CN103406369A - 一种利用温度函数提高带钢头部轧制力精度的方法 - Google Patents

Abstract

本发明一种利用温度函数提高带钢头部轧制力精度的方法，通过对温降模型计算的优化改进，引入带钢头部温降计算函数，对粗轧至精轧过程的温降计算采用将带钢沿长度方向分成若干段进行分别计算的方式，来得到相对精确的带钢头部温度计算值；还采用带钢头部（ｓ段）的实测数据对模型进行研究，并对带钢在直通和热卷模式下的温降计算方法进行了区分，从而求解出相对精确的带钢头部温度值，使得带钢头部轧制力计算的偏差大幅度减少，直接提高了带钢头部厚度尺寸的精度，间接提高了带钢在精轧穿带时的稳定性。

Description

一种利用温度函数提高带钢头部轧制力精度的方法

技术领域

本发明涉及轧制力计算模型温降模型，通过对温降模型优化，并以此模型得到的带钢头部温度来修正带钢的头部轧制力计算，提高其带钢头部的厚度与精度。

背景技术

带带钢热连轧生产过程的主要内容基本上可归纳为尺寸的变化和温度的变化两大类，即性质互不相同但又相互关联的物理过程。热连轧过程的温度变化估算是实现热连轧计算机控制的重要前提条件。目前我厂采用的温度模型在计算带钢到精轧入口的温度值时采用的是带钢通条温度的平均值，没有考虑带钢头尾温度的波动。轧制力模型在计算带钢的变形抗力时用到的带钢温度则是温降模型计算出来的带钢平均温度，因而产生的轧制计算偏差比较大，从而使得精轧AGC控制的调节比较频繁，加大了精轧控制的难度，也降低了精轧轧制的稳定性。

目前采用的温度模型在计算从粗轧到精轧的轧制过程中温度变化主要基于以下三个方面考虑：轧件在空气中由于辐射散热引起的温度降；轧件同周围介质如冷却水和空气对流引起的温度降；以及轧件和中间辊道接触传导散热引起的温度降。模型计算是将以上三个过程的温降进行累加计算来计算带钢到精轧入口的温度值。轧制力模型在计算带钢的变形抗力时用到的带钢温度是温降模型计算出来的带钢平均温度。

本发明通过对温降模型计算的优化改进，引入带钢头部温降计算函数，对粗轧至精轧过程的温降计算采用将带钢沿长度方向分成若干段进行分别计算的方式，来得到相对精确的带钢头部温度计算值；还采用带钢头部（ｓ段）的实测数据对模型进行研究，并对带钢在直通和热卷模式下的温降计算方法进行了区分，从而求解出相对精确的带钢头部温度值，使得带钢头部轧制力计算的偏差大幅度减少，直接提高了带钢头部厚度尺寸的精度，间接提高了带钢在精轧穿带时的稳定性。

发明内容

本发明的目的在于：通过对温降模型计算的优化改进，引入带钢头部温降计算函数，求解出相对精确的带钢头部温度值，从而得到相对精确的带钢头部变形抗力值，减少了带钢头部轧制力计算的偏差，提高了带钢头部厚度尺寸的精度，并间接提高了精轧轧制的稳定性。

本发明的目的是这样实现的：一种利用温度函数提高带钢头部轧制力精度的方法，优化带钢在空气中辐射温降模型和带钢在精轧除鳞水中的强迫对流温降模型，并以此模型得到的带钢头部温度来修正带钢的头部轧制力计算，提高其带钢头部的厚度与精度；

其中带钢在空气中传递时的辐射温降模型的计算公式：

$\mathrm{\Δt}=t_1-k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}---\left(1\right)$

式中：

t₁：粗轧出口温度，单位℃；

Δτ：辐射温降时间，单位s；

Δt：辐射带来的温降差，单位℃；

K：模型修正系数

F：辐射面积

G：轧件质量，kg；

ε:辐射黑度系数

σ:斯蒂芬—玻尔兹曼常数

其中带钢在精除鳞与高压水的强迫对流温降计算公式：

$\mathrm{\Δt}=\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}---\left(2\right)$

式中：

α：强迫对流系数，W/m².C；

t：带钢出粗轧时的温度，℃；

t₀：冷却水的温度，℃；

γ：轧件的密度，kg/m³；

h：轧件的厚度,m；

Δτ：强迫对流时间

c：轧件的比热

其中带钢在直通和卷取模式下的计算方法和其他影响因素系数k、α、k′、α₁的回归计算方法，利用公式（1）、（2）可得到

$t_2=A(k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}(t_1+273{)}^3}}-\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(3\right)$

