第#4机架出口张力290.8kN，附加张力2.1kN，第#5机架出口张力62.5kN。
机组主要工艺参数设定如表7：
表7 22MnB5S钢机组主要工艺参数
Figure BDA0003152383780000164
Figure BDA0003152383780000171
(2)工作辊辊身形函数计算如下：
根据钢种簇类别，工作辊辊身辊径采用Do＝440.0mm，则工作辊辊身形函数为：
DW1(x)＝Do＝440.0mm。
(3)工作辊辊身磨削凸度计算如下：
冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数应选择钢种簇S2对应的，可 以得到各机架应力波诱导板形影响工作辊辊形扰动量分别为：
Figure BDA0003152383780000172
Figure BDA0003152383780000173
应力波诱 导板形影响工作辊辊形平均扰动量为
Figure BDA0003152383780000174
工作辊辊形的应力波扰动因子为
Figure BDA0003152383780000175
进一步，根据工作辊辊身当量凸度矩阵规律，可计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值， 具体过程如下：
首先，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，并结合平辊前的凸度辊使用条件，通 过工艺实验方法给出对角线凸度合理的初始值范围，即
Figure BDA0003152383780000176
其次，在满足全机组辊凸度协同策略下的各机架高阶浪形协同控制要求，基于应力波诱 导板形演变影响因素的关键参数可求得各机架相对于对角线凸度的低值凸度为：
Figure BDA0003152383780000177
Figure BDA0003152383780000178
Figure BDA0003152383780000181
最后，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，基于应力波诱导板形演变影响因素的 关键参数可求得各项相对于对角线凸度的高值凸度为：
Figure BDA0003152383780000182
按照上述辊身当量凸度值的计算结果，执行各机架工作辊辊身磨削操作，得到符合要求 的实用辊身磨削状态。
(4)工作辊表面粗糙度设定如下：
基于优良的工作辊辊形曲线的全机组辊面粗糙度协同策略，应选择钢种簇S2对应的不同 机架的工作辊表面粗糙度最优设定值，则有：第#5机架工艺控制模式采用毛辊时，第#1机架 轧辊表面粗糙度为1.0～1.2μm，第#2机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#3机架轧辊表面 粗糙度为0.5～0.7μm，第#4机架轧辊表面粗糙度为0.6～0.8μm，第#5机架轧辊表面粗糙度为 3.0～3.5μm；第#5机架工艺控制模式采用光辊时，第#1机架轧辊表面粗糙度为1.0～1.2μm，第 #2机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#3机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#4机架轧 辊表面粗糙度为0.6～0.8μm，第#5机架轧辊表面粗糙度为1.1～1.3μm。
(5)工作辊端部形函数及辊形曲线的函数计算如下：
工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径Rs与工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜 率λs应选择钢种簇S2对应的，基准圆弧半径Rs＝2510.25000mm，基准线段斜率λs＝-0.10000， 进一步，可计算端部圆弧倒角曲线段的当量半径值和直线倒角曲线段的当量斜率值，如下：
圆弧倒角曲线段的当量半径为：
Figure BDA0003152383780000183
直线倒角曲线段的当量斜率为：
Figure BDA0003152383780000184
计算工作辊端部基本几何参数如下：工作辊端部圆弧段边降调控宽度取值Lc＝50.0mm， 工作辊端部直线段边降调控宽度取值Ls＝30.0mm，综合边降段调控宽度 Le＝Lc+Ls＝50.0+30.0＝80.0mm，工作辊端部圆弧倒角曲线起点横坐标
Figure BDA0003152383780000185
Figure BDA0003152383780000191
工作辊端部圆弧倒角曲线终点x轴横坐标
Figure BDA0003152383780000192
Figure BDA0003152383780000193
工作辊端部直线倒角曲线终点x轴坐标
Figure BDA0003152383780000194
Figure BDA0003152383780000195
综上所述，基于应力波诱导板形演变影响机制，适用于高强镀铝硅用钢22MnB5S钢种冷 连轧工艺过程的最优工作辊
Figure BDA0003152383780000196
辊形曲线函数形式如下：
Figure BDA0003152383780000197
考虑工作辊形状结构的对称性，仅给出工作辊半辊身磨削数据，见表8：
