JP2019123003A - 張力制御方法 - Google Patents

Abstract

【課題】圧延条件毎のテーブル値等を使用せずに、ユニバーサル圧延機−エッジャー圧延機間の張力を高精度で制御し、通材の安定化並びに製品寸法精度の向上を図る、張力制御方法の提供。【解決手段】第１ユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機との間の無張力状態の、第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１＊＊とエッジャー圧延機の圧延トルクＧＥ＊＊を記憶し、圧延トルクＧＵ１＊＊と被圧延材が第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後の第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１との差分の圧延トルク偏差ΔＧＵ１’＝ＧＵ１＊＊−ＧＵ１と、圧延トルクＧＥ＊＊と被圧延材が第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後のエッジャー圧延機の圧延トルクＧＥとの差分の圧延トルク偏差ΔＧＥ’＝ＧＥ＊＊−ＧＥと、が式（１１）を満たす様に第２ユニバーサル圧延機の回転数を制御する、張力制御方法。ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’＝０・・・（ＩＩ）【選択図】図４

Description

本発明は、例えばＨ形鋼、Ｔ形鋼、Ｉ形鋼といった形鋼を製造するユニバーサル圧延機を用いた形鋼圧延での張力制御方法に関する。

連続圧延機を用いた圧延プロセスにおいては、各圧延機間の材料張力は、材料の厚みや幅といった寸法を決定するための重要な要素である。従って、製品寸法を良好に保つためには、圧延機間の張力を好適に制御することが求められる。このような事情に鑑み、従来、種々の圧延機（圧延スタンド）間での張力制御を行う技術が創案されている。

例えば、特許文献１、２には、連続圧延機の各スタンド間において張力制御を行う技術が開示されている。具体的には、特許文献１では、各圧延スタンドの圧延トルク、圧延荷重、前方張力、後方張力の関係を線形式で関係付け、圧延トルク及び圧延荷重の測定値に基づき前方張力及び後方張力を推定し、その推定値を目標値とすることで制御を行っている。また、特許文献２では、第１スタンドと第２スタンドの圧延トルク偏差を影響係数を用いて合計したトルク偏差を用いて第３スタンドの速度補正を行うような張力制御が開示されている。

ところで、例えばＨ形鋼、Ｔ形鋼、Ｉ形鋼といった形鋼の製造においては、中間圧延以降で効率的に被圧延材を延伸させるためにユニバーサル圧延機が用いられることが知られている。ユニバーサル圧延機を用いた形鋼の圧延では、被圧延材に未圧下となる部分が存在し、当該未圧下の部分を圧下・整形するエッジャー圧延機とユニバーサル圧延機とは対になって配置されるのが一般的である。また、リバース圧延時の往復回数を少なくするために、第１ユニバーサル圧延機と、エッジャー圧延機と、第２ユニバーサル圧延機と、をこの順で３スタンド配置し、これら３スタンドの圧延機がいわゆるタンデム圧延状態となるような構成が知られている。

特開２００８−１８３５９４号公報 特開平５−３３６７９２号公報

上述したようなユニバーサル圧延機やエッジャー圧延機を用いた形鋼の製造においても、スタンド間の張力制御は必須であるが、上記特許文献１に記載の技術では、スタンド間張力を線形式から推定するため、軽圧下圧延であるエッジャー圧延機との間の張力は予測が困難である。また、予め線形式を求める必要があるため、広範な実験や数値解析による線形式の作成が求められる。

また、上記特許文献２に記載の技術では、影響係数の算定方法が理論的でなく、圧延条件によっては、合計トルクとスタンド間張力との関係が変動し、安定した効果が得られない恐れがある。また、第１スタンドと第２スタンドとの間がドルーピング制御のため、これらスタンド間の張力は一定値にならない。

上記事情に鑑み、本発明の目的は、ユニバーサル圧延機及びエッジャー圧延機をタンデム状態で用いる連続圧延機において形鋼の圧延を行う場合に、圧延条件ごとのテーブル値等を使用しない単純な制御系で、ユニバーサル圧延機−エッジャー圧延機間の張力を高精度で制御し、通材の安定化ならびに製品寸法精度の向上を図ることが可能な張力制御方法を提供することにある。

