自动厚度控制系统

自动厚度控制系统（共7篇）

自动厚度控制系统 篇1

1 引言

板带型材作为冶金工业的一种重要产品, 品种繁多、性能各异、质量要求高、应用范围广, 其质量不仅体现在生产材料的性能上, 还体现在尺寸规格的精度上。而厚度精度一直是提升产品质量的主要目标, 因此, 自动厚度控制 (AGC) 被广泛应用于轧机自动化。随着轧机传动技术于检测技术的完善和提高, A G C也得到了长足进步, 但由于市场竞争日趋激烈, 产品要求不断提高, 需要提出新的厚度控制策略, 提高模型和控制的精度。

2 厚度控制分析

由弹跳方程与轧制力公式相结合的图解分析法是厚度控制分析的一种有效方法, 在定性分析上比较直观, 不但能明白各种因素对厚度的影响, 同时还能定量分析各种厚度控制方案, 并找出针对性的解决方法。

2.1 弹跳方程

由于轧机的弹跳量可能超过压下量使得产品的公差不符合质量要求, 因此, 必须对弹跳值进行精准计算才能克服这种影响。而弹性形变与轧制力并非线性关系, 只有在轧制力达到一定程度后, 两者才近似呈线性。所以在现实操作中, 为了消除非线性影响, 采用人工压零法[1], 图1表示了压靠零位和轧制过程中轧制力、轧辊辊缝和轧件厚度的相互关系。

在图1中可得到以下关系式:

式中, 前者为轧件塑性方程, 后者为轧机弹性方程, 其中, P为轧制力, P0为人工零位时的预压靠力, h为轧出厚度, S0为人工零位的轧缝仪指示值, SF为弯辊力造成的厚度变化, O为油膜厚度产生的厚度变化, Q为轧件塑性刚度, CP为轧机弹性刚度。

此关系式为厚度自动控制的基础, 可作为间接测量厚度的一种方式。

2.2 图解分析法

图1展示的以轧制力P为纵坐标, 把厚度和辊缝值作为横坐标所作的图被称为P-h图, 利用P-h图可以很直观地分析造成厚度变化的各种原因, 其原因最终归结为两大类[2]:

(1) 轧机方面的原因

包括轧辊偏心、轧辊热胀及轧辊磨损。其中轧辊偏心是一种变化频率高的扰动量, 而轧辊热胀及磨损为一种缓慢变化量, 但其主要影响均造成在S0指示值不变的情况下, 实际辊缝产生变化, 如图2所示, 。

由图2可推导辊缝变化δS与轧制力δP、厚差δh的关系如下:

由此可看出辊缝变化并不完全等于厚度变化, 如果用压下移动辊缝作补偿时, 输入控制系统的信号δS应通过比例放大器后再进行补偿, 即

其中K为比例放大系数, 又称压下效率系数:

(2) 轧件方面的原因

包括入口厚度波动δh0及轧件温度波动δT。其中入口厚度波动δh0可根据图3预先估计出将产生的δh, 并提前控制, 达到前馈的目的。

由图3可推导轧件入口变化δh0与轧制力δP、厚差δh的关系如下:

因此, 可根据推导后的厚度变化δh进行压下补偿, 可考虑入口厚度检测点进入轧机的时间和移动压下δS所需要的时间提高控制效果。

对于来料温度波动δT, 其导致的厚差δh变化如图4所示

由图4可知, 来料温度波动δT导致tanβ发生变化, 即Q值发生δQ波动, 为了保证快速补偿精度, 需要在计算机中预先存储不同温度区间所对应的经验Q值以便随时替换。此时, 替换后的Q值可记为:

此时为了消除δh, 移动压下的补偿值为:

3 自动厚度控制方法

自动厚度控制 (AGC) 是一种综合控制策略, 一般由自动位置控制 (APC) 作为AGC系统的内环, 执行厚度外环向其输出位置 (或轧制力) 的动态调节, 即APC为AGC的执行机构。为满足系统快速响应、高精密度以及大功率输出等要求, 一般选用液压压下装置。现代轧机为实现厚度设定和厚度控制, 一般具有以下功能, 如图5所示。

3.1 反馈AGC

传统AGC以厚度反馈 (闭环) 为主, 即以轧机出口厚度变化对压下进行闭环控制。但由于轧机出口处的测厚仪滞后过大, 容易造成系统振荡, 因此主要采用间接测厚的闭环AGC, 即利用弹跳方程或流量方程间接计算出口厚度, 大幅度减小了滞后时间, 有效预报了辊缝出口处的厚度。

反馈A G C[3]主要分为位置内环和轧制力内环控制, 对于厚度环的控制输出为位置给定SREF时:

式中Sobj为厚度设定模型中的辊缝初始位置值, δS为消除厚差需增加的调节量。

由式3可知, 为消除厚差δh, 压下位置调节量δS为:

其中, hobj为厚度设定目标值, h*是由实测轧制力P*和实测辊缝位置S*通过弹跳方程求出的实际出口厚度值。

由于反馈A G C的最终执行机构是压下装置, 而从系统计算出位置调节量δS到压下移动到指定位置仍存在一定延时, 因此在轧件的一段长度上仍有较大波动, 其控制精度有待提高。

3.2 前馈AGC

为了解决反馈A G C不可避免的滞后时间所带来的影响, 提出了前馈A G C控制方案[4], 即在轧机入口设置测厚仪检测入口厚度波动δh0, 提前发出压下控制命令, 有效地调整出口厚差。

其中h0*为入口测厚仪实测厚度值, hobj为工艺道次厚度经验值, 由式5可知, δh0所导致的出口厚度变化量为δh:

为了消除δh, 需调节压下:

为了进一步发挥前馈A G C的优点, 可计算出前馈系统的扰动所需的控制延迟时间并选取合适的超前量, 其控制效果如图6 (c) 中所示。

在图6中, ∆T1为压下移动时间, ∆T2为系统滞后时间, ∆T为超前控制时间, 由图可知, 带有超前量的A G C前馈控制系统能进一步降低出口厚度δh的绝对值, 提高控制精度, 但其出发点是以克服轧件带来的扰动为主, 对轧机本身产生的轧辊偏心、热胀和磨损等因素带来的厚差没有做出相应的补偿, 因此控制方法有待改进。

4 复合控制

为了提高系统总的控制精度, 提出一种前馈与反馈相结合的办法, 同时监控出口厚差并对其进行自学习以达到系统补偿的目的, 其控制系统图如图7所示。

该方法采用轧制力内环、厚度外环控制, 轧制力的给定值PREF由以下几个部分组成:

对于δPh来说, 需要考虑两个分量, 一个是由来料厚差δh0产生的轧制力变化δPh0, 另一个是为了消除δh0造成的出口厚差δh而改变的轧制力δPh1。由式5可知:

为使δh→0, 由式4可知压下变化量为:

由式3可知δS引起的轧制力变化量为:

因此, 对于来料厚差δh0所需的总轧制力补偿为:

对于轧辊偏心外扰, 采用恒轧制力控制, 即当轧辊偏心使辊缝发生变化时, 轧制力也随之变化, 此时自动调节压下, 使轧制力回到原状态即可消除轧辊偏心产生的厚差。因此, 。

对于反馈补偿δPH, 首先确定每块钢板需要补偿的出口厚度δhn:

其中, 为轧机出口测厚仪检测的实际厚度值, h为弹跳法算出的厚度值, 为提高模型计算精度, 在计算h时根据轧制力的不同采用几段折线逼近刚度曲线的方法, 如图8所示。

由图8可知, 此时弹跳方程为:

其中, CP=tanα, CP1=tanα1, CP2=tanα2, CP3=tanα3, 根据h即可算出

δhn, 设定自学习模型, 采用指数平滑公式求出下一块钢板的厚差预报值βn+1:

其中, βn为第n块钢板时的自学习表中存储的厚差预报值, βn*为第n块钢板的实际厚差δhn, α为权重系数, 当α过大时容易造成学习过程振荡, 当α过小时导致学习过程变慢, 因此, 为保证出口厚度的稳定性, α取0.1~0.2, 求出βn+1后再存回自学习表中, 即用βn+1代替βn以对第n+1块钢板出口厚差预报计算时调用。

此时, 通过自学习模型计算后的出后厚差为βn, 为消除βn, 需要补偿的轧制力为:

因此, 总轧制力的给定值PREF为:

其中, Q为补偿后的轧件塑性刚度, 由计算机根据实际轧制情况通过厚度设定模型确定具体数值。

用MATLAB对该控制系统进行仿真, 其主要参数[5]如表1所示, 建立模型后给定系统一个扰动信号, 并与前馈系统仿真结果相比较, 其结果如图9所示。

图中a为前馈系统仿真曲线, b为复合控制系统仿真曲线。可以看出当两种控制方式的仿真参数一样时, 复合控制的控制精度更高, 能更好的消除扰动对系统输出的影响。

5 结束语

自动厚度控制作为当今轧钢中必选的技术, 在竞争激烈的市场环境下需要进一步提高控制精度, 提升产品质量。本文利用多种AGC控制思路, 提出一种复合控制方法并进行仿真分析, 可有效减小厚差绝对值。但如何针对实际过程中的轧制情况找到最优的组合方案进行控制, 仍需要不断的探索和研究。

参考文献

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[2]单传东, 赵琳.厚度自动控制在莱钢宽厚板轧制中的应用[J].冶金丛刊, 2011, 192 (2) :38-40.

[3]王君, 王国栋.各种压力AGC模型的分析与评价[J].轧钢, 2001, 18 (5) :51-54.

[4]丁修堃, 张殿华, 王贞祥等.高精度板带钢厚度控制的理论与实践[M].北京:冶金工业出版社, 2009, 156-163.

[5]丁修堃.轧制过程自动化[M].北京:冶金工业出版社, 2005, 107-111.

自动厚度控制系统 篇2

莱钢4300mm宽厚板生产线是莱芜钢铁集团有限公司于2010年建设完成的年产180万吨的生产线。它广泛采用了当代厚板领域的新技术及先进的装备,在板材厚度自动控制方面取得了良好的效果。

1 厚度自动控制的理论基础

厚度自动控制广泛应用于轧钢生产中,是轧钢基础自动化的重要组成部分。其主要的作用是消除轧制过程中所产生的板坯纵向上的厚度偏差,是一种精调整的控制系统。

当板坯来料厚度H0,板坯轧制厚度为h,轧制压下量为Δh,轧制压力为P,轧辊辊缝值为S0,轧机弹跳ΔS时,板坯轧制厚度与轧制力的关系见图1。

从图1可以看出:

undefined (1)

式中 K——轧机刚度;

P——轧制压力;

P0——零调压力;

H——轧制前厚度;

h——轧制后厚度;

S0——零调时,在零调压力下将辊缝显示值置零,然后抬辊,抬辊结束后(轧钢前)的辊缝显示值。

从式(1)可知,影响板坯实际轧制厚度的主要因素为辊缝值S0、轧制力P和轧机刚度K。由于轧机刚度难以改变,所以轧制厚度主要受辊缝值和轧制力影响。

2 控制实现

2.1 油膜厚度补偿控制原理

莱钢厚板精轧机使用的是油膜轴承。当轧辊转速升高时,油膜厚度变厚;转速降低时,油膜厚度变薄。轧辊转速变化将直接影响油膜轴承的油膜厚度,进而引起板材成材厚度的波动,产生厚度公差,使板材厚度的精度降低。为了满足用户的要求,需要进行油膜厚度补偿。

油膜厚度Qf与轧辊转速n和轧制力P的关系式为:

Qf=undefined (2)

式中 α——轧辊转速与轧制力之比的函数;

β——未知常数。

转速可以通过主传动给出的运行反馈速度获得。压力可以通过安装在现场的压力传感器获得。这些数据的获取都是比较容易的,但是检测仪器无法进入轴承内部对油膜厚度进行直接测量。所以,油膜厚度只能通过校准(或者称为压靠)的方法间接得出。

受油膜厚度变化影响的板材厚度h计算公式为:

h=G+f(P)-Of (3)

式中 G——辊缝值;

f(P)——对应的轧机弹跳。

当校准时,轧机内没有钢,h=0,故由公式(3)得:

G= Of - f(P) (4)

在轧制过程中,当轧辊以两种不同的转速转动时,轧制力为P,由公式(4)得:

G1=Of1- f(P) (5)

G2=Of2- f(P) (6)

由式(5)、(6)得:

G1-G2=Of1-Of2 (7)

由以上推导可见,轧制力相同、轧辊转速不同时,轧机弹跳f(P)相同,油膜厚度O的变化等于辊缝值的变化。将零辊缝条件下的油膜厚度值定为相对油膜厚度零点值Of0 。当式(5)在零辊缝条件下,式(6)的压力为P0,而转速为任意值时根据式(7)可以求出其相对油膜厚度。又从式(2)可知,只要在n/P=n0/P0 条件下,其油膜厚度值必定等于相对油膜厚度的零点值Of0。这样就可以确定在其他压力下的相对油膜厚度值的参考零点,从而可以确定不同轧制力、不同转速下的相对油膜厚度值。

2. 2 基于油膜厚度补偿的辊缝调节量计算

轧机校准完成以后,在轧制过程中,系统可以从操作人员设定的轧制程序表得到每个道次的辊缝设定值,然后根据辊缝设定值和校准得出的油膜厚度补偿值进行实际辊缝的设定。受油膜厚度变化影响的板材厚度计算公式可以表示为:

undefined (8)