表8工作辊辊身磨削辊形值
辊身长度归一化坐标 磨削后辊形值[mm] 辊身长度归一化坐标 磨削后辊形值[mm]
0.000000 440.000000 0.931579 439.955737
0.031579 440.000000 0.936842 439.921309
0.126316 440.000000 0.942105 439.877044
0.221053 440.000000 0.947368 439.822942
0.315789 440.000000 0.952632 439.759001
0.410526 440.000000 0.957895 439.685222
0.505263 440.000000 0.963158 439.601602
0.600000 440.000000 0.968421 439.508142
0.694737 440.000000 0.973684 439.108142
0.789474 440.000000 0.978947 438.708142
0.884211 440.000000 0.984211 438.308142
0.915789 440.000000 0.989474 437.908142
0.921053 439.995082 0.994737 437.508142
0.926316 439.980328 1.000000 437.108142
本发明开发出的冷连轧工艺过程工作辊
Figure BDA0003152383780000198
辊形曲线应用于高强镀铝硅用钢22MnB5S钢种轧制过程，实践表明：高强镀铝硅用钢22MnB5S带钢的综合板形值由来料的7.82IU降低至1.44IU，边降合格率由74.66％提升到98.75％，沿带钢长度方向的综合板形值 分布情况如图4所示，新辊形边降控制效果见表9，该方法能够有效解决先进高强钢高速冷 连轧工艺过程高阶板形问题，从而保证带钢综合板形质量，同时减小边降缺陷，有效控制带 钢横向厚差。
表9工作辊辊形优化前后边降控制效果对比
Figure BDA0003152383780000201
实施例3以汽车用高强电池壳钢TDCK钢种(屈服强度200MPa＜σs≤215MPa，抗拉强度 310MPa＜σb≤350MPa)为例，其钢种化学成分如表10：
表10 TDCK高强钢化学成分(wt.％)
化学元素 C Al Ti Mn Cr Si
含量 0.020～0.030 0.043～0.050 0.010～0.030 0.170～0.220 ≤0.080 0.011～0.020
化学元素 P N S V Nb -
含量 0.012～0.020 0.0018～0.0030 0.004～0.010 ≤0.005 ≤0.005 -
钢卷来料厚度2.236mm，宽度1265.0mm，综合板形值6.61IU，成品带钢厚度0.507mm， 根据前述高强钢种类别划分可知：该钢种属于钢种簇S1(200MPa＜σs≤340MPa)。
(1)冷连轧过程主要工艺参数设定如下：
机组张力设定为：第#1机架入口张力139.6kN，第#1机架出口张力198.6kN，附加张力 1.1kN，第#2机架出口张力148.5kN，附加张力1.4kN，第#3机架出口张力113.0kN，附加张力1.7kN，第#4机架出口张力90.5kN，附加张力1.5kN，第#5机架出口张力24.1kN。
机组主要工艺参数设定如表11：
表11 TDCK钢机组主要工艺参数
机架编号 #1 #2 #3 #4 #5
轧制速度[m/min] 659.0 806.0 993.0 1174.0 1202.0
出口厚度[mm] 1.517 0.972 0.669 0.510 0.507
道次压下率[％] 34.10 35.90 31.10 23.80 0.70
轧制力[MN] 9.04 8.76 8.44 7.84 6.95
轧制力偏差(DS-OS)[MN] 0.16 -0.16 0.13 -0.03 0
轧辊倾斜量[mm] -0.596 0.119 0 -0.101 -0.224
工作辊弯辊力[kN] 425.0 746.0 735.0 556.0 475.0
中间辊弯辊力[kN] 542.0 562.0 493.0 439.0 544.0
中间辊横移量[mm] -5.30 -22.20 -16.00 -8.20 -3.50
轧机电流负荷分配[％] 19.50 25.50 24.00 21.00 10.50
(2)工作辊辊身形函数计算如下：
根据钢种簇类别，工作辊辊身辊径采用Do＝430.0mm，则工作辊辊身形函数为：
DW1(x)＝Do＝430.0mm。
(3)工作辊辊身磨削凸度计算如下：
冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数应选择钢种簇S1对应的，可 以得到各机架应力波诱导板形影响工作辊辊形扰动量分别为：
Figure BDA0003152383780000211
Figure BDA0003152383780000212
应力波诱 导板形影响工作辊辊形平均扰动量为：
Figure BDA0003152383780000213
工作辊辊形的应力波扰动因子为：
Figure BDA0003152383780000214
