JPH0128647B2 - - Google Patents
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- JPH0128647B2 JPH0128647B2 JP58021609A JP2160983A JPH0128647B2 JP H0128647 B2 JPH0128647 B2 JP H0128647B2 JP 58021609 A JP58021609 A JP 58021609A JP 2160983 A JP2160983 A JP 2160983A JP H0128647 B2 JPH0128647 B2 JP H0128647B2
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- tension
- coil
- winding
- final stand
- strip
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
- B21C47/00—Winding-up, coiling or winding-off metal wire, metal band or other flexible metal material characterised by features relevant to metal processing only
- B21C47/003—Regulation of tension or speed; Braking
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Registering, Tensioning, Guiding Webs, And Rollers Therefor (AREA)
- Controlling Rewinding, Feeding, Winding, Or Abnormalities Of Webs (AREA)
- Winding, Rewinding, Material Storage Devices (AREA)
Description
本発明は、薄物ストリツプの巻取方法に関し、
とくに熱延鋼帯をタンデムミルで冷間圧延した後
の薄物のストリツプを破断や巻形状不良を起すこ
となくコイル状に巻取るに有利な方法について提
案する。 第１図はタンデムミル出側に設置したテンシヨ
ンリールの略線図であり、酸洗工程を経て誘導さ
れる熱延鋼帯は、図示のタンデムミル８の最終ス
タンド３ａを経て冷間圧延され、デフレクターロ
ール４を介しテンシヨンリール５によつて巻取ら
れ、図面に示されるようなコイル２になるのが普
通である。こうした巻取ラインにあつては、タン
デムミルの最終スタンド３ａの出側張力がそのま
まコイル巻取張力となつている。すなわち、従来
装置での、最終スタンド３ａとテンシヨンリール
５の間の張力は、原則的に圧延するためのもので
あると同時に、コイル巻取りのためのものであつ
た。 このように、従来の巻取り技術にあつては、圧
延張力と巻取張力とを兼用しているのが一般的な
形式であるが、この形式の場合、圧延性優先の観
点から上記張力をある程度高い値に設定するのが
普通であつて、とくに板厚の小さい薄物のストリ
ツプにおいては、この傾向が顕著である。これは
例えば、かかる張力が小さいと、タンデムミルの
ワークロール６とストリツプ１との間でスリツプ
やチヤタリングが発生し、製品の品質に悪い影響
を与えるためである。 なお、上記のスリツプとは、中立点（後述）が
ワークロール６とストリツプ１との接触弧から外
れることであり、ストリツプ１の破断につなが
る。また、チヤタリングとは、中立点が接触弧内
にて入、出側方向に激しく振動することであり、
ストリツプ１の厚みが変動しあるいは破断につな
がる現象のことである。 このように、コイル巻取りより圧延性を優先す
るとコイル２は必要以上に高い張力で巻取つたも
のであるため、テンシヨンリール５より取出すと
き第２図イに示すように、コイル内巻部が座屈し
た変形コイルが発生する。この現象は板厚の小さ
い薄物材に顕著にみられ、製品の品質に悪影響を
