板轧机AGC系统的液压压下建模及模型参数对板厚的影响.pdf

第 i s 卷第 4 期 2 0 0 3 7 年 4月 锅 铁 研 究 学 报 J o u r n a l o f I r o n a n d S t e e l R e s e a r c h Vo l . 1 9 ， No . 4 Ap r i l 2 0 0 7 板轧机A G C系统的液压压下建模及模型参数对板厚的影响 王希娟‘ ， 黄梦涛2冯景晓2 1 .洛阳师范学院物理与电子科学系， 河南 洛阳4 .7 1 0 2 2 2 西安科技大学电 气与控制工程学院， 陕西 西安 7 1 0 0 5 4 摘要; 以液压A G C系统为研究对象， 建立了一种全而而且有利于分析轧制过程中各因素对轧制精度影响的动 态仿真模型。 通过对轧机液压A G C系统参数仿真， 表明各主要参数变化对系统动态参数的影响， 进而影响了轧 制板厚， 为液压 A G C系统设计提供了基础， 关健词 液压 A G C系统; 系统仿真; 轧机 中图分类号 T G 3 3 3 . 1 1文献标识码 A文章编号 1 0 0 1 - 0 9 6 3 2 0 0 7 0 9 - 0 4 3 5 - 0 5 E f f e c t o f Mo d e l P a r a me t e r o f Mi l l H y d r a u l i c A G C S y s t e m o n S l a b T h i c k n e s s WANG 1 . P h y s i c a l a n d E l e c t r i c a l S c i e n c e X i- j u a n l ， H U A N G Me n g - t a o ， C o l l e g e , L , u o y a n g N o r m a l U n i v e r s i t y , F E N G .Z i n g - x i a o 1 _ u o y a n g 4 7 1 0 2 2 , He n a n , C h i n a ; 2 . S c h o o l o f E l e c t r o n i c a n d C o n t r o l E n g in e e r i n g , X i a n U n i v e r s i t y o f S c i e n c e a n d T e c h n o l o g y , X i a n 7 1 0 0 5 4 , S h a n x i , C h i n a A b s l r a e t . A c o m p r e h e n s i v e d y n a m i c s i m u l a t i o n m o d e l w h i c h i s f a v a r a b l e f o r a n a l y z i n g r o l l i n g p r o c e s s w a s b u i l t . A c c o r d i n g t o t h e s i m u l a t i o n o f m i l l h y d r a u l i c A G C s y s t e m p a r a m e t e r , e v e r y m a i n p a r a m e t e r v a r i a t i o n c a n a f f e c t t h e d y n a m i c p a r a m e t e r o f t h e s y s t e m, s o t h e s h e e t t h i c k n e s s i s a f f e c t e d , w h i c h p r o v i d e s a b a s i s f o r d e s i g n i n g o f h y - d r a u l i c A G C s y s t e m. K e y w o r d s h y d r a u l i c A G C s y s t e m; s y s t e m s i m u l a t i o n ; m i l l 由于对板带的质量要求越来越高， 对轧机液仄 A G C A u t o r n a t i c G a u g e C o n t r o l 系统的控制要求也 越来越高， 因此对轧机液压A G C系统控制性能的研 究具有重要意义。