JPH0647419A - 板圧延における板厚制御方法 - Google Patents
板圧延における板厚制御方法Info
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- JPH0647419A JPH0647419A JP4204003A JP20400392A JPH0647419A JP H0647419 A JPH0647419 A JP H0647419A JP 4204003 A JP4204003 A JP 4204003A JP 20400392 A JP20400392 A JP 20400392A JP H0647419 A JPH0647419 A JP H0647419A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 自動板厚制御においてミル定数を真の値に近
い値に補正して板厚偏差の少ない鋼板を製造する。 【構成】 ロードセル４により圧延中の荷重Ｆとシリン
ダ５の位置検出器６によりワークロール２のロールギャ
ップＳを計測し、これによって圧延荷重偏差ΔＦとロー
ルギャップ偏差ΔＳとを求め、ミル定数Ｋを包含するゲ
ージメータ式：Δｈ＝＋ΔＳ＋ΔＦ／Ｋから板厚偏差Δ
ｈを演算する。一方、板厚計14によって計測した板厚ｈ
から目標板厚との偏差Δｈ（γ）を測定し、前記の演算
板厚偏差Δ（Δｈ）と、測定した板厚偏差Δ｛Δｈ
（γ）｝とからミル定数を逆算し、この逆算で求めたミ
ル定数を次パスあるいは次スタンドのミル定数とする。
い値に補正して板厚偏差の少ない鋼板を製造する。 【構成】 ロードセル４により圧延中の荷重Ｆとシリン
ダ５の位置検出器６によりワークロール２のロールギャ
ップＳを計測し、これによって圧延荷重偏差ΔＦとロー
ルギャップ偏差ΔＳとを求め、ミル定数Ｋを包含するゲ
ージメータ式：Δｈ＝＋ΔＳ＋ΔＦ／Ｋから板厚偏差Δ
ｈを演算する。一方、板厚計14によって計測した板厚ｈ
から目標板厚との偏差Δｈ（γ）を測定し、前記の演算
板厚偏差Δ（Δｈ）と、測定した板厚偏差Δ｛Δｈ
（γ）｝とからミル定数を逆算し、この逆算で求めたミ
ル定数を次パスあるいは次スタンドのミル定数とする。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は板圧延における板厚制御
方法に関するもので、特に板内厚み偏差低減のための制
御方法を提供するものである。
方法に関するもので、特に板内厚み偏差低減のための制
御方法を提供するものである。
【０００２】
【従来の技術】一般に加熱炉により加熱されたスラブを
熱間圧延機により熱間圧延してスラグから製品に圧延し
にくい場合に、スラブが加熱炉のスキッド部に接する部
分はスキッド間の他の部分よりも温度が低いため圧延時
の変形抵抗が高く、必要な圧延荷重が高くなる分だけ板
厚が厚くなり、圧延方向に板厚偏差が生じることにな
る。
熱間圧延機により熱間圧延してスラグから製品に圧延し
にくい場合に、スラブが加熱炉のスキッド部に接する部
分はスキッド間の他の部分よりも温度が低いため圧延時
の変形抵抗が高く、必要な圧延荷重が高くなる分だけ板
厚が厚くなり、圧延方向に板厚偏差が生じることにな
る。
【０００３】このような圧延方向の板厚偏差を解決した
のが自動板厚制御（Automatic GaugeControll 略してＡ
ＧＣ制御）と呼ばれるものである。ＡＧＣによる板厚制
御では、通常油圧圧下装置を開いてロールによる板圧延
時の圧延荷重を検出して板厚を制御しており、目標板厚
ｈからの板厚偏差Δｈは次のゲージメータ式（１）によ
り求めている。
のが自動板厚制御（Automatic GaugeControll 略してＡ
ＧＣ制御）と呼ばれるものである。ＡＧＣによる板厚制
御では、通常油圧圧下装置を開いてロールによる板圧延
時の圧延荷重を検出して板厚を制御しており、目標板厚
ｈからの板厚偏差Δｈは次のゲージメータ式（１）によ
り求めている。
【０００４】Δｈ＝−ΔＳ＋ΔＦ／Ｋ …（１） ここでΔＳ：設定ロールギャップＳo からのロールギャ
ップの変化 ΔＦ：目標圧延荷重ＦO からの圧延荷重偏差 Ｋ：ロールからハウジングまで全てを総合したミルのバ
ネ定数で、通常ミル定数と称している。
ップの変化 ΔＦ：目標圧延荷重ＦO からの圧延荷重偏差 Ｋ：ロールからハウジングまで全てを総合したミルのバ
ネ定数で、通常ミル定数と称している。
【０００５】通常、前記のゲージメータ式（１）を用い
たＡＧＣにより圧延する際に、図２に示すように上位の
プロセスコンピュータ（Ｐ／Ｃ）12からＡＧＣ制御に必
要な予測ミル定数ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷
重）ＦO 、チューニング率Ｃがコントローラ13を経由し
てＡＧＣ制御盤７に入力される。一方、被圧延材１を圧
延するワークロール２およびバックアップロール３に取
り付けられた圧延荷重を検出するロードセル４と、前記
ロールを駆動する油圧圧下シリンダ５に取り付けられた
シリンダ移動量検出器６とを備えており、ロードセル４
の圧延荷重信号Ｆおよびシリンダ移動量検出器６のロー
ルギャップ信号ＳとがＡＧＣ制御盤７に入力されるよう
になっている。
たＡＧＣにより圧延する際に、図２に示すように上位の
プロセスコンピュータ（Ｐ／Ｃ）12からＡＧＣ制御に必
要な予測ミル定数ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷
重）ＦO 、チューニング率Ｃがコントローラ13を経由し
てＡＧＣ制御盤７に入力される。一方、被圧延材１を圧
延するワークロール２およびバックアップロール３に取
り付けられた圧延荷重を検出するロードセル４と、前記
ロールを駆動する油圧圧下シリンダ５に取り付けられた
シリンダ移動量検出器６とを備えており、ロードセル４
の圧延荷重信号Ｆおよびシリンダ移動量検出器６のロー
ルギャップ信号ＳとがＡＧＣ制御盤７に入力されるよう
になっている。
【０００６】ＡＧＣ制御盤７では、荷重信号Ｆとロック
オン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝−（Ｆ−ＦO ）を演算
し、予測ミル定数ＫC を用いてミル伸び量ΔＦ／ＫC を
算出し、式（１）の板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝
−（Ｆ−ＦO ）／ＫC ＝ΔＦ／Ｋとなるようなロールギ
ャップ変化量ΔＳを求める。このようにして求めたロー
ルギャップ変化量ΔＳの信号ＡＧＣ制御盤７からサーボ
アンプ８に入力した後、サーボアンプ８からの指令によ
りサーボ弁９を制御して油圧源11から前記ミル伸び量Δ
Ｆ／ＫC に基づき油圧配管10を介してシリンダ移動量検
出器６によって移動量を検出しつつ、油圧圧下シリンダ
５への圧力油量を制御することによって板厚偏差Δｈが
０になるようにＡＧＣ制御するものである。
オン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝−（Ｆ−ＦO ）を演算
し、予測ミル定数ＫC を用いてミル伸び量ΔＦ／ＫC を
算出し、式（１）の板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝
−（Ｆ−ＦO ）／ＫC ＝ΔＦ／Ｋとなるようなロールギ
ャップ変化量ΔＳを求める。このようにして求めたロー
ルギャップ変化量ΔＳの信号ＡＧＣ制御盤７からサーボ
アンプ８に入力した後、サーボアンプ８からの指令によ
