5机架冷连轧机（精选4篇）
5机架冷连轧机 篇1
摘要：针对河北中钢钢铁有限公司1 250 mm五机架全连续冷连轧机组液压系统设备状态在生产过程中发生的变化, 并根据八辊轧机压下执行机构的特点, 对该机组液压压下控制系统进行优化。在优化工作中, 对原有控制系统进行调整, 并新设计与投入了多个控制环节与补偿环节。优化后的系统投入使用后, 取得了良好效果, 成功解决了生产中存在的压下问题, 为提高产品的控制精度奠定了坚实基础。
关键词：冷连轧机,液压压下控制系统,位置闭环,压力闭环
0引言
河北中钢钢铁有限公司1 250 mm八辊五机架全连续冷连轧机组是我国首条在吸收国外相关先进技术的基础上结合国家重大技术装备研制项目 (科技攻关) 计划, 自主研制开发的冷连轧生产线[1]。该生产线于2004年建成投产, 三年的稳定运行证明了该控制系统具有优良的性能。
在生产过程中机组设备状态逐渐变化, 课题组在2007年夏至2008年初经过半年多的技术改造与长期跟踪, 从控制系统入手进行了相应的调整与优化。经过优化, 轧机性能有了很大的提高, 实际成品规格范围达到厚度0.23～2.0 mm, 宽度600～1 205 mm, 二次退火板最小厚度0.19 mm。本文将对本次技术改造中对轧机液压压下控制系统的优化进行介绍, 从改造涉及的压下控制系统各个环节入手, 介绍优化工作并分析优化效果。
1压下控制系统的组成
1.1八辊轧机的压下执行机构
河北中钢1 250 mm冷连轧机组八辊轧机的压下装置由齿条、齿轮、偏心支撑环和双支撑辊 (组合式背衬轴承) 组成, 分别位于机架顶部的传动侧和操作侧。液压缸带动齿轮齿条机构使偏心环式支撑辊转动, 通过支撑辊背衬轴承带动中间辊和工作辊实现压下动作, 整个辊系为2-1-1布置。双支撑辊设计减小了支撑辊辊径, 大大降低了由大辊径支撑辊磨辊精度问题带来的轧辊偏心影响[2]。但是, 该压下执行机构增大了液压缸的行程, 液压缸行程约为相应空载辊缝变化量的10倍, 这对控制系统的动态特性提出了较高要求。
1.2压下控制系统的硬件组成与功能结构
冷连轧机液压压下控制系统由压下控制器、压下执行机构 (液压系统、偏心压下机构及辊系) 和压下传感器 (位置、压力传感器) 等三部分组成。压下控制器包括基础自动化级L1级的西门子高性能控制器TDC (Technologic Driver Controller) 与执行控制级L0级的德国博世力士乐公司的HNC液压高性能控制器, 分别实现给定值控制与高速闭环调节两大功能, 两者通过工业现场总线Profibus DP网进行通信。TDC控制器通过CPU负责对压下控制的各给定值通道进行协调, 对五个机架的HNC控制器下达给定值;每机架对应一个HNC控制器, 用来进行高速闭环调节[3]。
本次优化后的压下控制系统整体功能结构如图1所示。
由压下控制功能结构图可知, 压下闭环控制方式包括位置闭环控制与压力闭环控制, 分别以液压缸的实测位置与实测压力作为反馈值进行闭环调节。[4]
两种闭环控制方式的特性对比如下:从厚度控制效果来看, 位置闭环抵抗来料厚度、硬度偏差以及机架前后张力偏差对出口厚度干扰的能力大于压力闭环;而压力闭环通过保证轧制力恒定可以自动消除轧辊偏心对出口厚度的影响。从板形控制效果来看, 压力闭环比位置闭环具有优势:通过保证轧制力恒定, 使来料厚度偏差、硬度偏差以及前后张力的波动对出口凸度影响极小, 从而基本实现了凸度对此类偏差的抗干扰。其意义在于在末架采用压力闭环与张力厚调, 使板形板厚耦合关系变得简单, 特别是不必考虑板厚控制对板形的影响。
在原系统中, 压力闭环只是在辊缝零位校验时用到, 本次优化对压力闭环进行完善并将其投入稳态轧制过程。但是, 压力闭环不能单独使用, 启动状态时, 必须首先使用位置闭环, 这是因为在压下的初始非线性阶段, 要先以位置闭环压到一定轧制力使轧辊完全接触并压紧带钢才可以转为压力闭环;另外在建张过程中, 用压力闭环会导致带钢厚度不稳定。因此, 新系统采用主令速度达到最高速度的3%作为位置闭环转压力闭环的切换点。
由于压下控制器实现两种闭环方式的功能与结构是相似的, 因此本文对压下控制器的叙述将以位置闭环为主, 从给定值环节与闭环调节器环节两个方面进行展开。
2给定值环节
2.1给定值通道
对于位置闭环控制与压力闭环控制, 给定值环节是将目标位置或目标压力的手动给定值/自动给定值、AGC调节值、ATC调节值和动态变规格调节值等相加, 得到相应状态下的输出给闭环调节器的给定目标值。本系统给定值控制在TDC中实现, 根据给定值所在循环周期的不同, 给定值环节可分为两个通道:慢速给定通道 (32 ms) , 用于手动给定值与自动给定值的斜坡给定, 其中, 自动给定值包括L2级给定值与各种工艺给定值如快抬保护位置调节量等;快速给定通道 (16 ms) , 用于高速的AGC, ATC以及动态变规格调节值给定。如图2所示为给定值环节的组成。
2.2斜坡发生器与斜率控制器