Vj 往对轧机液压 A G C系统控制 特性的分析大多集中在仅对液压系统本身的相应特 性的研究， 将轧机辊系及轧件的变形因素作为系统 的恒值千扰量， 或是对系统的设定进行补偿， 而未考 虑轧机辊系及轧件本身的特性变化; 轧制过程中对 厚度的调节方式过去大多采用反馈式厚度自动控制 系统， 但这种方式由于有时间滞后或过渡过程滞后， 在进行厚度控制时， 很难进行稳定性控制， 为克服这 种缺点， 现在冷轧机上广泛采用了前馈式厚度 自动 控制系统和反馈式厚度自动控制系统相结合的系 统。因此， 建立一种全面且利于分析轧制过程中各 种因素对最后轧制精度影响的模型， 将为系统的优 化设计及对轧制过程的动态模拟提供基础。 1 液压伺服压下系统的组成 液 压 伺 服 压下系 统由2 部分组成 液压 部分和 控制部分。液压部分包括液压站供油系统和液压伺 服油缸工作系统; 控制部分主要采用了位置反馈的 控制方式E I - 3 1 。笔者主要从控制部分来分析液压压 下伺服系统。 Z 液压伺服压下系统的控制原理 系统的控制过程为 首先， 对压下位置进行零点 校正， 给定初始辊缝值信号， 经调节器、 放大器后把电 信号送给电液伺服R, 电液伺服阀动作， 随即有一个 相应的流量输出， 液压缸移动， 轧辊相应移动， 当液压 缸移动到给定值时， 安装在液压缸内的位移传感器 作者简介 王希娟 1 9 8 0 - ， 女， 硕士;E - m a i l ij x w x j l 2 6 . c o s h ;修订日期; 2 0 0 6 - 1 2 - 1 8 3 6 钢铁研究学报第 1 9 卷 发出的信号与给定信号进行比较， 相等时， 输出信号 为。 ， 轧辊停止移动， 初始辊缝调节完毕 图I L z *3 1 0 式中， 。 ， 为伺服阀固有频率; SY 为伺服阀的阻尼比; 。 。 为伺服阀固有频率， 可以从伺服阀制造厂提供的 频率响应曲线获得。 3 . 3 液压缸流量连续性基本方程 由于在动态分析时， 需要考虑液压缸外泄漏和 油液压缩性的影响， 使得流人液压缸的流量 q ， 和流 出液压缸的流量q 2 不相等， 即q } A q s 。为了简化分 析， 定义负载流量为1 6 1 、声﹄奈1 一刀占件淮 尹.、， 图 1 液压伺服压下系统的控制原理方块图 F i g . 1 B l o c k d i a g r a m o f c o n t r o l p r i n c i p l e f o r QL _q , q z h y d r a u l i c s e r v o p r e s s i n g s y s t e m 假定 阀与液压缸的连接管道对称且短而粗 3 液压 AG C系统的动态模型的建立 3 . 1 信号调节器和伺服放大器 信号调节器采用 P I D调节器， 其传递函数 是 1 4 .5 3 。、 U， ， ，， .， 1 【 _ CTc t S T r ， m m 入。 { l 十 7 “ - 十 I 。 川 L l ,\1 7 S/ I 式中， K 。 为比例系数， A N ; T ; 为P I D调节器的积 分时间常数, s ; U 为给定信号与经位移传感器得到 的信号之差; 几 为P I D调节器的微分时间常数, 5 ; S 为拉普拉斯算子; 认 为U 。 经 P I D信号调节器后所 得到的响应信号。 伺服放大器的传递函数是L a } 5 7 G f S I c l u , k f 2 式中， k , 为比例系数， 此处为 0 . 