專利名稱：基于板形板厚協調規律的板帶軋制過程互聯控制方法
技術領域：
本發明涉及鋼、有色金屬等板帶冷、熱連續軋制和可逆軋制的板形(指平直度、板凸度)板厚最優控制問題，例如熱連軋機的頭部校正設定值誤差，命中目標厚度值；全長軋制過程中的溫度、速度以及軋輥熱凸度等變化的條件下，實現目標板形板厚的最優控制。
首先說明為達到上述目的，現有的熱連軋過程是如何控制的。軋件在進入連軋機前要進行二次設定；鋼坯出爐已知鋼種、成品規格、入口厚度、溫度等數據而進行第一次負荷分配，并輸出各機架輥縫、速度、活套角、張力等設定值；當粗軋機軋完已知確實的厚度、寬度和入精軋機預測溫度進行第二次軋制參數的設定并擺好輥縫和轉數。軋件咬入精軋機第一機架后，根據實測壓力值修正以后各機架輥縫設定值，咬入第二、第三機架后重復上述計算，再咬入其它機架受時間限制就不校正了。以上過程稱頭部拯就，即達到頭部命中目標厚度值。
在軋制過程中，一卷鋼一般軋制90S左右，粗軋坯頭尾溫差在100℃左右，為控制終軋溫度采用了加速軋制。軋制速度快則溫降小而塑性變形熱大，所以加速度設定的合適可以實現恒終軋溫度控制。但是，預設定控制總是有誤差的，所以根據出精軋后的測溫儀的實測溫度反饋控制。由于測溫的遲后，閉環控制精度受到限制，與目標溫度有差。
由于各種擾動，厚度是依靠各機架獨立的AGC保持恒定的。在AGC動作時壓力值變化直接影響板形，所以采用改變彎輥力來控制板形，即板厚板形解偶控制。厚度變化引起金屬秒流量變化，依靠活套系統吸收機架間長度變化而保持張力恒定，由活套角變化反映秒流量差的大小通過調節軋輥轉數而保持活套角恒定。總之，現代熱連軋機為控制溫度、板厚度、板形以及張力等工藝參數值，采用了各種獨立的控制系統，由于通過機架間活套控制系統，使各機架獨立，所以各機架間厚度板形控制系統之間是獨立的。
本發明的目的在于提供一種板帶軋制過程中的動態負荷分配方法，該方法利用板形板厚可協調規律，能使每卷(或每塊)板帶的板凸度、平直度和厚度最佳地命中目標值。
本發明的控制思想與現行的方法有原則性差異，不是將各機架孤立，而是從連軋相互連系的總體上考慮控制系統的設計。充分利用連軋過程兩條基本規律第一，張力與秒流量差成正比，連軋張力公式描述的張力自動調節規律，證明了連軋張力系統是可測的、可控的漸近穩定的動力學系統；第二，板形板厚可協調規律，由新板形理論提示出這一規律。熱連軋過程的目標是，控制成品厚度、平直度、板凸度和溫度達到一定值，而各機架的厚度、平直度和板凸度允許在一定范圍內變化，當入口溫度變化、加速軋制和軋輥熱凸度變化時，通過厚度動態設定命中目標板厚板形值。張力是由綜合的“恒張力---活套”或“恒張---微張力”保持恒定。溫度控制由成品機架的速度(或加速度)值設定而實現之，與目前的方式不同點在于建立了各機架溫度預報模型，從而能克服遲后提高終軋溫度的控制精度。
關于張力控制、溫度預報模型、咬鋼前輥縫設定方法等已有專門發明專利技術，下面主要闡述板形板厚可協調控制方法的實現。
新型板形測控數學模型Chi=qiqi+mhihi-1Chi-1-qiqi+mhiΔϵi-1+mqi+mCi----(1)]]>Δϵi=ξi(Chihi-Chi-1hi-1+Δϵi-1)----(2)]]>Ci=Pibm+∂C∂FΔFi+(bL)2(CRi+Cti)----(3)]]>式中m---軋機板形剛度N/mm2q---軋件板形剛度N/mm2C---機械板凸度 mmCh--軋件板凸度 mmh---軋件平均厚度mmΔε---平直度(板中間與邊部延伸率差)b---軋件寬度mmL---輥面寬度mm
