楊光輝，張 杰，曹建國，黃橋寶，賈生暉

SI-FLAT板形儀激振頻率設定

楊光輝1，張 杰1，曹建國1，黃橋寶1，賈生暉2

(1. 北京科技大學機械工程學院，北京 100083；2. 武漢鋼鐵(集團)公司冷軋廠，武漢 430083)

SI-FLAT板形儀是國內寬帶鋼冷連軋機首次采用的非接觸式工業(yè)用板形儀，但實際使用過程中發(fā)現，對于常軋規(guī)格的帶鋼，其激振頻率設定始終為同一固定值，激振力僅隨張應力的變化而變化，導致板形控制不穩(wěn)定，激振頻率的設置嚴重影響著板形檢測的精度．本文在分析現場實際生產數據的基礎上，提出了激振頻率的設置應該遵循的兩個基本原則，即振幅控制原則和檢測間隔控制原則．為了對帶鋼振動進行固有頻率和受迫振動振幅的分析和計算，采用大型有限元軟件ANSYS12.0建立了帶鋼振動仿真模型，分析了帶鋼板形、寬度、厚度、張應力等因素所導致的帶鋼固有頻率波動對帶鋼振幅的影響．研究發(fā)現，張應力和板形對帶鋼固有頻率的影響較大．最后，基于振幅控制原則和檢測間隔控制原則提出了可行性方案，即通過限制最小張應力，減小板形對測量結果的影響；同時為了控制最小檢測間隔，便于對板形的在線控制，激振頻率的大小應根據帶鋼速度進行調節(jié)設定．

冷軋帶鋼；板形檢測；激振頻率；振幅；檢測間隔

板帶在生產過程中其操作環(huán)境十分惡劣，劇烈而復雜的振動以及水、油、灰塵等介質的侵入等往往會降低板形檢測精度甚至會損壞檢測裝置．一般而言，板形檢測的主要要求是高精度、良好的適應性、安裝方便、結構簡單、易于維護及對板帶不造成任何損傷．因此，板形檢測是一個比較困難的生產應用問題[1]．根據帶鋼和板形檢測裝置的相互接觸關系，冷軋帶鋼板形儀可以歸為兩大類型：接觸式和非接觸式. 接觸式板形儀由于與板帶直接接觸，檢測到的板形信號比較直接，可靠度較高，測量得到的板形指標比較精確．但是接觸式板形儀在檢測過程中易劃傷板帶表面，造成新的缺陷，而且設備造價昂貴，維護較困難，嚴重影響生產．目前在冷軋帶鋼領域應用最為廣泛的接觸式板形儀是瑞典的ABB板形儀和德國的BFI板形儀．非接觸式板形檢測方法有很多，主要有氣流激振-渦流測幅法、脈沖渦流測厚(測幅)法、次聲級激振測頻法、帶振動能譜檢測法等[2-9]，但真正研制成功并投入工業(yè)應用的并不多．其中，氣流激振-渦流測幅法是目前應用最成功的方法，它的主要載體是德國西門子公司研制的SI-FLAT板形儀，目前已在武鋼2,180,mm冷連軋機上得到了首次工業(yè)應用，并在國內外的其他生產線上逐步推廣．由于該板形儀是首次工業(yè)應用，國內學者對其研究較少，板形儀的工業(yè)適應性有待進一步提高．本文結合冷連軋機組的實際生產情況，對SI-FLAT板形儀的激振頻率的設定情況進行了研究分析．

1 激振頻率實際設定情況

如圖1所示，SI-FLAT板形儀通過對板帶施加隨時間呈正弦變化的激振力，使板帶產生受迫振動，利用電渦流傳感器測量出板帶沿寬度方向做受迫振動的振幅，再通過振幅與板形(張應力)之間的轉化模型，計算得到板帶的板形[10-15]．通過上述工作原理可以看出，激振頻率設定情況的合適與否，對板形檢測的精度影響較大．

