1180 MPa級超高強鋼冷連軋過程的厚度綜合控制技術(shù)

張文軍 王文奇 張曉東 林威 張燕東 白振華

摘要 ：針對超高強鋼在冷軋過程中厚度波動大以及帶頭帶尾厚度超差的問題，首先根據(jù)金屬秒流量模型建立了厚度超差預(yù)測模型與輥縫調(diào)節(jié)量預(yù)估模型；隨后開發(fā)了軋制過程中的厚度控制系統(tǒng)，并進行了輥縫調(diào)節(jié)量優(yōu)化；最后建立了帶鋼頭尾軋制過程中的軋制速度與張力優(yōu)化模型。以國內(nèi)某冷連軋機組的第1機架為技術(shù)應(yīng)用對象，選擇兩種典型的超高強鋼進行生產(chǎn)測試，測試結(jié)果表明：超高強鋼AR4146E1與DU6220A1的厚度超差長度分別從70.3 m、36.89 m下降到了16.85 m、16.33 m。

關(guān)鍵詞 ：厚差；控制系統(tǒng)；輥縫；超高強鋼；冷連軋

中圖分類號 ：TG335.56

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2024.02.019

開放科學（資源服務(wù)）標識碼（OSID）：

Comprehensive Thickness Control Technology of 1180 MPa Grade Ultra-high

Strength Steels in Cold Tandem Rolling

ZHANG Wenjun 1 WANG Wenqi 1 ZHANG Xiaodong 1 LIN Wei 3

ZHANG Yandong 1 BAI Zhenhua ?1，2

1.National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Strip Rolling，

Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei，066004

2.State Key Laboratory of Metastable Materials Science and Technology，Yanshan University，

Qinhuangdao，Hebei，066004

3.China National Heavy Machinery Research Institute Co.，Ltd.，Xian， 710018

Abstract ： To resolve the issues of thickness variation and thickness deviation at head and tail for ultra-high strength steels in continuous cold tandem rolling， a thickness deviation prediction model and a roll gap adjustment estimation model were established based on the metal mass flow equation firstly. In addition， a thickness control system was exploited， and optimal roll gap adjustment model was established. Finally， an optimization model for rolling speed and tension in the head and tail rolling processes of the strip steels was built. The first stand of continues cold tandem rolling unit was taken as the technical application objects to test the two typical ultra-high strength steels. The results demonstrate that the length of thickness deviation for the ultra-high strength steel AR4146E1 and DU6220A1 decreased from 70.3 m and 36.89 m to 16.85 m and 16.33 m respectively.

Key words ： thickness variation； control system； roll gap； ultra-high strength steel； cold tandem rolling

0 引言

為積極響應(yīng)“雙碳”發(fā)展戰(zhàn)略，減小車身質(zhì)量與降低能耗成為汽車工業(yè)的發(fā)展目標。在減少車重的前提下，為進一步提高車身的強度，保障汽車的碰撞安全性，鋼鐵企業(yè)研發(fā)了以DP鋼、TRIP鋼、TBF鋼、CP鋼、TAM鋼為代表的超高強鋼。隨著汽車板帶強度的提高，超高強鋼與普通帶鋼在性能上的差異導(dǎo)致在以同等變形量進行冷連軋的過程中，軋制壓力及軋機的彈跳量更大，調(diào)節(jié)同等厚度偏差所需要的輥縫調(diào)節(jié)量及張力調(diào)節(jié)量也遠大于普通帶鋼，從而使帶鋼的出口厚度精度難以控制 ?［1-3］ 。針對上述問題，有學者認為超高強鋼的組織及性能差異是導(dǎo)致超高強鋼頭尾厚差波動的主要因素，并開發(fā)了前饋控制技術(shù)及厚度離線鋼種補償?shù)姆椒?，從帶鋼來料性能、帶鋼厚度測量裝置等方面對冷連軋超高強鋼出口厚度進行控制 ?［4-7］ ， 而較少研究超高強鋼穩(wěn)定軋制過程中的厚度波動大及頭尾軋制過程中厚度超差等問題 ?［8-13］ 。本文通過改進冷連軋過程厚度自動控制系統(tǒng)、優(yōu)化帶鋼頭尾軋制工藝參數(shù)，減小了超高強鋼縱向全長厚差波動幅度及帶頭帶尾厚度超差長度。