式中：

t₂：带钢头部进入精轧机时的温度计算值，℃；

k、α为用生产过程中积累的实测温度数据；

A为温降计算模型的自设定系数，通过指数平滑法修正系数A；

具体的参数回归计算：

1）在粗轧出口和热卷箱处各测1温点，计算出带钢的温降Δt；热辐射k值可通过公式（4）求得：

$k=(t_1-\mathrm{\Δt})\frac{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}{t_1+273}---\left(4\right)$

2）强迫对流系数α的回归，可通过热卷箱处的测温点和精轧入口测温点的数据反推得到，公式如下：

$\mathrm{\α}=-\frac{{\mathrm{\Δtc}}_p\mathrm{\γh}}{2(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}}---\left(5\right)$

3）带钢头部进入精轧机的温度可通过修改公式（3）中相应的参数值得到，公式如下：

$t_2=B(k_1\frac{{t_1}^{\′}+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{({t_1}^{\′}+273)}^3}}-\frac{{2\mathrm{\α}}_1}{c_p\mathrm{\γh}}(t^{\′}-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(6\right)$

式中

t₁'带钢出粗轧机时的尾部温度值，℃；

k′、α₁系数确定方法类似于公式（4）、（5）；

B为温降计算模型的自设定系数，通过指数平滑法修正系数B，来提高温降计算的精度；

其中自设定系数Ａ、Ｂ的计算：

公式（3）、（6）的A、B表示是为了区分直通和卷取这两种不同的轧制模式，其模型如下：

计第s段为带钢的头部，自设定系数A、B为a₀，其它说明：

初始的自设定系数；

g^T自设定的设定率；

精轧入口处头部温度实测值，℃；

粗轧出口处头部温度理论值，℃；

理论计算的自设定系数

m_test理论计算的自设定修正

实测数据计算的自设定系数

m₀实测数据计算的自设定修正

计算得到的新的自设定系数

带钢头部到达精轧入口测温点的初始温度计算可用（7）式表示：

$T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEx}}(a_{0,\mathrm{old}}^T,s)---\left(7\right)$

其中理论计算所使用的自设定系数可用(8)式表示：

$a_{0,\mathrm{test}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_{\mathrm{test}}---\left(8\right)$

带钢头部到达精轧出口测温点的理论计算温度可用（9）式表示：

$T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEn}}(a_{0,\mathrm{test}}^T,s).---\left(9\right)$

带钢头部进入精轧入口处的实测温度值后，带钢的实测自设定系数用下式表示：

$a_{0,\mathrm{act}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_0---\left(10\right)$

对于m₀的取值考虑如下条件：

$[T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}+\frac{m_0}{m_{\mathrm{test}}-1}(T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}})-T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}{]}^2=\mathrm{MIN}---\left(11\right)$

带钢头部温度理论计算值与实测值的偏差平方和最小，从而求得满足（11）的自设定修正值m₀，计算公式如下：

$m_0=1+(m_{\mathrm{test}}-1)\frac{[T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}][T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}{{[T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}^2}---\left(12\right)$

从而得到用于长期或短期温度自适应的自设定系数的计算公式如下：

$a_{i,\mathrm{new}}^T=(1-\frac{g^T}{100})\·a_{i,\mathrm{old}}^T+\frac{g^T}{100}\·a_{i,\mathrm{act}}^T---\left(13\right)$

公式（3）、（6）为温降模型计算，将温降计算模型设定为稳定状态，若现场发生改变时，应依据实测的数据来反回归相关参数，达到模型设定计算与现场实际相一致。

所述的该头部轧制力设定模型方法，也适用于热轧带钢的精轧机组轧制力设定计算方法的推广使用。

本发明对温降模型的优化，采用将带钢沿长度方向分成若干段进行分别计算的方式，得到相对精确的带钢头部温度计算值。温降过程简化为带钢在空气中辐射温降和带钢在精轧除鳞水中的强迫对流温降两个部分：带钢在空气中的辐射温降计算；带钢在精轧除鳞水中的强迫对流温降计算；温降模型对带钢头部计算所采用系数Ａ、Ｂ的计算方法；带钢在直通和卷取模式下的计算方法和其他影响因素系数k、α、k'、α₁的计算回归方法。