慢速通道手动给定值与自动给定值属于静态给定值, 信号幅值大, 为防止对系统产生冲击引起系统自激, 必须使用斜坡发生器使给定值输出以一定斜率连续变化到给定目标值, 即规定压下或者上抬过程的液压缸运动速度。本系统优化考虑启动压下过程的特点, 在轧制力小于1 000 kN时斜坡发生器压下速度设为2 mm/s, 大于1 000 kN时设为1 mm/s。
本系统优化在使用斜坡发生器使给定值以斜坡输出的同时, 考虑到执行机构的惯性, 使用了斜率控制器, 给定启动阶段的加速度与停止阶段的减速度, 使压下过程经过加速、匀速、减速三个阶段最终实现目标值。斜坡发生器与斜率控制器如图2所示。
在本系统中, 运动过程中每一时刻的速度, 除了以位置斜坡发生器斜率的形式确定以外, 还直接作为给定值用于压下速度偏差补偿, 使动态调节过程的速度跟随给定速度。
2.3位置同步控制与辊缝倾斜 (双摆) 控制
由于两侧位置传感器 (磁尺) 的安装很难做到完全水平, 因此, 在两侧实际辊缝相等时, 实测位置值是有差距的。必须采用一定的方式, 以这个差值对两侧位置给定值进行修正, 使两侧实测位置始终保持这个差值, 即位置同步控制。本次系统优化完善了记忆位置差模式与同步跟随模式两种位置同步控制方式, 如图1所示。
在完成辊缝零位校验的一刻, 记录操作侧与传动侧的位置反馈值之差Δs, 即为磁尺安装位置差。记忆位置差模式下, 操作侧与传动侧的位置给定值是在TDC发出的唯一给定值的基础上分别加上和减去0.5Δs, 使两侧给定值之差始终保持Δs。同步跟随模式下, 操作侧控制方式不变, 以实时操作侧与传动侧的位置反馈值之差再减去Δs作为传动侧的给定值, 通过同步跟随控制器 (为PI控制器) 完成闭环控制, 实现传动侧同步跟随操作侧反馈值。同步控制器执行频率比单侧闭环调节器 (后文将详细介绍) 更快, 其周期设置为2 ms。这种方式的优点在于更好地消除了高速调节过程中由于两侧机械特性不同带来的动态偏差。
这样, 辊缝倾斜 (双摆) 控制可以在Δs上加一个增量, 通过改变Δs在不改变带钢中点厚度的基础上改变两侧的厚度差。
压力闭环的给定结构相对简单, 不存在位置闭环下由磁尺安装精度问题造成的两侧给定值不同, TDC直接输出两侧压力给定值, 辊缝倾斜调节只需在两侧给定值上分别加上与减去相同的压力调整量。
3位置闭环调节器以及各补偿环节
本系统闭环调节功能均在HNC中完成, 分为位置、压力闭环调节器与位置同步跟随控制器, 除同步跟随控制器外, 闭环调节器循环周期均设为4 ms。
下面仍以位置闭环为例对闭环调节器进行介绍。在位置闭环控制方式下, 位置给定与磁尺测量得到的位置反馈相减得到偏差值, 用于位置闭环单侧闭环调节器调节, 操作侧单侧闭环调节器的输出即为给伺服阀的调节电压;对于传动侧, 在记忆位置差模式下单侧闭环调节器的输出为伺服阀调节电压, 在同步跟随模式下同步控制器的输出为伺服阀调节电压。位置闭环单侧闭环调节器由PID控制器与各补偿环节组成, 见图3。
3.1PIDT控制器
本系统的微分环节带有延时滤波环节, 因此控制器实际为PIDT控制器。本次系统优化对P, I, DT各环节均进行了不同程度的优化调整。
3.1.1 滤波微分环节 (DT环节)
微分控制针对位置偏差信号的变化趋势, 在偏差变得较大之前引入一个早期修正信号, 从而对偏差起到预控作用。通过试验证明, 引入微分控制对于系统动态特性的优化效果明显, 特别是在大行程压下过程对速度控制提出更高要求的情况下。但是, 微分控制容易受到噪声等高频干扰信号的影响, 因此, 本系统还引入了具有滤波功能的延时环节, 这使得微分环节可以较好地应用于实际控制。微分环节是原系统就存在的, 本次优化通过多次调试确定微分系数D=100 ms, 延时环节系数T=100 ms。
3.1.2 变增益比例控制
由于在实际控制中, 需要在位置偏差很大的时候加快调节速度, 而在偏差变小的时候进行微调, 因此本次系统优化采用一条人工设定的偏差-电压曲线代替原来单一的比例系数, 设置不同的坐标点来确定多段直线的斜率, 通过合理的参数设置对系统的动态特性进行优化, 并在一定程度上对伺服阀的非线性加以补偿。对应偏差范围区间 (0, 0.01], (0.01, 0.1], (0.1, 1]的比例增益分别为0.5, 1, 2。
3.1.3 具有零偏补偿自学习功能的积分控制
积分控制可以通过提高系统阶次来减少或消除系统稳态误差, 本次系统优化采取的方法是在控制器里引入积分环节, 使系统的稳态误差为0。通过多次调试, 最终确定积分系数为30 ms。由于积分控制是微量调节, 偏差较大时会产生超调与不稳定, 因此将控制器设置为在位置偏差较小并且给定速度为0时, 才打开积分环节, 偏差切换位置设置为0.01 mm。
引入积分控制后, 在稳态时PIDT控制器将始终输出一个比较稳定的伺服阀调节电压 (也就是积分环节的输出) , 这个调节电压实际上是对伺服阀-液压缸系统各种泄漏的补偿。由于系统处于理想的无泄漏状态时该电压为0, 因此该电压也被称为零偏电压。这时, 如果将该电压记录下来作为补偿量加入PIDT控制器的输出中, 则稳态下控制器的实际调节输出为0, 这一补偿方式即为零偏补偿方式 (ZPC) 。
