一種熱連軋機彎輥優化設定方法與流程

本發明屬于熱軋帶鋼板形控制技術領域，涉及一種熱連軋機彎輥優化設定方法。

背景技術：

據申請人了解，隨著國內外制造業的迅猛發展，下游用戶對熱軋帶鋼產品質量的要求也日益增高。熱軋帶鋼的板形控制對熱軋帶鋼質量起著重要作用，因此研究板形控制技術對于鋼鐵企業提高核心競爭力也具有至關重要的作用。

在熱連軋板帶生產過程中，精軋帶鋼的板形設定和控制主要是通過“竄輥+彎輥”或“對輥交叉+彎輥”配合使用來實現的。這兩種組合方式其板形模型設定的核心內容都是保證精軋帶鋼的目標凸度，同時還要確保精軋各機架出口帶鋼頭部平直度良好，而帶鋼中尾部的凸度與平直度主要是依靠彎輥力的實時調節來保證的。

竄輥是工作輥沿軸線方向上的水平移動，是均勻工作輥磨損的優選措施。竄輥由四個液壓缸進行控制，分別分布在上下工作輥操作側的入口側和出口側，每個液壓缸上都有一個位置傳感器，通過傳感器可檢測工作輥的竄輥位置。彎輥是板形的一個重要、實時的控制手段，可以改變軋輥的有效凸度，從而改變負載輥縫的形狀和軋后帶鋼的延伸率橫向分布。通常，熱連軋機在使用“竄輥+彎輥”配置方式時，板形控制模型會根據帶鋼頭部在精軋各機架出口需要達到的凸度來計算其竄輥位置和彎輥力，需要盡量保證彎輥設定在平衡力附近，再計算其對應的竄輥位置。這一過程包含兩個重要的控制思想：其一是竄輥和彎輥的設定是根據帶鋼頭部的溫度、軋制力等軋制工藝參數來計算，無法考慮帶鋼中尾部等其他位置；其二是除非竄輥位置到極限，盡量保證彎輥設定在平衡力附近，這樣就可以使帶鋼頭部彎輥的變化盡量小些，保證穩定。綜上可知，目前通用的配置方式是以帶鋼頭部為目標進行彎輥設 定控制的，不考慮帶鋼中尾等其他位置。但是，由于精軋入口中間坯頭尾溫差導致的前幾個機架頭尾軋制力差別較大(如有時F1軋機頭尾軋制力相差1000噸左右)，導致軋輥彎曲撓度出現很大變化，為了及時克服由此帶來的本機架出口凸度的變化，需要相應的彎輥力來補償這部分凸度的變化，但是彎輥力設定在平衡力附近，無論增減都只有彎輥力設備能力的幾乎一半范圍，一旦接近極限而未能及時增減彎輥力，會使前機架帶鋼的凸度發生很大變化，導致精軋機中間機架出口出現板形缺陷，甚至是軋破、廢鋼等事故，特別是在軋制極薄規格帶鋼時尤為明顯。

經檢索發現，專利號CN201210110506.9的發明專利公開了一種利用反饋數據提高軋機板形設定及動態控制精度的方法，該方法主要是通過精軋出口儀表檢測的板形數據，并通過板形模型自學習提高后續帶鋼的板形設定精度，再通過儀表數據的擇優處理，提高模型自學習數據的可信度和準確性。專利號200610030506.2的發明專利公開了一種冷軋板形設定計算中熱軋來料凸度的處理方法，該方法是通過對熱軋來料凸度的分段處理為冷軋板形控制設定提供參考，提高冷戰軋板形設定的準確性。專利號201210119481.9的發明專利公開了一種冷軋帶鋼板形控制系統及方法，該方法是通過前饋控制來消除由于來料凸度變化和軋制力變化等因素造成的變形。然而，上述專利均和通常方法一樣，只針對帶鋼頭部進行考慮，未考慮帶鋼中尾等其他部位軋制時彎輥力接近或達到彎輥設備能力極限時的處理方案。

隨著客戶對產品質量要求的日益提高，熱軋帶鋼的板形控制水平顯得越來越重要，已成為熱軋質量控制能力的重要體現，國內外各大鋼廠將帶鋼凸度精度作為衡量產品質量好壞的主要指標。

