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KR100241167B1 - 연속열간압연에 있어서의 강편접합부의 압연방법 - Google Patents

연속열간압연에 있어서의 강편접합부의 압연방법 Download PDF

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Publication number
KR100241167B1
KR100241167B1 KR1019960008458A KR19960008458A KR100241167B1 KR 100241167 B1 KR100241167 B1 KR 100241167B1 KR 1019960008458 A KR1019960008458 A KR 1019960008458A KR 19960008458 A KR19960008458 A KR 19960008458A KR 100241167 B1 KR100241167 B1 KR 100241167B1
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KR
South Korea
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rolling
change
joint
plate
thickness
Prior art date
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KR1019960008458A
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English (en)
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KR960037150A (ko
Inventor
요시기요 다마이
가쓰히라 다께바야시
도시오 이마에
히데유끼 니까이도
구니오 이소베
Original Assignee
에모토 간지
가와사키 세이테츠 가부시키가이샤
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 에모토 간지, 가와사키 세이테츠 가부시키가이샤 filed Critical 에모토 간지
Publication of KR960037150A publication Critical patent/KR960037150A/ko
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Publication of KR100241167B1 publication Critical patent/KR100241167B1/ko

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Abstract

1. 청구범위에 기재된 발명이 속한 기술분야
본 발명은 강편을 연속해서 압연하는데 적합한 연속열간압연방법에 관한것이다.
2. 발명이 해결하력고하는 기술적과제
본발명은 강편접합부의 압연시에있어서의 급격한 하중변동에의해 생기는 형상변화에의해 접합부의 폭단말에 인장력이 생겨 이것에 의해 압연중에 판이 파단되는 것을 회피하는데 있다.
3. 발명의 해결방법의 요지
선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어접합한후 워크로울의 벤딩기능을 갖는 복수의 스탠드를 베치한 연속열간압연설
비에 공급해서 끝마무리압연함에 있어서, 끝마무리압연에 앞서서 강편의 접합부에 기인하는 비정상영역의 접합부압연에 있어서 생기는 압연하중의 변동치를 예측하여 이 압연하중의 변동치로부터 강편의 접합부의 압연시에 있어서의 워크로울의 벤더력의 변경량을 산출함과 동시에, 그 변경량을 가미한 벤더력변경패턴을 결정하고 이어서 강편의 접합부를 그 접합직후로부터 추적해서 1스탠드이상에 있어서 상기한 패턴에 따라 벤더력을 작용시켜서 강편접합부를 압연하는 것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법이다.
4. 발명의 중요한용도
본발명은 강편의 접합부를 압연하는때의 판의 형상변화에 기인하는 압연중의 판의 파단을 방지하고 안정된 연속열간압연을 실현하려고 하는 것이다.

Description

연속열간압연에 있어서의 강편접합부의 압연방법
제1도는 강편의 접합부와 정상영역의 온도와의 상황을 비교해서 나타낸 도면.
제2(a)도는 강편의 정상영역에 있어서의 판크라운과 장력의 상황을 나타내는 도면이며,
제2(b)도는 강편의 접합부에 있어서의 판크라운과 장력의 상황을 나타내는도면.
제3(a),(b)도는 벤더력의 변화패턴을 나타내는 도면.
제4도는 제1스탠드에 있어서의 접합부의 도달타이밍과 추적지령의 상황을 나타내는 도면.
제5도는 본발명을 실시하는데 사용되는 아주 적당한 설비의 구성을 나타내는 도면.
제6도는 벤더력의 변화패턴의 결정으로부터 접합부의 압연에 이르기까지의 흐름을 나타내는도면.
제7도는 본발명에 따라 강편을 압연한 경우의 벤더지령, 벤더력, 경사도 및 장력의 상황에 대해 나타낸 도면
제8도는 본발명에 따라 강편을 압연한 경우의 벤더지령, 벤더력, 경사도 및 장력의 상황에대해 나타낸 도면
제9도는 본발명에 따라 강편을 압연한 경우의 하중변동, 벤더지령치, 벤더력, 판크라운, 경사도 및 장력의 상황에 대해 나타낸 도면
제10도는 종래법에 따라 강편을 압연한 경우의 하중변동, 벤더지령치, 벤더력, 판크라운, 경사도, 및 장력의 상황에 대해 나타낸 도면
제11도는 본발명에따라 강편을 압연한경우의 하중변동, 벤더지령치, 벤더력, 판크라운, 경사도 및 장력의 상황에 대해 나타낸 도면
제12도는 본발명에 따른 압연요령의 설명도.
제13도는 본발명에 따른 압하위치변경패턴(목표출구측판의 두께의 변경패턴)을 나타내는 도면.
제14도는 제6스탠드출구측판의 두께의 변동상황을 나타내는 도면.
제15도는 제6∼제7스탠드간의 장력의 변동상황을 나타내는 도면.
제16(a), (b)도는 비교예에 있어서의 제7스탠드의 출구측판의 두께 및 제6∼제7스탠드간의 장력의 변동상황을 나타내는 도면.
제17(a), (b)도는 적합예에 있어서의 제7스탠드의 출구측판의 두께 및 제6∼제7스탠드간의 장력의 변동상황을 나타내는 도면.
제18도는 접합부 주변의 압연방향 판의 두께분포(F7 출구측)를 나타내는 도면
제19도는 접합부에 있어서의 판의 두께분포와 하중변동을 나타내는 도면.
제20도는 벤더력변화방법의 설명을 위한 도면.
제21도는 주행간크로스각 변경과 벤더력변화의 설명도.
제22(a)도는 실시예 6에 있어서 청구항 (5)의 본발명을 실시한 때의 압연결과를 나타내는 도면.
제22(b)도는 실시예 6에 있어서 청구항 (5)의 본발명을 실시한때의 압연결과를 나타내는 도면.
제23(a)도는 실시예 7에 있어서 청구항 (6)의 본발명을 실시한때의 압연결과를 나타내는 도면.
제23(b)도는 실시예 7에 있어서 청구항 (6)의 본발명을 실시한때의 압연결과를 나타내는 도면.
* 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명
1 : 선행강편 2 : 후행강편
3 : 조압연기 4 : 강편절단기
5 : 접합장치 6 : 연속압연기군
7 : 추적장치 8, 8′ : 권취기
9 : 절단기 10 : 루우버(louver)
18 : 접합부제어장치 19 : 압하위치제어장치
20 : 판두께제어장치
본발명은 빌릿(billet)이나 슬랩(slab)등의 강편을 수개 내지 수십개에 걸쳐서 연속해서 압연하는데 적합한 연속열간압연방법에 관한것이며 특히 강편의 접합부를 압연하는때의 판의 형상변화에 기인하는 압연중의 판의 파단을 방지하고 안정된 연속열간압연을 실현하려고 하는 것이다.
종래에 강편의 열간압연라인에서는 압연해야할 강편을 한 개씩 가열, 조압연, 끝마무리압연해서 소망의 두께로되는 열간압연판으로 끝마무리하고 있었으나 이와같은 압연방식은 끝마무리압연에서의 압연재의 강편선단의 물려듬불량에의한 라인의 정지를 피할수없고 또 압연재의 선·후단의 형상불량에 기인하는 원료에대한 제품의 비율의 저하를 초래하는 불리한점이 있었다.
이때문에 최근에는 끝마무리압연에 앞서서 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 연결하여 이 접합강편을 열간압연라인에 연속적으로 공급해서 압연하는 연속열간압연방식이 채용되게 되었다.
이점에 관한 문헌으로서는 일본국 특개평 6-15317호공보나 일본국 특개소 60-227913호공보, 특개평 2-127904호공보등이 참조된다.