CR---軋輥原始凸度(或PC交角、CVC橫移當量軋輥凸度 mmCt---時變軋輥凸度(磨損和熱膨脹)mmP---軋制壓力 NF---彎輥力 Nξ---板形干擾系數i---機架(或道次)序號(1)、(2)、(3)線性化整理得D(i)X(i)＝A(i)X(i-1)+B(i)U(i)………………………(I)i＝2.3………N-1XT＝[ΔCh，Δ2ε]；UT＝[Δh(i)，Δh(i-1)]；D=10-ξihi1;A=qiqi+mhihi-1-qiqi+mhi-ξihi1;]]>B=qiqi+m(Chi-1hi-1-Δϵi-1)-Qib(m+qi)-qiqi+mhihi-12Chi+hiQib(m+qi)-ξiChihi2-ξiChi-1hi-12]]>B矩陣中的Qi為i機架軋件塑性系數，Qi＝Pi/(hi-1-hi)，構造二次型目標函數；J=12XNTFXN+12Σi=2N-1(XiTEXi+UiTRUi)----(II)]]>(I)、(II)兩式為最優化求解的基本數學模型，式中X為二維狀態向量；U為決策量，由于Δhi-1是已知的，所以它為一個數；D、A、B均為二維矩陣，對各機架為可計算的定常矩陣；E、F為二維半正定對稱矩陣；R為1。
(I)式稱以板厚為控制量(決策量)的二維板形差分方程，反映兩機架間的遞推關系和板厚板形可協調規律。只有上游機架的板形板厚對下游機架有影響，即遺傳性，具備無后效性，可以用貝爾曼動態規劃方法求解二次型目標函數(II)式極小值得出量佳動態負荷分配。這種利用板形板厚可協調規律的板形板厚最優控制綜合，是對目前發展的先進的板帶連軋機控制方法的一次否定。該方法稱之謂“互聯”控制策略，現行方法為“分割”控制策略。下面說明這種新控制策略的可行性，動態負荷分配的實施方法和不同情況下的使用方法等。
可行性。
有色金屬(鉛、金、銅等)用軋制方式生產已有幾百年歷史了，軋制鋼板已有百年以上，1891年在美國已建立了2800mm四輥板軋機。冷、熱連軋軋機是1926年建成投產的，這些板帶軋機都設有厚度、板形自動控制系統。厚度自動控制是1950年英國鋼鐵協會(BISRA)發明了彈跳方程，即虎克定律在軋鋼機上應用，實現了軋鋼機是測厚儀功能和閉環厚度自動控制。它的應用使板形問題突出了，近四十年板帶軋制技術的進步一直在板形理論研究和控制裝置方面。由于板形理論一直未像厚控制理論一樣取得突破性進展，所以主要采取了增大軋機剛度的方法和發明板形控制軋機或軋輥(PC、HC、CVC、DSR等)，這種發展方式未能利用板形板厚可協調規律。60年代以前的板帶生產和現在無板形控制裝置的軋機，操作工利用經驗對各種規格鋼板采用不同的擺輥縫方法，能軋出合格的鋼板。這主要是操作工不自覺地利用了板形板厚可協調規律。由實驗得出的板形遺傳數學模型為出發點，經嚴格數學推導得出的新型板形測控數學模型和全解析板形剛度理論(簡稱新板形理論)確定m、qi剛度方法，在已有計算機控制的板帶軋機上，利用板形板厚可協調規律的控制方法一定可以實現，可行性是肯定的。
實施方法。
