JPH09248603A - 冷間タンデム圧延方法および冷間タンデム圧延機 - Google Patents
冷間タンデム圧延方法および冷間タンデム圧延機Info
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- JPH09248603A JPH09248603A JP8061019A JP6101996A JPH09248603A JP H09248603 A JPH09248603 A JP H09248603A JP 8061019 A JP8061019 A JP 8061019A JP 6101996 A JP6101996 A JP 6101996A JP H09248603 A JPH09248603 A JP H09248603A
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- rolling
- tension
- cold
- rolling mill
- roll
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 高生産性の実現と製造コストの低減とを可能
とする圧延機および圧延方法を提供する。 【解決手段】 ４スタンド以上の冷間タンデム圧延機に
おいて冷間圧延を行う際、少なくとも最終スタンドにお
いて圧延材の変形抵抗の３０％以上、好ましくは４０％
以上の圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延方
法と、 【外１】 出側コイラー１基の出力または出側コイラー１基と出側
ブライドルロールの出力の合計をＷc 、最終スタンドの
圧延機の主電動機の出力をＷM した場合、 【外２】
とする圧延機および圧延方法を提供する。 【解決手段】 ４スタンド以上の冷間タンデム圧延機に
おいて冷間圧延を行う際、少なくとも最終スタンドにお
いて圧延材の変形抵抗の３０％以上、好ましくは４０％
以上の圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延方
法と、 【外１】 出側コイラー１基の出力または出側コイラー１基と出側
ブライドルロールの出力の合計をＷc 、最終スタンドの
圧延機の主電動機の出力をＷM した場合、 【外２】
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、４スタンド以上の
冷間圧延機を有する冷間タンデム圧延機において、高生
産性の実現と製造コストの低減とを可能とする圧延方法
およびその装置に関する。
冷間圧延機を有する冷間タンデム圧延機において、高生
産性の実現と製造コストの低減とを可能とする圧延方法
およびその装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】冷間タンデム圧延機においてワークロー
ル速度を増大させたり、圧下率を増大させたりするとヒ
ートスクラッチが発生する。ヒートスクラッチとは、ロ
ールバイト内のロールと圧延材との界面温度が上昇しロ
ールバイト内で油膜破断が生じた結果発生するワークロ
ールと圧延材との金属接触による焼付き疵のことであ
る。
ル速度を増大させたり、圧下率を増大させたりするとヒ
ートスクラッチが発生する。ヒートスクラッチとは、ロ
ールバイト内のロールと圧延材との界面温度が上昇しロ
ールバイト内で油膜破断が生じた結果発生するワークロ
ールと圧延材との金属接触による焼付き疵のことであ
る。
【０００３】ヒートスクラッチが発生すると製品の表面
欠陥が生じるので製品歩留が低下するばかりか、ヒート
スクラッチの生じた圧延スタンドのワークロール組み替
えが必要なため生産性が著しく低下するという問題があ
った。従って、ヒートスクラッチ防止に関しては例えば
特開平５−９８２８３号公報に開示されているように耐
焼付き性に優れた圧延潤滑油を使用する方法や、特開昭
５６−１１１５０５号公報に開示されているようにクー
ラント量を制御して板やワークロールの温度を低下させ
る方法や、特開平６−６３６２４号公報に開示されてい
るようにワークロール速度を低減する方法などがある。
いずれの方法もロールバイト内のロールと圧延材との界
面温度の上昇を防止するかまたはロールバイト内の界面
温度が上昇しても油膜破断が生じないようにするかの方
法に関する。しかしながら、耐焼付き性に優れた圧延潤
滑油の使用はコストアップの可能性があり、クーラント
量の制御による板およびロール温度制御は、効果はある
がその応答性に若干の問題があり、ワークロール速度の
低下は生産性が低下するという問題がある。
欠陥が生じるので製品歩留が低下するばかりか、ヒート
スクラッチの生じた圧延スタンドのワークロール組み替
えが必要なため生産性が著しく低下するという問題があ
った。従って、ヒートスクラッチ防止に関しては例えば
特開平５−９８２８３号公報に開示されているように耐
焼付き性に優れた圧延潤滑油を使用する方法や、特開昭
５６−１１１５０５号公報に開示されているようにクー
ラント量を制御して板やワークロールの温度を低下させ
る方法や、特開平６−６３６２４号公報に開示されてい
るようにワークロール速度を低減する方法などがある。
いずれの方法もロールバイト内のロールと圧延材との界
面温度の上昇を防止するかまたはロールバイト内の界面
温度が上昇しても油膜破断が生じないようにするかの方
法に関する。しかしながら、耐焼付き性に優れた圧延潤
滑油の使用はコストアップの可能性があり、クーラント
量の制御による板およびロール温度制御は、効果はある
がその応答性に若干の問題があり、ワークロール速度の
低下は生産性が低下するという問題がある。
【０００４】生産性の低下および製造コストの上昇を招
かずにヒートスクラッチを防止する方法として、特開昭
６０−４９８０２号公報には、圧下スケジュールや張力
を変更することが開示されているものの、その制御量に
はハード的な理由から限界があった。
かずにヒートスクラッチを防止する方法として、特開昭
６０−４９８０２号公報には、圧下スケジュールや張力
を変更することが開示されているものの、その制御量に
はハード的な理由から限界があった。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】従来の冷間タンデム圧
延方法では、上述したような効果には限界がある。その
