連退機組爐子段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法與流程

2023-12-05 12:22:56

本發明涉及連續退火設備的溫度預測方法，更具體地說，涉及連退機組爐子段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法。
背景技術：
：在冷軋生產流程中，CAPL逐漸成為冷軋生產組織的重要部位，而爐子段的設備穩定直接影響CAPL機組運行。目前，跑偏和熱瓢曲是影響連退機組高速穩定通板兩大難題，而減少跑偏和熱瓢曲的發生率需要根據爐子段爐輥輥型和退火溫度，對張力設定進行嚴格控制，一般情況下，退火溫度隨鋼種而給定。因此，爐子段內爐輥的溫度場分布及其熱輥型成為制約CAPL機組高速穩定運行的重要因素。在以往的實際生產過程中，設備廠家給定的設定張力值太大，極易引起帶鋼的熱瓢曲，需要現場技術人員對各工藝段的張力設定值重新調整。但是，對特定鋼種的退火溫度給定的情況下，技術人員沒有一種方法或儀器對爐輥的熱輥型進行測量，也往往忽略爐輥熱輥型對穩定通板的影響，對不同工藝段的張力設定值只能在廠家給定的基礎上從大到小不斷調整，但當帶鋼的鋼種和規格發生變化時，退火溫度也相應改變，對張力又要重複相同的調整。這一過程存在很多缺點：(1)耗費時間長，需要在生產中不斷改進、調整；(2)盲目調試後的結果不夠準確，張力值過大或過小，引發帶鋼的熱瓢曲或跑偏，制約帶鋼的穩定通板性；(3)降低了生產效率。技術實現要素：針對現有技術中存在的各種問題，本發明的目的是提供連退機組爐子 段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法。為實現上述目的，本發明採用如下技術方案：一種連退機組爐子段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法，其特徵在於，包括以下步驟：步驟a，手機機組關鍵設備與工藝參數；步驟b，定義相關參數；步驟c，對爐輥進行溫度網格劃分；步驟d，相關參數賦初值；步驟e，設定導熱時間參數；步驟f，計算爐輥輥身與帶鋼接觸部位的表面溫度分布；步驟g，計算爐輥輥身與爐內氣體接觸部分的表面溫度分布；步驟h，計算爐輥輥身與輥肩連接點的表面溫度分布；步驟i，計算爐輥輥肩部分的表面溫度分布；步驟j，計算爐輥輥頸部分的表面溫度分布；步驟k，計算爐輥輥頸與輥端連接點部分的表面溫度分布步驟l，計算輥端部分的表面溫度分布；步驟m，計算爐輥內部溫度場網格單元的溫度分布；步驟n，對溫度收斂精度進行判斷；步驟o，計算爐輥輥身部分熱凸度；步驟p，輸出爐輥溫度場分布及原始輥型與熱凸度疊加後的熱輥型。根據本發明的一實施例，步驟a的參數包括：爐輥輥形參數，主要包括：爐輥最大輥徑D1、爐輥輥身長度L1、爐輥凸臺區長度S、爐輥凸度δ、輥頸直徑D2、輥頸長度L2；工藝參數，主要包括：帶鋼寬度B、帶鋼溫度TA、工藝段的設定溫度TB、軸承溫度TC、室溫TD。步驟b的相關參數包括：i,j—溫度場網格單元坐標、αA—爐輥與帶鋼熱交換係數、αB—爐輥與爐內氣體熱交換係數、αC—爐輥與軸承熱交換係數、αD—爐輥與室內空氣熱交換係數、ρ—爐輥密度、Cp—爐輥比熱、k—爐輥導熱係數、β—爐輥熱膨脹係數、υ—泊松比、ri,j—坐標為(i,j)的單元格距軸線距離、Δr—單元格徑向長度、Δz—單元格軸向長度、Δt—時間搜索步長、Ti,j—坐標為(i,j)的單元格換熱前溫度、T′i，j—坐標為(i,j)的單元格換熱後溫度、λ—時間調整參數、t—導熱時間參數、ε—溫度收斂精度、Δδi—爐輥橫坐標i處的熱凸度、Di—爐輥橫坐標i處的熱輥型；步驟c沿爐輥軸線方向將輥身部分劃分為M1段，輥頸部分分為M2段，帶鋼與爐輥接觸部分為M0段，沿輥徑方向將輥身部分分為N1段，輥頸部分分為N2段，其中：M0=B2Δz,M1=L12Δz,N1=D12Δr,M2=L22Δz,N2=D22Δr;]]>步驟d的相關參數初值為：令Ti,j＝TD(i＝0,1,2...M1+M2，j＝0,1,2...N1)、坐標為(i,j)的單元格距軸線距離ri,j＝|i-0.5|Δr、時間調整參數λ＝0，給定時間搜索步長Δt，換熱係數αA、αB、αC、αD，爐輥密度ρ、爐輥比熱Cp、爐輥導熱係數k、爐輥熱膨脹係數β、泊松比υ、溫度收斂精度ε；步驟e的導熱時間參數t＝λΔt，並令爐輥溫度場網格坐標軸的邊界溫度T0,j＝T1,j(j＝1,…,N1)，Ti,0＝Ti,1(i＝1,…,M1+M2)。