熱連軋機彎輥力優化設定策略研究及應用

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.武漢科技大學信息科學與工程學院，湖北 武漢，430081；3. 武漢科技大學冶金工業過程系統科學湖北省重點實驗室，湖北 武漢，430065)

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熱連軋機彎輥力優化設定策略研究及應用

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.武漢科技大學信息科學與工程學院，湖北 武漢，430081；3. 武漢科技大學冶金工業過程系統科學湖北省重點實驗室，湖北 武漢，430065)

針對傳統熱軋機板形設定模型僅根據帶鋼頭部的要求來設定彎輥力而可能導致中尾部所需彎輥力超出設備能力極限的問題，提出一種彎輥力優化設定策略。該策略對帶鋼全長軋制過程進行考慮，根據最近一次同鋼種同規格帶鋼軋制時實際軋制力與凸度的變化，預算本卷帶鋼全長板形控制所需要的彎輥力調節量，結合彎輥設備的能力極限，為帶鋼中尾部板形控制預留必要的彎輥力。在上海梅山鋼鐵股份有限公司熱軋廠1780熱連軋生產線上的實際應用效果表明，采用該策略后基本消除了帶鋼尾部中間軋破現象，大幅提高了熱軋帶鋼中尾部軋制的穩定性。

熱連軋機；帶鋼；板形控制；彎輥力；凸度；優化設定

在熱連軋生產過程中，帶鋼的板形控制主要通過“竄輥+彎輥”或“對輥交叉+彎輥”配合使用來實現[1-2]。不論采用哪種組合方式，板形設定模型的核心內容都是要保證精軋帶鋼的目標凸度，同時確保精軋各機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時調節來保證[3-4]。

熱連軋機組在使用“竄輥+彎輥”配置方式時，傳統的板形設定模型是根據帶鋼頭部在精軋各機架出口需要達到的凸度來計算軋輥橫移位置和彎輥力，首先盡量保證彎輥力設定在平衡力附近，再計算其對應的軋輥橫移位置[5]。但是，由于帶鋼頭尾溫差導致頭尾軋制力差別較大，同時全長軋制過程中各道次的出口凸度也在變化，這些都需要通過彎輥力的實時調節來進行補償，而采用傳統板形設定模型時常常會出現中尾部軋制所需彎輥力超出彎輥設備能力的情況，導致中間機架出口處帶鋼出現板形缺陷，甚至出現軋破和廢鋼等事故，尤其是軋制極薄規格帶鋼時更為明顯[6]。

為此，本文提出一種熱連軋精軋機組彎輥力的優化設定策略，根據最近一次同鋼種同規格軋制帶鋼的實際軋制力和凸度的變化，預算本卷帶鋼用于板形控制所需的彎輥力調節量，再結合彎輥設備的能力極限，為板形控制預留帶鋼中尾部軋制所需要的彎輥力調節量，以期保證帶鋼全長板形良好。

1 熱連軋帶鋼板形預設定模型

凸度與平直度是衡量帶鋼板形質量最主要的兩個指標，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過程中金屬容易發生橫向流動，因此比例凸度在一定范圍內波動時平直度也可以保持良好。通常用Shohet判別式來判定帶鋼是否出現浪形[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為產生邊浪的臨界參數；b為產生中浪的臨界參數；w為帶鋼寬度；γ為常數。

當且僅當δ滿足式(1)時，軋制出的帶鋼將不會出現外觀可見的浪形，此區域即為熱連軋精軋過程帶鋼板形的平直度死區，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，即平直度死區越窄；軋件出口厚度越大，軋件的平直度死區則越寬。式(1)反映了熱軋帶鋼凸度和平直度的耦合關系。根據這種耦合關系可以控制帶鋼凸度與平直度這兩個指標，從而產生相應的板形控制策略。

圖1 帶鋼板形的平直度死區

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

板形設定模型應充分利用上游機架的凸度控制能力，使下游各機架基本保持比例凸度恒定而達到目標凸度，從而同時獲得良好的平直度。所以，板形控制中遵循上下游分界控制凸度、平直度的原則，可以近似實現熱軋過程中帶鋼凸度和平直度控制的解耦。

傳統熱軋帶鋼板形預設定模型計算的總體流程如圖2所示。該模型的總體思路是：確保帶鋼在經過最后一個機架后所得到的板凸度達到目標凸度，而帶鋼在其余機架中的凸度可以在一定范圍內調節；帶鋼在經過每個機架時，由帶鋼在前后機架凸度的變化所產生的不平度不能超過一定范圍，否則要重新計算該機架的彎輥力與軋輥橫移位置。

從圖2中可以看出，傳統的熱軋帶鋼板形預設定策略一般是將彎輥力設定在平衡力附近，在此基礎上再計算軋輥的橫移位置。這種預設定策略僅僅根據帶鋼頭部的軋制力、凸度等軋制工藝參數來設定彎輥力，而沒有考慮帶鋼中尾部軋制時實際軋制力和帶鋼凸度的波動情況，這樣當中尾部軋制因軋制力、凸度波動導致所需要的彎輥力超過彎輥設備能力時，就會出現帶鋼中尾部板形失控、中間軋破等軋制不穩定現象。因此，為提高帶鋼全長的軋制質量，必須考慮全長軋制過程，對傳統的板形預設定模型中彎輥力的設定策略進行優化。