前記の目的を達成するため、本発明によれば、ユニバーサル圧延機を用いた形鋼圧延での張力制御方法であって、第１ユニバーサル圧延機、エッジャー圧延機、第２ユニバーサル圧延機、がこの順に配置される製造ラインにおいて被圧延材に対しタンデム圧延を行う場合に、被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込む前に記憶した前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１＊と、被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込んだ後の前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１と、の差分ΔＧＵ１＝ＧＵ１＊−ＧＵ１に基づき、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となるように前記第１ユニバーサル圧延機の回転数を制御し、被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込む前であり、且つ、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となった後の、前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１＊＊及び前記エッジャー圧延機の圧延トルクＧＥ＊＊を記憶し、前記圧延トルクＧＵ１＊＊と被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後の前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１との差分である圧延トルク偏差ΔＧＵ１’＝ＧＵ１＊＊−ＧＵ１と、前記圧延トルクＧＥ＊＊と被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後の前記エッジャー圧延機の圧延トルクＧＥとの差分である圧延トルク偏差ΔＧＥ’＝ＧＥ＊＊−ＧＥと、が以下の式（１１）を満たすように前記第２ユニバーサル圧延機の回転数を制御することを特徴とする、張力制御方法が提供される。
ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’＝０ ・・・（１１）
但し、γは以下の式（６）で表される影響係数比であり、ΔＧＥは被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込んだ直後の当該エッジャー圧延機の圧延トルクと、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となった後の当該エッジャー圧延機の圧延トルクと、の差分である
−ΔＧＵ１／ΔＧＥ＝γ ・・・（６）

前記第１ユニバーサル圧延機、前記エッジャー圧延機、前記第２ユニバーサル圧延機のそれぞれの圧延トルクの値に替えて、各圧延機の圧延トルクを当該圧延機の圧延荷重で除した値であるトルクアーム係数（Ｇ／Ｐ）を用いて制御を行っても良い。

本発明によれば、ユニバーサル圧延機及びエッジャー圧延機をタンデム状態で用いる連続圧延機において形鋼の圧延を行う場合に、圧延条件ごとのテーブル値等を使用しない単純な制御系で、ユニバーサル圧延機−エッジャー圧延機間の張力を高精度で制御し、通材の安定化ならびに製品寸法精度の向上を図ることが可能な張力制御方法が提供される。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 ユニバーサル圧延機及びエッジャー圧延機の概略説明図である。 第１中間ユニバーサル圧延機−エッジャー圧延機−第２中間ユニバーサル圧延機からなる圧延機列の平面概略図である。 Ｕ１の圧延トルクＧＵ１とＥの圧延トルクＧＥの圧延トルク変化に関する模式図である。 図４の模式図中の状況Ａ〜状況Ｄに示す各状況での被圧延材の位置についての概略説明図である。

以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。なお、本明細書では、被圧延材として略Ｈ形断面の素材を用い、Ｈ形鋼製品を製造する場合に用いられるユニバーサル圧延機及びエッジャー圧延機を例として図示しているが、本発明の適用範囲はこれに限られるものではない。また、本明細書における「ユニバーサル圧延機」とは、形鋼圧延時に水平ロールと竪ロールを用いて大きな延伸を伴う圧延を行う圧延機を指し、「エッジャー圧延」とはユニバーサル圧延機と併せて用いられ極めて軽圧下な圧延を行う圧延機を指すものとし、本明細書では、それら圧延機に代わり「圧延スタンド」あるいは単に「スタンド」と呼称する場合もある。

（製造ラインの概略と従来の問題点）
図１は、本実施の形態にかかるＨ形鋼の製造ラインＴについての説明図である。図１に示すように、製造ラインＴには上流側から順に、加熱炉２、粗圧延機４、２機の中間ユニバーサル圧延機５、６、仕上ユニバーサル圧延機８が配置されている。また、２機の中間ユニバーサル圧延機５、６の間にはエッジャー圧延機９が設けられている。なお、以下では、説明のために製造ラインＴにおける鋼材を、総称して「被圧延材Ｓ」と記載し、各図において適宜その形状を破線・斜線等を用いて図示する場合がある。

