冷连轧机乳化液分段冷却控制方法.pdf

本发明公开了一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，包括以下步骤：a.收集轧机的设备参数和待轧带钢的关键参数；b.收集工艺润滑制度参数；c.给定乳化液分段冷却流量分布初始值以及迭代精度；d.计算出相应的工作辊热凸度；e.计算出打滑因子横向分布值；f.打滑因子最大值与临界值的比较；g.计算出滑伤指数横向分布值；h.滑伤指数最大值与临界值的比较；i.计算相应的板形分布值；j.计算板形目标函数的函数值；k.判断Powell条件是否成立，得出最优分段冷却流量控制曲线。本发明的控制方法结合设备分段情况和实

1、  一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：包括以下步骤：
(a)收集轧机的设备参数和待轧带钢的关键参数；
(b)收集工艺润滑制度参数；
(c)给定乳化液分段冷却流量分布初始值X₀＝{Q_0j j＝1，2，…，N}以及初始步长和终止精度；
(d)计算出相应的工作辊热凸度ΔD_wti；
(e)计算出打滑因子横向分布值ψ_i；
(f)判断不等式max(ψ_i)≤ψ^*是否成立，如果成立则转入步骤(g)；如果不成立，则重复步骤(d)至(e)，直到不等式成立为止；
(g)计算出滑伤指数横向分布值
(h)判断不等式是否成立，其中：为轧机临界滑伤指数，如果成立则转入步骤(I)；如果不成立，则重复步骤(d)至(g)，直到不等式成立为止；
(i)计算相应的板形分布值σ_1i；
(j)计算板形目标函数F(X)的函数值；
(k)判断Powell条件是否成立，若不成立，重复上述步骤(d)至步骤(j)，直至Powell条件成立，结束计算，得出最优分段冷却流量控制曲线。

2、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(a)中所述轧机的设备参数包括：工作辊辊身长度L_W，工作辊直径D_W，支承辊辊身长度L_b，支承辊直径D_b，支承辊传动侧与工作侧压下螺丝中心距l₁，工作辊正负弯辊，传动侧与工作侧弯辊液压缸中心距l₂，最大弯辊力S，最大轧制压力P，最大轧制速度V，工作原始辊型ΔD_wyi，支撑辊原始辊型ΔD_bi，轧机临界打滑因子ψ^*，轧机临界滑伤指数

3、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(a)中所述待轧带钢的关键参数包括：带材宽度B，带材出口平均厚度h，带材入口平均厚度H，来料板形的长度平均值L，来料板形的长度横向分布值L_i，出口侧总张力T₁，入口侧总张力T₀。

4、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(b)中所述工艺润滑制度参数包括：乳化液的温度，浓度。

5、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(d)中所述工作辊热凸度的计算采用以下模型：
ΔDwti=Σj=1N(aij·Qj)]]>j＝1，2，…，N
式中N-乳化液冷却段数；
    Q_j-第j段的乳化液流量；
    a_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊热凸度的影响系数；
    ΔD_wti-工作辊热凸度。

6、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(e)中所述打滑因子ψ_i的计算采用以下模型：
ψi=14(a+b·e-Σj=1N(cij·Σk=1N(bjk·Qk)))|ΔhRi′+T0i-T1iPi|]]>
式中：a-液体摩擦系数，主要与润滑油本身性质有关；
      b-干摩擦影响系数，与变形区的接触状况有关；
      c-油膜厚度影响系数；
      Δh_i-第i段道次绝对压下量；
      P_i-第i段总轧制压力；
      R_i′-第i段工作辊压扁半径
      c_ij-第j段的工作辊温度场对第i段辊缝内润滑油的油膜厚度的影响系数；
      b_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊温度场的影响系数。