4 0 4 A / V I 为输入 电流信号。 3 . 2 伺服阀基本方程 伺服阀具有高度非线性的特点， 其输出流量 Q 。 的 线 性 化 方 程 为 151 众 QL Qs v fl 一K } Z S P, 氨、一K, A L c 3 式中， Q } * 为伺服阀的空载流量; K 。 为伺服阀的压力 流量放大系数， n t / N - s ; K二 为何服阀的静态流 量放大系数， 即在一定的供油压力下， 伺服阀额定流 道中的压力损失和管道动态可以忽略; 液压缸每个工 作腔内各处压力相等， 油温和体积弹性模量为常数。 流人、 流出液压缸的流量R Y r q 分别为 1 6 3 _‘由。， 。 ，.、. o .。 V , d p 1 4 1 一 A p d t} C, C p 一 P 2 ’ C . P , 蓄d t 6 _ _、dx}l 。 产， ‘二、 。 。 ‘ V x } P a 4 z A 。 - - F C ,。 ; 一P 十C e 十份导 考 〔 7 - “ } d t’ 一 ‘p’ 一 ， p 犷 z ‘ 尽 d t 式中， A 。 为液压缸活塞的有效面积; x ， 为液压缸活 塞的位移; 践 。 为液压缸内泄漏系数; 认。 为液压缸外 泄漏系数谁 为有效体积弹性模量， 包括油液、 连接 管道和进油腔; V V 分别为液压缸进、 回油腔的容 积， 包括阀、 连接管道和进油腔; V o } , V o 。 分别为进、 回油腔的初始容积; P ， 、 P 分别为液压伺服阀 四通 阀 控制液压缸进、 回油腔的压力。 液压缸工作腔的容积可写为 V , V o t， V z V o Z 一 A P x P 联立式 5〔 g 5 ， 可得流量连续性方程为 8 q _q 1 十9 p d n_ -八 v J 十奴砂P ， 一2十 L 月 L C.、 , ’ } P i 一P Z 吞 鑫 乙 e V o d p , 一 犷 ‘ 一 V dt d p 2 、 _ 1_ 叫 一丁-1一 c a t A p .x p t d p s ， d p 2 、 一又下 厂 - 「‘ ; . T寸1 L 件、a s C l t/ 9 量 与 额 定 电 流 的 比 值 ， 也 叫 流 量 增 益 ， K ，， 一 夜 孕 .L a q 为额定流量, I 。 为额定电流; L A P 。为负载压力变 化。 当液压执行机构的固有频率。 h 高于5 0 H 时， 伺服阀的动态特性可用二阶环节表示3 p 1 1 4 由于外泄漏流It通常很小， 忽略不计。4 个节 流窗口是匹配和对称的 H是零开口4 边滑阀， 通过 它的相对的2 个节流口的流量相等， 方向相同; 通过 它的2 个相邻的节流口的流量也相等， 但方向相反， 即一个流人口， 另一个流出口 ， 所以通过滑阀 2 个 节流口的流量也相等， 这样在动态时p l p ， 十P 2 , 其中P s 为供油压力。 为了使系统稳定性好一些， 在分析时， 应该取活 一 ， ，，六 _， 、 _ _， 。， . _二 ， 二， 、 _ ， r 。 、.，. ， _ ，_ ，_ ，V 塞的中间 x作为初始位置， 即 V , V 2 -V o 份 ， 州 刁” ” J 词 ”了 J 户 目一 升 ’ 一 ， ” 」’ ‘’ 切2 ’ - K一积一田 -十 -‘-毋 -- 嗽一Ic 标准分享网 w w w .b z f x w .c o m 免费下载 第 4 期王希娟等 板轧机 A G C系统的液乐压下建模及模型参数对板厚的影响 3 7 其中V 为总压缩容积。又由于A 。 二 ， V o , 则式C 9 可以简化并进行拉氏变换 ，J._ _.V， _ LI L 一 ‘ s x p 十 U ip l L 十 4 , r , ‘ C 1 0 式中， -t ， 为液压缸总泄漏系数 3 . 