JP4330095B2 - 多段圧延機における形状制御方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、多段圧延機を用いて帯材を冷間圧延する際、圧延後の板形状を制御する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
圧延材の品質及び生産効率を向上させることは、コスト削減の上で重要なファクターとなる。そのため、圧延機を多段化すると共に種々の圧延制御方法が開発されてきた。多段圧延機の一つとして、２０段ゼンジミア圧延機が広く知られている。
２０段ゼンジミア圧延機１０は、たとえば図１に示すように、相対向する一対のワークロール１１ｕ，１１ｄ，それぞれのワークロール１１ｕ，１１ｄに接する合計４本の第１中間ロール１２ｕ，１２ｄ，第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに接する合計６本の第２中間ロール１３ｕ，１３ｄ及び第２中間ロール１３ｕ，１３ｄに接する合計８本のバックアップロール１４ｕ，１４ｄ，１５ｕで構成される。８本のバックアップロール１４ｕ，１４ｄ，１５ｕのうち、片側中央部に位置する２本のバックアップロール１５ｕはクラウン調整機構を備えている。第１中間ロール１２ｕ，１２ｄは、ロールの片側エッジ部にテーパを切っており、圧延材Ｍの板幅方向に移動可能になっている。バックアップロール１５ｕのクラウン及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト量を調整することにより、圧延材Ｍの形状が制御される。
【０００３】
シフト機構をもつ第１中間ロール１２ｕ，１２ｄには、主として耳伸びを防止するためロールの片側エッジ部にテーパを切っており、圧延材Ｍの板端部の形状修正に作用している。しかしながら，小径のワークロール１１ｕ，１１ｄが使用される２０段ゼンジミア圧延機１０で冷間圧延する場合、一般にクォータ伸びが生じやすく、単一のテーパではクォータ伸びの防止が困難である。そこで、クォータ伸びを防止するため、図２に示すようにテーパ角度の異なる複数のテーパＴ1〜Ｔ3をつけた多段テーパロール１９を使用することがある。しかし，多段テーパロール１９を使用しても、圧延条件によってはクォータ伸びを防止できないことがある。この場合、図３に示すようにテーパＴ1〜Ｔ3と反対側のエッジ部に正弦曲線状の縮径部Ｃを形成することにより、クォータ伸びを防止する方法が知られている（特公平７−９６１２３号公報）。
【０００４】
クラウン調整機構をもつバックアップロール１５ｕは、軸方向断面を示す図４にみられるように、ロール本体が軸方向に分割されたベアリング１６をベアリング軸１７で保持し、ベアリング軸１７をサドル１８で支持している。ベアリング１６の半径方向移動は、第２中間ロール１３ｕ及び第１中間ロール１２ｕを介してワークロール１１ｕに伝えられ、ワークロール１１ｕの軸方向形状を変化させ、圧延材Ｍの形状制御に使用される。このクラウン調整機構には，耳延びや中伸び等の単純な形状不良だけでなく、クォータ伸びやこれらの形状不良が組み合わさった複合伸びを修正する作用もある。しかし、ロール径の大きな第２中間ロール１３ｕ及び第１中間ロール１２ｕを介してベアリング１６の半径方向移動がワークロール１１ｕに伝えられるため、ベアリング１６の半径方向移動に応じたワークロール１１ｕの撓み変形量が小さく、圧延材Ｍの形状制御作用が小さくなる欠点がある。
【０００５】
そこで、クラウン調整機構の形状制御作用を大きくするため、ベアリング１６の半径方向移動量を大きくとれる構造が採用されている。たとえば、特開平８−５２５０４号公報では、分割スリット２０を入れてベアリング軸１７の剛性を下げることにより、ベアリング１６の半径方向移動量を大きくとれるようにしている。分割スリット２０が形成されたベアリング軸１７は、ソリッド部に比較してスリット部の剛性（断面二次モーメント）が小さくなり、ベアリング軸１７全体の剛性が低下する。しかも、スリット部の剛性は、分割スリット２０の方向によって異なる。そして、２０段ゼンジミア圧延機１０の設計仕様では圧延条件に応じてベアリング軸１７の回転位置が変化するようになっているので、圧延条件に応じてスリット部の剛性を変化させる。
【０００６】
ところで、形状制御手段の初期設定に関し、特開平８−２９０２０９号公報では、それぞれ独立のモデル式に従って各分割ベアリングの押出し量の設定値を算出し、各分割ベアリングの幅方向位置と一致する位置のワークロール又は中間ロールのメカニカルクラウン量に予め定めた係数を乗じることにより、ワークロール又は中間ロールのメカニカルクラウンをモデル式に取り込んでいる。この方法によるとき、たとえば２０段ゼンジミア圧延機１０では、バックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量の初期設定が可能になる。
フィードバック形状制御に関しては、形状検出器からの検出信号に基づいて形状評価関数が最小となるように各形状制御手段の制御量を補正することが特開昭６２−２１４８１４号公報で紹介されている。この方法によるとき、たとえば２０段ゼンジミア圧延機１０では、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置及びバックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量の補正が可能になる。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
特開平８−２９０２０９号公報の形状制御方法は、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのメカニカルクラウン量が予め与えられたとき、すなわち第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置が設定されているときにバックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量を初期設定しており、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を初期設定するものではない。そのため、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置によっては、分割スリット２０によりバックアップロール１５ｕのクラウン調整機構の形状制御作用が拡大されても、各ベアリングのクラウン調整だけでは良好な形状が得られないことがある。
【０００８】
他方、特開昭６２−２１４８１４号公報の形状制御方法では、各形状制御手段の形状に及ぼす影響を影響係数として形状予測式に取り込んでおり、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置の形状に及ぼす影響についても単一の影響係数で表している。そのため、テーパ角度の異なる複数のテーパがつけられた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用すると、形状の評価位置及び各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界との位置関係に応じて第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置の形状に及ぼす影響が変化し、良好な形状が得られないことがある。また、テーパＴ1〜Ｔ3と反対側のエッジ部に正弦曲線状の縮径部Ｃをつけた多段テーパロール１９を使用する場合には、形状に及ぼす縮径部Ｃの影響が第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置と共に変化するので，良好な形状が得られないことがある。
【０００９】
更に、特開平８−２９０２０９号公報及び特開昭６２−２１４８１４号公報の形状制御方法は、何れもバックアップロール１５ｕの剛性が一定であることを前提としている。他方、特開平８−５２５０４号公報にみられるように、クラウン調整機構の形状制御効果を向上させるため分割スリット２０をつけてベアリング軸１７の剛性を小さくしたバックアップロール１５ｕでは、ベアリング軸１７の回転位置に応じてスリット部の剛性が変化する。そのため、従来の形状制御方法をこのバックアップロール１５ｕに適用すると、スリット部の剛性変化に相当する形状不良が発生することになる。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明は、このような問題を解消すべく案出されたものであり、テーパ角度が異なる複数のテーパをつけた多段テーパロール又は複数のテーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両側端部につけた多段テーパロールを中間ロールとし、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリングをもつバックアップロールを備えた多段圧延機において、ベアリング軸の回転位置に起因するスリット部の剛性変化に対応して、形状の評価位置及び多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係を取り込んだ数式モデルに従って形状制御量を設定又は補正することにより、形状精度に優れた圧延材を高生産性で製造することを目的とする。
【００１１】