圖1 SI-FLAT板形儀測量示意Fig.1 Measurement sketch of SI-FLAT shapometer

通過觀察武鋼2,180,mm冷連軋機大量的實際生產數據并分析發(fā)現，SI-FLAT板形儀激振頻率的設置情況如圖2所示．可以看出，對于常軋規(guī)格的帶鋼，激振頻率均設定為同一個固定值，即5.105,Hz．同時，在軋制過程中，帶鋼的張應力和板形均出現較大變化，最大值為最小值的2倍之多；激振力的大小主要隨帶鋼張應力的變化而變化，在圖中帶鋼表現為前期帶鋼張應力下降，激振力也跟著下降，后期帶鋼張應力較為平穩(wěn)，激振力也較為平穩(wěn)．激振力會在某一個張應力范圍內保持為一個固定值，而不會隨著帶鋼板形等因素而變化．

圖2 典型生產信息Fig.2 Typical production information

2 激振頻率設置的基本原則

結合SI-FLAT板形儀檢測原理，本文提出了激振頻率設定所應考慮的兩個主要原則．

(1)振幅控制原則．在實際生產中，影響冷軋帶鋼固有頻率的因素有很多，包括帶鋼的板形、張應力、厚度和寬度等．當激振頻率設定為某一固定值時，若某些因素的變化導致帶鋼固有頻率發(fā)生變化，則也將會使得帶鋼的受迫振動振幅出現一定程度的變化．而且，這種影響表現為激振頻率離帶鋼固有頻率越近，則在同等固有頻率變化情況下所引起的帶鋼受迫振動振幅變化也就越大．而帶鋼的振幅如果變化過大，則可能會超出電渦流傳感器的最佳測量范圍，從而降低測量的準確度．因此，為了能將帶鋼的平均振幅控制在電渦流傳感器的最佳測量范圍內，需使得板形儀的激振頻率離帶鋼固有頻率的波動范圍較遠，這是進行激振頻率設定時所應考慮的原則，本文將其稱為“振幅控制原則”．

(2)檢測間隔控制原則．電渦流傳感器每隔一定的時間間隔對帶鋼的振動位移進行采樣，同時，在經過一段時間的采樣之后，需要對采樣數據進行截斷，以進行信號處理和板形計算、輸出及控制．在已知帶鋼運行速度的情況下，截斷周期的大小決定著板形儀相鄰兩次板形計算之間帶鋼運行距離間隔的大?。畬τ谌我还潭ㄩL度的單卷帶鋼而言，檢測間隔越小，進行的板形調控次數就越多，越有利于板形質量的控制．

SI-FLAT板形儀利用氣流的簡諧激振力使帶鋼受迫振動，故帶鋼的受迫振動位移也表現為簡諧形式．對于簡諧振動而言，只有當截斷周期至少大于簡諧振動周期的一半時，才能保證采樣得到的信號中含有簡諧振動位移的峰值．而簡諧振動周期又取決于激振頻率，故激振頻率的設定決定了板形儀理論上所能實現的最小檢測間隔．因此，在進行激振頻率設定時，需要考慮檢測間隔這一因素．本文將該原則稱為“檢測間隔控制原則”．

3 帶鋼振動仿真模型

為了對帶鋼振動進行固有頻率和受迫振動振幅的計算和分析，需要建立帶鋼振動仿真模型．帶鋼在SI-FLAT板形儀測量區(qū)域一端纏繞于導向輥上，一端夾在夾送輥之間，所以可簡化為簡支約束．在線冷軋帶鋼通常存在兩個明顯的特征：一是受到大張應力的作用，二是有沿帶鋼長度方向的運動．文獻[16]的研究表明，運動速度對帶鋼固有頻率的影響不大，可不考慮，而張應力對固有頻率的影響較大．所以本文只考慮張應力的影響而不考慮運動速度的影響．此外，在帶鋼運動過程中作用于帶鋼的阻力主要是空氣阻力，而由于帶鋼振動速度不快、振幅不大，空氣阻力可以忽略[17-18]，故本文不考慮空氣阻力的影響．因此，在線冷軋帶鋼可簡化為對邊簡支、對邊自由并承受張應力作用的薄板，如圖3所示．

