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、機械等行業(yè)的快速發(fā)展，用戶對產(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比、能夠替代部分冷板和熱板[1]，具有廣闊的應用前景，市場需求越來越大。近年來，某廠1450熱連軋生產(chǎn)線加大了對薄規(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)定等導致下游機架發(fā)生甩尾、甚至堆鋼等問題，導致生產(chǎn)一直不穩(wěn)定[2- 3]。本文通過優(yōu)化活套高度閉環(huán)控制參數(shù)及活套落套參數(shù)等一級活套控制參數(shù)，優(yōu)化精軋負荷分配、機架間張力、穿帶速度等二級控制模型參數(shù)，合理制定軋制過程溫度控制參數(shù)，以及開發(fā)F6及F7機架在軋制尾部自動抬輥縫功能等，有效提高了2.5 mm以下薄規(guī)格酸洗板的軋制穩(wěn)定性。

1 薄規(guī)格酸洗板軋制問題

1.1 精軋機活套起套、落套不穩(wěn)定

軋制薄規(guī)格酸洗板時，LP3活套在拋鋼時落套至目標角度的時間較其他活套時間長，通常需要11～13 s才能完成，且下游機架LP6、LP7活套均出現(xiàn)起套角度低且在低角度維持時間長等問題，如圖1所示。

LP6、LP7起套完成后活套角度長時間低于設(shè)定值，此時實際反饋的帶鋼張力為活套液壓缸油壓傳感器計算得到，由于張力閉環(huán)控制目標值由二級控制模型經(jīng)過查表計算給出，實際帶鋼張力與設(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架間帶鋼實際張力一般比設(shè)定值大，此時極易出現(xiàn)頭部窄尺問題[4]，如圖2所示?；钐茁涮姿俣染徛?，容易造成拋鋼時甩尾[5]。起套不穩(wěn)定對生產(chǎn)的順行造成極大的不良影響，同時可能出現(xiàn)帶鋼頭部寬度過窄而需切除等不利于成材率的問題。

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 起套角度長時間低于設(shè)定值導致的頭部窄尺Fig.2 Narrowing head caused by loop angle below the set point for a long time

1.2 甩尾問題嚴重

軋制薄規(guī)格酸洗板時，經(jīng)常出現(xiàn)精軋機架拋鋼時帶鋼尾部拍擊軋輥、側(cè)導板問題，嚴重時帶鋼尾部甩爛，造成輥印、輥傷且對卷取區(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架，甩尾對軋輥損傷較大，嚴重的甩尾必須立即停機換輥，對軋制連續(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，需增大產(chǎn)品計劃厚度，影響產(chǎn)品一次計劃命中率，圖3(a)為某廠因甩尾導致的改規(guī)格量。

通常造成甩尾主要由于帶鋼尾部溫降較大，AGC壓尾幅度較大時易造成尾部跑偏[6]，撞上側(cè)導板。另外活套落套速度緩慢、落套時機較晚也是影響甩尾的重要因素之一。

1.3 板形不良

軋制薄規(guī)格酸洗板時，精軋下游機架間或精軋出口經(jīng)常出現(xiàn)板形不良現(xiàn)象，導致軋制穩(wěn)定性變差，嚴重時機架間軋破發(fā)生堆鋼事故。軋機出口出現(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，必須在精整線進行平整，圖3(b)為薄規(guī)格高強酸洗板因板形不良而進行的平整量。帶鋼精整需增加額外費用，板形不良問題大量增加了企業(yè)生產(chǎn)成本。

2 薄規(guī)格酸洗板軋制工藝優(yōu)化

2.1 一級活套控制參數(shù)優(yōu)化

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控制程序中是通過機架間帶鋼長度(以下簡稱套量)實現(xiàn)的，活套角度與套量之間存在非線性與線性并存區(qū)域，其中當活套角度處于19°～25°時，角度與套量存在非線性關(guān)系，當活套角度大于25°甚至大于28°時兩者關(guān)系的線性度逐漸增大，如圖4所示。針對同樣的高度閉環(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起大套之后能迅速拉低而出現(xiàn)活套長時間處于低角度區(qū)域而不能迅速調(diào)節(jié)至正常高度的原因。

圖3 因甩尾導致的改規(guī)格量(a)和因板形不良導致的平整量(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)格酸洗板在軋制時活套頭部長時間維持在低角度而造成的拉鋼問題，可以通過優(yōu)化活套高度閉環(huán)控制參數(shù)來有效控制。圖5為該功能模塊的參數(shù)配置界面，X為套量偏差，Y為相對應的比例系數(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)過處理后最終的高度閉環(huán)PI控制器比例系數(shù)。

通過調(diào)大套量偏差X中負數(shù)區(qū)域內(nèi)對應的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)整的時間大為縮短。優(yōu)化后的起套角度變化如圖6所示，通過調(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設(shè)定角度，減少“拉鋼”現(xiàn)象，軋制薄規(guī)格時頭部穿帶更加穩(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程始終處于軋制水平線之上，此時若軋制薄規(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。