本発明の形状制御方法は、その目的を達成するため、互いに異なるテーパ角度で複数のテーパを一方の側端部につけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして組み込み、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で圧延材を冷間圧延する際、板端からの距離が異なる複数箇所と多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係に基づいて、バックアップロールの剛性、圧延荷重、バックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を変数とし、前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を表す数式モデルを予め作成し、ベアリング軸の回転位置から算出されるバックアップロールの剛性と圧延荷重の予測値又は測定値を数式モデルに代入して複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を算出し、算出された伸び率差が目標値に一致するようにバックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を設定又は補正することを特徴とする。中間ロールには、複数のテーパ及び正弦曲線状の縮径部を両側端部につけた多段テーパロールも使用できる。
【００１２】
【実施の形態】
本発明者等は、クォータ伸びを防止するためテーパ角度が異なる複数のテーパＴ1〜Ｔ3をつけた多段テーパロール１９又は複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９（図３）を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用した場合でも、形状の評価位置及び多段テーパを構成する各テーパ間の境界との位置関係を取り込んで、バックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を設定又は補正することにより、安定して良好な形状が得られる２０段ゼンジミア圧延機１０における形状制御方法を種々調査検討した。
調査検討の過程で、板端からの距離が異なる複数個所における板幅中央に対する伸び率差と第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置との関係で各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界を区分とした傾きの異なる複数の線形関係で表せることを見出した。正弦曲線状の縮径部Ｃがつけられた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用する場合では、伸び率差と第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト量との関係はほぼ正弦曲線状の関係で表される。そこで、これら複数の線形関係及び正弦曲線状の関係を取り込んだ数式モデルを用いてクラウン調整量及びシフト位置を設定又は補正することにより、良好な形状をもつ圧延材Ｍが高生産性で製造される。
【００１３】
更に、バックアップロール１５ｕのクラウン調整機構の形状制御効果を向上させるため，分割スリット２０をつけてベアリング軸１７の剛性を小さくした場合でも，ベアリング軸１７の回転位置に起因するスリット部の剛性変化を考慮してバックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を設定又は補正するとき、２０段ゼンジミア圧延機１０で安定して良好な形状が得られる形状制御方法を調査検討した。この過程で，板端からの距離が異なる複数箇所における板幅中央に対する伸び率差とスリット部の剛性（以下、断面二次モーメントＩで表す）との間にほぼ比例関係が成立していることが判った。このことは、シフト位置と伸び率差との間の複数の線形関係と正弦曲線状の関係及びスリット部の断面二次モーメントＩが伸び率差に及ぼす影響を取り込んだ数式モデルを用いてクラウン調整量及びシフト位置を設定又は補正することにより、良好な形状を持つ圧延材Ｍが高生産性で製造されることを意味する。
【００１４】
テーパ角度が異なる３段のテーパＴ1〜Ｔ3を一側端部につけた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用した場合を例にとって、本発明を具体的に説明する。
圧延形状は、板幅方向に関して異なった複数箇所における伸び率と板幅方向中央部の伸び率の差で評価できる。具体的には、板端部及びクォータ部の板幅中央に対する伸び率差εe，εqで圧延形状を定義できる。伸び率差εe，εqは、板端部の伸び率をｅｌe，クォータ部の伸び率をｅｌq，板中央の伸び率をｅｌcとするとき、それぞれ式（１）及び（２）で表わされる。なお、板端部及びクォータ部の位置は、形状を適切に表し且つ精度のよい数式モデルが得られるように経験的に定められる。
εe＝ｅｌe−ｅｌc ・・・・（１）
εq＝ｅｌq−ｅｌc ・・・・（２）
【００１５】
圧延材Ｍの形状変化に及ぼす影響要因には、板厚，材質，潤滑状態，圧延荷重，バックアップロール１５ｕのクラウン調整量，第１中間ロール１２ｕのシフト量等がある。板厚は、重要な品質項目であり、通常は自動板厚制御によってほぼ一定値となるように制御される。材質及び潤滑状態は圧延材Ｍの形状に影響するが、その影響のほとんどは圧延荷重を介したロール撓みの変化により生じる。したがって、圧延中に形状変化を支配する主要因は、圧延荷重及び形状制御手段の制御量といえる。
圧延荷重及び形状制御手段の制御量が伸び率差εe，εqに及ぼす影響を種々調査検討した結果から、各要因の間に次の関係が成立していることが判った。
圧延荷重の変化は、ロール撓みの変化として現われ、圧延材Ｍの形状を変化させる。単位幅当りの圧延荷重ｐとロール撓み量との関係は、弾性領域における変形であることからほぼ直線的な関係にある。したがって、式（１）及び（２）で表わされる伸び率差εe，εqも、図５に示すように単位幅当りの圧延荷重ｐとほぼ直線的な関係にある。
【００１６】
バックアップロール１５ｕのクラウン調整量を板幅中央部のサドル位置に対する相対的な板端部サドル位置Ｓe及びクォータ部サドル位置Ｓqで表わすと、それぞれ図６及び図７に示すように、伸び率差εe，εqと板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓqとの間にもほぼ直線的な関係が成立している。第１中間ロール１２ｕとして使用される多段テーパロール１９につけたテーパを、図２に示すように外側から第１テーパＴ1，第２テーパＴ2，第３テーパＴ3とし、各テーパＴ1〜Ｔ3のテーパ長さ及びテーパ角度をそれぞれＬ1〜Ｌ3及びθ1〜θ3で表す。また、第１中間ロール１２ｕのシフト位置を板幅中央に相当する位置から第１テーパＴ1開始点までの距離で定義し、Ｌｓで表す。
【００１７】
対象とする２０段ゼンジミア圧延機１０では、通常、それぞれ図８及び図９に示すように、板端部に相当する位置は第１テーパ領域Ｔ1又は第２テーパ領域Ｔ2にあり、クォータ部に相当する位置は第２テーパ領域Ｔ2又は第３テーパ領域Ｔ3にある。そして、伸び率差εeと第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓとの関係は、板端部が第１テーパ領域Ｔ1又は第２テーパＴ2の何れに位置するかに応じて、第１テーパ領域Ｔ1と第２テーパ領域Ｔ2との境界を区分とした傾きの異なる２本の直線からなる線形関係で近似できる。伸び率差εqと第１中間ロール１２ｕのシフト位置の関係も、クォータ部が第２テーパ領域Ｔ2又は第３テーパ領域Ｔ3の何れに位置するかに応じて、第２テーパ領域Ｔ2と第３テーパ領域Ｔ3の境界を区分とした傾きの異なる２本の直線からなる線形関係で近似できる。
ベアリング軸１７の回転位置に応じた剛性変化が圧延材Ｍの形状に及ぼす影響に関しては、ベアリング軸１７の回転に伴って分割スリット２０の向きが変化する範囲では、スリット部の断面二次モーメントＩと伸び率差εｅ，εｑとの間に図１０に示すほぼ直線的な関係が成立している。
【００１８】
以上の各要因相互の関係から、板幅中央から板端部，クォータ部までの距離をそれぞれＬe，Ｌqで表すと、ａe，ｂe，ｃe，ｄe，ｅe，ｆe，ｇe，ａq，ｂq，ｃq，ｄq，ｅq，ｆq，ｇqを影響係数として、式（３）〜（６）で圧延形状予測式を表わすことができる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ
＋ｇe・Ｉ ・・・・（３）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ＋ｇe・Ｉ ・・・・（４）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq＋ｄq・Ｓe
＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ ・・・・（５）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq＋ｄq・Ｓe＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ ・・・・（６）
【００１９】
影響係数ａe，ｂe，ｃe，ｄe，ｅe，ｆe，ｇe，ａq，ｂq，ｃq，ｄq，ｅq，ｆq，ｇqは、板幅，板厚，鋼種等の製造品種によって定まる定数であり、実験又はロールの弾性変形解析及び素材の塑性変形解析とを連立させた解析モデルを用いたシミュレーションでそれぞれ求められる。そして、各影響係数は、板幅，板厚，鋼種等の各区分ごとにテーブルを設定し、或いは板幅，板厚，鋼種等の関数として数式化される。
板幅に関しては第１中間ロールシフト位置Ｌsとの関係で圧延材Ｍの板形状に及ぼす影響が大きく、板幅変化の狭い範囲では、図１１に示すように板幅ｗと伸び率差εe，εqとの関係をほぼ直線的な関係で近似できる。したがって、式（３）〜（６）の圧延形状予測式は、ｈe，ｈqを影響係数とした式（７）〜（１０）に書き換えられる。
【００２０】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・（Ｌs−Ｌe）＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ
＋ｇe・Ｉ＋ｈe・ｗ ・・・・（７）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ＋ｇe・Ｉ＋ｈe・ｗ