다시 또 이와같은 연속열간압연방식을 채용하는데 있어서는 다음과 같은 문제가 남아있어서 다소의 개선의 여지가 남아있다.
즉 강편을 접합하는데 있어서는 접합예정부(강편의 단말부)를 가열 · 온도상승시키게 되지만 그때에 이부위에 온도편차가 생기고 이것이 압연중의 하중변동을 일으키는 외부변동이 되고 압연로울의 휨이 변화해서 판의 형상이 변형되는 불합리한 점이 있었다.
그리고 이 판의 형상변형은 판의 폭방향에 있어서의 장력의 분포를 변화시키기때문에 접합부의 폭단말부의 인장력이 집중해서 압연중에 판이 파단되는것으로서 압연작업의 정지를 불가피하게했다.
이점에 관해서 종래에는 압연기의 로울벤더(roll bender)를 이용해서 피이드백(feed back)제어에 의해 접합부에 있어서의 형상변화를 억제하는것이 시도되었지만 로울벤더에 의한 형상제어는 응답의 지연이 현저하고 형상변화의 제어는 곤란하며 유효한 수단이라고는 할수 없었다.
상기와같은 종래기술의 결점을 극복하는 수단으로서 일본국 특개평 2-127904호공보에는 강편의 접합부를 기준판의 두께보다 두껍게 압연해서 판의 파단을 방지하도록한 기술이 개시되어있다.
일본국 특개평 2-127904호공보에는 압연원판의 용접부의 정밀추적을 행하여 용접부가 냉간압연기에 의해 압연하는때에 기준판의 두께보다도 두껍게되도록 제어하는것으로서 이들 기술에 있어서도 오프게이지의 저감은 물론 압연중의 판의 파단이 억제된다고 되어있다.
또 이 방법은 압연원판의 용접부의 정밀추적을 행하여 용접부가 냉간압연기에의해 압연되는때에 기준판의 두께보다도 두껍게되도록 제1스탠드(stand)의 압연속도를 제어하는 것을 특징으로하는 압연방법이다.
냉간압연에서는 판의 두께변화를 압연방향으로 짧은구간에서 행하는 것이 가능하기 때문에 용접점에 있어서의 판의 두께변화에 의해 판형상이 변형되는일은 없다.
그러나 열간압연에서는 압연속도가 빠르고 또 접합부의 판의 두께가 얇게되는 영역이 후단스탠드에서는 압연방향으로 광범위에 걸치기 때문에 판의 두께변화에 의해 생기는 하중변동에 기인해서 판의 형상이 변형해버린다.
일본국 특개소 60-227913호공보에 개시된 기술은 접속한 코일을 주행간에서 판의 두께변화를 행하면서 연속적으로 압연함에 있어서 판의 두께변화점 전후의 판의 두께를 압연기의 입구측에 설치한 판의 두께측정기로 구하여 그 판의 두께실측치에 기초해서 판의 두께변화점에 있어서의 압하위치 및 압연속도의 각 변화량을 구해서 압연하는 것이다.
그러나 이기술을 적용해도 형상변화에 의해 생기는 접합부에서의 파단은 방지할 수가 없다.
본발명의 목적은 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어접합후에 행하는 연속열간끝마무리압연에 있어서 강편접합부의 압연시 급격한 하중변동에 의해 생기는 형상변화에 의해 접합부의 폭단말에 인장력이 생겨 이에의해 압연시 판이 파단되는 것을 회피하고 또한 접합부에서의 형상변화로 인한 통과불량을 개선해서 안정된 압연을 실시할수 있는 신규의 방법을 제안하는데 있다.
본발명은 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어 접합한후 워크로울의 벤딩기능을 갖는 복수의 스탠드를 배치한 연속열간압연설비에 공급해서 끝마무리압연함에 있어서, 끝마무리압연에 앞서서 강편의 접합부에 기인하는 외부변형에 따른 비정상영역의 접합부를 압연할 때 생기는 압연하중의 변동치를 예측하여 이 압연하중의 변동치로부터 강편의 접합부의 압연시에 있어서의 워크로울의 벤더력의 변화량을 산출함과 동시에 그 변화량을 이용하여 벤더력변화패턴(pattern)을 결정하고 이어서 강편의 접합부를 접합직후부터 추적하여 1개이상의 스탠드에서 상기한 패턴에 따라 벤더력을 가하여서 강편접합부를 압연하는것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법이다.
강편의 접합부가 첫번째의 스탠드에 도달하기까지의 시간의 계산치와 실측치와의 차이를 추적오차시간 Ti로해서 강편의 접합부의 하중변동에 대응하는 벤더력의 실부하시간이 2Ti이상이 되도록 벤더력변화패턴을 결정하는것이 바람직하다.
상기한 방법을 복수의 스탠드에 있어서 실시하는 경우 강편의 접합부가 i번째의 스탠드에 도달하기까지의 시간의 계산치와 실측치간 차이를 추적오차시간 Ti로해서 그 오차시간이 최대가되는 스탠드의 Ti를 사용해서 벤더력변화패턴을 결정하는 것이 바람직하다.
유효한 과제해결의 하나는 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 각각 가열해서 상호 접합한후 복수의스탠드를 배열한 압연설비에 공급해서 연속적으로 열간압연함에 있어서 각 스탠드에 있어서의 선행강편 및 후행강편의 목표출구측판의 두께를 거의 동일하게 설정하고 그 목표출구측 판의 두께가 각 스탠드에 있어서의 강편의 정상부목표출구측 판의 두께로될 때 적어도 하나이상의 스탠드에 있어서, 강편 접합부의 목표출구측 판의 두께가 정상부 목표출구측 판의 두께보다도 두껍게되도록 설정하고 강편의 접합부가 각 스탠드에 도달하기전에 강편의 출구측 판의 두께가 접합부목표출구측 판의 두께로 되도록 각 스탠드의 압하위치를 각각 변경하고 강편의 접합부가 각 스탠드를 통과한후에 강편의 출구측 판의 두께가 정상부 목표출구측 판의 두께로 되도록 각 스탠드의 압하위치를 각각 변경하는것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법이다.
다시또 본발명은 조압연공정을 통과한 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어접합한후 복수의 스탠드를 배치해서된 열간끝마무리압연설비에 공급해서 연속적으로 끝마무리압연하는 연속열간압연공정에서, 접합부 및 그 전후의 소정구간의 판의 두께를 정상부에 대해 두껍게 끝마무리압연할 때 접합부 및 그 전후의 소정구간의 판의 두께가 두꺼워져 생기는 압연하중변동 및 그 하중변동에 의해 생기는 압연재의 판의 형상변화를 억제할수있는 워크로울 벤더력변화량을 온라인(on line) 혹은 오프라인(off line)으로 산출하는 장치를 구비하고, 접합부 및 그 전후의 소정구간의 판의 두께를 정상부에 대해 두껍게 압연하는 부분에서 상기한 장치에 의해 미리 산출된 소정의 벤더력변화량에 따라 벤더력을 변화시키는 것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법도 유효한 해결수단이다.
또 상기한 압연방법에 있어서 접합부 및 그 전후의 소정구간에서 소정의 벤더력변화량에 따른 벤더력을 변화하기전에 로울크로스식(roll cross type)압연기에 있어서 로울크로스각의 주행간변경을 실시하고 그 크로스각변경개시점과 변경종료점에서 압연재의 형상변화가 생기지않도록 크로스각변경에 동기해서 벤더력을 변화하므로서 벤더력변화전의 벤더력이 소정의값이 되도록 하는것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법이다.
연속열간압연을 목적으로한 강편의 접합방법으로서는 이제까지 수종류의 방법이 제안되어있다.