7、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(g)中所述滑伤指数横向分布值的计算采用以下模型：

式中：d_ij-第j段的工作辊温度场对第i段带钢温度横向分布影响系数；
      e_ij-第j段的带钢表面温度对第i段滑伤指数的影响系数。

8、  根据权利要求1所述的冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，其特征是：步骤(j)中所述板形目标函数F(X)函数值的计算采用以下模型：
F(X)＝((max(σ_1i)-min(σ_1i))/T₁)
式中：T₁-出口侧总张力；
      σ_1i-出口板形值，可以用以下方程来表示：
σli=T1Bh‾+E1-v2[1+hih‾-HiH‾-LiL+u′i-ΔbB]]]>
式中：T₀-入口侧总张力，
      B-带材宽度，
      h-带材出口平均厚度，
      h_i-带材出口厚度横向分布值，
      H-带材入口平均厚度，
      H_i-带材入口厚度横向分布值，
      L-表示来料板形的长度平均值，
      L_i-表示来料板形的长度横向分布值，
      u′_i-带材横向位移增量横向分布值，
      Δb-宽展量。

冷连轧机乳化液分段冷却控制方法
技术领域
本发明涉及一种冷连轧生产工艺技术，特别涉及一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法。
背景技术
图1为冷带钢连轧工艺的示意图，如图1所示，带材1从开卷机2卷出后送至机架，经过多个机架的轧制，带材1达到规定的厚度并被送至卷取机3回卷。每个机架的轧辊包括支承辊4和工作辊5，其中工作辊5与带材1表面直接接触。在冷连轧生产过程中，由于金属的变形以及金属和轧辊之间摩擦产生的变形热及摩擦热，使轧辊辊面温度逐渐升高，形成一定的辊凸度，产生一定热辊型并对产品板形造成一定的影响，所以必须对轧辊进行有效的冷却。这样，如图2和图3所示，在工作辊5附近设置一排喷嘴6，通过喷嘴6喷射乳化液至工作辊5与带材1表面，实现轧辊与带材的冷却。
实践表明，在冷连轧过程中可以通过对乳化液分段冷却控制系统的合理控制与正确利用来获得良好表面质量和板形的带材。但现有技术中大部分冷连轧机组对于机架内分段乳化液喷射梁无对应分段控制模型，而采用依靠人工经验设定乳化液流量，另有小部分机组虽然有一定的乳化液分段控制模型，但相关模型主要以板形问题为主，而对打滑与热滑伤的防治问题鲜有涉及，不能保证轧机的产能发挥与成品带钢的表面质量。
发明内容
本发明的目的在于提供一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，该控制方法结合设备分段情况和实际流量控制精度进行乳化液流量分段设定，减少由于润滑问题造成的打滑与热划伤等问题，同时保证机架出口带材的板形与表面质量指标。
本发明是这样实现的：
一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，包括以下步骤：
(a)收集轧机的设备参数和待轧带钢的关键参数；
(b)收集工艺润滑制度参数；
(c)给定乳化液分段冷却流量分布初始值X₀＝{Q_0j  j＝1，2，...，N}以及初始步长和终止精度；
(d)计算出相应的工作辊热凸度ΔD_wti；
(e)计算出打滑因子横向分布值ψ_i；
(f)判断不等式max(ψ_i)≤ψ^*是否成立，如果成立则转入步骤(g)；如果不成立，则重复步骤(d)至(e)，直到不等式成立为止；
(g)计算出滑伤指数横向分布值
(h)判断不等式是否成立，其中：为轧机临界滑伤指数，如果成立则转入步骤(I)；如果不成立，则重复步骤(d)至(g)，直到不等式成立为止；
(i)计算相应的板形分布值σ_1i；
(j)计算板形目标函数F(X)的函数值；
(k)判断Powell条件是否成立，若不成立，重复上述步骤(d)至步骤(j)，直至Powell条件成立，结束计算，得出最优分段冷却流量控制曲线。
本发明是以机架出口带材前张力横向分布(即板形)均匀为目标，以打滑与热滑伤的综合防治为约束条件，同时保证机架出口带材的板形与表面质量指标，结合设备分段情况和实际流量控制精度进行乳化液流量分段设定，减少由于润滑问题造成的打滑、热划伤等问题。本发明的控制方法原理清晰明了，计算速度快，适于在线使用。