りサーボ弁９を制御して油圧源11から前記ミル伸び量Δ
Ｆ／ＫC に基づき油圧配管10を介してシリンダ移動量検
出器６によって移動量を検出しつつ、油圧圧下シリンダ
５への圧力油量を制御することによって板厚偏差Δｈが
０になるようにＡＧＣ制御するものである。
【０００７】このようなＡＧＣ制御で最も重要なこと
は、ミル常数ＫC の精度である。一般的にミル定数ＫC
は分割モデル等により板厚、板幅、圧延荷重、圧下率等
の圧延条件から求められたゲージメータ式を予測荷重で
微分した形で使用されるが、板幅の異なる冷鋼板を挟ん
で得られたミルの伸びを基礎データとして作成する場合
もある。しかしながら、実際の圧延時のミル常数とこれ
により算出されるミル定数（予測ミル定数）は、誤差を
もっており、この誤差はＡＧＣの真に必要とする動きと
ならないため、スラブのスキッド部が完全につぶせきれ
ず、板厚偏差Δｈとして残る。
は、ミル常数ＫC の精度である。一般的にミル定数ＫC
は分割モデル等により板厚、板幅、圧延荷重、圧下率等
の圧延条件から求められたゲージメータ式を予測荷重で
微分した形で使用されるが、板幅の異なる冷鋼板を挟ん
で得られたミルの伸びを基礎データとして作成する場合
もある。しかしながら、実際の圧延時のミル常数とこれ
により算出されるミル定数（予測ミル定数）は、誤差を
もっており、この誤差はＡＧＣの真に必要とする動きと
ならないため、スラブのスキッド部が完全につぶせきれ
ず、板厚偏差Δｈとして残る。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】従来、鋼板の熱間圧延
機、冷間圧延機のＡＧＣ制御には高応答の油圧圧下装置
が導入されているが、いくら応答性がよくてもミル定数
Ｋに誤差があれば、板厚偏差は取りきれない。従って、
ミル定数Ｋの精度を向上させることが非常に重要である
が、これにも限界がある。本発明はこのような問題を解
決するものであり、圧延機の出側で板厚偏差を実測し、
予測ミル常数誤差を補償しようとするものである。
機、冷間圧延機のＡＧＣ制御には高応答の油圧圧下装置
が導入されているが、いくら応答性がよくてもミル定数
Ｋに誤差があれば、板厚偏差は取りきれない。従って、
ミル定数Ｋの精度を向上させることが非常に重要である
が、これにも限界がある。本発明はこのような問題を解
決するものであり、圧延機の出側で板厚偏差を実測し、
予測ミル常数誤差を補償しようとするものである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明は、圧延機の出側
に板厚計を設け、当該圧延機のロールによる板圧延中の
圧延荷重とロール開度からミル定数を包含するゲージメ
ータ式を用いて板厚偏差を演算すると共に、前記板厚計
により圧延機の出側における板厚を計測して板厚偏差を
求め、前記演算した板厚偏差と計測により求めた板厚偏
差とからミル定数を逆算して求め、この逆算により求め
たミル定数を次パスあるいは次スタンド以降の予測ミル
定数を補正して自動板厚制御を行うことを特徴とする板
圧延における板厚制御方法である。
に板厚計を設け、当該圧延機のロールによる板圧延中の
圧延荷重とロール開度からミル定数を包含するゲージメ
ータ式を用いて板厚偏差を演算すると共に、前記板厚計
により圧延機の出側における板厚を計測して板厚偏差を
求め、前記演算した板厚偏差と計測により求めた板厚偏
差とからミル定数を逆算して求め、この逆算により求め
たミル定数を次パスあるいは次スタンド以降の予測ミル
定数を補正して自動板厚制御を行うことを特徴とする板
圧延における板厚制御方法である。
【００１０】
【実施例】以下、本発明の実施例を図面に基づいて説明
する。本発明による前記のゲージメータ式を用いたＡＧ
Ｃ制御圧延を行うには、図１に示すように上位のプロセ
スコンピュータ12からＡＧＣ制御に必要な予測ミル定数
ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷重）ＦO 、チューニ
ング率Ｃがコントローラ13を経由してＡＧＣ制御盤７に
入力される。
する。本発明による前記のゲージメータ式を用いたＡＧ
Ｃ制御圧延を行うには、図１に示すように上位のプロセ
スコンピュータ12からＡＧＣ制御に必要な予測ミル定数
ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷重）ＦO 、チューニ
ング率Ｃがコントローラ13を経由してＡＧＣ制御盤７に
入力される。
【００１１】一方、被圧延材１を圧延するワークロール
２およびバックアップロール３に取り付けられたロード
セル４によって検出された圧延荷重信号Ｆと、油圧圧下
シリンダ５に取り付けられたシリンダ移動検出器６によ
って検出されたロールギャップ信号ＳがそれぞれＡＧＣ
制御盤７に入力される。図１に示す本発明のＡＧＣ制御
においても図２に示す従来と同様にＡＧＣ制御盤７では
荷重信号Ｆとロックオン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝−
（Ｆ−ＦO ）を演算し、予測ミル定数ＫC を用いてミル
伸び量ΔＦ／ＫC を算出し前記ゲージメータ式（１）の
板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝−（Ｆ−ＦO ）ＫC
＝ΔＦ／ＫC になるようなロールギャップ変化量ΔＳを
求める。
２およびバックアップロール３に取り付けられたロード
セル４によって検出された圧延荷重信号Ｆと、油圧圧下
シリンダ５に取り付けられたシリンダ移動検出器６によ
って検出されたロールギャップ信号ＳがそれぞれＡＧＣ
制御盤７に入力される。図１に示す本発明のＡＧＣ制御
においても図２に示す従来と同様にＡＧＣ制御盤７では
荷重信号Ｆとロックオン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝−
（Ｆ−ＦO ）を演算し、予測ミル定数ＫC を用いてミル
伸び量ΔＦ／ＫC を算出し前記ゲージメータ式（１）の
板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝−（Ｆ−ＦO ）ＫC
＝ΔＦ／ＫC になるようなロールギャップ変化量ΔＳを
求める。
【００１２】このようにして求めたロールギャップ変化
量ΔＳの信号をＡＧＣ制御盤７からサーボアンプ８に入
力した後、サーボアンプ８からの指令によりサーボ弁９
を制御して油圧源11から前記ミル伸び量ΔＦ／ＫC に基
づき油圧配管10を介してシリンダ移動量検出器６によっ
て移動量を検出しつつ油圧圧下シリンダ５への圧力油量
を制御することによって板厚偏差Δｈが０になるように
ロールギャップΔＳを制御するものであり、このＡＧＣ
制御は従来と同じである。
量ΔＳの信号をＡＧＣ制御盤７からサーボアンプ８に入
力した後、サーボアンプ８からの指令によりサーボ弁９
を制御して油圧源11から前記ミル伸び量ΔＦ／ＫC に基
づき油圧配管10を介してシリンダ移動量検出器６によっ
て移動量を検出しつつ油圧圧下シリンダ５への圧力油量
を制御することによって板厚偏差Δｈが０になるように
ロールギャップΔＳを制御するものであり、このＡＧＣ
制御は従来と同じである。
【００１３】本発明では、次パスあるいは次スタンド以
降の予測ミル定数ＫC を補正するため、前述のようにし
てロードセル４およびシリンダ移動量検出器６からＡＧ
Ｃ制御盤７に入力された圧延荷重信号Ｆとロールギャッ
プ信号Ｓとはコントローラ13を経由して上位のプロセス
コンピュータ12に受信される。それと共にワークロール