进一步，根据工作辊辊身当量凸度矩阵规律，可计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值， 具体过程如下：
首先，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，并结合平辊前的凸度辊使用条件，通 过工艺实验方法给出对角线凸度合理的初始值范围，即
Figure BDA0003152383780000215
其次，在满足全机组辊凸度协同策略下的各机架高阶浪形协同控制要求，基于应力波诱 导板形演变影响因素的关键参数可求得各机架相对于对角线凸度的低值凸度为：
Figure BDA0003152383780000216
Figure BDA0003152383780000217
Figure BDA0003152383780000218
Figure BDA0003152383780000219
按照上述辊身当量凸度值的计算结果，执行各机架工作辊辊身磨削操作，得到符合要求 的实用辊身磨削状态。可见，当轧制钢种簇S1的钢种时，第#2～#5机架的工作辊辊身当量凸 度将全部退化为低值凸度，不需要使用高值凸度辊。
(4)工作辊表面粗糙度设定如下：
基于优良的工作辊辊形曲线的全机组辊面粗糙度协同策略，应选择钢种簇S1对应的不同 机架的工作辊表面粗糙度最优设定值，则有：第#5机架工艺控制模式采用毛辊时，第#1机架 轧辊表面粗糙度为1.0～1.2μm，第#2机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#3机架轧辊表面 粗糙度为0.5～0.7μm，第#4机架轧辊表面粗糙度为0.6～0.8μm，第#5机架轧辊表面粗糙度为 3.0～3.5μm；第#5机架工艺控制模式采用光辊时，第#1机架轧辊表面粗糙度为1.0～1.2μm，第 #2机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#3机架轧辊表面粗糙度为0.5～0.7μm，第#4机架轧 辊表面粗糙度为0.6～0.8μm，第#5机架轧辊表面粗糙度为1.1～1.3μm。
(5)工作辊端部形函数及辊形曲线的函数计算如下：
工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径Rs与工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜 率λs应选择钢种簇S1对应的，基准圆弧半径Rs＝2500.25000mm，基准线段斜率λs＝-0.20000， 进一步，可计算端部圆弧倒角曲线段的当量半径值和直线倒角曲线段的当量斜率值，如下：
圆弧倒角曲线段的当量半径为：
Figure BDA0003152383780000221
直线倒角曲线段的当量斜率为：
Figure BDA0003152383780000222
计算工作辊端部基本几何参数如下：工作辊端部圆弧段边降调控宽度取值Lc＝50.0mm， 工作辊端部直线段边降调控宽度取值Ls＝30.0mm，综合边降段调控宽度 Le＝Lc+Ls＝50.0+30.0＝80.0mm，工作辊端部圆弧倒角曲线起点横坐标
Figure BDA0003152383780000223
Figure BDA0003152383780000224
工作辊端部圆弧倒角曲线终点x轴横坐标
Figure BDA0003152383780000225
Figure BDA0003152383780000226
工作辊端部直线倒角曲线终点x轴坐标
Figure BDA0003152383780000227
Figure BDA0003152383780000228
综上所述，基于应力波诱导板形演变影响机制，适用于高强电池壳钢TDCK钢种冷连轧 工艺过程的最优工作辊
Figure BDA0003152383780000229
辊形曲线函数形式如下：
Figure BDA00031523837800002210
考虑工作辊形状结构的对称性，仅给出工作辊半辊身磨削数据，见表12：
表12工作辊辊身磨削辊形值
辊身长度归一化坐标 磨削后辊形值[mm] 辊身长度归一化坐标 磨削后辊形值[mm]
0.000000 430.000000 0.931579 429.955317
0.031579 430.000000 0.936842 429.920563
0.126316 430.000000 0.942105 429.875878
0.221053 430.000000 0.947368 429.821263
0.315789 430.000000 0.952632 429.756715
0.410526 430.000000 0.957895 429.682236
0.505263 430.000000 0.963158 429.597823
0.600000 430.000000 0.968421 429.503476
0.694737 430.000000 0.973684 428.653476
0.789474 430.000000 0.978947 427.803476
0.884211 430.000000 0.984211 426.953476
0.915789 430.000000 0.989474 426.103476
0.921053 429.995035 0.994737 425.253476