図１に示すように、製造ラインＴでは、加熱炉２から抽出された例えばスラブ１１等の被圧延材Ｓが粗圧延機４において粗圧延される。次いで、中間ユニバーサル圧延機５、６において中間ユニバーサル圧延される。また、この中間ユニバーサル圧延とリバース圧延が可能な状態で、エッジャー圧延機９によって被圧延材の端部等（フランジ相当部１２）に対して圧下が施される。通常の場合、粗圧延機４（複数基設置される場合もある）のロールには、合わせて４〜６個程度の孔型が刻設されており、これらを経由して複数パスのリバース圧延でドッグボーン形状のＨ形粗形材１３が造形され、該Ｈ形粗形材１３を第１中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９−第２中間ユニバーサル圧延機６からなる圧延機列を用いて、複数パスの圧下が加えられ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。

図１に示す製造ラインＴにおいて、Ｈ形粗形材１３に対し第１中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９−第２中間ユニバーサル圧延機６からなる圧延機列を用いて、複数パスの圧下を加え、中間材１４を造形する場合に、各ユニバーサル圧延機では図２（ａ）に示すように、フランジ先端部が未圧下（図中破線部参照）となるため、図２（ｂ）に示すように、エッジャー圧延機で当該未圧下の部分を整形・圧下するような圧延が行われる。

このようなユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機をタンデム状態として用いる場合に、被圧延材Ｓが形鋼である場合、被圧延材剛性が大きいため、鋼帯圧延時等に用いられるルーパー（張力制御装置）を使った圧延スタンド間張力制御は困難である。また、形鋼の圧延では、圧延スタンド間での被圧延材のたくれといった通材不良を予防し、安定的な通材を確保するために、噛み込み時にはスタンド間張力が引っ張り気味となるような回転数に設定することが一般的であった。即ち、形鋼の圧延において製品寸法を良好に保つためには、被圧延材噛み込み後にスタンド間の張力を好適に制御することが求められる。

また、エッジャー圧延機はユニバーサル圧延機に比べて圧下量が小さく、圧延荷重、圧延トルクともに小さいため、エッジャー圧延機の回転数を急激に変化させると、被圧延材Ｓのスリップ等が生じる恐れがある。このような事情に関し、従来はユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機との間には張力が発生しないとして張力制御を行うことが試みられてきた。しかしながら、実際にはユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機との間にも張力は発生しており、従来の張力制御は誤差を含むものであるため、被圧延材の寸法精度の悪化やスリップ、圧縮力によるたくれといった現象が生じる恐れがあった。

上記事情に鑑み、例えば特許文献２「特開平５−３３６７９２号公報」ではユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機との間の張力に言及しているものの、上述したように、ユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機との圧延トルク偏差を求める際の影響係数の算定が十分理論的ではないため、更なる張力制御の高精度化が求められている。

（本発明に係る張力制御方法）
次に、図１に示す製造ラインＴにおいて、特に第１中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９−第２中間ユニバーサル圧延機６からなる圧延機列における張力制御について説明する。図３は、第１中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９−第２中間ユニバーサル圧延機６からなる圧延機列３０の平面概略図であり、当該圧延機列３０では、図中に破線矢印で示すようにリバース圧延が行われる。この時、第１中間ユニバーサル圧延機５、エッジャー圧延機９、第２中間ユニバーサル圧延機６の３台の圧延機（圧延スタンド）のスタンド間距離はいずれも被圧延材Ｓの長手方向長さよりも十分に短い距離であり、いわゆるタンデム圧延状態で被圧延材Ｓの圧延は行われる。

図３のような状態で圧延が行われる場合に、第１中間ユニバーサル圧延機５をＵ１、エッジャー圧延機９をＥ、第２中間ユニバーサル圧延機６をＵ２と略称し、各圧延機の圧延トルクとスタント間張力との関係について検証する。先ず、Ｕ１、Ｅ、Ｕ２の圧延トルク（Ｇ）をそれぞれＧＵ１、ＧＥ、ＧＵ２とすると、これらＧＵ１、ＧＥ、ＧＵ２は以下の式（１）〜（３）で表される。
ＧＵ１＝ＧＵ１０−ａ_１２Ｔ_１２ ・・・（１）
ＧＥ＝ＧＥ０＋ｂ_２１Ｔ_１２−ａ_２３Ｔ_２３ ・・・（２）
ＧＵ２＝ＧＵ２０＋ｂ_３２Ｔ_２３ ・・・（３）
但し、ＧＵ１０、ＧＵ０、ＧＵ２０は、Ｕ１、Ｅ、Ｕ２の無張力状態での圧延トルクを示し、Ｔ_１２はＵ１−Ｅ間の張力、Ｔ_２３はＥ−Ｕ２間の張力を示す。また、ａ、ｂは圧延トルクに対する張力の影響係数であり、ａ_１２はＵ１−Ｅ間でのＵ１に係る影響係数、ａ_２３はＥ−Ｕ２間でのＥに係る影響係数、ｂ_２１はＵ１−Ｅ間でのＥに係る影響係数、ｂ_３２はＥ−Ｕ２間でのＵ２に係る影響係数である。
なお、この圧延トルクに対する張力の影響係数ａ、ｂは、板圧延ではロール半径に等しいが、形鋼圧延では被圧延材の各部位で対応するロール径が変化するため、圧延条件によって変化する値である。