２およびワークロール３からなる圧延機の出側に配置さ
れた板厚計14によって被圧延材１の圧延機出側で板厚を
測定し、板厚計14によって計測された板厚信号ｈ（γ）
がコントローラ13を経由して上位のプロセスコンピュー
タ12に受信される。
降の予測ミル定数ＫC を補正するため、前述のようにし
てロードセル４およびシリンダ移動量検出器６からＡＧ
Ｃ制御盤７に入力された圧延荷重信号Ｆとロールギャッ
プ信号Ｓとはコントローラ13を経由して上位のプロセス
コンピュータ12に受信される。それと共にワークロール
２およびワークロール３からなる圧延機の出側に配置さ
れた板厚計14によって被圧延材１の圧延機出側で板厚を
測定し、板厚計14によって計測された板厚信号ｈ（γ）
がコントローラ13を経由して上位のプロセスコンピュー
タ12に受信される。
【００１４】加熱炉のスキッド上で加熱されたスラブは
スキッドマーク部が他の部分よりも温度が低いためＡＧ
Ｃ制御による圧延中の圧延荷重Ｆは図３に示すようにロ
ックオン荷重ＦO に対してスキッドマーク部およびスキ
ッドマーク間に対応する波形をもって経時変化し、圧延
荷重はスキッドマーク部が最大値Ｆ1 スキッドマーク間
で最小値Ｆ2 となり、その圧延荷重偏差ΔＦ＝Ｆ1 −Ｆ
2 となる。
スキッドマーク部が他の部分よりも温度が低いためＡＧ
Ｃ制御による圧延中の圧延荷重Ｆは図３に示すようにロ
ックオン荷重ＦO に対してスキッドマーク部およびスキ
ッドマーク間に対応する波形をもって経時変化し、圧延
荷重はスキッドマーク部が最大値Ｆ1 スキッドマーク間
で最小値Ｆ2 となり、その圧延荷重偏差ΔＦ＝Ｆ1 −Ｆ
2 となる。
【００１５】この時のワークロールのギャップＳは、前
記の圧延荷重Ｆとは逆にスキッドマーク部が最小値Ｓ、
スキッドマーク間が最大値Ｓ2 となる波形をもって経時
変化し、そのロールギャップ偏差ΔＳ＝Ｆ1 −Ｆ2 とな
る。プロセスコンピュータ12では、図３および図４に示
すように波形変動するＡＧＣ制御による圧延中の圧延荷
重ＦとロールギャップＳを用いて、計算上の板厚ｈを演
算する。この場合、圧延荷重Ｆ、ロールギャップＳおよ
び予測ミル定数ＫCとすると計算上の板厚ｈは下記のゲ
ージメータ式（２）で算出できる。
記の圧延荷重Ｆとは逆にスキッドマーク部が最小値Ｓ、
スキッドマーク間が最大値Ｓ2 となる波形をもって経時
変化し、そのロールギャップ偏差ΔＳ＝Ｆ1 −Ｆ2 とな
る。プロセスコンピュータ12では、図３および図４に示
すように波形変動するＡＧＣ制御による圧延中の圧延荷
重ＦとロールギャップＳを用いて、計算上の板厚ｈを演
算する。この場合、圧延荷重Ｆ、ロールギャップＳおよ
び予測ミル定数ＫCとすると計算上の板厚ｈは下記のゲ
ージメータ式（２）で算出できる。
【００１６】ｈ＝Ｓ＋Ｆ／ＫC …（２） 実際に式（２）より算出した計算上の板厚ｈは図５に示
すような波形をもって経時変化する。ここでプロセスコ
ンピュータによる予測ミル定数の補正手順について説明
する。
すような波形をもって経時変化する。ここでプロセスコ
ンピュータによる予測ミル定数の補正手順について説明
する。
【００１７】ここで添字１をスキッド部、添字２をスキ
ッド間とすると式（２）による、 スキッド部の板厚ｈ１は ｈ１＝Ｓ1 ＋Ｆ1 ／ＫC スキッド間の板厚ｈ２は ｈ１＝Ｓ2 ＋Ｆ2 ／ＫC 従って、スキッド部とスキッド間との板厚偏差は、 ｈ１−ｈ２＝（Ｓ1 −Ｓ2 ）＋（Ｆ1 −Ｆ2 ）／ＫC ここで、スキッド部とスキッド間との計算板厚偏差Δｈ
スキッド＝ｈ１−ｈ２、ギャップ差ΔＳスキッド＝Ｓ1
−Ｓ2 （通常Ｓ1 ＜Ｓ2 ）、荷重差ΔＦスキッド＝Ｆ1
−Ｆ2 にすると、 Δｈスキット＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／ＫC …（３） となる。
ッド間とすると式（２）による、 スキッド部の板厚ｈ１は ｈ１＝Ｓ1 ＋Ｆ1 ／ＫC スキッド間の板厚ｈ２は ｈ１＝Ｓ2 ＋Ｆ2 ／ＫC 従って、スキッド部とスキッド間との板厚偏差は、 ｈ１−ｈ２＝（Ｓ1 −Ｓ2 ）＋（Ｆ1 −Ｆ2 ）／ＫC ここで、スキッド部とスキッド間との計算板厚偏差Δｈ
スキッド＝ｈ１−ｈ２、ギャップ差ΔＳスキッド＝Ｓ1
−Ｓ2 （通常Ｓ1 ＜Ｓ2 ）、荷重差ΔＦスキッド＝Ｆ1
−Ｆ2 にすると、 Δｈスキット＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／ＫC …（３） となる。
【００１８】一方、板圧計14によって計測した圧延機の
出側における板厚ｈ（γ）は、図６に示すような波形を
もって経時変化するが、プロセスコンピュータ12では、
板厚計14によって計測した圧延機の出側における板厚ｈ
に基づいて板厚偏差Δｈ（γ）を演算する。この板厚計
から求めた板厚偏差Δｈ（γ）は前記の式（３）によっ
て計算したΔｈスキッドに等しいはずであるから、この
ときのミル定数をＫとすると下記の関係が成立する。
出側における板厚ｈ（γ）は、図６に示すような波形を
もって経時変化するが、プロセスコンピュータ12では、
板厚計14によって計測した圧延機の出側における板厚ｈ
に基づいて板厚偏差Δｈ（γ）を演算する。この板厚計
から求めた板厚偏差Δｈ（γ）は前記の式（３）によっ
て計算したΔｈスキッドに等しいはずであるから、この
ときのミル定数をＫとすると下記の関係が成立する。
【００１９】 Δｈ（γ）＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／Ｋ 従って実測板厚偏差Δｈ（γ）から求められるミル定数
Ｋは、 Ｋ＝ΔＦスキッド／−ΔＳスキッド＋Δｈ（γ）…（４） となる。このミル定数Ｋは iパスあるいは iスタンドの
ミル定数である。従って i＋１パスあるいは i＋１スタ
ンドの制御に使うミル定数Ｋc'ｉ＋１は例えば Ｋc'i ＋１＝Ｋci＋１・Ｋi ／Ｋci …（５） ここでＫCi＋１は i＋１パスもしくは i＋１スタンドの
予測ミル定数ＫCiは iパスもしくは iスタンドの予測ミ
ル定数として補正をかけることになる。
Ｋは、 Ｋ＝ΔＦスキッド／−ΔＳスキッド＋Δｈ（γ）…（４） となる。このミル定数Ｋは iパスあるいは iスタンドの
ミル定数である。従って i＋１パスあるいは i＋１スタ
ンドの制御に使うミル定数Ｋc'ｉ＋１は例えば Ｋc'i ＋１＝Ｋci＋１・Ｋi ／Ｋci …（５） ここでＫCi＋１は i＋１パスもしくは i＋１スタンドの
予測ミル定数ＫCiは iパスもしくは iスタンドの予測ミ
ル定数として補正をかけることになる。
【００２０】本発明を鋼厚板圧延に適用した場合の具体
例を従来法と比較して説明する。まず、比較のための従
来方法について説明すると図２に示すＡＧＣ制御システ
ム構成により上位のプロセスコンピュータ12からＡＧＣ
制御に必要な予測ミル定数Ｋc 、ロックオン荷重（基準
圧延荷重）Ｆ0 、チューニング率ＣがＡＧＣ制御盤７に
入力され、ワークロール２に板が噛み込んだ後、ゲージ
メータ式（１）のΔｈが０になるようにＡＧＣ制御でロ
ールギャップが制御されるのは前述の通りである。
例を従来法と比較して説明する。まず、比較のための従
来方法について説明すると図２に示すＡＧＣ制御システ
ム構成により上位のプロセスコンピュータ12からＡＧＣ
制御に必要な予測ミル定数Ｋc 、ロックオン荷重（基準
圧延荷重）Ｆ0 、チューニング率ＣがＡＧＣ制御盤７に
入力され、ワークロール２に板が噛み込んだ後、ゲージ
メータ式（１）のΔｈが０になるようにＡＧＣ制御でロ
ールギャップが制御されるのは前述の通りである。
