本發(fā)明涉及一種預測方法，具體涉及一種低碳鋼冷軋發(fā)生碎邊浪的預測方法，屬于冷軋帶鋼板型控制技術領域。

背景技術：
鍍錫板俗稱“馬口鐵”，是指表面鍍有純錫的冷軋低碳薄鋼板，它具有基體鋼板的強度和成形性，以及表層錫的耐蝕性、易焊性和美觀性，是一種非常好的包裝材料，被廣泛應用于食品罐、飲料罐、噴霧罐等容器領域。隨著各行業(yè)降本增效，對于鍍錫板原料的厚度需求也是不斷減薄，由原先的0.3mm左右，下降至0.25mm、0.22mm，現(xiàn)在已經(jīng)下降至0.20mm以下了。為了保證材料具有成型性和強度，只能通過低碳、加合金的方式進行設計，由于C含量不高，而又需要厚度的減薄，對于鋼廠的鋼帶制造過程難度越來越大，主要體現(xiàn)在兩個方面：一是熱軋厚度需要減薄，熱量損失加快，終軋溫度較難保證；二是冷軋厚度也需要減薄，冷軋機軋制極薄規(guī)格難度大、效率低。根據(jù)Fe-C相圖，C含量較低時，γ→α的固態(tài)相變溫度Ar3較高。特別對材料C含量在0.15%的低碳鋼，其在熱軋軋制時的γ→α的Ar3溫度就比較高。由于鍍錫原板的熱軋厚度比較薄，熱軋的終軋溫度保證比較困難。為了保證高的終軋溫度，需要快速穿帶，造成熱軋機咬鋼時容易發(fā)生打滑，加劇了局部的溫度損失，由于熱板邊部的溫降本身更大，容易造成邊部區(qū)域在精軋時落在γ+α兩相區(qū)軋制，在帶鋼的邊部區(qū)域形成混晶。在冷軋過程中，邊部混晶區(qū)域由于硬度低，其延伸比中部區(qū)域來得容易，延伸自然比中部區(qū)域大，從而產(chǎn)生了浪高小、浪距小的碎邊浪?；炀в绊懤滠埡筮叢堪逍蔚脑肀容^清晰，但由于熱卷性能不均難以通過過程參數(shù)來確定，造成現(xiàn)場生產(chǎn)過程中此類缺陷比較難以發(fā)現(xiàn)和判斷，對于熱軋來說，此類鋼種普遍存在輕微的咬入打滑，對于冷軋來說熱卷的內(nèi)在性能不均無法通過實物判斷，因此造成了冷軋無管控的生產(chǎn)碎邊浪卷、只能軋后返修處理，而熱軋也不能定量對打滑問題進行控制。中國專利公開號CN103320685A的專利文件公布了一種硬質(zhì)鍍錫薄鋼板及其生產(chǎn)方法，其中提到了終軋溫度低造成兩相區(qū)軋制形成冷軋軋后局部邊浪的問題，該專利是通過化學成分的調(diào)整，增加C含量、降低了Ar3線，進而降低了終軋溫度保證難度。但C含量的增加是提高了材料的強度，增加了冷軋機生產(chǎn)難度、降低了生產(chǎn)效率，同時未對提前預測局部碎邊浪發(fā)生的方法進行研究。中國專利公開號CN103801580A的專利文件公布了一種兼顧板形的鍍鋅全硬鋼冷軋邊裂控制方法，提到控制熱軋帶鋼邊部溫降，兩側除距邊部15mm以內(nèi)區(qū)域外，邊部無混晶及變形組織。但也未對由于邊部混晶造成冷軋后板形不良的如何定量判斷進行研究和表述，因此，迫切的需要一種新的技術方案解決上述技術問題。

技術實現(xiàn)要素：
為了解決上述存在的問題，本發(fā)明公開了一種低碳鋼冷軋發(fā)生碎邊浪的預測方法，主要解決目前薄規(guī)格低碳鋼在冷軋生產(chǎn)時隨機發(fā)生碎邊浪、而無法提前進行把關，導致批量板形不良影響冷軋生產(chǎn)計劃和物流的問題。