JPH067824A - 圧延機の板厚制御方法 - Google Patents
圧延機の板厚制御方法Info
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- JPH067824A JPH067824A JP5036586A JP3658693A JPH067824A JP H067824 A JPH067824 A JP H067824A JP 5036586 A JP5036586 A JP 5036586A JP 3658693 A JP3658693 A JP 3658693A JP H067824 A JPH067824 A JP H067824A
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- rolling
- profile
- rolling mill
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Abstract
(57)【要約】
【目的】本発明は、板材の圧延に先立って圧延機の圧下
位置を自動設定することにより、被圧延材の板厚を制御
する方法に関し、板材の特に先端部分での板厚精度を向
上させ、歩留の向上，圧延トラブルの減少をはかること
を目的とする。 【構成】そこで、板材の圧延に先立って予め求められた
圧延荷重と目標板厚とから、ロールギャップ計算式を用
いて圧延機の圧下位置を求めて自動設定するものにおい
て、ロールギャップ計算式に含まれる圧延機のロールの
摩耗および熱膨張を考慮した補正項を、ロール摩耗とサ
ーマルクラウン２直径分に１．０未満の補正係数ａを乗
じたものと平行膨張量２直径分との和とすることを特徴
とする。
位置を自動設定することにより、被圧延材の板厚を制御
する方法に関し、板材の特に先端部分での板厚精度を向
上させ、歩留の向上，圧延トラブルの減少をはかること
を目的とする。 【構成】そこで、板材の圧延に先立って予め求められた
圧延荷重と目標板厚とから、ロールギャップ計算式を用
いて圧延機の圧下位置を求めて自動設定するものにおい
て、ロールギャップ計算式に含まれる圧延機のロールの
摩耗および熱膨張を考慮した補正項を、ロール摩耗とサ
ーマルクラウン２直径分に１．０未満の補正係数ａを乗
じたものと平行膨張量２直径分との和とすることを特徴
とする。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、板材の圧延に先立って
圧延機の圧下位置を自動設定することにより、被圧延材
の板厚を制御する方法に関する。
圧延機の圧下位置を自動設定することにより、被圧延材
の板厚を制御する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】一般に、板圧延においては、特に、圧延
機出側での板厚測定結果に基づくフィードバック制御が
実施されるまでの間の被圧延材の先端部で目標板厚を得
るために、圧延に先立って圧延機の圧下位置を適切に設
定する必要がある。圧下位置の設定には、下記(1)式の
ロールギャップ計算式、いわゆるゲージメータ式が用い
られる。
機出側での板厚測定結果に基づくフィードバック制御が
実施されるまでの間の被圧延材の先端部で目標板厚を得
るために、圧延に先立って圧延機の圧下位置を適切に設
定する必要がある。圧下位置の設定には、下記(1)式の
ロールギャップ計算式、いわゆるゲージメータ式が用い
られる。
【０００３】 ｈ＝Ｓ＋Ｐ／Ｍ (1) ここで、Ｓは圧延機における上下ワークロールチョック
間の距離(圧下位置)、Ｍはミル定数、Ｐは圧延荷重、ｈ
は圧延機出側板厚(ミル中心でのロールギャップ)であ
る。
間の距離(圧下位置)、Ｍはミル定数、Ｐは圧延荷重、ｈ
は圧延機出側板厚(ミル中心でのロールギャップ)であ
る。
【０００４】ただし、実際には、ロール摩耗および熱膨
張によってロール径が変化するため、(1)式を用いて計
算した板厚には、実際の板厚との誤差が生じる。図１０
はこの誤差の圧延サイクル内での推移をしめすもので、
この図１０に示すように、サイクル前半ではロールの熱
膨張の増大が著しいため、ロール径は初期状態よりも大
きくなり、実板厚は計算板厚よりも小さくなる。また、
サイクル後半では、ロールの熱膨張が飽和するため、摩
耗の進展に伴ってロール径は徐々に初期状態よりも小さ
くなり、その結果、実板厚は計算板厚よりも大きくな
る。
張によってロール径が変化するため、(1)式を用いて計