그 대표적인것으로서는 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 유도가열하여 그 단말부를 상호 압압해서 접합하는방법, 혹은 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어서 그 부위를 용접하는방법등이있다.
이들 접합방법은 비교적 단시간에 강편을 접합할수있는 이점이있고 이제까지로서는 가장 유효한 접합수단이라 할 수 있다.
그러나 그러한 방법으로 강편을 접합한경우에 있어서는 강편의 접합부와 그것을 제외한 영역(접합부를 제외한 영역을 이하 단순히 정상영역이라 기술한다.)에서는 제1도에 나타내는바와 같이 온도차이가 생기게된다.
그 결과 강편의 접합부는 정상영역보다도 온도가 높은것으로부터 변형저항이 적게되기때문에(압연하중이 적게된다) 정상영역에 비하면 그 부위의 판의 크라운(crown)이 감소하고 판의폭단말부는 그 중앙부에 비하면 압연방향의 신장률이 적게되고 제2(a), (b)도에 나타내는 바와 같이 판재의 길이방향으로 장력이 작용하게 된다.
또 강편의 접합부는 정상영역에비해 강도적으로 약한외에 미접합부가 잔존하고있는경우에 그부분이 노치(notch)되기 때문에 압연중에 응력이 집중하여 그러한 부분으로부터 균열이 진행해서 파단에 이르게된다.
또 역으로 접합부에서 하중이 커지는 경우, 판의 가장자리가 신장되고 판의폭 중앙부에 길이방향의 장력이 작용한다.
이때 판의 폭중앙에 미접합부가 있는 경우에는 미접합부로부터 균열이 진행해서 파단에 이르게되는 것이다.
이것은 강편접합시 온도편차가 생기는 경우의 현상만이 아니고 접합시 생기는 치수변화처럼, 접합부에서 압연하중을 변동시키는 요인이 될 수 있는 기타 외부변형에 대해서도 마찬가지이다.
본발명에 있어서 강편 접합부의 외부변형온도나 폭치수를 계측해서 이에 기초하여 접합부 압연시의 하중변동을 예측(끝마무리압연에서 통상적인 계산방법으로 예측가능하며 또 동일종류의 강 및 같은 제조방법에서 압연재에 의한 접합부압연과정의 하중변동실측치를 사용해도된다)하고 이 예측한 하중변동치를 사용해서 접합부의 벤더변화량을 하기식으로 산출하고 이 변화량을 근거하여 벤더력변화패턴에 따라 압연하는 것이다.
△PB=(α／β)△P ·········(1)
△P : 하중변동치
△PB : 벤더력의 변화량
여기서 상기한 (1)식의 α는 압연기의 휨에대한 압연하중의 영향계수이며 β는 압연기의 휨에대한 벤더력의 영향계수이며 이들값은 압연기 각부의 치수, 재질등에 의해 결정되는 값으로서 강편의 압연에 앞서서 미리 산출해두면 된다.
또 강편 접합부를 압연할 때의 벤더력변화패턴은 예를들면 제3(a)도에 나타내는바와 같이 구형패턴, 혹은 제3(b)도에 나타내는바와 같은 대형패턴을 사용할 수가 있다.
각 스탠드에 접합부가 도달하는 타이밍은 측정로울을 적용하므로서 파악할수 있으나 판재의 반송속도에 기초한 위치검출기 등 기존의 추적방법으로 추적하므로서 도달타이밍을 파악하도록 해도된다.
그리고 제3(a)도 혹은 제3(b)도와 같이 강편의 접합부가 벤더력변화시간의 중간에 도달하는 타이밍으로 벤더력을 변화하도록한다.
단 스탠드에 강편의 접합부가 실제로 도달하는 타이밍과 추적에의한 도달타이밍은 실제로 차이가 있기때문에 강편의 접합부를 보다 정확한 패턴으로 압연하기위해서는 이 차이값을 추적오차시간 Ti로서 고려하는것이 바람직하다.
그러한 추적오차시간 Ti은 제4도에 나타내는바와 같이 강편의 반송속도등에의해 산출되는 접합부의 도달시간(접합직후로부터 추적을 개시한다.)과 실제의 접합부의 도달시간의 차이로부터 구하면된다.
벤더력의 변화가 만일 추적오차등에 의해 강편 접합부 이외의 부분에서 실시된경우 접합부에서는 중앙신장이 일어나기 때문에 그 폭단말부에 인장력이 발생해서 파단으로 이르는것은 전술한바와 같지만 이와같은 판의 파단을 확실히 피하기위해서는 벤더력의 변화시간(지령치)가 2Ti가 되도록하는 것 이 바람직하다.
보다 바람직하게는 벤더력의 변화시간 2Ti에 벤더력의 응답지연시간 t를 가산해서 2Ti+t 로하는 것이 좋다.
본발명에 따라 강편을 압연하면 강편의 접합부의 압연시에 있어서의 하중변동에 대응하는 벤더력이 각 스탠드에서 실질적으로 출력되고있는 시간내에 접합부가 각 스탠드에 도달하기때문에 소정의 벤더력을 항상 강편의 접합부에 부하시킬수가 있고 형상열화를 수반하거나 판이 파단되는 일은 없게된다.
복수스탠드에 있어서 이와같은 조작을 실시하기위해서는 추적오차시간 Ti이 최대가 되는 스탠드의 오차시간을 사용해서 상기한 방법에 의해 변화시간을 결정하고 다른 스탠드에서는 이에 동기시켜서 벤더력을 변화하는 것과같은 변화패턴으로 하면된다.
벤더력변화패턴은 특히 제3(a), (b)도에 나타낸것에 한정되는것은 안니다.
제3(b)도에 나타낸것과 같은 대형상의 패턴으로 압연하는 경우에 있어서는 대형의 상저부의 시간은 2Ti+t 가되도록 변화시간을 설정하는 것이 바람직하다.
단 이 대형상의 패턴중 경사저있는 영역에서 충분한시간 (벤더의 응답이 가능한시간)을 취할수 있는 경우에는 대형상의 상저부의 시간에 있어서의 벤더의 응답지연시간 t를 고려할 필요가 없다.
제5도는 본발명을 실시하는데 적당한 연속열간끝마무리압연설비의 1예로서 도면에 있어서의 부호 (1)은 선행강편, (2)는 후행강편, (3)은 조압연기, (4)는 강편의 단말부를 소정의 형상으로 절단하는 절단기, (5)는 절단후의 강편의 단말부를 가열·승온 및 압압하는 접합장치, (6)은 복수의 스탠드를 배치해서된 연속압연기군, (7)은 강편의 접합부를 추적하기위한 추적장치, (8), (8′)는 압연후의 판재를 권취하기위한 권취기, 그리고 (9)는 압연후의 판재를 소정의길이로 절단하기위한 절단기이며 (10)은 루우버(louver)이다.
정상부 보다 고온부분을 압연한 경우 고온부에서는 변형저항이 적고 압연하중이 감소하기때문에 정상부에 비해 고온부의 판의 두께가 감소한다.
제18도에 끝마무리압연후의 접합부 주변의 압연방향 판의 두께분포의 예를 나타낸다.
따라서 접합부에 있어서, 판의 단면적은 정상부에 비해 적게되고 접합부에 생기는 단위장력은 증가하게된다.
또 접합부는 고온이기때문에 다른 정상부에 비해 강도적으로 약하고 접합부에 있어서의 단위장력증가는 접합부파단의 큰원인이된다.
따라서 본발명에서는 목표출구측판의 두께의 강편의 정상부의 목표출구측 판의 두께 h1 ac로했다.