圖3 在線冷軋帶鋼力學模型示意Fig.3 Sketch of mechanics model of cold rolled strip

本文利用大型有限元軟件ANSYS12.0建立了帶鋼振動仿真模型，如圖4所示．模型采用彈性殼單元shell63，4節(jié)點6自由度，不考慮剪切變形．其中模態(tài)分析模型的求解方法為分塊蘭索斯法，諧響應分析模型的求解方法為模態(tài)疊加法[19-20]．帶鋼彈性模量為2.1×1011,Pa，泊松比為0.3，密度為7,850,kg/m3[21-22].在進行受迫振動求解時，激振力均勻施加在x= 335,mm的節(jié)點上，振幅測量位置在x=410,mm的節(jié)點處．

圖4 帶鋼振動有限元仿真模型Fig.4 Finite element model of strip vibration

4 張應力和板形等因素對帶鋼固有頻率的影響

通過帶鋼振動仿真模型，計算得到了帶鋼1階固有頻率隨帶鋼板形、寬厚和張應力等因素的變化情況，如圖5～圖7所示．

圖5分析的基本工況參數為帶鋼寬度為1,400 mm，帶鋼厚度為1.5,mm，張應力為40,MPa．由圖5(a)可以看出，邊浪、中浪、1/4浪、邊中復合浪、無浪5種板形形式對帶鋼1階固有頻率的影響較大．在邊浪的板形形式下，其1階固有頻率最小，約為33.379,Hz，在無浪的板形形式下，其1階固有頻率最大，約為39.682,Hz，增大了約18.9%．由圖5(b)可以看出，帶鋼綜合板形對帶鋼1階固有頻率的影響較大．帶鋼綜合板形越大，其1階固有頻率越小，當綜合板形為0I時，固有頻率約為39.682,Hz，當綜合板形為10I時，固有頻率約為23.362,Hz，減小了約41.1%．可以看出，板形形式和板形的大小對帶鋼1階固有頻率的影響較大．

圖5 帶鋼1階固有頻率隨板形的變化情況Fig.5 Variation of the 1st natural frequency of strip with strip shape

圖6 分析了帶鋼寬度為1,400,mm、厚度為1.5,mm、板形為無浪的情況下，帶鋼張應力在10～60,MPa范圍內變化時，帶鋼1階固有頻率的變化情況．可以看出，張應力的大小對帶鋼1階固有頻率的影響很大．當帶鋼張應力為10,MPa時，其1階固有頻率約為20.210,Hz，當帶鋼張應力為60,MPa時，其1階固有頻率約為48.497,Hz，增大了約140%．

圖6 帶鋼1階固有頻率隨張應力的變化情況Fig.6 Variation of the 1st natural frequency of strip with the tensile stress of strip

圖7 (a)分析了帶鋼厚度為1.5,mm、張應力為40,MPa、帶鋼寬度在800～2,000,mm范圍內變化時，帶鋼1階固有頻率的變化情況．可以看出，帶鋼寬度對其1階固有頻率的影響很?。攷т搶挾葹?00,mm時，其1階固有頻率約為39.675,Hz，當帶鋼寬度為2,000,mm時，其1階固有頻率約為39.685 Hz，增大了約0.02%．圖7(b)分析了帶鋼寬度為1,400,mm，張應力為40,MPa，帶鋼厚度為0.5～2.5,mm范圍內變化時，帶鋼1階固有頻率的變化情況．可以看出，帶鋼厚度對其1階固有頻率的影響很?。攷т摵穸葹?.5,mm時，其1階固有頻率約為39.393,Hz，當帶鋼厚度為2.5,mm時，其1階固有頻率約為40.121,Hz，增大了約1.8 %．

圖7 帶鋼1階固有頻率隨帶鋼寬度和厚度的變化情況Fig.7Variation of the 1st natural frequency of strip with the width and thickness of strip

5 激振頻率設定情況的評價與分析

5.1 基于振幅控制原則的評價

可以看出，板形和張應力對帶鋼1階固有頻率的影響較大．而由激振頻率實際設定情況分析可知，SIFLAT板形儀的激振頻率設定為一固定值，激振力的大小僅隨張應力變化而不隨板形變化，這一定程度上影響了板形的檢測精度．下面以1/4浪為例，對板形變化所造成的帶鋼整體振幅變化進行分析研究．