零偏补偿的意义在于:对于每次大于0.01 mm的位置偏差, PIDT控制器都要首先关闭积分环节, 进行比例微分控制, 偏差达到0.01 mm以内时, 再打开积分环节, 直至偏差为0。在这个过程中如果保证稳定的零偏电压输出, 则避免了在位置调节的同时又重新实现一次泄漏补偿, 减少了每一次闭环调节的调节量、调节时间。实际上, 调节电压相对零偏电压可能很小。
在以往的液压系统中, 这个零偏电压是在工程调试期人为补偿的, 但是, 由于生产过程中液压系统的状态会不断发生变化, 为此本次系统优化为积分控制加入了零偏补偿自学习功能。其基本原理是在系统进入稳态时记录积分环节的输出作为零偏补偿电压, 这样积分环节具有了随着液压系统状态改变自动调节零偏电压的功能。
控制器引入积分控制并加入零偏补偿后, 伺服阀调节电压明显趋于稳定。图4为稳态轧制过程的伺服阀调节电压, 其中上图为具有零偏补偿自学习功能的积分环节加入前的电压, 下图为加入后的。
3.2补偿环节
3.2.1 流量补偿
理想零开口伺服阀压力-流量方程为 (本系统中三位四通伺服阀对液压缸两腔都进行控制) :
压下过程undefined
上抬过程undefined
式中, QL为负载流量, m3/s;Cd为流量系数, 无因次;w为阀口沿圆周方向的宽度, m;xv为阀位移, m;Ps为高压供油压强, MPa;Pl为负载压强, MPa;ρ为轧制油密度, kg/m3。
伺服阀的负载流量与伺服阀阀芯开口和负载压强有关, 这样, 即使阀芯控制电流 (由伺服阀调节电压得到, 控制阀芯开口大小) 一定, 伺服阀输出的负载流量仍然随负载压强的变化而变化, 而且是非线性关系, 特别是其影响规律对于上抬与下压两个方向是不同的[5]。
伺服阀输出的负载流量对应于液压缸的运动速度, 所以负载压强的变化将对位置控制系统的跟踪特性产生直接影响。因此, 需要通过在控制器中对伺服阀调节电压进行补偿来使液压缸的运动速度保持恒定, 即速度补偿或流量补偿。
本次系统优化应用了较为常用的压力流量补偿方式, 将控制器的输出电压乘以压强影响系数 (对于压下过程为undefined, 对于上抬过程为undefined的倒数, 从而使液压缸运动速度不再受到负载压强的影响, 同时, 使相同阀芯调节电流下, 上抬与下压两个方向具有相同的速度。
3.2.2 速度偏差补偿
本次系统优化为使由八辊轧机辊系结构造成的大行程压下过程很好地实现加速-匀速-减速到0的运动过程, 在位置闭环控制中引入了速度偏差补偿。
将经过滤波处理的位置实测值做一次微分得到速度实际值, 并由位置斜坡发生器、斜率控制器得到速度给定信号, 取二者偏差进行PI调节, 将其输出电压作为补偿值加到伺服阀调节电压中, 即为速度偏差补偿。速度偏差补偿是对压下动态过程的优化, 只有速度给定值发生变化时才打开。
现场调试效果证明, 速度偏差补偿的引入改善了系统的动态性能, 很好地满足了大行程压下过程对系统动态跟随特性的较高要求。
3.2.3 速度反馈、加速度反馈与压力反馈
速度反馈具有减小主回路的开环增益提高稳定裕度、减少回路内的伺服阀增益变化等干扰因素影响以及减小回路内死区、间隙和滞环等非线性影响的作用;压力反馈可以提高系统的阻尼, 减弱系统振动;加速度反馈相当于压力反馈。由于调试效果已经很好地满足现场需要, 因此这部分环节未在实际生产中投入。
由于空载压下、建张启动等大行程压下过程均在位置闭环下进行, 因此, 除了没有速度偏差补偿, 压力闭环调节器与位置闭环具有相似的结构, 限于篇幅不进行详述。
4现场应用效果分析
图5为系统时域特性测试的采样曲线。在位置闭环下, 无带钢连续大行程压下, 左右两部分分别为控制器优化前后的采样曲线, 每一部分的上图为实测位置, 下图为实测压力。对比优化前后的采样曲线, 可以看出, 系统的稳态特性与动态跟随特性均得到很大程度的改善, 能够很好地满足现场实际生产的需要。
5总结
本次压下系统优化在原有位置闭环方式的基础上, 完善压力闭环控制方式, 并在生产过程中投入到后三个机架中, 使产品板形质量有了明显改善。控制器设计与优化方面, 对给定值环节的斜率控制器与位置同步控制器进行设计, 并分别在位置闭环、压力闭环两种方式下, 对闭环调节器环节的PIDT控制器进行优化, 特别是设计并投入了具有零偏补偿自学习功能的积分环节, 同时将速度偏差补偿与流量补偿等多个补偿环节投入系统, 成功解决了现场长期存在的双侧压力差报警、动态调节过程压力波动过大及液压缸泄漏造成的伺服阀调节电压波动过大等问题, 使压下控制系统的控制效能得到大幅度改善, 为产品质量的提高奠定了良好基础。
参考文献
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5机架冷连轧机 篇2