算した板厚には、実際の板厚との誤差が生じる。図１０
はこの誤差の圧延サイクル内での推移をしめすもので、
この図１０に示すように、サイクル前半ではロールの熱
膨張の増大が著しいため、ロール径は初期状態よりも大
きくなり、実板厚は計算板厚よりも小さくなる。また、
サイクル後半では、ロールの熱膨張が飽和するため、摩
耗の進展に伴ってロール径は徐々に初期状態よりも小さ
くなり、その結果、実板厚は計算板厚よりも大きくな
る。
【０００５】この誤差を一般にオフセットと呼び、オフ
セットを小さくするため、従来より、下式(2)に示すよ
うに、ロールの熱膨張と摩耗とを考慮した補正項ΔＳを
加えることが考えられている。この補正項ΔＳとして
は、ロールの熱膨張と摩耗によるミル中心でのロール径
の圧延機組込状態からの変化量とする考え方が一般的で
ある。
セットを小さくするため、従来より、下式(2)に示すよ
うに、ロールの熱膨張と摩耗とを考慮した補正項ΔＳを
加えることが考えられている。この補正項ΔＳとして
は、ロールの熱膨張と摩耗によるミル中心でのロール径
の圧延機組込状態からの変化量とする考え方が一般的で
ある。
【０００６】 ｈ＝Ｓ＋Ｐ／Ｍ＋ΔＳ (2)
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、従来の
圧延機の板厚制御方法では、無負荷状態でのロール径の
変化をロールギャップの変化と考えており、圧延荷重の
作用した状態でのロールギャップの変化と必ずしも一致
しない。これは、ロールプロフィルが初期状態から変化
すると、初期プロフィルの時と同じ圧延荷重が作用して
も、圧延機におけるワークロール(ＷＲ)とバックアップ
ロール(ＢＵＲ)との間の接触圧力分布が異なり、ワーク
ロールとバックアップロールとの間の扁平やバックアッ
プロールの撓みなどのロール系の弾性変形量が異なって
くるためである。
圧延機の板厚制御方法では、無負荷状態でのロール径の
変化をロールギャップの変化と考えており、圧延荷重の
作用した状態でのロールギャップの変化と必ずしも一致
しない。これは、ロールプロフィルが初期状態から変化
すると、初期プロフィルの時と同じ圧延荷重が作用して
も、圧延機におけるワークロール(ＷＲ)とバックアップ
ロール(ＢＵＲ)との間の接触圧力分布が異なり、ワーク
ロールとバックアップロールとの間の扁平やバックアッ
プロールの撓みなどのロール系の弾性変形量が異なって
くるためである。
【０００８】従って、(2)式を用いて計算された圧下位
置は必ずしも適切な設定値とならず、目標板厚が得られ
ない部分の切捨てによる歩留の低下や、タンデム圧延に
おいては各スタンドでのマスバランスの崩れによる通板
トラブルを発生させる要因となる。歩留の低下は、通板
速度によって変わるが板厚計フィードバック制御開始ま
での長さは約１０ｍであり、例えばスラブが厚さ２３０
mm×長さ１００００mmで狙い厚３．２mmの場合、約１．
４％にあたる。また、通板トラブルとしては、スタンド
間で板材が切れたりして圧延できなくなる場合などがあ
る。
置は必ずしも適切な設定値とならず、目標板厚が得られ
ない部分の切捨てによる歩留の低下や、タンデム圧延に
おいては各スタンドでのマスバランスの崩れによる通板
トラブルを発生させる要因となる。歩留の低下は、通板
速度によって変わるが板厚計フィードバック制御開始ま
での長さは約１０ｍであり、例えばスラブが厚さ２３０
mm×長さ１００００mmで狙い厚３．２mmの場合、約１．
４％にあたる。また、通板トラブルとしては、スタンド
間で板材が切れたりして圧延できなくなる場合などがあ
る。
【０００９】本発明は、このような課題を解決しようと
するもので、板材の特に先端部分での板厚精度を向上さ
せ、歩留の向上，圧延トラブルの減少をはかった圧延機
の板厚制御方法を提供することを目的とする。
するもので、板材の特に先端部分での板厚精度を向上さ
せ、歩留の向上，圧延トラブルの減少をはかった圧延機
の板厚制御方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明の圧延機の板厚制御方法は、板材の圧延に先
立って予め求められた圧延荷重と目標板厚とから、ロー
ルギャップ計算式を用いて圧延機の圧下位置を求めて自
動設定するものにおいて、前記ロールギャップ計算式に
含まれる前記圧延機のロールの摩耗および熱膨張を考慮
した補正項を、圧下位置設定計算に先立って計算または
実測されたロールプロフィルの変化に応じて変更するこ