通過對比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落套慢的直接原因為落套時伺服閥輸出不足。一方面是因為伺服閥長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題，使得伺服閥在給定小電流工作時靈敏度不夠，即死區(qū)偏大。另一方面是因為LP3張力閉環(huán)中的液壓缸作用力參考值和實際值的偏差較小，導致伺服閥輸出不足。

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，進而拉大液壓缸作用力參考值和實際值的偏差。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，落套時間由原來的約12 s縮短到約2 s(見圖9)，LP3落套速度慢的問題由此得到解決。

2.2 二級控制模型參數(shù)優(yōu)化

負荷分配、機架間張力、穿帶速度等對頭部板形控制、翹扣頭控制、機架間秒流量控制均會產(chǎn)生影響[7- 9]。因此軋制薄規(guī)格酸洗板時，制定合適的二級控制策略十分關(guān)鍵。針對現(xiàn)場下游機架甩尾的問題，本著以改善機架間秒流量為主、兼顧板形控制為輔的目的，對薄規(guī)格帶鋼軋制時的精軋負荷分配系數(shù)、單機架張力修正系數(shù)IpTnMod、穿帶速度修正系數(shù)thSpAd等進行優(yōu)化。表1～表3為軋制薄規(guī)格帶鋼二級控制模型的優(yōu)化方案。

圖9 優(yōu)化前后LP3落套時間對比Fig.9 Comparison of loop- dropping time before and after optimization

表1 負荷分配優(yōu)化方案Table 1 Optimization scheme of load distribution

表2 單機架張力修正系數(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)化模型上機試驗得到的試驗卷信息如表4所示，從實際軋制效果看，二級控制模型優(yōu)化后的軋制穩(wěn)定性較好，無較大甩尾問題，下游機架間板形更易于控制。

2.3 軋制過程溫度控制參數(shù)優(yōu)化

薄規(guī)格酸洗板在軋制過程中出現(xiàn)了頭尾溫降過快、 板坯溫度不均等問題。精軋入口頭部溫度偏低，導致板形不良，影響順利穿帶；尾部溫度過低造成精軋機軋制壓力及變形抗力增大；溫度不均會造成軋制時軋制力的大幅變化，增加軋機的控制難度，從而使得軋后產(chǎn)品的精度降低。軋制過程溫度控制不當導致板形不可控，極易造成下游機架發(fā)生甩尾、堆鋼等問題，因此必須制定合理的軋制過程溫度控制參數(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 二級控制模型優(yōu)化后的試驗卷信息Table 4 Information of test steel coils after optimization of two level control model

薄規(guī)格帶鋼溫降過快，應適當提高加熱溫度。由于不同加熱爐與軋機距離不同，為保證進入精軋機的異板溫差小于20 ℃，2號加熱爐均熱段的加熱溫度要比1號加熱爐高5 ℃，3號加熱爐比1號加熱爐高10 ℃。加熱時間需滿足：冷坯即300 ℃以下在爐時間必須滿足160 min，300～500 ℃熱坯滿足145 min。為彌補尾部熱量損失，加熱爐非軋機側(cè)溫度要高于軋機側(cè)10 ℃。加熱爐爐溫控制如表5所示。

表5 軋制過程爐溫控制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，中間坯全長溫差小于20 ℃。

關(guān)閉機架間冷卻水、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。

2.4 F6、F 7機架在軋制尾部采用自動抬輥縫功能

為應對薄規(guī)格軋制時帶鋼尾部高速通過F6、F 7機架時的甩尾問題，在一級壓下控制程序中開發(fā)薄規(guī)格尾部自動抬輥縫功能，即當帶鋼尾部離開上游機架后，本機架自動上抬輥縫。

由于F 7軋制速度相對精軋機組為最快機架，所以上抬輥縫速度也最快。當軋制厚度小于2.0 mm時，F(xiàn) 7抬輥縫速度為0.8 mm/s；當軋制厚度在[2.0 mm,3.0 mm﹚時，F(xiàn) 7抬輥縫速度為0.4 mm/s。對于F6機架，上抬輥縫厚度可適當降低以保證尾部厚度不會超厚。具體為當軋制厚度小于2.0 mm時，抬輥縫速度為0.4 mm/s；當軋制厚度在[2.0 mm,3.0 mm﹚時，抬輥縫速度為0.2 mm/s。

3 結(jié)束語

通過對一級活套控制參數(shù)、二級控制模型參數(shù)、軋制過程溫度控制參數(shù)等進行優(yōu)化，以及開發(fā)薄規(guī)格尾部自動抬輥縫功能，薄規(guī)格帶鋼甩尾及板形問題得到了有效改善。上述措施實施后，因甩尾導致的非計劃改規(guī)格過渡余材量占總產(chǎn)量的比例由0.18%下降到了0.08%，因板形不良導致的上精整線比例由2.74%下降到了0.5%，從而實現(xiàn)了2.5 mm以下薄規(guī)格酸洗板的穩(wěn)定性軋制。