技術實現要素：

本發明所要解決的技術問題是：克服現有技術存在的問題，提供一種熱連軋機彎輥優化設定方法，能夠根據整個軋制過程可能需要的彎輥力調節量，預先留出需要的彎輥能力，進而最大限度地利用彎輥設備能力，保證帶鋼全 長板形良好。

為實現上述發明目的，本發明的熱連軋機彎輥優化設定方法，在至少由六架串聯布置四輥軋機機架組成的熱連軋機組中，所述四輥軋機的支撐輥軸承座下安置用于檢測軋制過程中軋制力的測壓頭；所述四輥軋機的入口安置用于檢測精軋入口溫度的高溫計和用于測量帶鋼速度的激光測速儀；所述四輥軋機的出口安置用于測量帶鋼凸度的多功能儀，軋制時的優化設定方法包括以下步驟：

第1步、由預定的板形模型獲取第i機架(1≤i≤6)的彎輥力初始值B_i0和竄輥位置初始值S_i0，彎輥力初始值B_i0的單位為噸，竄輥位置初始值的S_i0單位為毫米；

第2步、由以下過程獲取第i機架最近一次軋制帶鋼時的軋制力變化量，軋制力變化量的單位為噸，最近一次軋制的帶鋼需選擇與預軋制的帶鋼同鋼種同規格的：

2.1步、測壓頭采集最近一次帶鋼全長軋制時第i機架的軋制力數據F，軋制力F的單位為噸；

2.2步、將最近一次軋制的帶鋼沿長度分為n段，每段帶鋼的軋制力取其段內軋制力讀數的均值，將n段帶鋼的軋制力組成軋制力集合，并記為{F_i1，F_i2…F_ij，…F_in}，其中F_ij表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第j(1≤j≤n)段帶鋼的軋制力，F_i1表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第1段帶鋼的軋制力，F_in表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第n段帶鋼的軋制力；

2.3步、選取軋制力集合中的最大值，并記為max{F_i1，F_i2…F_ij，…F_in}；

2.4步、令軋制力變化量ΔF_i＝max{F_i1，F_i2…F_ij，…F_in}-F_i1；

第3步、令預軋制的帶鋼全長軋制過程中因軋制力變化導致的彎輥力調節量彎輥力調節量ΔB_i1的單位為噸，其中α為同規格同鋼種條件下根據不同軋制工況選擇的軋制力置信度，在0＜α≤1中選取， 為彎輥力對軋制力的感度系數；

第4步、由以下過程獲取第i機架最近一次軋制帶鋼時的凸度變化量，凸度變化量的單位為微米，最近一次軋制的帶鋼需選擇與預軋制的帶鋼同鋼種同規格的：

4.1步、多功能儀采集最近一次帶鋼全長軋制時第i機架精軋出口的凸度數據C，凸度C的單位為微米；

4.2步、2.2步中將最近一次軋制的帶鋼沿長度分為n段后，每段帶鋼的凸度取其段內凸度讀數的均值，將n段帶鋼的凸度組成凸度集合，并記為{C_i1，C_i2…C_ij，…C_in},其中C_ij表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第j(1≤j≤n)段帶鋼的凸度，C_i1表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第1段帶鋼的凸度，C_in表示最近一次帶鋼全長軋制時第i機架第n段帶鋼的凸度；

4.3步、選取凸度集合中的最大值，記為max{C_i1，C_i2…C_ij，…C_in}；

4.4步、令凸度變化量ΔC_i＝max{C_i1，C_i2…C_ij，…C_in}-C_i1；

第5步、令預軋制的帶鋼全長軋制過程中因精軋出口凸度變化導致的彎輥力調節量彎輥力調節量ΔB_i2的單位為噸，其中β為同規格同鋼種條件下根據不同軋制工況選擇的凸度置信度，在0＜β≤1中選取，為彎輥力對凸度的感度系數；

第6步、令預軋制的帶鋼全長軋制過程中板形控制所需的彎輥力總調節量ΔB_total＝ΔB_i1+ΔB_i2，彎輥力總調節量ΔB_total的單位為噸；

第7步、設第i機架彎輥設備的最大彎輥力為B_max，彎輥力B_max的單位為噸，并由以下過程檢查該彎輥設備的極限能力：

7.1步、判斷不等式B_i0+ΔB_total≤B_max是否成立？若成立，則預算的預軋制帶鋼全長軋制過程中所需的彎輥力未超過彎輥設備的極限，取彎輥力初始值B_i0和竄輥位置初始值S_i0為最終值；若不成立，則預算的預軋制帶鋼全長軋制過程中所需的彎輥力超過彎輥設備的極限，需對彎輥力初始值B_i0和竄輥位置 初始值S_i0進行優化；