熱連軋穿帶前，按出粗軋機后實測厚度、寬度、溫度以及精軋機軋輥實際凸度等由協調推理網絡計算出的各機架輥縫和速度值進行精確設定。第一機架咬鋼后可以實測到壓力值，并假設Ch0＝Δε0＝0或統計值，由(1)、(2)式計算出Ch1、Δε1；由彈跳方程計算出h1，再求出與設定值之差
式中he---咬鋼前設定的厚度值
Che---咬鋼前設定的板凸度值Δεe---咬鋼前設定的平直度值由(I)、(II)式以及(III)式得出的計算值，貝爾曼動態規劃方法可以求得第二機架的動態負荷分配值，即Δh2。由(IV)式可求得第二機架輥縫修正值ΔS2，并校正其輥縫。
式中M---軋機剛度N/mmQ---軋件塑性系數N/mmS---輥縫值 mmP---軋制壓力Nh---板厚度下標表示機架序號同理，第二機架咬鋼后實測出壓力值P2，由模型計算出h2、Ch2、Δε2，重復上術算法，求得第三機架輥縫校正值和壓力設定值。
其它機架，同上述作法直至N-1機架，N代表連軋機架數。上述作法，穿帶過程就最佳地命中目標板形和板厚值。現行方法只考慮厚度的命中目標值。
穿帶完畢后，可以實測得成品的厚度、板凸度和平直度。根據實測厚度與目標厚度之差進行一般監控和輥縫零點自適應校正。板凸度和平直度差，由(V)式差分方程及二次型目標函數，貝爾曼動態規劃方法得出軋輥實時凸度變化值。
Xi＝AiXi-1+BiUi……………………(V)XiT=[ΔChi,Δ2ϵi]]]>UiT=[ΔF,ΔCi]]]>A=qiqi+mhihi-1-qiqi+mhi-ξihi-1ξi]]>B=mm+qi(bL)21m+qi(∂P/∂Fb+m∂C∂F)00]]>(V)式為板形二維差分方程，該式已反映系統是可測的、可控的定常線性系統，構造二次目標函數，應用貝爾曼動態規劃方法求最優控制(或參數估計)已是非常成熟的方法，故具體算法從略。以后所述內容也同樣，不贅述。
穿帶完畢，初始軋輥實時凸度值估計完畢后，以此時刻的hi、Chi、Δεi等為基準值，開始進行第二類動態負荷分配計算。熱連軋穿帶過程和咬鋼前的精確設定，統稱為動態負荷分配，同現行的稱謂。
正常軋制要一分多鐘時間，可以每3秒種左右校正一次，以消除軋件溫降、加速軋制和軋輥實時凸度變化對目標板形板厚的影響。第二類動態負荷分配所用的數學模型(I)、(II)、(III)、(IV)式，只是(II)式的權系數Fi、Ei、Ri與穿帶時不同，穿帶時主要命中目標厚度，而正常軋制時要保持ChN、ΔεN不變，所以在Ri取單位矩陣的條件下，穿帶時的E穿矩陣值比正常軋制時的E正，矩陳值小，一般小一個數量級左右。
第二類動態負荷分配計算方法和軋輥實時凸度估計同穿帶過程的算法相同。其實現方法不同，穿帶時，用(IV)式計算出來的ΔPi、ΔSi只用修正輥縫設定值；而正常軋制時，用ΔPi和ΔSi修正動態設定AGC的壓力和輥縫鎖定值。
在用彎輥的條件下，(V)式中的U、B簡化為Bi=1m+qi(∂P/∂Fb+m∂C∂F)0]]>Ui＝ΔFi由二次型目標函數、貝爾曼動態規劃法求出各機架最佳彎輥力設定值。
通過上述熱連軋的實例，表述了新方法是利用了板形板厚可協調規律，實現了模型預測自適應閉環最優控制，其特征是從相互聯系上得出控制策略，簡稱“互聯”控制。現行方法可稱為“分割”控制。
本發明動態負荷分配方法在不同情況下使用方法如下對于中厚板軋制過程，只用到熱連軋穿帶過程的輥縫校正方法，并將其計算出的ΔPi和ΔSi校正動態設定AGC的壓力和輥縫鎖定值，在一道次軋制過程中不修改動態設定AGC的鎖定值，計算厚度所用的壓力和輥縫值為該道次的平均值。