1 冷連軋機組厚度控制問題簡析

國內(nèi)某冷連軋機組的厚度自動控制系統(tǒng)布置如圖1所示，機架1、5均布置了帶鋼厚度的前饋與反饋控制系統(tǒng)，機架2布置了前饋控制系統(tǒng)，機架4布置了反饋控制系統(tǒng)。通過入口、出口的測厚儀與測速儀進行前饋控制和反饋控制來減小來料厚度波動的影響。

1.1 冷連軋機組厚度自動控制系統(tǒng)

前饋控制的原理（圖2）如下：在帶鋼未進入軋機前，利用測厚儀測出來料厚度偏差，再根據(jù)前饋模型計算出消除該厚度偏差所需的輥縫調(diào)節(jié)量。然后根據(jù)帶鋼厚度測量點進入軋機的時間及調(diào)節(jié)輥縫的時間確定壓下裝置的調(diào)節(jié)時間， 并對軋機輥縫進行調(diào)節(jié)，消除來料厚度偏差對軋件出口厚度的影響。前饋控制輸出引起的輥縫調(diào)節(jié)量為

Δ S ?q = H ??set ?W M ∑ m i n=0 （a ?n+1 －a n） ?（1）

a n= H ??set ?－H ??act ，n ?H ??set ????a ?n+1 = H ??set ?－H ??act， n+1 ?H ??set

W=W（H，T 0，T 1，μ，σ S）

式中， Δ S ?q 為帶鋼厚度偏差引起的前饋輥縫調(diào)節(jié)量， mm ；m i為測厚儀檢測帶鋼厚度點的個數(shù)；a n、a ?n+1 分別為來料帶鋼的第n與第n+1個檢測厚度與設(shè)定厚度的相對偏差；M為軋機剛度， kN/mm ；H ??set ?為帶鋼的入口厚度設(shè)定值， mm ；W為來料帶鋼的塑性系數(shù)， kN/mm ；T 0、T 1分別為帶鋼進機架之前與出機架之后的張力，

kN ；μ為摩擦因數(shù)；H為來料厚度， mm ；σ ?s 為來料變形抗力， MPa ；H ??act ，n 、H ??act ，n+1 分別為來料帶鋼第n與第n+1個檢測點的實際厚度， mm 。

反饋控制的原理（圖3）如下：利用出口測厚儀測得帶鋼出口的厚度偏差，根據(jù)反饋控制模型計算出消除厚度偏差所需的輥縫調(diào)節(jié)量，通過液壓壓下裝置對輥縫進行實時調(diào)整來消除厚度偏差，保證出口厚度的穩(wěn)定。反饋控制輸出引起的輥縫調(diào)節(jié)量為

Δ S ?f =h ??set ?（1+ W M ）∑ m ??i n=0 （b n－b ?n+1 ） ?（2）

b n= h ??set ?－h(huán) ??act ，n ?h ??set ????b ?n+1 = h ??set ?－h(huán) ??act， n+1 ?h ??set

式中， Δ S ?f 為帶鋼厚度偏差引起的反饋輥縫調(diào)節(jié)量， mm ；h ??set ?為來料帶鋼的出口厚度設(shè)定值， mm ；h ??act ，n 、h ??act ，n+1 分別為帶鋼出口第n與n+1個檢測點的實際厚度， mm 。