理由は、例えば、生産性の低下および製造コストの上昇
を招かずにヒートスクラッチを防止する方法では、圧下
スケジュールを変更する場合、板厚精度が一時的に悪化
する恐れがあるという問題がある。また、張力を変更す
る方法の場合、張力を高くすることによって圧延圧力が
低下し、摩擦発熱が軽減されるためヒートスクラッチ防
止効果が得られるが、ヒートスクラッチ防止のために張
力を上げて行くことを考える場合、板破断が生じやすく
なる。また、既存の冷間タンデム圧延機ではヒートスク
ラッチは後段スタンドで発生しやすく、しかも張力は設
備上の問題からスタンド間張力しか上げられない。従っ
て、後段スタンドでは入側張力の方が出側張力よりも大
きくなりやすい。このため後段スタンドにおいて圧延材
とワークロール間のスリップやチャタリング等が発生し
易くなり、新たな問題が生じることになる。
延方法では、上述したような効果には限界がある。その
理由は、例えば、生産性の低下および製造コストの上昇
を招かずにヒートスクラッチを防止する方法では、圧下
スケジュールを変更する場合、板厚精度が一時的に悪化
する恐れがあるという問題がある。また、張力を変更す
る方法の場合、張力を高くすることによって圧延圧力が
低下し、摩擦発熱が軽減されるためヒートスクラッチ防
止効果が得られるが、ヒートスクラッチ防止のために張
力を上げて行くことを考える場合、板破断が生じやすく
なる。また、既存の冷間タンデム圧延機ではヒートスク
ラッチは後段スタンドで発生しやすく、しかも張力は設
備上の問題からスタンド間張力しか上げられない。従っ
て、後段スタンドでは入側張力の方が出側張力よりも大
きくなりやすい。このため後段スタンドにおいて圧延材
とワークロール間のスリップやチャタリング等が発生し
易くなり、新たな問題が生じることになる。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は上記したような
従来法の問題点を解決するためのものであり、本発明の
要旨は、４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷間タン
デム圧延機において冷間圧延を行う際、少なくとも最終
圧延スタンドにおいて圧延材の変形抵抗の３０％以上の
圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延方法であ
り、また、４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷間タ
ンデム圧延機と冷間タンデム圧延機の出側にコイラーま
たはコイラーおよびブライドルロールとを有する冷間タ
ンデム圧延機において、
従来法の問題点を解決するためのものであり、本発明の
要旨は、４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷間タン
デム圧延機において冷間圧延を行う際、少なくとも最終
圧延スタンドにおいて圧延材の変形抵抗の３０％以上の
圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延方法であ
り、また、４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷間タ
ンデム圧延機と冷間タンデム圧延機の出側にコイラーま
たはコイラーおよびブライドルロールとを有する冷間タ
ンデム圧延機において、
【０００７】
【外３】
【０００８】該冷間タンデム圧延機の出側コイラー１基
の主電動機の出力または出側コイラー１基の主電動機の
出力および出側ブライドルロールの主電動機との出力の
合計をＷc 、冷間タンデム圧延機の最終圧延スタンドの
主電動機の出力をＷM した場合、
の主電動機の出力または出側コイラー１基の主電動機の
出力および出側ブライドルロールの主電動機との出力の
合計をＷc 、冷間タンデム圧延機の最終圧延スタンドの
主電動機の出力をＷM した場合、
【０００９】
【外４】
【００１０】
【発明の実施の形態】圧延速度が速くなればなるほど、
ロールバイト内に導入される圧延潤滑油の量は増大し摩
擦係数は減少する。従って、出側板速度とワークロール
速度の比から定義される先進率は減少する。また、入側
張力が出側張力よりも大きいほど先進率は減少する。従
って、高速度および入側張力が大きくなるほど先進率は
小さくなる傾向がある。ところで、鋼種や圧下スケジュ
ールによって異なるが、先進率がある値（限界値）以下
になるとスリップやチャタリングが発生する。スリップ
が発生するとロールバイト内の圧延材とワークロール間
の相対すべり速度が急激に大きくなり、このため摩擦発
熱が急激に増大しヒートスクラッチが発生する。また、
チャタリングが発生するとその部分は板厚の規格外の部
分となるばかりではなくチャタマークが発生するので表
面品質も損なわれる。従って、スリップやチャタリング
を防ぐためには、先進率の値を前述した限界値よりも大
きくする必要がある。そのためには出側張力の値を入側
張力の値とのバランスを考慮して大きくしなければなら
ない。
ロールバイト内に導入される圧延潤滑油の量は増大し摩
擦係数は減少する。従って、出側板速度とワークロール
速度の比から定義される先進率は減少する。また、入側
張力が出側張力よりも大きいほど先進率は減少する。従
って、高速度および入側張力が大きくなるほど先進率は
小さくなる傾向がある。ところで、鋼種や圧下スケジュ
ールによって異なるが、先進率がある値（限界値）以下
になるとスリップやチャタリングが発生する。スリップ
が発生するとロールバイト内の圧延材とワークロール間
の相対すべり速度が急激に大きくなり、このため摩擦発
熱が急激に増大しヒートスクラッチが発生する。また、
チャタリングが発生するとその部分は板厚の規格外の部
分となるばかりではなくチャタマークが発生するので表
面品質も損なわれる。従って、スリップやチャタリング
を防ぐためには、先進率の値を前述した限界値よりも大
きくする必要がある。そのためには出側張力の値を入側
張力の値とのバランスを考慮して大きくしなければなら
ない。
【００１１】図１は張力を広範囲に変化させた実験より
得られたチャタリングおよびスリップの発生率（張力負
加比κ＝０．０５時のチャタリングおよびスリップの発
生率を１とする）と張力負加比の関係を表す図である。
