謝向群，李維剛，卞 皓，付文鵬

(1.上海梅山鋼鐵股份有限公司熱軋廠，江蘇 南京，210039；2.武漢科技大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢，430081；3. 武漢科技大學(xué)冶金工業(yè)過(guò)程系統(tǒng)科學(xué)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430065)

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熱連軋機(jī)彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略研究及應(yīng)用

謝向群，李維剛，卞 皓，付文鵬

(1.上海梅山鋼鐵股份有限公司熱軋廠，江蘇 南京，210039；2.武漢科技大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢，430081；3. 武漢科技大學(xué)冶金工業(yè)過(guò)程系統(tǒng)科學(xué)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430065)

針對(duì)傳統(tǒng)熱軋機(jī)板形設(shè)定模型僅根據(jù)帶鋼頭部的要求來(lái)設(shè)定彎輥力而可能導(dǎo)致中尾部所需彎輥力超出設(shè)備能力極限的問(wèn)題，提出一種彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略。該策略對(duì)帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程進(jìn)行考慮，根據(jù)最近一次同鋼種同規(guī)格帶鋼軋制時(shí)實(shí)際軋制力與凸度的變化，預(yù)算本卷帶鋼全長(zhǎng)板形控制所需要的彎輥力調(diào)節(jié)量，結(jié)合彎輥設(shè)備的能力極限，為帶鋼中尾部板形控制預(yù)留必要的彎輥力。在上海梅山鋼鐵股份有限公司熱軋廠1780熱連軋生產(chǎn)線上的實(shí)際應(yīng)用效果表明，采用該策略后基本消除了帶鋼尾部中間軋破現(xiàn)象，大幅提高了熱軋帶鋼中尾部軋制的穩(wěn)定性。

熱連軋機(jī)；帶鋼；板形控制；彎輥力；凸度；優(yōu)化設(shè)定

在熱連軋生產(chǎn)過(guò)程中，帶鋼的板形控制主要通過(guò)“竄輥+彎輥”或“對(duì)輥交叉+彎輥”配合使用來(lái)實(shí)現(xiàn)[1-2]。不論采用哪種組合方式，板形設(shè)定模型的核心內(nèi)容都是要保證精軋帶鋼的目標(biāo)凸度，同時(shí)確保精軋各機(jī)架出口帶鋼的平直度良好，而帶鋼中尾部的凸度與平直度主要依靠彎輥力的實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)來(lái)保證[3-4]。

熱連軋機(jī)組在使用“竄輥+彎輥”配置方式時(shí)，傳統(tǒng)的板形設(shè)定模型是根據(jù)帶鋼頭部在精軋各機(jī)架出口需要達(dá)到的凸度來(lái)計(jì)算軋輥橫移位置和彎輥力，首先盡量保證彎輥力設(shè)定在平衡力附近，再計(jì)算其對(duì)應(yīng)的軋輥橫移位置[5]。但是，由于帶鋼頭尾溫差導(dǎo)致頭尾軋制力差別較大，同時(shí)全長(zhǎng)軋制過(guò)程中各道次的出口凸度也在變化，這些都需要通過(guò)彎輥力的實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)來(lái)進(jìn)行補(bǔ)償，而采用傳統(tǒng)板形設(shè)定模型時(shí)常常會(huì)出現(xiàn)中尾部軋制所需彎輥力超出彎輥設(shè)備能力的情況，導(dǎo)致中間機(jī)架出口處帶鋼出現(xiàn)板形缺陷，甚至出現(xiàn)軋破和廢鋼等事故，尤其是軋制極薄規(guī)格帶鋼時(shí)更為明顯[6]。

為此，本文提出一種熱連軋精軋機(jī)組彎輥力的優(yōu)化設(shè)定策略，根據(jù)最近一次同鋼種同規(guī)格軋制帶鋼的實(shí)際軋制力和凸度的變化，預(yù)算本卷帶鋼用于板形控制所需的彎輥力調(diào)節(jié)量，再結(jié)合彎輥設(shè)備的能力極限，為板形控制預(yù)留帶鋼中尾部軋制所需要的彎輥力調(diào)節(jié)量，以期保證帶鋼全長(zhǎng)板形良好。