振幅控制原則主要分析的重點為激振頻率與帶鋼固有頻率波動范圍之間的大小關系，以研究帶鋼板形、寬度、厚度、張應力等因素所導致的帶鋼固有頻率波動是否會引起帶鋼平均振幅出現大的變化．因此，需首先研究生產過程中的各因素對帶鋼固有頻率的影響情況．

圖8(a)為綜合板形為10I(1/4浪)與綜合板形為0I(即無浪)的帶鋼的平均振幅比．可見，隨著帶鋼張應力的減小，振幅比會增大，帶鋼振幅越來越難以保持相對穩(wěn)定，這是因為帶鋼張應力越小，其固有頻率與激振頻率越接近，10I的綜合板形變化對帶鋼振幅的影響就越大．可以看出，當張應力小于20,MPa時，板形影響已變得非常大，振幅比可達30多倍．因此，如果SI-FLAT板形儀的激振力僅根據張應力的變化來進行變化，而不考慮板形變化對振幅的影響，則當帶鋼張應力較小且板形波動較大時，SI-FLAT板形儀將難以使帶鋼振幅保持在一個相對穩(wěn)定的范圍內．

圖8(b)為綜合板形為7.5I與綜合板形為2.5I的1/4浪帶鋼的平均振幅比．可見，當帶鋼張應力為20,MPa時，帶鋼的振幅比已達2.5左右，此時若將2.5I時的平均振幅設置為100,μm，則7.5I時已達250,μm左右，不能滿足將帶鋼平均振幅控制在100～200,μm之間的要求；若帶鋼張應力小于20,MPa，情況將更加嚴重．

圖8 不同板形大小之間的帶鋼平均振幅比Fig.8 Average amplitude ratio of strip for different flatness values

因此，對于SI-FLAT板形儀當前實際所設定的激振頻率和所使用的振幅控制策略，隨著帶鋼張應力的減小，其越來越難以在板形的同等變化程度下保持帶鋼振幅的相對穩(wěn)定，當帶鋼張應力較小且板形波動較大時，帶鋼振幅會出現較大變化，可能會超出傳感器的最佳測量范圍，降低測量精度．所以，應限制最小帶鋼張應力，使這種情況得到一定程度的改善．5.2 基于檢測間隔控制原則的評價

為了更好地進行評價分析，本文采用將SI-FLAT板形儀與BFI板形儀[23]的檢測間隔進行對比分析．若BFI板形輥的直徑為313,mm，每旋轉一圈完成一次完整的板形檢測，故BFI板形輥的檢測間隔即為其圓周長度，即為982.82,mm．對于SI-FLAT板形儀，當激振頻率為ωp時，激振周期為1/ωp，則截斷周期dt應大于1/(2ωp)．將帶鋼運行速度用v表示，則SI-FLAT板形儀的檢測間隔為

根據不同的帶鋼速度，SI-FLAT板形儀理論上所能實現的最小檢測間隔如圖9所示．可見，在固定激振頻率的情況下，SI-FLAT板形儀所能實現的最小檢測間隔隨帶鋼速度呈線性變化規(guī)律，帶鋼速度越小，可實現的最小檢測間隔也越小；對于某一固定速度下運行的帶鋼，通過增大激振頻率，可以減小最小檢測間隔．在當前的激振頻率5.105,Hz下，當帶鋼速度小于10,m/s時，SI-FLAT板形儀所能實現的最小檢測間隔小于BFI板形儀；當帶鋼速度大于10,m/s時，其所能實現的最小檢測間隔則大于BFI板形儀，尤其是當帶鋼速度為20,m/s時，其最小檢測間隔為BFI板形儀的2倍之多．所以，當帶鋼速度大于10,m/s時，相對于BFI板形儀，SI-FLAT板形儀的檢測間隔要相對較大，不利于板形質量的控制，這一情況可以通過增大激振頻率來改善．

