專利名稱：冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及一種冷連軋生產(chǎn)工藝技術(shù)，特別涉及一種冷連軋機(jī)乳 化液分段冷卻控制方法。
背景技術(shù)：
圖1為冷帶鋼連軋工藝的示意圖，如圖1所示，帶材1從開(kāi)巻機(jī)2 巻出后送至機(jī)架，經(jīng)過(guò)多個(gè)機(jī)架的軋制，帶材1達(dá)到規(guī)定的厚度并被 送至巻取機(jī)3回巻。每個(gè)機(jī)架的軋輥包括支承輥4和工作輥5，其中工 作輥5與帶材1表面直接接觸。在冷連軋生產(chǎn)過(guò)程中，由于金屬的變 形以及金屬和軋輥之間摩擦產(chǎn)生的變形熱及摩擦熱，使軋輥輥面溫度 逐漸升高，形成一定的輥凸度，產(chǎn)生一定熱輥型并對(duì)產(chǎn)品板形造成一 定的影響，所以必須對(duì)軋輥進(jìn)行有效的冷卻。這樣，如圖2和圖3所 示，在工作輥5附近設(shè)置一排噴嘴6，通過(guò)噴嘴6噴射乳化液至工作輥 5與帶材1表面，實(shí)現(xiàn)軋輥與帶材的冷卻。
實(shí)踐表明，在冷連軋過(guò)程中可以通過(guò)對(duì)乳化液分段冷卻控制系統(tǒng) 的合理控制與正確利用來(lái)獲得良好表面質(zhì)量和板形的帶材。但現(xiàn)有技 術(shù)中大部分冷連軋機(jī)組對(duì)于機(jī)架內(nèi)分段乳化液噴射梁無(wú)對(duì)應(yīng)分段控制 模型，而采用依靠人工經(jīng)驗(yàn)設(shè)定乳化液流量，另有小部分機(jī)組雖然有 一定的乳化液分段控制模型，但相關(guān)模型主要以板形問(wèn)題為主，而對(duì) 打滑與熱滑傷的防治問(wèn)題鮮有涉及，不能保證軋機(jī)的產(chǎn)能發(fā)揮與成品 帶鋼的表面質(zhì)量。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明的目的在于提供一種冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法， 該控制方法結(jié)合設(shè)備分段情況和實(shí)際流量控制精度進(jìn)行乳化液流量分 段設(shè)定，減少由于潤(rùn)滑問(wèn)題造成的打滑與熱劃傷等問(wèn)題，同時(shí)保證機(jī)架出口帶材的板形與表面質(zhì)量指標(biāo)。 本發(fā)明是這樣實(shí)現(xiàn)的
一種冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，包括以下步驟
(a) 收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)；
(b) 收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)；
(C)給定乳化液分段冷卻流量分布初始值X。HO^. y'-l,2,…，W以及
初始步長(zhǎng)和終止精度；
(d) 計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度ACL,;
(e) 計(jì)算出打滑因子橫向分布值^;
(f) 判斷不等式max^,)^是否成立，如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(g);如果不
成立，則重復(fù)步驟(d)至(e)，直到不等式成立為止；
(g) 計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值^;
(h) 判斷不等式maxto.)^是否成立，其中^為軋機(jī)臨界滑傷指數(shù)， 如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(I);如果不成立，則重復(fù)步驟(d)至(g)，直到不 等式成立為止；
(i) 計(jì)算相應(yīng)的板形分布值^;
(j)計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)F(X)的函數(shù)值；
(k)判斷Powdl條件是否成立，若不成立，重復(fù)上述步驟(d)至步 驟(j)，直至Powell條件成立，結(jié)束計(jì)算，得出最優(yōu)分段冷卻流量控 制曲線。
本發(fā)明是以機(jī)架出口帶材前張力橫向分布(即板形)均勻?yàn)槟繕?biāo)， 以打滑與熱滑傷的綜合防治為約束條件，同時(shí)保證機(jī)架出口帶材的板 形與表面質(zhì)量指標(biāo)，結(jié)合設(shè)備分段情況和實(shí)際流量控制精度進(jìn)行乳化 液流量分段設(shè)定，減少由于潤(rùn)滑問(wèn)題造成的打滑、熱劃傷等問(wèn)題。本 發(fā)明的控制方法原理清晰明了，計(jì)算速度快，適于在線使用。