【００２１】このような従来のＡＧＣによる圧延制御に
より、スラブサイズ 215×1620×4516から圧延サイズ16
×4026×23735 に全18パスで圧延した場合の従来方式の
結果について説明する。図７および図８はそれぞれ長手
方向の板端部からの距離（ｍ）と圧延荷重偏差およびロ
ールギャップ偏差との関係を示す。これから求まる計算
上の板厚偏差は図９に示すようになり、板厚偏差は少し
しか出ていない。一方、板厚計で計測した板厚偏差を図
10に示すが、かなりの板厚偏差が残っている。この従来
例では、予測ミル定数ＫC ＝ 863ｔ／mmは小さすぎたも
のと思われる。
より、スラブサイズ 215×1620×4516から圧延サイズ16
×4026×23735 に全18パスで圧延した場合の従来方式の
結果について説明する。図７および図８はそれぞれ長手
方向の板端部からの距離（ｍ）と圧延荷重偏差およびロ
ールギャップ偏差との関係を示す。これから求まる計算
上の板厚偏差は図９に示すようになり、板厚偏差は少し
しか出ていない。一方、板厚計で計測した板厚偏差を図
10に示すが、かなりの板厚偏差が残っている。この従来
例では、予測ミル定数ＫC ＝ 863ｔ／mmは小さすぎたも
のと思われる。
【００２２】次に本発明の方法について説明すると、図
１に示すＡＧＣ制御システム構成では、図２に示す従来
のシステム構成に圧延機の出側に設けた板厚計（γ線厚
み計）14を接続し、板厚偏差を上位のプロセスコンピュ
ータ12で演算できるようにしたものであるのは前述の通
りである。圧延例として従来と同様のサイズのものを圧
延した。図11および図12はそれぞれ17パス（最終パス
前）の圧延荷重偏差およびロールギャップ偏差を板端か
らの距離との関係で示し、図13はこの時の圧延機直近の
γ線板厚計に計測した板厚偏差を示す。
１に示すＡＧＣ制御システム構成では、図２に示す従来
のシステム構成に圧延機の出側に設けた板厚計（γ線厚
み計）14を接続し、板厚偏差を上位のプロセスコンピュ
ータ12で演算できるようにしたものであるのは前述の通
りである。圧延例として従来と同様のサイズのものを圧
延した。図11および図12はそれぞれ17パス（最終パス
前）の圧延荷重偏差およびロールギャップ偏差を板端か
らの距離との関係で示し、図13はこの時の圧延機直近の
γ線板厚計に計測した板厚偏差を示す。
【００２３】 予測ミル常数 ＫC 7 ＝ 860ｔ／mm 実績荷重差 ΔＦ17 ＝ 280ｔ 実績ギャップ変化 ΔＳ17 ＝− 0.24mm γ線実測板厚偏差 Δｈ（γ）＝ 0.17mm これから求められる逆算ミル定数Ｋは Ｋ＝実績圧延荷重偏差ΔＦ17／−ΔＳ17（実績ロールギ
ャップ変化）＋実測板厚偏差Δｈ（γ） ＝ 683ｔ／mm これより最終パスを予測ミル定数 ＫC 8 ＝ 863ｔ／mm
から修正ミル定数ＫC'8＝ 863× 683／860 として制御
した。この結果、最終のγ線板厚計による板厚偏差は図
14のようになり、最大板厚偏差は90μｍとなり、従来に
比べて大幅に減少した。
ャップ変化）＋実測板厚偏差Δｈ（γ） ＝ 683ｔ／mm これより最終パスを予測ミル定数 ＫC 8 ＝ 863ｔ／mm
から修正ミル定数ＫC'8＝ 863× 683／860 として制御
した。この結果、最終のγ線板厚計による板厚偏差は図
14のようになり、最大板厚偏差は90μｍとなり、従来に
比べて大幅に減少した。
【００２４】
【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、従
来の予測ミル定数モデルの精度では、ＡＧＣ制御時の板
厚偏差低減には限界があったが、本発明では実測板厚偏
差からミル定数を同定するものであり、真の値に近いミ
ル定数で板厚制御ができるため、板厚偏差の少ない鋼板
が製造できる。これにより、公差の厳しいオーダへの対
応や歩留り向上による省資源が可能となる。
来の予測ミル定数モデルの精度では、ＡＧＣ制御時の板
厚偏差低減には限界があったが、本発明では実測板厚偏
差からミル定数を同定するものであり、真の値に近いミ
ル定数で板厚制御ができるため、板厚偏差の少ない鋼板
が製造できる。これにより、公差の厳しいオーダへの対
応や歩留り向上による省資源が可能となる。
【図１】本発明のＡＧＣ制御システム構成を示すフロー
図である。
図である。
【図２】従来のＡＧＣ制御システム構成を示すフロー図
である。
である。
【図３】圧延荷重の経時変化を示す線図である。
【図４】ロールギャップの経時変化を示す線図である。
【図５】計算板厚の経時変化を示す線図である。
【図６】板厚計による実測板厚の経時変化を示す線図で
ある。
ある。
【図７】従来の板端部からの距離と圧延荷重偏差との関
係を示す線図である。
係を示す線図である。
【図８】従来の板端部からの距離とロールギャップ偏差
との関係を示す線図である。
との関係を示す線図である。
【図９】従来の板端部からの距離と計算上の板厚偏差と
の関係を示す線図である。
の関係を示す線図である。
【図10】従来の板端部からの距離と実測板厚偏差との関
係を示す線図である。
係を示す線図である。
【図11】本発明の板端からの距離と圧延荷重の偏差との
関係を示す線図である。
関係を示す線図である。
【図12】本発明の板端からの距離とロールギャップ偏差
との関係を示す線図である。
との関係を示す線図である。
【図13】本発明の板端部からの距離と最終パス前パスの
実測板厚偏差との関係を示す線図である。
実測板厚偏差との関係を示す線図である。
【図14】本発明の板端部からの距離と最終パスの実測板
厚偏との関係を示す線図である。
厚偏との関係を示す線図である。
１ 被圧延材 ２ ワークロール ３ バックアップロール ４ ロードセル ５ 油圧圧下シリンダ ６ シリンダ移動量検出器 ７ ＡＧＣ制御盤 ８ サーボアンプ ９ サーボ弁 10 油圧配管 11 油圧源 12 プロセスコンピュータ 13 コントローラ 14 板厚計
─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成４年８月１１日
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】全文
【補正方法】変更
【補正内容】
【書類名】 明細書
【発明の名称】 板圧延における板厚制御方法
【特許請求の範囲】
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は板圧延における板厚制御
方法に関するもので、特に板内厚み偏差低減のための制
御方法を提供するものである。
方法に関するもので、特に板内厚み偏差低減のための制
御方法を提供するものである。
【０００２】
【従来の技術】一般に加熱炉により加熱されたスラブを
熱間圧延機により熱間圧延してスラブから製品に圧延し
ていく場合に、スラブが加熱炉のスキッド部に接する部
分はスキッド間の他の部分よりも温度が低いため圧延時
の変形抵抗が高く、必要な圧延荷重が高くなる分だけ板
厚が厚くなり、圧延方向に板厚偏差が生じることにな
る。
熱間圧延機により熱間圧延してスラブから製品に圧延し
ていく場合に、スラブが加熱炉のスキッド部に接する部
分はスキッド間の他の部分よりも温度が低いため圧延時
の変形抵抗が高く、必要な圧延荷重が高くなる分だけ板
厚が厚くなり、圧延方向に板厚偏差が生じることにな
る。
【０００３】このような圧延方向の板厚偏差を解決した
のが自動板厚制御（Automatic Gauge Control 略してＡ
ＧＣ制御）と呼ばれるものである。ＡＧＣによる板厚制