附图说明
图1为冷带钢连轧工艺的示意图；
图2为冷带钢连轧工艺中乳化液冷却示意图；
图3为喷嘴布置示意图；
图4为本发明冷连轧机乳化液分段冷却控制方法流程图；
图5为第一实施例中按照本发明的方法和传统方法得出乳化液流量分布曲线图；
图6为第一实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的打滑因子横向分布图；
图7为第一实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的滑伤指数横向分布图；
图8为第一实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的带材前张力横向分布图；
图9为第二实施例中按照本发明的方法和传统方法得出乳化液流量分布曲线图；
图10为第二实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的打滑因子横向分布图；
图11为第二实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的滑伤指数横向分布图；
图12为第二实施例中按照本发明的方法和传统方法得出的带材前张力横向分布图；
具体实施方式
下面结合附图和具体实施例对本发明作进一步说明。
参见图4，一种冷连轧机乳化液分段冷却控制方法，包括以下步骤：
(a)收集轧机的设备参数和待轧带钢的关键参数；
(b)收集工艺润滑制度参数；
(c)给定乳化液分段冷却流量分布初始值X₀＝{Q_0j j＝1，2，...，N}以及迭代精度ε；
(d)计算出相应的工作辊热凸度ΔD_wti；
(e)计算出打滑因子横向分布值ψ_i；
(f)判断不等式max(ψ_i)≤ψ^*是否成立，如果成立则转入步骤(g)；如果不成立，则重复步骤(d)至(e)，直到不等式成立为止；
(g)计算出滑伤指数横向分布值
(h)判断不等式是否成立，其中：为轧机临界滑伤指数，如果成立则转入步骤(I)；如果不成立，则重复步骤(d)至(g)，直到不等式成立为止；。
(i)计算相应的板形分布值σ_1i；
(j)计算板形目标函数F(X)的函数值；
(k)判断Powell条件是否成立，若不成立，重复上述步骤(d)至步骤(j)，直至Powell条件成立，结束计算，得出最优分段冷却流量控制曲线。
步骤(a)中所述轧机的设备参数包括：工作辊辊身长度L_W，工作辊直径D_W，支承辊辊身长度L_b，支承辊直径D_b，支承辊传动侧与工作侧压下螺丝中心距l₁，工作辊正负弯辊，传动侧与工作侧弯辊液压缸中心距l₂，最大弯辊力S，最大轧制压力P，最大轧制速度V，工作原始辊型ΔD_wyi，支撑辊原始辊型ΔD_bi，轧机临界打滑因子ψ^*，轧机临界滑伤指数
步骤(a)中所述待轧带钢的关键参数包括：带材宽度B，带材出口平均厚度h，带材入口平均厚度H，来料板形的长度平均值L，来料板形的长度横向分布值L_i，出口侧总张力T₁，入口侧总张力T₀。
步骤(b)中所述工艺润滑制度参数包括：乳化液的温度，浓度。
其中步骤(a)和步骤(b)是控制方法的初始阶段。
步骤(d)中所述工作辊热凸度的计算采用以下模型：
ΔDwti=Σj=1N(aij·Qj),j=1,2,···,N]]>
式中N-乳化液冷却段数；
    Q_j-第j段的乳化液流量；
    a_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊热凸度的影响系数；
    ΔD_wti-工作辊热凸度。
步骤(e)中所述打滑因子ψ_i的计算采用以下模型：
ψi=14(a+b·e-c·Σj=1N(cij·Σk=1N(bjk·Qk)))|ΔhiRi′+T0i-T1iPi|]]>
式中：a-液体摩擦系数，主要与润滑油本身性质有关；
      b-干摩擦影响系数，与变形区的接触状况有关；
      c-油膜厚度影响系数；
      Δh_i-第i段道次绝对压下量；
      P_i-第i段总轧制压力；
      R_i′-第i段工作辊压扁半径
      c_ij-第j段的工作辊温度场对第i段辊缝内润滑油的油膜厚度的影响系数；
      b_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊温度场的影响系数。
步骤(g)中所述滑伤指数横向分布值的计算采用以下模型：