0.926316 429.980141 1.000000 424.403476
本发明开发出的冷连轧工艺过程工作辊
Figure BDA0003152383780000231
辊形曲线应用于高强电池壳钢TDCK钢种 轧制过程，实践表明：高强电池壳钢TDCK带钢的综合板形值由来料的6.61IU降低至0.51IU， 边降合格率由86.54％提升到99.81％，沿带钢长度方向的综合板形值分布情况如图5所示， 新辊形边降控制效果见表13，该方法能够有效解决先进高强钢高速冷连轧工艺过程高阶板形 问题，从而保证带钢综合板形质量，同时减小边降缺陷，有效控制带钢横向厚差。
表13工作辊辊形优化前后边降控制效果对比
Figure BDA0003152383780000232
以上仅是本发明的优选实施方式，本发明的保护范围并不仅局限于上述实施例，凡属于 本发明思路下的技术方案均属于本发明的保护范围。应当指出，对于本技术领域的普通技术 人员来说，在不脱离本发明原理前提下的若干改进和润饰，应视为本发明的保护范围。

Claims (10)

1.一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤1：设定高强钢用工作辊轧辊参数并确定热处理工艺及要求；
步骤2：设定冷连轧过程的主要工艺参数和机组主要工艺参数；所述冷连轧过程的主要工艺参数包括机组张力；所述机组主要工艺参数包括轧制速度、出口厚度、道次压下率、轧制力、轧制力偏差、轧辊倾斜量、工作辊弯辊力、中间辊弯辊力、中间辊横移量与轧机电流负荷分配；
步骤3：确定高强钢所属钢种簇并设定工作辊辊身形函数；
所述钢种簇为五类，分别为：
钢种簇S1——200MPa＜σs≤340MPa类高强钢，
钢种簇S2——340MPa＜σs≤550MPa类高强钢，
钢种簇S3——550MPa＜σs＜700MPa类高强钢，
钢种簇S4——σs≥700MPa且B＜1600mm类超高强窄带钢，
钢种簇S5——σs≥700MPa且B≥1600mm类超高强宽带钢，
其中，σs为成品带钢的屈服强度，B为成品带钢的宽度；
所述工作辊辊身形函数的一般形式如下：
DW1(x)＝Do，
其中，以工作辊中心点为坐标原点，以工作辊的轴向、径向分别为x轴、z轴，以mm为单位建立空间坐标系，DW1(x)表示与x轴坐标对应的辊径，辊径Do的选用依据轧制钢种的强度级别，随着钢种强度的提高增大辊径；
步骤4：根据冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数及工作辊辊身当量凸度矩阵规律，计算不同机架的工作辊辊身当量凸度值，并根据辊身当量凸度值的计算结果执行各机架工作辊辊身磨削操作，得到符合要求的实用辊身磨削状态；
步骤5：设定工作辊表面粗糙度；
步骤6：计算工作辊端部形函数并结合工作辊身形函数得到辊形曲线的函数形式。
2.如权利要求1所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，步骤1中，所述高强钢用轧辊参数包括工作辊质量、工作辊材质、工作辊曲径环材质、第#1～#5机架辊身长度、第#1～#5机架辊径、第#1～#5机架辊身硬度、辊颈硬度、第#1～#5机架配辊差、第#1机架换辊周期、第#2机架换辊周期、第#3机架换辊周期、第#4机架换辊周期、第#5机架采用光辊时换辊周期、第#5机架采用毛辊时换辊周期；所述热处理工艺及要求为：采用“淬火+回火”热处理工艺，淬火温度控制在920～970℃，整体奥氏体化时间为4.5～5min，高压喷水连续冷却，冷处理温度控制在-105～-100℃，回火温度为120～122℃，形成的马氏体淬透层深度为77～85mm且微观组织均匀，热处理后，室温下，轴向抗拉强度为2080～2150MPa，屈服强度为1740～1820MPa，100℃下，轴向抗拉强度为1825～1900MPa，屈服强度为1550～1615MPa，辊颈采用“淬火+低温回火”热处理工艺，表面作渗氮硬化处理，渗氮层硬度为500～600HV3，渗氮层深度≥0.6mm，热处理后抗拉强度>800～950MPa。
3.如权利要求1所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，步骤4中，所述冷连轧工艺过程中应力波诱导板形演变影响因素的关键参数具体如下：
钢种簇S1：
Figure FDA0003152383770000021
Figure FDA0003152383770000022
钢种簇S2：
Figure FDA0003152383770000023
Figure FDA0003152383770000024
钢种簇S3：
Figure FDA0003152383770000025
Figure FDA0003152383770000026
钢种簇S4：
Figure FDA0003152383770000027
Figure FDA0003152383770000028
钢种簇S5：
Figure FDA0003152383770000029
Figure FDA00031523837700000210
其中，
Figure FDA00031523837700000211
表示高强钢为钢种簇Ss时各机架应力波诱导板形影响工作辊辊形的平均扰动量，表征板形演变过程中应力波影响的平均效应，
Figure FDA00031523837700000212