為了實現(xiàn)上述目的，本發(fā)明的技術方案如下，一種低碳鋼冷軋發(fā)生碎邊浪的預測方法，其特征在于，所述方法包括以下步驟，1）判斷前提條件，原板化學成分重量百分比為C≤0.15%及其它合金元素的低碳鋼，熱軋厚度t范圍在1.8~2.5mm，寬度b范圍在700~1300mm，冷軋厚度范圍在0.18~0.25mm；冷軋計劃生產(chǎn)前，讀取上料卷的化學成分和入口信息，具體包括：C和Mn、Cu、Cr、Ni、Ti、Al合金元素及入口厚度t、寬度b，判斷上料卷是低碳鋼、薄規(guī)格，判斷條件如下：C≤0.15%，且t∈[1.8mm,2.5mm]、b∈[700mm,1300mm]；當滿足上述條件時，進入下一步；2）根據(jù)鋼種的化學成分和厚度計算軋制相變點Ar3，可按如下公式理論計算：——公式13）讀取熱軋生產(chǎn)過程數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中存儲的材料終軋溫度Ti中，并判斷其中的最低點T中min，記錄下該處的長度位置，判斷公式如下：T中min=Min（T1中，T2中，...，Ti中）其中，所述終軋溫度Ti中是在線測溫儀對低碳鋼長度方向上中線位置的終軋溫度實測數(shù)據(jù)，每3米測量一個點，每個低碳鋼的檢測數(shù)據(jù)約為350個；4）將帶鋼該處轉換為邊部帶鋼的終軋溫度，轉換方法為：T邊min=T中min-ΔT——公式2式中ΔT—帶鋼中部與邊部的終軋溫度的溫差；其中，所述帶鋼中部與邊部的終軋溫度的溫差ΔT，查詢下表1，根據(jù)現(xiàn)場實踐經(jīng)驗按如下表獲得：表1不同規(guī)格的帶鋼中部與邊部終軋溫度的溫差經(jīng)驗表/℃；注：該表數(shù)據(jù)適用于不具備邊部加熱功能的熱軋機；5）判斷該邊部是否進入兩相區(qū)軋制，判斷條件如下：T邊min＜Ar3該判斷式為進入兩相區(qū)軋制的必要條件，當滿足時，進入下一步；6）在熱軋生產(chǎn)過程數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中存儲的測厚儀對低碳鋼長度方向上中線位置的厚度測量數(shù)據(jù)中，讀取該終軋溫度最低點位置處前后的10個厚度數(shù)據(jù)tj，并計算相鄰兩點的厚度跳躍量Δt，厚度跳躍量Δt按如下方法計算：Δt=|tj-tj-1|（j=1，2，...10）——公式37）判斷該處的厚度跳躍量最大值是否超標，作為判斷該處帶鋼進入兩相區(qū)軋制的充分條件：Δt≥0.02*t當滿足上式條件，則判定該帶鋼會出現(xiàn)冷軋后碎邊浪，將該低碳鋼退出生產(chǎn)流程。相對于現(xiàn)有技術，本發(fā)明的優(yōu)點如下，由于材料組織從奧氏體向鐵素體轉變過程中，低碳鋼邊部終軋溫度過低就造成邊部組織局部進入兩相區(qū)軋制，局部的鐵素體異常長大，形成邊部混筋，晶粒組織的不均勻?qū)罄m(xù)冷軋將形成板形不良，而對于低碳鋼局部組織的不均勻是很難從外觀上進行識別，目前只能從提高終軋溫度或增加邊部保溫等措施進行定性改善；本發(fā)明從混筋出現(xiàn)的機理出發(fā)，結合現(xiàn)場軋制過程中的工藝特點，充分利用熱軋終軋溫度和厚度值的跟蹤數(shù)據(jù)，對薄規(guī)格的低碳鋼可能存在的材料組織不均導致冷軋后碎邊浪的情況進行定量預測，改變了此類板形質(zhì)量提前不可控的生產(chǎn)模式；本發(fā)明的預測方法準確度高且方法簡便，具有很強的可執(zhí)行性，在梅鋼現(xiàn)場應用效果顯著，避免了不可預計的板形質(zhì)量損失，同時也有利于及時優(yōu)化熱軋過程控制；本發(fā)明方法的關鍵工藝參數(shù)選擇理由如下：1）帶鋼中部與邊部的溫差，由于熱軋軋制的特點，帶鋼是處于加熱狀態(tài)軋制的，在空氣環(huán)境中和噴淋水的共同作用下，帶鋼在軋制過程中的溫度是逐步下降的。帶鋼邊部因為和空氣、水直接接觸，不可避免的，相應位置的溫度要低于帶鋼中部。另外，根據(jù)熱量傳輸?shù)脑?，帶鋼中部還受到兩側的熱量供給，而帶鋼邊部僅受到一側的熱量供給，因此帶鋼邊部的熱量損失是很大的。根據(jù)現(xiàn)場對精軋出口帶鋼橫斷面的溫度實際測量，邊部帶鋼的溫度存在顯著落差，一般要低30~50℃，如果環(huán)境溫度低時，帶鋼邊部與中部的溫差還要大。