JPS58100907A - 熱間圧延機の板厚制御方法 - Google Patents
熱間圧延機の板厚制御方法Info
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- JPS58100907A JPS58100907A JP56198410A JP19841081A JPS58100907A JP S58100907 A JPS58100907 A JP S58100907A JP 56198410 A JP56198410 A JP 56198410A JP 19841081 A JP19841081 A JP 19841081A JP S58100907 A JPS58100907 A JP S58100907A
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- JP
- Japan
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- rolling
- temperature
- deformation resistance
- stand
- mill
- Prior art date
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- Granted
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B37/00—Control devices or methods specially adapted for metal-rolling mills or the work produced thereby
- B21B37/58—Roll-force control; Roll-gap control
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は熱間圧ｇ、機の板厚制御方法に係り、特に低温
仕上圧延を含むセットアツプ制御に好適な熱間圧延機の
板厚制御方法に関するものである。
仕上圧延を含むセットアツプ制御に好適な熱間圧延機の
板厚制御方法に関するものである。
現在、鉄鋼の熱間圧延機に於ては、制御用計算機を使用
して、圧延機の圧下位置、圧延速度等を設定するセット
アツプ制御が盛んに行われている。
して、圧延機の圧下位置、圧延速度等を設定するセット
アツプ制御が盛んに行われている。
このセットアンプ制御の基礎になっているのが、圧延荷
重を予測計譜する。圧延現象の理論的解析により得られ
た数式モテルであり、さらにこの数式モテルは、鉄の圧
延による塑性変形に必要な変形抵抗の予測モデルにより
成り立っている。
重を予測計譜する。圧延現象の理論的解析により得られ
た数式モテルであり、さらにこの数式モテルは、鉄の圧
延による塑性変形に必要な変形抵抗の予測モデルにより
成り立っている。
鉄の変形抵抗にゎは、鉄の温度Ｔと密接な関係があり、
その関係は第１図に例示されているように、温度Ｔの増
加に対して単調減少の曲線とけならず、７００〜９ｏｏ
ｃｖｃ変曲点があり、その間に極大と極小値が存在する
。これは定性的には。
その関係は第１図に例示されているように、温度Ｔの増
加に対して単調減少の曲線とけならず、７００〜９ｏｏ
ｃｖｃ変曲点があり、その間に極大と極小値が存在する
。これは定性的には。
鉄の変形抵抗がその相によって異なり、温度Ｔの上昇に
ともないα相からα＋γ相、さらにγ相の相変位するた
めに生ずるものと考えられている。
ともないα相からα＋γ相、さらにγ相の相変位するた
めに生ずるものと考えられている。
ただし極小、極大の生じる温度は、Ａ１．Ａ３の変緋点