그리고 i 스탠드와 (i+1)스탠드간에서 파단의 위험성이 있는때에 i스탠드(기준이되는 스탠드)접합부의 목표출구측 판의 두께 h1 ad에대해 상기한 정상부의 목표출구측 판의 두께 h1 ac보다도 소정치만큼 크게되도록 정한다.
여기서 상기한 기준이되는 스탠드에있어서의 소정치는 접합부의 온도, 재료, 장력변동등에의해 압연중에 i스탠드와 (i+1)스탠드간의 장력변동에의해 접합부가 파단되지않도록 접합부의 단면적(압연후의 실제출구측 판의두께와 압연후의 실제 판의폭과의 적)을 갖도록 정하는것이 바람직하다.
기준이되는 스탠드에있어서의 접합부목표출구측 판의 두께 h1 ad를 정상부목표출구측 판의 두께 h1 ac보다도 소정치만큼 크게되도록 정하고 강편의 출구측 판의 두께가 접합부목표판의 두께가 되도록 압하위치를 변화하므로서 스탠드간의 장력변동에의해 파단되지않는 접합부의 단면적을 갖게되고 파단이 방지된다.
본발명은 강편의 접합부에 있어서의 출구측 판의 두께가 상기한 접합부목표출구측 판의 두께가되도록 압하위치를 변화하기때문에 스탠드간의 장력변동이 억제되고 접합부의 파단이 방지되는 특징을 갖는것이다.
다음에 압하위치의 변경방법에대해 설명한다.
7스탠드로된 끝마무리압연기를 사용해서 연속 열간압연을 실시하는 경우에 있어서 예를들면 끝마무리압연기의 제6스탠드(i스탠드)와 제7스탠드(i+1스탠드)의 사이에서 판의 접합부가 파단될가능성이 있는경우를 가정해서 그때의 제6스탠드의 압하위치의 변경요령을 제12도에 따라 다음에 설명한다.
스탠드의 압하위치를 변경하기위한 하나의 방법으로서는 강편의 출구측판의 두께가 목표출구측 판의 두께가되도록 압하위치변경량을 연산하여 이에따라 압하위치를 변경하는 방법이있다.
예를들면 제12도에 나타낸 접합부제어장치(18)에서는 강편의 출구측판의 두께가 정상부목표 판의 두께로부터 접합부목표 판의 두께 h1 ad가되도록 압하위치변경량 △Si을 종래의 압하이론으로부터 하기식에 따라 연산한다.(Mi, Qi은 미리 산출해둔다) 이와동시에 접합부를 추적하여 이 접합부가 스탠드에 도달하기전에 미리 결정한 변경시간에서 상기한 압하위치변경량 △Si을 도면중의 점선에따라 압하위치제어장치(19)로부터 출력시킨다.
△Si={ (Mi+Qi)／Mi } · △hi a(11)
△hi a=hi ad-hi ac(12)
여기서 첨자 i ; 스탠드번호
Mi; 압연기강성계수
Qi; 피압연재의 정상부의 소성정수
그리고 접합부가 제6스탠드를 통과한후에 미리 결정한 변경시간에서 상기한 압하위치의 변경량의 부호를 반대로해서 즉 -△Si로해서 압하위치제어장치(19)로부터 출력시킨다.
압하위치제어장치(19)는 압하위치변경량에 따른 압하위치를 변경시키는것으로서 이것에의해 접합부의 판의 두께는 목표출구측 판의 두께로 제어되게된다.
이 변경시간은 압하위치의 변경속도의 상한 혹은 조업안정성확보의 한계등으로 결정된다.
또 압하위치를 변경하는 또하나의 방법으로서는 압하하중 및 압하위치의 실적치로부터 게이지미터식을 사용해서 그 스탠드의 출구측 판의 두께를 검출하고 그 출구측 판의 두께가 목표판의 두께에 일치하도록 스탠드의 압하위치를 제어하는방법이 있다.
그러한 방법은 접합부제어장치(18)로부터 실선으로 나타내는바와같이 판두께제어장치(20)에 제6스탠드의 출구측목표 판의 두께 hi a를 출력시킨다.
판두께제어장치(20)는 압연하중의 실적치 Pi과 압하위치의 실적치 Si과에 기초해서 하기의 게이지미터식을 사용해서 제6스탠드(i스탠드)의 게이지미터출구측 판의 두께를 연산한다.
hi G= Si+Pi／Mi(13)
다시 또 i스탠드의 출구측목표판의 두께 hi a와 게이지미터출구측판의 두께 hi G와의 차이를 산출하여 이 차이에대해서 PI연산(비례 및 적분연산)을 실행해서 이차이를 영으로 압하위치변경량 △Si REF를 연산하여 압하위치제어장치(19)에 입력시킨다.
압하위치제어장치(19)에서는 압하위치변경량 △hi REF에따라 스탠드의 압하위치를 변경하고 이것에의해 게이지미터출구측 판의 두께 hi G는 목표출구측 판의 두께 hi a로 제어된다.
여기서 접합부제어장치(18)은 접합부를 추적하여 접합부가 스탠드에 도달하기전에 목표출구측 판의 두께 hi a를 미리결정한 변경시간으로 정상부의 목표출구측 판의 두께로부터 접합부의 목표출구측판의두께로 변경하고 접합부가 스탠드를 통과한후에 목표출구측 판의두께 hi a를 미리 결정한 변경시간으로 접합부의 목표출구측 판의 두께로부터 정상부의 목표출구측 판의 두께로 변경한다.
이 변경시간은 압하위치의 변경속도의 상한 혹은 조업안정성확보의 한계등으로 결정된다.
이상과같이 제6스탠드와 제7스탠드의 사이에 있어서 접합부가 파단될 우려가 있는경우에는 제6스탠드의 압하위치를 상술한바와같은 요령으로 변경하므로서 판의 파단은 회피된다.
또한 상술한 예와같이 제6스탠드를 기준의 스탠드로하고 이 스탠드만으로 압하위치를 변경하는 경우에는 그 직전의 상류스탠드인 제5스탠드와 제6스탠드와의 사이를 질량흐름(mass flow)의 균형이 변화해서 장력이 변동하기때문에 제5스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께를 적절히 변경하는것이좋다.
제5스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께 h5 ad의결정방법은 제5스탠드에있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상부의 목표출구측 판의 두께의 상대비율 (h5 ad／h5 ac) 가 1이상으로 제6스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상부의 목표출구측 판의 두께의 비율 (h6 ad／h6 ac) 이하 예를들면 제6스탠드에 있어서의 비율과 동일하게 되도록한다.
그이유는 다음과같이 설명된다.
즉 장력변동이 생기지않게하기 위해서는 하기식으로 표시되는 (i-1)스탠드와 i스탠드간의 질량흐름균형을 유지하면된다.
{ VRi-1· (fi-1+1) }／{VRi· (fi+1) }={hi／Hi) (14)
f : 선진율, VR : 로울원주속도, i : 스탠드번호
여기서 출구측판의 두께 hi과 입구측판의 두께 Hi과의 비율(hi／Hi)을 일정하게해두면 로울원주속도를 변경하는 일 없이 질량흐름의 균형은 유지되게되고 장력변동은 적다.
입구측 판의 두께 Hi은 (i-1)스탠드출구측 판의 두께 (hi-1)을 스탠드간의 이송시간만큼 지연시킨 것이다.
이에의해 접합부에 있어서의 목표출구측 판의 두께와 입구측 판의 두께의 비율(hi ad／hi-1 ad) 를 정상영역에 있어서의 목표출구측 판의 두께와 입구측 판의 두께의 비율 (hi ac／hi-1 ac) 와 동등하게한다.
즉 (i-1)스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상영역의 목표출구측 판의 두께의 비율 (hi-1 ac／hi-1 ac)를 i스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상영역의 목표출구측 판의 두께의 비율 (hi ad／hi ac)와 동등하게 하므로서 장력변동은 적게된다.