御では、通常油圧圧下装置を用いてロールによる板圧延
時の圧延荷重を検出して板厚を制御しており、目標板厚
ｈからの板厚偏差Δｈは次のゲージメータ式（１）によ
り求めている。
のが自動板厚制御（Automatic Gauge Control 略してＡ
ＧＣ制御）と呼ばれるものである。ＡＧＣによる板厚制
御では、通常油圧圧下装置を用いてロールによる板圧延
時の圧延荷重を検出して板厚を制御しており、目標板厚
ｈからの板厚偏差Δｈは次のゲージメータ式（１）によ
り求めている。
【０００４】Δｈ＝＋ΔＳ＋ΔＦ／Ｋ …（１） ここでΔＳ：設定ロールギャップＳo からのロールギャ
ップの変化 ΔＦ：目標圧延荷重ＦO からの圧延荷重偏差 Ｋ：ロールからハウジングまで全てを総合したミルのバ
ネ定数で、通常ミル定数と称している。
ップの変化 ΔＦ：目標圧延荷重ＦO からの圧延荷重偏差 Ｋ：ロールからハウジングまで全てを総合したミルのバ
ネ定数で、通常ミル定数と称している。
【０００５】通常、前記のゲージメータ式（１）を用い
たＡＧＣにより圧延する際に、図２に示すように上位の
プロセスコンピュータ（Ｐ／Ｃ）12からＡＧＣ制御に必
要な予測ミル定数ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷
重）ＦO 、チューニング率Ｃがコントローラ13を経由し
てＡＧＣ制御盤７に入力される。一方、被圧延材１を圧
延するワークロール２およびバックアップロール３に取
り付けられた圧延荷重を検出するロードセル４と、前記
ロールを駆動する油圧圧下シリンダ５に取り付けられた
シリンダ位置検出器６とを備えており、ロードセル４の
圧延荷重信号Ｆおよびシリンダ位置検出器６のロールギ
ャップ信号ＳとがＡＧＣ制御盤７に入力されるようにな
っている。
たＡＧＣにより圧延する際に、図２に示すように上位の
プロセスコンピュータ（Ｐ／Ｃ）12からＡＧＣ制御に必
要な予測ミル定数ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷
重）ＦO 、チューニング率Ｃがコントローラ13を経由し
てＡＧＣ制御盤７に入力される。一方、被圧延材１を圧
延するワークロール２およびバックアップロール３に取
り付けられた圧延荷重を検出するロードセル４と、前記
ロールを駆動する油圧圧下シリンダ５に取り付けられた
シリンダ位置検出器６とを備えており、ロードセル４の
圧延荷重信号Ｆおよびシリンダ位置検出器６のロールギ
ャップ信号ＳとがＡＧＣ制御盤７に入力されるようにな
っている。
【０００６】ＡＧＣ制御盤７では、荷重信号Ｆとロック
オン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝（Ｆ−ＦO ）を演算
し、予測ミル定数ＫC を用いてミル伸び量ΔＦ／ＫC を
算出し、式（１）の板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝
−（Ｆ−ＦO ）／ＫC ＝−ΔＦ／Ｋとなるようなロール
ギャップ変化量ΔＳを求める。このようにして求めたロ
ールギャップ変化量ΔＳの信号ＡＧＣ制御盤７からサー
ボアンプ８に入力した後、サーボアンプ８からの指令に
よりサーボ弁９を制御して油圧源11から前記ミル伸び量
ΔＦ／ＫC に基づき油圧配管10を介してシリンダ位置検
出器６によって移動量を検出しつつ、油圧圧下シリンダ
５への圧力油量を制御することによって板厚偏差Δｈが
０になるようにＡＧＣ制御するものである。
オン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝（Ｆ−ＦO ）を演算
し、予測ミル定数ＫC を用いてミル伸び量ΔＦ／ＫC を
算出し、式（１）の板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝
−（Ｆ−ＦO ）／ＫC ＝−ΔＦ／Ｋとなるようなロール
ギャップ変化量ΔＳを求める。このようにして求めたロ
ールギャップ変化量ΔＳの信号ＡＧＣ制御盤７からサー
ボアンプ８に入力した後、サーボアンプ８からの指令に
よりサーボ弁９を制御して油圧源11から前記ミル伸び量
ΔＦ／ＫC に基づき油圧配管10を介してシリンダ位置検
出器６によって移動量を検出しつつ、油圧圧下シリンダ
５への圧力油量を制御することによって板厚偏差Δｈが
０になるようにＡＧＣ制御するものである。
【０００７】このようなＡＧＣ制御で最も重要なこと
は、ミル常数ＫC の精度である。一般的にミル定数ＫC
は分割モデル等により板厚、板幅、圧延荷重、圧下率等
の圧延条件から求められたゲージメータ式を予測荷重で
微分した形で使用されるが、板幅の異なる冷鋼板を挟ん
で得られたミルの伸びを基礎データとして作成する場合
もある。しかしながら、実際の圧延時のミル常数とこれ
により算出されるミル定数（予測ミル定数）は、誤差を
もっており、この誤差はＡＧＣの真に必要とする動きと
ならないため、スラブのスキッド部が完全につぶせきれ
ず、板厚偏差Δｈとして残る。
は、ミル常数ＫC の精度である。一般的にミル定数ＫC
は分割モデル等により板厚、板幅、圧延荷重、圧下率等
の圧延条件から求められたゲージメータ式を予測荷重で
微分した形で使用されるが、板幅の異なる冷鋼板を挟ん
で得られたミルの伸びを基礎データとして作成する場合
もある。しかしながら、実際の圧延時のミル常数とこれ
により算出されるミル定数（予測ミル定数）は、誤差を
もっており、この誤差はＡＧＣの真に必要とする動きと
ならないため、スラブのスキッド部が完全につぶせきれ
ず、板厚偏差Δｈとして残る。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】従来、鋼板の熱間圧延
機、冷間圧延機のＡＧＣ制御には高応答の油圧圧下装置
が導入されているが、いくら応答性がよくてもミル定数
Ｋに誤差があれば、板厚偏差は取りきれない。従って、
ミル定数Ｋの精度を向上させることが非常に重要である
が、これにも限界がある。本発明はこのような問題を解
決するものであり、圧延機の出側で板厚偏差を実測し、
予測ミル常数誤差を補償しようとするものである。
機、冷間圧延機のＡＧＣ制御には高応答の油圧圧下装置
が導入されているが、いくら応答性がよくてもミル定数
Ｋに誤差があれば、板厚偏差は取りきれない。従って、
ミル定数Ｋの精度を向上させることが非常に重要である
が、これにも限界がある。本発明はこのような問題を解
決するものであり、圧延機の出側で板厚偏差を実測し、
予測ミル常数誤差を補償しようとするものである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明は、圧延機の出側
に板厚計を設け、当該圧延機のロールによる板圧延中の
圧延荷重とロール開度からミル定数を包含するゲージメ
ータ式を用いて板厚偏差を演算すると共に、前記板厚計
により圧延機の出側における板厚を計測して板厚偏差を
求め、前記演算した板厚偏差と計測により求めた板厚偏
差とからミル定数を逆算して求め、この逆算により求め
たミル定数を次パスあるいは次スタンド以降の予測ミル
定数に反映して自動板厚制御を行うことを特徴とする板
圧延における板厚制御方法である。
に板厚計を設け、当該圧延機のロールによる板圧延中の
圧延荷重とロール開度からミル定数を包含するゲージメ
ータ式を用いて板厚偏差を演算すると共に、前記板厚計
により圧延機の出側における板厚を計測して板厚偏差を
求め、前記演算した板厚偏差と計測により求めた板厚偏
差とからミル定数を逆算して求め、この逆算により求め