また、被圧延材Ｓがエッジャー圧延機９（Ｅ）に噛み込む前と後の第１中間ユニバーサル圧延機５（Ｕ１）の圧延トルク変化は以下の式（４）で表される。
（ＧＵ１０−ａ_１２×０）−（ＧＵ１０−ａ_１２Ｔ_１２）＝ａ_１２Ｔ_１２ ・・・（４）
上記式（４）から明らかなように、Ｕ１とＥとの間のスタンド間張力は、Ｕ１のトルク変化に比例するので、この関係性に基づき、Ｕ１の回転数（圧延速度）を変更することで、Ｕ１とＥとの間を無張力状態とすることが可能である。

そして、被圧延材Ｓがエッジャー圧延機９（Ｅ）に噛み込んだ後の、Ｕ１−Ｅ間における張力状態と、張力静定後（無張力化後）と、の間の圧延トルク変化として、Ｕ１の圧延トルク変化をΔＧＵ１、Ｅの圧延トルク変化をΔＧＥとすると、ΔＧＥは以下の式（５）で表される。
ΔＧＥ＝（ＧＥ０＋ｂ_２１×０）−（ＧＥ０＋ｂ_２１×Ｔ_１２）＝−ｂ_２１Ｔ_１２ ・・・（５）

また、ΔＧＵ１及びΔＧＥと影響係数ａ１２、ｂ２１との間の関係に関し、ΔＧＵ１とΔＧＥを測定し、式（４）及び式（５）を参照することで、影響係数ａ_１２とｂ_２１との比（影響係数比）γが以下の式（６）に示すように求められる。
−ΔＧＵ１／ΔＧＥ＝ｂ_２１／ａ_１２＝γ ・・・（６）

続いて、被圧延材Ｓが第２中間ユニバーサル圧延機６（Ｕ２）に噛み込む前（Ｕ１−Ｅ１間の張力静定後）と後のＵ１及びＥの圧延トルク変化をΔＧＵ１’、ΔＧＥ’とすると、これらΔＧＵ１’、ΔＧＥ’は以下の式（７）、（８）で表すことができる。
ΔＧＵ１’＝ａ_１２Ｔ_１２ ・・・（７）
ΔＧＥ’＝ａ_２３Ｔ_２３−ｂ_２１Ｔ_１２ ・・・（８）
そして、式（７）、（８）からＴ_１２を消去することで、以下の式（９）が導き出される。
ａ_１２ａ_２３Ｔ_２３＝ａ_１２ΔＧＥ’＋ｂ_２１ΔＧＵ１’ ・・・（９）
更に、式（９）に対し上記式（６）の影響係数比γを用い、以下の式（１０）が導出される。
ａ_２３Ｔ_２３＝ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’ ・・・（１０）
γは式（６）で示すように、実測値であるΔＧＵ１とΔＧＥから算定可能な値であるため、式（１０）の右辺は実測値のみから定まる。即ち、式（１０）の右辺であるΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’が０（無張力）となるように回転数制御（張力制御）を行うことで、Ｅ−Ｕ２間の張力Ｔ_２３を０（無張力）にすることができる。つまり、以下の式（１１）を満たすような制御が行われる。
ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’＝０ ・・・（１１）
なお、各圧延機における回転数制御の制御方式は、一般的に知られる方法、例えばＰＩ制御を採用すればよい。