冷連軋控制系統相對于熱連軋較容易，其一是冷連軋是大張力軋制，張力自動調節能力強，允許調節范圍大；其二是張力值容易測量，便于恒張力控制。冷連軋控制系統最初方式為張力、厚度為分離控制的，以中間機架速度為基準速度，張力計信號與速度控制閉環保護張力恒定；厚度自動控制有壓力AGC、監控AGC、前饋AGC和張力AGC等多種形式組合或單獨應用。七十年代冷連軋控制系統發生了重大改變，連軋張力理論證明張力間接測厚比壓力間接測厚靈敏度高一個數量級，從而提出張力信號與輥縫閉環的連軋AGC新方法，并給出測量和控制的數學模型表達式。美、德、日等國家，由兩機架張力動態數學模型計算機仿真實驗的方法也設計出這種系統并付諸于實踐，所以現在先進的冷連軋控制系統大都采用了張力與輥縫閉環控制方法，實現了張力和厚度共同恒定的連軋AGC方案。這種方法普通稱為恒張力控制和流量測厚方法。張力測厚只能從第二機架開始，所以第一機架采用有壓力AGC、實測坯料厚差的前饋AGC和出口測厚儀的監控AGC。現代冷連軋特別強調第一機架的預控作用，因為冷連軋的擾動主要來源于坯料厚差，要把厚差的85％依靠第一機架的前饋AGC來消除。這種方法單純對縱向厚差要求是可行的，但這種方法對板形十分不利，而冷軋最主要難點是在板形方面，所以板形板厚協調控制在冷連軋方面應用可減弱第一機架的前饋厚度控制環節。
對于冷連軋的動態負荷分配方法與熱連軋是基本相同的，只是壓力公式等的參數有差異，在實現方法上，是校正冷連軋機速度設定值來實現第二類動態負荷分配的。其速度校正計算方法ΔU(i)＝a1(i)ΔU(i+1)+a2(i)Δh(i+1)-a3(i)Δh(i)-a4(i)Δh(i-1)……………………(4)式中ΔUi---i機架軋輥線速度ai---系數，其計算公式a1(i)=h(i+1)(1+Si+1)hi(1+Si)----(5)]]>a2(i)=ui+1hi(1+Si)[(1+Si+1)+hi+1∂Si+1∂hi+1]----(6)]]>a3(i)=hi+1ui+1hi(1+Si)[1+Si+1hi-∂Si+1∂Hi+1]+ui1+Si∂Si∂hi----(7)]]>a4(i)=ui1+Si∂Si∂Hi----(8)]]>Si=tg2[12tg-1Δhihi-14μhiR′ilnHihi]----(9)]]>式中S---前滑R’---軋輥壓扁半徑H---入口厚度h---出口厚度μ---摩損系數，冷軋一般取0.07由(9)式求得前滑值，其中s/h和s/H計算公式，從略。
新方法由第一機架動態設定AGC設定合適的可變剛度系數，將坯料厚差按二次型目標函數最小合理分配在各機架上。冷連軋的擾動絕大部分來源于坯料厚差，以板形最佳的第二類動態負荷分配方法，即可以命中目標厚度和板形值，中間各機架的平直度也不會超限，穩態軋制過程中彎輥力也可以不變。在有彎輥裝置和軋輥凸度可變的冷連軋機上，它們主要用于不同規格坯料原始凸度值匹配時應用。冷連軋過程的軋輥熱凸度和磨損比熱連軋小的多。
對于無板形控制裝置的軋機，需要進行軋輥原始凸度CR的最佳設定。用綜合等儲備負荷分配方法可以獲得各種規格的優化軋制規格，在求最優負荷分配時設軋輥凸度為零，即平軋輥，此時計算出來的各機架板凸度和平直度稱自然板形值。解出后再用(V)式以及自然凸度和平直度為初值，設終值為零，貝爾曼動態規劃法可求得最佳軋輥原始凸度值。在一個軋輥軋制周期內，各種規格軋件都重復上述計算，將各種規格的最佳軋輥凸度取算術平均值就可以作為磨軋輥時的凸度設計值。
