丁美良 楊麗琴 關(guān)建輝 孫 林
(江蘇省(沙鋼)鋼鐵研究院,江蘇 張家港 215625)
隨著汽車、機(jī)械等行業(yè)的快速發(fā)展,用戶對(duì)產(chǎn)品的成本和質(zhì)量要求日益提高,薄規(guī)格酸洗板因其較高的性價(jià)比、能夠替代部分冷板和熱板[1],具有廣闊的應(yīng)用前景,市場(chǎng)需求越來(lái)越大。近年來(lái),某廠1450熱連軋生產(chǎn)線加大了對(duì)薄規(guī)格酸洗板的開發(fā)力度,在生產(chǎn)初期由于板形控制難度大、活套控制不穩(wěn)定等導(dǎo)致下游機(jī)架發(fā)生甩尾、甚至堆鋼等問(wèn)題,導(dǎo)致生產(chǎn)一直不穩(wěn)定[2- 3]。本文通過(guò)優(yōu)化活套高度閉環(huán)控制參數(shù)及活套落套參數(shù)等一級(jí)活套控制參數(shù),優(yōu)化精軋負(fù)荷分配、機(jī)架間張力、穿帶速度等二級(jí)控制模型參數(shù),合理制定軋制過(guò)程溫度控制參數(shù),以及開發(fā)F6及F7機(jī)架在軋制尾部自動(dòng)抬輥縫功能等,有效提高了2.5 mm以下薄規(guī)格酸洗板的軋制穩(wěn)定性。
軋制薄規(guī)格酸洗板時(shí),LP3活套在拋鋼時(shí)落套至目標(biāo)角度的時(shí)間較其他活套時(shí)間長(zhǎng),通常需要11~13 s才能完成,且下游機(jī)架LP6、LP7活套均出現(xiàn)起套角度低且在低角度維持時(shí)間長(zhǎng)等問(wèn)題,如圖1所示。
LP6、LP7起套完成后活套角度長(zhǎng)時(shí)間低于設(shè)定值,此時(shí)實(shí)際反饋的帶鋼張力為活套液壓缸油壓傳感器計(jì)算得到,由于張力閉環(huán)控制目標(biāo)值由二級(jí)控制模型經(jīng)過(guò)查表計(jì)算給出,實(shí)際帶鋼張力與設(shè)定值直接關(guān)聯(lián)。因此,在出現(xiàn)上述頭部拉鋼的情況下機(jī)架間帶鋼實(shí)際張力一般比設(shè)定值大,此時(shí)極易出現(xiàn)頭部窄尺問(wèn)題[4],如圖2所示?;钐茁涮姿俣染徛?,容易造成拋鋼時(shí)甩尾[5]。起套不穩(wěn)定對(duì)生產(chǎn)的順行造成極大的不良影響,同時(shí)可能出現(xiàn)帶鋼頭部寬度過(guò)窄而需切除等不利于成材率的問(wèn)題。
圖1 2.0 mm厚帶鋼軋制中活套起套、落套情況Fig.1 Rising and dropping condition of loop in rolling 2.0 mm- thick strip steel
圖2 起套角度長(zhǎng)時(shí)間低于設(shè)定值導(dǎo)致的頭部窄尺Fig.2 Narrowing head caused by loop angle below the set point for a long time
軋制薄規(guī)格酸洗板時(shí),經(jīng)常出現(xiàn)精軋機(jī)架拋鋼時(shí)帶鋼尾部拍擊軋輥、側(cè)導(dǎo)板問(wèn)題,嚴(yán)重時(shí)帶鋼尾部甩爛,造成輥印、輥傷且對(duì)卷取區(qū)域設(shè)備產(chǎn)生較大影響。甩尾一般發(fā)生在精軋速度較快的末機(jī)架,甩尾對(duì)軋輥損傷較大,嚴(yán)重的甩尾必須立即停機(jī)換輥,對(duì)軋制連續(xù)性和穩(wěn)定性以及產(chǎn)量影響很大。更換工作輥重新開軋時(shí),需增大產(chǎn)品計(jì)劃厚度,影響產(chǎn)品一次計(jì)劃命中率,圖3(a)為某廠因甩尾導(dǎo)致的改規(guī)格量。
通常造成甩尾主要由于帶鋼尾部溫降較大,AGC壓尾幅度較大時(shí)易造成尾部跑偏[6],撞上側(cè)導(dǎo)板。另外活套落套速度緩慢、落套時(shí)機(jī)較晚也是影響甩尾的重要因素之一。