FGC控制与计算方法有多种[2,3,4,5,6],不同的方法各有其优缺点。本文根据对比分析,重点分析和讨论动态变规格逆流调节的非线性全量算法。
1控制与计算方法的比较
从动态变规格的调节方向和顺序来看,可以分为顺流调节和逆流调节两种方式。顺流调节是当变规格点到达第i机架时,既要对第i机架的辊
缝、辊速进行变更,又要同时调节第i+1机架到第5机架的辊速,以保持变规格区域从第i+1机架到第5机架时张力不变;逆流调节是当变规格点到达第i机架时,既要对第i机架的辊缝、辊速进行变更,又要同时调节第i-1机架到第1机架的辊速,以保持变规格区域从第i-1机架到第1机架的张力不变。20世纪80年代初,有学者曾对顺流调节方式进行了研究和推导。但由于顺流调节需要对5个机架进行多次调速,因而不利于常规AGC对产品厚度的控制,且顺流调节对末机架响应速度和PID调节参数的要求相对比较严格,因此目前大多数全连续冷连轧机组在动态变规格时采用逆流调节方式。
从动态变规格的数学计算方法来看,主要可以分为线性化增量法和非线性全量法两种方式。线性化增量法是通过偏微分方程的差分形式来求解各个机架在动态变规格过程中辊缝和辊速的变化量;非线性全量法是通过等价关系的建立和理论公式的直接推导得出动态变规格过程中的控制量。有学者采用逆流调节的线性化增量算法来分析动态变规格过程,但是如果设定值的变动采用多次下送的方法,每次下送的变动量不大,采用线性化增量法较为方便;而如果采用一次或仅二三次下送设定值的变动,由于变动量大,用线性化增量法计算误差则较大。因此,采用非线性全量法计算更为合适,也更易于程序的实现和移植。
2逆流调节的非线性全量算法
逆流调节过程如图1所示,其反映了变规格点到达某个机架时,辊缝、轧辊线速度(可简称“辊速”)、带钢张力以及厚度的变化情况。
2.1变规格区域进入第1机架前
维持低速稳定轧制,即以变规格速度轧制(变规格速度指末机架带钢速度,一般为100～250 m/min)。
2.2变规格区域进入第1机架时
这时需要改变第1机架压下以适应新压下规程;同时还要改变辊速,以保持第1～2机架间张力不变(A材轧制规程中的张力设定值)。由于产品规格变更,因此第1～2机架之间带钢的速度关系不能按秒流量相等的原则来计算,而要遵循张力恒定(按照A材张力设定值)的原则。第2,3,4,5机架的轧制过程不受干扰,以避免A材尾部产生超差。此时,第1机架出口厚度由h1,A逐渐改变为h1,B,同时为保持第1～2机架间张力不变,按张力关系式得到第1机架的过渡单位前张应力
undefined
式中,H2,A为A材在第2机架的入口厚度;tb2,A为A材在第2机架的后张应力。
此张应力只是达到第1～2机架间张力不变的等效换算,而实际中是通过改变第1机架的辊速来实现张力不变的。第1机架辊速变化的绝对量可根据速度平衡公式求得:
VN1,1=(1-ε2,A)/(1+f′1,B)·VN2,A (2)
式中,ε2,A为第2机架在(H2,A,h2,A,tb2,A,tf2,A,VN2,A)状态下的后滑值,其中,tf2,A为轧制规程A对应的第2机架的前张应力;f′1,B为第1机架在(H1,B,h1,B,tb1,B,t′f1,B,VN1,1)状态下的前滑值;VN1,1为动态变规格区域通过第1机架后进入第2机架前,第1机架的辊速。
第1机架辊速变化的相对量为:
ΔVN1,1=VN1,1-VN1,A (3)
这时,第1机架辊缝绝对量应由S1,A改变为S′1,B:
S′1,B=h1,B+P′1,B/K (4)
式中,P′1,B为第1机架在(H1,B, h1,B,tb1,B,t′f1,B,VN1,1)状态下的轧制力;K为轧机刚度。
则第1机架辊缝变化的相对量为:
ΔS′1=S′1,B-S1,A (5)
经τ1时间后,变规格点到达第2机架:
τ1=L/VN1,1 (6)
式中,L为机架间距离。
2.3变规格区域进入第2机架时
第2机架要改变压下以适应新的压下规程;同时改变辊速,以保持第2～3机架间张力不变;此时还要根据秒流量相等原则以保证第1～2机架之间满足B材设定张力,且逆流调节第1机架的辊缝和辊速以满足B材轧制规程。第3,4,5机架的轧制过程不受干扰,避免A材尾部产生超差。
第2机架出口厚度由h2,A改变为h2,B,同时为保持第2～3机架间的张力不变,按张力关系式得到第2机架的单位前张力t′f2,B为:
t′f2,B=H3,A/h2,B·tb3,A (7)
此张应力只是达到第2～3机架间张力不变的等效换算,而实质上是通过改变第2机架辊速来实现的。
第2机架辊速变化的绝对量,根据速度平衡公式得:
VN2,2=(1-ε3,A)/(1+f′2,B)·VN3,A (8)
式中,f′2,A是第2机架在(H2,B,h2,B,tb2,B,t′f2,B,VN2,2)状态下的前滑值。
第2机架辊速变化的相对量为:
ΔVN2,2=VN2,2-VN2,A (9)
这时第2机架辊缝应由S2,A改变为S′2,B,即第2机架辊缝变化的绝对量:
S′2,B=h2,B+P′2,B/K (10)