表示高强钢为钢种簇Ss时板形演变过程中工作辊辊形的应力波扰动因子，表征板形演变过程中应力波影响全机组的系统效应，且
Figure FDA0003152383770000031
Figure FDA0003152383770000032
其中，
Figure FDA0003152383770000033
表示高强钢为钢种簇Ss时第#i机架应力波诱导板形影响工作辊辊形的扰动量，其影响因素包括机组设备结构特性、带钢特性及工艺过程参数。
4.如权利要求3所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，步骤4中，所述工作辊辊身当量凸度矩阵为
Figure FDA0003152383770000034
且
Figure FDA0003152383770000035
其中，矩阵元素
Figure FDA0003152383770000036
表示高强钢为钢种簇Ss时第#i机架工作辊辊身当量凸度，
Figure FDA0003152383770000037
中各元素的计算方法如下：
a、当s＝i时，
Figure FDA0003152383770000038
记为对角线凸度，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，并结合平辊前的凸度辊使用条件，通过工艺实验方法给出合理的初始值范围，具体如下：
Figure FDA0003152383770000039
Figure FDA00031523837700000310
b、当s＜i时，
Figure FDA00031523837700000311
记为低值凸度，满足全机组辊凸度协同策略下的各机架高阶浪形协同控制要求，基于应力波诱导板形演变影响因素的关键参数求得各项相对于对角线凸度的当量凸度值，计算得
Figure FDA00031523837700000312
考虑轧制不同钢种簇时应力波对不同机架实际的影响程度及轧辊磨削难度，近似采用平辊模式取代低值凸度辊，即
Figure FDA00031523837700000313
c、当s＞i时，
Figure FDA00031523837700000314
记为高值凸度，根据高阶浪形缺陷控制的多目标约束条件，基于应力波诱导板形演变影响因素的关键参数求得各项相对于对角线凸度的当量凸度值。
5.如权利要求4所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，所述全机组辊凸度协同策略为：
第#1机架与第#2机架用于实现大压下分配的同时还用于克服热轧来料的原始凸度、硬度波动对带钢整体板形质量中凸度、横向厚差及边降缺陷的影响，第#1机架与第#2机架采用高值磨削凸度；
第#3机架与第#4机架处于机组中央位置，实现对前部机架带钢凸度的矫正，同时对于后部机架保持恒比例凸度以实现板形控制发挥作用，第#3机架与第#4机架采用中值磨削凸度；
第#5机架对成品带钢板形起到最终定型作用，用于提供足够的板形控制能力以保持带钢恒定的比例凸度，且辊缝凸度差异对于应力波影响起到放大作用，第#5机架采用低值磨削凸度。
6.如权利要求1所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，步骤5中，基于工作辊辊形曲线提出全机组辊面粗糙度协同策略，按照不同钢种簇、不同机架给定工作辊表面粗糙度层别划分实用数据，具体如下：
钢种簇S1：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、3.0～3.5μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、1.1～1.3μm；
钢种簇S2：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、3.0～3.5μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.0～1.2μm、0.5～0.7μm、0.5～0.7μm、0.6～0.8μm、1.1～1.3μm；
钢种簇S3：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.6～0.8μm、3.5～4.0μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.6～0.8μm、1.2～1.4μm；
钢种簇S4：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、4.0～4.8μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、1.2～1.4μm；
钢种簇S5：当末机架工艺控制模式为毛辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、4.0～4.8μm，当末机架工艺控制模式为光辊时，第#1机架、第#2机架、第#3机架、第#4机架、第#5机架的轧辊表面粗糙度分别为1.1～1.4μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、0.7～0.9μm、1.2～1.4μm。