從取得的終軋溫度較低的熱板典型金相來看，見圖1，邊部較1/4及中部處的組織顯著粗大一些。根據(jù)熱量傳輸理論，帶鋼表層與心部的距離越大，其兩者的溫差必然越大。相應的，帶鋼中部與邊部的溫差跟帶鋼寬度成正比，和厚度成反比，即帶鋼寬度越大、厚度越薄，帶鋼中部與邊部的溫差越大。經(jīng)過現(xiàn)場多種規(guī)格的反復試驗，將帶鋼中部與邊部的終軋溫度的溫差值擬合成一張經(jīng)驗表，即所述表1，需注意的是，該表數(shù)據(jù)僅適用于不具備邊部加熱的熱軋機，裝備條件不同其具體數(shù)值不同，但可按此思路進行數(shù)據(jù)擬合。2）厚度局部跳躍量，由于溫度測量的局限性，測量的是帶鋼中部位置，加上帶鋼表面與內(nèi)部的溫差，僅依靠終軋溫度來判定帶鋼進入兩相區(qū)軋制存在比較大的誤差。由于帶鋼局部的終軋溫度急劇降低，冷卻較快，造成相應的位置強度顯著增加，對軋制來說增加了變形難度，直接反映到軋制力上來，相同的軋制力設定下由于局部的材料強度增加造成變形量達不到目標值，即局部的厚度增厚。由于終軋溫度局部存在低點，造成可能存在的兩相區(qū)距離很短，因此厚度增厚也是瞬時出現(xiàn)，這是帶鋼進入兩相區(qū)軋制的一個顯著表象。因此，本發(fā)明認為可以通過厚度的瞬時跳躍來佐證進入兩相區(qū)軋制。理論上來說，只要該處發(fā)生了局部的厚度跳躍，不管跳躍程度如何，帶鋼都應處于兩相區(qū)軋制，但考慮到兩相區(qū)軋制的程度對后續(xù)冷軋板形的影響度以及后工序可以接受的水平，對厚度跳躍程度進行界定。申請人經(jīng)過多次試驗，在熱板厚度小于3mm以下的規(guī)格范圍內(nèi)，確定對冷軋板形產(chǎn)生較大影響的熱軋板厚度跳躍量為0.02*t，當厚度跳躍量小于0.02*t，冷軋后也可能存在局部輕微的邊部浪形，但存在的邊部距離小且浪高浪距不嚴重，可以滿足現(xiàn)有生產(chǎn)要求；當厚度跳躍大于0.02*t，冷軋后即會出現(xiàn)明顯嚴重的局部碎邊浪，不滿足連退工序生產(chǎn)要求。附圖說明圖1出現(xiàn)邊部混晶的熱板板寬方向的典型金相組織；圖2-5存在局部邊浪卷的終軋溫度曲線。具體實施方式本實施例以寶鋼某1422熱軋給1420冷軋供的熱卷原料為實施對象。下面以不同鋼種、不同規(guī)格的材料的現(xiàn)場實際應用案例來對本發(fā)明進行說明。采用一種低碳鋼經(jīng)過冷軋發(fā)生碎邊浪的預測方法。實施例1：冷軋機組下發(fā)生產(chǎn)計劃中有某卷7676020300，該卷鋼種為DQ0650K1。具體實施步驟為：1）讀取數(shù)據(jù)該卷除Fe外的主要合金化學成分重量百分比為C：0.0355%、Mn：0.2796%、Cu：0.0212%、Cr：0.0148%、Ni：0.0092%、Ti：0.0004%、Al：0.0492%，該卷的厚度t為2.2mm，寬度b為975mm，該卷的C含量≤0.15%，且厚度∈[1.8mm，2.5mm]，屬于薄規(guī)格低碳鋼；2）計算該材料的Ar3=870-440ω(C)-80ω(Mn)-20ω(Cu)-15ω(Cr)-55ω(Ni)-15ω(Ti)-25ω(Al)+0.35*(t-8)=827℃3）根據(jù)圖2的終軋溫度曲線數(shù)據(jù)，判斷該材料的中部終軋溫度最低點為837℃，并獲取該數(shù)據(jù)點處于該卷的頭部約95m處；4）根據(jù)該材料的厚度及寬度，從表1中獲得該材料的邊部較中部的溫降為25℃，再計算該中部終軋溫度最低點處位置的邊部終軋溫度為812℃；5）將此邊部終軋溫度值812℃與該材料的Ar3進行比較，即812℃＜827℃，則判定此