とは必ずしも一致せず、あまり物理的意味をもたないと
考えられる。しかし、極太の生じる温度は、従来の実験
データによれば、Ａ３変態点刊近と考えてもさしつかえ
ないという特徴がある。
とは必ずしも一致せず、あまり物理的意味をもたないと
考えられる。しかし、極太の生じる温度は、従来の実験
データによれば、Ａ３変態点刊近と考えてもさしつかえ
ないという特徴がある。
以上のような鉄の変形抵抗ｋｍの温度特性にかんがみて
、従来の鉄の熱間圧延は、冶金学的な見地より、Ａ３変
態点以上の温度１例えば仕上圧延機の最終スタンドで９
００Ｃ以上の温度で行い。
、従来の鉄の熱間圧延は、冶金学的な見地より、Ａ３変
態点以上の温度１例えば仕上圧延機の最終スタンドで９
００Ｃ以上の温度で行い。
仕上圧延機とコイラー間のスプレーでＡ１変態点以下の
温度まで急冷却する方法がとられていた。
温度まで急冷却する方法がとられていた。
従って、Ａ３変態点以下の温度での変形抵抗と温度の関
係が単調減少曲線とならないということを無視しても、
セントアンプ制御上問題はなかった。
係が単調減少曲線とならないということを無視しても、
セントアンプ制御上問題はなかった。
このため、例えば、熱間圧延機のセットアンプ制御に使
用する変形抵抗の数式モデルとして、公知の美坂の式（
１）が用いられた。
用する変形抵抗の数式モデルとして、公知の美坂の式（
１）が用いられた。
ｋ、＝ＥＸＰ （０，１２６−１，７５Ｃ＋０．５９４
Ｃ”・・・・・・・・・（１） ただし Ｃ；被圧延材の炭素含有量〔％〕 Ｔｋ；被圧延材の絶対温度［ｘｌ ε；対数歪〔−〕 ε、；歪速度〔１／秒〕 である。この式（１）は、被圧延材の絶対温度Ｔｋの上
昇に対し、変形抵抗に０が単調減少となるもので、Ａ３
変態点以下での変曲点は無視している。
Ｃ”・・・・・・・・・（１） ただし Ｃ；被圧延材の炭素含有量〔％〕 Ｔｋ；被圧延材の絶対温度［ｘｌ ε；対数歪〔−〕 ε、；歪速度〔１／秒〕 である。この式（１）は、被圧延材の絶対温度Ｔｋの上
昇に対し、変形抵抗に０が単調減少となるもので、Ａ３
変態点以下での変曲点は無視している。
しかし、最近では、熱間圧延での品質の多様化と省エネ
ルギーの目的から、調質圧延と呼ばれる低温仕上圧延が
行われるようになり１例えば仕上圧延機出側の目標温度
が７５０Ｃというような圧延が行われている。従って、
Ａ３変態点以下の温度で使用できる変形抵抗式が重要と
なってきており１次に示す思出の式（２）が知られてい
る。
ルギーの目的から、調質圧延と呼ばれる低温仕上圧延が
行われるようになり１例えば仕上圧延機出側の目標温度
が７５０Ｃというような圧延が行われている。従って、
Ａ３変態点以下の温度で使用できる変形抵抗式が重要と
なってきており１次に示す思出の式（２）が知られてい
る。
ここで
であり、これらの式（３）〜（５）内のパラメータｇ、
ｎ。
ｎ。
’ｇ ’ａ寺は以下で与えられる。
またε、εｖＩＣ等は式（１）で用いたのと同じもので
ある１、この式（２）は、変態点付近を考慮するために
、変形抵抗ｋｍが極太を生ずる温度を境界温度１ｄとし
、温度領域を２つに分けて、変形抵抗に、を計算する方
法をとっている。思出は式（２）の計算結果が、公知の
橋爪、 Ｃｏｏｋ、 Ａｌｄｅｒ、 Ｌｕｅｇ ｃＤ実
測値と比較し、はぼ一致することを確認している（第１
８回塑性加工連合講演会前刷集、 １９７０を参照）。
ある１、この式（２）は、変態点付近を考慮するために
、変形抵抗ｋｍが極太を生ずる温度を境界温度１ｄとし
、温度領域を２つに分けて、変形抵抗に、を計算する方
法をとっている。思出は式（２）の計算結果が、公知の
橋爪、 Ｃｏｏｋ、 Ａｌｄｅｒ、 Ｌｕｅｇ ｃＤ実
測値と比較し、はぼ一致することを確認している（第１
８回塑性加工連合講演会前刷集、 １９７０を参照）。