根據本發明的一實施例，步驟f的計算方法為：T′i，j(i＝1,2...M0，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αAΔz(ri,j+Δr2)(TA-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟g的計算方法為：T′i，j(i＝M0+1,…,M1-1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟h的計算方法為：T′i，j(i＝M1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟i的計算方法為：T′i，j(i＝M1，j＝N2+1,…,N1-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟j的計算方法為：T′i，j(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟k的計算方法為：T′i，j(i＝M1+M2，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TC-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟l的計算方法為：T′i，j(i＝M1+M2，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>根據本發明的一實施例，步驟m的爐輥內部溫度場網格單元的溫度分布T′i，j，主要包括三個部分：輥身內部溫度場網格(i＝1,…,M1-1，j＝1,…,N1-1)；輥身與輥頸連接處溫度場網格(i＝M1，j＝1,…,N2)；輥頸內部溫度場網格(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>步驟n判斷T′1,1-T1,1＜ε是否成立？若不等式成立，轉入步驟o；若不等式不成立，令Ti,j＝T′i，j，λ＝λ+1，轉入步驟e；步驟o計算爐輥輥身部分熱凸度步驟p輸出爐輥溫度場分布T′i，j及原始輥型與熱凸度疊加後的熱輥型Di。在上述技術方案中，本發明的連退機組爐子段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法適合於連退機組爐子段爐輥溫度場與熱輥型的預測方法，根據爐輥相關傳熱學參數及輥型參數，在已知工藝段設定溫度及帶鋼溫度的條件下，即可求得爐輥的溫度場分布及熱輥型，為機組的高速穩定運行起到指導作用。附圖說明圖1是爐輥輥身部分原始輥型圖；圖2是溫度場網格圖；圖3是本發明的流程圖；圖4是爐輥熱凸度曲線圖；圖5是爐輥輥身溫度場示意圖；圖6是爐輥原始輥型及熱輥型曲線示意圖。具體實施方式下面結合附圖和實施例進一步說明本發明的技術方案。如圖1和圖2所示，根據相關傳熱學原理，本發明首先通過對爐輥進行溫度場網格劃分，並從能量平衡角度出發建立圓柱體溫度場的差分方程，並利用C++等程序語言實現，進而實現了連退過程中爐輥的溫度場分布及相應的熱輥型的直觀體現。圖2中各個數字所代表的含義如下所示：(1)輥身與帶鋼接觸部分(2)輥身與爐內氣體接觸部分(3)輥身與輥肩連接點部分(4)輥肩部分(5)輥頸部分(6)輥頸與輥端連接點部分(7)輥端部分在連退過程中，機組內爐輥受帶材熱傳導接觸作用，當帶鋼經過上一工藝段退火處理後，到達此工藝段時：若帶鋼溫度高於此工藝段爐輥溫度，則爐輥其表層溫度在短時間內迅速升高，在爐輥徑向，熱流從外層向中心傳導，在爐輥軸向，熱流從中部向兩端傳導；若帶鋼溫度低於此工藝段爐輥溫度，則爐輥其表層溫度在短時間內迅速降低，在爐輥徑向，熱流從中心向外層傳導，在爐輥軸向，熱流從兩端向中部傳導。剛投入使用時(換新輥或停機較長時間)，爐輥是冷的，爐輥溫度可認為與室溫相同；機組 開機以後，各工藝段內溫度逐漸增高，並最終達到退火工藝要求的溫度值。當生產一段時間後，爐輥溫度達到一個穩態平均值，得到所求溫度場分布；並進一步根據爐輥的熱膨脹係數，沿爐輥徑向對熱膨脹後的網格進行疊加，最終可得到爐輥膨脹後的熱輥型。在連退機組中，爐輥的轉速較大，每分鐘可達幾百米以上，因此爐輥的圓周方向溫度波動較小。