とを特徴としている。
に、本発明の圧延機の板厚制御方法は、板材の圧延に先
立って予め求められた圧延荷重と目標板厚とから、ロー
ルギャップ計算式を用いて圧延機の圧下位置を求めて自
動設定するものにおいて、前記ロールギャップ計算式に
含まれる前記圧延機のロールの摩耗および熱膨張を考慮
した補正項を、圧下位置設定計算に先立って計算または
実測されたロールプロフィルの変化に応じて変更するこ
とを特徴としている。
【００１１】
【作用】上述した本発明の圧延機の板厚制御方法では、
圧下位置の初期設定に用いるロールギャップ計算式に、
ロールプロフィルの変化に伴うロール系の弾性変形の変
化を考慮することができ、これにより、適切な圧下位置
設定を行なうことができる。
圧下位置の初期設定に用いるロールギャップ計算式に、
ロールプロフィルの変化に伴うロール系の弾性変形の変
化を考慮することができ、これにより、適切な圧下位置
設定を行なうことができる。
【００１２】
【実施例】以下、図面により本発明の一実施例としての
圧延機の板厚制御方法について説明すると、図１はその
手順を説明するためのフローチャート、図２は圧延サイ
クル内での圧延していない状態で同一圧下位置まで締め
込んだ時のロードセル荷重の推移を示すグラフ、図３は
板厚補正量計算値とロールプロフィル計算値とを比較し
て示すグラフ、図４(ａ)はロールプロフィルの例を説明
するための図、図４(ｂ)は図４(ａ)に示すロールプロフ
ィルを仮定した場合の凹部の深さとロール系の弾性変形
減少量との関係を示すグラフ、図５はロールプロフィル
の凹凸の幅と板厚補正項の補正係数との関係を示すグラ
フ、図６(ａ)，(ｂ)はロール組込時からのミル中心での
ロール径変化量を説明するための図、図７はワークロー
ル摩耗プロフィルの実測値と計算値とを比較して示すグ
ラフ、図８はｎ本目圧延開始時の熱膨張量を示すグラ
フ、図９はサーマルプロフィルの実測値と計算値とを比
較して示すグラフである。
圧延機の板厚制御方法について説明すると、図１はその
手順を説明するためのフローチャート、図２は圧延サイ
クル内での圧延していない状態で同一圧下位置まで締め
込んだ時のロードセル荷重の推移を示すグラフ、図３は
板厚補正量計算値とロールプロフィル計算値とを比較し
て示すグラフ、図４(ａ)はロールプロフィルの例を説明
するための図、図４(ｂ)は図４(ａ)に示すロールプロフ
ィルを仮定した場合の凹部の深さとロール系の弾性変形
減少量との関係を示すグラフ、図５はロールプロフィル
の凹凸の幅と板厚補正項の補正係数との関係を示すグラ
フ、図６(ａ)，(ｂ)はロール組込時からのミル中心での
ロール径変化量を説明するための図、図７はワークロー
ル摩耗プロフィルの実測値と計算値とを比較して示すグ
ラフ、図８はｎ本目圧延開始時の熱膨張量を示すグラ
フ、図９はサーマルプロフィルの実測値と計算値とを比
較して示すグラフである。
【００１３】まず、図２〜図４により本発明の方法の原
理について説明する。図２は本発明者等による実験結果
を示したもので、７スタンド(Ｆ１〜Ｆ７)の熱間仕上げ
圧延機において、ワークロール組込直後と圧延サイクル
途中での圧延を行なっていない状態で、ワークロールど
うしを接触させて同一圧下位置まで締め込んだ時のロー
ドセルにかかる荷重の推移を示したものである。この図
２に示すように、各スタンドとも圧延サイクル初期にロ
ードセル荷重が増加する。その後、サイクル終了までの
間は、前段スタンド(例えば図２中ではスタンドＦ１，
Ｆ３)では微増または飽和し、後段スタンド(例えば図２
中ではスタンドＦ６)では減少する。ロードセル荷重の
増減は、ロール径の変化によるもので、ロール径が、初
期状態よりも大きくなれば荷重は増加し、初期状態より
も小さくなれば減少するものと考えることができ、この
結果は、一般によく知られている各スタンドのワークロ
ールの摩耗および熱膨張の挙動と定性的には一致する。
理について説明する。図２は本発明者等による実験結果
を示したもので、７スタンド(Ｆ１〜Ｆ７)の熱間仕上げ
圧延機において、ワークロール組込直後と圧延サイクル
途中での圧延を行なっていない状態で、ワークロールど
うしを接触させて同一圧下位置まで締め込んだ時のロー
ドセルにかかる荷重の推移を示したものである。この図
２に示すように、各スタンドとも圧延サイクル初期にロ
ードセル荷重が増加する。その後、サイクル終了までの
間は、前段スタンド(例えば図２中ではスタンドＦ１，
Ｆ３)では微増または飽和し、後段スタンド(例えば図２
