熱連軋精軋寬度控制技術(shù)的研究及應(yīng)用

李家波，李維剛 ，張健民，郭朝暉

(1.寶鋼集團(tuán)中央研究院，上海，201900；2.東北大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng)，110819)

當(dāng)前市場(chǎng)上對(duì)熱軋帶鋼尺寸精度的要求日益提高,其中帶鋼厚度和板形的精度已基本滿足需求，而寬度精度還有進(jìn)一步提升的空間。在帶鋼全長(zhǎng)方向上，寬度偏差越大，需要切除的寬度余量也就越大。寬度余量每減小1 mm，成材率大約提高0.1%，可顯著提高經(jīng)濟(jì)效益[1]。因此各熱軋廠都在努力提高帶鋼寬度精度，以減少切邊量。

目前粗軋的寬度控制技術(shù)已比較完善，帶鋼的寬度問(wèn)題主要集中在精軋區(qū)域。精軋出口的帶鋼寬度控制主要包含兩個(gè)方面：①帶鋼頭部防拉窄；②帶鋼中部的寬度余量控制。針對(duì)頭部拉窄問(wèn)題，主要從軋機(jī)穿帶速度設(shè)定和活套起套控制等方面進(jìn)行改進(jìn)，但仍未能有效避免拉窄現(xiàn)象。帶鋼中部的寬度余量控制與粗軋和精軋的設(shè)定及控制都有關(guān)系。粗軋的設(shè)定主要包括寬展預(yù)測(cè)模型、狗骨寬展模型等，粗軋的控制主要是基于立輥的自動(dòng)寬度控制；精軋的設(shè)定主要包括寬展預(yù)測(cè)模型和張力預(yù)設(shè)定模型，精軋的控制包括寬度前饋控制、寬度反饋控制以及活套多變量控制[2]。精軋寬展預(yù)測(cè)模型由于受到精軋各種因素的影響，很難預(yù)測(cè)準(zhǔn)確；精軋寬度前饋控制需要額外增加測(cè)寬儀，并且很難準(zhǔn)確跟蹤；寬度反饋控制存在大時(shí)滯的影響等，這些因素造成目前精軋區(qū)域的寬度控制精度難以進(jìn)一步提高。

針對(duì)以上不足，本文提出一種新的精軋帶鋼寬度控制綜合解決方案。在帶鋼頭部，開(kāi)發(fā)精軋機(jī)架速降補(bǔ)償自學(xué)習(xí)模型，為活套創(chuàng)造良好的起套條件，避免帶鋼頭部拉窄現(xiàn)象；在帶鋼中部，引入力矩因子，減少全長(zhǎng)寬度波動(dòng)；增加精軋寬度反饋控制和寬展預(yù)測(cè)模型修正功能，以提高帶鋼全長(zhǎng)寬度精度。

1 精軋區(qū)域?qū)挾瓤刂蒲芯楷F(xiàn)狀

在熱連軋精軋控制過(guò)程中，穿帶是一個(gè)十分重要而又難以控制的環(huán)節(jié)，從咬鋼開(kāi)始到活套控制穩(wěn)定投入之間的一段時(shí)間內(nèi)，很容易出現(xiàn)張力劇烈波動(dòng)，造成帶鋼頭部拉窄。為避免這種現(xiàn)象，賈大朋等[3]提出了基于活套初始高度預(yù)測(cè)模型的活套“軟接觸”定位控制，但這種方法僅考慮了沖擊速降對(duì)活套初始高度的影響，未考慮過(guò)程機(jī)設(shè)定的前后不匹配性，并且只是被動(dòng)地進(jìn)行穿帶活套控制，難以適應(yīng)各種干擾的影響。Park等[4]提出通過(guò)咬鋼后相鄰兩機(jī)架間電流的增量偏差計(jì)算帶鋼頭部張力，進(jìn)行調(diào)速控制。該功能只是在咬鋼后500 ms內(nèi)起作用，受軋機(jī)調(diào)節(jié)速率的限制，很難進(jìn)行快速調(diào)整，對(duì)防止帶鋼頭部拉窄作用不大，并且通過(guò)機(jī)架電流計(jì)算張力存在較大的偏差。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)來(lái)看，帶鋼頭部拉窄一般出現(xiàn)在后機(jī)架咬鋼1 s以后。所以就現(xiàn)有公開(kāi)的技術(shù)來(lái)看，帶鋼頭部拉窄問(wèn)題還未能很好地解決。