4 液压缸基本方程 ，C tp 一 c;, 传递到液压缸内的总体积是 A Q L的积分， 而控 制容积的实际变化量是E s s 7 A VV Q 一△ V c 一V c 。 二X P A , V Q 一{ A Q L d t d V c 一 了 答、 △ 玖 i } a0 / 1 1 式中， V c 为液压缸等效控制总容积; E 。 为油液的弹 性模量; V Q 为传递到油缸内的液体的总体积; 』/ c 为控制容积中油液的压缩量; V C L 为控制容积中油液 的泄漏量。 在当前液压 A G C系统中， V C为供油管道中的 液压油与油缸中的液压油的总容积， 忽略压力波的 传播时间和供油管道的I有频率。 3 . 5 轧机辊系基本方程 实际轧机机座及辊系系统是一复杂的多自由度 质量分布系统， 为便于分析， 视上支承辊和上S作辊 为一个质量体系; 视下支承辊和下工作辊为一个质 量体系; 忽略轧件的质量， 将轧机按上、 下辊系简化 为一个 2自由度弹簧质量系统， 如图2 所示。 将轧机按上、 下辊系简化为一个 2自由度弹簧 质量系统列写系统力平衡方程有「 s ,c ] 城 y 十B 反， - } B w C .z ， 一X 2 K ,y 二 ， 一 x 2 十F L I 尸牡2 从 x 十B , X , B w - , 一 X 2 K. .x ， 一 x 2 F ,, 2 a 1 3 式中， 从 为上辊系等运动部件的等效总质量， 包括 油缸; B ， 为油缸及上辊系等运动部件的粘性系数; K; 为立柱中部至上横梁的等效刚度， 包括上辊系及 其轴承、 油缸等; x i 为轧机上辊系位移; 几_1 为作用 在上辊系上的其它负载; Mz 为下辊系运动部件的等 效总质量; B 2 为下辊系运动部件的粘性系数; K z 为 立柱中部至下横梁的等效刚度; x 为轧机下辊系位 移; F u 为作用在下辊系上的其它负载f B ，为上、 一 厂 工作辊与轧件在轧制力 F作用下的等效阻尼系数; K ， 为上、 ’ 下 工作辊与轧件在轧制力 F作用下的等 效刚度。 3 . 6 背压回油管道 背压是低压， 管道中的油液可被看作不可压缩 液体， 利用连续性方程和伯努利方程， ’盯推土背I R 为川 F , 一 尸 。 、 r z M ., c2t 0 ri, d t -P 1 4 式中， P 。 为初始背压3 Ma r 为回油管道中的泊液质 __ __ A、⋯_ 、， ，。_ ‘ __ _ ，_ _ ， _ _ 、 ， ， ， 量e M 二沁r 举 ; p 为油液的密度; L r 为回油管道的 ’ 一 OT ‘一， A ’ 厂 i t ’ w w . . r w }} - 夕 一 r z r7} r a ..ca. N r 长度; A、 为油缸有杆腔的工作面积; A 为回油管道 的横面积; i r 为压力差系。 3 . 7 节 ， 位移传感器 位移传感器方程在系统中可以被视为惯性环 其传递函数为 U;K. 月 t 万 今 一 ; 言 一 一丫 一 二 工pJ 。 ‘ 十 1 1 5 式中， K， 为位移反馈系数; T ， 为系统的调节时间; 叮 ， 为反馈得到的信号。 4 液压 A G C系统的动态仿真及模拟 分析 图2 轧机两自由度质级分布系统 F i g . 2 Ma s s d i s t r i b u t i o n s y s t e m w i t h t w o f r e e d o m s a , r o l l i n g mi l l 在轧制过程中， 影响轧件厚度变化的因素很多， 其中轧制时的来料厚度、 轧件塑性刚度、 轧机纵向刚 度、 液压缸的初始行程、 回油管道长度等参数随着轧 制条件的变化而变化， 它们不同程度地影响着轧制 厚度的变化。由于篇幅的限制， 现在主要对以下几 个主要的参数进行分析， 运用 Ma t l a b 为 8 . 4 3 X 1 0 - i s m / N。 ， , K 为1 . 1 8 X 1 0 0 N / r n , A ， 为。 。 