軋制薄規(guī)格酸洗板時(shí),精軋下游機(jī)架間或精軋出口經(jīng)常出現(xiàn)板形不良現(xiàn)象,導(dǎo)致軋制穩(wěn)定性變差,嚴(yán)重時(shí)機(jī)架間軋破發(fā)生堆鋼事故。軋機(jī)出口出現(xiàn)的板形不良有中間浪、雙邊浪及單邊浪,一旦出現(xiàn)板形不良,必須在精整線進(jìn)行平整,圖3(b)為薄規(guī)格高強(qiáng)酸洗板因板形不良而進(jìn)行的平整量。帶鋼精整需增加額外費(fèi)用,板形不良問(wèn)題大量增加了企業(yè)生產(chǎn)成本。
2.1.1 活套高度閉環(huán)控制參數(shù)優(yōu)化
活套角度控制在一級(jí)控制程序中是通過(guò)機(jī)架間帶鋼長(zhǎng)度(以下簡(jiǎn)稱套量)實(shí)現(xiàn)的,活套角度與套量之間存在非線性與線性并存區(qū)域,其中當(dāng)活套角度處于19°~25°時(shí),角度與套量存在非線性關(guān)系,當(dāng)活套角度大于25°甚至大于28°時(shí)兩者關(guān)系的線性度逐漸增大,如圖4所示。針對(duì)同樣的高度閉環(huán)控制參數(shù),大角度區(qū)域的調(diào)節(jié)速度與低角度區(qū)域的調(diào)節(jié)速度截然相反, 這就是活套在穿帶時(shí)起大套之后能迅速拉低而出現(xiàn)活套長(zhǎng)時(shí)間處于低角度區(qū)域而不能迅速調(diào)節(jié)至正常高度的原因。
圖3 因甩尾導(dǎo)致的改規(guī)格量(a)和因板形不良導(dǎo)致的平整量(b)Fig.3 Weight of change the specification caused by back end whip (a) and weight of finishing
圖4 活套角度與套量之間的關(guān)系Fig.4 Variation of length of steel strip between stands with loop angle
為解決上述薄規(guī)格酸洗板在軋制時(shí)活套頭部長(zhǎng)時(shí)間維持在低角度而造成的拉鋼問(wèn)題,可以通過(guò)優(yōu)化活套高度閉環(huán)控制參數(shù)來(lái)有效控制。圖5為該功能模塊的參數(shù)配置界面,X為套量偏差,Y為相對(duì)應(yīng)的比例系數(shù)控制增益:KP=Y×K。式中:Y- 比例系數(shù)控制增益;K- 高度閉環(huán)PI控制器原始比例系數(shù);KP- 經(jīng)過(guò)處理后最終的高度閉環(huán)PI控制器比例系數(shù)。
通過(guò)調(diào)大套量偏差X中負(fù)數(shù)區(qū)域內(nèi)對(duì)應(yīng)的Y(比例系數(shù)控制增益)值,能夠使活套在低角度區(qū)域向設(shè)定角度調(diào)整的時(shí)間大為縮短。優(yōu)化后的起套角度變化如圖6所示,通過(guò)調(diào)整低角度區(qū)域的活套高度閉環(huán)控制參數(shù)使活套能夠迅速到達(dá)設(shè)定角度,減少“拉鋼”現(xiàn)象,軋制薄規(guī)格時(shí)頭部穿帶更加穩(wěn)定。
圖5 高度閉環(huán)控制窗口Fig.5 Height closed- loop control window
圖6 參數(shù)優(yōu)化后LP6- LP7活套角度Fig.6 Loop angle of LP6 and LP7 after optimization
2.1.2 LP3活套落套參數(shù)優(yōu)化
LP3落套至設(shè)定角度的過(guò)程緩慢,如圖1(a)所示,通常需要11~13 s才能完成。帶鋼尾部離開此活套的過(guò)程始終處于軋制水平線之上,此時(shí)若軋制薄規(guī)格酸洗板極易出現(xiàn)甩尾。目前活套的控制策略為位置閉環(huán)和張力閉環(huán)的串級(jí)控制,位置閉環(huán)的輸出作為張力閉環(huán)的輸入,如圖所7示。