圖1為冷帶鋼連軋工藝的示意圖2為冷帶鋼連軋工藝中乳化液冷卻示意6圖3為噴嘴布置示意圖4為本發(fā)明冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法流程圖； 圖5為第一實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出乳化液流 量分布曲線圖6為第一實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的打滑因 子橫向分布圖7為第一實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的滑傷指 數(shù)橫向分布圖8為第一實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的帶材前 張力橫向分布圖9為第二實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出乳化液流 量分布曲線圖IO為第二實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的打滑因 子橫向分布圖11為第二實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的滑傷指 數(shù)橫向分布圖12為第二實(shí)施例中按照本發(fā)明的方法和傳統(tǒng)方法得出的帶材前 張力橫向分布具體實(shí)施例方式
下面結(jié)合附圖和具體實(shí)施例對(duì)本發(fā)明作進(jìn)一步說(shuō)明。
參見(jiàn)圖4， 一種冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，包括以下步驟:
(a) 收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)；
(b) 收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)；
(c) 給定乳化液分段冷卻流量分布初始值義。={込；j、l，2,…,7n以及 迭代精度"
(d) 計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度A^,;
(e) 計(jì)算出打滑因子橫向分布值^;
(f) 判斷不等式max^)^是否成立，如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(g);如果不
成立，則重復(fù)步驟(d)至(e)，直到不等式成立為止；(g) 計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值化；
(h) 判斷不等式 max(p,.) S < 是否成立，其中^為軋機(jī)臨界滑傷指數(shù)， 如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(I);如果不成立，則重復(fù)步驟(d)至(g)，直到不 等式成立為止；。
(i) 計(jì)算相應(yīng)的板形分布值^;
(j)計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)F(X)的函數(shù)值；
(k)判斷Powdl條件是否成立，若不成立，重復(fù)上述步驟(d)至步 驟(j)，直至Powell條件成立，結(jié)束計(jì)算，得出最優(yōu)分段冷卻流量控 制曲線。
步驟(a)中所述軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)包括工作輥輥身長(zhǎng)度丄『，工作 輥直徑"『，支承輥輥身長(zhǎng)度&，支承輥直徑"6，支承輥傳動(dòng)側(cè)與工
作側(cè)壓下螺絲中心距/;，工作輥正負(fù)彎輥，傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)彎輥液壓缸
中心距/2，最大彎輥力s，最大軋制壓力p，最大軋制速度r，工作原
始輥型AZ)，，支撐輥原始輥型AA,，軋機(jī)臨界打滑因子^，軋機(jī)臨界
滑傷指數(shù)^。
步驟(a)中所述待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)包括帶材寬度^，帶材出
口平均厚度〗，帶材入口平均厚度5，來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值z(mì)，來(lái)料
板形的長(zhǎng)度橫向分布值A(chǔ)，出口側(cè)總張力7;，入口側(cè)總張力r。。
步驟(b)中所述工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)包括乳化液的溫度，濃度。 其中步驟(a)和步驟(b)是控制方法的初始階段。 步驟(d)中所述工作輥熱凸度的計(jì)算采用以下模型
式中iV—乳化液冷卻段數(shù)；