式中：d_ij-第j段的工作辊温度场对第i段带钢温度横向分布影响系数；
      e_ij-第j段的带钢表面温度对第i段滑伤指数的影响系数。
步骤(j)中所述板形目标函数F(X)函数值的计算采用以下模型：
F(X)＝((max(σ_1i)-min(σ_1i))/T₁)
式中：T₁-出口侧总张力。
下面对本案的技术方案进行详细说明。
根据相关轧制理论与现场经验可以知道，在冷连轧过程中工作辊的温度场及热凸度与单位时间内由乳化液从轧辊表面单位面积微元带走的热流速率密切相关，而热流速率又取决于轧辊与冷却液换热系数。与此同时，在乳化液的浓度与温度一定的前提下，换热系数则是乳化液流量的函数。这样，通过分析可以得到，在其它条件确定的前提下，工作辊的热凸度与温度场是乳化液流量的函数，可以用下式来表示：
ΔDwti=Σj=1N(aij·Qj),j=1,2,···,N---(1)]]>
Twi=Σj=1N(bij·Qj),j=1,2,···,N---(2)]]>
式中N-乳化液冷却段数；
    Q_j-第j段的乳化液流量；
    a_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊热凸度的影响系数；
    b_ij-第j段的乳化液流量对第i段工作辊温度场的影响系数；
    ΔD_wti-工作辊热凸度；
    T_wi-工作辊温度场横向分布。
与此同时，在冷连轧过程中，当带材乳化液流量横向分布一定时，工作辊的温度场对辊缝内润滑油的油膜厚度横向分布ξ_i就起着决定性的影响。这就是说，可以将辊缝内润滑油的油膜厚度横向分布ξ_i用式(3)的函数来表示：
ξi=Σj=1N(cij·Twj)---(3)]]>
Tbi=Σj=1N(dij·Twj)---(4)]]>
式中：
c_ij-第j段的工作辊温度场对第i段辊缝内润滑油的油膜厚度的影响系数；
d_ij-第j段的工作辊温度场对第i段带钢温度横向分布的影响系数。
将式(2)代入式(3)、(4)得：
ξi=Σj=1N(cij·Σk=1N(bjk·Qk))---(5)]]>
Tbi=Σj=1N(dij·Σk=1N(bjk·Qk))---(6)]]>
通过式(5)、(6)可以看出，在当带材乳化液流量横向分布一定时，辊缝内润滑油的油膜厚度横向分布ξ_i、带钢温度横向分布T_bi就取决于工作辊乳化液的流量分布。
同时，根据理论研究和大量的数据分析发现，在冷连轧过程中摩擦系数与油膜厚度之间存在下面的函数关系：
μi=a+b·e-c·ξi=a+b·e-c·Σj=1N(cij·Σk=1N(bjk·Qk))---(7)]]>
式中：a-液体摩擦系数，主要与润滑油本身性质有关；
      b-干摩擦影响系数，与变形区的接触状况有关。
      c-油膜厚度影响系数。
而根据相关文献可以知道，在冷连轧过程中，表征带材横向各段打滑概率的特征参数打滑因子ψ_i可以用下式来表示：
ψi=14μi|ΔhiRi′+T0i-T1iPi|---(8)]]>
式中：Δh_i-第i段道次绝对压下量；
      P_i-第i段总轧制压力；
      R_i′-第i段工作辊压扁半径，R′=R[1+C0PiBiΔhi],]]>C0=16(1-v2)πE]]>
(R：工作辊半径；E、v：工作辊的杨氏模量和泊松比，B_i：第i段带材宽度)；
T_1i，t_0i-第i段总的前后张力；
显然，综合式(6)、(7)、(8)可以将打滑因子ψ_i写成Q_j的函数，如式(9)所示：
ψi=14(a+b·e-c·Σj=1N(cij·Σk=1N(bjk·Qk)))|ΔhiRi′+T0i-T1iPi|---(9)]]>
同样的，把表征带材横向各段热滑伤概率的特征参数滑伤指数可以用下式来表示：