針對(duì)帶鋼中部寬度波動(dòng)問(wèn)題，米田裕紀(jì)等[5]介紹了測(cè)寬儀前饋型自動(dòng)寬度控制，該功能需要在機(jī)架間安裝測(cè)寬儀，然后通過(guò)跟蹤帶鋼偏差，在后續(xù)機(jī)架間進(jìn)行張力調(diào)節(jié)。使用該方法要增加設(shè)備成本，并且機(jī)架間環(huán)境惡劣，很難保證測(cè)寬儀的正常工作。王愛(ài)麗等[6]提出軋制力前饋型自動(dòng)寬度控制方法，根據(jù)F1機(jī)架軋制力的變化預(yù)測(cè)帶鋼硬度的變化，進(jìn)而通過(guò)模型計(jì)算帶鋼寬度的偏差，然后調(diào)整后續(xù)機(jī)架間的張力。由于軋制過(guò)程中影響軋制力的因素很多，很難將它們區(qū)分開(kāi)來(lái)。

在精軋機(jī)架出口處均安裝有測(cè)寬儀FDW，為提高精軋帶鋼全長(zhǎng)的寬度精度，許多生產(chǎn)線都設(shè)有寬度反饋控制功能。王麗君等[7]提出了精軋寬度反饋?zhàn)钥箶_控制算法；彭開(kāi)香等[8]提出了基于RBF網(wǎng)絡(luò)的直接廣義預(yù)測(cè)精軋寬度控制方法。這些方法還處于理論層面，離實(shí)際應(yīng)用還有一定距離，并且單個(gè)活套控制能力有限，較難達(dá)到控制目標(biāo)值。

2 精軋帶鋼寬度控制技術(shù)研究

2.1 精軋帶鋼頭部防拉窄控制

為解決帶鋼頭部拉窄問(wèn)題，首先要了解穿帶過(guò)程中活套套量產(chǎn)生的兩個(gè)主要原因：①過(guò)程機(jī)在設(shè)定前后機(jī)架Fi和Fi+1的初始輥縫和軋機(jī)速度時(shí)，機(jī)架間的流量不匹配；②咬鋼時(shí)機(jī)架沖擊速降與沖擊補(bǔ)償?shù)暮铣伞５谝粋€(gè)原因比較容易理解，假設(shè)其在機(jī)架間形成的套量為ΔL1(其值可正可負(fù))。第二個(gè)原因?qū)е碌奶琢啃纬蛇^(guò)程如圖1所示，帶鋼咬入下游機(jī)架Fi+1之前，在穿帶速度的基礎(chǔ)上額外添加一個(gè)沖擊補(bǔ)償值Nd，F(xiàn)i+1咬鋼時(shí)，Nd撤銷，機(jī)架產(chǎn)生一個(gè)自然速降，這個(gè)過(guò)程是機(jī)架間減小的套量ΔL2(ΔL2<0)的形成過(guò)程。同時(shí)，F(xiàn)i+1機(jī)架軋機(jī)在沖擊力矩的作用下，產(chǎn)生一個(gè)動(dòng)態(tài)速降Δnd，且這個(gè)動(dòng)態(tài)速降的恢復(fù)需要一定的時(shí)間，這個(gè)過(guò)程是增加的套量ΔL3(ΔL3>0)的形成過(guò)程。若ΔL1、ΔL2、ΔL3三者之和小于0，則很容易造成帶鋼頭部拉窄；若三者之和大于0，則在前后機(jī)架之間便形成了一定的活套起套套量，這個(gè)值越大，活套初始起套角就越大，嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成活套起套后控制角度的劇烈波動(dòng)，甚至是機(jī)架間堆鋼，活套角度劇烈波動(dòng)則會(huì)帶來(lái)張力的劇烈波動(dòng)，從而造成帶鋼頭部拉窄。

圖1 下游機(jī)架咬鋼的速降過(guò)程Fig.1 Process of speed drop at the downstream stand

為給活套創(chuàng)造良好的起套條件，防止帶鋼頭部拉窄，本文采用各機(jī)架沖擊速降補(bǔ)償值Nd自動(dòng)調(diào)整的方法。其基本原理是通過(guò)對(duì)起套過(guò)程中活套角度的綜合評(píng)估，確定實(shí)際角度與理想角度的偏差，將該角度偏差通過(guò)模型計(jì)算轉(zhuǎn)換成沖擊補(bǔ)償速度偏差的大小，將該速度偏差按照“鋼種×厚度×寬度×機(jī)架”進(jìn)行規(guī)格分類自適應(yīng)學(xué)習(xí)。具體實(shí)施步驟如下。