제5스탠드의 비율과 제6스탠드의 비율을 동일하게하면 상류측의 제4스탠드와 제5스탠드 사이에서 장력변동이 생겨 질량흐름의 변화를 분산시키기 때문에 제5스탠드의 비율을 제6스탠드의 비율보다 적게해도된다.
다시또 상류스탠드가 될수록 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상부의 목표출구측 판의두께의 비율을 적게하면 질량흐름의 변동이 각 스탠드에 분산되어서 장력변동이 특정의 스탠드간에 편향되지않는 이점이있다.
한편 기준의 스탠드로한 제6스탠드의 압하위치를 변경하면 그 스탠드의 하류인 제6스탠드와 제7스탠드와의 사이에 있어서 질량흐름이 변화하여 그에 수반해서 장력이 변동하기때문에 제7스탠드에있어서의 접합부의 목표출구측 판의 두께와 정상부의 목표출구측 판의두께의 비율이 제6스탠드에 있어서의 접합부의 목표출구측판의두께와 정상부의 목표출구측 판의 두께의 비율과 동등하게하는것이 좋다.
압하위치의 변경패턴은 제13도에 나타내는바와같이 정상부의 목표출구측 판의 두께로부터 접합부의 목표출구측 판의 두께로 하기위해 압하위치를 변경함에있어서 변경시간을 △T1으로해서 그때의 판의 두께변화속도를 일정하게한다.
시간 △T1경과후로부터 시간 △T1+ △T2의 사이에는 접합부의 출구측판의 두께가 유지된다.
그리고 그후 접합부의 출구측판의 두께로부터 정상부의 목표출구측 판의 두께로 하는데있어서 변경시간을 △T3로해서 그때의 판의 두께 변경속도를 일정하게한다.
이와같이 판의 두께 개시부와 종료부를 테이퍼상으로한 대형패턴이 특히 바람직하다.
압하위치를 변경하는 때의 시간간격 △T1, △T2, △T3는 각 스탠드 모두 일치시킬 필요가있다.
후단의 스탠드로 갈수록 판의 두께는 얇게되고 판의 두께 변화부의 거리는 길어지지만 질량흐름이 일정하기 때문에 판의 두께 변화에 요하는시간을 일치시키는것만으로된다.
변화개시타이밍에 대해서는 판의 두께 변화개시지점을 접합직후로부터 추적하므로서 각 스탠드에서 동일한 위치로부터 판의 두께 변화을 개시한다.
추적방법으로서는 계측로울이나 판의 반송속도를 사용해서 위치를 산출하는등의 기존의 방법을 적용하면된다.
압하위치의 변경패턴을 대형패턴으로하는 이유는 판의 두께변화에 있어서 압하장치를 추종가능하게 하기위해서나 급격한 질량흐름의 변동을 억제해서 장력변동을 저감시키기위함이다.
또 복수스탠드에 있어서 판의 두께를 변화시킬 때, 접합부의 추적에 오차가생겨서 판의 두께 변화개시점이 각 스탠드에서 어긋나게되는 경우가 생겨도 단계상의 변화패턴에 비해서 질량흐름의 변동을 극력 저감시키는 이점이있기때문이다.
이상과같이 접합부를 정상부의 판의 두께에 비교해서 소정량 예를들면 0.3㎜정도 두껍게되도록 끝마무리압연하므로서 접합부에서의 판의 단면적이 증가하여 판에 작용하는 단위장력이 경감되고 접합부에서의 판의 파단은 회피하게된다.
제5도는 본발명을 실시하기에 적합한 설비의 1예이다.
(3)의 조압연기출구측과 (6)의 연속압연기군입구측의 사이에 접합장치(5)를 배치하고 선행강편의 후단 및 후행강편의 선단을 접합하므로서 연속적으로 끝마무리압연을 실시한다.
접합된 강편은 순차 끝마무리압연기(6)에 의해 압연되고 적당한 개소에있어서 절단기(4)에 의해 절단되고 권취장치(8)에 의해 권취된다.
또한 후속의 강편선단은 권취장치(8)로 송출되어 권취된다.
끝마무리압연기(6)은 로울크로스식 압연기이며 워크로울벤딩력을 발생시키는 워크로울벤더를 장비하고 있다.
제19(a)도에 나타낸바와같이 접합부와 그 전후의 소정구간의 판의 두께를 두껍게 끝마무리압연하는 방법이 제안되어있다.
이때 전술한바와같이 접합부에서 판의 두께가 감소되는 것을 방지하기위해 판의 두께의 변화에 따른 압연하중은 제19(b)도에 나타내는바와 같이 변화한다.
이 하중변동에 기인해서 판의 두께변화스탠드의 출구측판크라운이 변화하고 출구측판의 형상도 변화하게된다.
이 판의 형상변화는 판의폭이 넓은 압연재에 있어서 현저하다.
본발명에서는 이 형상변화를 예측해서 압연하중이 변동하는범위에 그 형상변화를 억제할수있는 워크로울 벤더력을 가하는 것이다.
이 판의 두께변화시의 형상변화 및 벤더력은 온라인 또는 오프라인으로 다음의 요령으로 산출된다.
판의 두께 변동시의 하중변동은 식 (21)에의해 산출된다.
△P=M · (△H-△S) (21)
△S : 압하위치변경량, △H : 판의두께 변화량,
△P : 하중변동, M : 압연기강성정수,
또 압연기출구측의 판크라운변화 △Cr는 다음과같이 구해진다.
△Cr = A · △P (22)
여기서 A는 하중변동이 크라운변화에 부여되는 영향계수이며 압연재의 판의 두께, 판의 폭, 강의 종류등에의해 결정되는 정수이며 실험적으로 구해진다.
압연재의 판의 형상은 일반적으로 경사도 λ로 표시된다. 경사도는 일반적으로 판의 형상과 파고 χ와 파의피치 ℓ을 사용해서 λ=χ／ℓ로표시된다.
또 λ와 △Cr간에는 일반적으로 (23)식의 관계가있는 것이 알려져있다.
여기서 ξ : 형상변화계수, H : 스탠드출구측 판의 두께
이상의 요령으로 판의 두께변화시의 판의 형상변화의 예측이 가능해진다.
또 (2)와같이 벤더력변화에 의해 생기는 출구측 크라운변화는 (24)식과 같이해서 구해진다.
△Cr = B · △Fw (24)
△Fw : 벤더력변화량
여기서 B는 벤더력변동이 출구측크라운변화에 주는 영향계수이며 압연재의 판의 두께, 판의 폭, 강의 종류에 의해 결정되는 정수이며 실험적으로 구해진다.
(22), (24)식으로부터 판의 두께변화시의 하중변동에 의해 생기는 형상변화를 억제하기위해 필요한 벤더력은 (25)식으로 표시된다.
△Fw = A／B · △P (25)
위와같이 구한 벤더력을 제20도에 나타내는바와 같이 접합부 및 그 전후의 주변에 작용시킨다.
벤더력을 가할 때에는 제20도에 나타내는바와같이 구형 혹은 테이퍼형도 가능하다.
이것에의해 판의 두께 변화부에서 생기는 판형상변화를 억제하는것이 가능해진다.
그러나 프로필센서를 사용한 다이나믹한 판크라운제어등이 압연재에 대해 적용되고있는경우에는 상기한 벤더력을 작용시키는때에 벤더력의 절대치가 초기설정치에대해 변동하고있기때문에 판의두께 변화부에서 생기는 형상변화를 억제하는데 충분한 벤더력을 확보할수 없을 가능성이있다.