2 4 m ， 从 为7 9 0 0 0 k g , co . ， 为5 9 4 r l s , K ， 为1 V / m, B , 为2 . 4 Xi 0 N s / m, K。为 1 0 0 0 V/ 二， A ,为 。 ， 7 3 4二 ， ， t为 3 8 钢铁研究学报第 1 9 卷 厢︸﹄ a3 2.5一八In 3 . 0 3 . 5 4 . 0 纵︸互一场 一卜卜开︸0-石r 州行扫leses月11.甲，1.八以‘Ise ︸﹄0.0自尸勺nn”日n n曰寸口1︸103邝白1 3 . 04公 赞-0 方︸p12 娜目万攀︸灵，.lx‘才r曰叹.三心 0 . 8 9 , T A 为0 . 0 2 5 9 , B 。 为1 . 7 X 1 0 N S l m, 几 为 5 0 s , 认 为0 . 0 2 3 9 m , T ， 为 。 ， 2 s , B ,为。 。仿真 结果见图3 和表 1 。 图3 a 为入口厚度变化时出口厚度的变化和 输出辊缝的响应。结果显示出轧件人口厚度的变化 对轧制厚度的影响与轧前厚度变化的幅值、 频率及 形式有关， 与幅值相同但厚度变化较慢的轧件相比， 来料厚度变化较大的轧件， 轧制后的厚度误差较大。 因此， 为了获得高的板厚精度必须控制来料厚度误 差。 图3 b 为轧件塑性刚度W 变化时轧制厚度和 辊缝的输出响应。分析结果表明， 轧机塑性刚度系 数变化使轧制厚度增大而偏离设定值; 系统的设定 值与实际带钢的塑性刚度不一致时， 轧制时对厚度 误差的“ 消差” 能力较弱。 图3 c 为回油管道长度变化时轧制厚度和辊缝 仿真。分析结果表明， 在一定的范围内， 回油管道长 度对轧制过程影响较小。表 1 为连接回油管道的长 度变化时， 液压伺服压下系统中各仿真参数的变化。 分析结果表明连接油管的长度变化， 不能够改变系 统的穿越频率、 上升时间和系统误差值。但是， 随着 连接管道长度的增加， 系统的相位裕量、 幅值裕量、 液压缸的固有频率和阻尼系数相应地减小， 而折算 惯性质量和超调量相应地增加， 系统的调节时间却 是先减小后增大。由此可以看出， 连接油管妹度的 大、 小不能改变系统的响应速度。而稳态误差的恒 定不变说明了系统的开环放大倍数也是不受连接油 管长度变化的影响; 但是， 由于连接油管长度变化的 增加， 使得系统的折算惯性质量增加， 导致油缸的固 有频率和阻尼系数减小， 使得系统的阻尼减小， 稳定 性降低。这就是随着连接油管长度的增加， 系统的 幅值裕量和相位裕量降低以及超调量增加的原因， 同时也是系统的调节时间先减小后增大的原因。 3 .0 t.} h . 鲡一‘ 2 . 5 3 . 5 时间f 5 人 ‘ 一轧件人口厚度; h o, -轧件出口厚度; h L 一工作辊的 负载辊缝;h , -辊缝设定值;x g -液压缸活塞的位移 a 轧机入Q厚度变化 当W“2 0 X1 0 9 N 。时， 工作辊的负载辊缝 为h u， 当W1 Q XI 0 9 N 二时， 工作辊的负载辘缝为h e y ; 1 , 轧件 塑性刚度系数变化的影响; c 回油管道长度变化 当L , 2 m时， 工作棍的负载辊缝为h ,i ; 当L , -6 0 m时， 工作辊的负载辊缝为h u 图3 不同参数变化对轧件厚度的影响 k 1 g . 3 E f f e c t o f p a r a m e t e r s o n t h i c k n e s s o f r o l l e d s t e e l 表1 系统特性参数 T a b l e 1 P a r a me t e r l i s t o f s y s t e m p e r f o r ma n ce L w d r s - 1 T . / ms T . / ms五, / 喻 1 2 9 3 0 0 1 3 5 6 7 1 1 3 9 9 9 0 1 4 3 5 0 1 1 4 8 1 6 4 1 9 9 6 3 8 v , / r 3 1 19 5 5 . 