式中 MP——轧机刚度系数。

对式(8)两边取增量式得到

undefined (9)

又由于undefined,则

ΔP=-W·Δh (10)

式中 W——轧件塑性系数。

将式(10)代入式(9)中得到

undefined (11)

欲使Δh=0,可得到油膜厚度变化所需要的辊缝调节量为:

ΔG·Of=ΔOf (12)

为了提高补偿精度的可靠性,系统中按照下式修正辊缝补偿量:

ΔG·Of=A·ΔOf (13)

式中 A——加权系数,在0.5～1之间取值。

根据式(13)和操作人员设定的每个道次的辊缝值,通过校准过程中计算出的油膜厚度补偿量,系统可以精确控制板材各尺寸的厚度变化,保证高精度的产品尺寸和质量控制。

2.3 加、减速厚度补偿控制

当轧制速度变化时,轧辊和板材之间的摩擦系数、变形抗力和轴承油膜厚度都会发生变化,从而影响轧制力和压下量。为了减小速度变化对产品尺寸的影响,当速度大于低速基准V 时,在设定速度增减时对辊缝做出相应调节。

undefined (14)

式中undefined——速度变化(v)对轧制力(F)的影响系数。

2.4 AGC和HGC的功能原理

首先由获得的轧辊数据(如辊径、辊宽、垫片厚度等)进行校准,得出整个机架(包括轧辊形变、垫片等)的拉伸曲线。再由AGC(Automatic Gauge Control)自动厚度控制系统根据轧制表中的辊缝值和轧制力,结合拉伸曲线,自动计算出新的辊缝值。最后由HGC(Hydraulic Gap Control)液压辊缝控制系统根据得出的新辊缝数值,通过液压缸行程来完成新辊缝设置。

AGC系统被广泛地应用在热轧生产线中。主要原因是在热轧过程中,轧件非常容易发生形变。形变量的大小因不同的钢种与不同的轧机而不同。所以要真正达到设定值的要求必须要用到AGC系统。要想达到精确控制,系统在轧钢之前要先校准轧机。系统的校准比较复杂,每一步都要依靠事先做好的状态表来转换,比如mac的状态表。

校准的过程主要也是记录弹性形变的过程,可以设定10个不同的记录点来记录机架的形变量。

在实际轧钢过程中,温度与现场轧制力均要考虑在内,温度与板材宽度有关,并可以用一个指数公式来表达:

d=(delta_max-D)(1-e*TW/delta1)

D为一个初始值,由下列公式得出:

D=d1(d1-delta_min)(1-e*TW/delta1)

在HGC中的辊缝设定主要有下列公式:

C_diff=HSOLL|HIST+MON|

C_diff=控制偏差

HSOLL=设定值

HIST=机架间距离值

MONI=设定偏差补偿量。

在这个控制模式中控制偏差提前被计算出来,并在实际调整过程中被应用到实际的辊缝中去。

这种模式的缺点就是没有办法能够使产品保证到一定的尺寸,误差不能控制,所以我们采用MMC方式,即AGC模式。

MMC(MILL MODULUS CONTROL)机架系数控制,即机架弹性形变控制。在MMC方式中程序控制原理如下公式:

Delta_H=delta_S+a*F/M

Delta_S2=delta_S-(G*(M+Q)/M)*Delta_H

Delta_S:辊缝变化量

Delta_F:轧制力变化量

其中a为系数

Delta_H:定尺偏差

Delta_S:位置设定

M:机架弹性

Q:钢的弹性

通过上述公式,可以计算出由校准得出的机架形变量在实际轧制过程中的应用,所以可以控制现场伺服的输出,实现精确控制。

3 结论

该系统目前在宽厚板生产线中运行良好,满足生产要求,控制精度大大提高,取得了良好的效果,为公司带来了可观的经济效益和社会效益。

参考文献

[1]彭剑.非对称交叉轧制研究(D).北京:清华大学,1990.

[2]卢秉林.轧辊非对称交叉控制板形的技术(J).轧钢,1994,专辑:356-365.

自动厚度控制系统 篇3

改善热连轧机出口带钢厚度精度是提高产品质量的主要目标,它主要取决于精轧机组的设定模型。长期以来AGC系统以反馈GM-AGC与监控MN-AGC结合为主体,对厚度控制采用基于出口厚度偏差反馈闭环控制的方法[1],但是在基于弹跳方程的GM-AGC系统中,由于轧机刚度计算值和实际刚度存在偏差,因此实际厚差不仅不能被完全消除,而且在某些条件下,看似负反馈的厚度控制过程甚至会因辊缝调节方向错误而造成实

际厚度的正反馈现象,从而导致GM-AGC控制效果的恶化[2]。为了克服传统控制方法的不足,进一步提高带坯全长厚度精度,作者从分析温度波动对出口厚度的影响着手,提出了KFF-AGC策略,给出了δK2,δKi和δSi(δKi为带钢在第i机架(i=1～6)的硬度波动;δSi为第i机架辊缝变动量)的计算模型,建立了KFF-AGC策略的数学模型,实现了带钢的硬度前馈控制。然而,随着厚度精度的不断提高,厚度不再是评定带钢品质的唯一指标,板形也逐渐成为热轧带钢提高品质的主攻方向之一[3]。因此,作者在KFF-AGC的基础上又进一步采用了兼顾板形的KFF-AGC控制策略,实现了热轧带钢的兼顾板形KFF-AGC,并于2008年在鞍山钢铁集团公司1700ASP上得到成功应用。

1温度波动对出口厚度的影响

温度是热连轧生产过程中重要的工艺参数之一,由于温度将直接影响到热轧轧制力,因此,精确预报精轧机各机架的轧制温度是保证厚度、凸度命中率的关键。而金属材料的硬度K在钢种固定的情况下主要取决于轧制温度T、变形速度u及变形程度e,即K=f(T,u,e)。通常情况下可以用下式表示硬度K和T温度的关系:

$\begin{array}{l}{\rm K}=1.15\sigma {}_0\exp (a{}_1+a{}_2{\rm T})\left(\frac{u}{10}\right){}^{a{}_3+a{}_4{\rm T}}\\ [a{}_6\left(\frac{e}{0.4}\right){}^{a{}_5}+(a{}_6-1)\left(\frac{e}{0.4}\right)〗(1)\end{array}$

式中,σ0为斯蒂芬-玻耳兹曼常数;a1,a2,…,a6为变性阻力学模型回归系数。由式(1)可知,温度波动对热连轧的影响是通过硬度波动来反映的。因此KFF-AGC策略的应用首先要分析硬度波动对出口厚度的影响。

根据增量厚度方程[4]:

$\text{δ}h{}_i=\frac{1}{\left(C{}_{\text{Ρ}}-\frac{\partial {\rm P}}{\partial h}\right){}_i}[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_i\text{δ}h{}_{0i}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_i\text{δ}{\rm K}{}_i+C{}_{\text{Ρ}}\text{δ}S{}_i〗(2)$

式中,δhi为第i机架(i=1～6)出口厚度变动量;CP为轧机纵向刚度;Pi为第i机架轧制力;hi为第i机架轧出厚度;h0i为第i机架轧入厚度;δh0i为第i机架入口厚度变动量;Ki为带钢在第i机架的硬度。

如果来料因为温度波动δT0而产生δK0的硬度波动,那么这段带钢进入每一个机架将会有一个硬度波动δKi,δKi将使第i机架出口厚度产生变化δhi,而δhi又将会影响后面机架的出口厚度。

由上面的分析可知,轧制温度波动引起的硬度波动将引起每一机架的出口厚度产生变化,最终导致带钢厚度精度较低。这种重复发生的现象严重影响了带钢质量,虽然带钢热连轧机具有自然削减来料厚差的能力,但对于温度波动引起的厚差却无能为力,为此,我们以轧制温度波动引起的硬度波动为依据,采用KFF-AGC控制策略提高带钢全长的厚度精度。

2KFF-AGC策略

KFF-AGC的最大优点是不存在滞后,并且必要时还可超前控制,前馈控制为开环控制,其控制精度取决于所用模型。提高硬度前馈控制精度的关键是:从上游机架F1或F2通过各段带钢轧制力辨识出由于轧制温度波动而形成的硬度波动δK1或δK2;根据δK1或δK2来估计F3～F6的硬度波动δKi;再由δKi(i=3～6)估计F3～F6的辊缝调节量δSi。

2.1 δK2的提取

鞍钢1700ASP精轧区的6个机架中,前2个采用电动压下,后4个采用电动+液压压下,采用电动压下的机架不进行厚度控制。KFF-AGC既可以是在粗轧出口处根据“头-中-尾”多点实测温度通过温降方程对“头-中-尾”多点进行计算以获得带钢硬度变化的信息,亦可以在精轧第1或第2机架通过各段带钢轧制力辨识出因为温度波动而产生的硬度波动,用于前馈控制后面的机架。本文实施KFF-AGC时采用第2种方法,在第2机架通过各段带钢轧制力辨识出因为温度波动而产生的硬度波动δK2,然后再根据δK2对F3～F6实施硬度前馈控制。

轧制力P是以下变量的函数[1]:

P=f(h0,h,K,τf,τb) (3)

式中,τf,τb分别为前后张应力。

则由式(3)可以得到轧制力的增量方程:

$\begin{array}{l}\text{δ}{\rm P}{}_i=\left(\frac{C{}_{\text{Ρ}}}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}\right)[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_i\text{δ}h{}_{0i}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h}\right){}_i\text{δ}S{}_i+\\ \left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_i\text{δ}{\rm K}{}_i+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial \tau {}_{\text{f}}}\right){}_i\text{δ}\tau {}_{\text{f}i}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial \tau {}_{\text{b}}}\right){}_i\text{δ}\tau {}_{\text{b}i}〗(4)\end{array}$

其中,$\text{δ}h{}_{0i}=\text{δ}S{}_{i-1}+\frac{\text{δ}{\rm P}{}_{i-1}}{C{}_{\text{Ρ}}}$

上述式中,i=1～6;Q为轧件塑性刚度系数;δτfi为第i机架前张应力变动量;δτbi为第i机架后张应力变动量。

因为第2机架不投入AGC,所以δS2=0,其轧制力波动δP2是由来料带钢厚度变化δh02和硬度波动δK2所产生的[5,6],由式(3)可得:

δP2=Bh02δh02+BK2δK2 (5)

其中,$B{}_{h{}_{02}}=\left(\frac{C{}_{\text{Ρ}}}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}\right)\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_2‚B{}_{{\rm K}{}_2}=\left(\frac{C{}_{\text{Ρ}}}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}\right)\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_2$。

对式(5)进行变换可以得到:

$\text{δ}{\rm K}{}_2=\frac{(C{}_{\text{Ρ}}+Q)\text{δ}{\rm P}{}_2-\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_2\text{δ}{\rm P}{}_1}{C{}_{\text{Ρ}}\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_2}(6)$

其中,δP1=P1锁-P1,δP2=P2锁-P2,P=Bl′cQPK,l’${}_{\text{c}}=\sqrt{R^{\prime }\text{Δ}h}‚R^{\prime }=R(1+0.22\times \frac{{\rm P}}{B\text{Δ}h})‚\text{Δ}h=h{}_{0i}-h{}_i$

上述式中,P1锁,P2锁分别为第1机架、第2机架的头部轧制力的锁定值,用作第1机架、第2机架的基准值;B,QP,l′c分别为带宽、应力状态系数、考虑压扁后的接触弧长;R为轧辊半径。

由式(6)即可求出每段带钢的δK2。

2.2 δKi的确定

文献[1]指出,由于硬度模型的非线性,其硬度波动δKi(i=1～6)不能按$\left(\frac{\text{δ}{\rm K}}{{\rm K}}\right){}_i$相等的法则(即$\left(\frac{\text{δ}{\rm K}}{{\rm K}}\right){}_1=\left(\frac{\text{δ}{\rm K}}{{\rm K}}\right){}_2=\cdots =\left(\frac{\text{δ}{\rm K}}{{\rm K}}\right){}_6)$来表示各机架δKi的关系,与之相反,各机架δKi基本接近而又略有不同。因此,作者以第2机架硬度波动δK2为依据,引入各机架硬度影响系数βi以确定δKi的大小,即:

δKi=βiδK2 (i=3～6) (7)

为了确定βi,本文在精轧入口温度TFTO出现30 ℃变动时,根据温降模型[1]针对Q235B钢种的各机架轧制温度及硬度波动进行了离线计算,再根据计算得到的各机架硬度波动δKi(i=2～6),由式(7)得到如表1所示的结果。

表1只是给出了针对Q235B钢种的对应各成品厚度下的硬度影响系数βi,对于不同规格和不同钢种βi将有所不同,βi可由二级计算机通过模型计算后下达给生产控制级,或者事先离线计算得出。βi的具体计算过程为:在粗轧出口厚度HRC、要求的成品厚度h6、负荷分配后的厚度h1～h5、粗轧出口温度TRC、粗轧出口宽度b、钢种代号已知的情况下,首先由温降方程和设定的粗轧出口温度TRC依次计算出精轧入口温度TFTO、各机架轧制温度、机架间喷水冷却温降、外摩擦应力状态系数、带钢硬度等,并由此计算出轧制力及设定辊缝;然后假设TFTO有一个温度波动(如30 ℃),再计算此温度波动下带钢进入设定辊缝后将产生的厚度和硬度;最后,将温度变化前后计算出的各机架对应带钢硬度做差便可以得到这时的硬度变化δKi,进而确定βi:

$\beta {}_i=\frac{\text{δ}{\rm K}{}_i}{\text{δ}{\rm K}{}_2}(8)$

2.3 δSi的计算

提取δK2并确定δKi后,计算δSi(i=3～6),即确定辊缝。δSi作为控制量,对目标量δhi产生影响,而KFF-AGC的控制目标是减小出口厚度变动量,提高带钢全长厚度精度。因而,可以从厚度变化量的基本方程来确定辊缝调节量。第i(i=1～6)机架出口厚度变化量的基本方程为:

δhi=Ah0iδh0i+AKiδKi+ASiδSi (9)

其中,$A{}_{h{}_{0i}}=\frac{\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_i}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}‚A{}_{{\rm K}{}_i}=\frac{\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_i}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}‚A{}_{S{}_i}=\frac{C{}_{\text{Ρ}}}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}$。

根据第2.1节计算出的δK2,可以由式(7)求得δK3。为了提高第3机架出口厚度精度,令F3机架出口厚差为零,即(δh3=0),将δK3和δh3的值代入式(9)并变换可得:

δS3=-(Ah03δh03+AK3δK3)/AS3 (10)

其中,δh03=δh2=Ah02δh02+AK2δK2

同理,为了提高F4～F6机架出口厚度精度,令F4～F6机架δhi=0(i=4～6),代入式(9)并变换可得:

δSi=-AKiδKi/ASi (i=4～6) (11)

我们在现场实际应用中,对所计算出的辊缝调节量都乘上一个控制增益系数αi(i=3～6),以便对不同的轧制层分别给出合适的前馈调节量,此控制增益系数经在线整定后由二级下达至一级。

第1节中已经提到,热轧带钢产生厚差的主要原因之一便是入口温度不同而导致的硬度不同,而不是入口厚度的不同,KFF-AGC正是根据硬度信息进行前馈控制,式(10)是用来消除F1,F2和F3机架因硬度不同而使F3机架产生的出口厚差,由于F1和F2机架不参与AGC调节,因此,前3个机架厚差的消除实际上都由F3机架完成;式(11)用于消除下游F4～F6机架因硬度不同而产生的相应机架的出口厚差。

3兼顾板形的KFF-AGC策略

在热连轧机轧制过程中,轧制力是一个快速变化的过程, 会随着众多相关因素的变化而变化(例如温度的变化),但更主要的是当AGC投入时所引起的轧制力的频繁变化。而板形好坏可以从成品带钢的凸度的变化来衡量,其表达式为:

$\text{δ}C{}_{\text{R}i}=\frac{\text{δ}{\rm P}{}_i}{{\rm K}{}_{\text{Ρ}}}+\frac{\text{δ}F{}_i}{{\rm K}{}_{\text{F}}}(12)$

式中,i=1～6;δPi为第i机架轧制力变动量;KP为轧制力对辊系弯曲变形影响的横向刚度;δFi为第i机架弯辊力变动量;KF为弯辊力对辊系弯曲变形影响的横向刚度。

由式(12)可知:当δFi=0时,一旦能使δPi=0,则δCRi亦将为零。因此,为了保证带钢的板形需要考虑因AGC投入而引起的轧制力的变化对板形的影响。为此,本文提出了一种采用硬度过补偿算法的有利于板厚并兼顾板形的KFF-AGC策略。其主要思想为:对于薄规格带钢,为了使末机架δS6=0,δP6=0以使δh6及凸度δCR6恒定,需要在第5机架采用硬度过补偿,即对较硬的带钢段通过对F5机架的辊缝调节δS5,使之产生一个负的出口厚度差δh5来补偿末机架的硬度波动δK6。

由式(9)可得δh5的表达式:

$\text{δ}h{}_5=\left(\frac{1}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}\right)[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_5\text{δ}h{}_{05}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_5\text{δ}{\rm K}{}_5+C{}_{\text{Ρ}}\text{δ}S{}_5〗(13)$

而增量轧制力基本方程为[1]:

$\text{δ}{\rm P}{}_i=\left(\frac{C}{C+Q}\right)[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_i\text{δ}h{}_{0i}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_i\text{δ}{\rm K}{}_i+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h}\right){}_i\text{δ}S{}_i$

(i=1～6) (14)

所以,第6机架增量轧制力方程为:

$\text{δ}{\rm P}{}_6=\left(\frac{C}{C+Q}\right)[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h{}_0}\right){}_6\text{δ}h{}_{06}+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_6\text{δ}{\rm K}{}_6+\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial h}\right){}_6\text{δ}S{}_6$ (15)

由于前提是使δS6=0,因此式(15)中末项为0。为了使δP6=0,则由式(15)可知应当使:

$\text{δ}h{}_5=\text{δ}h{}_{06}=-\frac{(\partial {\rm P}/\partial {\rm K}){}_6}{(\partial {\rm P}/\partial h{}_0){}_6}\text{δ}{\rm K}{}_6(16)$

因为第4机架的KFF-AGC控制已使δh05=0,所以式(13)可以写成如下的形式:

$\text{δ}h{}_5=\left(\frac{1}{C{}_{\text{Ρ}}+Q}\right)[\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_5\text{δ}{\rm K}{}_5+C{}_{\text{Ρ}}\text{δ}S{}_5〗(17)$

对式(17)进行变换可得第5机架的辊缝调节量:

$\text{δ}S{}_5=[(C{}_{\text{Ρ}}+Q)\text{δ}h{}_5-\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_5\text{δ}{\rm K}{}_5〗/C{}_{\text{Ρ}}(18)$

将式(16)代入式(18)即可求得第5机架的辊缝调节量:

$\text{δ}S{}_5=[-(C{}_{\text{Ρ}}+Q)\frac{(\partial {\rm P}/\partial {\rm K}){}_6}{(\partial {\rm P}/\partial h{}_0){}_6}\text{δ}{\rm K}{}_6-\left(\frac{\partial {\rm P}}{\partial {\rm K}}\right){}_5\text{δ}{\rm K}{}_5〗/C{}_{\text{Ρ}}(19)$

对于第3机架到第4机架,我们依然采用第2节所提出的KFF-AGC控制策略来确定辊缝调节量。

4控制的实现

在鞍钢1700ASP实际应用中,为了充分发挥各种AGC的控制功能,我们将兼顾板形的硬度前馈AGC与反馈AGC相结合,利用前馈AGC减小低频产生的突发性数值大的厚差,用反馈AGC减小中频波动产生的数值小的厚差, 再利用末机架X射线测厚仪测得的成品厚度实测值为基准,通过监控AGC对反馈AGC加以系统性的修正。