並且，考慮爐輥的迴轉周期與熱凸度對退火溫度變化的響應時間相比為二階小，因此可以忽略爐輥圓周方向接觸條件的變化對溫度場的影響；另外，由於爐輥的軸對稱性，可取爐輥四分之一建立爐輥軸對稱溫度場網格圖，如圖2所示。如圖3所示，為了實現上述發明目的，本發明採用以下技術方案，包括以下由計算機執行的步驟(a)收集機組的關鍵設備與工藝參數，主要包括以下步驟：(a1)收集爐輥輥形參數，主要包括：爐輥最大輥徑D1、爐輥輥身長度L1、爐輥凸臺區長度S、爐輥凸度δ、輥頸直徑D2、輥頸長度L2；(a2)收集工藝參數，主要包括：帶鋼寬度B、帶鋼溫度TA、工藝段的設定溫度TB、軸承溫度TC、室溫TD。(b)定義相關參數，包括：i,j—溫度場網格單元坐標、αA—爐輥與帶鋼熱交換係數、αB—爐輥與爐內氣體熱交換係數、αC—爐輥與軸承熱交換係數、αD—爐輥與室內空氣熱交換係數、ρ—爐輥密度、Cp—爐輥比熱、k—爐輥導熱係數、β—爐輥熱膨脹係數、υ—泊松比、ri,j—坐標為(i,j)的單元格距軸線距離、Δr—單元格徑向長度、Δz—單元格軸向長度、Δt—時間搜索步長、Ti,j—坐標為(i,j)的單元格換熱前溫度、T′i，j—坐標為(i,j)的單元格換熱後溫度、λ—時間調整參數、t—導熱時間參數、ε—溫度收斂精度、Δδi—爐輥橫坐標i處的熱凸度、Di—爐輥橫坐標i處的熱輥型。(c)對爐輥進行溫度網格劃分，沿爐輥軸線方向將輥身部分劃分為M1段，輥頸部分分為M2段，帶鋼與爐輥接觸部分為M0段，沿輥徑方向將輥 身部分分為N1段，輥頸部分分為N2段，其中：M0=B2Δz,M1=L12Δz,N1=D12Δr,]]>M2=L22Δz,N2=D22Δr;]]>(d)相關參數賦初值：爐輥進行換熱前，可以認為爐輥溫度場分布均與室溫相同，即令Ti,j＝TD(i＝0,1,2...M1+M2，j＝0,1,2...N1)、坐標為(i,j)的單元格距軸線距離ri,j＝|i-0.5|Δr、時間調整參數λ＝0，給定時間搜索步長Δt，換熱係數αA、αB、αC、αD，爐輥密度ρ、爐輥比熱Cp、爐輥導熱係數k、爐輥熱膨脹係數β、泊松比υ、溫度收斂精度ε；(e)令導熱時間參數t＝λΔt，並令爐輥溫度場網格坐標軸的邊界溫度T0,j＝T1,j(j＝1,…,N1)，Ti,0＝Ti,1(i＝1,…,M1+M2)；(f)根據爐輥輥身與帶鋼接觸部位的邊界條件，爐輥與帶鋼進行接觸換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝1,2...M0，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αAΔz(ri,j+Δr2)(TA-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(g)根據爐輥輥身與爐內氣體接觸部分的邊界條件，爐輥與爐內氣體進行對流換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M0+1,…,M1-1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(h)根據爐輥輥身與輥肩連接點所處環境，可將爐輥與爐內氣體進行對流換熱作為邊界條件，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>(i)根據爐輥輥肩部分所處環境，可將爐輥與爐內氣體進行對流換熱作為邊界條件，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1，j＝N2+1,…,N1-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>(j)根據爐輥輥頸部分的邊界條件，輥頸與軸承進行接觸換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(k)根據爐輥輥頸與輥端連接點部分的邊界條件，可按爐輥與軸承及室內空氣進行對流換熱處理，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+M2，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TC-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>(l)