及ぼすことになる。 上述したコイル巻形状の良否等について、第３
図により定性的にさらに詳細に述べる。図は縦軸
が張力、横軸がストリツプの板厚である。図にお
いて、境界線abで仕切られる左上の領域Ａがコ
イルの座屈変形領域である。また、巻取張力が低
すぎる場合にはコイル全体が第２図ロに示すよう
な楕円形になるが、こうした巻形状を示すように
なる領域は図中の境界線cdで仕切られる左下の
部分であつて、楕円変形領域Ｂとして特定でき
る。従つて、板厚t1以上のストリツプの場合は、
張力σ1で巻取ればコイル変形を生じさせることな
く巻取ることができる。一方、圧延性の点から検
討すると、境界線efおよび境界線ghに囲まれた領
域ｃが最適範囲であつた。これは境界線gh以下
の領域では、スリツプやチヤタリングが発生し、
境界線ef以上の領域では、ストリツプの破断が起
こるためである。 以上のことから、板厚t2をこえるストリツプに
ついては、圧延性を阻害させることなく、しかも
コイル変形をひき起こさない張力としてσ2の設定
が可能になるが、板厚がt1〜t2の範囲内にあるス
トリツプについては圧延性を優先すれば、コイル
変形（座屈）が生じることになる。 そこで、従来このコイル座屈変形を防止するた
め、コイル内径部に鋼等で製作した円筒を挿入
し、例えば板厚t1の鋼帯を図中のＲ点で示される
張力σ3で巻取る方法を採用したり、他の方法とし
て、座屈はコイルの内巻部で発生することに着目
し、内巻部に相当するストリツプの先端部を意識
的に厚くなるように圧延することにより、例えば
板厚t1の鋼帯の先端部をＳ点で表わされる板厚t3
にして、張力σ3にて巻取つていた。 しかし、前者の方法では、円筒の製作コスト、
作業性、安全面等の点において好ましくなく、後
者の方法では、製品の歩留が著しく悪くなるとい
う欠点があつた。 なお、第３図に示す限界板厚t2は経験的に0.30
mm近傍であつた。 本発明の目的は、上述した従来技術の問題点を
板厚0.30mm以下の薄物のストリツプに対しても有
利に解決することができる巻取方法を提供するこ
とにある。以下に本発明の上記目的を達成するた
めの具体的な構成について説明する。 第４図は、板厚0.2mm程度のコールドタンデム
ミル最終スタンドの出側張力の分布を示す図で、
横軸は圧延されたコイル数を示す。この図から判
ることは、実際の圧延張力は５〜10Kg／mm2の範囲
にあり、かつ中心値は7.0〜7.5Kg／mm2である。こ
の圧延張力が５Kg／mm2以下では、スリツプ＋チヤ
タリングの発生頻度が急激に増加し、また該圧延
張力10Kg／mm2以上では、圧延性が優先するとはい
えどコイルの座屈変形が多発することが確かめら
れた。しかし、コイル変形を度外視すれば、圧延
張力16Kg／mm2近傍がストリツプ破断の限界値であ
ることが多くの実験で観察された。従つて、圧延
性を優先する立場では、圧延張力すなわち、最終
スタンド出側張力の最適値は、５〜16Kg／mm2の範
囲にあることが判つた。 以上述べたことを模式的に示したのが第５図で
ある。ただし、こうした現象は板厚0.30mm以下の
薄物ストリツプにおいて、操業上に発生する若干
のトラブルについてはある程度の許容を認めた場
合について言えることである。 次に、一般にストリツプの通板速度すなわち圧
延速度と圧延機ワークロールの周速が一致すると
ころを中立点と称するが、この中立点の位置が最
終スタンド出側張力と、ストリツプとワークロー
ル間の摩擦係数にどのように影響を受けるかにつ
いて検討した。 その中立点の位置を求めるに当り、それを第６
図に示されるような接触角φと中立角φoの比と
して求めた。 なお、ここで、Hillの圧延荷重式とHitchcock
のロール偏平式を用いた。 Ｐ＝√′｛1.08 ＋1.79μr√′−1.02r｝ R′＝Ｒ（１＋CoP／Δh） Co＝８（１−m2）／πE また、中立点はBland＆Fordの式を用いた。 ここで、Ｐ：圧延荷重 Ｅ：ヤング率 ｋ―：入出側の平均変形抵抗 φo：中立角 Ｒ：ロール径 Ho，Hi：無次元量 R′：偏平ロール径 ｔ：張力 ｈ：板厚 ｋ：変形抵抗 Δh：hi−ho φ：接触角 μ：摩擦係数 添字…ｉ，ｏ：入側及び出側を示す。 ｒ：圧下率 ｍ：ポアソン比 添字…ｎ：中立点を示す 以上の各式による計算結果を第７図に示した。