圖9 SI-FLAT板形儀的最小檢測間隔Fig.9 The minimum measurement interval of SI-FLAT

6 可行性分析

SI-FLAT板形儀在實際使用過程中，為了充分考慮張應力和板形對測量結果的影響，提高板形儀的測量精度，又便于現場在線應用，對于常軋規(guī)格的帶鋼，本文提出了基于振幅控制原則和檢測間隔控制原則的SI-FLAT板形儀激振頻率設置的可行性方案，其流程如圖10所示，具體實施過程為：判斷當前帶鋼張應力T與所限制的最小張力Tmin(Tmin=σminBh，σmin為所限制的最小張應力，B為帶鋼寬度，h為帶鋼厚度)之間的關系，可分3種情況討論．

圖10 激振頻率設置流程Fig.10 Setting flow chart of excitation frequency

(1)當帶鋼張應力較大(T≥Tmin)時，板形對帶鋼固有頻率影響較小，帶鋼振幅會在較為合理的范圍內變化，滿足測量條件要求；然后判斷當前帶鋼速度位于哪個速度區(qū)段(見表1)，根據帶鋼速度來選擇激振頻率的設定值ωp．

(2)當帶鋼張應力較小(T＜Tmin)且板形波動較小時，帶鋼振幅會在較為合理的范圍內變化，滿足測量條件要求，可以根據帶鋼速度來選擇激振頻率的設定值ωp；

(3)當帶鋼張應力較小(T＜Tmin)且板形波動較大時，板形對帶鋼固有頻率影響很大，帶鋼振幅會出現較大變化，并可能會超出傳感器的最佳測量范圍，降低測量精度，則激振頻率的設定值應為正常情況下的設定值ωp乘以系數λ，λ取(0，1)，具體取值可根據實際生產情況來定．

表1 激振頻率隨帶鋼運動速度的設置情況Tab.1 Setting of excitation frequency with different moving speeds of strip

7 結 論

(1)對于常軋規(guī)格的帶鋼，SI-FLAT板形儀的激振頻率設置為同一個固定值，其所采用的振幅控制策略為：當帶鋼出現超出一定范圍的張應力變化時，通過調節(jié)風機的轉速來調節(jié)激振力的大小，從而達到使整體振幅保持相對穩(wěn)定的目的；激振力大小的設置取決于張應力的大小，而不考慮板形等因素．

(2)基于現場實際生產情況，提出了激振頻率設定應該遵循的兩個原則，即振幅控制原則和檢測間隔控制原則．為了對帶鋼振動進行固有頻率和受迫振動振幅的研究，建立了帶鋼振動仿真模型，分析了多種因素所導致的帶鋼固有頻率波動對帶鋼平均振幅的影響．研究發(fā)現，張應力和板形對帶鋼固有頻率的影響較大，所以，當帶鋼張應力較小且板形波動較大時，帶鋼振幅會出現較大變化，帶鋼振幅可能會超出傳感器的最佳測量范圍，降低測量精度．

(3)基于振幅控制原則和檢測間隔控制原則提出了可行性方案，即通過限制最小張應力，減小板形對測量結果的影響；同時為了控制最小檢測間隔，便于對板形的在線控制，激振頻率的大小應根據帶鋼速度進行調節(jié)．

參考文獻：

［1］ 王國棟. 板形控制和板形理論[M]. 北京：冶金工業(yè)出版社，1986.

Wang Guodong. Profile Control and Profile Theory[M]. Beijing：Metallurgical Industry Press，1986(in Chinese).

［2］ 于丙強，楊利坡，孫建亮. 冷軋帶鋼板形檢測輥研究現狀[J]. 軋鋼，2011，28(2)：44-46.

Yu Bingqiang，Yang Lipo，Sun Jianliang. Research status of shape detecting roller of cold rolled strip[J]. Steel Rolling，2011，28(2)：44-46(in Chinese).

［3］ 劉 浩. ABB板形測量系統在寶鋼1,800,mm冷連軋機組的應用[J]. 冶金自動化，2006，30(1)：61-62.