圖2 傳統熱連軋帶鋼板形預設定流程圖

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

2 彎輥力優化設定策略

考慮全長軋制的彎輥力優化設定策略的計算流程如圖3所示，主要步驟如下：

(1)根據傳統板形預設定模型計算彎輥力與橫移位置的初始設定值。對于精軋Fi機架，由傳統板形預設定模型計算得到初始彎輥力設定值Bi0、軋輥橫移位置設定值Si0。Bi0和Si0須滿足精軋各機架出口帶鋼的平直度死區要求，且Si0要求在竄輥行程范圍以內；而Bi0通常設定在彎輥平衡力附近，但當橫移位置受相鄰帶鋼竄輥行程限制時，為滿足平直度死區要求，彎輥力Bi0可偏離平衡力。

(2)獲取最近一次同鋼種同規格軋制帶鋼的實際軋制力、凸度的變化量。根據最近一次同鋼種同規格軋制帶鋼的Fi機架實際軋制力數據，將帶鋼全長分為N段，每段軋制力取其段內所有數據的均值，則共有N個軋制力值，找出N個數據中的最大值，設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機架第j段的實測軋制力。

根據最近一次同鋼種同規格帶鋼軋制時Fi機架出口的凸度數據，將N段帶鋼每段的凸度數據取均值，則共有N個凸度值，找出N個數據中的最大值，設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機架第j段的凸度值。

ΔFi一般不超過1200 t，ΔCi不超過40 μm，據此進行軋制力及凸度限幅保護。

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)預算本卷帶鋼軋制全程需要的彎輥力調節量。首先預算本卷帶鋼全長軋制過程中因軋制力變化導致的彎輥力調節量：

(5)

式中：α為軋制力置信度，0<α≤1，一般取α=0.9。

接著預計算本卷帶鋼全長軋制過程中因精軋出口凸度變化導致的彎輥力調節量：

(6)

式中：β為凸度置信度，0<β≤1，一般取β=0.95。

最后，預算本卷帶鋼全長軋制過程中板形控制所需要的總彎輥力調節量：

ΔBtotal=ΔBi1+ΔBi2

(7)

圖3 彎輥力優化設定策略

3 實例計算及分析

以上海梅山鋼鐵股份有限公司(以下簡稱梅鋼)1780熱連軋精軋機組中F1機架為例，對本文提出的彎輥力優化設定策略的有效性進行驗證。如圖4所示，該四輥熱連軋機支撐輥軸承座下安裝有測壓頭，單側量程為2200 t，用于檢測軋制過程中的軋制力；在軋機入口處安裝有高溫計(量程為600～1200 ℃)和激光測速儀，分別用于測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，軋制過程中記錄每段的平均軋制力并分段存儲。該四輥軋機配備正負彎輥，正彎輥設備能力(即極限彎輥力Bmax)為300 t；配備工作輥橫移系統，竄輥行程為150 mm。四輥軋機工作輥帶一定輥形，通過工作輥橫移實現輥縫凸度的連續變化。

圖4 帶鋼分段及軋機安裝的相關檢測儀表示意圖

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

采用初始彎輥力設定值進行軋制時彎輥力及其調節量的變化如圖5所示。由圖5中可見，B10+ΔBtotal>Bmax，表明采用初始彎輥力設定值進行軋制，帶鋼中尾部所需彎輥力將超過設備的最大能力極限，導致帶鋼中尾部軋制過程中不能保證板形控制所需的彎輥力。

圖5 采用初始設定值時全長軋制過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 采用優化設定值時全長軋制過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彎輥力的優化設定策略已成功在線應用于梅鋼1780熱連軋生產線，主要解決了帶鋼尾部中間軋破的問題，改進前每月約有21卷帶鋼尾部中間軋破，改進后尾部中間軋破現象基本消除，大幅提高了熱軋帶鋼中尾部位置的軋制穩定性。

4 結語

本文提出的熱連軋機彎輥力優化設定策略對帶鋼全長軋制過程進行考慮，根據最近一次同鋼種同規格帶鋼軋制時實際軋制力和凸度的變化情況，預算本卷帶鋼用于板形全長實時控制所需要的彎輥力變化值，結合彎輥設備的能力極限，為帶鋼中尾部板形控制需要預留必要的彎輥力調節量。該策略考慮了熱軋帶鋼全長軋制過程所需要的彎輥力，最終保證了帶鋼全長板形良好。

[1] 王國棟, 劉相華. 日本熱軋帶鋼技術的發展和現狀——隨中國金屬學會代表團訪問日本觀感之一[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荷分配的建模與優化研究[D]. 沈陽：東北大學, 2013.

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

[4] 邵健, 何安瑞, 孫文權, 等. 熱連軋機板形控制模型新技術[C]//中國金屬學會. 第八屆(2011)中國鋼鐵年會論文集. 北京：冶金工業出版社, 2011.

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

[6] 陳建華, 彭軍明, 唐彬桂. 薄規格帶鋼軋制穩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. 帶鋼熱連軋機板形預設定策略[J]. 鋼鐵研究學報, 2009, 21(10):17-20.

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

[責任編輯 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

湖北省教育廳科學技術研究計劃重點項目(D20161103)；武漢市青年科技晨光計劃資助項目(2016070204010099)；武漢科技大學冶金工業過程系統科學湖北省重點實驗室開放基金資助項目(Z201501).

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

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

TG335.1

A

1674-3644(2016)06-0416-05