・・・・（８）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq＋ｄq・Ｓe
＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ＋ｈq・ｗ ・・・・（９）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq＋ｄq・Ｓe＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ＋ｈq・ｗ
・・・・（１０）
【００２１】
バックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓの初期設定に際しては、圧延荷重を予測し、圧延荷重の予測値Ｐ及び板幅ｗから式（１１）に従って単位幅当りの圧延荷重ｐを算出する。なお、圧延荷重の予測値Ｐは、当該コイルまでの圧延荷重の実績値を学習計算することにより求められる。分割スリット２０の向きは，圧延条件から予測されるベアリング軸１７の回転位置から求められる。そのため、スリット部の断面二次モーメントＩが幾何学的に算出される。そこで，式（３）〜（６）又は式（７）〜（１０）で表される伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを設定する。
【００２２】
板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓの組合せとしては任意の組合せを採用できるが、たとえば式（１２）に示すように板端部サドル位置Ｓeとクォータ部サドル位置Ｓqの関係に制約を加えることにより一つの組合せに固定できる。
ｐ＝Ｐ／ｗ ・・・・（１１）
Ｓq＝Ｓe／２ ・・・・（１２）
【００２３】
圧延中に形状制御する際には、圧延荷重Ｐを連続的に測定し、圧延荷重Ｐ及び板幅ｗから式（１１）に従って単位幅当りの圧延荷重ｐを算出すると共に、ベアリング軸１７の回転位置に応じて定まる分割スリット２０の向きからスリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出する。そして、式（３）〜（６）又は（７）〜（１０）で表される伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを補正する。この場合にも、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓについて任意の組合せを採用できるが、たとえば式（１２）に示すように板端部サドル位置Ｓeとクォータ部サドル位置Ｓqの関係に制約を加えることにより一つの組合せに固定することも可能である。
【００２４】
複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃをそれぞれ両側端部につけた多段テーパロール１９を備えた２０段ゼンジミア圧延機１０では、次の形状制御方式が採用される。なお、正弦曲線状の縮径部Ｃの縮径幅をＷ，縮径量をΔＤ，縮径幅Ｗの中心から第１テーパＴ1開始点までの距離をＬtで表す。
縮径部Ｃの存否に応じた伸び率差εe，εqの差Δεe，Δεqと第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓの関係は、それぞれ図１２及び図１３に示すように板端部及びクォータ部と縮径部２０の中心が一致するシフト位置Ｌｓを頂点とする正弦曲線状の関係で近似できる。この関係から，前掲の式（３）〜（６）は，次の式（１３）〜（１６）に書き換えられる。
【００２５】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕
＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（１３）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（１４）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs
−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ
・・・・（１５）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe
＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（１６）
影響係数ｉe，ｉqも、他の影響係数と同様に板幅，板厚，鋼種等の製造品種によって定まる定数であり、実験又はロールの弾性変形解析及び素材の塑性変形解析とを連立させた解析モデルを用いたシミュレーションでそれぞれ求められる。
【００２６】
この場合にも、板幅変化の狭い範囲では図１１と同様に板幅と伸び率差εe，εqとの関係をほぼ直線的な関係で近似できる。したがって、式（１３）〜（１６）は、ｊe，ｊqを影響係数とした式（１７）〜（２０）に書き換えられる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕
＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（１７）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（１８）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs
−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ
・・・・（１９）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe
＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ ・・・・（２０）
【００２７】
更に、圧延形状予測式を簡略化するため、縮径部Ｃの存否に応じた伸び率差εｅ，εｑの差Δεｅ，Δεｑと第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの関係を、板端部及びクォータ部と縮径部Ｃの中心が一致するシフト位置Ｌｓで区分された２本の直線で近似することもできる。この場合、式（１３）〜（１６）として次の式（２１）〜（２４）を、式（１７）〜（２０）として次の式（２５）〜（２８）を使用することもできる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe
＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（２１）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq
＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（２２）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜
＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（２３）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq
＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（２４）
【００２８】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（２５）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq
＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（２６）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜
＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ
・・・・（２７）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq
＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ ・・・・（２８）
【００２９】
式（１３）〜（１６），式（１７）〜（２０），式（２１）〜（２４）又は式（２５）〜（２８）は、前述した縮径部Ｃのない多段テーパロール１９を用いた場合と同様に伸び率差εe，εqの算出及び板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsの設定又は補正に使用される。
以上の説明では、複数のテーパＴ1〜Ｔ3を一側端部につけた多段テーパロール１９，或いは複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕに使用し、分割スリット２０をつけて剛性を周方向に変化させたベアリング軸１７をもつバックアップロール１５ｕを備えた２０段ゼンジミア圧延機１０で冷間圧延する際に、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsを設定又は補正した場合を説明している。しかし、本発明はこれに拘束されるものではなく、２段又は４段以上のテーパをつけた多段テーパロール１９を使用する場合でも，同様な手順で圧延形状を制御できる。また、板端部及びクォータ部の２点における板幅中央部に対する伸び率差εe，εqで圧延形状を定義し、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsを設定又は補正しているが、板幅方向似関し３点以上について板幅中央に対する伸び率差を定義した場合にも同様に圧延形状を制御できる。また、使用する圧延機としても２０段ゼンジミア圧延機１０に限ったものではなく、テーパ角度の異なる複数のテーパをつけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして備えた他の多段圧延機に対しても同様に適用される。