以上の式（１）〜（１１）を参照して説明した張力制御方法についてグラフ、図面を用いて説明する。図４はＵ１の圧延トルクＧＵ１とＥの圧延トルクＧＥの圧延トルク変化に関する模式図であり、図５は当該模式図中のＡ〜Ｄに示す各状況での被圧延材Ｓの位置についての概略説明図である。これら模式図や説明図を参照して、状況Ａ〜Ｄでの張力制御について説明する。

１）図４に示す状況Ａの時点では、被圧延材Ｓは、図５（ａ）に示すように、Ｕ１のみに噛み込んでいる。この時点でのＵ１の圧延トルクＧＵ１＊を記憶する。
２）図４に示す状況Ｂの時点では、被圧延材Ｓは、図５（ｂ）に示すように、Ｅに噛み込んだ後である。この時点でのＥの圧延トルクＧＥ＊と、ΔＧＵ１＝ＧＵ１＊−ＧＵ１を記憶する。その後、ＧＵ１＝ＧＵ１＊となるように、圧延機の回転数を制御する。回転数を制御する圧延機はＵ１であることが望ましい。これは、Ｅの回転数を制御すると過剰応答となる懸念があるからである。
３）図４に示す状況Ｃの時点では、上記２）の回転数の制御により、Ｕ１−Ｅ間が無張力に静定される。この時点でのＥの圧延トルクＧＥ＊＊と、Ｅ噛み込み時のＥの圧延トルクＧＥ＊との差ΔＧＥを算出し、影響係数比γ＝−ΔＧＵ１／ΔＧＥを算出する。また、無張力状態（静定状態）での各圧延機Ｕ１、Ｅの圧延トルクとして、ＧＵ１＊＊及びＧＥ＊＊を記憶する。
４）図４に示す状況Ｄの時点では、図５（ｄ）に示すように、Ｕ２に噛み込んでいる。上記記憶した値に基づき、この時点での状況Ｃとの圧延トルク変化であるΔＧＵ１’＝（ＧＵ１＊＊−ＧＵ１）と、ΔＧＥ’＝（ＧＥ＊＊−ＧＥ）を算出する。そして、ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’＝０となるように圧延機の回転数を制御する。ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’はＥ−Ｕ２間の張力に比例するので、ＥあるいはＵ２の回転数を制御する必要があるが、Ｅの回転数を制御すると過剰応答となる懸念があるため、Ｕ２の回転数を制御することが望ましい。

以上、図４及び図５を参照して１）〜４）で説明した張力制御方法を圧延機列３０でのタンデム圧延において採用することで、各圧延スタンド間（Ｕ１−Ｅ間及びＥ−Ｕ２間）で張力制御が高精度で行われ無張力状態を維持しつつ圧延を実施することが可能となる。これにより、圧延スタンド間での被圧延材の通材性が向上し、寸法精度の悪化やスリップ、圧縮力によるたくれ等が防止される。

また、本実施の形態では、上記式（１）〜（１１）を用いて説明したように、圧延条件ごとのテーブル値等を使用せず、測定可能な圧延トルクやその変化、あるいは算出可能な影響係数比γといった数値を用いた単純な制御系でもってＵ１−Ｅ−Ｕ２からなる圧延機列３０での各スタンド間張力を高精度で制御することができる。

以上、本発明の実施の形態の一例を説明したが、本発明は図示の形態に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

上記実施の形態に係る張力制御方法では、被圧延材Ｓの圧延時の温度変化については特に言及していない。しかしながら、被圧延材Ｓの寸法が長手方向に長い場合に、Ｕ１−Ｅ−Ｕ２との圧延機列３０でタンデム圧延を行う際に被圧延材Ｓの温度が変化し、その温度変化に伴い各圧延機の圧延トルクが変動してしまう恐れがある。温度変化による圧延トルクの変動を考慮せずに上記実施の形態に係る張力制御方法を適用すると、当該変動に伴う誤差が生じてしまう恐れがある。

このような事情に鑑み、上記実施の形態に係る張力制御方法の変形例として、式（１）〜（１０）等で用いられる圧延トルク（Ｇ）の値に替えて、圧延トルク（Ｇ）を荷重（Ｐ）で除した値であるトルクアーム係数（Ｇ／Ｐ）を用いても良い。トルクアーム係数（Ｇ／Ｐ）を圧延トルクに替えて用い、本発明に係る張力制御方法を実施することで、被圧延材Ｓの温度変化に伴う圧延トルク変化の影響を除外し、スタンド間張力の制御を行うことができる。