1.2 超高強鋼的力學性能與生產(chǎn)工藝

隨著超高強汽車板力學性能的提高，超高強鋼的屈服強度逐漸由780 MPa增大到1180 MPa。帶鋼強度、硬度的提高導(dǎo)致塑性變形更加困難，極大地增大了超高強鋼的出口厚差波動，尤其是在帶頭帶尾軋制的過程中，如圖4a所示。為提高鋼鐵企業(yè)的生產(chǎn)效率，傳統(tǒng)的超高強鋼生產(chǎn)工藝：熱連軋+自然空冷+酸洗+單機架可逆冷軋+罩退，已經(jīng)變?yōu)闊彳堖B+保溫罩冷卻+酸連軋，然而在保溫罩冷卻環(huán)節(jié)中，超高強鋼在保溫罩不同位置的不同冷卻速度導(dǎo)致鋼卷在冷軋環(huán)節(jié)中的力學性能不一致，使得軋制過程出現(xiàn)厚差，如圖4b所示。

1.3 超高強鋼冷連軋過程中的厚度超差問題

基于現(xiàn)有冷連軋機組的厚度控制技術(shù)，超高強鋼在帶鋼縱向全長方向上的厚度波動大、頭尾厚度超差長度大的問題難以克服。超高強鋼與普通帶鋼出口厚度波動見圖5和表1。

2 超高強鋼軋制過程中的厚度控制技術(shù)

冷連軋機組厚度控制系統(tǒng)檢測到來料厚度與設(shè)定值不同時，主要通過調(diào)節(jié)輥縫來消除帶鋼的出口厚度偏差。冷連軋機組的輥縫調(diào)節(jié)量主要通過前饋與反饋進行控制，但反饋控制系統(tǒng)的滯后性導(dǎo)致超高強鋼軋制過程中的厚度波動控制同樣具有滯后性。因此，筆者基于金屬秒流量模型建 立厚度超差預(yù)測模型，實現(xiàn)對軋機出口厚度超差的預(yù)測與防治，減小帶鋼出口厚差發(fā)生的頻率，完成超高強厚度控制技術(shù)的開發(fā)。

2.1 厚度超差預(yù)測模型

金屬秒流量模型的基本原理是金屬體積不變定理，考慮到帶鋼軋制寬展等因素導(dǎo)致金屬體積不等的情況，引入修正系數(shù)m對金屬秒流量模型進行修正：

H ??set ?v ?0， set ?=mh ??set ?v ?1， set ???（3）

式中，v ?0， set ?、v ?1， set ?分別為機架入口和出口的速度設(shè)定值， m/min 。

軋制同鋼種或規(guī)格相近的帶鋼時，修正系數(shù)具有相對穩(wěn)定性，可通過軋機入口、出口的測厚儀、測速儀計算，計算公式為

m= Hv 0 hv 1 ??（4）

式中，H為入口測厚儀測量的軋機入口帶鋼厚度， mm ；v 0為入口測速儀測量的軋機入口帶鋼速度， m/min ；h為出口測厚儀測量的軋機出口帶鋼厚度， mm ；v 1為出口測速儀測量的軋機出口帶鋼速度， m/min 。

軋機出口的帶鋼出現(xiàn)厚度超差時，帶鋼的入口厚度、入口速度與出口速度都將發(fā)生變化，將測量裝置測量的實際數(shù)值代入金屬秒流量模型：

v 0（H ??set ?+ Δ H）=mv 1（h ??set ?+ Δ h） ?（5）

式中， Δ H為帶鋼入口厚度超差量， mm ； Δ h為出口帶鋼厚度超差量， mm 。

對式（5）作簡單推導(dǎo)，可得

v 0H ??set ?（1+ ?Δ H H ??set ??）=mv 1h ??set ?（1+ ?Δ h h ??set ??） ?（6）

定義γ為出口厚度超差率，并以γ判斷帶鋼出口厚度偏離設(shè)定值的程度，則出口厚度超差率模型為

γ= ?Δ h h ??set ??= v 0H ??set ??mv 1h ??set ??（1+ ?Δ H H ??set ??）－1 ?（7）

軋機入口、出口的厚度設(shè)定值為已知量，最大厚度超差率及其修正系數(shù)可根據(jù)實際的生產(chǎn)要求確定，則基于入口、出口的帶鋼厚度偏差 Δ H、 Δ h，可預(yù)估軋制過程中帶鋼的厚度超差率。

2.2 超高強鋼軋制過程中的厚度控制技術(shù)