【００３０】
【実施例１】
異なるテーパ角度θ1〜θ3のテーパＴ1〜Ｔ3を３段階につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用し、分割スリット２０をつけたベアリング軸１７をもつバックアップロール１５ｕ及び径８０ｍｍのワークロール１１ｕ，１１ｄを備えた２０段ゼンジミア圧延機１０により、板幅１１８０ｍｍ，板厚０．７７ｍｍの冷延鋼帯を板厚０．７０ｍｍに冷間圧延した。このとき、制御条件１及び制御条件２で次の手順によって圧延材Ｍの板形状を制御した。
板幅中央に対する板端部及びクォータ部の２点についての伸び率差εe，εqを式（１）及び（２）に従って表し、圧延形状を定義した。板端部としては、測定誤差や影響係数の算出誤差に由来する影響が小さくなる板端から２０ｍｍ内側の位置に設定した。クォータ部としては、使用した２０段ゼンジミア圧延機１０において圧延形状のピークが生じ易い板幅中央からｗ／（２√２）だけ外側の位置に設定した。
【００３１】
〔制御条件１〕
形状制御手段の初期設定に当たっては、図１４に示すように上位コンピュータ２１に予め入力した圧延条件から学習計算によって圧延荷重Ｐを計算すると共に、予測されるベアリング軸１７の回転位置から分割スリット２０の向きを求め、スリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出した。プロセスコンピュータ２２では、板幅，板厚，鋼種等の製造品種区分ごとに予め算出した影響係数を取り込んで圧延荷重Ｐ及び断面二次モーメントＩの計算値から式（７）〜（１０）に従って伸び率差εe，εqを演算し、伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを算出し、それぞれの形状制御手段２３の制御量を設定した。
〔制御条件２〕
圧延中の形状制御では、荷重計２４で圧延荷重Ｐを連続的に測定し、測定値を上位コンピュータ２１に入力すると共に、実測されたベアリング軸１７の回転位置から分割スリット２０の向きを求め、スリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出した。プロセスコンピュータ２２では、板幅，板厚，鋼種等の製造品種区分ごとに予め算出した影響係数を取り込んで、圧延荷重Ｐの測定値及び断面二次モーメントＩの計算値から式（７）〜（１０）に従って伸び率差εe，εqを演算し、伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを算出し、それぞれの形状制御手段２３の制御量を補正した。このとき、伸び率差εe，εqの目標値としては、共にεe 0＝０，εq 0＝０に設定した。
【００３２】
圧延後に圧延材Ｍの形状をオフラインで測定し、圧延材Ｍ表面の波高／波長として板幅方向に関する急峻度分布を求め、その最大値を最大急峻度とした。
得られた最大急峻度を、スリット部の剛性変化を考慮せず第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響について単一の影響係数で表した数式モデルに基づいて形状制御する従来法で得られた圧延材Ｍの最大急峻度と比較して図１５に示す。従来法では、形状の評価位置と多段テーパロール１９の各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界との位置関係に応じて第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響が考慮されていないため、圧延開始時からコイル長手方向全域にわたって耳伸びが大きくなり、１％を超える最大急峻度が示された。これに対し、制御条件１及び制御条件２で圧延された圧延材Ｍでは、何れも圧延開始時からコイル長手方向全域にわたり最大急峻度が０．５％以下に収められており、形状精度の良好な冷延鋼帯であった。
【００３３】
【実施例２】
異なるテーパ角度θ1〜θ3のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用する他は、実施例１と同じ条件で板幅１２３０ｍｍ，板厚０．８５ｍｍの冷延鋼帯を板厚０．７８ｍｍに冷間圧延した。
冷間圧延された鋼帯の板幅方向に関する急峻度分布を求め、最大急峻度を、スリット部の剛性変化を考慮せず第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響について単一の影響係数で表した数式モデルに基づいて形状制御する従来法で得られた圧延材Ｍの最大急峻度と比較して図１６に示す。従来法では、圧延開始時からコイル長手方向全域にわたって耳伸びが大きくなり、１％を超える最大急峻度が示された。これに対し、制御条件１及び制御条件２で圧延された圧延材Ｍでは、何れも圧延開始時からコイル長手方向全域にわたり最大急峻度が０．５％以下に収められており、形状精度の良好な冷延鋼帯であった。
【００３４】
【発明の効果】
以上に説明したように、本発明においては、クォータ伸びを防止するためにシフト可能な中間ロールとしてテーパ角度が異なる複数のテーパを一側端部につけた多段テーパロール、或いは多段テーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両側端部につけた多段テーパロールを組み込み、分割スリットによりスリット部の剛性を周方向に変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で鋼帯を冷間圧延する際、形状の評価位置と各テーパ間の境界との位置関係及びスリット部の断面二次モーメント画伸び率差に及ぼす影響を取り込んだ数式モデルを用いて各評価位置での伸び率差を算出し、目標伸び率差が得られるようにクラウン調整量及び中間ロールシフト位置を設定又は補正している。そのため、多段テーパ及び縮径部によるクォータ伸び抑制効果及びバックアップロールのクラウン調整機構による大きな形状制御効果を活用しながら、コイル長手方向全域にわたり形状精度の良好な冷延鋼帯が高生産性で製造される。
【図面の簡単な説明】
【図１】 ２０段ゼンジミア圧延機の概略図
【図２】 中間ロールに使用する多段テーパロールの概略図
【図３】 多段テーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両端部につけた多段テーパロールの概略図
【図４】 バックアップロールの軸方向断面図
【図５】 単位幅当りの圧延荷重が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図６】 板端部のサドル位置が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図７】 クォータ部のサドル位置が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図８】 中間ロールシフト位置が板端部の伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図９】 中間ロールシフト位置がクォータ部の伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１０】 断面二次モーメントが伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１１】 板幅が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１２】 第１中間ロールシフト位置が板端部の伸び率差の差に及ぼす影響を表したグラフ
【図１３】 第１中間ロールシフト位置がクォータ部の伸び率差の差に及ぼす影響を表したグラフ
【図１４】 実施例で使用した２０段ゼンジミア圧延機の制御系統を示した図
【図１５】 実施例１で製造した冷延鋼帯の板幅方向に関する最大急峻度を従来法で製造した冷延鋼帯の最大急峻度と比較したグラフ
【図１６】 実施例２で製造した冷延鋼帯の板幅方向に関する最大急峻度を従来法で製造した冷延鋼帯の最大急峻度と比較したグラフ
【符号の説明】
１０：２０段ゼンジミア圧延機 １１ｕ，１１ｄ：ワークロール １２ｕ，１２ｄ：第１中間ロール １３ｕ，１３ｄ：第２中間ロール １４ｕ，１４ｄ：バックアップロール １５ｕ：クラウン調整機構をもつバックアップロール １６：ベアリング １７：ベアリング軸 １８：サドル １９：多段テーパロール ２０：分割スリット
２１：上位コンピュータ ２２：プロセスコンピュータ ２３：形状制御手段 ２４：荷重計
【産業上の利用分野】
本発明は、多段圧延機を用いて帯材を冷間圧延する際、圧延後の板形状を制御する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
圧延材の品質及び生産効率を向上させることは、コスト削減の上で重要なファクターとなる。そのため、圧延機を多段化すると共に種々の圧延制御方法が開発されてきた。多段圧延機の一つとして、２０段ゼンジミア圧延機が広く知られている。
２０段ゼンジミア圧延機１０は、たとえば図１に示すように、相対向する一対のワークロール１１ｕ，１１ｄ，それぞれのワークロール１１ｕ，１１ｄに接する合計４本の第１中間ロール１２ｕ，１２ｄ，第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに接する合計６本の第２中間ロール１３ｕ，１３ｄ及び第２中間ロール１３ｕ，１３ｄに接する合計８本のバックアップロール１４ｕ，１４ｄ，１５ｕで構成される。８本のバックアップロール１４ｕ，１４ｄ，１５ｕのうち、片側中央部に位置する２本のバックアップロール１５ｕはクラウン調整機構を備えている。第１中間ロール１２ｕ，１２ｄは、ロールの片側エッジ部にテーパを切っており、圧延材Ｍの板幅方向に移動可能になっている。バックアップロール１５ｕのクラウン及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト量を調整することにより、圧延材Ｍの形状が制御される。