對于有改變軋輥凸度CR的軋機或軋輥，如PC、CVC等，PC交叉角和CVC軋輥橫移量對每一卷鋼都進行設定，具體算法同軋輥原始凸度CR的最佳設定方法相同。
實施例。
首先對實施例中涉及的圖和表作簡要說明。
圖1為四輥可逆連軋機示意圖。
圖2為四輥連軋機示意圖。
圖3為可逆軋機或連軋機動態規劃問題示意圖。
圖1、圖2中，1和2為工作輥，3和4為支持輥，5為軋件，A為第一機架，B為第二機架，C為第N-1機架，D為第N機架。
圖1所示，軋件每軋完一道，壓下螺絲改變輥縫，反方向軋制，經N道軋制至成品。
圖2所示連軋過程，軋件經N機架軋制至成品。
圖3中，1為第一道次或第一機架，2為第2道次或第2機架，3為第3道次或第3機架，K為第K道次或第K機架，K+1為第K+1道次或第K+1機架，N為第N道次或第N機架，X為狀態量，XT＝(ΔCh，Δ2ε)，X0＝(ΔCh0，Δ2ε0)，X1＝(ΔCh1，Δ2ε1)，Xk＝(ΔChK，Δ2εK)，U為控制量，UTK-1＝ΔhK，U0＝Δh1，U1＝Δh2，U2＝Δh3，UK＝ΔhK+1，UN-1＝ΔhN，表1為實施例中軋機主要設備參數和板形最佳軋制規程。
表2為實施例中A、B矩陣計算數值。
表3為實施例中F、E矩陣給定值。
表4為實施例中P、K矩陣數值。
以3600mm四輥中厚板軋機為例，板厚為控制量的板形最優控制的動態規劃計算方法。
在有隨機擾動條件下，由動態規劃求出最優反饋矩陣P(k)，從而求得動態負荷分配值Δh(k)。軋制過程圖示將軋制過程描述成動態規劃所需的多階段決策圖。
1.離散系統的狀態方程和目標函數X(k+1)＝A(k)X(k)+B(k)U(k)…………………(1)(k＝0，1，2……，N-1)始端(第一道次)固定，X(1)＝X0，終端步數N固定，終端狀態X(N)自由。J=12X(8)TFX(8)+12Σk=17(XkTE(k)X(k)+U(k)TR(k)U(k))----(2)]]>式中，X為二維狀態向量，代表板凸度和平直度；U為1維控制(決策)量，代表壓下量改變值(動態負荷分配量)；A為2×2狀態系數矩陣；B為2×1控制矩陣；F為2×2半正定對稱定常實矩陣；E為2×2半正定對稱矩陣；R為1，常數。A、B、F、E和R對X及U連續可微。
2、系數矩陣的計算數學模型按自然公式推導的結果寫D(i)X(i)＝A(i)X(i-1)+B(i)U(i)XT＝[ΔCh，Δ2ε]；U＝ΔhX(i)=D(i)-1A(i)′X(i-1)+D(i)-1B(i)′U(i)----(3)]]>D(i)-1=10-ξihi1]]>A(i)′=qiqi+mhihi-1-qiqi+mhi-ξihi1;]]>B(i)′=qiqi+m(Chi-1hi-1-Δϵi-1)-Qib(m+qi)-ξiChihi2]]>寫成動態規劃的標準形式X(k+1)＝A(k)X(k)+B(k)U(k)將設備參數和板形最佳軋制規程數值代入A、B矩陣計算公式得各分量的值如表2所示。其中F、E矩陣給定值如表3所示。
F、E取值可人工修改，Fii增大，則與目標板凸度和平直度差減少；E11與E22的比例，E22取值大于E11會使平直度與目標值差減少，因為中間各機架板凸度值可不限定。3、用貝爾曼動態規劃線性二次型問題的遞公式計算狀態最優反饋增益矩陣U(k)＝-P(k)X(k)……………(4)式中P(k)為狀態最優反饋增益矩陣其逆向遞推計算的公式組