根據(jù)厚度超差率預(yù)測模型，基于帶鋼厚度的秒流量控制思想，建立帶鋼軋制過程中的輥縫調(diào)節(jié)量預(yù)估模型：

Δ S ?m =h ??set ?（1+ W M ）∑ m ??i n=o （γ n－γ ?n+1 ） ?（8）

式中， Δ S ?m 為輥縫預(yù)估調(diào)節(jié)量， mm ；γ n、γ ?n+1 分別為帶鋼的第n與n+1個厚度超差率的預(yù)測值。

對應(yīng)的控制原理見圖6。

基于上述模型，并結(jié)合冷連軋機組現(xiàn)有的前饋與反饋控制模型，建立冷連軋機組超高強鋼軋制過程中的厚度控制模型，其輥縫調(diào)節(jié)量 Δ S為

Δ S= Δ S ?f + Δ S ?q + Δ S ?m ??（9）

對應(yīng)的控制原理見圖7。

2.3 超高強鋼冷連軋過程中的輥縫調(diào)節(jié)量優(yōu)化

冷連軋機組厚度控制系統(tǒng)利用式（9）計算輥縫調(diào)節(jié)量時，超高強鋼的大變形抗力導(dǎo)致輥縫調(diào)節(jié)量未達到厚度或超過厚度，產(chǎn)生較大的出口厚差，因此利用出口厚度超差率計算輥縫最優(yōu)調(diào)節(jié)量，減小了超高強鋼軋制過程中的厚度超差。

定義

φ ?1i （ Δ S i）=|γ i（ Δ S i）－ ?i|

i= 1 η－1 ∑ η－1 i=1 γ i

式中，γ i（ Δ S i）為當前出口厚度超差率； ?i為已完成優(yōu)化的出口厚度超差率平均值;η為輥縫調(diào)節(jié)的總次數(shù)。

對出口厚度縱向上的均勻性進行控制，定義

φ ?2i （ Δ S i）= 1 η ∑ η－1 i=1 （γ i+γ i（ Δ S i））

對當前的輥縫調(diào)節(jié)量的幅度進行控制，則輥縫調(diào)節(jié)量的尋優(yōu)目標函數(shù)為

G（ Δ S i）=βφ ?1i （ Δ S i）+（1－β）φ ?2i （ Δ S i） ?（10）

式中，β為加權(quán)系數(shù)。

在優(yōu)化輥縫調(diào)節(jié)量過程中，結(jié)合文獻［12］中的軋制壓力、軋制功率、打滑因子、振動系數(shù)計算模型與極限取值方法，對相關(guān)優(yōu)化過程中相關(guān)系數(shù)進行約束，以保證軋機軋制的穩(wěn)定性，約束條件可表示為

P i

式中，P i為第i段帶鋼的軋制壓力， kN ；P ?k max ?為機架k的最大軋制壓力， kN ；J i為第i段帶鋼的軋制功率， kW ；J ?k max ?為機架k的最大軋制功率， kW ；ψ i為第i段帶鋼的打滑因子；ψ * k為機架k的打滑因子極限值；φ i為當前機組振動系數(shù)；φ * k為第k機架振動系數(shù)極限值；γ * k為第k機架出口厚度超差率極限值。

根據(jù)輥縫調(diào)節(jié)量的尋優(yōu)目標函數(shù)及其約束條件，輥縫調(diào)節(jié)量最優(yōu)值的問題就轉(zhuǎn)換成在初始輥縫調(diào)節(jié)量的基礎(chǔ)上，根據(jù)帶鋼出口厚度超差的情況對初始輥縫調(diào)節(jié)量進行調(diào)節(jié)，以使目標函數(shù)G（ Δ S i）最小的問題，此時的 Δ S i為最佳輥縫調(diào)節(jié)量，其計算流程見圖8。