【０００３】
シフト機構をもつ第１中間ロール１２ｕ，１２ｄには、主として耳伸びを防止するためロールの片側エッジ部にテーパを切っており、圧延材Ｍの板端部の形状修正に作用している。しかしながら，小径のワークロール１１ｕ，１１ｄが使用される２０段ゼンジミア圧延機１０で冷間圧延する場合、一般にクォータ伸びが生じやすく、単一のテーパではクォータ伸びの防止が困難である。そこで、クォータ伸びを防止するため、図２に示すようにテーパ角度の異なる複数のテーパＴ1〜Ｔ3をつけた多段テーパロール１９を使用することがある。しかし，多段テーパロール１９を使用しても、圧延条件によってはクォータ伸びを防止できないことがある。この場合、図３に示すようにテーパＴ1〜Ｔ3と反対側のエッジ部に正弦曲線状の縮径部Ｃを形成することにより、クォータ伸びを防止する方法が知られている（特公平７−９６１２３号公報）。
【０００４】
クラウン調整機構をもつバックアップロール１５ｕは、軸方向断面を示す図４にみられるように、ロール本体が軸方向に分割されたベアリング１６をベアリング軸１７で保持し、ベアリング軸１７をサドル１８で支持している。ベアリング１６の半径方向移動は、第２中間ロール１３ｕ及び第１中間ロール１２ｕを介してワークロール１１ｕに伝えられ、ワークロール１１ｕの軸方向形状を変化させ、圧延材Ｍの形状制御に使用される。このクラウン調整機構には，耳延びや中伸び等の単純な形状不良だけでなく、クォータ伸びやこれらの形状不良が組み合わさった複合伸びを修正する作用もある。しかし、ロール径の大きな第２中間ロール１３ｕ及び第１中間ロール１２ｕを介してベアリング１６の半径方向移動がワークロール１１ｕに伝えられるため、ベアリング１６の半径方向移動に応じたワークロール１１ｕの撓み変形量が小さく、圧延材Ｍの形状制御作用が小さくなる欠点がある。
【０００５】
そこで、クラウン調整機構の形状制御作用を大きくするため、ベアリング１６の半径方向移動量を大きくとれる構造が採用されている。たとえば、特開平８−５２５０４号公報では、分割スリット２０を入れてベアリング軸１７の剛性を下げることにより、ベアリング１６の半径方向移動量を大きくとれるようにしている。分割スリット２０が形成されたベアリング軸１７は、ソリッド部に比較してスリット部の剛性（断面二次モーメント）が小さくなり、ベアリング軸１７全体の剛性が低下する。しかも、スリット部の剛性は、分割スリット２０の方向によって異なる。そして、２０段ゼンジミア圧延機１０の設計仕様では圧延条件に応じてベアリング軸１７の回転位置が変化するようになっているので、圧延条件に応じてスリット部の剛性を変化させる。
【０００６】
ところで、形状制御手段の初期設定に関し、特開平８−２９０２０９号公報では、それぞれ独立のモデル式に従って各分割ベアリングの押出し量の設定値を算出し、各分割ベアリングの幅方向位置と一致する位置のワークロール又は中間ロールのメカニカルクラウン量に予め定めた係数を乗じることにより、ワークロール又は中間ロールのメカニカルクラウンをモデル式に取り込んでいる。この方法によるとき、たとえば２０段ゼンジミア圧延機１０では、バックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量の初期設定が可能になる。
フィードバック形状制御に関しては、形状検出器からの検出信号に基づいて形状評価関数が最小となるように各形状制御手段の制御量を補正することが特開昭６２−２１４８１４号公報で紹介されている。この方法によるとき、たとえば２０段ゼンジミア圧延機１０では、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置及びバックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量の補正が可能になる。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
特開平８−２９０２０９号公報の形状制御方法は、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのメカニカルクラウン量が予め与えられたとき、すなわち第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置が設定されているときにバックアップロール１５ｕの各ベアリングのクラウン調整量を初期設定しており、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を初期設定するものではない。そのため、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置によっては、分割スリット２０によりバックアップロール１５ｕのクラウン調整機構の形状制御作用が拡大されても、各ベアリングのクラウン調整だけでは良好な形状が得られないことがある。
【０００８】
他方、特開昭６２−２１４８１４号公報の形状制御方法では、各形状制御手段の形状に及ぼす影響を影響係数として形状予測式に取り込んでおり、第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置の形状に及ぼす影響についても単一の影響係数で表している。そのため、テーパ角度の異なる複数のテーパがつけられた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用すると、形状の評価位置及び各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界との位置関係に応じて第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置の形状に及ぼす影響が変化し、良好な形状が得られないことがある。また、テーパＴ1〜Ｔ3と反対側のエッジ部に正弦曲線状の縮径部Ｃをつけた多段テーパロール１９を使用する場合には、形状に及ぼす縮径部Ｃの影響が第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置と共に変化するので，良好な形状が得られないことがある。
【０００９】
更に、特開平８−２９０２０９号公報及び特開昭６２−２１４８１４号公報の形状制御方法は、何れもバックアップロール１５ｕの剛性が一定であることを前提としている。他方、特開平８−５２５０４号公報にみられるように、クラウン調整機構の形状制御効果を向上させるため分割スリット２０をつけてベアリング軸１７の剛性を小さくしたバックアップロール１５ｕでは、ベアリング軸１７の回転位置に応じてスリット部の剛性が変化する。そのため、従来の形状制御方法をこのバックアップロール１５ｕに適用すると、スリット部の剛性変化に相当する形状不良が発生することになる。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明は、このような問題を解消すべく案出されたものであり、テーパ角度が異なる複数のテーパをつけた多段テーパロール又は複数のテーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両側端部につけた多段テーパロールを中間ロールとし、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリングをもつバックアップロールを備えた多段圧延機において、ベアリング軸の回転位置に起因するスリット部の剛性変化に対応して、形状の評価位置及び多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係を取り込んだ数式モデルに従って形状制御量を設定又は補正することにより、形状精度に優れた圧延材を高生産性で製造することを目的とする。
【００１１】
本発明の形状制御方法は、その目的を達成するため、互いに異なるテーパ角度で複数のテーパを一方の側端部につけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして組み込み、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で圧延材を冷間圧延する際、板端からの距離が異なる複数箇所と多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係に基づいて、バックアップロールの剛性、圧延荷重、バックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を変数とし、前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を表す数式モデルを予め作成し、ベアリング軸の回転位置から算出されるバックアップロールの剛性と圧延荷重の予測値又は測定値を数式モデルに代入して複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を算出し、算出された伸び率差が目標値に一致するようにバックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を設定又は補正することを特徴とする。中間ロールには、複数のテーパ及び正弦曲線状の縮径部を両側端部につけた多段テーパロールも使用できる。
【００１２】
【実施の形態】
本発明者等は、クォータ伸びを防止するためテーパ角度が異なる複数のテーパＴ1〜Ｔ3をつけた多段テーパロール１９又は複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９（図３）を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用した場合でも、形状の評価位置及び多段テーパを構成する各テーパ間の境界との位置関係を取り込んで、バックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を設定又は補正することにより、安定して良好な形状が得られる２０段ゼンジミア圧延機１０における形状制御方法を種々調査検討した。