處帶鋼邊部的終軋溫度小于Ar3，進入下一步；6）讀取終軋溫度最低點處前后的10個厚度數(shù)據(jù)，即帶鋼頭部90~100m的厚度值，見表2，共計10個測量值，分別為2.239mm、2.211mm、2.212mm、2.227mm、2.198mm、2.265mm、2.212mm、2.229mm、2.209mm、2.190mm，厚度跳躍量分別為0.028mm、0.001mm、0.015mm、0.029mm、0.067mm、0.053mm、0.017mm、0.020mm、0.019mm；7）該材料的極限跳躍量=0.02*t=0.02*2.2=0.044mm，而根據(jù)步驟6中比較獲得該處最大的厚度跳躍量為0.067mm，大于極限跳躍量0.044mm，因此判定該材料冷軋后出現(xiàn)碎邊浪，將該材料封鎖、從生產(chǎn)計劃中撤出。表2卷7676020300在頭部90~100m的厚度值。實施例2：冷軋機組下發(fā)生產(chǎn)計劃中有某卷68041020200，該卷鋼種為DP1451K1。具體實施步驟為：1）讀取數(shù)據(jù)該卷除Fe外的主要合金化學成分重量百分比為C：0.0555%、Mn：0.2331%、Cu：0.0202%、Cr：0.0143%、Ni：0.0088%、Ti：0.0009%、Al：0.0210%，該卷的厚度t為2.0mm，寬度b為780mm，該卷的C含量≤0.15%，且厚度∈[1.8mm，2.5mm]，屬于薄規(guī)格低碳鋼；2）計算該材料的Ar3=870-440ω(C)-80ω(Mn)-20ω(Cu)-15ω(Cr)-55ω(Ni)-15ω(Ti)-25ω(Al)+0.35*(t-8)=823℃3）根據(jù)圖3的終軋溫度曲線數(shù)據(jù)，判斷該材料的中部終軋溫度最低點為841℃，并獲取該數(shù)據(jù)點處于該卷的頭部約110m處；4）根據(jù)該材料的厚度及寬度，從表1中獲得該材料的邊部較中部的溫降為25℃，再計算該中部終軋溫度最低點處位置的邊部終軋溫度為816℃；5）將此邊部終軋溫度值816℃與該材料的Ar3進行比較，即816℃＜823℃，則判定此處帶鋼邊部的終軋溫度小于Ar3，進入下一步；6）讀取終軋溫度最低點處前后的10個厚度數(shù)據(jù)，即帶鋼頭部105~115m的厚度值，見表3，共計10個測量值，分別為2.049mm、2.021mm、1.990mm、2.051mm、2.015mm、1.993mm、2.030mm、1.981mm、1.973mm、1.982mm，厚度跳躍量分別為0.028mm、0.031mm、0.061mm、0.036mm、0.022mm、0.037mm、0.049mm、0.008mm、0.010mm；7）該材料的極限跳躍量=0.02*t=0.02*2.0=0.040mm，而根據(jù)步驟6中比較獲得該處最大的厚度跳躍量為0.061mm，大于極限跳躍量0.040mm，因此判定該材料冷軋后出現(xiàn)碎邊浪，將該材料封鎖、從生產(chǎn)計劃中撤出。表3卷68041020200的頭部105~110m的厚度值。實施例3：冷軋機組下發(fā)生產(chǎn)計劃中有某卷6279020300，該卷鋼種為AQ0940K1。