ここで、κは張力負荷比であり、圧延スタンドの入側お
よび出側における張力のレベルを表す指標であり、張力
／圧延材の変形抵抗で表される。即ち、圧延スタンドの
入側および出側の張力負荷比をκb およびκf とする
と、当該圧延スタンドにおける入側張力σb および出側
張力σf は、圧延材の引張試験から得られる圧延スタン
ド入側および出側の圧延材の０．２％耐力σyiおよびσ
yoに前述の張力負荷比を乗じた値、即ち、σb ＝κb σ
yi，σf ＝κf σyoとなる。なお、以降の説明において
は、張力負荷比あるいはκと記した場合、この張力負荷
比あるいはκは圧延スタンドの入側および出側の張力負
荷比κb およびκf の双方を含むものとする。
得られたチャタリングおよびスリップの発生率（張力負
加比κ＝０．０５時のチャタリングおよびスリップの発
生率を１とする）と張力負加比の関係を表す図である。
ここで、κは張力負荷比であり、圧延スタンドの入側お
よび出側における張力のレベルを表す指標であり、張力
／圧延材の変形抵抗で表される。即ち、圧延スタンドの
入側および出側の張力負荷比をκb およびκf とする
と、当該圧延スタンドにおける入側張力σb および出側
張力σf は、圧延材の引張試験から得られる圧延スタン
ド入側および出側の圧延材の０．２％耐力σyiおよびσ
yoに前述の張力負荷比を乗じた値、即ち、σb ＝κb σ
yi，σf ＝κf σyoとなる。なお、以降の説明において
は、張力負荷比あるいはκと記した場合、この張力負荷
比あるいはκは圧延スタンドの入側および出側の張力負
荷比κb およびκf の双方を含むものとする。
【００１２】図１より明らかなように、チャタリングや
スリップの発生しない安定圧延を実現するためには、張
力負加比κは０．３以上必要である。図２は張力負荷比
を変化させた場合の実験から求めた圧延荷重比［無張力
圧延時（κ＝０）の圧延荷重を１とする］に及ぼす張力
負荷比κの影響を示すものである。また、図３は図２に
示したのと同じ圧延条件でワークロールの摩耗量（荷重
と滑りを加えた状態で、１０万回ほど回転させた後のワ
ークロールの重量を実験前のワークロール重量から減じ
た重量）に及ぼす張力負荷比κの影響［無張力圧延時
（κ＝０）の摩耗量を耐摩耗性１とする］を示すもので
ある。
スリップの発生しない安定圧延を実現するためには、張
力負加比κは０．３以上必要である。図２は張力負荷比
を変化させた場合の実験から求めた圧延荷重比［無張力
圧延時（κ＝０）の圧延荷重を１とする］に及ぼす張力
負荷比κの影響を示すものである。また、図３は図２に
示したのと同じ圧延条件でワークロールの摩耗量（荷重
と滑りを加えた状態で、１０万回ほど回転させた後のワ
ークロールの重量を実験前のワークロール重量から減じ
た重量）に及ぼす張力負荷比κの影響［無張力圧延時
（κ＝０）の摩耗量を耐摩耗性１とする］を示すもので
ある。
【００１３】図２および図３より、張力負荷比κが大き
ければ大きいほどロールバイト内の圧力および接触弧長
が減少するので、圧延荷重比および耐摩耗性に及ぼす張
力負荷比の効果は大きいことが明らかになった。図４は
実験から求めた表面欠陥発生比率（ヒートスクラッチや
チャタリングあるいは板とロールとの間またはワークロ
ールと中間ロールとの間に異物が入った場合に生じる製
品の表面欠陥発生比率）に及ぼす張力負荷比κの影響
［無張力圧延時（κ＝０）の表面欠陥発生率を１とす
る］を示す。図４より、張力負荷比κが大きくなるにつ
れて表面欠陥発生率は減少し、張力負荷比κ＝０．３程
度を境にして、表面欠陥が発生しなくなることが明らか
になった。
ければ大きいほどロールバイト内の圧力および接触弧長
が減少するので、圧延荷重比および耐摩耗性に及ぼす張
力負荷比の効果は大きいことが明らかになった。図４は
実験から求めた表面欠陥発生比率（ヒートスクラッチや
チャタリングあるいは板とロールとの間またはワークロ
ールと中間ロールとの間に異物が入った場合に生じる製
品の表面欠陥発生比率）に及ぼす張力負荷比κの影響
［無張力圧延時（κ＝０）の表面欠陥発生率を１とす
る］を示す。図４より、張力負荷比κが大きくなるにつ
れて表面欠陥発生率は減少し、張力負荷比κ＝０．３程
度を境にして、表面欠陥が発生しなくなることが明らか
になった。
【００１４】以上のことから、張力負荷比κを０．３以
上、好ましくは０．４以上、即ち、張力を当該圧延スタ
ンド入側および出側の圧延材の変形抵抗の３０％以上、
好ましくは４０％以上の入側および出側張力を負荷する
ものである。これによって、ヒートスクラッチやチャタ
リングおよびスリップ等の発生しない圧延が可能となる
とともに、圧延荷重を低減でき、ワークロール表面の粗
度を長期に維持できる耐摩耗性を確保した圧延が可能と
なる。なお、張力負荷比κが０．７を越えると圧延荷重
の低減および耐摩耗性の向上等の効果は飽和すること、
圧延材の幅方向の端部に微少なクラックがあった場合に
は板が破断する可能性も生じてくるので、張力負荷比の
上限は０．７とするのが好ましい。
上、好ましくは０．４以上、即ち、張力を当該圧延スタ
ンド入側および出側の圧延材の変形抵抗の３０％以上、
好ましくは４０％以上の入側および出側張力を負荷する
ものである。これによって、ヒートスクラッチやチャタ
リングおよびスリップ等の発生しない圧延が可能となる
とともに、圧延荷重を低減でき、ワークロール表面の粗
度を長期に維持できる耐摩耗性を確保した圧延が可能と
なる。なお、張力負荷比κが０．７を越えると圧延荷重
の低減および耐摩耗性の向上等の効果は飽和すること、
圧延材の幅方向の端部に微少なクラックがあった場合に
は板が破断する可能性も生じてくるので、張力負荷比の
上限は０．７とするのが好ましい。
【００１５】張力負荷比は各スタンドとも、上記のよう
に設定しても良いが、ヒートスクラッチやスリップやチ
ャタリングの発生し易い圧延スタンドのみ設定しても良
い。特に、圧延速度が最も速くなる最終圧延スタンドで
は、ヒートスクラッチやスリップやチャタリングが発生
し易いため、少なくとも最終圧延スタンドにおいては、
張力負荷比κを０．３以上、好ましくは０．４以上に設
定することが望ましい。
に設定しても良いが、ヒートスクラッチやスリップやチ
ャタリングの発生し易い圧延スタンドのみ設定しても良
い。特に、圧延速度が最も速くなる最終圧延スタンドで
は、ヒートスクラッチやスリップやチャタリングが発生