4、計算步驟(1)逆向遞推計算，從最后一級開始由后往前逆推計算。對最后一級k＝7，K(k+1)＝K(8)＝0由公式組計算出Z1(7)、Z2(7)、Z3(7)，以及P(7)、K(7)(2)對倒數第二級，k＝6，K(k+1)＝K(7)利用前一步K(7)的計算值，由公式組計算出Z1(6)、Z2(6)、Z3(6)，以及P(6)、K(6)。(3)依次類推，直至K＝1，計算出Z1(1)、Z2(1)、Z3(1)以及P(1)、K(1)。
具體計算值表4所示。
將計算出來的最優反饋增益矩陣存入內存，每軋完一道后，由板形測量數學模型計算出該道次的板凸度Ch(k)和平直度Δε(k)，此值與板形最佳設設定規程值Che(k)、Δεe(k)之差求得X(k)X(k)T＝[ΔCh(k)，Δ2ε(k)]ΔCh(k)＝Ch(k)-Che(k)……………(6)Δ2ε(k)＝Δε(k)-Δεe(k)………………(7)Δh(k)*=[P11P12](k)ΔChΔ2ϵ(k)----(8)]]>5、實現方法最優控制量(決策量)Δh*(k)計算出來后，如何實施，則要由下式轉換成軋制壓力和輥縫修正量。在下一道咬鋼前修正輥縫設定值，同時修正動態設定AGC的輥縫和壓力鎖定值，其計算公式ΔP(k)*=Q(k)Δh((k)*-Q(k)h(k)h(k-1)Δh(k-1)*----(9)]]>ΔS(k)*=Δh(k)*-ΔP(k)*M----(10)]]>另外，從P11、P12數值可以看出，用第二類動態負荷分配(改變壓下量Δh*(k))比較小，這進一步說明應用板形板厚可協調規律控制板形的可得性和實用性。表1軋機主要設備參數和板形最佳軋制規程
表3 F、E取值
表4 P。K矩陣數值
權利要求
1.基于板形板厚協調規律的板帶軋制過程互聯控制方法，能使每卷(或每塊)板帶的板凸度、平直度和厚度最佳地命中目標值，特征是應用反映板形板厚可協調規律的板形測控數學模型，線性化推出以板厚為決策量的二維板形差分方程，構造二次型目標函數，貝爾曼動態規劃方法解出最佳厚度動態分配量，其數學表達式如下D(i)X(i)＝A(i)X(i-1)+B(i)U(i)…………………(I)i＝2.3……N-1XT＝[ΔCh，Δ2ε]；UT＝[Δh(i)，Δh(i-1)]；D=10-ξihi1;A=qiqi+mhihi-1-qiqi+mhi-ξihi1;]]>B=qiqi+m(Chi-1hi-1-Δϵi-1)-Qib(m+qi)-qiqi+mhihi-12Chi+hiQib(m+qi)-ξiChihi2-ξiChi-1hi-12]]>式中Ch---板凸度Δε---平直度，寬向延伸率差h----平均板厚度Q---軋體塑性系數m---軋機板形剛度q---軋體板形剛度b---板寬度ξ---板形干擾系數i---機架(或道次)序號構造二次型目標函數；J=12XNTFXN+12Σi=2N-1(XiTEXi+UiTRUi)----(II)]]>(I)、(II)兩式為最優化求解的基本數學模型，式中X為二維狀態向量；U為決策量，由于Δhi-1是已知的，所以它為一個數；D、A、B均為二維矩陣，對各機架為可計算的定常矩陣；E、F為二維半正定對稱矩陣；R為1。