通過(guò)對(duì)比LP3和LP4的落套角度和液壓缸作用力曲線,如圖8所示,可以看出:相比于其他活套,造成LP3落套慢的直接原因?yàn)槁涮讜r(shí)伺服閥輸出不足。一方面是因?yàn)樗欧y長(zhǎng)期使用后閥芯出口磨損較大,即使更換閥芯仍然不能有效解決問(wèn)題,使得伺服閥在給定小電流工作時(shí)靈敏度不夠,即死區(qū)偏大。另一方面是因?yàn)長(zhǎng)P3張力閉環(huán)中的液壓缸作用力參考值和實(shí)際值的偏差較小,導(dǎo)致伺服閥輸出不足。
圖7 活套位置控制與張力控制Fig.7 Position control and tension control of loop
圖8 LP3和LP4的落套角度和液壓缸作用力曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of curves of loop- dropping and hydraulic cylinder force between LP3 and LP4
由上述分析可知,要增大落套時(shí)的張力閉環(huán)輸出SVRef,需增大位置閉環(huán)中液壓缸作用力參考值ForceRef的變化速度,進(jìn)而拉大液壓缸作用力參考值和實(shí)際值的偏差。因此將位置閉環(huán)中PI控制器的積分參數(shù)由原來(lái)的400 ms減小至40 ms。參數(shù)優(yōu)化后LP3落套速度明顯加快,落套時(shí)間由原來(lái)的約12 s縮短到約2 s(見(jiàn)圖9),LP3落套速度慢的問(wèn)題由此得到解決。
負(fù)荷分配、機(jī)架間張力、穿帶速度等對(duì)頭部板形控制、翹扣頭控制、機(jī)架間秒流量控制均會(huì)產(chǎn)生影響[7- 9]。因此軋制薄規(guī)格酸洗板時(shí),制定合適的二級(jí)控制策略十分關(guān)鍵。針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)下游機(jī)架甩尾的問(wèn)題,本著以改善機(jī)架間秒流量為主、兼顧板形控制為輔的目的,對(duì)薄規(guī)格帶鋼軋制時(shí)的精軋負(fù)荷分配系數(shù)、單機(jī)架張力修正系數(shù)IpTnMod、穿帶速度修正系數(shù)thSpAd等進(jìn)行優(yōu)化。表1~表3為軋制薄規(guī)格帶鋼二級(jí)控制模型的優(yōu)化方案。
圖9 優(yōu)化前后LP3落套時(shí)間對(duì)比Fig.9 Comparison of loop- dropping time before and after optimization
表1 負(fù)荷分配優(yōu)化方案Table 1 Optimization scheme of load distribution
表2 單機(jī)架張力修正系數(shù)(IpTnMod)優(yōu)化方案(區(qū)分厚度,不分鋼種)Table 2 Optimization scheme of the tension correction coefficient for single stand (distinguishing thickness, not distinguishing steel grade)
優(yōu)化模型上機(jī)試驗(yàn)得到的試驗(yàn)卷信息如表4所示,從實(shí)際軋制效果看,二級(jí)控制模型優(yōu)化后的軋制穩(wěn)定性較好,無(wú)較大甩尾問(wèn)題,下游機(jī)架間板形更易于控制。