たミル定数を次パスあるいは次スタンド以降の予測ミル
定数に反映して自動板厚制御を行うことを特徴とする板
圧延における板厚制御方法である。
【００１０】
【実施例】以下、本発明の実施例を図面に基づいて説明
する。本発明による前記のゲージメータ式を用いたＡＧ
Ｃ制御圧延を行うには、図１に示すように上位のプロセ
スコンピュータ12からＡＧＣ制御に必要な予測ミル定数
ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷重）ＦO 、チューニ
ング率Ｃがコントローラ13を経由してＡＧＣ制御盤７に
入力される。
する。本発明による前記のゲージメータ式を用いたＡＧ
Ｃ制御圧延を行うには、図１に示すように上位のプロセ
スコンピュータ12からＡＧＣ制御に必要な予測ミル定数
ＫC 、ロックオン荷重（基準圧延荷重）ＦO 、チューニ
ング率Ｃがコントローラ13を経由してＡＧＣ制御盤７に
入力される。
【００１１】一方、被圧延材１を圧延するワークロール
２およびバックアップロール３に取り付けられたロード
セル４によって検出された圧延荷重信号Ｆと、油圧圧下
シリンダ５に取り付けられたシリンダ位置検出器６によ
って検出されたロールギャップ信号ＳがそれぞれＡＧＣ
制御盤７に入力される。図１に示す本発明のＡＧＣ制御
においても図２に示す従来と同様にＡＧＣ制御盤７では
荷重信号Ｆとロックオン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝＋
（Ｆ−ＦO ）を演算し、予測ミル定数ＫC を用いてミル
伸び量ΔＦ／ＫC を算出し前記ゲージメータ式（１）の
板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝−（Ｆ−ＦO ）ＫC
＝−ΔＦ／ＫC になるようなロールギャップ変化量ΔＳ
を求める。
２およびバックアップロール３に取り付けられたロード
セル４によって検出された圧延荷重信号Ｆと、油圧圧下
シリンダ５に取り付けられたシリンダ位置検出器６によ
って検出されたロールギャップ信号ＳがそれぞれＡＧＣ
制御盤７に入力される。図１に示す本発明のＡＧＣ制御
においても図２に示す従来と同様にＡＧＣ制御盤７では
荷重信号Ｆとロックオン荷重ＦO との荷重偏差ΔＦ＝＋
（Ｆ−ＦO ）を演算し、予測ミル定数ＫC を用いてミル
伸び量ΔＦ／ＫC を算出し前記ゲージメータ式（１）の
板厚偏差Δｈ＝０、すなわちΔＳ＝−（Ｆ−ＦO ）ＫC
＝−ΔＦ／ＫC になるようなロールギャップ変化量ΔＳ
を求める。
【００１２】このようにして求めたロールギャップ変化
量ΔＳの信号をＡＧＣ制御盤７からサーボアンプ８に入
力した後、サーボアンプ８からの指令によりサーボ弁９
を制御して油圧源11から前記ミル伸び量ΔＦ／ＫC に基
づき油圧配管10を介してシリンダ位置検出器６によって
移動量を検出しつつ油圧圧下シリンダ５への圧力油量を
制御することによって板厚偏差Δｈが０になるようにロ
ールギャップΔＳを制御するものであり、このＡＧＣ制
御は従来と同じである。
量ΔＳの信号をＡＧＣ制御盤７からサーボアンプ８に入
力した後、サーボアンプ８からの指令によりサーボ弁９
を制御して油圧源11から前記ミル伸び量ΔＦ／ＫC に基
づき油圧配管10を介してシリンダ位置検出器６によって
移動量を検出しつつ油圧圧下シリンダ５への圧力油量を
制御することによって板厚偏差Δｈが０になるようにロ
ールギャップΔＳを制御するものであり、このＡＧＣ制
御は従来と同じである。
【００１３】本発明では、次パスあるいは次スタンド以
降の予測ミル定数ＫC を補正するため、前述のようにし
てロードセル４およびシリンダ位置検出器６からＡＧＣ
制御盤７に入力された圧延荷重信号Ｆとロールギャップ
信号Ｓとはコントローラ13を経由して上位のプロセスコ
ンピュータ12に受信される。それと共にワークロール２
およびバックアップロール３からなる圧延機の出側に配
置された板厚計14によって被圧延材１の圧延機出側で板
厚を測定し、板厚計14によって計測された板厚信号ｈ
（γ）がコントローラ13を経由して上位のプロセスコン
ピュータ12に受信される。
降の予測ミル定数ＫC を補正するため、前述のようにし
てロードセル４およびシリンダ位置検出器６からＡＧＣ
制御盤７に入力された圧延荷重信号Ｆとロールギャップ
信号Ｓとはコントローラ13を経由して上位のプロセスコ
ンピュータ12に受信される。それと共にワークロール２
およびバックアップロール３からなる圧延機の出側に配
置された板厚計14によって被圧延材１の圧延機出側で板
厚を測定し、板厚計14によって計測された板厚信号ｈ
（γ）がコントローラ13を経由して上位のプロセスコン
ピュータ12に受信される。
【００１４】加熱炉のスキッド上で加熱されたスラブは
スキッドマーク部が他の部分よりも温度が低いためＡＧ
Ｃ制御による圧延中の圧延荷重Ｆは図３に示すようにロ
ックオン荷重ＦO に対してスキッドマーク部およびスキ
ッドマーク間に対応する波形をもって経時変化し、圧延
荷重はスキッドマーク部が最大値Ｆ1 スキッドマーク間
で最小値Ｆ2 となり、その圧延荷重偏差ΔＦ＝Ｆ1 −Ｆ
2 となる。
スキッドマーク部が他の部分よりも温度が低いためＡＧ
Ｃ制御による圧延中の圧延荷重Ｆは図３に示すようにロ
ックオン荷重ＦO に対してスキッドマーク部およびスキ
ッドマーク間に対応する波形をもって経時変化し、圧延
荷重はスキッドマーク部が最大値Ｆ1 スキッドマーク間
で最小値Ｆ2 となり、その圧延荷重偏差ΔＦ＝Ｆ1 −Ｆ
2 となる。
【００１５】この時のワークロールのギャップＳは、前
記の圧延荷重Ｆとは逆にスキッドマーク部が最小値Ｓ、
スキッドマーク間が最大値Ｓ2 となる波形をもって経時
変化し、そのロールギャップ偏差ΔＳ＝Ｓ1 −Ｓ2 とな
る。プロセスコンピュータ12では、図３および図４に示
すように波形変動するＡＧＣ制御による圧延中の圧延荷
重ＦとロールギャップＳを用いて、計算上の板厚ｈを演
算する。この場合、圧延荷重Ｆ、ロールギャップＳおよ
び予測ミル定数ＫCとすると計算上の板厚ｈは下記のゲ
ージメータ式（２）で算出できる。
記の圧延荷重Ｆとは逆にスキッドマーク部が最小値Ｓ、
スキッドマーク間が最大値Ｓ2 となる波形をもって経時
変化し、そのロールギャップ偏差ΔＳ＝Ｓ1 −Ｓ2 とな
る。プロセスコンピュータ12では、図３および図４に示
すように波形変動するＡＧＣ制御による圧延中の圧延荷
重ＦとロールギャップＳを用いて、計算上の板厚ｈを演
算する。この場合、圧延荷重Ｆ、ロールギャップＳおよ
び予測ミル定数ＫCとすると計算上の板厚ｈは下記のゲ
ージメータ式（２）で算出できる。
【００１６】ｈ＝Ｓ＋Ｆ／ＫC …（２） 実際に式（２）より算出した計算上の板厚ｈは図５に示
すような波形をもって経時変化する。ここでプロセスコ
ンピュータによる予測ミル定数の補正手順について説明
する。
すような波形をもって経時変化する。ここでプロセスコ
ンピュータによる予測ミル定数の補正手順について説明
する。
【００１７】ここで添字１をスキッド部、添字２をスキ
ッド間とすると式（２）による、 スキッド部の板厚ｈ１は ｈ１＝Ｓ1 ＋Ｆ1 ／ＫC スキッド間の板厚ｈ２は ｈ２＝Ｓ2 ＋Ｆ2 ／ＫC 従って、スキッド部とスキッド間との板厚偏差は、 ｈ１−ｈ２＝（Ｓ1 −Ｓ2 ）＋（Ｆ1 −Ｆ2 ）／ＫC ここで、スキッド部とスキッド間との計算板厚偏差Δｈ
スキッド＝ｈ１−ｈ２、ギャップ差ΔＳスキッド＝Ｓ1
−Ｓ2 （通常Ｓ1 ＜Ｓ2 ）、荷重差ΔＦスキッド＝Ｆ1