1 熱連軋帶鋼板形預(yù)設(shè)定模型

凸度與平直度是衡量帶鋼板形質(zhì)量最主要的兩個(gè)指標(biāo)，其中平直度良好的必要條件是帶鋼在軋制前后比例凸度保持恒定[7]。由于熱連軋精軋生產(chǎn)過(guò)程中金屬容易發(fā)生橫向流動(dòng)，因此比例凸度在一定范圍內(nèi)波動(dòng)時(shí)平直度也可以保持良好。通常用Shohet判別式來(lái)判定帶鋼是否出現(xiàn)浪形[8]：

-a(ho/w)γ<δ

(1)

式中：δ為軋件在精軋各道次入口與出口的比例凸度之差，即δ=Ci/hi-Co/ho；a為產(chǎn)生邊浪的臨界參數(shù)；b為產(chǎn)生中浪的臨界參數(shù)；w為帶鋼寬度；γ為常數(shù)。

當(dāng)且僅當(dāng)δ滿足式(1)時(shí)，軋制出的帶鋼將不會(huì)出現(xiàn)外觀可見(jiàn)的浪形，此區(qū)域即為熱連軋精軋過(guò)程帶鋼板形的平直度死區(qū)，如圖1所示。

由圖1可知，在保持帶鋼平直度良好的前提下，軋件出口厚度ho越小，比例凸度的可改變量越小，即平直度死區(qū)越窄；軋件出口厚度越大，軋件的平直度死區(qū)則越寬。式(1)反映了熱軋帶鋼凸度和平直度的耦合關(guān)系。根據(jù)這種耦合關(guān)系可以控制帶鋼凸度與平直度這兩個(gè)指標(biāo)，從而產(chǎn)生相應(yīng)的板形控制策略。

圖1 帶鋼板形的平直度死區(qū)

在精軋各機(jī)架出口帶鋼厚度已確定的前提下，凸度臨界線是根據(jù)給定的目標(biāo)凸度，通過(guò)Shohet判別式反算得出，各機(jī)架出口帶鋼凸度在該臨界線范圍內(nèi)即能夠保證帶鋼平直度良好。由圖1中可見(jiàn)，熱軋機(jī)組上游機(jī)架具有較寬的平直度死區(qū)，即使該區(qū)域中帶鋼比例凸度的變化較大，也不會(huì)破壞其平直度，是控制凸度的理想階段；下游機(jī)架的平直度死區(qū)較窄，適于保持比例凸度值不變以保證帶鋼的平直度[8]。

板形設(shè)定模型應(yīng)充分利用上游機(jī)架的凸度控制能力，使下游各機(jī)架基本保持比例凸度恒定而達(dá)到目標(biāo)凸度，從而同時(shí)獲得良好的平直度。所以，板形控制中遵循上下游分界控制凸度、平直度的原則，可以近似實(shí)現(xiàn)熱軋過(guò)程中帶鋼凸度和平直度控制的解耦。

傳統(tǒng)熱軋帶鋼板形預(yù)設(shè)定模型計(jì)算的總體流程如圖2所示。該模型的總體思路是：確保帶鋼在經(jīng)過(guò)最后一個(gè)機(jī)架后所得到的板凸度達(dá)到目標(biāo)凸度，而帶鋼在其余機(jī)架中的凸度可以在一定范圍內(nèi)調(diào)節(jié)；帶鋼在經(jīng)過(guò)每個(gè)機(jī)架時(shí)，由帶鋼在前后機(jī)架凸度的變化所產(chǎn)生的不平度不能超過(guò)一定范圍，否則要重新計(jì)算該機(jī)架的彎輥力與軋輥橫移位置。