步驟1在數(shù)據(jù)表中按照“鋼種×厚度×寬度×機(jī)架”設(shè)置初始沖擊補(bǔ)償值Nd，并從基礎(chǔ)自動(dòng)化系統(tǒng)中以20 ms的間隔采集活套閉環(huán)控制投入后1 s內(nèi)活套實(shí)際角度θact(i)、活套對(duì)主傳動(dòng)的速度調(diào)節(jié)量ΔvLP(i)。

步驟2根據(jù)采集到的數(shù)據(jù)，計(jì)算活套實(shí)際起套角度θLP，計(jì)算過(guò)程如下。

(1)

n值視實(shí)際情況而定，要能夠反映活套的初始調(diào)節(jié)情況。

θLP=max{θact(i)}

(2)

(3)

m值視實(shí)際情況而定，要能夠反映一段時(shí)間內(nèi)活套的實(shí)際角度。

步驟3根據(jù)實(shí)際起套角度θLP和目標(biāo)角度θaim分別計(jì)算實(shí)際起套套量Lact和目標(biāo)套量Laim，其具體計(jì)算過(guò)程可參照文獻(xiàn)[9]，最后得到套量偏差為：

ΔL=Lact-Laim

(4)

步驟4根據(jù)套量偏差計(jì)算理想沖擊補(bǔ)償修正值ΔNd，如圖2所示，Δt為自然速降經(jīng)歷的時(shí)間，其形成的套量可以近似為一個(gè)三角形，則：

(5)

步驟5利用理想沖擊補(bǔ)償修正值ΔNd對(duì)初始沖擊補(bǔ)償值Nd進(jìn)行修正，見(jiàn)式(6)，得到新的沖擊補(bǔ)償值Nd-new，將其保存到數(shù)據(jù)庫(kù)內(nèi)，用于下一塊相同規(guī)格鋼的軋制。

圖2 沖擊速降補(bǔ)償形成的套量Fig.2 Loop produced by speed drop compensation

(6)

式中：γ為模型學(xué)習(xí)系數(shù)，短時(shí)系數(shù)取0.2，用于本批次同規(guī)格帶鋼的學(xué)習(xí)；長(zhǎng)時(shí)系數(shù)取0.1，在本批次帶鋼軋制時(shí)學(xué)習(xí)，學(xué)習(xí)結(jié)果用于下一批次同規(guī)格的帶鋼軋制。

采用上述方法不僅可以補(bǔ)償由于沖擊速降造成的機(jī)架間的流量偏差，而且還可以補(bǔ)償過(guò)程機(jī)初始設(shè)定的流量偏差。這是由于對(duì)于同批次相同規(guī)格的帶鋼來(lái)說(shuō)，各機(jī)架的過(guò)程機(jī)初始設(shè)定和軋機(jī)狀態(tài)差別不大，通過(guò)沖擊速降補(bǔ)償值的自動(dòng)學(xué)習(xí)調(diào)整，基本可以使初始流量偏差穩(wěn)定在一定范圍內(nèi)。而對(duì)于不同批次同規(guī)格的帶鋼來(lái)說(shuō)，變化較大的僅為軋機(jī)狀態(tài)，上一批次的學(xué)習(xí)值仍有較高的使用價(jià)值。

2.2 精軋帶鋼中部寬度控制

2.2.1 帶鋼中部寬度波動(dòng)控制

帶鋼中部較大的寬度波動(dòng)主要由水印點(diǎn)帶來(lái)的較大溫度波動(dòng)所引起。當(dāng)溫度波動(dòng)點(diǎn)經(jīng)過(guò)前后機(jī)架時(shí)，會(huì)引起機(jī)架間套量和張力的變化，進(jìn)而影響帶鋼寬度。本文在活套力矩控制中，針對(duì)張力矩部分，引入張力穩(wěn)定因子KCT,此時(shí)張力矩計(jì)算公式如下。

(7)

正常軋制時(shí)，活套在設(shè)定角度附近工作。當(dāng)溫度高點(diǎn)經(jīng)過(guò)前后機(jī)架時(shí)，活套角度上升，減小張力矩，防止帶鋼拉窄；當(dāng)溫度低點(diǎn)經(jīng)過(guò)前后機(jī)架時(shí)，活套角度下降，增加張力矩，調(diào)節(jié)帶鋼多余的寬度。同時(shí)，活套角度上升時(shí)，減小張力矩可以抑制活套角度的上升趨勢(shì)；活套角度下降時(shí)，增大張力矩可以抑制活套角度的下降趨勢(shì)，從而保持機(jī)架間活套角度的穩(wěn)定。在實(shí)際調(diào)試時(shí)，一般前面幾個(gè)活套取值較小，后面幾個(gè)活套取值較大。該方法可以較好地解決由于來(lái)料溫度波動(dòng)引起的精軋帶鋼寬度波動(dòng)問(wèn)題。

