CN103769423B - 冷连轧机板形目标曲线的优化方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及轧钢技术领域，特别涉及一种冷连轧机板形目标曲线的优化方法，包括：板形目标曲线采用双边浪的控制模式；将板形目标曲线优化为其中x'＝2xB，x''＝(x-x₀)(b2-x₀)，本发明提供的冷连轧机板形目标曲线的优化方法，有效的解决了机组跑偏等问题，提高了带钢的质量及产量。

Description

冷连轧机板形目标曲线的优化方法

技术领域

本发明涉及轧钢技术领域，特别涉及一种冷连轧机板形目标曲线的优化方法。

背景技术

板带钢是钢铁工业的主干产品，其生产技术水平和质量精度水平标志着一个国家的钢铁工业的技术发展水平。冷轧钢板以其优异的可加工性能，被广泛应用于汽车、家电、轻工、建筑等国民经济的各主要部门，成为一种重要的工业原材料。对于冷轧带钢来说，凸度和平坦度是板形控制的主要目标，尤其是平坦度，与最终产品的外观和使用效果有着直接的关系。对于酸轧工序，带钢的板形质量需要满足最终成品板形质量要求以及后序产线的通板要求。随着市场需求的改变，薄规格(厚度≤0.5mm)带钢的产量逐步提高。薄规格带钢宽厚比大，压下率大，酸轧板形控制难度高，易产生复杂浪形。目前，传统的轧钢领域的板形目标曲线一般采用单边浪、闭口浪、边中复合浪等控制模式，容易引发后序机组的跑偏等问题。随着薄规格带钢所占比例的增加，酸轧板形不良造成的连退机组炉内跑偏问题逐步凸显。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种防止机组跑偏，提高带钢质量的冷连轧机板形目标曲线的优化方法。

为解决上述技术问题，本发明提供了一种冷连轧机板形目标曲线的优化方法，包括：所述板形目标曲线采用双边浪的控制模式；将所述板形目标曲线优化为 $Y=\left\{\begin{array}{cc}({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& ({-X}_0<x<X_0)\\ ({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{bx}}^{\&prime;\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& (X_0<x<B/2,-B/2<x<-X_0)\end{array}\right.,$ 其中x'＝2x/B，x”＝(x-x₀)/(b/2-x₀)，所述a、b、c和d为系数，且满足-30≦a≦0，-30≦b≦30，c＝0以及参数d满足所述Y为板形目标曲线，所述x为目标曲线的横坐标，所述gain为目标曲线增益系数，所述B为带钢宽度，所述UCδ为中间辊窜辊量，所述D_W为工作辊直径，所述h为带钢厚度，所述X₀为工作辊弯辊力在带钢上作用区域的分界点；所述A₅、A₆及A₇为通过实验与分析得到的计算X₀值的权重系数。

本发明提供的冷连轧机板形目标曲线的优化方法，将板形目标曲线采用双边浪的控制模式，并进一步的对板形目标曲线的参数的取值范围进行优化，通过对参数取值范围的优化，有效的解决了机组跑偏等问题，提高了带钢的质量及产量。

附图说明

图1为本发明实施例提供的带钢受力示意图；

图2为本发明实施例提供的带钢跑偏形态示意图。

具体实施方式

参见图1，从带钢1在连退炉内炉辊上运行的稳定性分析入手，分析不同的浪形对机组跑偏的影响，进而提出后续机组对酸轧板形的要料标准。首先，对带钢1与连退炉炉辊的模型进行简化，对带钢1的受力状况进行分析，参见图1，假设此时带钢1运行稳定，无跑偏及瓢曲，对其进行受力分析，如图所示，受到前张力T_f、后张力T_b及摩擦力f的作用，根据受力平衡，则有如下式：

T_f-T_b+f＝0             (1)

公式(1)中摩擦力f的方向与炉内张力的控制有关，当炉辊起主动作用时，摩擦力f与前张力T_f方向相同；当炉辊起被动作用时，摩擦力f与后张力T_b方向相同。带钢1的稳定运行不仅与力平衡有关，还需要对带钢1的力矩平衡进行分析，有如下式：

M_WS+M_DS+M_f＝0           (2)

公式(2)中，力矩逆时针方向为正，顺时针方向为负；其中，M_WS为工作侧力矩，由工作侧前张力产生的力矩M_WSf和后张力产生的力矩M_WSb叠加获得，有如下公式：

M_WS＝M_WSf+M_WSb          (3)

公式(2)中，M_DS为操作侧力矩，由前张力T_f产生的力矩M_DSf和后张力T_b产生的力矩M_DSb叠加获得，有如下公式：

M_DS＝M_DSf+M_DSb           (4)