7.2步、令優化后的設定彎輥力B_i優化＝B_max-ΔB_total；

7.3步、令優化后的設定竄輥位置其中為竄輥位置對彎輥力的感度系數；

7.4步、輸出彎輥力初始值B_i0、竄輥位置初始值S_i0(或輸出彎輥力的優化值B_i優化、竄輥位置的優化值S_i優化)，控制第i機架的調節機構動作，完成熱連軋機彎輥優化。

這樣，通過四輥軋機、測壓頭、高溫計及測速儀等設備采集精軋軋機和帶鋼的工藝參數，先將中間坯分段處理，利用板形設定模型對帶鋼全長軋制過程進行考慮，再根據最近一次與預軋制帶鋼同鋼種同規格的帶鋼實際軋制力變化量和凸度變化量，分別預算預軋制帶鋼用于板形實時控制所需要的彎輥力調節量，然后結合彎輥設備的能力極限，在優化設定彎輥力時，為板形控制預留帶鋼中尾部所需的彎輥力調節量，有效避免了傳統彎輥設定技術僅考慮帶鋼頭部彎輥設定的缺點，同時還能避免簡單地將彎輥設定在平衡力附近。

本發明方法進一步完善的技術方案如下：

優選地，所述第1步中，建立板形模型，并采集四輥軋機和帶鋼的設備及工藝參數后，根據由板形模型調出的有限元計算四輥軋機輥系形變公式⑴計算第i機架的彎輥力初始值B_i0和竄輥位置初始值S_i0，

$C_{\mathrm{ufd}}=\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂F_r}\·F_r+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂B}\·B+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂C_{\mathrm{pcr}-\mathrm{wr}}}\·C_{\mathrm{pcr}-\mathrm{wr}}+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂C_{\mathrm{wr}-\mathrm{br}}}\·C_{\mathrm{wr}-\mathrm{br}}---\left(1\right)$

其中，C_ufd為加載輥縫凸度，單位為微米；F_r為工作輥單位寬度上的軋制力，單位為噸；B為彎輥力，單位為噸；C_pce-wr為軋件與工作輥接觸面的輥系凸度，單位為微米，即空載下的工作輥原始輥型，當輥型一定時其影響因素包括竄輥位置、軋輥熱膨脹和磨損；C_wr-br為工作輥到支撐輥接觸面的凸度，單位 為微米，表示支撐輥的影響。

本發明中彎輥力初始值B_i0和竄輥位置初始值S_i0均需滿足各機架出口帶鋼的等比例凸度要求，且竄輥位置初始值S_i0要求在竄輥行程范圍以內，而彎輥力初始值B_i0通常在平衡力附近，除非竄輥位置受相鄰帶鋼竄輥行程的限制，受限制時為了滿足前述的等比例凸度要求，設定彎輥力可偏離平衡力。

優選地，所述2.3步中，ΔF_i的絕對值一般≤1200噸，可據此進行限幅。

優選地，定義彎輥力對凸度的感度系數為彎輥力對軋制力的感度系數為以及竄輥位置對彎輥力的感度系數為并由以下過程獲取值：

a、根據公式⑴求偏導數得到

B＝(-0.33w+0.0017F-0.165C-1.22H+40.5D-0.18R)×ε ⑴

其中B為彎輥力，單位為噸，w為帶鋼寬度，單位為毫米，F為軋制力，單位為噸，H為四輥軋機入口的帶鋼厚度，單位為毫米，D為壓下率，R為軋輥半徑，單位為米，ε取值0.5，并可根據現場板形調節給定；

b、根據公式⑴、⑵求偏導數得到

B＝(-0.33w+0.0017F-0.165C-1.22H+40.5D-0.18R)×ε ⑴

且C＝2.5×S-225 ⑵

其中C為凸度，單位為微米，S為竄輥位置，單位為毫米。

優選地，所述4.3步中，ΔC_i的絕對值一般取值范圍為≤40微米，可視具體生產鋼種規格同板凸度的一般波動情況進行限幅保護。

優選地，所述第3步中，α值可根據工況和來料變化的差異進行適當調整，預軋制帶鋼的目標厚度越小，α值就越大，一般當預軋制帶鋼的目標厚度＜2.5mm時，α取值0.9。

優選地，所述第5步中，β值可根據工況和來料變化的差異進行適當調 整，預軋制帶鋼的目標厚度越小，β值就越大，一般當預軋制帶鋼的目標厚度＜2.5mm時，β取值0.9。