在實際生產中，輥端部分的溫度分布受軸承溫度及室溫的影響，考慮到輥端位置距離輥身較遠，對輥身處的溫度場分布及熱輥型影響不大，故可以將與室內空氣對流換熱作為邊界條件，由此，可計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+M2，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>(m)在爐輥內部，爐輥溫度場網格單元之間的熱流傳導屬於內部節點之間的傳導，根據能量守恆原理，可計算爐輥內部溫度場網格單元的溫度分布T′i，j，主要包括三個部分：輥身內部溫度場網格(i＝1,…,M1-1，j＝1,…,N1-1)，輥身與輥頸連接處溫度場網格(i＝M1，j＝1,…,N2)，輥頸內部溫度場網格(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(n)判斷T′i,1-T1,1＜ε是否成立？若不等式成立，轉入步驟(o)；若不等式不成立，令Ti,j＝T′i，j，λ＝λ+1，轉入步驟(e)；(o)計算爐輥輥身部分熱凸度如圖4所示；(p)輸出爐輥溫度場分布T′i，j及原始輥型與熱凸度疊加後的熱輥型Di，如圖5和圖6所示。實施例下面通過一個具體的實施例，配合以具體的參數來進一步詳細地說明上述技術方案。(1)收集機組的關鍵設備與工藝參數，主要包括以下步驟：(a1)收集預熱段爐輥輥形參數，主要包括：爐輥最大輥徑D1＝900mm、爐輥輥身長度L1＝1950mm、爐輥凸臺區長度S＝250mm、爐輥凸度δ＝3mm、輥頸直徑D2＝150mm、輥頸長度L2＝145mm；(a2)收集預熱段工藝參數，主要包括：帶鋼寬度B＝1020mm、帶鋼溫度TA＝120℃、工藝段的設定溫度TB＝150℃、軸承溫度TC＝50℃、室溫TD＝25℃。(2)定義相關參數，包括：i,j—溫度場網格單元坐標、αA—爐輥與帶鋼熱交換係數、αB—爐輥與爐內氣體熱交換係數、αC—爐輥與軸承熱交換係數、αD—爐輥與室內空氣熱交換係數、ρ—爐輥密度、Cp—爐輥比熱、k—爐輥導熱係數、β—爐輥熱膨脹係數、υ—泊松比、ri,j—坐標為(i,j)的單元格距軸線距離、Δr—單元格徑向長度、Δz—單元格軸向長度、Δt—時間搜索步長、Ti,j—坐標為(i,j)的單元格換熱前溫度、T′i，j—坐標為(i,j)的單元格換熱後溫度、λ—時間調整參數、t—導熱時間參數、ε—溫度收斂精度、Δδi—爐輥橫坐標i處的熱凸度、Di—爐輥橫坐標i處的熱輥型。(3)對爐輥進行溫度網格劃分，沿爐輥軸線方向將輥身部分劃分為M1段，輥頸部分分為M2段，帶鋼與爐輥接觸部分為M0段，沿輥徑方向將輥身部分分為N1段，輥頸部分分為N2段，其中：M0＝11、M1＝20、N1＝20、M2＝3、N2＝6；(4)相關參數賦初值：爐輥進行換熱前，可以認為爐輥溫度場分布均與室溫相同，即令Ti,j＝TD(i＝0,1,2...M1+M2，j＝0,1,2...N1)、坐標為(i,j)的單元格距軸線距離ri,j＝|i-0.5|Δr、時間調整參數λ＝0，給定時間搜索步長Δt＝5s，換熱係數αA＝2500W/m2·℃、αB＝50W/m2·℃、αC＝2500W/m2·℃、αD＝50W/m2·℃，爐輥密度ρ＝7800kg/m3、爐輥比熱Cp＝460J/kg·℃、爐輥導熱係數k＝29W/m·℃、爐輥熱膨脹係數β＝12×10-6/℃、泊松比υ＝0.3、溫度收斂精度ε＝0.1℃；(5)令導熱時間參數t＝λΔt，並令爐輥溫度場網格坐標軸的邊界溫度T0,j＝T1,j(j＝1,…,N1)，Ti,0＝Ti,1(i＝1,…,M1+M2)；(6)根據爐輥輥身與帶鋼接觸部位的邊界條件，爐輥與帶鋼進行接觸換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝1,2...M0，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αAΔz(ri,j+Δr2)(TA-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(7)根據爐輥輥身與爐內氣體接觸部分的邊界條件，爐輥與爐內氣體進行對流換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M0+1,…,M1-1