2.根據權利要求1所述的方法得出的Δhi(i＝2，3……N-1)的值，其特征在于對于連軋機穿帶過程和可逆軋機的各道次軋制，由修改輥縫值而實現第二類動態負荷分配，由綜合等儲備負荷分配方法得出的軋制規程稱負荷分配；咬入前，由入口厚度、板寬、溫度、軋輥實時狀態等與計算規程時的差異而進行的負荷分配稱之謂第一類動態負荷分配。第二類動態負荷分配則是利用前一機架(道次)實際信息對下一機架(道次)的設定值校正，它能抑制隨機擾動對成品目標值的影響。
3.根據權利要求1所述的方法得出的Δhi(i＝2，3……N-1)校正值，特征是對于熱連軋過程，每3-5秒決策一次，其實現方法是修改動態設定AGC的壓力和輥縫鎖定值，其數學表達式如下
式中P---軋制壓力S---輥縫M---軋機剛度
4.根據權利要求1所述的方法得出的Δhi(I＝2.3……N-1)校正值，其特征在于對于冷連軋過程，每3-5秒決策一次，其實現方法是通過修改軋輥速度設定值，其數學表達式如下ΔU(i)＝a1(i)ΔU(i+1)+a2(i)Δh(i+1)-a3(i)ΔH(i+1)-a4(i)ΔH(i)-a5(i)Δh(i)………………(1)i＝N-1，……2，1式中U---軋輥速度H---入口厚度ai---系數，對冷、熱連軋各有表達式實用時，忽略厚度延時，則Hi＝hi-1，(1)式可簡化為ΔU(i)＝α1(i)ΔU(i+1)+a2(i)Δh(i+1)-a3(i)Δh(i)-a4(i)Δh(i-1)a3＝a3+a5
5.根據權利要求1所述方法，在成品機架(或道次)可測得軋件實際板凸度ChN和平直度ΔεN，可估計出軋輥的實時凸度值，其特征是建立以軋輥實時凸度變化ΔCt為控制量的二維板形差分方程，板形測控方法可計算出各機架(道次)的板帶凸度和平直度值，成品機架(道次)的計算值與實測值之差通過最優估計軋輥實時凸度值使兩者差達到最小而估計出軋輥的實時凸度值。
6.根據權利要求1所述方法，對已有彎輥裝置的連軋機可得出最佳彎輥力設定值，其特征是建立以彎輥力為控制量的二維板形差分方程和構造二次型目標函數，用貝爾曼動態規劃方法求得最佳彎輥力。
7.根據權利要求5所述方法，對軋輥原始凸度實現最佳值設定，其特征是在一個換工作輥周期內可能軋制的各種規格，每種規格計算出各機架的軋輥凸度，取各種規格的軋輥凸度平均值。
8.根據權利要求5所述方法，對于有可變軋輥凸度的軋機或軋輥，例如PC軋機和CVC軋輥，對軋輥交叉角或CVC輥縫橫移量可實現最佳值設定，其特征是先計算出CR＝0時的最佳優化軋制規程，再由已知上一卷鋼自適應得出的Ct，按線性二次型問題由貝爾曼動態規劃法求出最佳交叉角或軋輥橫移量的最佳設定值。
全文摘要
本發明涉及板帶軋制過程中板形厚最優控制領域,該方法利用板形、板厚和張力之間強互相影響,推出模型預測自適應最優板形板厚控制方法,特點是中間機架(道次)的厚度設定值允許在一定范圍內變化,由板形測控模型線性化得出的以板厚為決策量的板形二維差分方程,構造二次型目標函數,貝爾曼動態規劃法解出板厚最優決策,即第二類動態負荷分配。該方法實現了熱連軋機和可逆軋機的板形板厚互聯控制,冷連軋機的板形板厚張力互聯控制。
文檔編號B21B37/20GK1243047SQ9911924
公開日2000年2月2日 申請日期1999年8月27日 優先權日1999年8月27日
發明者張進之 申請人:冶金工業部鋼鐵研究總院