e_ij-第j段的带钢表面温度对第i段滑伤指数的影响系数。
根据轧制理论中的金属变形模型可知，在冷轧过程中带材的前后张力σ_1i，σ_0i分别可用式(11)和式(12)来表示：
σ1i=T1Bh‾+E1-v2[1+hih‾-HiH‾-LiL+u′i-ΔbB]---(11)]]>
σ0i=T0BH‾+E1-v2{hiH‾[1+u′i]h‾Hi[1+ΔbB]-LiL}---(12)]]>
式中：T₁-出口侧总张力
      T₀-入口侧总张力
      B-带材宽度
      h-带材出口平均厚度
      h_i-带材出口厚度横向分布值
      H-带材入口平均厚度
      H_i-带材入口厚度横向分布值
      L-表示来料板形的长度平均值
      L_i-表示来料板形的长度横向分布值
      u′_i-带材横向位移增量横向分布值
      Δb-宽展量
对于冷连轧机而言，考虑到轧制过程金属的横向位移比较小，一般所以可以忽略，所以有：
u′_i≈0    (13)
Δb≈0     (14)
同时，为方便研究，可以将带材的入口厚度横向分布值H_i用板凸度ΔH_i与平均厚度H来表示，如式(15)所示：
Hi=ΔHi+H‾-1nΣi=1nΔHi---(15)]]>
这样，把式(13)-(15)代入式(11)、(12)，则可以将前后张力σ_1i，σ_0i分别可用式(16)和式(17)的函数表示：
σ_1i＝f₁(h_i，H_i，L_i，B，T₀，T₁)    (16)
σ_0i＝f₀(h_i，H_i，L_i，B，T₀，T₁)    (17)
同样，根据文献板形理论中的辊系弹性变形模型可知，对于轧后带材的出口厚度分布值h_i可以用式(18)的函数表示：
h_i＝f₃(P，S，ΔD_wi，ΔD_bi，H_i，σ_1i，σ_0i)    (18)
式中：P-总轧制压力
      S-弯辊力
      ΔD_wi，ΔD_bi-工作辊及支承辊辊型的分布值
在式(18)中，工作辊的辊型分布值可以分成两个部分，一个部分是工作辊的原始辊型，而另外一部分则是工作辊的热凸度，用式(19)来表示：
ΔD_wi＝ΔD_wyi+ΔD_wti    (19)
式中：ΔD_wyi-工作辊的原始辊型
      ΔD_wti-工作辊的热凸度
这样，对于一个特定机架的冷连轧过程而言，带材来料参数如H_i，L_i，B等已知，支撑辊辊型ΔD_bi与工作辊原始辊型ΔD_wyi等确定，如果给定前后张力T₁，T₀与总轧制压力P等工艺参数，并将弯辊力S设定在基态(即：取S_min-轧机所允许的最小弯辊力，S_max-轧机所允许的最大弯辊力。之所以将弯辊力设定在基态，是为了让弯辊力有更大的调节空间)，联立式(16)-(19)，即可将表征板形的前张力横向分布值σ_1i用一个以工作辊热凸度ΔD_wti为自变量的函数来表示，即：
σ_1i＝g₀(ΔD_wti)    (20)
而根据式(1)的分析可以知道，ΔD_wti＝f₁(Q_j)，将其代入到式(20)，即可以将表征板形的前张力横向分布值σ_1i用一个以乳化液分段流量为自变量的函数来表示，即：
σ_1i＝g(Q_j)    j＝1，2，...，N    (21)
根据现场调研与理论分析可以知道，为了充分发挥分段冷却控制系统的作用，不但要保证出口带材的板形精度指标，而且还要满足带材在轧制过程中不出现局部打滑与局部热滑伤现象。为此，乳化液分段控制目标函数可以简单的定义为：