A—第7段的乳化液流量；
", 一第y段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥熱凸度的影響系數(shù)；
AZ)W(,—工作輥熱凸度。
步驟(e)中所述打滑因子v,的計(jì)算采用以下模型
8<formula>formula see original document page 9</formula>
式中"一液體摩擦系數(shù)，主要與潤(rùn)滑油本身性質(zhì)有關(guān)； 6—干摩擦影響系數(shù)，與變形區(qū)的接觸狀況有關(guān)； c一油膜厚度影響系數(shù)； A&—第/段道次絕對(duì)壓下量；
第^段總軋制壓力； 及/一第/段工作輥壓扁半徑
S —第7段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度的 影響系數(shù)；
~ 一第_/段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥溫度場(chǎng)的影響系數(shù)。 步驟(g)中所述滑傷指數(shù)橫向分布值^的計(jì)算采用以下模型
"1
7=1 乂
式中^一第y段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段帶鋼溫度橫向分布影響系數(shù)；
一第y段的帶鋼表面溫度對(duì)第/段滑傷指數(shù)的影響系數(shù)。
步驟(j)中所述板形目標(biāo)函數(shù)F(X)函數(shù)值的計(jì)算采用以下模型 = ((max(q,) — min(o"h))/ ;)
式中T^一出口側(cè)總張力。
下面對(duì)本案的技術(shù)方案進(jìn)行詳細(xì)說(shuō)明。
根據(jù)相關(guān)軋制理論與現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)可以知道，在冷連軋過(guò)程中工作輥 的溫度場(chǎng)及熱凸度與單位時(shí)間內(nèi)由乳化液從軋輥表面單位面積微元帶 走的熱流速率密切相關(guān)，而熱流速率又取決于軋輥與冷卻液換熱系數(shù)。 與此同時(shí)，在乳化液的濃度與溫度一定的前提下，換熱系數(shù)則是乳化 液流量的函數(shù)。這樣，通過(guò)分析可以得到，在其它條件確定的前提下， 工作輥的熱凸度與溫度場(chǎng)是乳化液流量的函數(shù)，可以用下式來(lái)表示
(1)
9乂=1
式中iV—乳化液冷卻段數(shù)；
"一第y段的乳化液流量；
^一第y段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥熱凸度的影響系數(shù)；
^一第7段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥溫度場(chǎng)的影響系數(shù)；
AZ^,—工作輥熱凸度；乙, 一工作輥溫度場(chǎng)橫向分布。與此同時(shí)，在冷連軋過(guò)程中，當(dāng)帶材乳化液流量橫向分布一定時(shí)，工作輥的溫度場(chǎng)對(duì)輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度橫向分布《就起著決定性的影響。這就是說(shuō)，可以將輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度橫向分布《用式(3)
的函數(shù)來(lái)表示
《=t(c";) (3)
乂=1
式中
一第/段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度的影響系數(shù)；
^一第7段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段帶鋼溫度橫向分布的影響系數(shù)。
將式(2)代入式(3)、 (4)得
y=l 、 "1 乂
7=1 V "1 乂
通過(guò)式(5)、 (6)可以看出，在當(dāng)帶材乳化液流量橫向分布一定時(shí)，輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度橫向分布《、帶鋼溫度橫向分布7;,就取決于工作輥乳化液的流量分布。
同時(shí)，根據(jù)理論研究和大量的數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，在冷連軋過(guò)程中摩擦系數(shù)與油膜厚度之間存在下面的函數(shù)關(guān)系:
<formula>formula see original document page 11</formula>
式中"一液體摩擦系數(shù)，主要與潤(rùn)滑油本身性質(zhì)有關(guān)；6—干摩擦影響系數(shù)，與變形區(qū)的接觸狀況有關(guān)。c一油膜厚度影響系數(shù)。而根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)可以知道，在冷連軋過(guò)程中，表征帶材橫向各段打滑概率的特征參數(shù)打滑因子K可以用下式來(lái)表示