Liu Hao. Application of ABB shape measurement system in Baosteel 1,800 mm cold rolling train[J]. Metallurgical Industry Automation，2006，30(1)：61-62(in Chinese).

［4］ Agureev V A，Kalmanovich E A，Kuryakin A V，et al. Use of gage IP-4 to measure the flatness of sheet on coldrolling mills[J]. Metallurgist，2007，51(5/6)：316-323.

［5］ 鐘春生，岳利明，任明孝. 新的板形檢測方法及其裝置[J]. 鋼鐵，1995，30(1)：72-75.

Zhong Chunsheng，Yue Liming，Ren Mingxiao. New method and device for measuring flatness of sheet metal[J]. Iron and Steel，1995，30(1)：72-75(in Chinese).

［6］ 王快社，欒亞群. 采用激振測頻法檢測板形[J]. 新技術新工藝，2002(11)：16-17.

Wang Kuaishe，Luan Yaqun. Measuring the shape of strip with the method of measuring frequency by exciting vibration[J]. New Technology and New Process，2002(11)：16-17(in Chinese).

［7］ Aleksanyan G G，Sovlukov A S. Contactless lineardimension measurement with elevated sensitivity and accuracy[J]. Measurement Techniques，1986(5)：13-15.

［8］ Przywara J，Spreitzhofer G，Dummler A. Innovative contactless flatness measurement system for cold rolling reversing stands[C] //The 3rd European Rolling Conference Held in Conjunction with the 2003 METEC Congress. Dusseldorf，Germany，2003：57-60.

［9］ Sinha G，Prabhu S S . Analytical model for estimation of eddy current and power loss in conducting plate and its application[J]. Physical Review Special Topics—Accelerators and Beams，2011，14(6)：062401-1-10.

［10］ Spreitzhofer G，Duemmler A，Riess M，et al. SI-FLAT contactless flatness measurement for cold rolling mills and processing lines[J]. Revue de Metallurgie，2005，102(9)：589-595.

［11］ Spreitzhofer G. Non-contact measurement of strip flatness[J]. Steel Times International，2003，27(5)：16-17.

［12］ 楊光輝，張 杰，曹建國，等. 帶鋼非接觸式平坦度檢測原理及其檢測系統[J]. 冶金自動化，2009(增1)：665-668.

Yang Guanghui，Zhang Jie，Cao Jianguo，et al. Principle and equipment of contactless strip flatness measurement[J]. Metallurgical Industry Automation，2009 (Suppl 1)：665-668(in Chinese).

［13］ 尹家勇. Si-Flat板形儀在六輥可逆銅軋機的應用[J].世界有色金屬，2010(6)：46-47. Yin Jiayong. Application of Si-Flat in 6-h reversed copper mill[J]. World Nonferrous Metal，2010(6)：46-47(in Chinese).

［14］ 王明黔，王曉東. 非接觸型板形儀Si-Flat的測量原理及應用[J]. 昆明冶金高等?？茖W校學報，2008，24(1)：34-36.

Wang Mingqian，Wang Xiaodong. Measurement principles and application of non-contact shape meter Si-Flat[J]. Journal of Kunming Metallurgy College，2008，24(1)：34-36(in Chinese).

［15］ 秦 政. 新型冷軋帶鋼板型儀SI-FLAT在冷連軋機的應用[J]. 冶金自動化，2004(2)：63-65. Qin Zheng. Application of new type shape meter SIFLAT in tandem cold mill[J]. Metallurgical Industry Automation，2004(2)：63-65(in Chinese).

［16］ 李 健，顏云輝，郭星輝，等. 基于薄板固有特性的連續(xù)熱鍍鋅帶鋼表面質量在線控制[J]. 機械工程學報，2011，47(9)：60-65.

Li Jian，Yan Yunhui，Guo Xinghui，et al. On-line control of strip surface quality for a continuous hot-dip galvanizing line based on inherent property of thin plate[J]. Journal of Mechanical Engineering，2011，47(9)：60-65(in Chinese).

［17］ 歐珠光. 工程振動[M]. 武漢：武漢大學出版社，2010.

