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冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法

文檔序號:3030822閱讀:203來源:國知局
專利名稱:冷連軋機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從開巻機2 巻出后送至機架,經(jīng)過多個機架的軋制,帶材1達到規(guī)定的厚度并被 送至巻取機3回巻。每個機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)生一定熱輥型并對產(chǎn)品板形造成一 定的影響,所以必須對軋輥進行有效的冷卻。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,通過噴嘴6噴射乳化液至工作輥 5與帶材1表面,實現(xiàn)軋輥與帶材的冷卻。
實踐表明,在冷連軋過程中可以通過對乳化液分段冷卻控制系統(tǒng) 的合理控制與正確利用來獲得良好表面質(zhì)量和板形的帶材。但現(xiàn)有技 術(shù)中大部分冷連軋機組對于機架內(nèi)分段乳化液噴射梁無對應分段控制 模型,而采用依靠人工經(jīng)驗設(shè)定乳化液流量,另有小部分機組雖然有 一定的乳化液分段控制模型,但相關(guān)模型主要以板形問題為主,而對 打滑與熱滑傷的防治問題鮮有涉及,不能保證軋機的產(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)備分段情況和實際流量控制精度進行乳化液流量分 段設(shè)定,減少由于潤滑問題造成的打滑與熱劃傷等問題,同時保證機架出口帶材的板形與表面質(zhì)量指標。 本發(fā)明是這樣實現(xiàn)的
一種冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法,包括以下步驟
(a) 收集軋機的設(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
初始步長和終止精度;
(d) 計算出相應的工作輥熱凸度ACL,;
(e) 計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,則重復步驟(d)至(e),直到不等式成立為止;
(g) 計算出滑傷指數(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,則重復步驟(d)至(g),直到不 等式成立為止;
(i) 計算相應的板形分布值^;
(j)計算板形目標函數(shù)F(X)的函數(shù)值;
(k)判斷Powdl條件是否成立,若不成立,重復上述步驟(d)至步 驟(j),直至Powell條件成立,結(jié)束計算,得出最優(yōu)分段冷卻流量控 制曲線。
本發(fā)明是以機架出口帶材前張力橫向分布(即板形)均勻為目標, 以打滑與熱滑傷的綜合防治為約束條件,同時保證機架出口帶材的板 形與表面質(zhì)量指標,結(jié)合設(shè)備分段情況和實際流量控制精度進行乳化 液流量分段設(shè)定,減少由于潤滑問題造成的打滑、熱劃傷等問題。本 發(fā)明的控制方法原理清晰明了,計算速度快,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)明冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法流程圖; 圖5為第一實施例中按照本發(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施例方式
下面結(jié)合附圖和具體實施例對本發(fā)明作進一步說明。
參見圖4, 一種冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法,包括以下步驟:
(a) 收集軋機的設(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) 計算出相應的工作輥熱凸度A^,;
(e) 計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,則重復步驟(d)至(e),直到不等式成立為止;(g) 計算出滑傷指數(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,則重復步驟(d)至(g),直到不 等式成立為止;。
(i) 計算相應的板形分布值^;
(j)計算板形目標函數(shù)F(X)的函數(shù)值;
(k)判斷Powdl條件是否成立,若不成立,重復上述步驟(d)至步 驟(j),直至Powell條件成立,結(jié)束計算,得出最優(yōu)分段冷卻流量控 制曲線。
步驟(a)中所述軋機的設(shè)備參數(shù)包括工作輥輥身長度丄『,工作 輥直徑"『,支承輥輥身長度&,支承輥直徑"6,支承輥傳動側(cè)與工
作側(cè)壓下螺絲中心距/;,工作輥正負彎輥,傳動側(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,,軋機臨界打滑因子^,軋機臨界
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,來料板形的長度平均值z,來料
板形的長度橫向分布值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段的工作輥溫度場對第/段輥縫內(nèi)潤滑油的油膜厚度的 影響系數(shù);
~ 一第_/段的乳化液流量對第/段工作輥溫度場的影響系數(shù)。 步驟(g)中所述滑傷指數(shù)橫向分布值^的計算采用以下模型
"1
7=1 乂
式中^一第y段的工作輥溫度場對第/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第/段滑傷指數(shù)的影響系數(shù)。
步驟(j)中所述板形目標函數(shù)F(X)函數(shù)值的計算采用以下模型 = ((max(q,) — min(o"h))/ ;)
式中T^一出口側(cè)總張力。
下面對本案的技術(shù)方案進行詳細說明。
根據(jù)相關(guān)軋制理論與現(xiàn)場經(jīng)驗可以知道,在冷連軋過程中工作輥 的溫度場及熱凸度與單位時間內(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,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是乳化液流量的函數(shù),可以用下式來表示