<formula>formula see original document page 11</formula>
式中A/z,—第/段道次絕對(duì)壓下量；第/段總軋制壓力；
/V—第!'段工作輥壓扁半徑，i '-鄧+^^]， c。 = 16(1-v2)
;r五
(W:工作輥半徑；￡、 v:工作輥的楊氏模量和泊松比，:第
f段帶材寬度)；
7i,，r。,一第/段總的前后張力；
顯然，綜合式(6)、 (7)、 (8)可以將打滑因子^寫(xiě)成2,的函數(shù)，
如式(9)所示<formula>formula see original document page 11</formula>
同樣的，把表征帶材橫向各段熱滑傷概率的特征參數(shù)滑傷指數(shù)p,可以用下式來(lái)表示
<formula>formula see original document page 11</formula>
^.—第y段的帶鋼表面溫度對(duì)第/段滑傷指數(shù)的影響系數(shù)。根據(jù)軋制理論中的金屬變形模型可知，在冷軋過(guò)程中帶材的前后
張力A,， 分別可用式(11)和式(12)來(lái)表示巧,
: 五
4+
朋l-v2 5 ^ Z
+m ——]
五
5// 1-一
(11)
(12)
式中？;一出口側(cè)總張力r。一入口側(cè)總張力
s—帶材寬度
5—帶材出口平均厚度
A—帶材出口厚度橫向分布值
萬(wàn)一帶材入口平均厚度
//,—帶材入口厚度橫向分布值
z —表示來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值
z,—表示來(lái)料板形的長(zhǎng)度橫向分布值
" 一帶材橫向位移增量橫向分布值
A6—寬展量
對(duì)于冷連軋機(jī)而言，考慮到軋制過(guò)程金屬的橫向位移比較小，一般所以可以忽略，所以有
m ',. 0△"0
同時(shí)，為方便研究，可以將帶材的入口厚度橫向分布-
度A/Z,與平均厚度^來(lái)表示，如式(15)所示
這樣，把式(13) - (15)代入式(11)、 (12)，則可以
， 分別可用式(16)和式(17)的函數(shù)表示
同樣，根據(jù)文獻(xiàn)板形理論中的輥系彈性變形模型可知
帶材的出口厚度分布值/z,可以用式(18)的函數(shù)表示
(13)
(14)
值/z,用板凸
(15)
將前后張力
(16)
(17)
，對(duì)于軋后
12/z, -/"A&Ai^Ai^/f,,^,^,) (18)式中戶一總軋制壓力S—彎輥力
AAw,A^, —工作輥及支承輥輥型的分布值在式(18)中，工作輥的輥型分布值可以分成兩個(gè)部分， 一個(gè)部分是工作輥的原始輥型，而另外一部分則是工作輥的熱凸度，用式(19)來(lái)表示
AD,AD，+AZ^ (19)式中AD一一工作輥的原始輥型AZ^—工作輥的熱凸度這樣，對(duì)于一個(gè)特定機(jī)架的冷連軋過(guò)程而言，帶材來(lái)料參數(shù)如/f,，丄,^等已知，支撐輥輥型AA,與工作輥原始輥型AA^,等確定，如果
給定前后張力r,，r。與總軋制壓力戶等工藝參數(shù)，并將彎輥力s設(shè)定在基
態(tài)(即取s;，ax ， s,—軋機(jī)所允許的最小彎輥力，5_—軋機(jī)
所允許的最大彎輥力。之所以將彎輥力設(shè)定在基態(tài)，是為了讓彎輥力有更大的調(diào)節(jié)空間)，聯(lián)立式(16) -(19)，即可將表征板形的前張力橫向分布值 ,.用 一個(gè)以工作輥熱凸度ADW。為自變量的函數(shù)來(lái)表示，艮卩CTl,=g0(ADw") (20)
而根據(jù)式(i)的分析可以知道，A久,y;("),將其代入到式(20)，
即可以將表征板形的前張力橫向分布值^用一個(gè)以乳化液分段流量為自變量的函數(shù)來(lái)表示，艮P:
=卿 風(fēng)2,…,7V (21)
根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研與理論分析可以知道，為了充分發(fā)揮分段冷卻控制系統(tǒng)的作用，不但要保證出口帶材的板形精度指標(biāo)，而且還要滿足帶材在軋制過(guò)程中不出現(xiàn)局部打滑與局部熱滑傷現(xiàn)象。為此，乳化液分段控制目標(biāo)函數(shù)可以簡(jiǎn)單的定義為-= ((maxK) -min( ))/7;) 'max(y,.)《(22) max(p,.)《<
式中X = {" _/ = l,2,...，iV}
,一軋機(jī)臨界打滑因子 ^一軋機(jī)臨界滑傷指數(shù) 這樣，冷連軋機(jī)乳化液分段控制數(shù)學(xué)模型可以簡(jiǎn)單的描述為尋 找一個(gè)合適乳化液流量分布設(shè)定值義={& 7'",2，…，W ，使得F(X)