中ではスタンドＦ６)では減少する。ロードセル荷重の
増減は、ロール径の変化によるもので、ロール径が、初
期状態よりも大きくなれば荷重は増加し、初期状態より
も小さくなれば減少するものと考えることができ、この
結果は、一般によく知られている各スタンドのワークロ
ールの摩耗および熱膨張の挙動と定性的には一致する。
【００１４】図３は、この結果に基づいて前述した(2)
式を用いて求めた板厚補正項ΔＳつまりロールギャップ
変化量と別途計算によって求めたミル中心でのロールプ
ロフィルの変化量つまりロールの摩耗および熱膨張の２
直径分とを比較して示すものである。この図３に示すよ
うに、いずれの場合も荷重変化から求めたロールギャッ
プの変化量の絶対値はミル中心でのロール径変化量２直
径分よりも小さい傾向がある。また、前段スタンド(例
えば図３中ではスタンドＦ１)では測定チャンスによら
ずほぼ同じ程度の差があり、後段スタンド(例えば図３
中ではスタンドＦ６)では測定チャンス２，３回目では
比較的よく一致しているが、測定チャンス４，５回目で
は両者の差は大きくなっている。即ち、図２を参照すれ
ば、ロードセル荷重が変化し、ロールプロフィルの凹凸
形状が大きくなるほど誤差が大きいことが分かる。これ
は、ロール中央部の弾性変形が初期状態に比べてロール
プロフィルが凸形状になれば大きくなり、凹形状になれ
ば小さくなるためと考えられる。
式を用いて求めた板厚補正項ΔＳつまりロールギャップ
変化量と別途計算によって求めたミル中心でのロールプ
ロフィルの変化量つまりロールの摩耗および熱膨張の２
直径分とを比較して示すものである。この図３に示すよ
うに、いずれの場合も荷重変化から求めたロールギャッ
プの変化量の絶対値はミル中心でのロール径変化量２直
径分よりも小さい傾向がある。また、前段スタンド(例
えば図３中ではスタンドＦ１)では測定チャンスによら
ずほぼ同じ程度の差があり、後段スタンド(例えば図３
中ではスタンドＦ６)では測定チャンス２，３回目では
比較的よく一致しているが、測定チャンス４，５回目で
は両者の差は大きくなっている。即ち、図２を参照すれ
ば、ロードセル荷重が変化し、ロールプロフィルの凹凸
形状が大きくなるほど誤差が大きいことが分かる。これ
は、ロール中央部の弾性変形が初期状態に比べてロール
プロフィルが凸形状になれば大きくなり、凹形状になれ
ば小さくなるためと考えられる。
【００１５】図４(ｂ)は、図４(ａ)に示す凹形状のロー
ルプロフィルを仮定した場合の凹部の深さδと、ワーク
ロールどうしを接触させた状態でのロール系の弾性変形
の減少量との関係を計算した結果を示すものである。こ
の図４(ｂ)に示すように、計算では、凹部深さδに比例
してロール系各部での弾性変形が減少している。図４は
ロールプロフィルが凹形状の場合について示すが、凸形
状の場合の凸部高さと弾性変形増加量の関係も図４(ｂ)
と同様になる。この結果に基づいて、図３中のロールプ
ロフィル変化量を補正した結果、図３に矢印で示すごと
く、板厚補正項ΔＳとの誤差は大幅に減少する。
ルプロフィルを仮定した場合の凹部の深さδと、ワーク
ロールどうしを接触させた状態でのロール系の弾性変形
の減少量との関係を計算した結果を示すものである。こ
の図４(ｂ)に示すように、計算では、凹部深さδに比例
してロール系各部での弾性変形が減少している。図４は
ロールプロフィルが凹形状の場合について示すが、凸形
状の場合の凸部高さと弾性変形増加量の関係も図４(ｂ)
と同様になる。この結果に基づいて、図３中のロールプ
ロフィル変化量を補正した結果、図３に矢印で示すごと
く、板厚補正項ΔＳとの誤差は大幅に減少する。
【００１６】次に、図１により本実施例の板厚制御方法
の手順について説明する。まず、これから圧延しようと
する板材がロール組込から数えてｎ本目の板材とすると
き、ｎ本目圧延直前のロールプロフィルを計算(もしく
は実測)により求める(ステップＳ１)。ここで、計算で
は、１本目からｎ−１本目までの圧延実績データを用い
てロールの摩耗および熱膨張を求め、これにロール組込
時の初期プロフィル(研削プロフィル)を加え合わせる。
また、実測する際には、オンラインロールプロフィルメ
ータ等を用いる。
の手順について説明する。まず、これから圧延しようと
する板材がロール組込から数えてｎ本目の板材とすると
き、ｎ本目圧延直前のロールプロフィルを計算(もしく
は実測)により求める(ステップＳ１)。ここで、計算で
は、１本目からｎ−１本目までの圧延実績データを用い