その結果、最終スタンド出側張力が小さいほど、
φo／φの比は小さくなる。また、同一板厚にお
いて、摩擦係数μによるφo／φへの影響は、張
力が小さいほど大きいことがわかる。すなわち、
圧延油付着ムラなどの外乱により、摩擦係数が変
化した場合の中立点の変化も該張力が小さいほど
激しいことがわかる。これは、最終スタンド出側
張力が小さいほどチヤタリングやスリツプが発生
しやすくなるという第５図で述べた傾向を裏付け
るものである。 第８図に、ストリツプを一定張力で巻取つたと
きの巻取張力と板厚との関係を示す。この図よ
り、コイルの最適巻取張力は、４〜７Kg／mm2の範
囲にあり、とくに５Kg／mm2近傍が好適であること
がわかる。 さて、第８図において、巻取張力がコイル形状
に与える影響について定性的な検討をしたが、こ
の点については第８図からもその傾向を続み取る
ことができる。 以上説明したところから、本発明の巻取方法に
ついて検討すると、薄物材とくに板厚0.80mm以下
のストリツプにあつては、前記最終スタンド出側
張力の最適範囲は５〜16Kg／mm2であり、コイル巻
取張力の最適範囲は４〜７Kg／mm2であることか
つ、第３図からコイル巻取張力は最終スタンド出
側張力よりも小さくすることがそれぞれ有利であ
る。従つて、薄物のストリツプに対して、圧延性
及びコイル巻取形状の両方ともに満足させるため
には、コールドタンデムミル最終スタンドとテン
シヨンリールとの間に上記張力範囲を制御できる
張力制御装置として、例えばテンシヨンブライド
ルロール、あるいはリニアモーター式のもの等を
介在させることが必要である。 第９図に、張力制御装置の具体例としてテンシ
ヨンブライドルロール７を最終スタンド８とデフ
レクターロール４との間に配設した例を示す。こ
のテンシヨンブライドルロール７により、最終ス
タンド出側張力と巻取張力とが異なる張力となる
ように制御することが可能になる。この例では、
ストリツプ１のテンシヨンブライドルロール７へ
の巻付角度は2πであるから、ストリツプとテン
シヨンブライドルロール間の摩擦係数を0.08とす
れば、 最終スタンド出側張力／巻取張力＝e0.08×2〓≒1.65 となる。すなわち、上記の張力制御装置を用いる
と、巻取張力を最終スタンド出側張力の1/1.65〜
１倍の範囲内で制御することが可能になる。次表
にこの装置により実験した結果を示す。
とくに熱延鋼帯をタンデムミルで冷間圧延した後
の薄物のストリツプを破断や巻形状不良を起すこ
となくコイル状に巻取るに有利な方法について提
案する。 第１図はタンデムミル出側に設置したテンシヨ
ンリールの略線図であり、酸洗工程を経て誘導さ
れる熱延鋼帯は、図示のタンデムミル８の最終ス
タンド３ａを経て冷間圧延され、デフレクターロ
ール４を介しテンシヨンリール５によつて巻取ら
れ、図面に示されるようなコイル２になるのが普
通である。こうした巻取ラインにあつては、タン
デムミルの最終スタンド３ａの出側張力がそのま
まコイル巻取張力となつている。すなわち、従来
装置での、最終スタンド３ａとテンシヨンリール
５の間の張力は、原則的に圧延するためのもので
あると同時に、コイル巻取りのためのものであつ
た。 このように、従来の巻取り技術にあつては、圧
延張力と巻取張力とを兼用しているのが一般的な
形式であるが、この形式の場合、圧延性優先の観
点から上記張力をある程度高い値に設定するのが
普通であつて、とくに板厚の小さい薄物のストリ
ツプにおいては、この傾向が顕著である。これは
例えば、かかる張力が小さいと、タンデムミルの
ワークロール６とストリツプ１との間でスリツプ
やチヤタリングが発生し、製品の品質に悪い影響
を与えるためである。 なお、上記のスリツプとは、中立点（後述）が
ワークロール６とストリツプ１との接触弧から外
れることであり、ストリツプ１の破断につなが
る。また、チヤタリングとは、中立点が接触弧内
にて入、出側方向に激しく振動することであり、
ストリツプ１の厚みが変動しあるいは破断につな
がる現象のことである。 このように、コイル巻取りより圧延性を優先す