し易いため、少なくとも最終圧延スタンドにおいては、
張力負荷比κを０．３以上、好ましくは０．４以上に設
定することが望ましい。
【００１６】次に、上述した圧延方法を実現するための
冷間タンデム圧延機について説明する。既存のタンデム
圧延機では通常操業レベルの圧延速度（１０００〜２０
００ｍ・min -1）では、最終スタンド出側にあるコイラ
ー１基の主電動機の出力が小さいため最終スタンド出側
の張力レベルを大きく取ることはできない。現状では、
出側コイラー１基の出力または出側コイラー１基と出側
ブライドルロールの主電動機の合計は、製品板厚が０．
６mm以上の製品が全生産量の５０％以上を占める厚手系
の冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の主電
動機の出力の４７％以下であり、また、製品板厚が０．
６mm未満の薄手系の製品が全生産量の５０％以上を占め
る冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の主電
動機の出力の３２％以下である。従って、低炭素鋼の圧
延の場合、最終スタンドの出側の張力レベルは通常５〜
１０kgf ・mm-2程度である。低炭素鋼の場合、最終スタ
ンド近傍では加工硬化により変形抵抗は６０〜７０kgf
・mm-2程度であるので、上記張力レベルは変形抵抗の７
〜１７％程度の低い値になっている。このように、最終
スタンド出側張力が低い値になっているため、最終スタ
ンド入側張力も上述したスリップおよびチャタリング防
止の観点から低い値に留まらざるを得ない。また、最終
スタンド入側張力はその上流側の最終スタンド直前の圧
延スタンドの出側張力に等しいことから、その入側張力
も同様に低いレベルとなり、さらにその上流側の張力も
低い値となる。以上のような理由から、従来の冷間タン
デム圧延機における圧延張力は、高々変形抵抗の２０％
程度に留まっているのである。
冷間タンデム圧延機について説明する。既存のタンデム
圧延機では通常操業レベルの圧延速度（１０００〜２０
００ｍ・min -1）では、最終スタンド出側にあるコイラ
ー１基の主電動機の出力が小さいため最終スタンド出側
の張力レベルを大きく取ることはできない。現状では、
出側コイラー１基の出力または出側コイラー１基と出側
ブライドルロールの主電動機の合計は、製品板厚が０．
６mm以上の製品が全生産量の５０％以上を占める厚手系
の冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の主電
動機の出力の４７％以下であり、また、製品板厚が０．
６mm未満の薄手系の製品が全生産量の５０％以上を占め
る冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の主電
動機の出力の３２％以下である。従って、低炭素鋼の圧
延の場合、最終スタンドの出側の張力レベルは通常５〜
１０kgf ・mm-2程度である。低炭素鋼の場合、最終スタ
ンド近傍では加工硬化により変形抵抗は６０〜７０kgf
・mm-2程度であるので、上記張力レベルは変形抵抗の７
〜１７％程度の低い値になっている。このように、最終
スタンド出側張力が低い値になっているため、最終スタ
ンド入側張力も上述したスリップおよびチャタリング防
止の観点から低い値に留まらざるを得ない。また、最終
スタンド入側張力はその上流側の最終スタンド直前の圧
延スタンドの出側張力に等しいことから、その入側張力
も同様に低いレベルとなり、さらにその上流側の張力も
低い値となる。以上のような理由から、従来の冷間タン
デム圧延機における圧延張力は、高々変形抵抗の２０％
程度に留まっているのである。
【００１７】最終圧延スタンドの最大出側張力は最終ス
タンドの板厚と板幅および板速度に反比例し、コイラー
系の主電動機の出力またはコイラー系とブライドルロー
ルの主電動機の出力の合計に比例する。ここで言う主電
動機の出力とは主電動機の最大出力のことをいう。従っ
て、圧延速度が速くなればなるほど得られる最大張力は
小さくなる傾向にある。即ち、圧延速度が速いほど、張
力負荷比を大きく取ることができなくなる。
タンドの板厚と板幅および板速度に反比例し、コイラー
系の主電動機の出力またはコイラー系とブライドルロー
ルの主電動機の出力の合計に比例する。ここで言う主電
動機の出力とは主電動機の最大出力のことをいう。従っ
て、圧延速度が速くなればなるほど得られる最大張力は
小さくなる傾向にある。即ち、圧延速度が速いほど、張
力負荷比を大きく取ることができなくなる。
【００１８】従って、高速圧延時における張力負荷比を
上げる手段としては、コイラー系の主電動機の出力を大
きくする、即ち、最大出力のもっと大きな主電動機に置
き換えるか、あるいは、ブライドルロールを増設する必
要がある。従って、最終圧延スタンドにおいて張力負荷
比κを０．３以上、好ましくは０．４以上にするために
は、最終スタンドの主電動機の出力とコイラー系の主電
動機の出力またはとコイラー系とブライドルロールの主
電動機の出力の合計を最適化する必要がある。そのため
には、先ず、圧延機が成す仕事とコイラー系即ちコイラ
ー単独あるいはコイラーとブライドルロールが成す仕事
を求める必要がある。
上げる手段としては、コイラー系の主電動機の出力を大
きくする、即ち、最大出力のもっと大きな主電動機に置
き換えるか、あるいは、ブライドルロールを増設する必
要がある。従って、最終圧延スタンドにおいて張力負荷
比κを０．３以上、好ましくは０．４以上にするために
は、最終スタンドの主電動機の出力とコイラー系の主電
動機の出力またはとコイラー系とブライドルロールの主
電動機の出力の合計を最適化する必要がある。そのため
には、先ず、圧延機が成す仕事とコイラー系即ちコイラ
ー単独あるいはコイラーとブライドルロールが成す仕事
を求める必要がある。
【００１９】先ず、圧延機が成す仕事を求めるために、
圧延荷重および圧延トルク、先進率等を求める。圧延荷
重Ｐは例えば式（１）に示すＨｉｌｌの荷重式を用いて
求めることができる。
圧延荷重および圧延トルク、先進率等を求める。圧延荷
重Ｐは例えば式（１）に示すＨｉｌｌの荷重式を用いて
求めることができる。
【００２０】
【数１】
【００２１】ここで、ｂは板幅、Ｋm は変形抵抗、σb
およびσf は入側および出側張力、Ｒ′は偏平後のワー