3 超高強鋼帶頭帶尾軋制過程中的工藝參數(shù)優(yōu)化

軋制帶鋼頭尾的過程中，軋輥需要過帶鋼頭尾連接處的焊縫。此時，為避免軋輥軋斷帶鋼頭尾連接處的焊縫，輥縫先增大后減小，因此帶鋼的速度需要先減小而后增大，最大的軋制速度為穩(wěn)定軋制時的設(shè)定速度，最小的軋制速度為焊縫軋制段時的設(shè)定速度，若將最大軋制速度與最小軋制速度之間分為ζ段，則機架升降速過程的速 度為

v ??d ki =v k－ i ζ （v ?k max ?－v ?k min ?）

v ??u ki =v ?k min ?+ i ζ （v ?k max ?－v ?k min ?） ??（12）

式中，v k為帶鋼當前的運行速度， m/min ；v ??d ki 為降速段機架k下第i段帶鋼的軋制速度， m/min ；v ??u ki 為升速段機架k下第i段帶鋼的軋制速度， m/min ；v ?k max ?為過焊縫前的最大軋制速度， m/min ；v ?k min ?為過焊縫后的最小軋制速度， m/min 。

為保證帶鋼過焊縫過程中的穩(wěn)定性，應(yīng)在軋制速度下降的同時調(diào)節(jié)張力，使軋制壓力波動最小，進而減小帶鋼出口厚差，根據(jù)入口、出口的張力與軋制速度變化之間的關(guān)系 ?［8］ ，得到過焊縫前降速段的入口、出口張力：

T ?0ki =T ?0 d k － Δ T ?0 d ki

T ?1ki =T ?1 d k － Δ T ?1 d ki ???（13）

Δ T ?0 d ki =c ?1ki T ?0k ?exp （c ?2ki （v ?k max ?－v ??d ki ））

Δ T ?1 d ki =c ?1ki T ?1k ?exp （c ?2ki （v ?k max ?－v ??d ki ））

以及過焊縫后升速段的入口、出口的張力：

T ?0ki =T ?0 u k + Δ T ?0 u ki ?T ?1ki =T ?1 u k + Δ T ?1 u ki ???（14）

Δ T ?0 u ki =c ?1ki T ?0k ?exp （c ?2ki （v ??u ki －v ?k min ?）） ?Δ T ?1 u ki =c ?1ki T ?1k ?exp （c ?2ki （v ??u ki －v ?k min ?））

式中，T ?1ki 、T ?0ki 分別為機架k下第i段帶鋼的前后張力， kN ；T ?1 d k 、T ?0 d k 分別為降速段機架k下帶鋼的初始前后張力， kN ；T ?1 u k 、T ?0 u k 分別為升速段機架k下帶鋼的初始前后張力， kN ； Δ T ?1 d ki 、 Δ T ?0 d ki 分別為降速段機架k下第i段帶鋼的前后張力補償值， kN ； Δ T ?1 u ki 、 Δ T ?0 u ki 分別為升速段機架k下第i段帶鋼的前后張力補償值， kN ；T ?1k 、T ?0k 分別為機架k前后張力的設(shè)定值， kN ；c ?1ki 、c ?2ki 分別為機架k下第i段帶鋼的張力調(diào)節(jié)系數(shù)。

通過分析可知，張力調(diào)節(jié)模型中的最大軋制速度、最小軋制速度，以及前后張力的初始設(shè)定值為已知量，只需確定系數(shù)c ?1ki 、c ?2ki 就可對第i段軋制速度對應(yīng)的入口、出口的張力設(shè)定值進行求解。因此，現(xiàn)以出口厚度偏差、軋制壓力波動為指標建立綜合優(yōu)化目標函數(shù)用來求解系數(shù)c ?1ki 、c ?2ki 。

定義A 1（X）、A 2（X）分別為軋制速度變化時的出口厚度偏差的標準差和平均值，則出口厚度偏差控制函數(shù)可表示為

A（X）=δA 1（X）+（1－δ）A 2（X） ?（15）

A 1（X）= ?1 ζ ∑ ζ i=1 （A ?ki － 1 ζ ∑ ζ i=1 A ?ki ） 2

A 2（X）= 1 ζ ∑ ζ i=1 A ?ki ??A ?ki = h ?ki －h(huán) ?k set ??h ?k set

式中，δ為厚度加權(quán)系數(shù)；A ?ki 為機架k下第i段帶鋼的出口厚度偏差；h ?ki 為機架k下第i段帶鋼的出口厚度， mm ；h ?k set ?為機架k帶鋼的出口厚度設(shè)定值， mm 。