てロールの摩耗および熱膨張を求め、これにロール組込
時の初期プロフィル(研削プロフィル)を加え合わせる。
また、実測する際には、オンラインロールプロフィルメ
ータ等を用いる。
【００１７】ここで、図７〜図９を用いて、ロールプロ
フィルの計算手段をより詳細に説明する。基本的には、
ワークロール摩耗プロフィル，サーマルプロフィルを計
算し、これらを合算したものをロールプロフィルとして
いる。
フィルの計算手段をより詳細に説明する。基本的には、
ワークロール摩耗プロフィル，サーマルプロフィルを計
算し、これらを合算したものをロールプロフィルとして
いる。
【００１８】まず、ワークロール(ＷＲ)摩耗プロフィル
計算を行なう。板幅中央部のワークロール摩耗量Ｗ
cは、圧延圧力，板材とワークロールとの接触回数，ロ
ールバイト内での板材の先進によるすべり距離の関数と
して次式(3)のように表される。
計算を行なう。板幅中央部のワークロール摩耗量Ｗ
cは、圧延圧力，板材とワークロールとの接触回数，ロ
ールバイト内での板材の先進によるすべり距離の関数と
して次式(3)のように表される。
【００１９】
【数１】
【００２０】ここで、Ｐは圧延荷重、Ｂは板幅、ｌdは
接触弧長、Ｌは圧延長さ、Ｄwはワークロール直径、ｆ
は先進率、ｋ，α，βは定数である。
接触弧長、Ｌは圧延長さ、Ｄwはワークロール直径、ｆ
は先進率、ｋ，α，βは定数である。
【００２１】ワークロール摩耗プロフィルＷ(x)は、板
幅中央部のワークロール摩耗量Ｗcと同一幅板材の連続
圧延実験の結果から求めたプロフィル関数ｗ(x)との積
によってロール軸方向各位置での摩耗量を算出し、これ
を圧延ごとに重ね合わせていくことによって求められ
る。従って、ｎ本目圧延開始時の摩耗プロフィルＷn(x)
は次式(4)で表される。この(4)式による計算値と実測値
との比較結果を図７に示す。この図７に示す通り、(4)
式による計算値は実測値によく一致していることが分か
る。
幅中央部のワークロール摩耗量Ｗcと同一幅板材の連続
圧延実験の結果から求めたプロフィル関数ｗ(x)との積
によってロール軸方向各位置での摩耗量を算出し、これ
を圧延ごとに重ね合わせていくことによって求められ
る。従って、ｎ本目圧延開始時の摩耗プロフィルＷn(x)
は次式(4)で表される。この(4)式による計算値と実測値
との比較結果を図７に示す。この図７に示す通り、(4)
式による計算値は実測値によく一致していることが分か
る。
【００２２】
【数２】
【００２３】サーマルプロフィル計算には、ワークロー
ル半径方向および軸方向の温度分布を考慮した２次元簡
易モデルを用いる。この方法は、圧延材１本ごとに板幅
中央部での半径方向熱伝導方程式の近似解から求めた半
径方向平均温度上昇量θmと、軸方向熱伝導方程式から
求めたプロフィル関数Ｖ(x)との積によって軸方向各位
置での半径方向平均温度上昇量を算出し、これを図８に
示すように、圧延が行なわれるごとに重ね合わせていく
方法である。ｎ本目圧延開始時の熱膨張Ｕn(x)は、次式
(5)で表される。なお、(5)式中、γは線膨張係数、Ｖ
i(ｘ)，θmiは時間の関数である。
ル半径方向および軸方向の温度分布を考慮した２次元簡
易モデルを用いる。この方法は、圧延材１本ごとに板幅
中央部での半径方向熱伝導方程式の近似解から求めた半
径方向平均温度上昇量θmと、軸方向熱伝導方程式から
求めたプロフィル関数Ｖ(x)との積によって軸方向各位
置での半径方向平均温度上昇量を算出し、これを図８に
示すように、圧延が行なわれるごとに重ね合わせていく
方法である。ｎ本目圧延開始時の熱膨張Ｕn(x)は、次式
(5)で表される。なお、(5)式中、γは線膨張係数、Ｖ
i(ｘ)，θmiは時間の関数である。
【００２４】ここで、Ｕn(ｘ)の軸方向での最小値を平
行膨張量と呼び、これは最小値をとる位置をｘ0とすれ
ばＵn(ｘ0)と表される。ｘ0は通常はロール胴端である
が、特にロールを軸方向に移動させるミルの場合は板と
の距離が長い側の胴端とする。サーマルプロフィルはＵ
n(ｘ)とＵn(ｘ0)との差として表される。(5)式を用いた
サーマルプロフィルの計算値と実測値との比較結果を図
９示す。この図９に示す通り、(5)式を用いたサーマル
プロフィルの計算値は実測値によく一致していることが
分かる。
行膨張量と呼び、これは最小値をとる位置をｘ0とすれ
ばＵn(ｘ0)と表される。ｘ0は通常はロール胴端である
が、特にロールを軸方向に移動させるミルの場合は板と
の距離が長い側の胴端とする。サーマルプロフィルはＵ