式中,P′2,B是第2机架在(H2,B,h2,B,tb2,B,t′f2,B,VN2,2)状态下的轧制力。
第2机架辊缝变化的相对量为:
ΔS′2=S′2,B-S2,A (11)
经τ2时间后,变更点到达第3机架:
τ2=L/VN2,2 (12)
与此同时要使第1～2机架间张力是B材的设定张力,需同时变化第1机架辊速和辊缝。
第1机架辊速变化的绝对量,根据速度平衡公式得:
VN1,2=(1-ε′2,B)/(1+f1,B)·VN2,2 (13)
第1机架辊速变化的相对量为:
ΔVN1,2=VN1,2-VN1,1 (14)
这时第1机架辊缝的绝对量应由S′1,B改变为S1,B(此时第1机架已经完成了由A材→B材的轧制规程切换),而相对量为:
ΔS″1=S1,B-S′1,B (15)
2.4变规格区域进入第3,4机架时
第3机架要改变压下以适应新的压下规程,同时改变辊速,以保持第3～4机架间的张力不变,满足A材张力设定值,此时还要根据秒流量相等原则来保证第1～3机架之间满足B材的设定张力,同时逆流调节第2机架的辊缝和第2,1机架的辊速来满足B材的轧制规程。第4,5机架的轧制过程不受干扰,以避免A材的尾部产生超差。
第4机架要改变压下以适应新的压下规程,同时改变辊速,以保持第4～5机架间的张力不变,满足A材张力设定值,此时还要根据秒流量相等原则来保证第1～4机架之间满足B材的设定张力,同时逆流调节第3机架的辊缝和第3,2,1机架的辊速来满足B材的轧制规程(此时第3机架已经完成了由A材→B材的轧制规程切换)。第5机架的轧制过程不受干扰,以避免A材的尾部产生超差。
此时的辊缝和辊速计算与第2.2和2.3节同理,就不再赘述。
2.5变规格区域进入第5机架时
第5机架改变压下以适应新的压下规程,同时辊速保持不变,逆流调节第4机架的辊缝和第4,3,2机架的辊速来满足B材的轧制规程。
这时,第5机架出口厚度由h5,A改变为h5,B,同时为保持第5机架张力与B材的一样,按张力关系式得到第5机架的前张应力为tf5,B,而第5机架辊速保持不变:
VN5,5=VN5,A (16)
辊缝由S5,A改变为S5,B,变化的相对量
ΔS5=S5,B-S5,A (17)
经τ5时间后,变更点到达分切剪:
τ5=L/VN5,5 (18)
与此同时要使第4～5机架间张力是B材的设定张力,变化第4机架的辊速和辊缝,用与第2.2节相似的方法可以得到第4机架辊速变化的绝对量和相对量。这时第4机架辊缝变化的绝对量由S′4,B改变为S4,B(此时第4机架已经完成了由A材→B材的轧制规程切换),相对量为:
ΔS″4=S4,B-S′4,B (19)
第3机架辊速变化的绝对量,可根据速度平衡公式得到:
VN3,5=(1-ε4,B)/(1+f3,B)·VN4,5 (20)
第3机架辊速变化的相对量为:
ΔVN3,5=VN3,5-VN3,4 (21)
第1,2机架辊速变化的绝对量和相对量,可按照式(20)和(21)逆流推导得到。
此时所有机架都完成了由A材→B材的轧制规程切换,即动态变规格完成。
3实际应用
中冶赛迪工程技术股份有限公司总承包的某冷轧厂1450酸轧机组于2009年6月投产以来采用了本文介绍的FGC技术,下面以该机组投产至2011年2月的实测数据为例,分析本FGC计算模型在实际生产中的应用效果。
该机组是5机架全连续冷轧机,其在第1机架和第5机架的入、出口处各配有一个激光测速仪和测厚仪。轧机基本参数如表1所示,FGC前后两卷带钢对应的轧制规程参数如表2所示。动态变规格时主要参数的变化过程如图2所示,其采样周期为4 ms,图中分别示出了5个机架在变规格过程中辊速、辊缝、机架间张力、产品厚度和焊缝过机架信号等变量的实测值,以及AGC投入情况(AGC控制逻辑)。在FGC过程中机架间张力的波动很小,在变规格区域的最大张力偏差在±5%以内,可见轧制参数很稳定。自从调试稳定以后,几乎没有因FGC而发生断带事故。在FGC过程中成品带钢厚度超差的长度为11.17 m(偏差超出±5%范围的带钢长度),完全满足设计要求(设计要求小于20 m)。动态变规格时带钢的超差长度如图3所示。
4小结
本文利用动态变规格逆流调节的非线性全量算法对FGC时各个时刻的辊缝、辊速变化量进行了分析和推导。该方法在实际生产应用中表明:其逻辑严密、精度高、稳定性好且易于实现编程;带钢厚度偏差及其超差长度均达到设计要求。
摘要：对动态变规格的控制与计算方法进行了比较与分析,并对动态变规格逆流调节的非线性全量法进行了深入分析与推导,得到了动态变规格各个时刻对应的辊缝和辊速。经过某冷轧厂1450酸轧机组的实践表明轧辊辊缝和辊速的动态设定能使动态变规格时的轧制过程稳定,且能够保证带钢超差长度达到设计要求。
关键词：冷连轧,动态变规格,逆流调节,全量法
参考文献
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5机架冷连轧机 篇3