從圖2中可以看出，傳統(tǒng)的熱軋帶鋼板形預(yù)設(shè)定策略一般是將彎輥力設(shè)定在平衡力附近，在此基礎(chǔ)上再計(jì)算軋輥的橫移位置。這種預(yù)設(shè)定策略僅僅根據(jù)帶鋼頭部的軋制力、凸度等軋制工藝參數(shù)來(lái)設(shè)定彎輥力，而沒(méi)有考慮帶鋼中尾部軋制時(shí)實(shí)際軋制力和帶鋼凸度的波動(dòng)情況，這樣當(dāng)中尾部軋制因軋制力、凸度波動(dòng)導(dǎo)致所需要的彎輥力超過(guò)彎輥設(shè)備能力時(shí)，就會(huì)出現(xiàn)帶鋼中尾部板形失控、中間軋破等軋制不穩(wěn)定現(xiàn)象。因此，為提高帶鋼全長(zhǎng)的軋制質(zhì)量，必須考慮全長(zhǎng)軋制過(guò)程，對(duì)傳統(tǒng)的板形預(yù)設(shè)定模型中彎輥力的設(shè)定策略進(jìn)行優(yōu)化。

圖2 傳統(tǒng)熱連軋帶鋼板形預(yù)設(shè)定流程圖

Fig.2 Flowchart of traditional profile presetting for hot strip mills

2 彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略

考慮全長(zhǎng)軋制的彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略的計(jì)算流程如圖3所示，主要步驟如下：

(1)根據(jù)傳統(tǒng)板形預(yù)設(shè)定模型計(jì)算彎輥力與橫移位置的初始設(shè)定值。對(duì)于精軋F(tuán)i機(jī)架，由傳統(tǒng)板形預(yù)設(shè)定模型計(jì)算得到初始彎輥力設(shè)定值Bi0、軋輥橫移位置設(shè)定值Si0。Bi0和Si0須滿足精軋各機(jī)架出口帶鋼的平直度死區(qū)要求，且Si0要求在竄輥行程范圍以內(nèi)；而Bi0通常設(shè)定在彎輥平衡力附近，但當(dāng)橫移位置受相鄰帶鋼竄輥行程限制時(shí)，為滿足平直度死區(qū)要求，彎輥力Bi0可偏離平衡力。

(2)獲取最近一次同鋼種同規(guī)格軋制帶鋼的實(shí)際軋制力、凸度的變化量。根據(jù)最近一次同鋼種同規(guī)格軋制帶鋼的Fi機(jī)架實(shí)際軋制力數(shù)據(jù)，將帶鋼全長(zhǎng)分為N段，每段軋制力取其段內(nèi)所有數(shù)據(jù)的均值，則共有N個(gè)軋制力值，找出N個(gè)數(shù)據(jù)中的最大值，設(shè)其與第一段帶鋼軋制力的差值為ΔFi，即

ΔFi=max{Fi1,Fi2,…,FiN}-Fi1

(2)

式中：Fij(j=1,2,…,N)為Fi機(jī)架第j段的實(shí)測(cè)軋制力。

根據(jù)最近一次同鋼種同規(guī)格帶鋼軋制時(shí)Fi機(jī)架出口的凸度數(shù)據(jù)，將N段帶鋼每段的凸度數(shù)據(jù)取均值，則共有N個(gè)凸度值，找出N個(gè)數(shù)據(jù)中的最大值，設(shè)其與第一段帶鋼凸度值的差值為ΔCi，即

ΔCi=max{Ci1,Ci2,…,CiN}-Ci1

(3)

式中：Cij(j=1,2,…,N)表示Fi機(jī)架第j段的凸度值。

ΔFi一般不超過(guò)1200 t，ΔCi不超過(guò)40 μm，據(jù)此進(jìn)行軋制力及凸度限幅保護(hù)。

C=f(F,B,S,W,T)

(4)

式中：C為輥縫凸度；B為彎輥力；S為橫移位置；W為軋輥磨損值；T為軋輥熱膨脹量。

(4)預(yù)算本卷帶鋼軋制全程需要的彎輥力調(diào)節(jié)量。首先預(yù)算本卷帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程中因軋制力變化導(dǎo)致的彎輥力調(diào)節(jié)量：