與現有技術相比，本發明根據熱軋帶鋼全長軋制過程所需要的彎輥力調節量，預留出需要的彎輥能力，最大限度地利用了彎輥設備的能力，最終保證軋制后的帶鋼全長板形良好，而不是僅對帶鋼頭部彎輥進行設定控制。總之本發明在帶鋼全長彎輥控制需要的基礎上，進行彎輥力設定，與傳統的彎輥設定技術相比，在相同的設備硬件條件下可使彎輥設備的能力提高100％左右。

附圖說明

圖1為本發明的流程圖。

圖2為帶鋼分段及安裝的相關檢測儀表的示意圖。

圖3為熱連軋機中竄輥和彎輥的示意圖。

圖4為優化前軋制某帶鋼的各彎輥力分量，計算彎輥力與實際彎輥力曲線圖。

圖5為優化后軋制某帶鋼的各彎輥力分量，計算彎輥力與實際彎輥力曲線圖。

圖中1.中間坯的分段，2.測激光速儀，3.高溫計，4.測壓頭，5.彎輥，6.竄輥。

具體實施方式

實施例一

如圖1-5所示，為熱連軋機彎輥優化設定方法，以某熱連軋精軋機組F1-F7機架中的F1軋機為例進行說明，預軋制帶鋼的鋼種為B480GNQR，規格為1.5*1125mm，精軋入口溫度1080℃，中間坯36mm，穿帶速度11m/s。該熱連軋機由7架四輥軋機串聯布置組成，四輥軋機的支撐輥軸承座下安置用以檢測軋制過程中軋制力的測壓頭4(測壓頭的生產廠家為KELK，型號為ROLLMAX，單側測量量程為2500噸)；四輥軋機的入口安置用于檢測精軋 入口溫度的高溫計3和用于測量帶鋼速度的激光測速儀2，高溫計3的生產廠家為IRCON，型號為Modline55R，量程為600～1400℃，激光測速儀2的生產廠家為KELK，型號為ACCUSPEED ASD3500A；四輥軋機的出口安置用于測量精軋出口熱軋帶鋼凸度的多功能儀(多功能儀的生產廠家為Thermo Fisher，型號為RM312M1)。利用激光測速儀2測量帶鋼的速度，并將其中間坯均分為n段(n可取值10)，并在軋制過程中記錄每段的平均軋制力和平均凸度，并實現軋制力和凸度分段存儲(見圖2)。

本實施例的熱連軋機彎輥優化設定方法，其步驟如下：

第1步、根據板形模型獲取F1精軋機架的彎輥力初始值B₁₀和竄輥位置初始值S₁₀，彎輥力初始值B_i0的單位為噸，竄輥位置初始值的S_i0單位為毫米，具體步驟如下：

1.1步、建立板形模型，并采集四輥軋機和帶鋼的設備及工藝參數；

1.2步、根據由板形模型調用的有限元計算四輥軋機輥系形變公式⑴計算F1機架的彎輥力初始值B₁₀和竄輥位置初始值S₁₀，

$C_{\mathrm{ufd}}=\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂F_r}\·F_r+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂B}\·B+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂C_{\mathrm{pcr}-\mathrm{wr}}}\·C_{\mathrm{pcr}-\mathrm{wr}}+\frac{\∂C_{\mathrm{ufd}}}{\∂C_{\mathrm{wr}-\mathrm{br}}}\·C_{\mathrm{wr}-\mathrm{br}}---\left(1\right)$

其中，C_ufd為加載輥縫凸度，單位為微米；F_r為工作輥單位寬度上的軋制力，單位為噸；B為彎輥合力，單位為噸；C_pce-wr為軋件與工作輥接觸面的輥系凸度，單位為微米，即空載下的工作輥原始輥型，當輥型一定時其影響因素包括竄輥位置、軋輥熱膨脹和磨損；C_wr-br為工作輥到支撐輥接觸面的凸度，單位為微米，表示支撐輥的影響。此時，工作輥熱膨脹為203微米，工作輥原始等效凸度C₀與竄輥位置S的關系為C₀＝2.5*S-20，支撐輥為平輥，F1設定軋制力為2500噸，得到板形模型初始設定所需要的彎輥力B₁₀＝160噸、竄輥位置S₁₀＝-20mm。