n(ｘ)とＵn(ｘ0)との差として表される。(5)式を用いた
サーマルプロフィルの計算値と実測値との比較結果を図
９示す。この図９に示す通り、(5)式を用いたサーマル
プロフィルの計算値は実測値によく一致していることが
分かる。
【００２５】
【数３】
【００２６】以上のごとく計算されたワークロール摩耗
プロフィルＷn(ｘ)とサーマルプロフィルＵn(ｘ)−Ｕ
n(ｘ0)との合算値として、ロールプロフィルが計算され
る。
プロフィルＷn(ｘ)とサーマルプロフィルＵn(ｘ)−Ｕ
n(ｘ0)との合算値として、ロールプロフィルが計算され
る。
【００２７】ついで、従来の圧下位置初期設定計算と同
様に、パススケジュール(各パス出側板厚)の決定(ステ
ップＳ２)，温度予測計算(ステップＳ３)，荷重予測計
算(ステップＳ４)を順に実行する。
様に、パススケジュール(各パス出側板厚)の決定(ステ
ップＳ２)，温度予測計算(ステップＳ３)，荷重予測計
算(ステップＳ４)を順に実行する。
【００２８】この後、所定の関数ｆにより補正係数ａを
計算する(ステップＳ５)。この関数ｆは、凹凸の形状，
ロール径などの関数であり、関数の形は予めオフライン
での解析に基づいて決定しておく。本実施例では、図
７，図９に示す摩耗およびサーマルプロフィルの実測結
果からロールプロフィルを台形で近似した。図５はロー
ルプロフィルを台形で近似し、ロール中央部の凹凸量と
凹凸幅を変化させた場合の圧延状態でのロール中央部の
弾性変形量を計算した結果であり、凹凸の幅によって補
正係数が変化することを示している。そして、下式(6)
により設定圧下位置Ｓを求める(ステップＳ６)。なお、
下式(6)において、Ｗn(0)およびＵn(0)はそれぞれミル
中心での値である。
計算する(ステップＳ５)。この関数ｆは、凹凸の形状，
ロール径などの関数であり、関数の形は予めオフライン
での解析に基づいて決定しておく。本実施例では、図
７，図９に示す摩耗およびサーマルプロフィルの実測結
果からロールプロフィルを台形で近似した。図５はロー
ルプロフィルを台形で近似し、ロール中央部の凹凸量と
凹凸幅を変化させた場合の圧延状態でのロール中央部の
弾性変形量を計算した結果であり、凹凸の幅によって補
正係数が変化することを示している。そして、下式(6)
により設定圧下位置Ｓを求める(ステップＳ６)。なお、
下式(6)において、Ｗn(0)およびＵn(0)はそれぞれミル
中心での値である。
【００２９】 Ｓ＝ｈ−Ｐ／Ｍ−２〔ａ｛Ｗn(0)+Ｕn(0)-Ｕn(x0)｝+Ｕn(x0)〕 (6) 従って、(2)式における補正項ΔＳとしては、ロールの
摩耗およびサーマルクラウンによる初期プロフィル(研
削後つまりロール組込直後のプロフィルで既知のもの)
からの変化量である２直径分に１．０未満の補正係数ａ
を乗じたものと平行膨張量２直径分との和が用いられる
ことになる。
摩耗およびサーマルクラウンによる初期プロフィル(研
削後つまりロール組込直後のプロフィルで既知のもの)
からの変化量である２直径分に１．０未満の補正係数ａ
を乗じたものと平行膨張量２直径分との和が用いられる
ことになる。
【００３０】ここで、図６(ａ)，(ｂ)に示すように、板
材１の板厚はワークロール２，２間のギャップで決まる
ので、ロール系の弾性変形がロールプロフィルによって
変わらないとすれば、ロールの摩耗および熱膨張による
初期プロフィルからの変化量は、幾何学的に２直径分と
なる。図６(ｂ)に示すように、ミル中心での板厚変化量
δはδ1＋δ2＋δ3＋δ4となる。なお、図６中、３はバ
ックアップロール(ＢＵＲ)を示している。
材１の板厚はワークロール２，２間のギャップで決まる
ので、ロール系の弾性変形がロールプロフィルによって
変わらないとすれば、ロールの摩耗および熱膨張による
初期プロフィルからの変化量は、幾何学的に２直径分と
なる。図６(ｂ)に示すように、ミル中心での板厚変化量
δはδ1＋δ2＋δ3＋δ4となる。なお、図６中、３はバ
ックアップロール(ＢＵＲ)を示している。
【００３１】また、ロールプロフィル形状が変化する
と、初期プロフィルの時と同じ圧延荷重が作用してもミ
ル中心でのワークロール，バックアップロール間の接触
圧力が変化し、ワークロール，バックアップロール間の
扁平やバックアップロールの撓み(ロール系の弾性変形)
が変化する。従って、ロールギャップの変化は、摩耗，
熱膨張による変化である２直径分から弾性変形変化量を
差し引いたものになることから、本実施例では、摩耗と