薄規(guī)格酸洗板在軋制過(guò)程中出現(xiàn)了頭尾溫降過(guò)快、 板坯溫度不均等問(wèn)題。精軋入口頭部溫度偏低,導(dǎo)致板形不良,影響順利穿帶;尾部溫度過(guò)低造成精軋機(jī)軋制壓力及變形抗力增大;溫度不均會(huì)造成軋制時(shí)軋制力的大幅變化,增加軋機(jī)的控制難度,從而使得軋后產(chǎn)品的精度降低。軋制過(guò)程溫度控制不當(dāng)導(dǎo)致板形不可控,極易造成下游機(jī)架發(fā)生甩尾、堆鋼等問(wèn)題,因此必須制定合理的軋制過(guò)程溫度控制參數(shù)。
表3 穿帶速度修正系數(shù)(thSpAd)優(yōu)化方案(區(qū)分鋼種,不分厚度)Table 3 Optimization scheme of the thread speed correction coefficient (distinguishing thickness, not distinguishing steel grade)
表4 二級(jí)控制模型優(yōu)化后的試驗(yàn)卷信息Table 4 Information of test steel coils after optimization of two level control model
薄規(guī)格帶鋼溫降過(guò)快,應(yīng)適當(dāng)提高加熱溫度。由于不同加熱爐與軋機(jī)距離不同,為保證進(jìn)入精軋機(jī)的異板溫差小于20 ℃,2號(hào)加熱爐均熱段的加熱溫度要比1號(hào)加熱爐高5 ℃,3號(hào)加熱爐比1號(hào)加熱爐高10 ℃。加熱時(shí)間需滿足:冷坯即300 ℃以下在爐時(shí)間必須滿足160 min,300~500 ℃熱坯滿足145 min。為彌補(bǔ)尾部熱量損失,加熱爐非軋機(jī)側(cè)溫度要高于軋機(jī)側(cè)10 ℃。加熱爐爐溫控制如表5所示。
表5 軋制過(guò)程爐溫控制Table 5 Furnace temperature control during rolling process
粗軋與精軋之間輥道冷卻水要適當(dāng)減小,熱卷箱投入使用,以確保精軋入口中間坯溫度在1 020 ℃以上,中間坯全長(zhǎng)溫差小于20 ℃。
關(guān)閉機(jī)架間冷卻水、防剝落水,除F 7側(cè)噴水常開外,其余側(cè)噴水全部關(guān)閉,以確保終軋溫度在840 ℃以上。
為應(yīng)對(duì)薄規(guī)格軋制時(shí)帶鋼尾部高速通過(guò)F6、F 7機(jī)架時(shí)的甩尾問(wèn)題,在一級(jí)壓下控制程序中開發(fā)薄規(guī)格尾部自動(dòng)抬輥縫功能,即當(dāng)帶鋼尾部離開上游機(jī)架后,本機(jī)架自動(dòng)上抬輥縫。
由于F 7軋制速度相對(duì)精軋機(jī)組為最快機(jī)架,所以上抬輥縫速度也最快。當(dāng)軋制厚度小于2.0 mm時(shí),F(xiàn) 7抬輥縫速度為0.8 mm/s;當(dāng)軋制厚度在[2.0 mm,3.0 mm﹚時(shí),F(xiàn) 7抬輥縫速度為0.4 mm/s。對(duì)于F6機(jī)架,上抬輥縫厚度可適當(dāng)降低以保證尾部厚度不會(huì)超厚。具體為當(dāng)軋制厚度小于2.0 mm時(shí),抬輥縫速度為0.4 mm/s;當(dāng)軋制厚度在[2.0 mm,3.0 mm﹚時(shí),抬輥縫速度為0.2 mm/s。
通過(guò)對(duì)一級(jí)活套控制參數(shù)、二級(jí)控制模型參數(shù)、軋制過(guò)程溫度控制參數(shù)等進(jìn)行優(yōu)化,以及開發(fā)薄規(guī)格尾部自動(dòng)抬輥縫功能,薄規(guī)格帶鋼甩尾及板形問(wèn)題得到了有效改善。上述措施實(shí)施后,因甩尾導(dǎo)致的非計(jì)劃改規(guī)格過(guò)渡余材量占總產(chǎn)量的比例由0.18%下降到了0.08%,因板形不良導(dǎo)致的上精整線比例由2.74%下降到了0.5%,從而實(shí)現(xiàn)了2.5 mm以下薄規(guī)格酸洗板的穩(wěn)定性軋制。