第2步、獲取F1機架最近一次軋制鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼時的軋制力變化量，軋制力變化量的單位為噸，其具體步驟如下：

2.1步、測壓頭采集最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼全長軋制時F1機架的軋制力數據F,軋制力F的單位為噸；

2.2步、將最近一次軋制的帶鋼(鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm)沿長度均分為10段，每段帶鋼的軋制力取其段內軋制力讀數的均值，將10段帶鋼的軋制力組成軋制力集合，得到共有10個軋制力數值的軋制力集合{F₁₁，F₁₂…F_1j，…F₁₁₀}；

2.3步、選取軋制力集合中的最大值，并記為max{F₁₁，F₁₂…F_1j，…F₁₁₀}；

2.4步、定義軋制力變化量ΔF₁，并令ΔF₁＝max{F₁₁，F₁₂…F_1j，…F₁₁₀}-F₁₁，其中F_1j表示最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm的帶鋼全長軋制時F1機架第j(1≤j≤10)段帶鋼的軋制力，F₁₁表示最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm的帶鋼全長軋制時F1機架第1段的軋制力。由上式可知，F1機架最近一次軋制鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm的帶鋼時的軋制力變化量ΔF₁為750噸。

第3步、計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中板形控制時因軋制力變化導致的彎輥力調節量ΔB₁₁，彎輥力調節量ΔB₁₁的單位為噸，具體步驟如下：

3.1步、先定義彎輥力對凸度的感度系數為彎輥力對軋制力的感度系數為以及竄輥位置對彎輥力的感度系數為再采集軋機和帶鋼的設備及工藝參數等數據并根據采集的數據建立凸度函數C＝f(F，B，S，W，T)，然后根據凸度函數C＝f(F，B，S，W，T)計算和其中C為輥縫凸度，其單位為微米，F為軋制力，其單位為噸，B為彎輥力，其單位為噸，S為竄輥位置，其單位為毫米，W為軋輥磨損值，其單位為毫米，T為軋輥熱膨脹，其單位為毫米。實際生產中，計算值時，先根據公式⑴B＝(-0.33w+0.0017F-0.165C-1.22H+40.5D-0.18R)×ε求偏導數得到值，其中w為帶鋼寬度，單位為毫米，H為四輥軋機入口的帶鋼厚度，單位為 毫米，D為壓下率，R為軋輥半徑，單位為米，ε取值0.5，再將竄輥對輥凸度的影響函數公式⑵C＝2.5×S-225代入公式⑴中，得到新公式⑶B＝[-0.33w+0.0017F-0.165×(2.5×S-225)-1.22H+40.5D-0.18R]×ε，根據新公式⑶求偏導數得到值，由上可知，噸/微米，$\frac{\∂B}{\∂F}=0.203\mathrm{KN}/\mathrm{KN},$

3.2步、在鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm條件下ΔF₁的軋制力置信度α取值0.9；

3.3步、根據計算彎輥力調節量，得到ΔB₁₁＝136.8噸(見圖4)。

第4步、獲取F1機架最近一次軋制鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼時的凸度變化量，凸度變化量的單位為微米，其具體步驟如下：

4.1步、多功能儀采集最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼全長軋制時F1機架的精軋出口凸度數據C，凸度C的單位為微米；

4.2步、最近一次軋制的帶鋼(鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm)沿長度均分為10段后，每段帶鋼的凸度取其段內凸度讀數的均值，將10段帶鋼的凸度組成凸度集合，得到共有10個凸度數值的凸度集合{C₁₁，C₁₂…C_1j，…C₁₁₀}；

4.3步、選取凸度集合中的最大值，并記為max{C₁₁，C₁₂…C_1j，…C₁₁₀}；

4.4步、定義凸度變化量ΔC₁，并令ΔC₁＝max{C₁₁，C₁₂…C_1j，…C₁₁₀}-C₁₁，其中C_1j表示最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼全長軋制時F1機架第j(1≤j≤10)段的凸度，C₁₁表示最近一次鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼全長軋制時F1機架第1段的凸度。由上式可知，F1機架最近一次軋制鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm帶鋼時的凸度變化量ΔC₁為9.5微米。

第5步、計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中因精軋出口凸度變化導致的 彎輥力調節量ΔB₁₂，彎輥力調節量ΔB₁₂的單位為噸，具體步驟如下：