张力轧制是冷连轧带钢生产的主要特征。张力主要有以下几个方面的作用: 防止带钢在轧制过程中跑偏; 保证所轧带钢的平直度; 降低轧件的变形抗力,便于轧制更薄的产品; 适当调整冷轧主电动机负荷[1]。因此机架间带钢张力控制至关重要,决定着冷轧带钢厚度等产品质量指标。
冷连轧带钢宽展极小,根据秒流量方程[2]可知,带钢速度与前后滑系数、机架入出口带钢厚度相关; 又由机架间张力公式[2]可知,机架前后滑系数与轧机前后张力的变化有关; 带钢厚度又取决于轧制力和前后张力。综上分析可见,轧制力、张力、速度相互作用、相互耦合,这就使得张力控制变得非常复杂[3,4]。
在冷连轧控制系统中,通常采用直接张力控制方式,即通过安装在机架间的张力计测量带钢实际所受到的张力,作为控制系统的实际张力反馈值。机架间的张力控制手段通常有2种: 调整下游机架辊缝和调整上下游机架速度。
在自动化领域广泛应用的PID控制器,非常适用于单输入、单输出的系统。对于张力控制这样多变量、非线性、强耦合的系统而言,PID控制器编程和参数调整就变得复杂和困难。冷连轧机架间张力使用PID控制也有多种方式,通常需要2个控制器,分别用于调整速度和辊缝,并且2个控制器需要切换及协调工作,这无疑增加了编程的复杂性和难度[5,6,7,8,9]。
模糊控制方法具有人的思维特点,可以得到非线性的输出,恰好适应这种变工况、非线性的多输入多输出控制系统,因此,笔者用模糊控制器替代2个PID控制器,根据轧制力、张力及速度等各个变量的状态,运用知识库中的专家规则,推导出该状态下速度和辊缝的修正量,对张力进行快速精确的调节控制。该张力模糊控制器于2012年投入广 西柳州钢 铁公司新 建的1 250 mm酸洗冷连轧生产线使用,张力控制稳定,精度高; 相对于PID程序,模糊控制器程序结构简单,思路清晰,大大减少了调试时间和操作人员的人工干预,提高了生产的安全性和可靠性。
1控制系统组成
该酸洗冷连轧轧机入口带钢厚度2. 0 ~ 4. 0 mm,出口成品厚度0 . 2 ~ 1 . 8 mm,最大轧制力16 000 k N,出口最大速度1 300 m / min。酸洗段采用盐酸酸洗液,冷轧机采用五机架串列式轧机。轧机区主要设备有: 7号和8号张力辊,S1 ~ S5轧机,出口夹送辊、飞剪及回转式卷取机。S1和S5采用6辊轧机,配备中间辊工作辊弯辊及中间辊串辊功能,其他3架为4辊轧机,配备工作辊弯辊功能,S5机架配备精细冷却装置。仪表方面配置有: 在S1入口和出口及S5出口设置X射线测厚仪,在S2入口和出口及S5出口设置激光测速仪,在S5出口设置板形仪,每个机架设置位置传感器,机组入口、出口和机架间设置张力计。
该生产线的自动控制系统分为2级: L2过程自动化和L1基础自动化。L2系统由2台冗余服务器计算机组成; L1系统硬件由3台Ansaldo新一代多任 务多处理 器AMS控制器和ABB的DCS800主传动组成。L1控制器中央处理单元为6100CPU,系统支持的编程软件为ISa GRAF5. 3和标准C语言。通过高分辨率的模拟量输入模板和高速计数模板接收现场压力、张力和位置的实际值; 通过高速模拟量输出模板控制压下、弯辊和串辊等的伺服阀。L2系统通过以太网与L1控制器通信,L1控制器采用高速内存映像网实现控制器之间的通信,L1控制器和传动装置通过Profibus-DP现场总线进行通信。
L2轧制模型接收L3生产管理系统下发的来料带钢的物理和材质等参数以及目标产品的相关数据,计算出各机架的速度、压下量和各段张力等的设定值,下发到L1控制器。L1控制器根据设定值和现场检测的实际值,采用不同控制策略,调整速度、轧制力及弯辊、串辊和冷却系统,从而控制产品的厚度、板形等指标。L1张力控制的核心为自动张力控制( ATC) 程序,主要完成机架间张力控制功能,其根据实际张力和L2的设定张力,使用模糊控制器,结合规则库规则, 计算并输出轧机速度和辊缝修正量,并发送给压下控制和速度主令程序,通过相应的闭环控制实现张力控制。机架间张力控制通用结构如图1所示。
2张力模糊控制器
自动张力控制程序的张力模糊控制器子程序( ATF) 采用C语言编写,其结构如图2所示。
ATF控制器的输入信号有4个: 张力偏差、轧制力、出口轧机速度及上游机架速度修正量。输入信号进入控制器后,控制器首先对其进行模糊化处理,然后模糊推理机根据知识库中的相关规则进行模糊决策,再经解模糊处理,产生相应的输出。输出量主要有下游机架的辊缝修正量及上下游机架速度修正量,最终作用到带钢两端的速度上,从而达到控制张力的目的。
2 . 1输入模糊化和输出解模糊
2 . 1 . 1输入模糊化
输入信号模糊化采用三角形隶属度函数法。
( 1) 张力偏差。张力偏差输入的隶属度函数分为5级: NHigh、NSmall、Zero、PSmall、PHigh,分别表示张力偏差值为负向且数值大、负向且数值小、零、正向且数值小、正向且数值大。
( 2) 轧制力。实际单位宽度轧制力输入的隶属度函数分为3级: L、M、H,分别表示相对于正常轧制过程,轧制力偏小、适中和偏大。