また、上記実施の形態では、Ｕ１−Ｅ−Ｕ２からなる圧延機列３０を含む製造ラインＴにおいてＨ形鋼製品を製造する場合を例示して図示、説明したが、本発明に係る張力制御方法の適用範囲はこれに限られるものではない。即ち、本発明の適用範囲は、２機のユニバーサル圧延機とエッジャー圧延機からなるＵ１−Ｅ−Ｕ２との圧延機列を採用した製造ラインであれば良く、例えばＩ形鋼、Ｔ形鋼、軌条といったフランジとウェブを有するような各種形鋼の製造技術に適用可能である。

上記実施の形態において図３を参照して説明したＵ１−Ｅ−Ｕ２からなる構成の圧延機列を用いてＨ形鋼製品の製造を行う場合に、本発明に係る張力制御方法と従来技術に係る張力制御方法の両方によってＥ−Ｕ２間の張力制御を行い、Ｅ−Ｕ２間の張力状態を比較した。なお、従来技術に係る張力制御方法としては、特許文献２「特開平５−３３６７９２号公報」に記載された制御方法を用いた。

比較例の場合、Ｕ１−Ｅ間で無張力制御を行わず、γに相当する配分比としてＵ２への噛み込み前後の圧延トルク変化δＧＵ１、δＧＥの比αを用いている。
上記実施の形態で式（１）〜（３）を挙げて説明した定義に従い、比較例で用いるδＧＵ１、δＧＥの比αは以下の式（１２）で示される。
α＝δＧＥ／δＧＵ１＝（−ｂ_２１ΔＴ_１２＋ａ_２３Ｔ_２３）／ａ_１２ΔＴ_１２＝−ｂ_２１／ａ_１２＋ａ_２３Ｔ_２３／ａ_１２ΔＴ_１２ ・・・（１２）
ここで、ΔＴ_１２はＵ２への被圧延材噛み込み前後のＵ１−Ｅ間の張力変化である。
上記実施の形態の式（６）と、上記式（１２）を比較すると、式（１２）の右辺第２項に記載された「ａ_２３Ｔ_２３／ａ_１２ΔＴ_１２」が相違点であり、この分だけ誤差を生じることが推定される。

実施例及び比較例として、Ｅ−Ｕ２間の張力状態を評価した。その方法としては、３スタンド噛み込み状態のＵ２の圧延トルクとＵ１およびＥを蹴出した後のＵ２の圧延トルクを比較した。
上記実施の形態で説明したように、Ｕ２の圧延トルクとＥ−Ｕ２間の張力の関係は以下の式（３）で与えられる。
ＧＵ２＝ＧＵ２０＋ｂ_３２Ｔ_２３ ・・・（３）
３スタンド噛み込み状態のＵ２の圧延トルクをＧＵ２^Ｔとし、Ｕ１、Ｅ蹴出し後のＵ２の圧延トルクをＧＵ２^Ｆとすると、ＧＵ２^Ｆ＝ＧＵ２０なので、ΔＧＵ２＝ＧＵ２^Ｔ−ＧＵ２^Ｆ＝ｂ_３２Ｔ_２３ となり、Ｕ２のトルク変化量ΔＧＵ２はＥ−Ｕ２間の張力に比例するので、これをスタンド間張力制御誤差を示す指標として用いる。ΔＧＵ２が＋（正）の場合には、Ｅ−Ｕ２間に圧縮力が作用し、ΔＧＵ２が−（負）の場合には、Ｅ−Ｕ２間の張力が作用していたことになる。
同一ロット内での被圧延材の圧延において、張力制御方式を本発明技術（実施例）と従来技術（比較例）とで切り替えて、ΔＧＵ２を調査した。調査は、Ｈ２００×１００×５．５／８、Ｈ２５０×１２５×６／９、Ｈ３００×１５０×９／１３、Ｈ４００×２００×７／１１の４サイズの被圧延材で実施した。ここでの各数値は、「ウェブ高×フランジ幅×ウェブ厚／フランジ厚（ｍｍ）」である。