5应用效果

下面以鞍钢1700ASP生产线上某一带钢为例,分析实施兼顾板形的KFF-AGC策略后的控制效果。

轧制规程为:批号5351R02030;宽度设定1 071 mm;厚度设定2.28 mm;钢种Q235B;起始时间01.09.2010.09:43:15.804。F3和F4机架采用硬度前馈控制即KFF-AGC,F5机架采用硬度前馈过补偿控制即兼顾板形KFF-AGC控制,并对F5机架实施监控AGC。控制效果的实测曲线如图1所示。所实测的结果是在经过多块钢自学习后在操作台上选择前馈控制方式的结果。

从图1可看出,末机架轧制力波动较小,末机架带钢出口厚度偏差大部分控制在±40 μm之间,明显提高了带钢的全长厚度精度。而F6机架轧制力波动减小的情况下,板形同时也得到了保证。兼顾板形KFF-AGC策略的在线应用结果表明,对于薄规格产品,不但提高了带钢厚度控制精度(大量实测的PDA数据统计较原来提高一个百分点左右),而且也改善了板形。

6结论

KFF-AGC策略的实施,主要目的是减少温度波动对板厚和带钢平直性能的影响。前馈控制的最大优点是无滞后性,尤其对于突发性成分所导致的厚度变化最为有利。但是前馈控制是开环控制,精度取决于模型,因此如何进一步提高硬度计算模型的精度是研究的重点。

对薄规格板带轧制而言,在保证厚度精度的前提下,如何提高板形控制品质,是当前轧钢界的一个重大难题。本文从分析温度波动对出口厚度的影响着手,提出了KFF-AGC策略,给出了δK2,δKi和δSi参数的计算模型,最终建立了兼顾板形的KFF-AGC策略的数学模型,并在鞍钢1700ASP上得到成功应用。在进一步提高二级板形设定模型精度的前提下,优化一级板形控制方案,对板形(凸度与平直度)精度的改善是下一阶段重点研究的课题。

参考文献

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[3]张树堂.21世纪轧钢技术的发展[J].轧钢,2001,18(1):3-6.ZHANG Shu-tang.The development of steel rolling tech-nology in 21st century[J].Steel Rolling,2001,18(1):3-6.

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[5]Santosuosso G L.Robust adaptive eccentricity compensa-tion[C]//Proceedings of the IEEE 2003 American Con-trol Conference,Denver:[s.n.]2,003:3 281-3 286.

自动厚度控制系统 篇4

1. 故障现象

一台WLTL7000型摊铺机,在摊铺二灰石时,起始厚度28 cm,摊铺不足20 m处,摊铺厚度就自动下降到18 cm,然后就稳定在18 cm不再下降。连续2次摊铺试验均是同样结果。

2. 摊铺厚度自动变薄原因分析

依据摊铺机的工作原理,作业过程中熨平装置悬浮在摊铺面上,其底座将整个熨平装置的重力传于摊铺层,并被拖着向前移动,熨平装置的自身重力与摊铺材料的反作用力处于平衡状态。

摊铺开始前,先将熨平装置放到一定高度的垫木上,这个高度等于设计摊铺厚度加上压实变形量。设计摊铺厚度(即图纸设计的厚度)、压实变形量因摊铺机不同而不同。虚铺系数一般在1.1～1.3之间,具体数值需通过试验段确定。

摊铺前另一项重要工作是根据摊铺厚度及材料设定出一个合适的初始工作仰角(又称进料角)。“仰角”是指基础表面与摊铺机熨平板之间的夹角。实际的仰角是一个变数,它受混合料级配、混合料温度和摊铺速度等因素影响。

一般情况下,初始工作仰角有一个变化范围。如WLTL7000型摊铺机在出厂前预设的仰角,当枢轴液压缸指示标尺指在“0”时,摊铺厚度应为50 mm,这可以作为仰角校正的标准。该机仰角分为两种,分别用于摊铺沥青混合料和二灰石。

从以上分析可以得出一个结论:摊铺厚度较大,其初始仰角必须随之变大;同时,初始仰角与最大仰角之间应该留有一定的余量,以满足自动找平功能的需要。当摊铺厚度接近设计最大厚度时,其仰角也应接近最大,这样才能使得熨平装置的自身重力与混合料的反作用力处于平衡状态。

摊铺28 cm的厚度基本接近了摊铺机的最大摊铺厚度,按理初始工作仰角也应接近最大工作仰角,而实际上最大工作仰角,由于种种原因已达不到原先设计的要求(已经变小),因此熨平装置在自身重力的作用下自动下沉,摊铺厚度也自动变薄,直到找到新的平衡点才停止下沉,这是摊铺厚度自动变薄的原因。

工作仰角变小,可能是以下几方面原因:

(1)在变换初始仰角时,通过相关螺母进行调整,没有调到最大仰角位置;调整结束后也未用锁紧螺母锁紧,在工作中发生松动而使工作仰角不断改变,使摊铺厚度无法保证。

(2)在使用过程中发生碰撞致使熨平装置变形,如脱焊、扭曲等从而改变了预设仰角。

(3)液压锁失灵,不能在瞬间锁定枢轴液压缸,使得枢轴下降而导致工作仰角变小。

(4)枢轴液压缸电磁阀芯卡死在下降位置,也会使工作仰角不断变小。

(5)摊铺开始时若摊铺机枢轴与限位滚之间存在间隙,也会使初始工作仰角变小。

(6)工作中摊铺机急转弯也会使外侧仰角变小。

经过现场分析,确定主要是由原因(2)引起的初始仰角变小,从而使摊铺厚度变薄,需要对熨平装置进行调整与维护。

3. 调整与维护方法

(1)将熨平板的仰角调整到位。变换仰角时,通过调整螺母将初始仰角调到最大位置,并用锁紧螺母锁紧,防止松动。

(2)重新校正熨平装置。在进行校正时,首先割开动臂与熨平装置的焊接部位,清除焊疤,使熨平装置完全放松,将枢轴下降到“0”以下的“5”时,重新进行焊接。其次是重新校正调整后,进行一下试铺,观察枢轴处于“0”位时,摊铺厚度是否为50 mm。

(3)清洗液压锁。当液压锁失灵时,必须取下进行清洗,装机后应再进行试验,观察是否有效,否则需要更换。

(4)清洗枢轴液压缸电磁阀。当电磁阀芯卡死时,应先拆下电磁阀进行清洗,再通电试验,观察动作是否有效,否则需更换。

(5)摊铺开始时应消除摊铺机枢轴与限位滚之间的间隙,再设定初始工作仰角。

(6)摊铺机在工作中应尽量避免急转弯,万不得已时需在外侧提前将摊铺厚度上调10～20 mm,再辅以人工找平,以确保摊铺质量。

浅析气刀的厚度控制系统 篇5

气刀主要由垂直执行器、水平执行器、风机、调节阀、压力检测仪、锌层测厚仪等组成，如图一。垂直执行器：每侧安装有一个马达，用于气刀的升降，带极限保护和位置校正开关。水平执行器：每侧安装有两个马达，用于气刀的平移，带极限保护和位置校正开关。风机：两台风机，变频调速，一用一备。用于产生压缩空气，并通过刚性管道和柔性软管输送到气刀喷嘴。通过调节风机电机的转速和管道上的两个调节阀来控制空气压力。