しかし、これらの数式は実験室で求められた結果であり
、実際の圧延機の低温圧延を含むセットアンプ制御に使
用する数式モデルとしては以下に示すような問題があっ
た。
、実際の圧延機の低温圧延を含むセットアンプ制御に使
用する数式モデルとしては以下に示すような問題があっ
た。
第２図は、実際の圧延機の圧延における実績データを以
下の様に整理したものである。
下の様に整理したものである。
圧延荷重Ｐの予測計算式は前述した変形抵抗のモデルを
用いて Ｐ＝に−Ｖ’Ｒ，・Δ）ｌ−Ｂ−Ｑｐ ・・・・
・・・・・（７）で与えられる。ただし に□；平均変形抵抗 Ｒ＋ ｉ偏平ロール半径 Δｈ；板厚圧下量 Ｂ；被圧延材の板巾 ＱＰ；圧下力関数 である。この式（７）は公知のＢ１ｍ５の圧延荷重計獅
式であって、詳細は省略する。この式（７）に実際の圧
延より得た実績データを代入することにより。
用いて Ｐ＝に−Ｖ’Ｒ，・Δ）ｌ−Ｂ−Ｑｐ ・・・・
・・・・・（７）で与えられる。ただし に□；平均変形抵抗 Ｒ＋ ｉ偏平ロール半径 Δｈ；板厚圧下量 Ｂ；被圧延材の板巾 ＱＰ；圧下力関数 である。この式（７）は公知のＢ１ｍ５の圧延荷重計獅
式であって、詳細は省略する。この式（７）に実際の圧
延より得た実績データを代入することにより。
実績の平均変形抵抗ｋｍＡを
に、ム＝ＰＡ／（凶；万り、−［１人・Ｑ、ｐ人）・・
・・・・・・・（８）により算出できる。ただし各変数
の添字Ａは実測データもしくはそれにもとづいて得られ
た値であることを示す。
・・・・・・・（８）により算出できる。ただし各変数
の添字Ａは実測データもしくはそれにもとづいて得られ
た値であることを示す。
他方、本文中式（２）〜（６）で与えられる変形抵抗ｋ
。は、温度Ｔｈ、炭素含有量Ｃ９対数歪ε、及び歪速度
ε、の変数であり、このままでは式（８）との比較はで
きない。というのは、実際の圧延実績データでは、対数
歪ε、歪速度６７等が個々の実績データでばらばらなた
めである。そこで、対数歪εと歪速度ε、を同じにして
変形抵抗を比較するために以下のような正規化を行う。
。は、温度Ｔｈ、炭素含有量Ｃ９対数歪ε、及び歪速度
ε、の変数であり、このままでは式（８）との比較はで
きない。というのは、実際の圧延実績データでは、対数
歪ε、歪速度６７等が個々の実績データでばらばらなた
めである。そこで、対数歪εと歪速度ε、を同じにして
変形抵抗を比較するために以下のような正規化を行う。
即ち式（８）で得た変形抵抗の実績値ｋｎ＋Ａを、１つ
の実績値としての対数歪εｈ＝０．２ 、歪速度εｖＡ
＝ １０として正規化し、その結果’ｒｋｐ人とおく
；ただし ここでｍＡは式（４）に実際の圧延温度Ｔｈｅ、炭素含
有量ＣＡを代入して得た値である。
の実績値としての対数歪εｈ＝０．２ 、歪速度εｖＡ
＝ １０として正規化し、その結果’ｒｋｐ人とおく
；ただし ここでｍＡは式（４）に実際の圧延温度Ｔｈｅ、炭素含
有量ＣＡを代入して得た値である。
以上により式（９）で得た正規化実績変形抵抗ｋＰＡ會
、炭素含有量Ｃの等しい被圧延材の実績データに限り、
横軸に圧延温度ＴＣＣ〕をとってグラフ化したものが第
２図である。即ち、熱間圧延仕上圧延機は６スタンド仕
上で、最初の３スタンド迄はＡ３変態点以上の温度での
圧延を示しく白丸）。
、炭素含有量Ｃの等しい被圧延材の実績データに限り、
横軸に圧延温度ＴＣＣ〕をとってグラフ化したものが第
２図である。即ち、熱間圧延仕上圧延機は６スタンド仕
上で、最初の３スタンド迄はＡ３変態点以上の温度での
圧延を示しく白丸）。
４スタンド目はＡ３点以下の最初の圧延時のデータ（黒
丸）、５．６スタンド目は更にその後の低温時の圧延デ
ータ（二重丸）から求めた変形抵抗ｋｐＡｋ示しており