るとコイル２は必要以上に高い張力で巻取つたも
のであるため、テンシヨンリール５より取出すと
き第２図イに示すように、コイル内巻部が座屈し
た変形コイルが発生する。この現象は板厚の小さ
い薄物材に顕著にみられ、製品の品質に悪影響を
及ぼすことになる。 上述したコイル巻形状の良否等について、第３
図により定性的にさらに詳細に述べる。図は縦軸
が張力、横軸がストリツプの板厚である。図にお
いて、境界線abで仕切られる左上の領域Ａがコ
イルの座屈変形領域である。また、巻取張力が低
すぎる場合にはコイル全体が第２図ロに示すよう
な楕円形になるが、こうした巻形状を示すように
なる領域は図中の境界線cdで仕切られる左下の
部分であつて、楕円変形領域Ｂとして特定でき
る。従つて、板厚t1以上のストリツプの場合は、
張力σ1で巻取ればコイル変形を生じさせることな
く巻取ることができる。一方、圧延性の点から検
討すると、境界線efおよび境界線ghに囲まれた領
域ｃが最適範囲であつた。これは境界線gh以下
の領域では、スリツプやチヤタリングが発生し、
境界線ef以上の領域では、ストリツプの破断が起
こるためである。 以上のことから、板厚t2をこえるストリツプに
ついては、圧延性を阻害させることなく、しかも
コイル変形をひき起こさない張力としてσ2の設定
が可能になるが、板厚がt1〜t2の範囲内にあるス
トリツプについては圧延性を優先すれば、コイル
変形（座屈）が生じることになる。 そこで、従来このコイル座屈変形を防止するた
め、コイル内径部に鋼等で製作した円筒を挿入
し、例えば板厚t1の鋼帯を図中のＲ点で示される
張力σ3で巻取る方法を採用したり、他の方法とし
て、座屈はコイルの内巻部で発生することに着目
し、内巻部に相当するストリツプの先端部を意識
的に厚くなるように圧延することにより、例えば
板厚t1の鋼帯の先端部をＳ点で表わされる板厚t3
にして、張力σ3にて巻取つていた。 しかし、前者の方法では、円筒の製作コスト、
作業性、安全面等の点において好ましくなく、後
者の方法では、製品の歩留が著しく悪くなるとい
う欠点があつた。 なお、第３図に示す限界板厚t2は経験的に0.30
mm近傍であつた。 本発明の目的は、上述した従来技術の問題点を
板厚0.30mm以下の薄物のストリツプに対しても有
利に解決することができる巻取方法を提供するこ
とにある。以下に本発明の上記目的を達成するた
めの具体的な構成について説明する。 第４図は、板厚0.2mm程度のコールドタンデム
ミル最終スタンドの出側張力の分布を示す図で、
横軸は圧延されたコイル数を示す。この図から判
ることは、実際の圧延張力は５〜10Kg／mm2の範囲
にあり、かつ中心値は7.0〜7.5Kg／mm2である。こ
の圧延張力が５Kg／mm2以下では、スリツプ＋チヤ
タリングの発生頻度が急激に増加し、また該圧延
張力10Kg／mm2以上では、圧延性が優先するとはい
えどコイルの座屈変形が多発することが確かめら
れた。しかし、コイル変形を度外視すれば、圧延
張力16Kg／mm2近傍がストリツプ破断の限界値であ
ることが多くの実験で観察された。従つて、圧延
性を優先する立場では、圧延張力すなわち、最終
スタンド出側張力の最適値は、５〜16Kg／mm2の範
囲にあることが判つた。 以上述べたことを模式的に示したのが第５図で
ある。ただし、こうした現象は板厚0.30mm以下の
薄物ストリツプにおいて、操業上に発生する若干
のトラブルについてはある程度の許容を認めた場
合について言えることである。 次に、一般にストリツプの通板速度すなわち圧
延速度と圧延機ワークロールの周速が一致すると
ころを中立点と称するが、この中立点の位置が最
終スタンド出側張力と、ストリツプとワークロー
ル間の摩擦係数にどのように影響を受けるかにつ
いて検討した。 その中立点の位置を求めるに当り、それを第６
図に示されるような接触角φと中立角φoの比と
して求めた。 なお、ここで、Hillの圧延荷重式とHitchcock