4 5 5 . 4 5 5 . 4 5 5 . 4 5 5 .4 3 8 3 8 3 吕 3 8 3 8 3 8 E s / S J 0f o O l 0 . 5 0 . 1 0 . 6 D / r n m 1 0 5 0 1 0 5 0 1 0 5 0 1 0 5 0 10 5 0 1 05 0 3 2 5 . 3 3 1 9 . 4 3 0 1 . 1 2 9 7 . 4 2 9 2 . 9 2 7 0 . 0 0 . 0 8 1 0 . 0 7 9 0 . 0 7 5 0 . 0 6 9 0 . 0 6 6 0 . 0 4 3 行J召U于召 咭 曰召丈4片介 ，上J.iJI 勺 0八曰0 心U吐占勺‘OQ 4d︸4斗7 注 乙为伺服阔 和液压缸之间连接油骨的长度c w ; 为系统的 穿越频率; T 。 为系统的调节时间; T 为上升时间o E s 为系统误差; s 为系统的超调公; D为液压缸的活塞直径; 喊 为系统的折算惯性质量; 为液压缸的固有频率浦为液压缸的阻尼系数。 下转第5 3 页 标准分享网 w w w .b z f x w .c o m 免费下载 第 4 期周顺兵 柿对 F L- - C r N i - N h - T i- A I- W 合金持久寿命及晶界析出相的影响 5 3 界产生严重的点阵畸变， 加剧了间隙原子碳向晶界 偏聚, 而且随着饰含fi t 的增加， 饰和间隙原子向晶界 偏聚的程度加剧， 所以随着饰含量的增加， 实验合金 晶界析出相的数量增加。 由于饰、 碳等原子向晶界偏聚后导致在母相及 晶界析出相中发生了较大的点阵 变， 致使共格相 界面两侧的点阵不nff e 7 因而增强了两相中的弹性 能。因弹性能的大小与晶界析 出相 的厚度成正 比[ 3 ]所以当晶界析出相厚度增大到某一临界值时， 这种共格型相界面因不稳定而转变成半共格或非共 格烈界面， 为消除长程应力场、 降低总能量， 使晶界 析出相逐渐球化。所以随着钵含量的增加， 实验合 金晶界大片状相相对减少而颗粒相增加。 Eh于合金的持久寿命主要受扩散机制的控制， 相对片状相而言， 颗粒相“ 钉扎” 晶界的作用及阻碍 裂纹扩展的效应更强， 所以3 号合金的持久寿命比r 号高。但是饰含量过高时， 合金晶界析出相的数量 大大增加， 晶界弱化， 持久寿命反而下降， 所以5 号 合金持久寿命比3 号低。总之， 加人适量的钵可提 高合金的持久寿命。但是， 从实验结果来看， 应将合 金的钵含量控制在 W C , 二。 。 0 0 4。 环一0 . 0 0 8 5 范 围内。 4结论 .t 随着饰含量的增加， 实验合金晶界大片状相 相对减少而颗粒相增加， 而且晶界析出相的分布较 合理， 持久寿命提高; 但钵含量太高时， 合金晶界析出 相的数量大大增加， 晶界弱化， 持久寿命反而下降。 2 合金晶界析出相的数量、 形貌和分布等特征 的变化规律与合金持久寿命的变化规律一致。 C 3 适量的钵可提高合命的持久寿命。实.验合 金中 钵含量的 最佳控制范围为 w e } 0 . 0 0 4 0 环 0 . 0 0 8 5 写。 参考文献 周 顺兵; 李 长一 ， C e 对F e - C r 0 N i- N h - T i- A I - W合金晶 界m e 相 9 A 成F影 n } c j l - a化检0- 物理分,f , , 2 ,1 0 4 , 4 0 7 3 2 5 - 3 2 5 李玉清， 刘锦岩. 商a合金晶界间隙ME M」北京 冶金 1M 亚 出版社， 1 9 9 0 闭乃本L 晶体生长的物理基础[ h 9 ] 上海 上海科学技术出版 社 ， 1 9 对液压缸来说， 油管长度越大或折算惯性质量越 大， 使得油缸的固有频率和阻尼系数越小。对系统 来说， 系统的阻尼系数越小， 系统的稳定性越差， 当 油管长度超过一定范m时， 系统的稳定性就会被破 坏。油管长度在0 .3 5 m时对轧制过程影响较小， 当回油管长度大于4 5 m时， 动态过程中有淞后且震