クロール半径、Ｈおよびｈは圧延機入側および出側板
厚、ｒ：圧下率、μ：摩擦係数である。なお、変形抵抗
Ｋm は予め行われた引張試験の実験結果によって求めら
れた定数ａ，ε0 ，ｎの値を用いて式（２）で表され
る。なお、ＨS は素材板厚（第１スタンド入側板厚）で
あり、εはひずみである。
およびσf は入側および出側張力、Ｒ′は偏平後のワー
クロール半径、Ｈおよびｈは圧延機入側および出側板
厚、ｒ：圧下率、μ：摩擦係数である。なお、変形抵抗
Ｋm は予め行われた引張試験の実験結果によって求めら
れた定数ａ，ε0 ，ｎの値を用いて式（２）で表され
る。なお、ＨS は素材板厚（第１スタンド入側板厚）で
あり、εはひずみである。
【００２２】
【数２】
【００２３】次に、圧延トルクＴ（上下のロール２本
分）は例えばＨｉｌｌの式を用いると式（３）で表さ
れ、先進率ｆS は例えばＢｌａｎｄ＆Ｆｏｒｄの式を用
いると式（４）で表される。また、式（１）、式
（３）、式（４）中の偏平後のロール半径Ｒ′は、式
（５）に示すＨｉｔｃｈｃｏｏｃｋの式を用いて式
（１）と連成させることによって求めることができる。
なお、式（５）において、Ｅはロールのヤング率、νは
ロールのポアソン比、πは円周率である。
分）は例えばＨｉｌｌの式を用いると式（３）で表さ
れ、先進率ｆS は例えばＢｌａｎｄ＆Ｆｏｒｄの式を用
いると式（４）で表される。また、式（１）、式
（３）、式（４）中の偏平後のロール半径Ｒ′は、式
（５）に示すＨｉｔｃｈｃｏｏｃｋの式を用いて式
（１）と連成させることによって求めることができる。
なお、式（５）において、Ｅはロールのヤング率、νは
ロールのポアソン比、πは円周率である。
【００２４】
【数３】
【００２５】圧延機が単位時間に成す仕事ＷM は上述の
上下のロール２本分を合わせた圧延トルクＴおよび先進
率ｆS を用いて式（６）で表される。なお、Ｒはロール
半径、ＶO は圧延スタンドの出側板速度である。 ＷM ＝ＴＶO ／｛Ｒ（１＋ｆS ）｝ （６） このように圧延機が単位時間に成す仕事ＷM は簡単に求
めることができる。また、式（３）から明らかなよう
に、圧延機の単位時間に成す仕事ＷM はロールバイト内
で発生する仕事と圧延機前後の全張力で発生する仕事と
から成る。圧延スタンドの入側前張力と出側全張力を等
しくすることによって圧延機前後の全張力で発生する仕
事は無くなるので、タンデム圧延機全体を考慮すると圧
延機入側と出側の全張力は等しい、即ちＨσb ＝ｈσf
である方が好ましい。
上下のロール２本分を合わせた圧延トルクＴおよび先進
率ｆS を用いて式（６）で表される。なお、Ｒはロール
半径、ＶO は圧延スタンドの出側板速度である。 ＷM ＝ＴＶO ／｛Ｒ（１＋ｆS ）｝ （６） このように圧延機が単位時間に成す仕事ＷM は簡単に求
めることができる。また、式（３）から明らかなよう
に、圧延機の単位時間に成す仕事ＷM はロールバイト内
で発生する仕事と圧延機前後の全張力で発生する仕事と
から成る。圧延スタンドの入側前張力と出側全張力を等
しくすることによって圧延機前後の全張力で発生する仕
事は無くなるので、タンデム圧延機全体を考慮すると圧
延機入側と出側の全張力は等しい、即ちＨσb ＝ｈσf
である方が好ましい。
【００２６】コイラー系即ちコイラー単独あるいはコイ
ラーとブライドルロールが成す仕事ＷC は式（７）で表
される。 ＷC ＝ＶO κσy ｈｂ （７） 式（７）から張力負荷比κが大きいほどコイラー系が成
す仕事は増大することが明らかである。
ラーとブライドルロールが成す仕事ＷC は式（７）で表
される。 ＷC ＝ＶO κσy ｈｂ （７） 式（７）から張力負荷比κが大きいほどコイラー系が成
す仕事は増大することが明らかである。
【００２７】上述した式を用いて、コイラー系が成す仕
事Ｗc と圧延機が単位時間に成す仕事ＷM の比を比較す
る。表１に代表的な計算結果を示す。表１では製品板厚
を０．６mm未満に圧延する薄手系および製品板厚を０．
６mm以上に圧延する厚手系の最終スタンドの圧延条件を
想定した。但し、変形抵抗を表す式（２）の定数は、予
め引張試験によって得られた値、ａ＝６７kgf ・mm-2、
εo ＝０．０３、ｎ＝０．２とし、摩擦係数は冷間圧延
の最終スタンドにおける通常の圧延条件において得られ
た代表的な摩擦係数μ＝０．０５を用いた。
事Ｗc と圧延機が単位時間に成す仕事ＷM の比を比較す
る。表１に代表的な計算結果を示す。表１では製品板厚
を０．６mm未満に圧延する薄手系および製品板厚を０．
６mm以上に圧延する厚手系の最終スタンドの圧延条件を
想定した。但し、変形抵抗を表す式（２）の定数は、予
め引張試験によって得られた値、ａ＝６７kgf ・mm-2、
εo ＝０．０３、ｎ＝０．２とし、摩擦係数は冷間圧延
の最終スタンドにおける通常の圧延条件において得られ
た代表的な摩擦係数μ＝０．０５を用いた。
【００２８】なお、表１中のロール半径は通常の冷間タ
ンデム圧延機の最終スタンドに使用されている代表的な
ロール半径とし、圧下率、ワークロール速度、素材板厚
は通常の冷間タンデム圧延における代表的な圧延条件の
範囲の値を用いている。
ンデム圧延機の最終スタンドに使用されている代表的な
ロール半径とし、圧下率、ワークロール速度、素材板厚
は通常の冷間タンデム圧延における代表的な圧延条件の
範囲の値を用いている。
【００２９】
【表１】
【００３０】このような条件において、最終スタンドの
出側の板厚が０．６mm未満の場合と、０．６mm以上の場
合を想定して、張力負荷比を変えた場合の単位時間にコ
イラー系が成す仕事と圧延機が成す仕事を計算、比較し
た。表１の圧延条件より、同一出側板ｈおよび同一張力
負加比κで比較すると圧下率ｒが大きいほど、ロール半
径Ｒが大きいほど圧延機が単位時間に成す仕事ＷMが増
大するのでコイラー系が単位時間に成す仕事Ｗc と圧延
機が単位時間に成す仕事ＷM の比は小さくなること、ま
た、張力負荷比を大きくした場合には、コイラー系が成
す仕事の割合が増大するのでコイラー系が単位時間に成
す仕事Ｗc と圧延機が単位時間に成す仕事ＷM の比は大
きくなることが分かる。
出側の板厚が０．６mm未満の場合と、０．６mm以上の場
合を想定して、張力負荷比を変えた場合の単位時間にコ
イラー系が成す仕事と圧延機が成す仕事を計算、比較し
た。表１の圧延条件より、同一出側板ｈおよび同一張力