또 벤더력초기설정치로부터 벤더력사양상 하한치의 사이에서는 소정의 벤더력변화량을 확보할수없는 경우도있다.
이와같은때 예를들면 로울크로스식 압연기의 경우에는 접합부 및 그 전후의 소정구간이 압연기에 도달하기전에 주행간 크로스각변경을 행함과 동시에 벤더력을 소망의 값으로 변화하는 방법이 유효하다.
이때 크로스각 변경에의해 판의 형상이 변화해서 판의 통과를 저해하지않도록 하기위해서 제21도에 나타내는바와같이 크로스각 변경개시점으로부터 종료점에 걸쳐서 크로스각의 변화를 동기해서 벤더력을 변경해주면된다. 크로스각변경에의해 생기는 출구측 크라운변화는,
△Cr = C · { (θ2)2- (θ1)2} (26)
θ1: 변경전의 크로스각, θ2: 변경후의 크로스각
로 표시된다.
여기서 같은모양으로 C는 크로스각변동이 출구측크라운변화에주는 영향계수이며 압연재의 판의 두께, 판의폭, 강의종류등에의해 결정되는 정수이며 실험적으로 구해진다.
따라서 (24), (26)식에의해 소정의 벤더력변화에대해 판의형상을 변화시키지않기위해 필요한 크로스각의 변경량은 다음식으로 표시된다.
{ (θ2)2- (θ1)2} = B／C · △Fw (27)
이 방법에 의해 판의 두께 변화시에 형상변화의 억제에 필요한 벤더력을 확보하는것이 가능하며 벤더력의 부족에의해 형상변화가 생기는일이 없다.
예를들면 로울의 부풀음형상을 변화시키는 VC로울( Variable Crown Roll)이나 워크로울이동기구, 6단식 압연기에 있어서의 중간로울이동기구등과 같은 로울크로스식 압연기이외의 다른 형상제어용의 작동기를 장비한 압연기에있어서도 본발명은 실시가능하며 같은모양의 효과가 얻어지는 것이다.
[실시예]
폭 1200㎜, 두께 30㎜가되는 강편에 접합처리 (선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 유도가열하여 상호 압압해서 접합)를 실시한후 7스탠드의 탄뎀배열이되는 제5도에 나타낸것과같은 설비를 적용해서 연속적으로 열간끝마무리압연을 행했다.
[실시예 1]
강편의 접합부를 압연하는때의 벤더력의 변화을 수반하는 압연은 최종스탠드인 제7스탠드에서 실시했다. 벤더력의 변화패턴은 구형상으로하고 변화시간은 0.5초로했다.
강편의 접합이 완료된 시점에서의 접합부의 온도는 그 주변의 온도에 대해 +200℃정도였다.
이와같은 조건에 기초하여 끝마무리압연시의 온도계산 및 압연하중계산을 행한바, 강편의 접합부를 압연하는때의 제7스탠드에 있어서의 하중변동은 -200tonf로 예측되었다.
또 미리 설정계산에의해 압연기의 휨에대한 압연하중의 영향계수 α 및 압연기의 휨에대한 벤더력의 영향계수 β를 산출한바, α／β의 값은 0.1이되었다.
여기에 상기한 (1)식으로부터 하중변동에 대응하는 벤더력은 -20tonf／chock로 산출되고 제7스탠드의 벤더력의 변화량을 그러한 값으로 설정했다.
강편의 접합완료 직후에있어서의 접합부의 위치를 추적장치에 기억시켜 강편의 반송속도에 따라 접합부를 추적하여 그 접합부가 제7스탠드에 도달한 시점에서 스탠드의 벤더력을 변화시켰다.
벤더력의 변화요령을 제6도에 그때의 벤더력, 경사도 및 접합부의 폭의 단말에 발생한 장력의 상황을 제7도에 나타낸다.
제7도에 나타내는바와같이 강편의 압연중, 접합부의 폭단말에는 커다란 인장력은 작용하지않고 판의 파단은 볼수없었다.
[실시예 2]
(접합부에서 하중이 증가하는 경우)
끝마무리압연기내에서 변태가 생기는것과같은 저FDT(끝마무리출구측온도)재에서는 접합부의 온도가 주위보다도 높아도 접합부에 있어서 정상부에대해 하중이 증가하는경우가있다.
AR3변태점 이하에서는 온도의 상승과함께 변형저항이 증가하기 때문이다.
이때의 접합부의 형상은 가장자리신장이되고 판의폭중앙에 미접합부가 잔존하는경우에는 미접합부단말부에 인장력이 작용하여 파단의 위험성이 있다.
이와같은경우에 있어서도 본발명은 같은 효과가 있다. 다음에 그 실시예를 나타낸다.
같은모양으로해서 본발명의 접합부형상제어법에 의한 접합부에 있어서의 벤더력의 변화를 최종스탠드의 제7스탠드에서 실시했다.
벤더변화패턴은 구형이고 변화시간은 0.5초로 했다.
접합후에 접합부의 온도를 계측한바 그 온도편차는 주변의 정상부에 대해 +200℃정도였다.
이에 기초하여 끝마무리압연시의 온도계산 및 압연하중계산을 행하여 접합부에 있어서의 제7스탠드에의 하중변동은 +200tonf로 예측되었다.
또 미리 설정계산에 의해 압연기의 휨에대한 압연하중의 영향계수 α 및 압연기의 휨에대한 벤더력의 영향계수 β를 산출한바, α／β의 값은 0.1이되었다.
따라서 상기한 (1)식으로부터 하중변동에 대응하는 벤더력은 +20tonf／chock로 산출되고 제7스탠드의 벤더력의 변화량을 그와같이 설정했다.
실시예 1과마찬가지로 접합장치에있어서 접합직후에 접합부의 위치를 추적장치에 기억시켜 강편의 속도에 기초하여 추적하여 그 접합부가 제7스탠드에 도달한때에 벤더력을 변화시켰다.
이때의 제7스탠드에있어서 작용한 벤더력, 형상경사도, 및 접합부의 단말부에 발생한 장력을 제11도에 나타낸다.
판의폭 중앙에 잔존하는 미접합부의 단말부에 인장력이 작용하지않고 파단되는일이없이 압연할수가 있었다.
[실시예 3]
실시예 1과 같이해서 벤더력의 변화량을 결정하고 제7스탠드에있어서 벤더력을 변화했다. 이때의 벤더의 변화시간은 제7스탠드에있어서의 접합부의 추적오차시간 0.3초, 벤더의 응답지연시간 0.2초에 기초하여 0.8초로 설정했다.
제8도에 제7스탠드에 있어서의 벤더력, 경사도, 및 접합부의 폭단말에 생긴 장력의 발생상황을 나타낸다.
실시예 1에 있어서는 벤더의 변화시간을 0.5초로 설정하고 제7스탠드의 추적오차시간이 0.3초이기 때문에 접합부이외의 부위에서 벤더력변화가 일어날 때가 있고 접합부에서의 중앙신장이 다소 발생하여 판의 파단이 염려되었으나 추적오차시간을 고려해서 벤더력의 변화시간을 설정하므로서 판의 파단을 초래하는일이없이 압연할수가 있었다.
[실시예 4]
강편 접합부에서의 벤더력변화를 제5, 6, 7스탠드에서 실시했다.
벤더력의 변화패턴은 구형으로하고 벤더력변화시간은 제5∼7스탠드에서의 접합부의 추적오차시간의 최대치 0.3초 (제7스탠드의 값), 벤더응답지연시간 0.2초에 기초하여 0.8초로 설정했다.