最小。乳化液分段冷卻控制過(guò)程流程圖如圖4所示。 實(shí)施例1
現(xiàn)以出鋼記號(hào)為AP0740的典型鋼種為例，借助于圖4來(lái)描述特定 的鋼種在特定冷連軋機(jī)組上的乳化液分段冷卻控制過(guò)程及相關(guān)效果。
首先，在初始階段，第一，收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的品 種規(guī)格等關(guān)鍵參數(shù)，主要包括工作輥輥身長(zhǎng)度丄f2230mm，工作輥直 徑A^560mm，支承輥輥身長(zhǎng)度Z6=2030mm,支承輥直徑A>=1500mm， 支承輥傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)壓下螺絲中心距/尸2360mm，工作輥正負(fù)彎輥， 傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)彎輥液壓缸中心距/f2360mm，最大彎輥力S=50t，最 大軋制壓力i^3000t，最大軋制速度r=1200m/min，工作原始輥型 AZ)wy,=0，支撐輥原始輥型AA,O、軋機(jī)臨界打滑因子<=0.41、軋機(jī)臨
界滑傷指數(shù)<=0.68;帶材寬度S^020mm、帶材出口平均厚度 5=0.498mm、帶材入口平均厚度萬(wàn)0.501mm、來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值 丄=1、來(lái)料板形的長(zhǎng)度橫向分布值4=0、出口側(cè)張力7^29Mpa、入口 側(cè)張力7^190Mpa;
在初始階段，第二，收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)，乳化液的溫度為 55°C、濃度為2%;
隨后，在步驟1中，給定乳化液分段冷卻流量分布初始值
X。 = {込乂 / = 1,2,…，iV} = {100,100,100,100,100， 100， 100， 100,100}以及迭代
精度￡ = 0.001;
在步驟2中，計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度
14AZ)柳={0,3,6,12,22,45,24,11,5,2，1};
在步驟3中，計(jì)算出打滑因子橫向分布值 ^ = {0.3,0.4，0.21,0.29，0.40，0.39,0.35,0.37,0.40}; 隨后，在步驟4，中判斷不等式max^,)S,是否成立，如果成立 則轉(zhuǎn)入步驟5;如果不成立，則重復(fù)步驟2至3，直到不等式成立為止； 在步驟5中，計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值 = {0.32,0.39,0.52,0.47,0.38,0.56,0.67，0.62，0.42};
隨后，在步驟6中，判斷不等式max(仍)《^是否成立，如果成立則 轉(zhuǎn)入步驟7;如果不成立，則重復(fù)步驟2至5，直到不等式成立為止；
在步驟7中，計(jì)算相應(yīng)板形分布值{0"1;} = {22,25,29,36,35,32,34,39,41};
在步驟8中，計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)F(X)的函數(shù)值為0.71;
隨后，在步驟9中，判斷Powell條件是否成立，若不成立，重復(fù) 上述步驟2至步驟8，直至Powell條件成立，結(jié)束計(jì)算，得出最優(yōu)分 段冷卻流量控制曲線，如圖5所示。
與之對(duì)應(yīng)，在圖5中同時(shí)給出用傳統(tǒng)方法而得出的乳化液分段流 量曲線。
最后，為了方便比較，分別列出采用本發(fā)明所述乳化液分段冷卻 控制方法和采用傳統(tǒng)方法設(shè)定乳化液流量分布時(shí)所得出的打滑因子、 滑傷指數(shù)以及表征成品板形質(zhì)量的帶材前張力橫向分布情況，并將相 關(guān)實(shí)際效果對(duì)比如下
如圖6所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的打滑因子橫向分布情況。通過(guò)圖6可以看出，采用本發(fā)明所述乳 化液流量控制方法，打滑因子平均值從0.33降低到0.24，降低了 27.3%; 打滑因子最大值從0.375降低到0.262，降低了 30.1%。說(shuō)明采用本發(fā) 明所述方法大大提高了軋制穩(wěn)定性。
如圖7所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的滑傷指數(shù)橫向分布情況。通過(guò)圖7可以看出，采用本發(fā)明所述乳 化液流量控制方法，滑傷指數(shù)平均值從0.50降低到0.33，降低了34%; 滑傷指數(shù)最大值從0.605降低到0.371，降低了 38.7%。說(shuō)明采用本發(fā)