2.2.2 帶鋼寬度反饋控制(FAWC)

由于在精軋?jiān)O(shè)備配置上，精軋出口的測(cè)寬儀離最近的活套輥的距離也有9 m左右，即帶鋼到達(dá)測(cè)寬儀的最短時(shí)間大概為0.5 s，采用這個(gè)測(cè)量值進(jìn)行寬度反饋控制屬于一個(gè)大時(shí)滯的控制系統(tǒng)。因而對(duì)于一些較高頻率的寬度波動(dòng)，通過(guò)該控制方式是無(wú)法消除的，并且它們的存在會(huì)影響整個(gè)反饋控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性，需要對(duì)其進(jìn)行濾波處理，濾波常數(shù)的取值范圍為0.5～10 s。在已解決帶鋼中部較高頻率寬度波動(dòng)的基礎(chǔ)上，針對(duì)變化緩慢、持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)的寬度偏差，在精軋6個(gè)活套進(jìn)行分配后，進(jìn)行PI反饋控制，調(diào)節(jié)各個(gè)活套的張力設(shè)定值，控制結(jié)構(gòu)如圖3所示。對(duì)每個(gè)活套來(lái)說(shuō)，需要調(diào)節(jié)的寬度偏差如下式所示。

(8)

式中：ΔWi為活套LPi調(diào)節(jié)的寬度偏差；ΔW為實(shí)測(cè)的寬度偏差值；ti為濾波時(shí)間常數(shù)；K1i為寬度偏差在每個(gè)活套上的分配增益，取值范圍為0～1，一般情況下，活套位置從后向前時(shí)，該值逐漸減小。

圖3 精軋寬度反饋控制結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Structure of strip width feedback control

2.2.3 精軋寬展預(yù)測(cè)模型修正

一般情況下，過(guò)程機(jī)在對(duì)精軋的寬展量進(jìn)行預(yù)測(cè)和利用精軋出口測(cè)寬儀測(cè)得的寬度偏差進(jìn)行學(xué)習(xí)時(shí)，未考慮FAWC的影響。當(dāng)精軋出口本條帶鋼初始寬度偏差較大時(shí)，F(xiàn)AWC功能就可能將各活套的設(shè)定張力調(diào)至上限或者下限，而過(guò)程機(jī)的寬度偏差學(xué)習(xí)功能無(wú)法考慮到這部分已被調(diào)節(jié)的寬度偏差。這樣就有可能會(huì)使活套系統(tǒng)在軋制下條帶鋼時(shí)經(jīng)常處于大張力或者小張力的控制狀態(tài)，影響精軋系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

為消除這種影響，需要將FAWC投入后各個(gè)活套的實(shí)際張力設(shè)定值σi，連同各活套上游機(jī)架帶鋼出口速度Vi、精軋出口實(shí)測(cè)帶鋼溫度TFDT等多項(xiàng)數(shù)據(jù)動(dòng)態(tài)發(fā)送給過(guò)程機(jī)，通過(guò)下述過(guò)程，計(jì)算得到本條帶鋼軋制時(shí)FAWC功能已調(diào)節(jié)的寬度偏差。

步驟1以精軋出口實(shí)測(cè)帶鋼溫度TFDT為基礎(chǔ)，根據(jù)過(guò)程機(jī)對(duì)各個(gè)機(jī)架的溫度分配系數(shù)KTi，實(shí)時(shí)計(jì)算各機(jī)架出口的帶鋼溫度Ti如下：

Ti=TFDTKTi

(9)

(10)

(11)

f(Wi,hi,Ti,σi,ti,i+1)=Wiγ(Wi/hi)·

[exp(-0.5εi/100)-1]

(12)

(13)

ti,i+1=L/[(1+fi)Vi]

(14)

步驟3計(jì)算在整個(gè)軋制過(guò)程中，6個(gè)活套相對(duì)于各自的設(shè)定張力對(duì)帶鋼總的拉窄量：

(15)