(5)

式中：α為軋制力置信度，0<α≤1，一般取α=0.9。

接著預(yù)計(jì)算本卷帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程中因精軋出口凸度變化導(dǎo)致的彎輥力調(diào)節(jié)量：

(6)

式中：β為凸度置信度，0<β≤1，一般取β=0.95。

最后，預(yù)算本卷帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程中板形控制所需要的總彎輥力調(diào)節(jié)量：

ΔBtotal=ΔBi1+ΔBi2

(7)

圖3 彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略

3 實(shí)例計(jì)算及分析

以上海梅山鋼鐵股份有限公司(以下簡(jiǎn)稱梅鋼)1780熱連軋精軋機(jī)組中F1機(jī)架為例，對(duì)本文提出的彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略的有效性進(jìn)行驗(yàn)證。如圖4所示，該四輥熱連軋機(jī)支撐輥軸承座下安裝有測(cè)壓頭，單側(cè)量程為2200 t，用于檢測(cè)軋制過(guò)程中的軋制力；在軋機(jī)入口處安裝有高溫計(jì)(量程為600～1200 ℃)和激光測(cè)速儀，分別用于測(cè)量軋制溫度和帶鋼的速度。將中間坯按每1 m一段分成N段，軋制過(guò)程中記錄每段的平均軋制力并分段存儲(chǔ)。該四輥軋機(jī)配備正負(fù)彎輥，正彎輥設(shè)備能力(即極限彎輥力Bmax)為300 t；配備工作輥橫移系統(tǒng)，竄輥行程為150 mm。四輥軋機(jī)工作輥帶一定輥形，通過(guò)工作輥橫移實(shí)現(xiàn)輥縫凸度的連續(xù)變化。

圖4 帶鋼分段及軋機(jī)安裝的相關(guān)檢測(cè)儀表示意圖

Fig.4 Sketch of strip segmenting and related detecting instruments mounted in the rolling mill

采用初始彎輥力設(shè)定值進(jìn)行軋制時(shí)彎輥力及其調(diào)節(jié)量的變化如圖5所示。由圖5中可見(jiàn)，B10+ΔBtotal>Bmax，表明采用初始彎輥力設(shè)定值進(jìn)行軋制，帶鋼中尾部所需彎輥力將超過(guò)設(shè)備的最大能力極限，導(dǎo)致帶鋼中尾部軋制過(guò)程中不能保證板形控制所需的彎輥力。

圖5 采用初始設(shè)定值時(shí)全長(zhǎng)軋制過(guò)程中各彎輥力分量的變化

Fig.5 Change of each bending force component in full length rolling process when using initial setting values

圖6 采用優(yōu)化設(shè)定值時(shí)全長(zhǎng)軋制過(guò)程中各彎輥力分量的變化

Fig.6 Change of each bending force component in full length rolling process when using optimal setting values

目前，本文提出的熱連軋機(jī)彎輥力的優(yōu)化設(shè)定策略已成功在線應(yīng)用于梅鋼1780熱連軋生產(chǎn)線，主要解決了帶鋼尾部中間軋破的問(wèn)題，改進(jìn)前每月約有21卷帶鋼尾部中間軋破，改進(jìn)后尾部中間軋破現(xiàn)象基本消除，大幅提高了熱軋帶鋼中尾部位置的軋制穩(wěn)定性。

4 結(jié)語(yǔ)

本文提出的熱連軋機(jī)彎輥力優(yōu)化設(shè)定策略對(duì)帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程進(jìn)行考慮，根據(jù)最近一次同鋼種同規(guī)格帶鋼軋制時(shí)實(shí)際軋制力和凸度的變化情況，預(yù)算本卷帶鋼用于板形全長(zhǎng)實(shí)時(shí)控制所需要的彎輥力變化值，結(jié)合彎輥設(shè)備的能力極限，為帶鋼中尾部板形控制需要預(yù)留必要的彎輥力調(diào)節(jié)量。該策略考慮了熱軋帶鋼全長(zhǎng)軋制過(guò)程所需要的彎輥力，最終保證了帶鋼全長(zhǎng)板形良好。

[1] 王國(guó)棟, 劉相華. 日本熱軋帶鋼技術(shù)的發(fā)展和現(xiàn)狀——隨中國(guó)金屬學(xué)會(huì)代表團(tuán)訪問(wèn)日本觀感之一[J]. 軋鋼, 2007, 24(1): 1-6.