15明所述方法大大降低了熱滑傷發(fā)生的概率，提高了帶材的表面質(zhì)量。
如圖8所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的帶材前張力橫向分布情況。通過(guò)圖8可以看出，采用本發(fā)明所述 乳化液流量控制方法，前張力橫向分布的不均勻程度從0.46降低到 0.24，降低了47.8%。說(shuō)明采用本發(fā)明所述方法大大降低了前張力橫向 分布的不均勻程度，提高了帶材的板形質(zhì)量。
實(shí)施例2
為了進(jìn)一步闡述本發(fā)明的基本思想，再以出鋼記號(hào)為AP1057的典 型鋼種為例，借助于圖4來(lái)描述特定的鋼種在特定冷連軋機(jī)組上的乳 化液分段冷卻控制過(guò)程及相關(guān)效果。
首先，在初始階段，第一，收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的品 種規(guī)格等關(guān)鍵參數(shù)，主要包括工作輥輥身長(zhǎng)度丄^2230mm，工作輥直 徑Z)^560mm，支承輥輥身長(zhǎng)度L^2030mm，支承輥直徑A^1500mm， 支承輥傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)壓下螺絲中心距/尸2360mm，工作輥正負(fù)彎輥， 傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)彎輥液壓缸中心距/^2360mm，最大彎輥力S-50t，最 大軋制壓力P=3000t，最大軋制速度r=1200m/min，工作原始輥型 AD—=0，支撐輥原始輥型AA,O、軋機(jī)臨界打滑因子f =0.41、軋機(jī)臨 界滑傷指數(shù)<=0.68;帶材寬度B4545mm、帶材出口平均厚度 5=1.740mm、帶材入口平均厚度^-1.823mm、來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值 ￡=1、來(lái)料板形的長(zhǎng)度橫向分布值丄,=0、出口側(cè)張力r嚴(yán)29Mpa、入口 側(cè)張力7^100Mpa;
在初始階段，第二，收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)，乳化液的溫度為 53°C、濃度為2.3°/。；
隨后，在步驟1中，給定乳化液分段冷卻流量分布初始值
X。 ={g。y y = l,2，"'，iV} = {120,120,120,120,120，120,120，120,120}以及迭代
精度￡ = 0.001;
在步驟2中，計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度 AD礎(chǔ)={0,4,7，13,23,40，21,14，6,3,2};
在步驟3中，計(jì)算出打滑因子橫向分布值= {0.4，0.3,0.31,0.39,0.35,0.32,0.31，0.34，0.36};
隨后，在步驟4中，判斷不等式max(^/,)《,是否成立，如果成立
則轉(zhuǎn)入步驟5;如果不成立，則重復(fù)步驟2至3，直到不等式成立為止; 在步驟5中，計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值 {^} = {0.22,0.33,0.42,0.45,0.55,0.46，0.37,0.52,0.31}; 隨后，在步驟6中，判斷不等式max(p,;^^是否成立，如果成立則
轉(zhuǎn)入步驟7;如果不成立，則重復(fù)步驟2至5，直到不等式成立為止；
在步驟7中，計(jì)算相應(yīng)的板形分布值{ } = {32，35,19,26,15,23,24，19,31};
在步驟8中，計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)F(X)的函數(shù)值為0.56;
隨后，在步驟9中，判斷Powell條件是否成立，若不成立，重復(fù) 上述步驟2至步驟8，直至Powell條件成立，結(jié)束計(jì)算，得出最優(yōu)分 段冷卻流量控制曲線，如圖9所示。
同樣的，如圖9所示給出采用傳統(tǒng)方法而得出的乳化液分段流量 曲線。
最后，為了方便比較，分別列出采用本發(fā)明所述乳化液分段冷卻 控制方法和采用傳統(tǒng)方法設(shè)定乳化液流量分布時(shí)所得出的打滑因子、 滑傷指數(shù)以及表征成品板形質(zhì)量的帶材前張力橫向分布情況，并將相 關(guān)實(shí)際效果對(duì)比如下
如圖IO所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的打滑因子橫向分布情況。通過(guò)圖10可以看出，采用本發(fā)明所述乳 化液流量控制方法，打滑因子平均值從0.452降低到0.254，降低了 43.8%;打滑因子最大值從0.5降低到0.287，降低了 42.6%。說(shuō)明采用 本發(fā)明所述方法大大提高了軋制穩(wěn)定性。