실시예 1과 같이 압연을 실시하기에앞서 계산을 행한바 제5∼7스탠드에 있어서의 접합부의 하중변동은 각각 -100tonf, -150tonf, -200tonf이며 이에 대응하는 벤더력은 각각 -10tonf／chock, -15tonf／chock, -20tonf／chock 로서 각 스탠드에 있어서의 벤더력의 변화량을 각각에 대응하도록 설정했다.
제9도에 본발명의 실시예를 나타낸다.
제9도는 최종스탠드(제7스탠드)에 있어서의 각각의 압연하중, 벤더지령치, 벤더력, 판의 폭단말로부터 25㎜내측의 점에있어서의 판크라운, 경사도, 장력의 시간추이를 나타낸 것이다.
또 제10도에 접합부에 대해 종래의 벤더에의한 하중연동피이드백제어를 적용한경우의 예를 나타낸다.
도면중의 부호는 제9도와 같다.
종래의 벤더에의한 하중연동피이드백제어를 제10도에 나타내는바와같이 강편의 접합부에 있어서 압연하중은 200tonf정도 감소하는것에 대해 벤더력의 변화량은 -20tonf／chock에 상당하고 접합부의 하중변동은 0.2sec정도의 시간내에 생기는 급격한것이였다.
종래의 피이드백제어에서는 응답지연으로부터 추종불가능하며 접합부에 있어서 큰 벤더력이 작용하지않고 접합부에서의 판크라운은 감소하고 접합부의 판의 단말부에 생기는 장력은 3kgf／㎟ 정도이며 압연중에 판이 접합부로부터 파단되었다.
한편 접합부압연시에 벤더력을 패턴으로 변화한 접합부를 포함하는 그 주변에서 벤더력을 변화한 제9도에 나타낸바와 같은 본발명에의한 방법을 적용한경우에는 정상영역에대한 접합부 바로아래의 판크라운의 변동량도 극히 적게되고 접합부의 폭단말에 생기는 장력도 경감되고 그 결과 접합부의 폭단말에 있어서는 인정력에의한 악영향이 없어지고 압연중에 판이 파단되는일은 없었다.
실시예 5∼6에 대해서는 제5도에 나타내는바와같은 압연설비(제7스탠드 탄뎀압연기, 전스탠드페어크로스식 압연기, WR벤더력 각스탠드 ±1000kN／c)를 사용하고 두께 30㎜, 폭 1000㎜가되는 강편 (강종류 : 저탄소강)의 접합처리(유도가열에의해 가열, 승온시켜서 소정의 온도로 강편을 상호 압압하는 접합방식)와 끝마무리판의 두께를 1.0㎜로하는 하기의 요령에 따른 연속열간압연을 실시해서 판의 통과상황에대해 조사했다.
[실시예 5]
강편의 접합직후에 있어서의 접합부의 온도는 정상부에 비교하여 약 100℃정도 높았다.
종래법에 따라 압연한 제6스탠드와 제7스탠드의 사이에서의 접합부에 있어서의 판의 두께감소량은 0.23㎜였다.
이때 제6스탠드∼제7스탠드간에서의 판의 파단이 생기지않게하기위해 필요한 접합부단면적을 얻기위해서는 접합부의 판의 두께가 정상부와 동일할 필요가있는것으로부터 제6스탠드를 기준의 스탠드로하고 그 목표출구측판의 두께를 1.56㎜로 결정하고 이것에 기초하여 다른 스탠드에서의 목표출구측판의 두께를 결정했다.
이때 제6스탠드에 있어서의 압하위치의 변경량 △S는 +0.6㎜였다.
본발명에 따라 압연하는경우의 각 스탠드의 정상부 및 접합부의 목표출구측 판의 두께(스케줄)을 표 Ⅱ에 나타낸다.
[표 II]
표 Ⅱ에 나타낸 비율 (had／hac)가 1.0보다도 큰 스탠드에서 본발명에 따른 압하위치의 변경을 행했다.
또한 판의 두께 변화시간(제5도 참조)은 어느경우도 △T=2.0초, △T1=0.6초, △T2=0.6초, △T3=0.8초로했다.
강편접합처리의 완료직후에 접합부의 위치를 추적장치에 기억시켜 강편의 반송속도에 기초하여 추적을 행했다.
그 결과 본발명에 따르면 접합부주변에서의 질량흐름의 균형이 유지되고 과대한 장력의 발생이 없고 안정적으로 압연할수 있었다.
표 Ⅱ 의 제6스탠드에 있어서의 접합부주변의 출구측판의 두께의 변동상황을 제16도에 마찬가지로 표 Ⅱ의 계획에 있어서 접합부의 주변을 압연한때의 제6스탠드∼제7스탠드간의 장력의 변동상황을 제17도에 각각 나타낸다.
한편 종래방법으로서 접합부와 정상부를 동일한 목표출구측 판의 두께로해서 압연한 경우에 있어서는 제6스탠드와 제7스탠드와의 사이에있어서의 장력변동이 크고 접합부에 과대한 장력이 작용해서 판이 파단되어 압연을 계속할수가 없었다.
[실시예 6]
압하위치의 변경패턴을 구형패턴(비교예, 제16도의 1점사슬금참조)으로한 경우와 대형패턴으로한 경우(적합예, 제17도의 1점사슬금참조)에 대해서 각각 열간압연을 실시해서 판의 통과상황을 조사했다.
끝마무리판의 두께는 1.0㎜, 목표출구측 판의 두께는 표 II의 계획표대로하고 기타의 조건은 실시예 1과 같이했다.
접합부의 위치를 추적하여 판의두께 변화개시점이 각 스탠드에 도달한때에 구형패턴에따른 압하위치변경지령을 출력시켜서 판의두께변화를 행하기위해 압하위치의 변경을 행한 비교예에 있어서는 추적오차에의해 제7스탠드에서의 판의두께 변화개시점이 제6스탠드에서의 변화개시점에 대해 0.2초정도 어긋나고 (압하위치변경지령을 출력시킨 0.2초후에 제6스탠드에서의 판의두께 변화개시점이 제7스탠드에 도달) 제7스탠드에서의 판의두께 변화개시시에 과대한 장력이 발생하여 접합부에있어서 판의 파단을 피할 수가 없었다.
제7스탠드의 출구측 판 두께 및 제6∼제7스탠드간에 있어서의 장력의 변동상황을 제16(a), (b)도에 나타낸다.
판의두께변화패턴을 대형패턴(제17도의 1점사슬금참조)으로한 본발명에 따른 적합예에 있어서는 제7스탠드에 있어서 압하위치변경지령을 출력시킨 0.2초후에 제6스탠드에서의 판의두께 변화개시부가 제7스탠드에 도달했으나 압하위치변경패턴이 대형패턴이기 때문에 질량흐름의 변동은 적고 장력변동이 억제되어 안정된 판의 통과가 가능했다.
제17(a), (b)도에 제7스탠드의 출구측판의두께 및 제6∼제7스탠드간의 장력의 변동상황을 나타낸다.
실시예 6∼7에 대해서는 제5도에 나타내는것과같은 연속끝마무리압여설비(7스탠드탄뎀, 전스탠드페어크로스식 압연기, WR벤더력 각 스탠드 ± 1000tonf／c) 에 있어서 저탄소강편 ( 폭 1500㎜, 판의 두께 30㎜)에 접합처리를 실시하여 본발명의 접합부압연방법을 적용해서 연속열간압연을 행하여 2.0㎜의 강판으로 끝마무리압연했다.
접합방법은 유도가열에 의해 선행강편의 후단부 및 후행강편의 선단부를 가열하여 그들을 상호 압압하므로서 접합하는방법을 채용했다.
[실시예 7]
끝마무리제7스탠드에 있어서 접합부에 있어서의 판의 두께가 정상부에 대해 0.5㎜ 정도 얇아지기 때문에 접합부 및 그 전후 5㎜의 범위에있어서 판의두께를 정상부에 대해서 0.5㎜두껍게되도록 압연했다.