[2] 李維剛. 自由程序軋制中軋輥橫移與負(fù)荷分配的建模與優(yōu)化研究[D]. 沈陽(yáng)：東北大學(xué), 2013.

[3] 董志奎. 熱軋帶鋼板凸度和板形在線控制模型及應(yīng)用研究[D]. 秦皇島：燕山大學(xué), 2011.

[4] 邵健, 何安瑞, 孫文權(quán), 等. 熱連軋機(jī)板形控制模型新技術(shù)[C]//中國(guó)金屬學(xué)會(huì). 第八屆(2011)中國(guó)鋼鐵年會(huì)論文集. 北京：冶金工業(yè)出版社, 2011.

[5] 王連生, 楊荃, 何安瑞,等. 濟(jì)鋼1700ASP寬帶鋼熱連軋板形設(shè)定模型的研究[J]. 冶金自動(dòng)化, 2010, 34(5):18-23.

[6] 陳建華, 彭軍明, 唐彬桂. 薄規(guī)格帶鋼軋制穩(wěn)定性分析與控制方法[J]. 軋鋼, 2014, 31(3):57-60.

[7] 李海軍, 趙旭亮, 徐建忠,等. 帶鋼熱連軋機(jī)板形預(yù)設(shè)定策略[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào), 2009, 21(10):17-20.

[8] 祝東奎, 張清東, 魏鋼城,等. 熱連軋機(jī)組板形預(yù)設(shè)定策略與模型[J]. 軋鋼, 2001, 18(2):9-11.

[責(zé)任編輯 鄭淑芳]

Research and application of optimal strategy for setting bending force in hot strip mills

XieXiangqun1,LiWeigang2,3,BianHao1,FuWenpeng1

(1. Hot Rolling Plant, Shanghai Meishan Iron and Steel Co., Ltd., Nanjing 210039, China;2. College of Information Science and Engineering,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan 430081, China; 3. Hubei Province Key Laboratory of Systems Science in Metallurgical Process,Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430065, China)

In view of the fact that the traditional model for setting hot rolling strip shape sets the bending force based on the strip head requirements alone and consequently the bending force needed by the strip middle and tail cannot be satisfied by the equipment in the full length rolling process, a new strategy for optimally setting the bending force in hot strip mills was proposed. It considers the full length rolling process and, according to the change of the actual convexity and rolling force in the latest rolling of strip of the same grade and specifications, predicts the amount of roll bending force adjustment required by full length shape control. In light of the bending limit of the rolling equipment, it reserves the needed roll bending force for the shape control of the strip middle and tail. Successfully applied to the 1780 mm hot strip mill in Meisteel, the new strategy is found to have basically eliminated the breaking phenomenon in the strip tail and greatly improved the hot rolling stability of the strip middle and tail.

hot rolling mill; strip; flatness control; roll bending force; crown; optimal setting

2016-07-23

湖北省教育廳科學(xué)技術(shù)研究計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(D20161103)；武漢市青年科技晨光計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016070204010099)；武漢科技大學(xué)冶金工業(yè)過(guò)程系統(tǒng)科學(xué)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(Z201501).

謝向群(1965-),男,上海梅山鋼鐵股份有限公司教授級(jí)高級(jí)工程師.E-mail:msrzzgbx@163.com

李維剛(1977-),男，武漢科技大學(xué)教授，博士.E-mail:liweigang.luck@foxmail.com

TG335.1

A

1674-3644(2016)06-0416-05