サーマルクラウン２直径分に１．０未満の補正係数ａを
乗じたものとロールプロフィル形状の変化に影響しない
平行膨張量２直径分との和を補正項ΔＳとしている。
と、初期プロフィルの時と同じ圧延荷重が作用してもミ
ル中心でのワークロール，バックアップロール間の接触
圧力が変化し、ワークロール，バックアップロール間の
扁平やバックアップロールの撓み(ロール系の弾性変形)
が変化する。従って、ロールギャップの変化は、摩耗，
熱膨張による変化である２直径分から弾性変形変化量を
差し引いたものになることから、本実施例では、摩耗と
サーマルクラウン２直径分に１．０未満の補正係数ａを
乗じたものとロールプロフィル形状の変化に影響しない
平行膨張量２直径分との和を補正項ΔＳとしている。
【００３２】このような本実施例の方法を、オンライン
のロールギャップ計算式に適用した結果、計算板厚の実
測板厚に対する誤差のバラツキは、従来の３８μｍから
３０μｍに減少した。
のロールギャップ計算式に適用した結果、計算板厚の実
測板厚に対する誤差のバラツキは、従来の３８μｍから
３０μｍに減少した。
【００３３】このように、本実施例の圧延機の板厚制御
方法によれば、圧下位置の初期設定に用いるロールギャ
ップ計算式に、ロールプロフィルの変化に伴うロール系
の弾性変形の変化が考慮されることになり、適切な圧下
位置を設定できるので、板材の特に先端部分での板厚精
度が大幅に向上し、歩留の向上さらには圧延トラブルの
減少に寄与しうるのである。
方法によれば、圧下位置の初期設定に用いるロールギャ
ップ計算式に、ロールプロフィルの変化に伴うロール系
の弾性変形の変化が考慮されることになり、適切な圧下
位置を設定できるので、板材の特に先端部分での板厚精
度が大幅に向上し、歩留の向上さらには圧延トラブルの
減少に寄与しうるのである。
【００３４】
【発明の効果】以上詳述したように、本発明の圧延機の
板厚制御方法によれば、圧下位置の初期設定に用いるロ
ールギャップ計算式に、ロールプロフィルの変化に伴う
ロール系の弾性変形の変化を考慮し、適切な圧下位置設
定を行なえるように構成したので、板材の特に先端部分
での板厚精度を大幅に向上でき、歩留の向上，圧延トラ
ブルの減少を実現できる効果がある。
板厚制御方法によれば、圧下位置の初期設定に用いるロ
ールギャップ計算式に、ロールプロフィルの変化に伴う
ロール系の弾性変形の変化を考慮し、適切な圧下位置設
定を行なえるように構成したので、板材の特に先端部分
での板厚精度を大幅に向上でき、歩留の向上，圧延トラ
ブルの減少を実現できる効果がある。
【図１】本発明の一実施例としての圧延機の板厚制御方
法の手順を説明するためのフローチャートである。
法の手順を説明するためのフローチャートである。
【図２】圧延サイクル内での圧延していない状態で同一
圧下位置まで締め込んだ時のロードセル荷重の推移を示
すグラフである。
圧下位置まで締め込んだ時のロードセル荷重の推移を示
すグラフである。
【図３】板厚補正量計算値とロールプロフィル計算値と
を比較して示すグラフである。
を比較して示すグラフである。
【図４】(ａ)はロールプロフィルの例を説明するための
図、(ｂ)は(ａ)に示すロールプロフィルを仮定した場合
の凹部の深さとロール系の弾性変形減少量との関係を示
すグラフである。
図、(ｂ)は(ａ)に示すロールプロフィルを仮定した場合
の凹部の深さとロール系の弾性変形減少量との関係を示
すグラフである。
【図５】ロールプロフィルの凹凸の幅と板厚補正項の補
正係数との関係を示すグラフである。
正係数との関係を示すグラフである。
【図６】(ａ)，(ｂ)はロール組込時からのミル中心での
ロール径変化量を説明するための図である。
ロール径変化量を説明するための図である。
【図７】ワークロールの摩耗プロフィルの実測値と計算
値とを比較して示すグラフである。
値とを比較して示すグラフである。
【図８】ｎ本目圧延開始時の熱膨張量を示すグラフであ
る。
る。
【図９】サーマルプロフィルの実測値と計算値とを比較
して示すグラフである。
して示すグラフである。
【図１０】圧延サイクル内でのロールプロフィルの変化
を考慮しない場合の板厚計算誤差の推移を示すグラフで
ある。
を考慮しない場合の板厚計算誤差の推移を示すグラフで
ある。
１ 板材 ２ ワークロール(ＷＲ) ３ バックアップロール(ＢＵＲ）
Claims (1)
- 【請求項１】 板材の圧延に先立って予め求められた圧
延荷重と目標板厚とから、ロールギャップ計算式を用い