−Ｆ2 にすると、 Δｈスキッド＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／ＫC …（３） となる。
ッド間とすると式（２）による、 スキッド部の板厚ｈ１は ｈ１＝Ｓ1 ＋Ｆ1 ／ＫC スキッド間の板厚ｈ２は ｈ２＝Ｓ2 ＋Ｆ2 ／ＫC 従って、スキッド部とスキッド間との板厚偏差は、 ｈ１−ｈ２＝（Ｓ1 −Ｓ2 ）＋（Ｆ1 −Ｆ2 ）／ＫC ここで、スキッド部とスキッド間との計算板厚偏差Δｈ
スキッド＝ｈ１−ｈ２、ギャップ差ΔＳスキッド＝Ｓ1
−Ｓ2 （通常Ｓ1 ＜Ｓ2 ）、荷重差ΔＦスキッド＝Ｆ1
−Ｆ2 にすると、 Δｈスキッド＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／ＫC …（３） となる。
【００１８】一方、板厚計14によって計測した圧延機の
出側における板厚ｈ（γ）は、図６に示すような波形を
もって経時変化するが、プロセスコンピュータ12では、
板厚計14によって計測した圧延機の出側における板厚ｈ
に基づいて板厚偏差Δｈ（γ）を演算する。この板厚計
から求めた板厚偏差Δｈ（γ）は前記の式（３）によっ
て計算したΔｈスキッドに等しいはずであるから、この
ときのミル定数をＫとすると下記の関係が成立する。
出側における板厚ｈ（γ）は、図６に示すような波形を
もって経時変化するが、プロセスコンピュータ12では、
板厚計14によって計測した圧延機の出側における板厚ｈ
に基づいて板厚偏差Δｈ（γ）を演算する。この板厚計
から求めた板厚偏差Δｈ（γ）は前記の式（３）によっ
て計算したΔｈスキッドに等しいはずであるから、この
ときのミル定数をＫとすると下記の関係が成立する。
【００１９】 Δｈ（γ）＝ΔＳスキッド＋ΔＦスキッド／Ｋ 従って実測板厚偏差Δｈ（γ）から求められるミル定数
Ｋは、 Ｋ＝ΔＦスキッド／｛−ΔＳスキッド＋Δｈ（γ）｝…（４） となる。このミル定数Ｋは iパスあるいは iスタンドの
ミル定数である。従ってｉ＋１パスあるいはｉ＋１スタ
ンドの制御に使うミル定数Ｋc'i+1 は例えば Ｋc'i+1 ＝Ｋci+1・Ｋi ／Ｋci…（５） ここでＫci+1はｉ＋１パスもしくはｉ＋１スタンドの予
測ミル定数Ｋciはｉパスもしくはｉスタンドの予測ミル
定数として補正をかけることになる。
Ｋは、 Ｋ＝ΔＦスキッド／｛−ΔＳスキッド＋Δｈ（γ）｝…（４） となる。このミル定数Ｋは iパスあるいは iスタンドの
ミル定数である。従ってｉ＋１パスあるいはｉ＋１スタ
ンドの制御に使うミル定数Ｋc'i+1 は例えば Ｋc'i+1 ＝Ｋci+1・Ｋi ／Ｋci…（５） ここでＫci+1はｉ＋１パスもしくはｉ＋１スタンドの予
測ミル定数Ｋciはｉパスもしくはｉスタンドの予測ミル
定数として補正をかけることになる。
【００２０】本発明を厚板圧延に適用した場合の具体例
を従来法と比較して説明する。まず、比較のための従来
方法について説明すると図２に示すＡＧＣ制御システム
構成により上位のプロセスコンピュータ12からＡＧＣ制
御に必要な予測ミル定数Ｋc 、ロックオン荷重（基準圧
延荷重）Ｆ0 、チューニング率ＣがＡＧＣ制御盤７に入
力され、ワークロール２に板が噛み込んだ後、ゲージメ
ータ式（１）のΔｈが０になるようにＡＧＣ制御でロー
ルギャップが制御されるのは前述の通りである。
を従来法と比較して説明する。まず、比較のための従来
方法について説明すると図２に示すＡＧＣ制御システム
構成により上位のプロセスコンピュータ12からＡＧＣ制
御に必要な予測ミル定数Ｋc 、ロックオン荷重（基準圧
延荷重）Ｆ0 、チューニング率ＣがＡＧＣ制御盤７に入
力され、ワークロール２に板が噛み込んだ後、ゲージメ
ータ式（１）のΔｈが０になるようにＡＧＣ制御でロー
ルギャップが制御されるのは前述の通りである。
【００２１】このような従来のＡＧＣによる圧延制御に
より、スラブサイズ 215×1620×4516から圧延サイズ16
×4026×23735 に全18パスで圧延した場合の従来方式の
結果について説明する。図７および図８はそれぞれ長手
方向の板端部からの距離（ｍ）と圧延荷重偏差およびロ
ールギャップ偏差との関係を示す。これから求まる計算
上の板厚偏差は図９に示すようになり、板厚偏差は少し
しか出ていない。一方、板厚計で計測した板厚偏差を図
10に示すが、かなりの板厚偏差が残っている。この従来
例では、予測ミル定数ＫC ＝ 863ｔ／mmは大きすぎたも
のと思われる。
より、スラブサイズ 215×1620×4516から圧延サイズ16
×4026×23735 に全18パスで圧延した場合の従来方式の
結果について説明する。図７および図８はそれぞれ長手
方向の板端部からの距離（ｍ）と圧延荷重偏差およびロ
ールギャップ偏差との関係を示す。これから求まる計算
上の板厚偏差は図９に示すようになり、板厚偏差は少し
しか出ていない。一方、板厚計で計測した板厚偏差を図
10に示すが、かなりの板厚偏差が残っている。この従来
例では、予測ミル定数ＫC ＝ 863ｔ／mmは大きすぎたも
のと思われる。
【００２２】次に本発明の方法について説明すると、図
１に示すＡＧＣ制御システム構成では、図２に示す従来
のシステム構成に圧延機の出側に設けた板厚計（γ線厚
み計）14を接続し、板厚偏差を上位のプロセスコンピュ
ータ12で演算できるようにしたものであるのは前述の通
りである。圧延例として従来と同様のサイズのものを圧
延した。図11および図12はそれぞれ17パス（最終１パス
前）の圧延荷重偏差およびロールギャップ偏差を板端か
らの距離との関係で示し、図13はこの時の圧延機直近の
γ線板厚計で計測した板厚偏差を示す。
１に示すＡＧＣ制御システム構成では、図２に示す従来
のシステム構成に圧延機の出側に設けた板厚計（γ線厚
み計）14を接続し、板厚偏差を上位のプロセスコンピュ
ータ12で演算できるようにしたものであるのは前述の通
りである。圧延例として従来と同様のサイズのものを圧
延した。図11および図12はそれぞれ17パス（最終１パス
前）の圧延荷重偏差およびロールギャップ偏差を板端か
らの距離との関係で示し、図13はこの時の圧延機直近の
γ線板厚計で計測した板厚偏差を示す。
【００２３】 予測ミル常数 ＫC 17 ＝ 860ｔ／mm 実績荷重差 ΔＦ17 ＝ 280ｔ 実績ギャップ変化 ΔＳ17 ＝− 0.24mm γ線実測板厚偏差 Δｈ（γ）＝ 0.17mm これから求められる逆算ミル定数Ｋは Ｋ＝実績圧延荷重偏差ΔＦ17／｛−ΔＳ17（実績ロール
ギャップ変化）＋実測板厚偏差Δｈ（γ）｝＝ 683ｔ／
mm これより最終パスを予測ミル定数 ＫC 18＝ 863ｔ／mm
から修正ミル定数ＫC'18 ＝ 863× 683／860 として制
御した。この結果、最終のγ線板厚計による板偏差は図
14のようになり、最大板厚偏差は90μｍとなり、従来に
比べて大幅に減少した。
ギャップ変化）＋実測板厚偏差Δｈ（γ）｝＝ 683ｔ／
mm これより最終パスを予測ミル定数 ＫC 18＝ 863ｔ／mm
から修正ミル定数ＫC'18 ＝ 863× 683／860 として制
御した。この結果、最終のγ線板厚計による板偏差は図
14のようになり、最大板厚偏差は90μｍとなり、従来に
比べて大幅に減少した。
【００２４】
【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、従
来の予測ミル定数モデルの精度では、ＡＧＣ制御時の板
厚偏差低減には限界があったが、本発明では実測板厚偏
差からミル定数を同定するものであり、真の値に近いミ
ル定数で板厚制御ができるため、板厚偏差の少ない鋼板