負加比κで比較すると圧下率ｒが大きいほど、ロール半
径Ｒが大きいほど圧延機が単位時間に成す仕事ＷMが増
大するのでコイラー系が単位時間に成す仕事Ｗc と圧延
機が単位時間に成す仕事ＷM の比は小さくなること、ま
た、張力負荷比を大きくした場合には、コイラー系が成
す仕事の割合が増大するのでコイラー系が単位時間に成
す仕事Ｗc と圧延機が単位時間に成す仕事ＷM の比は大
きくなることが分かる。
【００３１】ところで、最終スタンドの仕事量は最終ス
タンドの電動機の出力に規定され、コイラー系の仕事量
は最終スタンドの仕事量を考慮して決定される。本発明
においては張力負加比κを考慮してその比率を決定する
必要があるため、コイラー系の仕事量は最終スタンドの
仕事量はロール速度、ロール径、圧下率などの圧延条件
を考慮して評価した最終スタンドの仕事量を勘案して決
める必要がある。式（１）〜式（６）から分かるよう
に、最終スタンド圧延機の仕事量は、圧下率、ロール径
が大きくなるほど増大するため、仕事量が大きい条件、
圧延トルクの大きな、従って圧下率、ロール半径が大き
い条件、即ち、表１のNo. ４とNo. ８のロール半径２５
０mm、圧下率３０％以上の条件における仕事量に基づい
てコイラー系の能力を検討するのが望ましい。
タンドの電動機の出力に規定され、コイラー系の仕事量
は最終スタンドの仕事量を考慮して決定される。本発明
においては張力負加比κを考慮してその比率を決定する
必要があるため、コイラー系の仕事量は最終スタンドの
仕事量はロール速度、ロール径、圧下率などの圧延条件
を考慮して評価した最終スタンドの仕事量を勘案して決
める必要がある。式（１）〜式（６）から分かるよう
に、最終スタンド圧延機の仕事量は、圧下率、ロール径
が大きくなるほど増大するため、仕事量が大きい条件、
圧延トルクの大きな、従って圧下率、ロール半径が大き
い条件、即ち、表１のNo. ４とNo. ８のロール半径２５
０mm、圧下率３０％以上の条件における仕事量に基づい
てコイラー系の能力を検討するのが望ましい。
【００３２】以上のことから、本発明の方法実施する上
で、有利な圧延設備を検討する場合、即ちその能力を十
分に発揮させるためには、最終スタンドが行うことので
きる最大の仕事に対してコイラーが行うべき最小の仕事
を規定する必要がある。最終スタンドが行うことができ
る最大の仕事は最終スタンドの主電動機の出力（最大出
力）によって決定されるので、コイラー系が行うべき最
小の仕事も同様にコイラー系の主電動機の出力（最小出
力）によって決定される。従って、上述の圧延条件に示
すように、コイラー系が単位時間に成す仕事Ｗc と圧延
機が単位時間に成す仕事ＷM の比が求まればコイラー系
に必要な主電動機の最小出力が、圧延機の主電動機の最
大出力から簡単に求めることができる。
で、有利な圧延設備を検討する場合、即ちその能力を十
分に発揮させるためには、最終スタンドが行うことので
きる最大の仕事に対してコイラーが行うべき最小の仕事
を規定する必要がある。最終スタンドが行うことができ
る最大の仕事は最終スタンドの主電動機の出力（最大出
力）によって決定されるので、コイラー系が行うべき最
小の仕事も同様にコイラー系の主電動機の出力（最小出
力）によって決定される。従って、上述の圧延条件に示
すように、コイラー系が単位時間に成す仕事Ｗc と圧延
機が単位時間に成す仕事ＷM の比が求まればコイラー系
に必要な主電動機の最小出力が、圧延機の主電動機の最
大出力から簡単に求めることができる。
【００３３】さて、前述したように安定した冷間タンデ
ム圧延を行うためには張力負加比κは０．３以上必要で
ある。そのためには、表１から分かるように、コイラー
系の仕事は、製品板厚が０．６mmの製品を製造する冷間
タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の仕事の５０
％以上、また、製品板厚が０．２mmの薄手系の製品を製
造する冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の
仕事の３５％以上必要であることが分かる。即ち、コイ
ラー系の主電動機の出力は、製品板厚が０．６mmの製品
を製造する冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延
機の主電動機の５０％以上、また、製品板厚が０．２mm
の薄手系の製品を製造する冷間タンデム圧延機では最終
スタンドの圧延機の主電動機の出力の３５％以上必要で
ある。
ム圧延を行うためには張力負加比κは０．３以上必要で
ある。そのためには、表１から分かるように、コイラー
系の仕事は、製品板厚が０．６mmの製品を製造する冷間
タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の仕事の５０
％以上、また、製品板厚が０．２mmの薄手系の製品を製
造する冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延機の
仕事の３５％以上必要であることが分かる。即ち、コイ
ラー系の主電動機の出力は、製品板厚が０．６mmの製品
を製造する冷間タンデム圧延機では最終スタンドの圧延
機の主電動機の５０％以上、また、製品板厚が０．２mm
の薄手系の製品を製造する冷間タンデム圧延機では最終
スタンドの圧延機の主電動機の出力の３５％以上必要で
ある。
【００３４】なお、出側コイラーのみで大きな張力を発
生させる代わりに、コイラー切り替え時も考慮して最終
スタンドと出側コイラーの間に張力負荷用のブライドル
ロールを設置しても良い。この場合は、出側コイラー１
基と出側ブライドルロールの出力の合計が上記条件を満
足すればよい。
生させる代わりに、コイラー切り替え時も考慮して最終
スタンドと出側コイラーの間に張力負荷用のブライドル
ロールを設置しても良い。この場合は、出側コイラー１
基と出側ブライドルロールの出力の合計が上記条件を満
足すればよい。
【００３５】
【外５】
【００３６】出側コイラー１基の主電動機の出力または
出側コイラー１基と出側ブライドルロールの主電動機の
出力の合計をＷc 、最終スタンドの圧延機の主電動機の
出力をＷM した場合、
出側コイラー１基と出側ブライドルロールの主電動機の
出力の合計をＷc 、最終スタンドの圧延機の主電動機の
出力をＷM した場合、