定義G 1（X）、G 2（X）分別為軋制速度變化時的軋制壓力波動幅度和軋制壓力極值差值程度，則軋制壓力控制目標函數(shù)為

G（X）=αG 1（X）+（1－α）G 2（X） ?（16）

G 1（X）= ?1 ζ ∑ ζ i=1 （ 1 ζ ∑ ζ i=1 G ?ki （X）－G ?ki （X）） 2

G 2（X）= max （∑ ζ i=1 G ?ki （X））－ min （∑ ζ i=1 G ?ki （X））

G ?ki （X）= P ?ki － ?k ??k

式中，α為軋制壓力加權(quán)系數(shù)；P ?ki 為機架k下第i段帶鋼的軋制壓力， kN ； ?k為第k機架軋制壓力均值， kN 。

考慮到冷連軋機組軋制的連續(xù)性，在軋制壓力波動控制目標函數(shù)及出口超差控制函數(shù)的基礎(chǔ)上建立張力與速度綜合優(yōu)化目標函數(shù)：

F（X）=∑ 5 k=1 ［χG k（X）+（1－χ）A k（X）］ ?（17）

T ?0k min ?≤T ?0ki ≤T ?0k max ???T ?1k min ?≤T ?1ki ≤T ?1k max

X={c ?1ki ，c ?2ki }

式中，χ為加權(quán)系數(shù)；T ?0k min ?、T ?0k max ?分別為機架k下帶鋼的最小、最大后張力， kN ；T ?1k min ?、T ?1k max ?分別為第k機架下帶鋼的最小、最大前張力， kN 。

軋制速度與張力的設(shè)定值優(yōu)化過程中需避免張力變化導(dǎo)致的打滑，因此還需對打滑因子進行約束，降低軋制過程中發(fā)生的打滑概率。帶鋼打滑約束可表示為

ψ ?ki = λ ?ki ?4μ ?ki ?（ ??Δ h ?ki ?R′ ??ki ??+ T ?0ki －T ?1ki ?P ?ki ?）≤ψ ??k ?（18）

式中，i為帶鋼劃分的段數(shù)；ψ ?ki 為機架k下第i段帶鋼與軋輥之間的打滑因子；λ ?ki 為機架k的軋制工況對打滑的影響系數(shù)；μ ?ki 為機架k下第i段帶鋼與軋輥之間的摩擦因數(shù)； Δ h ?ki 為機架k下第i段帶鋼出口厚差， mm ；R′ ??ki 為機架k下第i段軋輥壓扁半徑， mm ；ψ ??k為打滑因子臨界值。

因此，對軋制速度及張力的優(yōu)化設(shè)定問題就轉(zhuǎn)化為尋找一組系數(shù)，使綜合優(yōu)化目標函數(shù)即出口厚度超差率及軋制壓力波動最小，且打滑因子、張力滿足約束條件。張力與軋制速度優(yōu)化流程見圖9。

4 現(xiàn)場技術(shù)應(yīng)用

現(xiàn)以某鋼廠冷連軋機組為例，選擇該機組典型規(guī)格產(chǎn)品AR4146E1與DU6220A1為研究對象，以機架1為例，對其軋制過程中的輥縫最佳調(diào)節(jié)量、帶頭帶尾軋制過程中的軋制速度與張力設(shè)定值進行計算。通過比對應(yīng)用前后的超高強鋼的厚度波動情況、厚度超差長度來說明該技術(shù)的應(yīng)用效果。表2所示為冷連軋過程中機架1相關(guān)的軋制參數(shù)設(shè)定值以及檢測值，表3所示為軋制段的厚度超差預(yù)測值、最佳輥縫調(diào)節(jié)量，以及以厚度超率為3%為標準，統(tǒng)計技術(shù)應(yīng)用前后兩種鋼的厚度超差長度。