が製造できる。これにより、公差の厳しいオーダへの対
応や歩留り向上による省資源が可能となる。
来の予測ミル定数モデルの精度では、ＡＧＣ制御時の板
厚偏差低減には限界があったが、本発明では実測板厚偏
差からミル定数を同定するものであり、真の値に近いミ
ル定数で板厚制御ができるため、板厚偏差の少ない鋼板
が製造できる。これにより、公差の厳しいオーダへの対
応や歩留り向上による省資源が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のＡＧＣ制御システム構成を示すフロー
図である。
図である。
【図２】従来のＡＧＣ制御システム構成を示すフロー図
である。
である。
【図３】圧延荷重の経時変化を示す線図である。
【図４】ロールギャップの経時変化を示す線図である。
【図５】計算板厚の経時変化を示す線図である。
【図６】板厚計による実測板厚の経時変化を示す線図で
ある。
ある。
【図７】従来の板端部からの距離と圧延荷重偏差との関
係を示す線図である。
係を示す線図である。
【図８】従来の板端部からの距離とロールギャップ偏差
との関係を示す線図である。
との関係を示す線図である。
【図９】従来の板端部からの距離と計算上の板厚偏差と
の関係を示す線図である。
の関係を示す線図である。
【図10】従来の板端部からの距離と実測板厚偏差との関
係を示す線図である。
係を示す線図である。
【図11】本発明の板端からの距離と圧延荷重の偏差との
関係を示す線図である。
関係を示す線図である。
【図12】本発明の板端からの距離とロールギャップ偏差
との関係を示す線図である。
との関係を示す線図である。
【図13】本発明の板端部からの距離と最終１パス前の実
測板厚偏差との関係を示す線図である。
測板厚偏差との関係を示す線図である。
【図14】本発明の板端部からの距離と最終パスの実測板
厚偏との関係を示す線図である。
厚偏との関係を示す線図である。
【符号の説明】 １ 被圧延材 ２ ワークロール ３ バックアップロール ４ ロードセル ５ 油圧圧下シリンダ ６ シリンダ移動量検出器 ７ ＡＧＣ制御盤 ８ サーボアンプ ９ サーボ弁 10 油圧配管 11 油圧源 12 プロセスコンピュータ 13 コントローラ 14 板厚計 ─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成４年８月１１日
【手続補正１】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図１
【補正方法】変更
【補正内容】
【図１】
【手続補正２】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２
【補正方法】変更
【補正内容】
【図２】
【手続補正３】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図４
【補正方法】変更
【補正内容】
【図４】
【手続補正４】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図１３
【補正方法】変更
【補正内容】
【図１３】
【手続補正５】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図１４
【補正方法】変更
【補正内容】
【図１４】
Claims (1)
- 【請求項１】 圧延機の出側に板厚計を設け、当該圧延
機のロールによる板圧延中の圧延荷重とロール開度から
ミル定数を包含するゲージメータ式を用いて板厚偏差を
演算すると共に、前記板厚計により圧延機の出側におけ
る板厚を計測して板厚偏差を求め、前記演算した板厚偏
差と計測により求めた板厚偏差とからミル定数を逆算し
て求め、この逆算により求めたミル定数を次パスあるい
は次スタンド以降の予測ミル定数を補正して自動板厚制
御を行うことを特徴とする板圧延における板厚制御方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4204003A JPH0647419A (ja) | 1992-07-30 | 1992-07-30 | 板圧延における板厚制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4204003A JPH0647419A (ja) | 1992-07-30 | 1992-07-30 | 板圧延における板厚制御方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0647419A true JPH0647419A (ja) | 1994-02-22 |
Family
ID=16483169
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4204003A Pending JPH0647419A (ja) | 1992-07-30 | 1992-07-30 | 板圧延における板厚制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0647419A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20020051522A (ko) * | 2000-12-22 | 2002-06-29 | 이구택 | 압연기의 롤갭 보정방법 |
| KR100431843B1 (ko) * | 1999-12-24 | 2004-05-20 | 주식회사 포스코 | 냉간압연기 롤갭 제어방법 |
| WO2009075441A1 (en) * | 2007-12-10 | 2009-06-18 | Posco | Device and method for welding metal sandwich plates and sheets by the resistance welding of many spots using the electrode mode of roller |
| JP2012045616A (ja) * | 2010-08-30 | 2012-03-08 | Jfe Steel Corp | 圧延機の板厚制御方法 |
-
1992
- 1992-07-30 JP JP4204003A patent/JPH0647419A/ja active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100431843B1 (ko) * | 1999-12-24 | 2004-05-20 | 주식회사 포스코 | 냉간압연기 롤갭 제어방법 |
| KR20020051522A (ko) * | 2000-12-22 | 2002-06-29 | 이구택 | 압연기의 롤갭 보정방법 |
| WO2009075441A1 (en) * | 2007-12-10 | 2009-06-18 | Posco | Device and method for welding metal sandwich plates and sheets by the resistance welding of many spots using the electrode mode of roller |
| JP2012045616A (ja) * | 2010-08-30 | 2012-03-08 | Jfe Steel Corp | 圧延機の板厚制御方法 |
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