（実施例）
実施例として、上記実施の形態で説明した１）〜４）の張力制御方法を用いて張力制御を行い、全３スタンドがタンデム状態である場合のＵ２の圧延トルクＧＵ２^Ｔと、被圧延材がＵ１、Ｅを蹴出した後のＵ２の圧延トルクＧＵ２^Ｆを比較した。実施例では、タンデム状態とＵ１、Ｅ蹴出し後とでは、Ｕ２の圧延トルクの変化は±２％以内と極わずかな変化であり、被圧延材の振動もなく安定した通材であった。

（比較例）
一方、比較例として、特許文献２に記載の張力制御方法を用いて張力制御を行い、全３スタンドがタンデム状態である場合のＵ２の圧延トルクＧＵ２^Ｔと、被圧延材がＵ１、Ｅを蹴出した後のＵ２の圧延トルクＧＵ２^Ｆを比較した。比較例では、タンデム状態とＵ１、Ｅ蹴出し後とでは、Ｕ２の圧延トルクの変化は条件毎に大きく変化し、その範囲は±３０％であった。また、比較例では、ΔＧＵ２が２０％以上の時に、圧延時にＥ−Ｕ２間で圧縮力に起因すると考えられる被圧延材の振動が生じていた。

実施例と比較例の結果に鑑み、本発明に係る張力制御方法を用いることで、従来に比べ圧延機の圧延トルクの変動を抑えることが可能となり、圧延スタンド間での被圧延材の通材性や寸法精度の向上が図られることが分かった。

本発明は、例えばＨ形鋼、Ｔ形鋼、Ｉ形鋼といった形鋼を製造するユニバーサル圧延機を用いた形鋼圧延での張力制御方法に適用できる。

２…加熱炉
４…粗圧延機
５…（第１）中間ユニバーサル圧延機（Ｕ１）
６…（第２）中間ユニバーサル圧延機（Ｕ２）
８…仕上ユニバーサル圧延機
９…エッジャー圧延機（Ｅ）
３０…圧延機列
Ｓ…被圧延材
Ｔ…製造ライン

Claims (2)

1. ユニバーサル圧延機を用いた形鋼圧延での張力制御方法であって、
   第１ユニバーサル圧延機、エッジャー圧延機、第２ユニバーサル圧延機、がこの順に配置される製造ラインにおいて被圧延材に対しタンデム圧延を行う場合に、
   被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込む前に記憶した前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１＊と、被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込んだ後の前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１と、の差分ΔＧＵ１＝ＧＵ１＊−ＧＵ１に基づき、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となるように前記第１ユニバーサル圧延機の回転数を制御し、
   被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込む前であり、且つ、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となった後の、前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１＊＊及び前記エッジャー圧延機の圧延トルクＧＥ＊＊を記憶し、
   前記圧延トルクＧＵ１＊＊と被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後の前記第１ユニバーサル圧延機の圧延トルクＧＵ１との差分である圧延トルク偏差ΔＧＵ１’＝ＧＵ１＊＊−ＧＵ１と、
   前記圧延トルクＧＥ＊＊と被圧延材が前記第２ユニバーサル圧延機に噛み込んだ後の前記エッジャー圧延機の圧延トルクＧＥとの差分である圧延トルク偏差ΔＧＥ’＝ＧＥ＊＊−ＧＥと、が以下の式（１１）を満たすように前記第２ユニバーサル圧延機の回転数を制御することを特徴とする、張力制御方法。
   ΔＧＵ１’＋γΔＧＥ’＝０ ・・・（１１）
   但し、γは以下の式（６）で表される影響係数比であり、ΔＧＥは被圧延材が前記エッジャー圧延機に噛み込んだ直後の当該エッジャー圧延機の圧延トルクと、前記第１ユニバーサル圧延機と前記エッジャー圧延機との間が無張力状態となった後の当該エッジャー圧延機の圧延トルクと、の差分である
   −ΔＧＵ１／ΔＧＥ＝γ ・・・（６）
2. 前記第１ユニバーサル圧延機、前記エッジャー圧延機、前記第２ユニバーサル圧延機のそれぞれの圧延トルクの値に替えて、各圧延機の圧延トルクを当該圧延機の圧延荷重で除した値であるトルクアーム係数（Ｇ／Ｐ）を用いて制御を行うことを特徴とする、請求項１に記載の張力制御方法。

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