、実線の志田の式（２）と比較されている。
丸）、５．６スタンド目は更にその後の低温時の圧延デ
ータ（二重丸）から求めた変形抵抗ｋｐＡｋ示しており
、実線の志田の式（２）と比較されている。
同図から明らかなように、４スタンドまでの変形抵抗は
志田の式とほぼ一致しているが、５，６スタンドの変形
抵抗は、志田の式とは大幅に異なる結果となっており、
何等かの対策が必要なことを示している。
志田の式とほぼ一致しているが、５，６スタンドの変形
抵抗は、志田の式とは大幅に異なる結果となっており、
何等かの対策が必要なことを示している。
以上のような変形抵抗の予測ずれの原因は以下のように
考えられる。即ち、一般に鉄の変形抵抗は、加工温度、
材料の炭素含有量、変形歪、歪速度のみならず、その材
料がこれから行おうとする変形以前に受けた加工籍歴、
変形時の結晶粒度等。
考えられる。即ち、一般に鉄の変形抵抗は、加工温度、
材料の炭素含有量、変形歪、歪速度のみならず、その材
料がこれから行おうとする変形以前に受けた加工籍歴、
変形時の結晶粒度等。
さまざまな要因により影響を受ける。しかしこれらの全
ての要因を一つの数式モデルに盛り込み。
ての要因を一つの数式モデルに盛り込み。
（９）
変形抵抗予測式として圧延機の制御に応用するには、そ
の取扱かいが非常に難かしく、実用的でない。
の取扱かいが非常に難かしく、実用的でない。
そこで従来は、熱間圧延と冷間圧延に分けて変形抵抗の
予測を別の式で行っていた。これは、熱間圧延の場合に
は、圧延条件の一つである圧延温度が鉄の再結晶温度、
すなわち加工によって生じた被圧延材の内部歪が、再結
晶により回復し、加工による残留応力が消滅するための
最低温度（一般に軟鋼では６００Ｃ前後）より高い温度
で圧延全行う。従って圧延加工による被圧延材の内部歪
。
予測を別の式で行っていた。これは、熱間圧延の場合に
は、圧延条件の一つである圧延温度が鉄の再結晶温度、
すなわち加工によって生じた被圧延材の内部歪が、再結
晶により回復し、加工による残留応力が消滅するための
最低温度（一般に軟鋼では６００Ｃ前後）より高い温度
で圧延全行う。従って圧延加工による被圧延材の内部歪
。
残留応力は発生するが、発生した残留応力は、被圧延材
の温度が再結晶温度以上であるために１次の圧延機によ
る圧延までの間に再結晶により回復する。従って、熱間
圧延では変形抵抗の予測に被圧延材の加工履歴を考慮す
る必要がないものとされていた。一方冷間圧延では、再
結晶温度よりも低い温度で圧延を行うので、この場合に
は過去の加工履歴による加工硬化をパラメータとしてと
り入れた変形抵抗の予測を行っていた。
の温度が再結晶温度以上であるために１次の圧延機によ
る圧延までの間に再結晶により回復する。従って、熱間
圧延では変形抵抗の予測に被圧延材の加工履歴を考慮す
る必要がないものとされていた。一方冷間圧延では、再
結晶温度よりも低い温度で圧延を行うので、この場合に
は過去の加工履歴による加工硬化をパラメータとしてと
り入れた変形抵抗の予測を行っていた。
（１０）
しかし、第２図に示した実験に於る圧延機のように、省
資源、圧延品質の多様化、さらにｔＪ高能力の圧延を行
うことを目的とした最近の低温仕上。
資源、圧延品質の多様化、さらにｔＪ高能力の圧延を行
うことを目的とした最近の低温仕上。
高速圧延の熱間仕上圧延機に於ては、例えば第２図の５
スタンド、６スタンドでは、スタンド間で残留応力が完
全に回ゆする前に次スタンドでの圧延が行われるために
、熱間圧延でも変形抵抗に過去の加工履歴の影響があら
れれているものと考えられる。ところが、従来の変形抵
抗予測式は、焼きな壕しにより、被圧延材の過去の加工
履歴による残留応力がない状態での圧延実験データを基
礎として作られている。このために第２図に示したよう