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(8)根據爐輥輥身與輥肩連接點所處環境，可將爐輥與爐內氣體進行對流換熱作為邊界條件，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1，j＝N1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αBΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>(9)根據爐輥輥肩部分所處環境，可將爐輥與爐內氣體進行對流換熱作為邊界條件，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1，j＝N2+1,…,N1-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αB(ri,jΔr)(TB-Ti,j)]+Ti,j.]]>(10)根據爐輥輥頸部分的邊界條件，輥頸與軸承進行接觸換熱，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TB-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(11)根據爐輥輥頸與輥端連接點部分的邊界條件，可按爐輥與軸承及室內空氣進行對流換熱處理，由牛頓冷卻定律及能量守恆原理，計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+M2，j＝N2)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[αCΔz(ri,j+Δr2)(TC-Ti,j)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>(12)在實際生產中，輥端部分的溫度分布受軸承溫度及室溫的影響，考慮到輥端位置距離輥身較遠，對輥身處的溫度場分布及熱輥型影響不大，故可以將與室內空氣對流換熱作為邊界條件，由此，可計算這一部位的表面溫度分布T′i，j(i＝M1+M2，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+αD(ri,jΔr)(TD-Ti,j)]+Ti,j.]]>(13)在爐輥內部，爐輥溫度場網格單元之間的熱流傳導屬於內部節點之間的傳導，根據能量守恆原理，可計算爐輥內部溫度場網格單元的溫度分布T′i，j，主要包括三個部分：輥身內部溫度場網格(i＝1,…,M1-1，j＝1,…,N1-1)，輥身與輥頸連接處溫度場網格(i＝M1，j＝1,…,N2)，輥頸內部溫度場網格(i＝M1+1,…,M1+M2-1，j＝1,…,N2-1)；Ti,j′=Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[kΔz(ri,j+Δr2)(Ti,j+1-Ti,jΔr)+kΔz(ri,j-Δr2)(Ti,j-1-Ti,jΔr)]+Δtρ(ri,jΔrΔz)Cp[k(ri,jΔr)(Ti-1,j-Ti,jΔz)+k(ri,jΔr)(Ti+1,j-Ti,jΔz)]+Ti,j.]]>(14)判斷T′1,1-T1,1＜ε是否成立？若不等式成立，轉入步驟(15)；若 不等式不成立，令Ti,j＝T′i，j，λ＝λ+1，轉入步驟(5)；(15)計算爐輥輥身部分熱凸度如圖4所示。本發明與現有技術相比更加簡單、便捷。根據本發明，能夠很容易的求出各種原始輥型的爐輥在任意工況下的熱輥型，其有益效果主要體現在：(1)直觀的給出了爐輥的實際輥型曲線，對為了防止跑偏和熱瓢曲所需進行的張力調整起到了指導作用。(2)當鋼種發生變化時，退火溫度也會改變，爐輥熱輥型也會隨之改變，技術人員可以根據熱輥型的改變量，有根據的對張力進行一定量的調整，避免了盲目性。(3)能夠比較準確、快速的制定不同鋼種、規格帶鋼在不同工藝段的張力表。根據此技術，帶鋼由於跑偏和瓢曲發生斷帶的事故率降低了百分之五十以上，有效地保證了帶鋼的穩定通板性，提高了生產效率。本
技術領域：
中的普通技術人員應當認識到，以上的實施例僅是用來說明本發明，而並非用作為對本發明的限定，只要在本發明的實質精神範圍內，對以上所述實施例的變化、變型都將落在本發明的權利要求書範圍內。當前第1頁1&nbsp2&nbsp3&nbsp