Ou Zhuguang. Engineering Vibration[M]. Wuhan：Wuhan University Press，2010(in Chinese).

［18］ 劉習軍，賈啟芬. 工程振動理論與測試技術[M]. 北京：高等教育出版社，2004.

Liu Xijun，Jia Qifen. Engineering Vibration Theory andMeasurement Technology[M]. Beijing：Higher Education Press，2004(in Chinese).

［19］ 曾 攀，雷麗萍，方 剛. 基于ANSYS平臺有限元分析手冊——結構的建模與分析[M]. 北京：機械工業(yè)出版社，2011.

Zeng Pan，Lei Liping，Fang Gang. Structure Modeling and Analysis，Manual of FEA Based on ANSYS Platform[M]. Beijing：China Machine Press，2011(in Chinese).

［20］ 劉前勇. 2,180,mm六輥冷連軋機振動測試與仿真分析[D]. 北京：北京科技大學機械工程學院，2011.

Liu Qianyong. Vibration Measurement and Simulation of 2,180,mm Six-High Tandem Cold Rolling Mill [D]. Beijing：School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，2011(in Chinese).

［21］ 劉宏民，丁開榮，李興東，等. 板形標準曲線的理論計算方法[J]. 機械工程學報，2008，44(8)：137-142.

Liu Hongmin，Ding Kairong，Li Xingdong，et al. Theoretical computational method of shape standard curve[J]. Journal of Mechanical Engineering，2008，44(8)：137-142(in Chinese).

［22］ 杜鳳山，張尚斌，黃華貴，等. 六輥軋機剛度特性有限元[J]. 塑性工程學報，2010，17(3)：148-152.

Du Fengshan，Zhang Shangbin，Huang Huagui，et al. Finite element study of the rigidity characteristics of a six-high mill[J]. Journal of Plasticity Engineering，2010，17(3)：148-152(in Chinese).

［23］ 周曉敏，張清東，王長松. 西門子平坦度檢測系統在冷軋中的應用[J]. 上海金屬，2003，25(2)：37-40.

Zhou Xiaomin，Zhang Qingdong，Wang Changsong. Application of Siemens flatness measurement system to cold rolling mill[J]. Shanghai Metal，2003，25(2)：37-40(in Chinese).

(責任編輯：樊素英)

Setting of Excitation Frequency of SI-FLAT Shapometer

Yang Guanghui1，Zhang Jie1，Cao Jianguo1，Huang Qiaobao1，Jia Shenghui2
(1. School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China；2. Cold Rolling Plant，Wuhan Iron and Steel(Group) Corporation，Wuhan 430083，China)

SI-FLAT shapometer is a non-contacting industrial shapometer which was firstly used in domestic widestrip tandem cold rolling mills. It was found during production that excitation frequency was set as a fixed value for often rolled strips of different specifications and that excitation force only changed with tensile stress，which led to the unstable shape control of strip. Excitation frequency had a great influence on the detection precision of strip shape. Based on the analysis of production data，two basic principles were put forward，which are amplitude control principle and detection internal control principle. For analyzing and calculating thenatural frequency and amplitude of forced vibration of strip，the vibration simulation model was built by the finite element software ANSYS12.0. With the model，the influences of some factors，such as strip shape，width，thickness and tensile stress，on the fluctuation of natural frequency were analyzed. It was found that tensile stress and shape had great effects on the natural frequency of strip. Finally，the feasible project was put forward based on the amplitude control principle and the detection internal control principle. Through limiting the minimum tensile stress，the influence of shape on the measurement result could be reduced，and for controlling the minimum detection interval so as to improve the on-line shape，the excitation frequency should be adjusted according to the speed of strip.

cold rolled strip；flatness measurement；excitation frequency；amplitude；detection interval

TG333.71

A

0493-2137(2014)10-0871-08

10.11784/tdxbz201305009

2013-05-04；

2013-08-22.

北京高等學校青年英才計劃資助項目(YETP0369).

楊光輝（1977— ），男，博士，副教授.

楊光輝，yanggh@ustb.edu.cn.