調査検討の過程で、板端からの距離が異なる複数個所における板幅中央に対する伸び率差と第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置との関係で各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界を区分とした傾きの異なる複数の線形関係で表せることを見出した。正弦曲線状の縮径部Ｃがつけられた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用する場合では、伸び率差と第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト量との関係はほぼ正弦曲線状の関係で表される。そこで、これら複数の線形関係及び正弦曲線状の関係を取り込んだ数式モデルを用いてクラウン調整量及びシフト位置を設定又は補正することにより、良好な形状をもつ圧延材Ｍが高生産性で製造される。
【００１３】
更に、バックアップロール１５ｕのクラウン調整機構の形状制御効果を向上させるため，分割スリット２０をつけてベアリング軸１７の剛性を小さくした場合でも，ベアリング軸１７の回転位置に起因するスリット部の剛性変化を考慮してバックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置を設定又は補正するとき、２０段ゼンジミア圧延機１０で安定して良好な形状が得られる形状制御方法を調査検討した。この過程で，板端からの距離が異なる複数箇所における板幅中央に対する伸び率差とスリット部の剛性（以下、断面二次モーメントＩで表す）との間にほぼ比例関係が成立していることが判った。このことは、シフト位置と伸び率差との間の複数の線形関係と正弦曲線状の関係及びスリット部の断面二次モーメントＩが伸び率差に及ぼす影響を取り込んだ数式モデルを用いてクラウン調整量及びシフト位置を設定又は補正することにより、良好な形状を持つ圧延材Ｍが高生産性で製造されることを意味する。
【００１４】
テーパ角度が異なる３段のテーパＴ1〜Ｔ3を一側端部につけた多段テーパロール１９を第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用した場合を例にとって、本発明を具体的に説明する。
圧延形状は、板幅方向に関して異なった複数箇所における伸び率と板幅方向中央部の伸び率の差で評価できる。具体的には、板端部及びクォータ部の板幅中央に対する伸び率差εe，εqで圧延形状を定義できる。伸び率差εe，εqは、板端部の伸び率をｅｌe，クォータ部の伸び率をｅｌq，板中央の伸び率をｅｌcとするとき、それぞれ式（１）及び（２）で表わされる。なお、板端部及びクォータ部の位置は、形状を適切に表し且つ精度のよい数式モデルが得られるように経験的に定められる。
εe＝ｅｌe−ｅｌc ・・・・（１）
εq＝ｅｌq−ｅｌc ・・・・（２）
【００１５】
圧延材Ｍの形状変化に及ぼす影響要因には、板厚，材質，潤滑状態，圧延荷重，バックアップロール１５ｕのクラウン調整量，第１中間ロール１２ｕのシフト量等がある。板厚は、重要な品質項目であり、通常は自動板厚制御によってほぼ一定値となるように制御される。材質及び潤滑状態は圧延材Ｍの形状に影響するが、その影響のほとんどは圧延荷重を介したロール撓みの変化により生じる。したがって、圧延中に形状変化を支配する主要因は、圧延荷重及び形状制御手段の制御量といえる。
圧延荷重及び形状制御手段の制御量が伸び率差εe，εqに及ぼす影響を種々調査検討した結果から、各要因の間に次の関係が成立していることが判った。
圧延荷重の変化は、ロール撓みの変化として現われ、圧延材Ｍの形状を変化させる。単位幅当りの圧延荷重ｐとロール撓み量との関係は、弾性領域における変形であることからほぼ直線的な関係にある。したがって、式（１）及び（２）で表わされる伸び率差εe，εqも、図５に示すように単位幅当りの圧延荷重ｐとほぼ直線的な関係にある。
【００１６】
バックアップロール１５ｕのクラウン調整量を板幅中央部のサドル位置に対する相対的な板端部サドル位置Ｓe及びクォータ部サドル位置Ｓqで表わすと、それぞれ図６及び図７に示すように、伸び率差εe，εqと板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓqとの間にもほぼ直線的な関係が成立している。第１中間ロール１２ｕとして使用される多段テーパロール１９につけたテーパを、図２に示すように外側から第１テーパＴ1，第２テーパＴ2，第３テーパＴ3とし、各テーパＴ1〜Ｔ3のテーパ長さ及びテーパ角度をそれぞれＬ1〜Ｌ3及びθ1〜θ3で表す。また、第１中間ロール１２ｕのシフト位置を板幅中央に相当する位置から第１テーパＴ1開始点までの距離で定義し、Ｌｓで表す。
【００１７】
対象とする２０段ゼンジミア圧延機１０では、通常、それぞれ図８及び図９に示すように、板端部に相当する位置は第１テーパ領域Ｔ1又は第２テーパ領域Ｔ2にあり、クォータ部に相当する位置は第２テーパ領域Ｔ2又は第３テーパ領域Ｔ3にある。そして、伸び率差εeと第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓとの関係は、板端部が第１テーパ領域Ｔ1又は第２テーパＴ2の何れに位置するかに応じて、第１テーパ領域Ｔ1と第２テーパ領域Ｔ2との境界を区分とした傾きの異なる２本の直線からなる線形関係で近似できる。伸び率差εqと第１中間ロール１２ｕのシフト位置の関係も、クォータ部が第２テーパ領域Ｔ2又は第３テーパ領域Ｔ3の何れに位置するかに応じて、第２テーパ領域Ｔ2と第３テーパ領域Ｔ3の境界を区分とした傾きの異なる２本の直線からなる線形関係で近似できる。
ベアリング軸１７の回転位置に応じた剛性変化が圧延材Ｍの形状に及ぼす影響に関しては、ベアリング軸１７の回転に伴って分割スリット２０の向きが変化する範囲では、スリット部の断面二次モーメントＩと伸び率差εｅ，εｑとの間に図１０に示すほぼ直線的な関係が成立している。
【００１８】
以上の各要因相互の関係から、板幅中央から板端部，クォータ部までの距離をそれぞれＬe，Ｌqで表すと、ａe，ｂe，ｃe，ｄe，ｅe，ｆe，ｇe，ａq，ｂq，ｃq，ｄq，ｅq，ｆq，ｇqを影響係数として、式（３）〜（６）で圧延形状予測式を表わすことができる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ
＋ｇe・Ｉ ・・・・（３）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ＋ｇe・Ｉ ・・・・（４）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq＋ｄq・Ｓe
＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ ・・・・（５）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq＋ｄq・Ｓe＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ ・・・・（６）
【００１９】
影響係数ａe，ｂe，ｃe，ｄe，ｅe，ｆe，ｇe，ａq，ｂq，ｃq，ｄq，ｅq，ｆq，ｇqは、板幅，板厚，鋼種等の製造品種によって定まる定数であり、実験又はロールの弾性変形解析及び素材の塑性変形解析とを連立させた解析モデルを用いたシミュレーションでそれぞれ求められる。そして、各影響係数は、板幅，板厚，鋼種等の各区分ごとにテーブルを設定し、或いは板幅，板厚，鋼種等の関数として数式化される。
板幅に関しては第１中間ロールシフト位置Ｌsとの関係で圧延材Ｍの板形状に及ぼす影響が大きく、板幅変化の狭い範囲では、図１１に示すように板幅ｗと伸び率差εe，εqとの関係をほぼ直線的な関係で近似できる。したがって、式（３）〜（６）の圧延形状予測式は、ｈe，ｈqを影響係数とした式（７）〜（１０）に書き換えられる。
【００２０】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・（Ｌs−Ｌe）＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ
＋ｇe・Ｉ＋ｈe・ｗ ・・・・（７）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe＋ｄe・Ｓe＋ｅe・Ｓq＋ｆe・ｐ＋ｇe・Ｉ＋ｈe・ｗ
・・・・（８）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq＋ｄq・Ｓe
＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ＋ｈq・ｗ ・・・・（９）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq＋ｄq・Ｓe＋ｅq・Ｓq＋ｆq・ｐ＋ｇq・Ｉ＋ｈq・ｗ
・・・・（１０）
【００２１】
バックアップロール１５ｕのクラウン調整量及び第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓの初期設定に際しては、圧延荷重を予測し、圧延荷重の予測値Ｐ及び板幅ｗから式（１１）に従って単位幅当りの圧延荷重ｐを算出する。なお、圧延荷重の予測値Ｐは、当該コイルまでの圧延荷重の実績値を学習計算することにより求められる。分割スリット２０の向きは，圧延条件から予測されるベアリング軸１７の回転位置から求められる。そのため、スリット部の断面二次モーメントＩが幾何学的に算出される。そこで，式（３）〜（６）又は式（７）〜（１０）で表される伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを設定する。
【００２２】