从公式(2)至公式(4)可以看出，合力矩的大小与前后张力的分布有着直接关系，而带钢1与炉辊接触过程中的横向张力分布与来料浪形、炉辊辊形以及带钢1横向温度分布有着直接的关系，可以用下式来进行计算：

$q\left(x\right)=\frac{T}{S}+\mathrm{IU}\_q\left(x\right)+t\_q\left(x\right)+R\_\mathrm{shape}\_q\left(x\right)---\left(5\right)$

公式(5)中，x为带钢1宽度，T为总张力，S为带钢1横截面面积，q(x)为横向张应力分布，IU_q(x)为来料浪形对张应力分布的影响函数，t_q(x)为横向温度分布对张应力分布的影响函数，R_shape_q(x)为炉辊辊形对张应力分布的影响函数。在连退炉辊辊形、加热炉设备以及带钢1规格一定的情况下，近似认为带钢1横向温度分布不变，将t_q(x)和R_shape_q(x)近似看做是稳定的，只对来料浪形的影响IU_q(x)加以分析。为了与酸轧板形仪检测结果相对应，来料浪形用延伸率差IU值分布进行描述，则来料浪形可以表示为IU(x)，且此时IU(x)≥0。假设此时延伸率差仍在弹性范围内，则IU_q(x)可以表示为

$\mathrm{IU}\_q\left(x\right)=-E\&CenterDot;[\mathrm{IU}\left(x\right)-\frac{1}{B}{\&Integral;}_{-\frac{B}{2}}^{\frac{B}{2}}\mathrm{IU}\left(x\right)\mathrm{dx}]---\left(6\right)$

公式(6)中，E为带钢1弹性模量，为带钢1延伸率差的平均值。得到带钢1张应力分布后，可以对力矩进行计算，如下式：

$M_{\mathrm{DSf}}={\&Integral;}_{-\frac{B}{2}}^0{q}_f\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(7\right)$

$M_{\mathrm{WSf}}={\&Integral;}_0^{\frac{B}{2}}{q}_f\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(8\right)$

$M_{\mathrm{DSb}}={\&Integral;}_{-\frac{B}{2}}^0{q}_b\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(9\right)$

$M_{\mathrm{WSb}}={\&Integral;}_0^{\frac{B}{2}}{q}_b\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(10\right)$

$M_{\mathrm{WS}}=M_{\mathrm{WSf}}+M_{\mathrm{WSb}}={\&Integral;}_0^{\frac{B}{2}}{q}_f\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}+{\&Integral;}_0^{\frac{B}{2}}{q}_b\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(11\right)$

$M_{\mathrm{DS}}=M_{\mathrm{DSf}}+M_{\mathrm{DSb}}={\&Integral;}_{-\frac{B}{2}}^0{q}_f\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}+{\&Integral;}_{-\frac{B}{2}}^0{q}_b\left(x\right)H\left|x\right|\mathrm{dx}---\left(12\right)$

合力矩M可以表示为：

带钢1稳定运行，需要力平衡和力矩平衡同时满足，如果合力不为零，带钢1会沿着合力的方向移动，如果合力矩不为零，则带钢1沿着合力矩的方向发生偏转。当合力矩M>0时，带钢1向逆时针方向偏转，当合力矩M<0时，带钢1向顺时针方向偏转。假设带钢1偏转角度α后，张应力分布随之发生变化，张力分布形成的力矩M_q逐渐减小，最终合力矩M为零，带钢1停止偏转，此时带钢1受力如图2所示，带钢1合力矩M为零，只对受力情况进行分析。

在x方向：

F_x＝T_f±f_x-T_b·cosα              (14)

在y方向：

F_y＝T_b·sinα-f_y        (15)

可以看出，由于带钢1偏转，后张力T_b存在一个沿炉辊轴向的分力T_b·sinα，如果这个分力大于轴向的摩擦力f_y，则带钢1沿轴向移动，发生跑偏。假设来料具有延伸率差分布为4次项多项式的浪形，同时假设此时炉辊出口处带钢1板形情况良好，其张应力分布均匀，即前张应力分布均匀。则：

$\begin{array}{cc}\mathrm{IU}\left(x\right)={\mathrm{ax}}^4+{\mathrm{bx}}^3+{\mathrm{cx}}^2+\mathrm{dx}& -\frac{B}{2}\end{array}\&le;x\&le;\frac{B}{2}---\left(16\right)$

进而得到：

$q_f\left(x\right)=\frac{T_f}{S}---\left(17\right)$

$q_b\left(x\right)=\frac{T_b}{S}-E(-a\frac{B^5}{80}+c\frac{B^3}{12}+\mathrm{dx}+{\mathrm{cx}}^2+{\mathrm{bx}}^3+{\mathrm{ax}}^4)---\left(18\right)$