本发明对原模型的带钢头部厚度设定，引入温度分布函数，以此得到的带钢头部温度来修正带钢的头部轧制力计算，使得带钢头部轧制力计算更为准确，使得带钢头部的厚度精度大幅提高，彰显技术进步。

附图说明

本发明结合附图作进一步说明。

附图1为实施前的F1轧制力曲线；

附图2为实施后相同规格F1轧制力曲线；

从图1、2曲线中看出在实施前带钢头部轧制力与本体偏差较大，其原因是由于头部温度计算不准确，导致轧制力及辊缝计算不准确，本体部分依靠AGC调节达到目标设定，这样也就造成了头部的厚度有一定偏差，在右图中轧制力通条较均匀，其厚度也会较稳定。

图3为实施前的成品厚度曲线；

图4为实施后的成品厚度曲线；

从图3、4曲线中看出两者为相同规格轧制时的厚度曲线，具有一定的代表性。

具体实施方式

本发明结合实施例作进一步说明。

实施例

以带钢在空气中辐射温降模型和带钢在精轧除鳞水中的强迫对流温降模型，得到的带钢头部温度，修正带钢的头部轧制力计算；

其中带钢在空气中传递时的辐射温降模型采用如下公式进行计算：

$\mathrm{\Δt}=t_1-k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}---\left(1\right)$

式中：

t₁：粗轧出口温度，单位℃；

Δτ：辐射温降时间，单位s；

Δt：辐射带来的温降差，单位℃；

K：模型修正系数；

F：辐射面积；

G：轧件质量，kg；

ε：辐射黑度系数；

σ：斯蒂芬—玻尔兹曼常数。

其中带钢在精除鳞部分与高压冷却水之间的强迫对流温降公式如下：

$\mathrm{\Δt}=\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}---\left(2\right)$

式中：

α；强迫对流系数，W/m².C；

t：带钢出粗轧时的温度，℃；

t₀：冷却水的温度，℃；

γ：轧件的密度，kg/m³；

h：轧件的厚度,m；

Δτ：强迫对流时间；

c：轧件的比热。

其中带钢在直通和卷取模式下的计算方法和其他影响因素系数k、α、k′、α₁的计算回归方法：

带钢在直通模式下的温降为辐射温降和精除磷强迫对流温降的叠加，利用公式（1）、（2）可得到

$t_2=A(k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}(t_1+273{)}^3}}-\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(3\right)$

式中：

t₂：带钢头部进入精轧机时的温度计算值，℃；

k、α为用生产过程中积累的实测温度数据，通过最小二乘法反回归得到的模型系数，在温降计算过程中这两个系数事先固化好;A为温降计算模型的自学习系数，通过指数平滑法修正系数A，来提高温降计算的精度。

具体的参数回归方法：

在粗轧出口和热卷箱处各有一个测温点，通过对带钢头部到达这两个测温点的实测温度进行测量，可计算出带钢的温降Δt，由于这一区域温降主要是由于热辐射造成的，可通过公式（4）求解得到k值。

$k=(t_1-\mathrm{\Δt})\frac{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}{t_1+273}---\left(4\right)$

强迫对流系数α的回归，可通过热卷箱处的测温点和精轧入口测温点测得的温度数据反推得到，反推公式如下：

$\mathrm{\α}=-\frac{{\mathrm{\Δtc}}_p\mathrm{\γh}}{2(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}}---\left(5\right)$

在热卷取模式下，带钢头尾在热卷箱区域交换，相应地粗轧出口带钢的尾部就变成了精轧入口带钢的头部。由于热卷箱的保温、均热作用，使得带钢进入精轧机头尾的温差缩小。带钢尾部进入精轧机的温度需要重新计算，带钢头部进入精轧机的温度可通过修改公式（3）中相应的参数值来得到：

$t_2=B(k_1\frac{{t_1}^{\′}+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{({t_1}^{\′}+273)}^3}}-\frac{{2\mathrm{\α}}_1}{c_p\mathrm{\γh}}(t^{\′}-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(6\right)$