のロール偏平式を用いた。 Ｐ＝√′｛1.08 ＋1.79μr√′−1.02r｝ R′＝Ｒ（１＋CoP／Δh） Co＝８（１−m2）／πE また、中立点はBland＆Fordの式を用いた。 ここで、Ｐ：圧延荷重 Ｅ：ヤング率 ｋ―：入出側の平均変形抵抗 φo：中立角 Ｒ：ロール径 Ho，Hi：無次元量 R′：偏平ロール径 ｔ：張力 ｈ：板厚 ｋ：変形抵抗 Δh：hi−ho φ：接触角 μ：摩擦係数 添字…ｉ，ｏ：入側及び出側を示す。 ｒ：圧下率 ｍ：ポアソン比 添字…ｎ：中立点を示す 以上の各式による計算結果を第７図に示した。
その結果、最終スタンド出側張力が小さいほど、
φo／φの比は小さくなる。また、同一板厚にお
いて、摩擦係数μによるφo／φへの影響は、張
力が小さいほど大きいことがわかる。すなわち、
圧延油付着ムラなどの外乱により、摩擦係数が変
化した場合の中立点の変化も該張力が小さいほど
激しいことがわかる。これは、最終スタンド出側
張力が小さいほどチヤタリングやスリツプが発生
しやすくなるという第５図で述べた傾向を裏付け
るものである。 第８図に、ストリツプを一定張力で巻取つたと
きの巻取張力と板厚との関係を示す。この図よ
り、コイルの最適巻取張力は、４〜７Kg／mm2の範
囲にあり、とくに５Kg／mm2近傍が好適であること
がわかる。 さて、第８図において、巻取張力がコイル形状
に与える影響について定性的な検討をしたが、こ
の点については第８図からもその傾向を続み取る
ことができる。 以上説明したところから、本発明の巻取方法に
ついて検討すると、薄物材とくに板厚0.80mm以下
のストリツプにあつては、前記最終スタンド出側
張力の最適範囲は５〜16Kg／mm2であり、コイル巻
取張力の最適範囲は４〜７Kg／mm2であることか
つ、第３図からコイル巻取張力は最終スタンド出
側張力よりも小さくすることがそれぞれ有利であ
る。従つて、薄物のストリツプに対して、圧延性
及びコイル巻取形状の両方ともに満足させるため
には、コールドタンデムミル最終スタンドとテン
シヨンリールとの間に上記張力範囲を制御できる
張力制御装置として、例えばテンシヨンブライド
ルロール、あるいはリニアモーター式のもの等を
介在させることが必要である。 第９図に、張力制御装置の具体例としてテンシ
ヨンブライドルロール７を最終スタンド８とデフ
レクターロール４との間に配設した例を示す。こ
のテンシヨンブライドルロール７により、最終ス
タンド出側張力と巻取張力とが異なる張力となる
ように制御することが可能になる。この例では、
ストリツプ１のテンシヨンブライドルロール７へ
の巻付角度は2πであるから、ストリツプとテン
シヨンブライドルロール間の摩擦係数を0.08とす
れば、 最終スタンド出側張力／巻取張力＝e0.08×2〓≒1.65 となる。すなわち、上記の張力制御装置を用いる
と、巻取張力を最終スタンド出側張力の1/1.65〜
１倍の範囲内で制御することが可能になる。次表
にこの装置により実験した結果を示す。
【表】
このように、テンシヨンブライドルロールを最
終スタンドとテンシヨンリールとの間に配設し、
圧延張力と巻取張力に差を生じさせるように独立
して制御することは、コイル変形を防止する上で
非常に有効である。またテンシヨンブライドルロ
ールの代わりに、他にリニアモーター式の張力制
御装置等を用いてもよい。 なお上述した最終スタンドとテンシヨンリール
との間で張力制御行う方法を採用すると、コイル
１ケ単位でバツチ式に冷間圧延する場合には、コ
イルの最も内側に巻かれたストリツプの厚みが製
品の厚みより厚くなるため、コイル座屈変形が発
生しにくくさほどの効果ではない。しかしながら
コールドタンデムミルの入側に溶接機を設置し
て、ストリツプの端部どうしを溶接して圧延する
完全連続式で冷間圧延を行う場合には、ストリツ
プ厚みが一定しているために本発明方法は極めて
有効である。 また、ストリツプをコイルに巻取る場合、コイ
ル内巻部から外巻部になるに従い巻取張力を減少
させること（テーバーテンシヨン）はコイル巻姿
（コイル変形、テレスコープ等）を良好にするこ
とが経験的に知られているが、これについても本
発明により圧延条件に影響を与えることなく実施
することが可能である。 以上説明したように本発明によれば、薄物のス
トリツプの分野において巻形状のきれいなコイル
を得ることができるとともに、圧延作業性ならび