式中：X＝{Q_j  j＝1，2，...，N}
ψ^*-轧机临界打滑因子
-轧机临界滑伤指数
这样，冷连轧机乳化液分段控制数学模型可以简单的描述为：寻找一个合适乳化液流量分布设定值X＝{Q_j  j＝1，2，...，N}，使得F(X)最小。乳化液分段冷却控制过程流程图如图4所示。
实施例1
现以出钢记号为AP0740的典型钢种为例，借助于图4来描述特定的钢种在特定冷连轧机组上的乳化液分段冷却控制过程及相关效果。
首先，在初始阶段，第一，收集轧机的设备参数和待轧带钢的品种规格等关键参数，主要包括工作辊辊身长度L_W＝2230mm，工作辊直径D_W＝560mm，支承辊辊身长度L_b＝2030mm，支承辊直径D_b＝1500mm，支承辊传动侧与工作侧压下螺丝中心距l₁＝2360mm，工作辊正负弯辊，传动侧与工作侧弯辊液压缸中心距l₂＝2360mm，最大弯辊力S＝50t，最大轧制压力P＝3000t，最大轧制速度V＝1200m/min，工作原始辊型ΔD_wyi＝0，支撑辊原始辊型ΔD_bi＝0、轧机临界打滑因子ψ^*＝0.41、轧机临界滑伤指数带材宽度B＝1020mm、带材出口平均厚度h＝0.498mm、带材入口平均厚度H＝0.501mm、来料板形的长度平均值L＝1、来料板形的长度横向分布值L_i＝0、出口侧张力T₁＝29Mpa、入口侧张力T₀＝190Mpa；
在初始阶段，第二，收集工艺润滑制度参数，乳化液的温度为55℃、浓度为2％；
随后，在步骤1中，给定乳化液分段冷却流量分布初始值
X₀＝{Q_0j  j＝1，2，...，N}＝{100，100，100，100，100，100，100，100，100}以及迭代精度ε＝0.001；
在步骤2中，计算出相应的工作辊热凸度
ΔD_wti＝{0，3，6，12，22，45，24，11，5，2，1}；
在步骤3中，计算出打滑因子横向分布值
ψ_i＝{0.3，0.4，0.21，0.29，0.40，0.39，0.35，0.37，0.40}；
随后，在步骤4，中判断不等式max(ψ_i)≤ψ^*是否成立，如果成立则转入步骤5；如果不成立，则重复步骤2至3，直到不等式成立为止；
在步骤5中，计算出滑伤指数横向分布值