板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓの組合せとしては任意の組合せを採用できるが、たとえば式（１２）に示すように板端部サドル位置Ｓeとクォータ部サドル位置Ｓqの関係に制約を加えることにより一つの組合せに固定できる。
ｐ＝Ｐ／ｗ ・・・・（１１）
Ｓq＝Ｓe／２ ・・・・（１２）
【００２３】
圧延中に形状制御する際には、圧延荷重Ｐを連続的に測定し、圧延荷重Ｐ及び板幅ｗから式（１１）に従って単位幅当りの圧延荷重ｐを算出すると共に、ベアリング軸１７の回転位置に応じて定まる分割スリット２０の向きからスリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出する。そして、式（３）〜（６）又は（７）〜（１０）で表される伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを補正する。この場合にも、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓについて任意の組合せを採用できるが、たとえば式（１２）に示すように板端部サドル位置Ｓeとクォータ部サドル位置Ｓqの関係に制約を加えることにより一つの組合せに固定することも可能である。
【００２４】
複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃをそれぞれ両側端部につけた多段テーパロール１９を備えた２０段ゼンジミア圧延機１０では、次の形状制御方式が採用される。なお、正弦曲線状の縮径部Ｃの縮径幅をＷ，縮径量をΔＤ，縮径幅Ｗの中心から第１テーパＴ1開始点までの距離をＬtで表す。
縮径部Ｃの存否に応じた伸び率差εe，εqの差Δεe，Δεqと第１中間ロール１２ｕのシフト位置Ｌｓの関係は、それぞれ図１２及び図１３に示すように板端部及びクォータ部と縮径部２０の中心が一致するシフト位置Ｌｓを頂点とする正弦曲線状の関係で近似できる。この関係から，前掲の式（３）〜（６）は，次の式（１３）〜（１６）に書き換えられる。
【００２５】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕
＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（１３）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（１４）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs
−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ
・・・・（１５）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe
＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（１６）
影響係数ｉe，ｉqも、他の影響係数と同様に板幅，板厚，鋼種等の製造品種によって定まる定数であり、実験又はロールの弾性変形解析及び素材の塑性変形解析とを連立させた解析モデルを用いたシミュレーションでそれぞれ求められる。
【００２６】
この場合にも、板幅変化の狭い範囲では図１１と同様に板幅と伸び率差εe，εqとの関係をほぼ直線的な関係で近似できる。したがって、式（１３）〜（１６）は、ｊe，ｊqを影響係数とした式（１７）〜（２０）に書き換えられる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕
＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（１７）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌe）／Ｗ〕＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（１８）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs
−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ
・・・・（１９）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・cos〔π（Ｌt−Ｌs−Ｌq）／Ｗ〕＋ｄq＋ｅq・Ｓe
＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ ・・・・（２０）
【００２７】
更に、圧延形状予測式を簡略化するため、縮径部Ｃの存否に応じた伸び率差εｅ，εｑの差Δεｅ，Δεｑと第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの関係を、板端部及びクォータ部と縮径部Ｃの中心が一致するシフト位置Ｌｓで区分された２本の直線で近似することもできる。この場合、式（１３）〜（１６）として次の式（２１）〜（２４）を、式（１７）〜（２０）として次の式（２５）〜（２８）を使用することもできる。
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe
＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（２１）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq
＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ ・・・・（２２）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜
＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（２３）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq
＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ ・・・・（２４）
【００２８】
Ｌe≦Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌe＋ｂe・(Ｌs−Ｌe）＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe
＋ｆe・Ｓq＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（２５）
Ｌe＞Ｌsのとき
εe＝ａe・Ｌs＋ｃe・｜Ｌt−Ｌs−Ｌe｜＋ｄe＋ｅe・Ｓe＋ｆe・Ｓq
＋ｇe・ｐ＋ｉe・Ｉ＋ｊe・ｗ ・・・・（２６）
Ｌq≦Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・（Ｌ2＋Ｌq）＋ｂq・（Ｌs−Ｌ2−Ｌq）＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜
＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ
・・・・（２７）
Ｌq＞Ｌs−Ｌ2のとき
εq＝ａq・Ｌs＋ｃq・｜Ｌt−Ｌs−Ｌq｜＋ｄq＋ｅq・Ｓe＋ｆq・Ｓq
＋ｇq・ｐ＋ｉq・Ｉ＋ｊq・ｗ ・・・・（２８）
【００２９】
式（１３）〜（１６），式（１７）〜（２０），式（２１）〜（２４）又は式（２５）〜（２８）は、前述した縮径部Ｃのない多段テーパロール１９を用いた場合と同様に伸び率差εe，εqの算出及び板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsの設定又は補正に使用される。
以上の説明では、複数のテーパＴ1〜Ｔ3を一側端部につけた多段テーパロール１９，或いは複数のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕに使用し、分割スリット２０をつけて剛性を周方向に変化させたベアリング軸１７をもつバックアップロール１５ｕを備えた２０段ゼンジミア圧延機１０で冷間圧延する際に、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsを設定又は補正した場合を説明している。しかし、本発明はこれに拘束されるものではなく、２段又は４段以上のテーパをつけた多段テーパロール１９を使用する場合でも，同様な手順で圧延形状を制御できる。また、板端部及びクォータ部の２点における板幅中央部に対する伸び率差εe，εqで圧延形状を定義し、板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌsを設定又は補正しているが、板幅方向似関し３点以上について板幅中央に対する伸び率差を定義した場合にも同様に圧延形状を制御できる。また、使用する圧延機としても２０段ゼンジミア圧延機１０に限ったものではなく、テーパ角度の異なる複数のテーパをつけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして備えた他の多段圧延機に対しても同様に適用される。
【００３０】
【実施例１】
異なるテーパ角度θ1〜θ3のテーパＴ1〜Ｔ3を３段階につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用し、分割スリット２０をつけたベアリング軸１７をもつバックアップロール１５ｕ及び径８０ｍｍのワークロール１１ｕ，１１ｄを備えた２０段ゼンジミア圧延機１０により、板幅１１８０ｍｍ，板厚０．７７ｍｍの冷延鋼帯を板厚０．７０ｍｍに冷間圧延した。このとき、制御条件１及び制御条件２で次の手順によって圧延材Ｍの板形状を制御した。
板幅中央に対する板端部及びクォータ部の２点についての伸び率差εe，εqを式（１）及び（２）に従って表し、圧延形状を定義した。板端部としては、測定誤差や影響係数の算出誤差に由来する影響が小さくなる板端から２０ｍｍ内側の位置に設定した。クォータ部としては、使用した２０段ゼンジミア圧延機１０において圧延形状のピークが生じ易い板幅中央からｗ／（２√２）だけ外側の位置に設定した。