步驟4過(guò)程機(jī)根據(jù)上述計(jì)算的拉窄量，在對(duì)后續(xù)同批次的帶鋼進(jìn)行粗軋區(qū)域目標(biāo)寬度設(shè)定時(shí)，可進(jìn)行如下修正：

(16)

3 應(yīng)用效果

本文提出的精軋帶鋼頭部防拉窄控制功能在寶鋼集團(tuán)某熱軋產(chǎn)線三電改造工程中得以實(shí)施，保證了活套起套的穩(wěn)定性，帶鋼頭部拉窄現(xiàn)象降低了30%左右。圖4為增加帶鋼頭部防拉窄控制后，前后兩塊鋼的精軋出口實(shí)測(cè)寬度偏差數(shù)據(jù)。從圖4中可以看出，采用沖擊速降自學(xué)習(xí)調(diào)整后，后一塊鋼的頭部拉窄量得到明顯改善。

圖4 防拉窄控制后相鄰兩塊鋼的寬度偏差

Fig.4Stripwidthdeviationbetweenfrontandrearstripswithanti-shrinkagecontrol

通過(guò)精軋帶鋼中部的寬度反饋控制以及過(guò)程機(jī)學(xué)習(xí)功能，有效提高了精軋出口的帶鋼寬度精度。圖5所示為同種規(guī)格的帶鋼分別在系統(tǒng)改造前后軋制時(shí)精軋出口的帶鋼寬度數(shù)據(jù)。從圖5中可以看出，系統(tǒng)改造后帶鋼寬度偏差大幅減小。從帶鋼全長(zhǎng)數(shù)據(jù)來(lái)看，系統(tǒng)改造前帶鋼寬度偏差離9 mm的目標(biāo)值相差較遠(yuǎn)，而改造后的帶鋼寬度偏差基本接近于目標(biāo)值。

(a)改造前

(b)改造后

圖5系統(tǒng)改造前后的帶鋼寬度偏差

Fig.5Stripwidthdeviationbeforeandaftersystemreform

4 結(jié)論

(1)本文提出的精軋沖擊速降自學(xué)習(xí)模型，可有效彌補(bǔ)過(guò)程機(jī)設(shè)定模型的偏差，提高穿帶過(guò)程活套控制的穩(wěn)定性，減少帶鋼頭部拉窄現(xiàn)象。

(2)通過(guò)在精軋各個(gè)活套合理配置張力穩(wěn)定因子，提高了活套系統(tǒng)的穩(wěn)定性，同時(shí)減少了帶鋼寬度波動(dòng)現(xiàn)象。

(3)開(kāi)發(fā)的精軋寬度反饋控制和寬展預(yù)測(cè)模型修正功能，在保證活套系統(tǒng)穩(wěn)定性的基礎(chǔ)上，提高了帶鋼全長(zhǎng)的寬度精度。

[1] 呂程，王國(guó)棟、劉相華，等.熱連軋精軋寬度自動(dòng)控制[J].鋼鐵研究，1997，98(5)：52-56.

[2] Park C J, Lee D M, Choi S G. Development of fuzzy PID control system for hot strip finishing mill[C]//The 27th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society. Denver, USA, 2001:287-791.

[3] 賈大朋，張殿華，丁樺，等.熱連軋過(guò)程中活套輥與帶鋼“軟接觸”定位控制[J].軋鋼，2005，22(2)：45-47.

[4] Park C J, Hwang I C. New tension control at the head of strip in hot strip finishing mill[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 206：69-77.

[5] 米田裕紀(jì),潮海弘資，岡田誠(chéng)康，等.熱間仕上ミルにおける高精度幅制御技術(shù)の開(kāi)発[J]. CAMO-ISIJ, 1996,9：312-315.

[6] 王愛(ài)麗，劉華強(qiáng)，楊荃，等. 基于張力調(diào)節(jié)的熱連軋精軋機(jī)組寬度控制的研究[J]. 鋼鐵，2010，45(3)：62-65.

[7] 王麗君，童朝南，孫一康.自抗擾控制在監(jiān)控精軋寬度控制系統(tǒng)中的應(yīng)用[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào)，2006,18(6)：1615-1622.

[8] 彭開(kāi)香，徐品.基于RBF網(wǎng)絡(luò)直接廣義預(yù)測(cè)精軋寬度控制[J]. 控制工程，2009, 16(6)：727-730.

[9] 李家波，張健民，杜江艦，等.寶鋼1580 mm熱軋三電改造活套控制技術(shù)[C]//第五屆寶鋼學(xué)術(shù)年會(huì)論文集.上海，2013：105-109.