이에대해 본발명의 WR벤더력변화를 실시한때의 하중변동이나 판형상변화를 제22(a)도에 실시하지않은 경우를 제22(b)도에 나타낸다.
판의두께 변화시에는 압연하중이 정상부에 비해 250tonf감소했다.
이에대해 본발명의 벤더력변화량은 전술한 방법에 의해 -50tonf로 산출되고 벤더력은 판의 두께변화패턴과 같이 테이퍼상으로 변화시켰다.
본발명을 실시하지않은 경우에는 판의 두께변화에 있어서 압연하중이 저감되므로서 판의형상이 중앙신장이되고 접합부에서 파단되었다.
그러나 본발명에 따라 벤더력을 변화시키므로서 접합부주변에서의 형상변화는 억제되고 안정된 판의통과가 가능하게 되었다.
[실시예 8]
프로필계를 사용한 다이나믹한 판크라운제어가 적용된경우에 청구항5의 본발명을 적용한 결과를 제23도에 나타낸다.
실시예 1과같이 끝마무리 제7스탠드에 있어서 접합부에 있어서의 판의 두께가 정상부에대해 0.5㎜ 얇게되기때문에 접합부 및 그 전후의 5㎜의 범위에있어서 판의 두께를 정상부에대해 0.5㎜두껍게 되도록 압연했다.
이때 판의두께 변화부에서는 압연하중이 정상부에비해 250tonf 감소했다. 이에대해 본발명의 벤더력변화량은 전술한 방법에 의해 -50tonf으로 산출되었다.
그러나 코일내의 온도변화에 의해 생기는 하중변동에 기인한 판크라운변동을 억제하기위해 판크라운제어의 출력이 벤더력지령치로서 부여되고 접합부 및 그 전후구역이 제7스탠드에 도달하기전에 벤더력은 -70tonf까지 변화해있었다.
설비상의 벤더력의 하한치는 -100tonf이며 벤더력변화가능량은 -30tonf 밖에 없기때문에 제23(a)도에 나타내는바와같이 판의 두께변화부에서 충분한 벤더력변화량을 확보할 수가 없고 판의형상이 중앙신장되어 판의 통과를 저해했다.
다음에 제23(b)도에 청구항 6의 본발명을 적용한 결과를 나타낸다.
같은모양으로 접합부 및 그 전후의 구역이 제7스탠드에도달하기전에 벤더력은 -70tonf까지 변화하고있었으나 벤더력변화개시전에 크로스각을 0.7deg 변경하고 판의형상을 변화시키지않도록 그것에 동기해서 벤더력을 -70tonf로부터 50tonf까지 변화했다.
이것에의해 판의 두께변화시에 생기는 하중변동에 대해 충분한 벤더력변화량을 확보할 수가 있고 접합부주변에서 형상변화를 발생시키는 일 없이 안정되게 판을 통과시킬 수 있었다.
본발명에 의하면 강편의 연속열간압연에 있어서, 접합부를 압연하는때에 생기는 형상변화에 기인하는 인장력을 경감시킬수 있기때문에 압연중에 판이 파단되는일은 없어지고 판의 통과성의 향상에의해 안정된 조업을 행할수있게 되었다.

Claims (8)

  1. 선행강편의 후단부와 후행강편의 선단부를 맞대어접합한후 벤딩기능의 워크로울을 가진 복수의 스탠드를 배치한 연속열간압연설비를 공급해서 끝마무리압연함에 있어서, 끝마무리압연에 앞서 강편의 접합부로 인한 비정상영역의 접합부압연에 있어서 생기는 압연하중의 변동치를 예측하여 이 압연하중의 변동치로부터 강편의 접합부 압연시의 워크로울의 벤더력변화량을 산출함과 동시에 그 변화량을 고려하여 벤더력변화패턴을 결정하고 이어서 강편의 접합부를 그 접합직후부터 추적해서 1개이상의 스탠드에 있어서 상기한 패턴을 따라 벤더력을 조정해서 강편접합부를 압연하는것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법.
  2. 제1항에 있어서, 강편의 접합부가 i 번째의 스탠드에 도달할 때까지의 시간의 계산치와 실측치간의 차이를 추적오차시간(Ti)으로하고, 강편의 접합부의 하중변동에 대응하는 벤더력의 실부하시간이 2Ti 이상이 되도록 벤더력변화패턴을 결정하는것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법.
  3. 제2항에 있어서, 복수의 스탠드에서 실시할 때 강편의 접합부가 i 번째의 스탠드에 도달하기까지의 시간의 계산치와 실측치와의 차이를 추적오차시간(Ti)으로하고, 이 오차시간이 최대가 되는 스탠드의 Ti을 사용해서 벤더력변화패턴을 결정하는 것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법.
  4. 제1항 또는 2항에 있어서, 각 스탠드에서 선행강편 및 후행강편의 정상영역 목표출구측 판의 두께보다 강편 접합부의 목표출구측 판의 두께를 더 두껍게 설정하고, 강편 접합부가 각 스탠드에 도달하기전의 강편출구측 판의 두께는 접합부 목표출구측 판의 두께로 되고 또한 접합부가 스탠드를 통과한 후의 강편출구측 판의 두께는 정상부 목표출구측 판의 두께로 되도록 각 스탠드의 압하위치를 변경하는 것을 특징으로하는 강편의 연속열간압연방법.
  5. 제4항에 있어서, 접합부 및 접합부 전후구간의 판의 두께가 두꺼워져 생기는 압연하중변동 및 그 하중변동에 의해 생기는 압연재 판의 형상변화를 제어할 수 있는 워크로울 벤더력변화량을 온라인 혹은 오프라인으로 산출하는 수단을 구비하고, 접합부 및 그 전후구간의 판의 두께를 정상영역에 대해 두껍게 압연하는 부분에서 상기 장치에 의해 미리 산출된 소정의 벤더력변화량에 따라 벤더력을 변화시키는 것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법.
  6. 제4항에 있어서, 압연기에 워크로울벤더와 다른 형상제어작동기를 구비하고 접합부 및 접합부 전후구간에서의 벤더력변화량에 따라 벤더력 변화전에 다른 형상제어작동기의 제어량을 변화시키고, 그 변화개시점과 변화종료점에서 압연재의 형상변화가 생기지않도록 작동기제어량의 변화에 동기해서 미리 벤더력을 변화시켜 판의 두께변화부에서 변화될 벤더력이 적어도 벤더능력이내가 되도록 하는것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법.
  7. 제4항에 있어서, 압연기에 워크로울벤더와 로울크로스장치를 구비하고 접합부 및 접합부 전후구간에서의 벤더력변화량에 따라 벤더력 변화전에 로울크로스각의 주행간변경을 실행하고, 크로스각 변경개시점과 변경종료점에서 압연재의 형상변화가 생기지않도록 크로스각변경에 동기해서 미리 벤더력을 변화시켜 판의 두께변화부에서 변화될 벤더력이 적어도 벤더능력이내가 되도록 하는것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법.
  8. 제4항에 있어서, 압연기에 워크로울벤더와 로울이동장치를 구비하고 접합부 및 접합부 전후구간에서의 벤더력변화량에 따라 벤더력 변화전에 로울이동량의 주행간 변화를 일으키고, 이동량 변화개시점과 변화종료점에서 압연재의 형상변화가 생기지않도록 이동량변화에 동기해서 미리 벤더력을 변화시켜 판의 두께변화부에서 변화될 벤더력이 적어도 벤더능력이내가 되도록 하는것을 특징으로하는 강편접합부의 압연방법.
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