【００３７】
【外６】
【００３８】なお、その際前述したように全圧延張力
（圧延張力に板厚と板幅を乗じた値）は圧延機入側と出
側で同じ値にすることによって、圧延機には過剰な負荷
（メカロスも含む）はかからなくなり電力原単位も向上
することから、圧延機入・出側で全圧延張力を等しくす
る方が好ましい。
（圧延張力に板厚と板幅を乗じた値）は圧延機入側と出
側で同じ値にすることによって、圧延機には過剰な負荷
（メカロスも含む）はかからなくなり電力原単位も向上
することから、圧延機入・出側で全圧延張力を等しくす
る方が好ましい。
【００３９】
【実施例】本発明の実施に用いた冷間タンデム圧延機の
概要を図５に示す。図５において、冷間タンデム圧延機
は４スタンドの４段圧延機から構成されている。圧延材
（１）は各圧延スタンドで圧延され、ブライドルロール
（２）を通ってコイラー（３）で巻き取られている。圧
延条件を以下に示す。なお、ブライドルロール有りの２
０kgf ・mm-2場合、圧延機出側〜ブライドルロール間の
張力は３０kgf ・mm -2であり、ブライドルロール出側〜
コイラー間の張力は１０kgf ・mm-2の意味であり、ブラ
イドルロール有りの０kgf ・mm-2場合、圧延機出側〜ブ
ライドルロール間の張力は３０kgf ・mm-2であり、ブラ
イドルロール出側〜コイラー間の張力は３０kgf ・mm-2
の意味である。
概要を図５に示す。図５において、冷間タンデム圧延機
は４スタンドの４段圧延機から構成されている。圧延材
（１）は各圧延スタンドで圧延され、ブライドルロール
（２）を通ってコイラー（３）で巻き取られている。圧
延条件を以下に示す。なお、ブライドルロール有りの２
０kgf ・mm-2場合、圧延機出側〜ブライドルロール間の
張力は３０kgf ・mm -2であり、ブライドルロール出側〜
コイラー間の張力は１０kgf ・mm-2の意味であり、ブラ
イドルロール有りの０kgf ・mm-2場合、圧延機出側〜ブ
ライドルロール間の張力は３０kgf ・mm-2であり、ブラ
イドルロール出側〜コイラー間の張力は３０kgf ・mm-2
の意味である。
【００４０】 ワークロール径 （Ｄ） ：φ４８０mm ワークロール速度（ＶR ）：１０００ｍ・min -1 入側張力 （σb ）：２１．４kgf ・mm-2（κb ≒０．３２） 出側張力 （σf ）：３０kgf ・mm-2（κf ≒０．４０） 入側板厚 （Ｈ） ：０．８４mm 出側板厚 （ｈ） ：０．６０mm 板幅 （ｂ） ：９８８mm 素材板厚 （ＨS ）：３．２mm 材質 ：低炭素鋼σy ＝６７（ε＋０．０３）0.2 kgf ・mm-2 圧延潤滑 ：牛脂系２％エマルジョン（６０℃） ブライドルロール張力 ：０kgf ・mm-2，２０kgf ・mm-2 本来、このタンデムミルは圧延速度が１８００ｍ・min
-1の能力があるが、その圧延速度で本発明を適用した場
合には出側コイラー側のモーター出力が不足する。そこ
で、圧延速度を落とし、出側コイラー系の仕事がその際
の最終スタンドの仕事の０．５以上にした。
-1の能力があるが、その圧延速度で本発明を適用した場
合には出側コイラー側のモーター出力が不足する。そこ
で、圧延速度を落とし、出側コイラー系の仕事がその際
の最終スタンドの仕事の０．５以上にした。
【００４１】従来の圧延方法として、表２に示したのと
同じ条件で、入側張力が１２kgf ・mm-2（κb ＝０．１
８）、出側張力が５kgf ・mm-2（κf ＝０．０７）、ブ
ライドルロール張力０kgf ・mm-2の圧延を行い本発明と
比較した。図６はワークロールの耐摩耗性をワークロー
ルの表面粗さで示したものである。従来の圧延では圧延
トン数で２００トン程度で、ワークロールの表面が平滑
になり過ぎスリップが生じたのでワークロールの組み替
えを余儀なくされた。しかし、本発明を用いることより
ワークロールの表面粗さは圧延トン数で４００トンでも
従来のスリップが発生した表面粗さよりも大きくスリッ
プも発生しなかった。従って本発明を用いることによっ
て、ワークロールの耐摩耗性は約２倍以上に向上した。
また、本発明を用いることにより、従来発生していた表
面欠陥（全生産量の約２％程度の発生率）は全く発生し
なくなった。この効果は、ブライドルロール張力には無
関係に得ることができた。ただし、ブライドルロール張
力が０kgf ・mm-2の場合、巻き取られたコイルの中には
一部巻き締まりによる疵が発生することがあったので、
ブライドルロール張力をかけることによってコイラーの
張力レベルをあまり上げないようにすることが好まし
い。
同じ条件で、入側張力が１２kgf ・mm-2（κb ＝０．１
８）、出側張力が５kgf ・mm-2（κf ＝０．０７）、ブ
ライドルロール張力０kgf ・mm-2の圧延を行い本発明と
比較した。図６はワークロールの耐摩耗性をワークロー
ルの表面粗さで示したものである。従来の圧延では圧延
トン数で２００トン程度で、ワークロールの表面が平滑
になり過ぎスリップが生じたのでワークロールの組み替
えを余儀なくされた。しかし、本発明を用いることより
ワークロールの表面粗さは圧延トン数で４００トンでも
従来のスリップが発生した表面粗さよりも大きくスリッ
プも発生しなかった。従って本発明を用いることによっ
て、ワークロールの耐摩耗性は約２倍以上に向上した。
また、本発明を用いることにより、従来発生していた表
面欠陥（全生産量の約２％程度の発生率）は全く発生し
なくなった。この効果は、ブライドルロール張力には無
関係に得ることができた。ただし、ブライドルロール張
力が０kgf ・mm-2の場合、巻き取られたコイルの中には
一部巻き締まりによる疵が発生することがあったので、
ブライドルロール張力をかけることによってコイラーの
張力レベルをあまり上げないようにすることが好まし
い。
【００４２】なお、コイル側のモータ出力を最終スタン
ドの出側コイラー側出力の１／２以上に改造することに
よって、減速する必要はなくなり生産性は増大すること
は明らかである。このように、本発明を適用することに
よって、高生産性の実現と製造コストの低減とを可能と
することができる。
ドの出側コイラー側出力の１／２以上に改造することに
よって、減速する必要はなくなり生産性は増大すること
は明らかである。このように、本発明を適用することに
よって、高生産性の実現と製造コストの低減とを可能と
することができる。