に製品歩留の良いコイル巻取り作業を行うことが
できる。
終スタンドとテンシヨンリールとの間に配設し、
圧延張力と巻取張力に差を生じさせるように独立
して制御することは、コイル変形を防止する上で
非常に有効である。またテンシヨンブライドルロ
ールの代わりに、他にリニアモーター式の張力制
御装置等を用いてもよい。 なお上述した最終スタンドとテンシヨンリール
との間で張力制御行う方法を採用すると、コイル
１ケ単位でバツチ式に冷間圧延する場合には、コ
イルの最も内側に巻かれたストリツプの厚みが製
品の厚みより厚くなるため、コイル座屈変形が発
生しにくくさほどの効果ではない。しかしながら
コールドタンデムミルの入側に溶接機を設置し
て、ストリツプの端部どうしを溶接して圧延する
完全連続式で冷間圧延を行う場合には、ストリツ
プ厚みが一定しているために本発明方法は極めて
有効である。 また、ストリツプをコイルに巻取る場合、コイ
ル内巻部から外巻部になるに従い巻取張力を減少
させること（テーバーテンシヨン）はコイル巻姿
（コイル変形、テレスコープ等）を良好にするこ
とが経験的に知られているが、これについても本
発明により圧延条件に影響を与えることなく実施
することが可能である。 以上説明したように本発明によれば、薄物のス
トリツプの分野において巻形状のきれいなコイル
を得ることができるとともに、圧延作業性ならび
に製品歩留の良いコイル巻取り作業を行うことが
できる。
第１図は、従来のタンデムミルテンシヨンリー
ルの設備配置例を示す略線図、第２図は、コイル
巻取張力不良により生ずる変形コイルの正面図、
第３図は、巻取張力とストリツプ板厚によつて決
定されるコイル変形限界と最適な最終スタンド出
側張力の範囲とを示すグラフ、第４図は、板厚
0.2mm付近のストリツプを冷間圧延した時の最終
スタンド出側張力の分布図、第５図は、最終スタ
ンド出側張力の圧延性に及ぼす影響を示すグラ
フ、第６図は、接触角と中立角の内容を示す説明
図、第７図は、最終スタンド出側張力と中立角、
接触角比に及ぼす摩擦係数の影響を示すグラフ、
第８図は、巻取張力と板厚との関係がコイル変形
に及ぼす影響を示すグラフ、第９図は、最終スタ
ンド出側とテンシヨンリールとの間にテンシヨン
ブライドルを配設した本発明冷間圧延設備出側配
置の略線図である。 １……ストリツプ、２……コイル、３……タン
デムミル、３ａ……タンデムミル最終スタンド、
４……デフレクタロール、５……テンシヨンリー
ル、６……ワークロール、７……テンシヨンブラ
イドルロール。
ルの設備配置例を示す略線図、第２図は、コイル
巻取張力不良により生ずる変形コイルの正面図、
第３図は、巻取張力とストリツプ板厚によつて決
定されるコイル変形限界と最適な最終スタンド出
側張力の範囲とを示すグラフ、第４図は、板厚
0.2mm付近のストリツプを冷間圧延した時の最終
スタンド出側張力の分布図、第５図は、最終スタ
ンド出側張力の圧延性に及ぼす影響を示すグラ
フ、第６図は、接触角と中立角の内容を示す説明
図、第７図は、最終スタンド出側張力と中立角、
接触角比に及ぼす摩擦係数の影響を示すグラフ、
第８図は、巻取張力と板厚との関係がコイル変形
に及ぼす影響を示すグラフ、第９図は、最終スタ
ンド出側とテンシヨンリールとの間にテンシヨン
ブライドルを配設した本発明冷間圧延設備出側配
置の略線図である。 １……ストリツプ、２……コイル、３……タン
デムミル、３ａ……タンデムミル最終スタンド、
４……デフレクタロール、５……テンシヨンリー
ル、６……ワークロール、７……テンシヨンブラ
イドルロール。
Claims (1)
- １ コールドタンデムミル最終スタンドを経て
0.3mm以下の板厚に圧延されたストリツプを、上
記最終スタンドとテンシヨンリールとの間に設置
した張力制御装置により、最終スタンド出側張力
を５〜16Kg／mm2の範囲内にし、巻取張力を４〜７
Kg／mm2の範囲内にするとともに、巻取張力は最終
スタンド出側張力より小さい範囲に制御して巻取