(51)在鋼種B480GNQR、規格1.5*1125mm條件下ΔC₁的凸度置信度β取值0.95；

(52)根據計算彎輥力調節量ΔB₁₂，獲得ΔB₁₂＝18.05噸(見圖4)。

第6步、根據公式ΔB_total＝ΔB₁₁+ΔB₁₂計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中板形控制所需的彎輥力總調節量ΔB_total，彎輥力總調節量ΔB_total的單位為噸，獲得ΔB_total＝154.85噸。

第7步、設定F1機架正彎輥缸的最大彎輥力為300噸，該正彎輥缸配備工作輥竄輥，且四輥軋機的工作輥帶有一定輥形，可通過工作輥竄輥實現輥縫凸度的連續可變，竄輥缸行程為150mm(見圖3)，檢查四輥軋機F1機架配備的正彎輥缸的極限能力，其具體步驟如下：

7.1步、判斷不等式B₁₀+ΔB_total≤B_max是否成立？由于160噸+154.85噸＞300噸(見圖4)，不等式不成立，預軋制帶鋼全長軋制過程中所需的總彎輥力(圖4中“計算彎輥力”)超過了彎輥設備的彎輥力極限，使得中尾部軋制時的實際彎輥力到上限，進而導致帶鋼的中尾部不能按照等比例凸度控制板形，故此需優化初始設定的彎輥力和竄輥位置；

7.2步、定義優化后的設定彎輥力為B_1優化，并令B_1優化＝B_max-ΔB_total，得到B_1優化＝145.15噸；

7.3步、定義優化后的設定竄輥位置為S_1優化，并令得到S_1優化＝-12.575mm(見圖5)；

7.4步、輸出彎輥力的優化值145.15噸、竄輥位置的優化值-12.575mm，控制F1機架的調節機構動作，完成熱連軋機彎輥優化。

采用上述方法優化的彎輥設定，在軋制帶鋼中尾部時優化后的彎輥力仍能在彎輥力最大極限范圍內，優化的竄輥位置也在竄輥行程范圍內，這樣就 保證軋制帶鋼中尾部時板形保持功能和自動凸度控制能夠正常調節彎輥力，使帶鋼中尾部板形得到有效控制。

實施例二

本實施例與實施例一的區別之處在于：預軋制帶鋼的鋼種為B480GNQR，規格為1.5*1250mm。

實施例三

本實施例與實施例一的區別之處在于：預軋制帶鋼的鋼種為BS600MC，規格為1.8*1250mm。

實施例四

本實施例與實施例一的區別之處在于：預軋制帶鋼的鋼種為QStE500TM，規格為1.8*1250mm。

實施例五

本實施例與實施例一的區別之處在于：第1步、由板形模型獲取F1機架的彎輥力初始值B₁₀＝145噸，竄輥位置初始值S₁₀＝-12mm；第2步、計算F1機架最近一次軋制帶鋼時的軋制力變化量ΔF₁＝750噸；第3步、計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中因軋制力變化導致的彎輥力調節量ΔB₁₁＝136.8噸；第4步、計算F1機架最近一次軋制帶鋼時的凸度變化量ΔC₁＝9.5微米；第5步、計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中因凸度變化導致的彎輥力調節量ΔB₁₂＝18.05噸；第6步、計算預軋制的帶鋼全長軋制過程中板形控制所需的彎輥力總調節量ΔB_total＝154.85噸；第7步、設F1機架正彎輥缸的最大彎輥力為300噸，判斷B₁₀+ΔB_total≤B_max是否成立？由于145噸+154.85噸＜300噸，不等式成立，預軋制帶鋼全長軋制過程中所需的彎輥力未超過彎輥設備的極限，取彎輥力初始值B₁₀＝145噸和竄輥位置初始值S₁₀＝-12mm為最終值并輸出B₁₀＝145噸和S₁₀＝-12mm，控制F1機架的調節機構動作，完成熱連軋機彎輥優化。

上述各實施例中，主要工藝參數以及彎輥調節能力如表1所示。

表1主要工藝參數以及彎輥調節能力

由上表可知，實際生產中采用本發明的彎輥設定方法可使彎輥設備的能力提高10～80％。

除上述實施例外，本發明還可以有其他實施方式。凡采用等同替換或等效變換形成的技術方案，均落在本發明要求的保護范圍。