(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段的乳化液流量對第/段工作輥溫度場的影響系數(shù);
AZ^,—工作輥熱凸度;乙, 一工作輥溫度場橫向分布。與此同時,在冷連軋過程中,當帶材乳化液流量橫向分布一定時,工作輥的溫度場對輥縫內(nèi)潤滑油的油膜厚度橫向分布《就起著決定性的影響。這就是說,可以將輥縫內(nèi)潤滑油的油膜厚度橫向分布《用式(3)
的函數(shù)來表示
《=t(c";) (3)
乂=1
式中
一第/段的工作輥溫度場對第/段輥縫內(nèi)潤滑油的油膜厚度的影響系數(shù);
^一第7段的工作輥溫度場對第/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
通過式(5)、 (6)可以看出,在當帶材乳化液流量橫向分布一定時,輥縫內(nèi)潤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,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)文獻可以知道,在冷連軋過程中,表征帶材橫向各段打滑概率的特征參數(shù)打滑因子K可以用下式來表示
<formula>formula see original document page 11</formula>
式中A/z,—第/段道次絕對壓下量;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,可以用下式來表示
<formula>formula see original document page 11</formula>
^.—第y段的帶鋼表面溫度對第/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,在冷軋過程中帶材的前后
張力A,, 分別可用式(11)和式(12)來表示巧,
: 五
4+
朋l-v2 5 ^ Z
+m ——]

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
萬一帶材入口平均厚度
//,—帶材入口厚度橫向分布值
z —表示來料板形的長度平均值
z,—表示來料板形的長度橫向分布值
" 一帶材橫向位移增量橫向分布值
A6—寬展量
對于冷連軋機而言,考慮到軋制過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,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部分, 一個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,對于一個特定機架的冷連軋過程而言,帶材來料參數(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,—軋機所允許的最小彎輥力,5_—軋機
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 一個以工作輥熱凸度ADW。為自變量的函數(shù)來表示,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^用一個以乳化液分段流量為自變量的函數(shù)來表示,艮P:
=卿 風2,…,7V (21)
根據(jù)現(xiàn)場調(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,而且還要滿足帶材在軋制過程中不出現(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函數(shù)可以簡單的定義為-= ((maxK) -min( ))/7;) 'max(y,.)《(22) max(p,.)《<
式中X = {" _/ = l,2,...,iV}
,一軋機臨界打滑因子 ^一軋機臨界滑傷指數(shù) 這樣,冷連軋機乳化液分段控制數(shù)學模型可以簡單的描述為尋 找一個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程流程圖如圖4所示。 實施例1
現(xiàn)以出鋼記號為AP0740的典型鋼種為例,借助于圖4來描述特定 的鋼種在特定冷連軋機組上的乳化液分段冷卻控制過程及相關(guān)效果。
首先,在初始階段,第一,收集軋機的設(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度丄f2230mm,工作輥直 徑A^560mm,支承輥輥身長度Z6=2030mm,支承輥直徑A>=1500mm, 支承輥傳動側(cè)與工作側(cè)壓下螺絲中心距/尸2360mm,工作輥正負彎輥, 傳動側(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、軋機臨界打滑因子<=0.41、軋機臨
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、帶材入口平均厚度萬0.501mm、來料板形的長度平均值 丄=1、來料板形的長度橫向分布值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,計算出相應的工作輥熱凸度
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,則重復步驟2至3,直到不等式成立為止; 在步驟5中,計算出滑傷指數(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,則重復步驟2至5,直到不等式成立為止;
在步驟7中,計算相應板形分布值{0"1;} = {22,25,29,36,35,32,34,39,41};
在步驟8中,計算板形目標函數(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 上述步驟2至步驟8,直至Powell條件成立,結(jié)束計算,得出最優(yōu)分 段冷卻流量控制曲線,如圖5所示。
與之對應,在圖5中同時給出用傳統(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)實際效果對比如下