公式(17)和公式(18)中，q_f(x)为前张应力分布；T_f为前总张力；q_b(x)为后张应力分布；T_b为后总张力。此时最终合力矩为：

$M=\frac{1}{80}{\mathrm{bB}}^5\mathrm{EH}+\frac{1}{12}{B}^3\mathrm{dEH}+M_f---\left(19\right)$

令：

$M_q=\frac{1}{80}{\mathrm{bB}}^5\mathrm{EH}+\frac{1}{12}{B}^3\mathrm{dEH}---\left(20\right)$

则：

M＝M_q+M_f           (21)

从公式(21)可以看出，合力矩M与张力分布形成的力矩M_q以及摩擦力矩M_f有关，与张力的大小无关，且M_q与M_f方向相反，合力矩M与带钢1的厚度、宽度有关，与来料浪形的不对称程度以及带钢1与炉辊之间的摩擦情况有关。当带钢1与炉辊之间的摩擦力矩足够大的时候，合力矩为零，带钢1不发生偏转，当M_q>M_f时，带钢1发生偏转。从前面的分析可以看出，浪形对跑偏的影响主要是通过工作侧与驱动侧的力矩差实现的，为了避免跑偏的发生，来料板形必须具备良好的对称性。但是，在实际生产过程中，完全对称的浪形不不存在的，轧硬卷总是存在或多或少的不对称浪形。工作侧与驱动侧的力矩差与两侧的浪形差和浪形的位置有关，浪形差决定了两侧张力差的大小，二浪形位置则反映了力臂的大小，要减小力矩差，除了降低浪形差，还可以通过减小力臂来实现。从板形目标曲线的控制方式上说，中浪情况下，浪形位置在带钢1中部，张力偏差集中在边部，力臂大；双边浪情况下，浪形位置在带钢1边部，张力偏差集中在中部，力臂较小，因此，上述控制方式均不适合。

基于以上分析，本发明实施例提供了一种冷连轧机板形目标曲线的优化方法，包括：所述板形目标曲线采用双边浪的控制模式；将板形目标曲线优化为 $Y=\left\{\begin{array}{cc}({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& ({-X}_0<x<X_0)\\ ({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{bx}}^{\&prime;\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& (X_0<x<B/2,-B/2<x<-X_0)\end{array}\right.,$ x'＝2x/B，x”＝(x-x₀)/(b/2-x₀)，其中，a、b、c和d为系数，a、b、c的取值范围优化为-30≦a≦0，-30≦b≦30，c＝0，d满足Y为板形目标曲线，x为目标曲线的横坐标，gain为目标曲线增益系数，B为带钢1宽度，UCδ为中间辊窜辊量，D_W为工作辊直径，h为带钢1厚度，X₀为工作辊弯辊力在带钢1上作用区域的分界点；A₅、A₆及A₇为通过实验与分析得到的计算X₀值的权重系数。

本发明提供的冷连轧机板形目标曲线的优化方法，将板形目标曲线采用双边浪的控制模式，并进一步的对板形目标曲线的参数的取值范围进行优化，通过对参数取值范围的优化，有效的解决了机组跑偏等问题，提高了带钢的质量及产量。

最后所应说明的是，以上具体实施方式仅用以说明本发明的技术方案而非限制，尽管参照实例对本发明进行了详细说明，本领域的普通技术人员应当理解，可以对本发明的技术方案进行修改或者等同替换，而不脱离本发明技术方案的精神和范围，其均应涵盖在本发明的权利要求范围当中。

Claims (1)

1.一种冷连轧机板形目标曲线的优化方法，其特征在于，包括：所述板形目标曲线采用双边浪的控制模式；将所述板形目标曲线优化为

$Y=\left\{\begin{array}{cc}({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& (-X_0<x<X_0)\\ ({\mathrm{ax}}^{\&prime;2}+{\mathrm{bx}}^{\&prime;\&prime;2}+{\mathrm{cx}}^{\&prime;}+d)\&times;\mathrm{gain}& (X_0<x<B/2,-B/2<x<-X_0)\text{'}\end{array}\right.$ 其中x'＝2x/B，

x”＝(x-x₀)/(b/2-x₀)， $X_0=\frac{B}{2}-A5\&CenterDot;\mathrm{Dw}-A6\&CenterDot;\mathrm{UC\&delta;}-A7\&CenterDot;h;$

所述a、b、c和d为系数，且满足-30≦a≦0，-30≦b≦30，c＝0以及参数d满足所述Y为板形目标曲线，所述x为目标曲线的横坐标，所述gain为目标曲线增益系数，所述B为带钢宽度，所述UCδ为中间辊窜辊量，所述D_W为工作辊直径，所述h为带钢厚度，所述X₀为工作辊弯辊力在带钢上作用区域的分界点；所述A₅、A₆及A₇为通过实验与分析得到的计算X₀值的权重系数。