圖10所示為應(yīng)用前后超高強鋼AR4146E1的厚度波動情況，可看出在帶鋼全長方向上的厚度波動得到明顯改善，厚度超差長度從70.3 m下降到16.85 m。

圖11所示為應(yīng)用前后超高強鋼DU6220A1的厚度波動，可看出在帶鋼全長方向上的厚度波動得到明顯改善，厚度超差長度從65.61 m下降到16.33 m。

5 結(jié)論

（1）根據(jù)超高強鋼冷連軋穩(wěn)定軋制過程中的全長方向及頭尾軋制的厚度波動大的問題，基于金屬秒流量模型建立了超高強鋼的厚度超差預(yù)測模型及輥縫調(diào)節(jié)量預(yù)估模型，基于帶鋼厚度前饋與反饋控制模型開發(fā)了超高強鋼軋制過程中的厚度控制技術(shù)。

（2）建立了的輥縫最佳調(diào)節(jié)量目標函數(shù)，降低了冷連軋穩(wěn)定軋制過程中的帶鋼厚差波動。建立了帶鋼頭尾軋制過程中的軋制速度與張力設(shè)定值綜合優(yōu)化目標函數(shù)，通過張力與速度優(yōu)化提高了軋制壓力穩(wěn)定性，減小了超高強鋼頭尾軋制過程中厚度超差長度。

（3）根據(jù)現(xiàn)場相關(guān)參數(shù)及超高強鋼厚度超差控制技術(shù)，對帶鋼AR4146E1與DU6220A1軋制過程中的輥縫最佳調(diào)節(jié)量及頭尾軋制過程中的軋制速度與張力設(shè)定值進行了計算與優(yōu)化，在軋制壓力、打滑因子、厚度超差率滿足要求的前提下，減小了帶鋼的厚度超差波動幅度及厚度超差 長度。

參考文獻 ：

［1］ ?劉亞星，顧清，張文軍，等.冷軋過程軋制壓力計算的改進模型［J］. 鋼鐵，2021，56（10）：108-116.

LIU Yaxing， GU Qing， ZHANG Wenjun， et al. Improved Model for Rolling Force Calculation in Cold Rolling Process［J］. Iron and Steel， 2021，56（10）：108-116.

［2］ ?張四方，吉飛，李山桐. 超高強雙相鋼DP980冷連軋機組軋制壓力模型優(yōu)化［J］. 金屬世界，2018（5）：35-39.

ZHANG Sifang， JI Fei， LI Shantong. Optimization of Rolling Pressure Model for Ultra-high Strength Dual-phase Steel DP980 Tandem Cold Rolling Mill［J］. Metal World， 2018（5）：35-39.

［3］ ?孫榮生，王靜，劉仁東，等. 1200 MPa級冷軋先進高強鋼軋制穩(wěn)定性的分析及控制［J］. 軋鋼，2020，37（6）：40-43，48.

SUN Rongsheng， WANG Jing， LIU Rendong， et al. Analysis and Control of Rolling Stability of 1200 MPa Grade Cold Rolled Advanced High Strength Steel［J］. Steel Rolling， 2020，37（6）：40-43，48.

［4］ ?劉亞星，顧清，錢承，等.冷軋超高強鋼平直度與斷面形狀前饋控制技術(shù)［J］.中國機械工程，2021，32（24）：2981-2988.

LIU Yaxing， GU Qing， QIAN Cheng， et al. Feed-forward Control Technology for Flatness and Section Shape of Cold-rolled Ultra-high-strength Steel［J］. China Mechanical Engineering， 2021，32（24）：2981-2988.

［5］ ?李紅梅，徐江華，黃佩杰. 高強鋼AGC性能前饋厚度控制技術(shù)［J］. 軋鋼，2017，34（4）：62-65.

LI Hongmei， XU Jianghua， HUANG Peijie. Feed-forward Thickness Control Technology for AGC Performance of High-strength steel［J］. Steel Rolling， 2017，34（4）：62-65.