具體實施步驟為：1）讀取數(shù)據(jù)該卷除Fe外的主要合金化學成分重量百分比為C：0.0422%、Mn：0.2456%、Cu：0.0251%、Cr：0.0168%、Ni：0.0099%、Ti：0.0005%、Al：0.0355%，該卷的厚度t為2.3mm，寬度b為1075mm，該卷的C含量≤0.15%，且厚度∈[1.8mm，2.5mm]，屬于薄規(guī)格低碳鋼；2）計算該材料的Ar3=870-440ω(C)-80ω(Mn)-20ω(Cu)-15ω(Cr)-55ω(Ni)-15ω(Ti)-25ω(Al)+0.35*(t-8)=828℃3）根據(jù)圖4的終軋溫度曲線數(shù)據(jù)，判斷該材料的中部終軋溫度最低點為852℃，并獲取該數(shù)據(jù)點處于該卷的頭部約80m處；4）根據(jù)該材料的厚度及寬度，從表1中獲得該材料的邊部較中部的溫降為30℃，再計算該中部終軋溫度最低點處位置的邊部終軋溫度為822℃；5）將此邊部終軋溫度值822℃與該材料的Ar3進行比較，即822℃＜828℃，則判定此處帶鋼邊部的終軋溫度小于Ar3，進入下一步；6）讀取終軋溫度最低點處前后的10個厚度數(shù)據(jù)，即帶鋼頭部75~85m的厚度值，見表4，共計10個測量值，分別為2.299mm、2.298mm、2.312mm、2.296mm、2.292mm、2.324mm、2.324mm、2.366mm、2.306mm、2.328mm，厚度跳躍量分別為0.001mm、0.013mm、0.016mm、0.004mm、0.033mm、0.001mm、0.043mm、0.060mm、0.022mm；7）該材料的極限跳躍量=0.02*t=0.02*2.3=0.046mm，而根據(jù)步驟6中比較獲得該處最大的厚度跳躍量為0.060mm，大于極限跳躍量0.046mm，因此判定該材料冷軋后出現(xiàn)碎邊浪，將該材料封鎖、從生產(chǎn)計劃中撤出。表4卷6279020300的頭部75~85m厚度值。實施例4：冷軋機組下發(fā)生產(chǎn)計劃中有某卷60500260100，該卷鋼種為DQ1840K1。具體實施步驟為：1）讀取數(shù)據(jù)該卷除Fe外的主要合金化學成分重量百分比為C：0.0903%、Mn：0.3377%、Cu：0.0174%、Cr：0.0168%、Ni：0.0095%、Ti：0.0009%、Al：0.0429%，該卷的厚度t為2.0mm，寬度b為1050mm，該卷的C含量≤0.15%，且厚度∈[1.8mm，2.5mm]，屬于薄規(guī)格低碳鋼；2）計算該材料的Ar3=870-440ω(C)-80ω(Mn)-20ω(Cu)-15ω(Cr)-55ω(Ni)-15ω(Ti)-25ω(Al)+0.35*(t-8)=799℃3）根據(jù)圖5的終軋溫度曲線數(shù)據(jù)，判斷該材料的中部終軋溫度最低點為827℃，并獲取該數(shù)據(jù)點處于該卷的頭部約65m處；4）根據(jù)該材料的厚度及寬度，從表1中獲得該材料的邊部較中部的溫降為32℃，再計算該中部終軋溫度最低點處位置的邊部終軋溫度為795℃；5）將此邊部終軋溫度值795℃與該材料的Ar3進行比較，即795℃＜799℃，則判定此處帶鋼邊部的終軋溫度小于Ar3，進入下一步；6）讀取終軋溫度最低點處前后的10個厚度數(shù)據(jù)，即帶鋼頭部60~70m的厚度值，見表5，共計10個測量值，分別為2.011mm、1.998mm、2.002mm、2.047mm、2.008mm、2.013mm、2.039mm、2.015mm、2.029mm、2.011mm，厚度跳躍量分別為0.013mm、0.003mm、0.046mm、0.040mm、0.006mm、0.026mm、0.024mm、0.014mm、0.018mm；7）該材料的極限跳躍量=0.02*t=0.02*2.0=0.040mm，而根據(jù)步驟6中比較獲得該處最大的厚度跳躍量為0.046mm，大于極限跳躍量0.040mm，因此判定該材料冷軋后出現(xiàn)碎邊浪，將該材料封鎖、從生產(chǎn)計劃中撤出。表5卷60500260100的頭部60~70m厚度值。需要說明的是上述實施例僅僅是本發(fā)明的較佳實施例，并沒有用來限定本發(fā)明的保護范圍，本發(fā)明的保護范圍以權利要求書為準。