ることを特徴とする薄物ストリツプの巻取方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2160983A JPS59147713A (ja) | 1983-02-14 | 1983-02-14 | 薄物ストリツプの巻取方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2160983A JPS59147713A (ja) | 1983-02-14 | 1983-02-14 | 薄物ストリツプの巻取方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59147713A JPS59147713A (ja) | 1984-08-24 |
| JPH0128647B2 true JPH0128647B2 (ja) | 1989-06-05 |
Family
ID=12059774
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2160983A Granted JPS59147713A (ja) | 1983-02-14 | 1983-02-14 | 薄物ストリツプの巻取方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS59147713A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111788017B (zh) * | 2018-02-16 | 2022-08-30 | 日立金属株式会社 | 金属薄带卷材的制造方法以及金属薄带卷材 |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5024901A (ja) * | 1973-07-04 | 1975-03-17 | ||
| JPS5056353A (ja) * | 1973-09-19 | 1975-05-17 | ||
| JPS5420938A (en) * | 1977-07-15 | 1979-02-16 | Kawasaki Steel Co | Winding method of hot strip |
| JPS54128463A (en) * | 1978-03-29 | 1979-10-05 | Nippon Steel Corp | Cold rolling method for steel strip |
| JPS5614017A (en) * | 1979-07-16 | 1981-02-10 | Ishikawajima Harima Heavy Ind Co Ltd | Continuous rolling mill |
-
1983
- 1983-02-14 JP JP2160983A patent/JPS59147713A/ja active Granted
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5024901A (ja) * | 1973-07-04 | 1975-03-17 | ||
| JPS5056353A (ja) * | 1973-09-19 | 1975-05-17 | ||
| JPS5420938A (en) * | 1977-07-15 | 1979-02-16 | Kawasaki Steel Co | Winding method of hot strip |
| JPS54128463A (en) * | 1978-03-29 | 1979-10-05 | Nippon Steel Corp | Cold rolling method for steel strip |
| JPS5614017A (en) * | 1979-07-16 | 1981-02-10 | Ishikawajima Harima Heavy Ind Co Ltd | Continuous rolling mill |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS59147713A (ja) | 1984-08-24 |
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