随后，在步骤6中，判断不等式是否成立，如果成立则转入步骤7；如果不成立，则重复步骤2至5，直到不等式成立为止；
在步骤7中，计算相应板形分布值{σ_1i}＝{22，25，29，36，35，32，34，39，41}；
在步骤8中，计算板形目标函数F(X)的函数值为0.71；
随后，在步骤9中，判断Powell条件是否成立，若不成立，重复上述步骤2至步骤8，直至Powell条件成立，结束计算，得出最优分段冷却流量控制曲线，如图5所示。
与之对应，在图5中同时给出用传统方法而得出的乳化液分段流量曲线。
最后，为了方便比较，分别列出采用本发明所述乳化液分段冷却控制方法和采用传统方法设定乳化液流量分布时所得出的打滑因子、滑伤指数以及表征成品板形质量的带材前张力横向分布情况，并将相关实际效果对比如下：
如图6所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的打滑因子横向分布情况。通过图6可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，打滑因子平均值从0.33降低到0.24，降低了27.3％；打滑因子最大值从0.375降低到0.262，降低了30.1％。说明采用本发明所述方法大大提高了轧制稳定性。
如图7所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的滑伤指数横向分布情况。通过图7可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，滑伤指数平均值从0.50降低到0.33，降低了34％；滑伤指数最大值从0.605降低到0.371，降低了38.7％。说明采用本发明所述方法大大降低了热滑伤发生的概率，提高了带材的表面质量。
如图8所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的带材前张力横向分布情况。通过图8可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，前张力横向分布的不均匀程度从0.46降低到0.24，降低了47.8％。说明采用本发明所述方法大大降低了前张力横向分布的不均匀程度，提高了带材的板形质量。
实施例2
为了进一步阐述本发明的基本思想，再以出钢记号为AP1057的典型钢种为例，借助于图4来描述特定的钢种在特定冷连轧机组上的乳化液分段冷却控制过程及相关效果。
首先，在初始阶段，第一，收集轧机的设备参数和待轧带钢的品种规格等关键参数，主要包括工作辊辊身长度L_W＝2230mm，工作辊直径D_W＝560mm，支承辊辊身长度L_b＝2030mm，支承辊直径D_b＝1500mm，支承辊传动侧与工作侧压下螺丝中心距l₁＝2360mm，工作辊正负弯辊，传动侧与工作侧弯辊液压缸中心距l₂＝2360mm，最大弯辊力S＝50t，最大轧制压力P＝3000t，最大轧制速度V＝1200m/min，工作原始辊型ΔD_wyi＝0，支撑辊原始辊型ΔD_bi＝0、轧机临界打滑因子ψ^*＝0.41、轧机临界滑伤指数带材宽度B＝1545mm、带材出口平均厚度h＝1.740mm、带材入口平均厚度H＝1.823mm、来料板形的长度平均值L＝1、来料板形的长度横向分布值L_i＝0、出口侧张力T₁＝29Mpa、入口侧张力T₀＝100Mpa；
在初始阶段，第二，收集工艺润滑制度参数，乳化液的温度为53℃、浓度为2.3％；
随后，在步骤1中，给定乳化液分段冷却流量分布初始值
X₀＝{Q_0j  j＝1，2，...，N}＝{120，120，120，120，120，120，120，120，120}以及迭代精度ε＝0.001；
在步骤2中，计算出相应的工作辊热凸度
ΔD_wti＝{0，4，7，13，23，40，21，14，6，3，2}；
在步骤3中，计算出打滑因子横向分布值
ψ_i＝{0.4，0.3，0.31，0.39，0.35，0.32，0.31，0.34，0.36}；
随后，在步骤4中，判断不等式max(ψ_i)≤ψ^*是否成立，如果成立则转入步骤5；如果不成立，则重复步骤2至3，直到不等式成立为止；
在步骤5中，计算出滑伤指数横向分布值

随后，在步骤6中，判断不等式是否成立，如果成立则转入步骤7；如果不成立，则重复步骤2至5，直到不等式成立为止；
在步骤7中，计算相应的板形分布值{σ_1i}＝{32，35，19，26，15，23，24，19，31}；
在步骤8中，计算板形目标函数F(X)的函数值为0.56；
随后，在步骤9中，判断Powell条件是否成立，若不成立，重复上述步骤2至步骤8，直至Powell条件成立，结束计算，得出最优分段冷却流量控制曲线，如图9所示。
同样的，如图9所示给出采用传统方法而得出的乳化液分段流量曲线。
最后，为了方便比较，分别列出采用本发明所述乳化液分段冷却控制方法和采用传统方法设定乳化液流量分布时所得出的打滑因子、滑伤指数以及表征成品板形质量的带材前张力横向分布情况，并将相关实际效果对比如下：
如图10所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的打滑因子横向分布情况。通过图10可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，打滑因子平均值从0.452降低到0.254，降低了43.8％；打滑因子最大值从0.5降低到0.287，降低了42.6％。说明采用本发明所述方法大大提高了轧制稳定性。
如图11所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的滑伤指数横向分布情况。通过图11可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，滑伤指数平均值从0.589降低到0.368，降低了37.5％；滑伤指数最大值从0.7降低到0.421，降低了39.9％。说明采用本发明所述方法大大降低了热滑伤发生的概率，提高了带材的表面质量。
如图12所示，分别给出采用本发明所述乳化液控制方法与传统方法的带材前张力横向分布情况。通过图12可以看出，采用本发明所述乳化液流量控制方法，前张力横向分布的不均匀程度从0.40降低到0.13，降低了67.5％。说明采用本发明所述方法大大降低了前张力横向分布的不均匀程度，提高了带材的板形质量。