如圖ll所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的滑傷指數(shù)橫向分布情況。通過(guò)圖ll可以看出，采用本發(fā)明所述乳 化液流量控制方法，滑傷指數(shù)平均值從0.589降低到0.368，降低了 37.5%;滑傷指數(shù)最大值從0.7降低到0.421，降低了 39.9%。說(shuō)明采用 本發(fā)明所述方法大大降低了熱滑傷發(fā)生的概率，提高了帶材的表面質(zhì)
17如圖12所示，分別給出采用本發(fā)明所述乳化液控制方法與傳統(tǒng)方 法的帶材前張力橫向分布情況。通過(guò)圖12可以看出，采用本發(fā)明所述 乳化液流量控制方法，前張力橫向分布的不均勻程度從0.40降低到 0.13，降低了67.5%。說(shuō)明采用本發(fā)明所述方法大大降低了前張力橫向 分布的不均勻程度，提高了帶材的板形質(zhì)量。
權(quán)利要求
1、一種冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其特征是包括以下步驟(a)收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)；(b)收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)；(c)給定乳化液分段冷卻流量分布初始值X0＝{Q0j j＝1，2，…，N}以及初始步長(zhǎng)和終止精度；(d)計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度ΔDwti；(e)計(jì)算出打滑因子橫向分布值ψi；(f)判斷不等式max(ψi)≤ψ*是否成立，如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(g)；如果不成立，則重復(fù)步驟(d)至(e)，直到不等式成立為止；(g)計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值 id="icf0001" file="A2008102007300002C1.tif" wi="5" he="3" top= "118" left = "96" img-content="drawing" img-format="tif" orientation="portrait" inline="yes"/>(h)判斷不等式 id="icf0002" file="A2008102007300002C2.tif" wi="18" he="3" top= "126" left = "61" img-content="drawing" img-format="tif" orientation="portrait" inline="yes"/>是否成立，其中 id="icf0003" file="A2008102007300002C3.tif" wi="3" he="4" top= "125" left = "120" img-content="drawing" img-format="tif" orientation="portrait" inline="yes"/>為軋機(jī)臨界滑傷指數(shù)，如果成立則轉(zhuǎn)入步驟(I)；如果不成立，則重復(fù)步驟(d)至(g)，直到不等式成立為止；(i)計(jì)算相應(yīng)的板形分布值σ1i；(j)計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)F(X)的函數(shù)值；(k)判斷Powell條件是否成立，若不成立，重復(fù)上述步驟(d)至步驟(j)，直至Powell條件成立，結(jié)束計(jì)算，得出最優(yōu)分段冷卻流量控制曲線。
2、 根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其 特征是步驟(a)中所述軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)包括工作輥輥身長(zhǎng)度Z『， 工作輥直徑IV，支承輥輥身長(zhǎng)度&，支承輥直徑D6，支承輥傳動(dòng)側(cè) 與工作側(cè)壓下螺絲中心距/;，工作輥正負(fù)彎輥，傳動(dòng)側(cè)與工作側(cè)彎輥液壓缸中心距/2，最大彎輥力s，最大軋制壓力戶，最大軋制速度F，工作原始輥型AZ;.,支撐輥原始輥型AA,,軋機(jī)臨界打滑因子^，軋機(jī)臨界滑傷指數(shù)y。