( 3) 出口机架速度。实际出口机架速度输入的隶属度函数分为2级: ESL、ESN,分别表示连轧机组处于低速轧制和正常轧制过程。
( 4) 上游机架速度修正量。上游轧机的速度修正量输入的隶属度函数分为3级: NC、ZC、PC, 分别表示相对于初始速度,修正值为负数、零和正数。
2 . 1 . 2输出解模糊
输出信号的解模糊采用广泛应用的加权平均法( 重心法) 。
( 1) 辊缝修正量。辊缝修正量输出隶属度函数分为5级: CloseHigh、Close、Zero、Open、OpenHigh, 分别表示辊缝设定减小一大步距、减小一小步距、不变、增加一小步距、增加一大步距。步距可以通过调试画面进行修正。
( 2) 速度修正量。速度修正量( 分为上游机架和下游机架) 输出的隶属度函数分为5级: NH、NS、Zero、PS、PH,分别表示速度设定减小一大步距、减小一小步距、不变、增加一小步距、增加一大步距。步距可以通过调试画面进行修正。
2 . 2模糊控制器规则库
模糊控制系统中,最重要的是规则库,规则库一般根据轧钢工艺理论及专家经验总结而出。目前该酸洗冷连轧张力模糊控制系统中运行的规则库共有35条规则,如表1所示。在其他条件不变的情况下,若下游机架辊缝减小,带钢进入下游机架的速度会降低,则两个机架间的张力将减小,规则1、2就是利用这个原理制定; 反之, 则增大,规则3、4就是利用这个原理制定。同理,如果其他条件不变,而上游机架速度增加,则两个机架间的张力将减小,对应规则8、9; 反之, 则增大,对应规则6、7。当张力偏大,需要减小下游机架辊缝时,如果这时下游机架轧制力太大, 则模糊控制器会转而调整上游机架速度,对应规则8。PID控制器很难灵活处理这种多输入多输出的情况,而这正是模糊控制器的优势所在。
每一条规则都会按照4个输入分量产生3个输出分量,对辊缝、轧机速度进行调整。调整时,因为辊缝调节会引起压下率变化,速度调节会引起电动机转矩变化,相比之下,压下率变化比电动机转矩的波动小一些,所以优先使用辊缝调节。根据本系统L2模型的速度、厚度控制策略,对于S1和S5机架,由于其速度主要用于出口成品的厚度控制,所以通常情况下,张力控制对这两个机架的速度调整为零。同时,结合工艺情况,规则库中的规则分为3组,分别对应于正常轧制、低速轧制和毛辊轧制3种模式。
( 1) 正常轧制模式。正常生产阶段,当实际出口速度高于画面的设定值时使用该模式。在该模式下,ATC的控制规则为1 ~ 17条。实际运行中,张力控制分2种情况实现: 正常情况下主要通过调整下游机架辊缝实现; 其他极端情况, 如轧制力过大或过小时,通过改变上游机架速度实现,如图3所示。
( 2) 低速轧制模式。启车或穿带低速运行阶段,控制器使用该模式。在该模式下,ATC的控制规则为18 ~ 26条。张力控制通过调整下游机架辊缝和下游机架速度实现,如图4所示。
( 3) 毛辊轧制模式。在使用粗糙度比较高的轧辊时使用该模式,通常用于出口机架。这种情况下,轧制力会比较大。在该模式下,ATC的控制规则为27 ~ 35条。张力控制通过同时调整下游机架辊缝和上游机架速度共同实现。该模式与正常轧制模式的不同之处在于: 两个输出修正同时作用,但权重不同,辊缝修正量权重较小,而速度修正量权重较大。
3应用效果
本工程2012年7月进行全线热负荷试运行,10月17日第1卷厚度为0. 25 mm的钢卷顺利下线。投产至今,机架间张力控制系统运行正常,张力稳定、精确。图5是生产过程中的ATF程序变量跟踪曲线。图中,曲线1是S4 ~ S5机架间的实际张力偏差,曲线2是控制器输出的S5机架速度修正值,曲线3是控制器输出的S5机架辊缝修正值,当前出口速度处于低速区域。在图5曲线前半部分,当实际张力偏差负向小幅变大后,辊缝变小,同时S5机架的速度变小,这是规则19的作用结果; 在曲线后半部分,当实际张力偏差正向小幅变大后,辊缝变大,同时S5机架的速度变大,这是规则20的作用结果。从图5可以看到,辊缝和速度两个调整量对张力同时进行调节,使张力偏差重新回到稳定状态,系统响应快速、稳定,且没有超调。
4结束语
5机架冷连轧机 篇4
在生产实践中,对于五机架四辊冷连轧机而言,其板形参数的设定实际上包括1#机架工作辊弯辊力、2#机架工作辊弯辊力、3#机架工作辊弯辊力、4#机架工作辊弯辊力及5#机架工作辊弯辊力的设定等5个部分。以往在冷连轧生产过程中,对于上述5个部分板形参数往往采用的是单独考虑单独设定的方法。实际上,对于冷连轧机组来说,由于上游机架的出口板形就是下游机架的入口板形,因此机组成品板形实际上是1机架～5机架5个部分板形参数综合作用的结果,此时如果将上述5个部分板形采用单独设定的方法,则非常容易出现以下3个不良后果:①5个部分弯辊力的作用出现相互抵消现象,削弱了弯辊力对板形的控制效果;②由于5个部分弯辊力的不协调,综合作用后带来新的附加局部浪形,影响了成品的板形质量;③5个部分的弯辊力在设定过程中出现某个部分弯辊力偏高甚至满负荷运行而另外几个部分的弯辊力则较小,这样不但影响了弯辊缸的使用寿命而且也使得偏高部分弯辊力没有调节的余地。为此,经过大量的现场实验与理论研究,在充分考虑到机组设备及生产工艺特点的基础上,提出一套适合于五机架四辊冷连轧机的板形参数综合设定技术,并将其应用到生产实践,取得了良好的使用效果。