【００４３】
【発明の効果】本発明によれば、タンデム圧延機で冷間
圧延を行う際、少なくとも最終スタンドでの圧延張力を
圧延材の変形抵抗の３０％以上、即ち張力負荷比を０．
３以上とすることによってスリップ、チャタリングの発
生を低減することができる。これによって、鋼板の表面
欠陥の発生防止、ロールの耐摩耗性の向上に大きな効果
を得ることができる。
圧延を行う際、少なくとも最終スタンドでの圧延張力を
圧延材の変形抵抗の３０％以上、即ち張力負荷比を０．
３以上とすることによってスリップ、チャタリングの発
生を低減することができる。これによって、鋼板の表面
欠陥の発生防止、ロールの耐摩耗性の向上に大きな効果
を得ることができる。
【００４４】また、最終スタンドにおける張力負荷比を
考慮して、最終圧延スタンドの出力とコイラー系の出力
を適切に設定することができるため、スリップやチャタ
リングの発生を低減するに必要な圧延機を適切に得るこ
とができる。
考慮して、最終圧延スタンドの出力とコイラー系の出力
を適切に設定することができるため、スリップやチャタ
リングの発生を低減するに必要な圧延機を適切に得るこ
とができる。
【図１】スリップ・チャタリング率に及ぼす張力負荷比
の影響を示す図。
の影響を示す図。
【図２】圧延荷重比に及ぼす張力負荷比の影響を示す
図。
図。
【図３】耐摩耗性に及ぼす張力負荷比の影響を示す図。
【図４】表面欠陥発生率に及ぼす張力負荷比の影響を示
す図。
す図。
【図５】本発明に用いた冷間タンデム圧延機の概要図。
【図６】本発明の効果を示す図で、ロール表面粗度と圧
延トン数の関係を示す図。
延トン数の関係を示す図。
１…圧延材 ２…ブライドルロール ３…コイラー
Claims (2)
- 【請求項１】 ４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷
間タンデム圧延機において冷間圧延を行う際、少なくと
も最終圧延スタンドにおいて圧延材の変形抵抗の３０％
以上の圧延張力を負荷して圧延することを特徴とする冷
間タンデム圧延方法。 - 【請求項２】 ４スタンド以上の冷間圧延機を有する冷
間タンデム圧延機と冷間タンデム圧延機の出側にコイラ
ーまたはコイラーおよびブライドルロールとを有する冷
間タンデム圧延機において、該冷間タンデム圧延機で製
造する 【外１】 または出側コイラー１基の主電動機の出力および出側ブ
ライドルロールの主電動機との出力の合計をＷc 、冷間
タンデム圧延機の最終圧延スタンドの主電動機の出力を
ＷM した場合、 【外２】
Priority Applications (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP06101996A JP3288220B2 (ja) | 1996-03-18 | 1996-03-18 | 冷間タンデム圧延方法および冷間タンデム圧延機 |
| KR1019970708169A KR100245409B1 (ko) | 1996-03-08 | 1997-03-18 | 탠덤 냉간 압연 방법 및 탠덤 냉간 압연기 |
| US08/945,334 US6269668B1 (en) | 1996-03-18 | 1997-03-18 | Cold tandem rolling method and cold tandem rolling mill |
| EP97907371A EP0826437A4 (en) | 1996-03-18 | 1997-03-18 | TANDEM COLD ROLLING METHOD AND TANDEM COLD ROLLING MILL |
| PCT/JP1997/000883 WO1997034715A1 (fr) | 1996-03-18 | 1997-03-18 | Procede de laminage en tandem a froid et laminoir en tandem a froid |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP06101996A JP3288220B2 (ja) | 1996-03-18 | 1996-03-18 | 冷間タンデム圧延方法および冷間タンデム圧延機 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09248603A true JPH09248603A (ja) | 1997-09-22 |
| JP3288220B2 JP3288220B2 (ja) | 2002-06-04 |
Family
ID=13159197
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP06101996A Expired - Fee Related JP3288220B2 (ja) | 1996-03-08 | 1996-03-18 | 冷間タンデム圧延方法および冷間タンデム圧延機 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3288220B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102688890A (zh) * | 2011-03-25 | 2012-09-26 | 宝山钢铁股份有限公司 | 双机架平整机组带钢稳定防抖装置及控制方法 |
-
1996
- 1996-03-18 JP JP06101996A patent/JP3288220B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102688890A (zh) * | 2011-03-25 | 2012-09-26 | 宝山钢铁股份有限公司 | 双机架平整机组带钢稳定防抖装置及控制方法 |
| CN102688890B (zh) * | 2011-03-25 | 2014-07-23 | 宝山钢铁股份有限公司 | 双机架平整机组带钢稳定防抖装置及控制方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3288220B2 (ja) | 2002-06-04 |
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