式中

t₁':带钢出粗轧机时的尾部温度值，℃；

k′、α₁系数确定方法类似于公式（4）、（5）。

B为温降计算模型的自设定系数，通过指数平滑法修正系数B，来提高温降计算的精度。

其中自设定系数Ａ、Ｂ的计算：

公式（3）、（6）的A、B表示是为了区分直通和卷取这两种不同的轧制模式,模型自设定的计算采用如下方法：

为了提高带钢头部的温度设定命中率，定义带钢过测温点第一组检测数据为带钢的头部实测温度值，相应的计算的带钢到达测温点的温度计算值为带钢头部的温度理论值，采用如下符号进行说明：

计第s段为带钢的头部，计自设定系数A、B为a₀，其他说明：

初始的自设定系数；

g^T自设定的设定率；

精轧入口处头部温度实测值，℃；

粗轧出口处头部温度理论值，℃；

理论计算的自设定系数

m_test理论计算的自设定修正

依据实测数据计算的自设定系数

m₀依据实测数据计算的自设定修正

计算得到的新的自设定系数

带钢头部到达精轧入口测温点的初始温度计算可用（7）式表示：

$T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEx}}(a_{0,\mathrm{old}}^T,s)---\left(7\right)$

其中理论计算所使用的自自设定系数可用(8)式表示：

$a_{0,\mathrm{test}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_{\mathrm{test}}---\left(8\right)$

从而理论计算的带钢头部到达精轧出口测温点的理论计算温度可用（9）式表示：

$T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEn}}(a_{0,\mathrm{test}}^T,s).---\left(9\right)$

当得到带钢头部进入精轧入口处的实测温度值后，带钢的实测自设定系数用下式表示：

$a_{0,\mathrm{act}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_0---\left(10\right)$

对于m₀的取值我们考虑如下条件：

$[T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}+\frac{m_0}{m_{\mathrm{test}}-1}(T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}})-T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}{]}^2=\mathrm{MIN}---\left(11\right)$

即以带钢头部温度理论计算值与实测值的偏差平方和最小为约束条件，从而可以求得满足条件（11）的自设定修正值m₀，计算公式如下:

$m_0=1+(m_{\mathrm{test}}-1)\frac{[T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}][T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}{{[T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}^2}---\left(12\right)$

从而得到用于长期或短期温度自适应的自设定系数的计算公式如下：

$a_{i,\mathrm{new}}^T=(1-\frac{g^T}{100})\·a_{i,\mathrm{old}}^T+\frac{g^T}{100}\·a_{i,\mathrm{act}}^T---\left(13\right)$

公式（3）、（6）为经过简化的温降模型计算，具有计算比较简洁的优势，但由于该温降计算模型将现场条件假设为稳定状态，因此当现场条件发生较大的改变时，应重新依据现场实测的数据来反回归相关参数，以达到模型设定计算与现场实际相一致的目的。

在本发明实施前，由于头部温降计算不准确，造成头部轧制力设定值与实际值有较大偏差，最终造成头部厚度与目标有较大偏差，影响实物质量；通过本发明的实施，轧制力头部设定精度有了明显的提升，厚度精度也有明显提升。

本发明所采用的检测仪器均为在线仪表，轧制力检测采用液压缸内压力传感器和压头共同检测，成品尺寸采用精轧出口多功能仪进行检测，其检测结果用于实时控制及分析。

Claims (2)

1.一种利用温度函数提高带钢头部轧制力精度的方法，其特征在于：优化带钢在空气中辐射温降模型和带钢在精轧除鳞水中的强迫对流温降模型，以此得到带钢头部温度，修正带钢头部轧制力的计算，提高其厚度与精度；

其中带钢在空气中传递时的辐射温降模型的计算：

$\mathrm{\Δt}=t_1-k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}---\left(1\right)$

式中：

t₁：粗轧出口温度，单位℃；

Δτ：辐射温降时间，单位s；

Δt：辐射带来的温降差，单位℃；

K：模型修正系数

F：辐射面积

G：轧件质量，kg；

ε:辐射黑度系数

σ:斯蒂芬—玻尔兹曼常数

其中带钢在精除鳞与高压水的强迫对流温降的计算：

$\mathrm{\Δt}=\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}---\left(2\right)$

式中：

α：强迫对流系数，W/m².C；

t：带钢出粗轧时的温度，℃；

t₀：冷却水的温度，℃；

γ：轧件的密度，kg/m³；

h：轧件的厚度,m；

Δτ：强迫对流时间

c：轧件的比热

其中带钢在直通和卷取模式下的计算和其他影响因素系数k、α、k′、α₁的回归计算，利用公式（1）、（2）可得到；

$t_2=A(k\frac{t_1+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}(t_1+273{)}^3}}-\frac{2\mathrm{\α}}{c_p\mathrm{\γh}}(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(3\right)$