7.如权利要求1所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，所述步骤6中，将工作辊端部形状设计为应力波影响机制下的“圆弧段+直线段”非线性锥度辊形结构，分别根据特定的圆弧倒角方程和直线倒角方程磨辊实现；“圆弧段”用于平滑过渡区的同时消除辊系边部的急剧弹性压扁变形以抑制带钢中部潜在板形缺陷的演变和延伸；“直线段”采用单斜率线段用于实现短距边降控制以降低辊形整体的磨辊难度，提高磨辊效率；非线性锥度辊形结构用于降低轧辊弹性压扁引起的不均匀变形，并结合工作辊的横移功能调控、补偿工作辊不均匀弹性压扁产生的带钢中部金属变形量以减小边降。
8.如权利要求7所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，以工作辊中心点为坐标原点，以工作辊的轴向、径向分别为x轴、z轴，以mm为单位建立空间坐标系，根据工作辊辊形各部分的几何关系，工作辊端部圆弧倒角方程为：
Figure FDA0003152383770000051
其中，
Figure FDA0003152383770000052
为工作辊端部圆弧倒角曲线深度函数，hc为工作辊端部圆弧倒角曲线深度，Rc为工作辊端部圆弧倒角曲线半径，Xo为工作辊端部圆弧倒角曲线起点的x轴坐标，圆弧段对应的端部形函数的一般形式为：
Figure FDA0003152383770000053
其中，DW2(x)为工作辊端部圆弧倒角曲线与x轴坐标对应的辊径，Do为辊身辊径；工作辊端部直线倒角方程为：
Figure FDA0003152383770000061
其中，
Figure FDA0003152383770000062
为工作辊端部直线倒角曲线深度函数，λ为工作辊端部直线倒角曲线斜率，X1既表示工作辊端部圆弧倒角曲线终点的x轴坐标，又表示工作辊端部直线倒角曲线起点的x轴坐标，直线段对应的端部形函数的一般形式为：
Figure FDA0003152383770000063
其中，DW3(x)为工作辊端部直线倒角曲线与x轴坐标对应的辊径，D1为工作辊端部圆弧倒角曲线终点对应的辊径。
9.如权利要求8所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，在工作辊端部形函数中将考虑应力波影响参数的圆弧倒角曲线半径和直线倒角曲线斜率定义为相应的当量值，圆弧倒角曲线段的当量半径
Figure FDA0003152383770000064
为：
Figure FDA0003152383770000065
其中，Rs为工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径，直线倒角曲线段的当量斜率λ*为：
Figure FDA0003152383770000066
其中，λs为工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率；
圆弧段对应的端部形函数的一般形式转变为：
Figure FDA0003152383770000067
直线段对应的端部形函数的一般形式转变为：
Figure FDA0003152383770000068
步骤6中所述辊形曲线的函数形式为：
Figure FDA0003152383770000069
其中，DW(x)表示工作辊辊形曲线与x轴坐标对应的辊径，X2为工作辊端部直线倒角曲线终点的x轴坐标，且
Figure FDA0003152383770000071
Le为综合边降段调控宽度且Le＝Lc+Ls，Lc为工作辊端部圆弧倒角曲线水平投影长度，Ls为工作辊端部直线倒角曲线水平投影长度，
Figure FDA0003152383770000072
为工作辊辊身凸度计算参考长度且
Figure FDA0003152383770000073
10.如权利要求9所述的一种有效控制高强钢冷连轧过程高阶浪形的辊形设计方法，其特征在于，所述圆弧倒角曲线段的当量半径的设计方法为：随着钢种强度级别的增加逐渐增大圆弧倒角曲线段的当量半径值，实际生产过程中根据高强钢所属钢种簇类别计算并选用相应的工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径以获得不同的圆弧倒角曲线段的当量半径值；
所述直线倒角曲线段的当量斜率的设计方法为：随着钢种强度级别的增加逐渐减小直线倒角曲线段的当量斜率绝对值，实际生产过程中根据高强钢所属钢种簇类别计算并选用相应的工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率以获得不同的直线倒角曲线段的当量斜率值；
所述工作辊端部圆弧倒角曲线段基准圆弧半径Rs与工作辊端部直线倒角曲线段基准线段斜率λs的值具体如下：
钢种簇S1：Rs＝2500.250000000mm，λs＝-0.200000000；
钢种簇S2：Rs＝2510.250000000mm，λs＝-0.100000000；
钢种簇S3：Rs＝2520.250000000mm，λs＝-0.050000000；
钢种簇S4：Rs＝2530.250000000mm，λs＝-0.020000000；
钢种簇S5：Rs＝2540.250000000mm，λs＝-0.020000000。
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