て圧延機の圧下位置を求めて自動設定する板厚制御方法
において、 前記ロールギャップ計算式に含まれる前記圧延機のロー
ルの摩耗および熱膨張を考慮した補正項を、圧下位置設
定計算に先立って計算または実測されたロールプロフィ
ルの変化に応じて変更することを特徴とする圧延機の板
厚制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5036586A JPH067824A (ja) | 1992-04-27 | 1993-02-25 | 圧延機の板厚制御方法 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP10730092 | 1992-04-27 | ||
| JP4-107300 | 1992-04-27 | ||
| JP5036586A JPH067824A (ja) | 1992-04-27 | 1993-02-25 | 圧延機の板厚制御方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH067824A true JPH067824A (ja) | 1994-01-18 |
Family
ID=26375660
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5036586A Withdrawn JPH067824A (ja) | 1992-04-27 | 1993-02-25 | 圧延機の板厚制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH067824A (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20010053712A (ko) * | 1999-12-01 | 2001-07-02 | 이구택 | 후강판의 제조방법 |
| US6435751B1 (en) | 2000-01-25 | 2002-08-20 | Mitsubishi Pencil Kabushiki Kaisha | Click type writing implement |
| JP2002263718A (ja) * | 2001-03-12 | 2002-09-17 | Kawasaki Steel Corp | 圧延方法 |
| KR100437639B1 (ko) * | 1999-12-28 | 2004-06-26 | 주식회사 포스코 | 후판 마무리압연의 롤경 감소를 고려한 밀강성 보상방법 |
| JP2014155946A (ja) * | 2013-02-15 | 2014-08-28 | Kobe Steel Ltd | 熱間圧延方法及び熱間圧延機 |
-
1993
- 1993-02-25 JP JP5036586A patent/JPH067824A/ja not_active Withdrawn
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20010053712A (ko) * | 1999-12-01 | 2001-07-02 | 이구택 | 후강판의 제조방법 |
| KR100437639B1 (ko) * | 1999-12-28 | 2004-06-26 | 주식회사 포스코 | 후판 마무리압연의 롤경 감소를 고려한 밀강성 보상방법 |
| US6435751B1 (en) | 2000-01-25 | 2002-08-20 | Mitsubishi Pencil Kabushiki Kaisha | Click type writing implement |
| JP2002263718A (ja) * | 2001-03-12 | 2002-09-17 | Kawasaki Steel Corp | 圧延方法 |
| JP4626070B2 (ja) * | 2001-03-12 | 2011-02-02 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 圧延方法 |
| JP2014155946A (ja) * | 2013-02-15 | 2014-08-28 | Kobe Steel Ltd | 熱間圧延方法及び熱間圧延機 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20000509 |