【００３１】
〔制御条件１〕
形状制御手段の初期設定に当たっては、図１４に示すように上位コンピュータ２１に予め入力した圧延条件から学習計算によって圧延荷重Ｐを計算すると共に、予測されるベアリング軸１７の回転位置から分割スリット２０の向きを求め、スリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出した。プロセスコンピュータ２２では、板幅，板厚，鋼種等の製造品種区分ごとに予め算出した影響係数を取り込んで圧延荷重Ｐ及び断面二次モーメントＩの計算値から式（７）〜（１０）に従って伸び率差εe，εqを演算し、伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを算出し、それぞれの形状制御手段２３の制御量を設定した。
〔制御条件２〕
圧延中の形状制御では、荷重計２４で圧延荷重Ｐを連続的に測定し、測定値を上位コンピュータ２１に入力すると共に、実測されたベアリング軸１７の回転位置から分割スリット２０の向きを求め、スリット部の断面二次モーメントＩを幾何学的に算出した。プロセスコンピュータ２２では、板幅，板厚，鋼種等の製造品種区分ごとに予め算出した影響係数を取り込んで、圧延荷重Ｐの測定値及び断面二次モーメントＩの計算値から式（７）〜（１０）に従って伸び率差εe，εqを演算し、伸び率差εe，εqがそれぞれ目標値εe 0，εq 0となるように板端部サドル位置Ｓe，クォータ部サドル位置Ｓq及び第１中間ロールシフト位置Ｌｓを算出し、それぞれの形状制御手段２３の制御量を補正した。このとき、伸び率差εe，εqの目標値としては、共にεe 0＝０，εq 0＝０に設定した。
【００３２】
圧延後に圧延材Ｍの形状をオフラインで測定し、圧延材Ｍ表面の波高／波長として板幅方向に関する急峻度分布を求め、その最大値を最大急峻度とした。
得られた最大急峻度を、スリット部の剛性変化を考慮せず第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響について単一の影響係数で表した数式モデルに基づいて形状制御する従来法で得られた圧延材Ｍの最大急峻度と比較して図１５に示す。従来法では、形状の評価位置と多段テーパロール１９の各テーパＴ1〜Ｔ3間の境界との位置関係に応じて第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響が考慮されていないため、圧延開始時からコイル長手方向全域にわたって耳伸びが大きくなり、１％を超える最大急峻度が示された。これに対し、制御条件１及び制御条件２で圧延された圧延材Ｍでは、何れも圧延開始時からコイル長手方向全域にわたり最大急峻度が０．５％以下に収められており、形状精度の良好な冷延鋼帯であった。
【００３３】
【実施例２】
異なるテーパ角度θ1〜θ3のテーパＴ1〜Ｔ3及び正弦曲線状の縮径部Ｃを両側端部につけた多段テーパロール１９をシフト可能な第１中間ロール１２ｕ，１２ｄに使用する他は、実施例１と同じ条件で板幅１２３０ｍｍ，板厚０．８５ｍｍの冷延鋼帯を板厚０．７８ｍｍに冷間圧延した。
冷間圧延された鋼帯の板幅方向に関する急峻度分布を求め、最大急峻度を、スリット部の剛性変化を考慮せず第１中間ロール１２ｕ，１２ｄのシフト位置Ｌｓの形状に及ぼす影響について単一の影響係数で表した数式モデルに基づいて形状制御する従来法で得られた圧延材Ｍの最大急峻度と比較して図１６に示す。従来法では、圧延開始時からコイル長手方向全域にわたって耳伸びが大きくなり、１％を超える最大急峻度が示された。これに対し、制御条件１及び制御条件２で圧延された圧延材Ｍでは、何れも圧延開始時からコイル長手方向全域にわたり最大急峻度が０．５％以下に収められており、形状精度の良好な冷延鋼帯であった。
【００３４】
【発明の効果】
以上に説明したように、本発明においては、クォータ伸びを防止するためにシフト可能な中間ロールとしてテーパ角度が異なる複数のテーパを一側端部につけた多段テーパロール、或いは多段テーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両側端部につけた多段テーパロールを組み込み、分割スリットによりスリット部の剛性を周方向に変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で鋼帯を冷間圧延する際、形状の評価位置と各テーパ間の境界との位置関係及びスリット部の断面二次モーメント画伸び率差に及ぼす影響を取り込んだ数式モデルを用いて各評価位置での伸び率差を算出し、目標伸び率差が得られるようにクラウン調整量及び中間ロールシフト位置を設定又は補正している。そのため、多段テーパ及び縮径部によるクォータ伸び抑制効果及びバックアップロールのクラウン調整機構による大きな形状制御効果を活用しながら、コイル長手方向全域にわたり形状精度の良好な冷延鋼帯が高生産性で製造される。
【図面の簡単な説明】
【図１】 ２０段ゼンジミア圧延機の概略図
【図２】 中間ロールに使用する多段テーパロールの概略図
【図３】 多段テーパ及び正弦曲線状の縮径部をそれぞれ両端部につけた多段テーパロールの概略図
【図４】 バックアップロールの軸方向断面図
【図５】 単位幅当りの圧延荷重が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図６】 板端部のサドル位置が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図７】 クォータ部のサドル位置が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図８】 中間ロールシフト位置が板端部の伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図９】 中間ロールシフト位置がクォータ部の伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１０】 断面二次モーメントが伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１１】 板幅が伸び率差に及ぼす影響を表わしたグラフ
【図１２】 第１中間ロールシフト位置が板端部の伸び率差の差に及ぼす影響を表したグラフ
【図１３】 第１中間ロールシフト位置がクォータ部の伸び率差の差に及ぼす影響を表したグラフ
【図１４】 実施例で使用した２０段ゼンジミア圧延機の制御系統を示した図
【図１５】 実施例１で製造した冷延鋼帯の板幅方向に関する最大急峻度を従来法で製造した冷延鋼帯の最大急峻度と比較したグラフ
【図１６】 実施例２で製造した冷延鋼帯の板幅方向に関する最大急峻度を従来法で製造した冷延鋼帯の最大急峻度と比較したグラフ
【符号の説明】
１０：２０段ゼンジミア圧延機 １１ｕ，１１ｄ：ワークロール １２ｕ，１２ｄ：第１中間ロール １３ｕ，１３ｄ：第２中間ロール １４ｕ，１４ｄ：バックアップロール １５ｕ：クラウン調整機構をもつバックアップロール １６：ベアリング １７：ベアリング軸 １８：サドル １９：多段テーパロール ２０：分割スリット
２１：上位コンピュータ ２２：プロセスコンピュータ ２３：形状制御手段 ２４：荷重計
Claims (2)
- 互いに異なるテーパ角度で複数のテーパを一方の側端部につけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして組み込み、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で圧延材を冷間圧延する際、板端からの距離が異なる複数箇所と多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係に基づいて、バックアップロールの剛性、圧延荷重、バックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を変数とし、前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を表す数式モデルを予め作成し、ベアリング軸の回転位置から算出されるバックアップロールの剛性と圧延荷重の予測値又は測定値を数式モデルに代入して前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を算出し、算出された伸び率差が目標値に一致するようにバックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を設定又は補正することを特徴とする多段圧延機における形状制御方法。
- 互いに異なるテーパ角度で複数のテーパを一側端部に、正弦曲線状の縮径部を他側端部につけた多段テーパロールをシフト可能な中間ロールとして組み込み、分割スリットをつけて周方向に剛性を変化させたベアリング軸をもつバックアップロールを備えた多段圧延機で圧延材を冷間圧延する際、板端からの距離が異なる複数箇所と多段テーパロールの各テーパ間の境界との位置関係及び板端から距離の異なる複数箇所と正弦曲線状の縮径部の中心との位置関係に基づいて、バックアップロールの剛性、圧延荷重、バックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を変数とし、前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を表す数式モデルを予め作成し、ベアリング軸の回転位置から算出されるバックアップロールの剛性と圧延荷重の予測値又は測定値を数式モデルに代入して前記複数箇所の板幅中央に対する伸び率差を算出し、算出された伸び率差が目標値に一致するようにバックアップロールの板幅中央部サドル位置に対する相対的な板端部サドル位置、クォータ部サドル位置及び中間ロールシフト位置を設定又は補正することを特徴とする多段圧延機における形状制御方法。
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