3、 根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其特征是步驟(a)中所述待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)包括帶材寬度S，帶 材出口平均厚度L帶材入口平均厚度5，來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值丄，來(lái)料板形的長(zhǎng)度橫向分布值4，出口側(cè)總張力7;，入口側(cè)總張力r。。
4、 根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其特征是步驟(b)中所述工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)包括乳化液的溫度，濃 度。
5、 根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其 特征是步驟(d)中所述工作輥熱凸度的計(jì)算采用以下模型式中W—乳化液冷卻段數(shù)；A—第7段的乳化液流量； y—第y段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥熱凸度的影響系數(shù)； M)w —工作輥熱凸度。
6、根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其 特征是步驟(e)中所述打滑因子^,的計(jì)算采用以下模型式中"一液體摩擦系數(shù)，主要與潤(rùn)滑油本身性質(zhì)有關(guān)； 6—干摩擦影響系數(shù)，與變形區(qū)的接觸狀況有關(guān)； c一油膜厚度影響系數(shù)； A/z,—第/段道次絕對(duì)壓下量；《一第/段總軋制壓力； i /一第/段工作輥壓扁半徑S —第/段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段輥縫內(nèi)潤(rùn)滑油的油膜厚度的 影響系數(shù)；~一第_/段的乳化液流量對(duì)第/段工作輥溫度場(chǎng)的影響系數(shù)。
7、根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其特征是步驟(g)中所述滑傷指數(shù)橫向分布值^的計(jì)算采用以下模型<formula>formula see original document page 4</formula>式中《一第y段的工作輥溫度場(chǎng)對(duì)第/段帶鋼溫度橫向分布影響系數(shù)；^ 一第_/段的帶鋼表面溫度對(duì)第/段滑傷指數(shù)的影響系數(shù)。
8、根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，其 特征是步驟(j)中所述板形目標(biāo)函數(shù)F(X)函數(shù)值的計(jì)算采用以下模 型<formula>formula see original document page 4</formula>式中7;—出口側(cè)總張力； 一出口板形值，可以用以下方程來(lái)表示<formula>formula see original document page 4</formula> 式中7;—入口側(cè)總張力，B—帶材寬度， ^一帶材出口平均厚度， /^一帶材出口厚度橫向分布值， ^一帶材入口平均厚度， //,一帶材入口厚度橫向分布值，表示來(lái)料板形的長(zhǎng)度平均值， 丄,一表示來(lái)料板形的長(zhǎng)度橫向分布值， "',一帶材橫向位移增量橫向分布值， a6—寬展量。
全文摘要
本發(fā)明公開(kāi)了一種冷連軋機(jī)乳化液分段冷卻控制方法，包括以下步驟a.收集軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和待軋帶鋼的關(guān)鍵參數(shù)；b.收集工藝潤(rùn)滑制度參數(shù)；c.給定乳化液分段冷卻流量分布初始值以及迭代精度；d.計(jì)算出相應(yīng)的工作輥熱凸度；e.計(jì)算出打滑因子橫向分布值；f.打滑因子最大值與臨界值的比較；g.計(jì)算出滑傷指數(shù)橫向分布值；h.滑傷指數(shù)最大值與臨界值的比較；i.計(jì)算相應(yīng)的板形分布值；j.計(jì)算板形目標(biāo)函數(shù)的函數(shù)值；k.判斷Powell條件是否成立，得出最優(yōu)分段冷卻流量控制曲線。本發(fā)明的控制方法結(jié)合設(shè)備分段情況和實(shí)際流量控制精度進(jìn)行乳化液流量分段設(shè)定，減少由于潤(rùn)滑問(wèn)題造成的打滑與熱劃傷等問(wèn)題，同時(shí)保證機(jī)架出口帶材的板形與表面質(zhì)量指標(biāo)。
文檔編號(hào)B21B37/44GK101683660SQ200810200730
公開(kāi)日2010年3月31日 申請(qǐng)日期2008年9月28日 優(yōu)先權(quán)日2008年9月28日
發(fā)明者王駿飛 申請(qǐng)人:寶山鋼鐵股份有限公司