式中：

t₂：带钢头部进入精轧机时的温度计算值，℃；

k、α为生产实测温度数据；

A为温降计算模型的自设定系数，通过指数平滑法修正系数A；

具体参数回归计算：

1）在粗轧出口和热卷箱处各测1温点，计算出带钢的温降Δt；热辐射k值通过公式（4）求得：

$k=(t_1-\mathrm{\Δt})\frac{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{(t_1+273)}^3}}{t_1+273}---\left(4\right)$

2）强迫对流系数α的回归，通过热卷箱处的测温点和精轧入口测温点的数据反推得到，公式如下：

$\mathrm{\α}=-\frac{{\mathrm{\Δtc}}_p\mathrm{\γh}}{2(t-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ}}---\left(5\right)$

3）带钢头部进入精轧机的温度可通过修改公式（3）中相应的参数值得到，公式如下：

$t_2=B(k_1\frac{{t_1}^{\′}+273}{\sqrt[3]{1+\mathrm{\Δ\τ}\frac{\mathrm{F\ϵ\σ}}{G_c}{({t_1}^{\′}+273)}^3}}-\frac{{2\mathrm{\α}}_1}{c_p\mathrm{\γh}}(t^{\′}-t_0)\×\mathrm{\Δ\τ})---\left(6\right)$

式中

t₁'带钢出粗轧机时的尾部温度值，℃；

k′、α₁系数确定方法类似于公式（4）、（5）；

B为温降计算模型的自设定系数，通过指数平滑法修正系数B，来提高温降计算的精度；

其中自设定系数Ａ、Ｂ的计算：

公式（3）、（6）的A、B表示是为了区分直通和卷取这两种不同的轧制模式，其模型如下：

计第s段为带钢的头部，自设定系数A、B为a₀，其它说明：

初始的自设定系数；

g^T自设定的设定率；

精轧入口处头部温度实测值，℃；

粗轧出口处头部温度理论值，℃；

理论计算的自设定系数

m_test理论计算的自设定修正

实测数据计算的自设定系数

m₀实测数据计算的自设定修正

计算得到的新的自设定系数

带钢头部到达精轧入口测温点的初始温度计算可用下式表示：

$T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEx}}(a_{0,\mathrm{old}}^T,s)---\left(7\right)$

其中理论计算所使用的自设定系数可用下式表示：

$a_{0,\mathrm{test}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_{\mathrm{test}}---\left(8\right)$

带钢头部到达精轧出口测温点的理论计算温度可用（9）式表示：

$T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}=T_s^{\mathrm{RMEn}}(a_{0,\mathrm{test}}^T,s).---\left(9\right)$

带钢头部进入精轧入口处的实测温度值后，带钢的实测自设定系数用下式表示：

$a_{0,\mathrm{act}}^T=a_{0,\mathrm{old}}^T\·m_0---\left(10\right)$

对于m₀的取值考虑如下条件：

$[T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}+\frac{m_0}{m_{\mathrm{test}}-1}(T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}})-T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}{]}^2=\mathrm{MIN}---\left(11\right)$

带钢头部温度理论计算值与实测值的偏差平方和最小，从而求得满足（11）的自设定修正值m₀，计算公式如下：

$m_0=1+(m_{\mathrm{test}}-1)\frac{[T_{s,\mathrm{meas}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}][T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}{{[T_{s,\mathrm{test}}^{\mathrm{FMEn}}-T_{s,\mathrm{old}}^{\mathrm{FMEn}}]}^2}---\left(12\right)$

从而得到用于长期或短期温度自适应的自设定系数的计算公式如下：

$a_{i,\mathrm{new}}^T=(1-\frac{g^T}{100})\·a_{i,\mathrm{old}}^T+\frac{g^T}{100}\·a_{i,\mathrm{act}}^T---\left(13\right)$

公式（3）、（6）为温降模型计算，将温降计算模型设定为稳定状态，若发生改变，应依据实测的数据，达到模型设定计算与现场实际相一致。

2.根据权利要求1所述方法，其特征在于：该头部轧制力设定模型的方法，也适用于热轧带钢的精轧机组轧制力的设定计算与应用。

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