2气刀的控制系统

气刀对锌层厚度的控制主要包括喷吹气体压力控制和刀唇到带钢表面的水平距离控制。

2.1 压力控制回路

气刀的压力控制系统由三条压力控制回路构成：一条用于前刀调节阀，一条用于后刀调节阀，第三条用于风机。前两条对前后刀的调节阀作用是一样的，后一条为前后刀共用。其控制原理如图二所示：

2.1.1 与锌层测厚仪一起构成气刀的闭环控制

气刀的闭环控制中，不能缺少锌层反馈量，并且测厚仪的精度直接影响到气刀闭环控制系统，故选择一款可靠的测厚仪是极其重要的。气刀与测厚仪之间通过TIP/IP协议来通讯数据。镀层控制分为两个不同的部分：上下表面的平均镀层由气刀前后侧的风机提供的公共压力控制;上下表面平均镀层的差异靠器相应风管上的阀的开度来控制，如果开度饱和，靠水平位置控制。

2.1.2 平均镀层控制

平均镀层值由下列变量进行函数计算：

其中：P=空气压力;H=气刀到带钢的水平距离;Ls=线速度;Area=气刀刀口(决定于气刀刀唇的开口度)。

上面的公式只控制P和H，假设Ls和Area是恒定的。其它因素对镀层重量变化的影响被忽视。可按下式计算平均镀层重量的变化△W:

上式据喷吹条件进行动态增益计算。

2.2 控制和饱和功能块的处理

2.2.1 第一步

△Hreg设为零(reg=requested)

△Preg可计算为：

(减号是表示通过增加压力以补偿过镀层， 是负增益)

初始偏差送给带可调增益的积分比例控制器。比例增益适配于 就得到了需要的阀开度△ValveOpening，根据线速度调节增益，可以得到定长度的带钢响应，修正值送给对应的阀(前气刀和后气刀)，最大的阀开度(前刀和后刀)通常设定于80%，需要的指令值与80%比较，偏差送给积分比例控制器来确定风机转速的修正值。

2.2.2 第二步

△Preg送入饱和功能块。激发下面两事件：

事例1：如果△Preg校正压力在其可能范围内(风机转速和阀开度均未饱和)，即压力和阀的开口度在80%以内，水平位置动作被锁定。

事例2：如果△Preg校正压力超出了其可能的范围，则△Preg校正值设为△plim，即压力设为最大极限值，并如下对水平位置H进行校正：水平校正根据剩余的压力校正量和换算增益进行计算：

然后把△P和△H赋予刀和后刀的相应设备。

2.3 预处理模型

测厚仪距离气刀大约130m，如果在钢卷换规格的时候，比如要求下一个钢卷的镀层厚度从160g/m变为140g/m，在闭环自动控制的时候，当焊缝到达气刀时，锌层厚度就应该镀140g/m的涂层，而测厚仪却离气刀有130m的距离，在这段距离里测厚仪还是检测到的160g/m的涂层，此时的反馈值还是上一个钢卷号，而实际却已经在生产另一个号了，所以气刀引入了预处理模型。

镀层计算公式：每面的镀层值可按下式进行近似计

其中：W=每面平均镀层值g/m2;A=适配系数;K2, K3镀层类型系数(例如纯锌或锌铝合金);KZ镀层级别系数(镀层范围);P=压力Kpa;H=水平位置m m;e=平均刀口m m。

3 结语

可逆冷带轧机厚度控制系统改造 篇6

关键词：可逆冷轧机,厚度控制,AGC,伺服阀

上世纪70年代单机架四辊可逆冷带轧机 (以下简称“可逆冷轧机”) 的压下普遍采用电动机带动蜗轮蜗杆丝杠传动来实现自动压下;采用模拟电路实现厚度自动控制。存在控制精度低、产品表面质量差、成材率低、可靠性差、效率低等问题。为此, 提出可逆冷带轧机厚度控制系统改造方案, 以满足市场对窄带钢的质量要求。

一、改造方案

首先, 改原来的电动压下为液压压下。拆除原轧机压下电动机、蜗轮、蜗杆、丝杠, 在机架内安装液压缸, 配备电液伺服阀、液压站。其次, 用上位计算机、PLC、现场数字检测器、执行器等装置组成集散式计算机厚度控制系统代替原有的模拟厚度控制系统。最后, 利用数字系统的优势, 采用多种先进的厚度控制方式实现高精度、全液压厚度自动控制。

二、全数字液压AGC控制系统的组成及功能

可逆冷轧机液压压下厚度控制系统是全数字控制系统, 系统采用了两级式计算机控制结构, 如图1所示, 上、下位机之间通过基于TCP/IP协议的以太网进行通信。

1.上位计算机系统

上位计算机系统主要承担最优轧制规程的计算和系统的人机联系。轧制规程的计算是上位机系统中最重要的内容之一, 系统将根据来料的厚度、宽度、钢种、成品的目标厚度等数据, 计算可逆轧机的轧制道次及各道次出口厚度目标值、相应的轧制力初始值及缸位置初始值等参数, 并由基于TCP/IP协议的以太网自动送给下位计算机。上位机从下位机读取轧机当前的工作状况等参数, 例如:轧制压力、油缸位置、速度、所轧带钢入口和出口厚度等数据。作为人机接口, 上位机实时显示生产过程状态和控制信息, 根据现场实测值对设定模型进行适当修正、完成生产记录及质量报表的打印等。

2.下位计算机系统

下位计算机系统是厚控系统的核心部分, 其系统的组成主要包括:S7-400主机, 内装高精度的模拟量输入输出模块、高速计数器模块、数字量及脉冲量输入输出模块、开关量输入输出模块等硬件。位置信号的检测采用高精度Sony磁尺, 厚度信号的检测采用镅同位素射线测厚仪, 速度信号的检测采用高精度光电编码器。在控制柜里装有插有现场信号调理板、功率放大板等模拟电路板的机笼。操作台上有工作方式选择键、道次选择键、预控加或不加选择键、压下增、减等按钮开关供操作工操作。下位计算机的主要功能和任务如下。

(1) 与上位机通信。下位机根据上位机命令, 通过基于TCP/IP协议的以太网, 网络电缆远距离采用光缆, 近距离采用双绞线, 使用交换机技术, 通信频率为10/100Mb/s。S7-400采用以太网通信模板CP 443-1, 接收上位机送来的轧制规程表。