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。
實施例2
為了進一步闡述本發(fā)明的基本思想,再以出鋼記號為AP1057的典 型鋼種為例,借助于圖4來描述特定的鋼種在特定冷連軋機組上的乳 化液分段冷卻控制過程及相關(guān)效果。
首先,在初始階段,第一,收集軋機的設(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度丄^2230mm,工作輥直 徑Z)^560mm,支承輥輥身長度L^2030mm,支承輥直徑A^1500mm, 支承輥傳動側(cè)與工作側(cè)壓下螺絲中心距/尸2360mm,工作輥正負彎輥, 傳動側(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、軋機臨界打滑因子f =0.41、軋機臨 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、來料板形的長度平均值 £=1、來料板形的長度橫向分布值丄,=0、出口側(cè)張力r嚴29Mpa、入口 側(cè)張力7^100Mpa;
在初始階段,第二,收集工藝潤滑制度參數(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,計算出相應的工作輥熱凸度 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,則重復步驟2至3,直到不等式成立為止; 在步驟5中,計算出滑傷指數(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,則重復步驟2至5,直到不等式成立為止;
在步驟7中,計算相應的板形分布值{ } = {32,35,19,26,15,23,24,19,31};
在步驟8中,計算板形目標函數(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 上述步驟2至步驟8,直至Powell條件成立,結(jié)束計算,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)實際效果對比如下
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}以及初始步長和終止精度;(d)計算出相應的工作輥熱凸度ΔDwti;(e)計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,則重復步驟(d)至(e),直到不等式成立為止;(g)計算出滑傷指數(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,則重復步驟(d)至(g),直到不等式成立為止;(i)計算相應的板形分布值σ1i;(j)計算板形目標函數(shù)F(X)的函數(shù)值;(k)判斷Powell條件是否成立,若不成立,重復上述步驟(d)至步驟(j),直至Powell條件成立,結(jié)束計算,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所述的冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法,其 特征是步驟(a)中所述軋機的設(shè)備參數(shù)包括工作輥輥身長度Z『, 工作輥直徑IV,支承輥輥身長度&,支承輥直徑D6,支承輥傳動側(cè) 與工作側(cè)壓下螺絲中心距/;,工作輥正負彎輥,傳動側(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,,軋機臨界打滑因子^,軋機臨界滑傷指數(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,來料板形的長度平均值丄,來料板形的長度橫向分布值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所述的冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法,其特征是步驟(b)中所述工藝潤滑制度參數(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^,的計算采用以下模型式中"一液體摩擦系數(shù),主要與潤滑油本身性質(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/段的工作輥溫度場對第/段輥縫內(nèi)潤滑油的油膜厚度的 影響系數(shù);~一第_/段的乳化液流量對第/段工作輥溫度場的影響系數(shù)。
7、根據(jù)權(quán)利要求1所述的冷連軋機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段的工作輥溫度場對第/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)中所述板形目標函數(shù)F(X)函數(shù)值的計算采用以下模 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,表示來料板形的長度平均值, 丄,一表示來料板形的長度橫向分布值, "',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)明公開了一種冷連軋機乳化液分段冷卻控制方法,包括以下步驟a.收集軋機的設(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.計算出相應的工作輥熱凸度;e.計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.計算相應的板形分布值;j.計算板形目標函數(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)備分段情況和實際流量控制精度進行乳化液流量分段設(shè)定,減少由于潤滑問題造成的打滑與熱劃傷等問題,同時保證機架出口帶材的板形與表面質(zhì)量指標。
文檔編號B21B37/44GK101683660SQ200810200730
公開日2010年3月31日 申請日期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 申請人:寶山鋼鐵股份有限公司
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