［6］ ?李志強，胡大鵬，李生存，等. 鋼種補償在冷軋高強鋼厚度控制中的應(yīng)用［J］. 鋼鐵研究，2017，45（1）：47-49.

LI Zhiqiang， HU Dapeng， LI Shengcun， et al. Application of Steel Type Compensation in Thickness Control of Cold-rolled High-strength Steel［J］. Iron and Steel Research， 2017，45（1）：47-49.

［7］ ?蘇振軍，曹曉恩，楊建寬，等. 980 MPa級汽車用高強鋼冷軋厚度波動原因分析及解決方案［J］. 河北冶金， 2019（7）：40-44.

SU Zhenjun， CAO Xiaoen， YANG Jiankuan， et al. Analysis and Solution of Thickness Fluctuation of 980 MPa Grade Automotive High-strength Steel in Cold Rolling［J］. Hebei Metallurgy， 2019（7）：40-44.

［8］ ??申立濤，許鵬，張亞震，等. 冷連軋升降速過程板形變化及其張力補償技術(shù)［J］. 鋼鐵，2021，56（5）：72-79.

SHEN Litao， XU Peng， ZHANG Yazhen， et al. Shape Change and Tension Compensation Technology in Continuous Cold Rolling Process［J］. Iron and Steel， 2021， 56（5）：72-79.

［9］ ?李紅梅，熊偉. 提高超高強鋼橫向厚差控制策略［C］∥2018年全國第二十三屆自動化應(yīng)用技術(shù)學術(shù)交流會論文集. 貴陽，2018：201-204.

LI Hongmei， XIONG Wei. Strategies for Improving Transverse Thickness Difference Control of Ultra-high Strength Steel［C］∥Proceedings of the 23rd National Academic Exchange Conference on Automation Application Technology in 2018. Guiyang， 2018：201-204.

［10］ ?張殿華，孫杰，陳樹宗，等.高精度薄帶材冷連軋過程智能優(yōu)化控制［J］.鋼鐵研究學報，2019，31（2）：180-189.

ZHANG Dianhua， SUN Jie， CHEN Shuzong， et al. Intelligent Optimal Control of High Precision Thin Strip Cold Rolling Process［J］. Journal of Iron and Steel Research， 2019，31（2）：180-189.

［11］ ??王少飛，黃華貴，竇愛民，等. 高強DP鋼的關(guān)鍵軋制技術(shù)開發(fā)與應(yīng)用［J］. 中國冶金，2019，29（4）：38-42.

WANG Shaofei， HUANG Huagui， DOU Aimin， et al. Development and Application of Key Rolling Technologies for High-strength DP Steel［J］. China Metallurgy， 2019， 29（4）：38-42.

［12］ ?吳長生，何樂樂. 6機架冷連軋5機架時張力優(yōu)化設(shè)定方法研究［J］. 今日制造與升級，2022（10）：154-156.

WU Changsheng， HE Lele. Research on Tension Optimization Setting Method for 6-stand Cold Rolling with 5 Stands［J］. Todays Manufacturing and Upgrading， 2022（10）：154-156.

［13］ ?錢承，孫榮生，張柳柳，等.冷連軋機組耦合振動模型及影響因素分析［J］.機械工程學報，2021，57（12）：208-21.

QIAN Cheng， SUN Rongsheng， ZHANG Liuliu， et al. Coupling Vibration Model and Influencing Factors Analysis of Tandem Cold Rolling Mill［J］. Journal of Mechanical Engineering，2021，57（12）：208-21.

（ 編輯 張 洋 ）

作者簡介 ：

張文軍 ，男，1992年生，博士研究生。研究方向為軋鋼設(shè)備與工藝。獲得冶金科學技術(shù)一等獎2項。發(fā)表論文12篇。E-mail：320255164@qq.com。

白振華 （通信作者），男，1975年生，教授、博士研究生導(dǎo)師。研究方向為機械設(shè)計及自動化、軋鋼設(shè)備及工藝、板形控制及自動化。獲得省部級二等及以上科技獎20項。出版專著2部，發(fā)表論文200余篇。E-mail：bai_zhenhua@aliyun.com。