(2) 在轧制过程中对轧机进行实时在线控制, 即时采集、发送各种模拟量信号、数字量信号及脉冲量信号 (包括轧机两侧轧制压力、入口和出口厚度、两侧缸位移、入口和出口速度等) 。

(3) 根据操作台上的操作命令, 完成轧机的预压靠、辊缝摆零。

(4) 进行厚度闭环监控、厚度预控和压下位置或压力闭环控制, 并通过伺服阀控制液压缸驱动轧辊实现对带钢厚度的实时控制。

(5) 定时向上位机、操作台及机旁操作箱发送轧机当前的状态或数据信号。

三、全数字液压AGC控制策略

图2为液压AGC系统的功能框图。由于采用了全数字计算机控制, 可以方便地使用目前成熟先进的AGC控制策略。这些控制算法均由下位计算机软件编程实现。

V1—入口侧速度;V2—出口侧速度;H1—入口侧厚度;H2—出口侧厚度;S—侧量辊缝;P—测量压力

厚度自动控制最基本的原理是基于轧制时的弹塑性曲线。轧制时带钢的实际轧出厚度h、实际辊缝S和实际轧制力p之间的关系如弹跳方程所示。

式中:p0—预压靠轧制力;

K—轧机刚度系数。

为消除各种原因造成的厚度偏差, 根据轧制时的弹塑性曲线, 可采用压力AGC、监控AGC、预控AGC、流量AGC、张力AGC等各种不同的厚度控制策略。

AGC系统的主要功能有:压力AGC、监控AGC、预控AGC、流量AGC、张力AGC、轧制规范管理等。这几种AGC是组合在一起使用的, 保持各自的控制效果, 但监控AGC与张力AGC不能共用, 只能选择其一工作。一般是选用监控AGC, 只有在轧制极薄带材时才选用张力AGC。

四、应用效果

六辊铝冷轧机厚度控制系统介绍 篇7

关键词：铝冷轧机,M-AGC,MF-AGC,FF-AGC,MF-AGC,RE-AGC,MV-AGC

0 引言

我公司于2002年引进了一台六辊不可逆铝冷轧机,该冷轧机机械部分由三菱日立金属制造公司提供,电气部份由东芝GE公司提供。该轧机主要由以下控制系统构成:自动厚度控制系统、自动板形控制系统、恒张力控制系统、LEVEL-2系统、自动上卷、料卷传送等系统。

在此介绍其厚度控制系统。

1 目的

AGC的目的是为了得到高质量产品和稳定轧制。

AGC系统应该成功地在轧机速度变化、热弯曲的厚度和硬度变化、轧辊表面变化等等的状况下工作。

2 AGC系统

系统由如下5个功能组成:

1)M-AGC监视AGC;

2)FF-AGC 前馈AGC;

3)MF-AGC质量流AGC;

4)RE-AGC轧辊偏心AGC;

5)MV-AGC多变量AGC。

2.1 监控-AGC

图1为一个轧制通道M-AGC框图。M-AGC有两个功能,一个是M-AGC(G),主要操纵辊缝,另一个是M-AGC(T),主要操纵入口张力。M-AGC的输入,是通过测厚仪(出口测厚仪)测量得到的出口厚度偏差,M-AGC控制器计算辊缝修正值,使用PI(比例和积分)控制,并且M-AGC(T)计算入口张力修正值。

史密斯预测器补偿在轧机和测厚仪之间时间滞后,并且允许M-AGC提高它的响应。

2.2 FF-AGC(前馈AGC)

图2为一个轧制通道中的前馈AGC框图。前馈AGC的输入,是通过测厚仪(入口测厚仪)测量得到的入口厚度偏差,入口厚度偏差从测厚仪到轧机是滞后的,控制器计算辊缝修正值,使用辊缝对于出口厚度的影响系数。

2.3 MF-AGC(质量流AGC)

图3为一个在轧制通道中的质量流A G C框图。质量流AGC有两个控制功能,一个是质量流AGC(G)主要控制辊缝,另一个是质量流AGC(T)主要控制入口张力。

∆HX—入口测厚仪测得的入口侧厚度偏差∆S—辊缝修正值∆Ten—入口张力修正值GMF质量流AGC控制增益hREF出口目标厚度

质量流AGC的输入,是通过测厚仪(入口测厚仪)测量得到的入口厚度偏差,入口厚度偏差从入口测厚仪到轧机是滞后的,并且成为轧机入口厚度偏差。

控制器基于质量流常数估算出口厚度,使用轧机入口厚度偏差通过下述公式计算。质量流AGC(G)控制器计算辊缝修正值,使用PI(比例和积分)控制,并且质量流AGC(T)入口张力修正值。

公式:H1V1=H2V2

H2—轧机出口侧的质量流厚度值;

V1—激光测速仪测得的入口侧速度;

V2—激光测速仪测得的出口侧速度;

H1目标入口侧厚度。

2.4 RE-AGC(轧辊偏心AGC)

图4为用于轧机轧辊偏心AGC框图。

此控制减少在轧机运行时轧辊偏心的影响。

由测厚仪测得的厚度误差与相适应的转动角度输入到轧辊偏心AGC。

轧辊偏心AGC输出辊缝修正值基于重复控制方法。

2.5 MV-AGC(多变量AGC)

控制厚度与张力,是基于ILQ(逆二元线性)的基础上设计的控制理论,是解决LQ(线性二元)最佳控制逆向问题的一个方法。在轧机稳定轧制状态方程能与模型联立方程一起被描述。

3 测厚仪

其厚度控制系统所采用的两台测厚仪均为东芝7311系列其主要性能指标如下:

1)测量范围

0.1～8.0 mm(相当于0.095～16.0 mm的纯铝)纯铝厚度=设定厚度×(1+厚度补偿/100)

2)精度

下列基于电离放射测量系统的IEC 769的测试方法并带用于厚度测量的模拟或数字信号处理。

(1)精度

式中:reproducibility-重复性;noise-噪声;Linearity-线性。

这个精度是当使用精度测试标样和系统离线时的精度。

测量气隙:300mm,时间常数:10ms。

(2)线性

自从这测厚仪取相关的尺寸,校正线性是不适用的,且使用偏差线性。

设定厚度的±0.12%或±0.06µm,无论哪一个大。(2σ)

(3)测量重复性

设定厚度的±0.06%或±0.06µm,无论哪一个大。(2σ)

(4)辐射噪声

设定厚度的±0.12%或±0.12µm,无论哪一个大。(2σ)

(5)漂移

±(测量厚度的0.2%+0.5µm)在8小时内。

测量头:冷却水温度变化最大不超过±3℃,环境温度变化最大不超过±5℃,并且空气密度不变。

设备柜和驱动控制箱:环境温度变化最大不超过±5℃。

4 结束语