1 相关数学模型
由金属变形模型可以知道,对于五机架四辊冷连轧机组而言,在轧制过程中,1机架～5机架的出口板形σ1ij可用式(1)的函数表示:
σ1ij=f1(hij,h(i-1)j,σ1(i-1)j,B,T0i,T1i) 。 (1)
式中:σ1ij——冷连轧机组第i机架带材出口板形横向分布值,当i=0时,σ10j=Lj,其中,Lj表示来料板形的横向分布值,j表示带材横向分布单元;
hij——冷连轧机组第i机架带材出口厚度横向分布值,当i=0时,h0j=Hj,其中,Hj表示带材来料的厚度横向分布值;
B——带材的宽度;
T0i——冷连轧机组第i机架平均后张力;
T1i——冷连轧机组第i机架平均前张力。
同样,根据板形理论中的辊系弹性变形模型可知,1机架～5机架轧后带材的出口厚度分布值hij可以用式(2)的函数表示:
hij=f2(T0i,T1i,εi,Swi,ΔDwij,ΔDbij,Hi,σ1ij) 。 (2)
式中: εi——冷连轧机组第i机架压下率设定值;
Swi——冷连轧机组第i机架工作辊弯辊力;
ΔDwij、ΔDbij——冷连轧机组第i机架工作辊以及支撑辊辊型参数;
Hi——冷连轧机组第i机架的来料凸度。
在板形参数的设定计算过程中,如果有关于来料凸度Hj及板形Lj的实验数据,则采用该数据。如果没有现成的数据,则带材来料凸度的分布可以近似按二次曲线处理,比例凸度的大小根据经验可以取值为0.01;来料的板形认为是良好的,即取Lj=0。这样,经过简单分析可以知道,对于一个特定的冷连轧过程而言,如果给定T0i、T1i、εi、B等轧制工艺参数与ΔDwij、ΔDbij等辊型参数,那么联立式(1)与式(2)就可以将机组成品板形σ15j用1机架～5机架工作辊弯辊力Swi来表示,即:
σ15j=f3(Swi) 。 (3)
结合五机架四辊冷连轧机组的设备与生产工艺特点可知,对于该机组而言,为了保证生产的顺利进行,提高板形质量,必须充分发挥弯辊对板形的控制能力,同时尽量延长弯辊缸使用寿命,保证各个部分弯辊力负荷余量相对均匀。这样,特提出以下控制目标函数:
式中:X={Swii=1,2,…,5};
Sundefined——冷连轧机组第i机架工作辊弯辊余量,undefined,其中,Swimax为冷连轧机组第i机架工作辊最大弯辊力;
η1——各个部分弯辊力所允许的最大余量差,一般η1=0.4～0.5;
η2——弯辊允许最小余量,一般η2=0.05～0.15。
这样,整个板形参数的综合优化设定过程可以简单地描述为:寻找一个合适1机架～5机架工作辊弯辊力X={Swii=1,2,…,5},采用Powell法计算使得F(X)最小,整个计算过程可以用如图1所示的框图来描述。
2 板形参数综合设定技术的现场应用
某厂1220五机架四辊冷连轧机为了提高产品的板形质量,增强弯辊对板形的控制能力,运用本文所介绍的相关技术,对板形参数进行综合自动设定,经现场使用,效果良好,实物板形平均浪高从4.88 mm降低到3.67 mm,下降了24.8 %,图2、图3分别为采用板形参数综合设定技术前、后现场随机抽测的带钢实物板形。
为了进一步分析模型的应用效果,现以某厂1220五机架冷连轧机生产牌号为SPCC、规格为0.25 mm×1 000 mm的带钢为例,表1分别列出采用板形参数综合设定技术所得出的1机架～5机架弯辊力设定值与采用传统优化方法所计算出的弯辊力设定值。然后,如表2所示,分别列出采用板形参数综合设定技术与采用传统技术所得出的板形目标函数F(X)、各个部分弯辊力最大余量差ηmax以及各个部分弯辊最小余量ηmin的对比情况。
通过表2可以看出,采用本文所述技术与传统技术相比,板形控制目标函数从0.29下降到0.16,下降了44.8 %。这说明采用本文所述板形参数综合设定技术之后,板形的控制精度大大提高。与此同时,通过表2还可以看出,采用本文所述技术与传统技术相比,各个部分弯辊力最大余量差大大减少,而各个部分弯辊最小余量大大增加,从而有效地增加了弯辊缸的使用寿命。
3 结论
充分考虑到五机架四辊冷连轧机的设备与工艺特点,将机组1机架～5机架5个部分板形参数综合、协调控制,产生了以下效果:①5个部分弯辊力的作用不出现相互抵消的现象,加强了弯辊力对板形的控制;②由于5个部分弯辊力的协调控制,综合作用后不会带来新的附加局部浪形,保证了成品的板形质量;③5个部分的弯辊力在设定过程中不会出现某个部分弯辊力偏高甚至满负荷运行而另外几个部分的弯辊力则较小,这样不但提高了弯辊缸的使用寿命而且也使得弯辊力调节余地增大。相关技术已经被现场所采用,并取得了良好的使用效果,具有进一步推广应用的价值。
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