なずれが、熱間圧延の場合にも生じているものである。
スタンド、６スタンドでは、スタンド間で残留応力が完
全に回ゆする前に次スタンドでの圧延が行われるために
、熱間圧延でも変形抵抗に過去の加工履歴の影響があら
れれているものと考えられる。ところが、従来の変形抵
抗予測式は、焼きな壕しにより、被圧延材の過去の加工
履歴による残留応力がない状態での圧延実験データを基
礎として作られている。このために第２図に示したよう
なずれが、熱間圧延の場合にも生じているものである。
従って、この対策として、変形抵抗への影響を正確に、
変形抵抗予測式に反影させ、圧延機制御に応用しようと
すれば、前述したように被圧延材の温度と、再結晶に要
する時間の冶金学的解明。
変形抵抗予測式に反影させ、圧延機制御に応用しようと
すれば、前述したように被圧延材の温度と、再結晶に要
する時間の冶金学的解明。
被圧延制の厚さ方向温度分布の時系列変化の圧延現象の
解明等が必要となシ実用的でない。
解明等が必要となシ実用的でない。
（１１）
本発明は１以上に述べたような従来技術の問題点にかん
がみてなされたもので、その目的は、低温仕上９高速圧
延を行う場合にも実用的な方法で変形抵抗を正しく予測
できるようにした。熱間圧延機の板厚制御方法を提供す
るにある。
がみてなされたもので、その目的は、低温仕上９高速圧
延を行う場合にも実用的な方法で変形抵抗を正しく予測
できるようにした。熱間圧延機の板厚制御方法を提供す
るにある。
本発明は、前述したようにＡ３変態点以上の温度では過
去の加工履歴の影響が無視できることに着目し、この温
度節回では従来と同様な方法で変形抵抗の予測全行い、
Ａ３変態点以下の温度になった場合に杭１．従来の方法
で予測した変形抵抗を。
去の加工履歴の影響が無視できることに着目し、この温
度節回では従来と同様な方法で変形抵抗の予測全行い、
Ａ３変態点以下の温度になった場合に杭１．従来の方法
で予測した変形抵抗を。
過去の圧延時の対数歪を用いて修正することによって過
去の加工履歴による修正を行うようにしたことを％徴と
するものである。
去の加工履歴による修正を行うようにしたことを％徴と
するものである。
即ち１本発明では、実際の圧延における変形抵抗の予測
を次のようにして行う。まず第２図に示す実績データを
もとに、Ａ３変態点の温度を境界として２つの圧延温度
領域にわける。Ａ３変態点以上の温度における圧延は、
圧延による加工硬化（残留応力）が次圧延までに完全に
回復し、次圧延に影響を与えない。Ａ３変態点以下の温
度にお（１２） ける圧延は、圧延による加工硬化（残留応力）を次圧延
までの間に完全に回復しきれず、残留応力は、次の圧延
における変形抵抗に影響を与える。
を次のようにして行う。まず第２図に示す実績データを
もとに、Ａ３変態点の温度を境界として２つの圧延温度
領域にわける。Ａ３変態点以上の温度における圧延は、
圧延による加工硬化（残留応力）が次圧延までに完全に
回復し、次圧延に影響を与えない。Ａ３変態点以下の温
度にお（１２） ける圧延は、圧延による加工硬化（残留応力）を次圧延
までの間に完全に回復しきれず、残留応力は、次の圧延
における変形抵抗に影響を与える。
この傾向は、熱間仕上タンデム圧延機のように。
スタンド間で被圧延材の再結晶の時間が短い場合に特に
はっきり現われる。この後者の場合は、第２図の５，６
スタンドの変形抵抗の実績値に相当する。
はっきり現われる。この後者の場合は、第２図の５，６
スタンドの変形抵抗の実績値に相当する。
そこで本発明では、この後者の場合の変形抵抗ｋｍ１
ｋ、従来の予測式（２）で求めたに１をｋＪ ＝ （１
＋ ａ−ｔ、ｂ） −に、 、、、、、、、、、Ｑ
Ｏｌのように修正して用いる。ただしａ、ｂは定数で、
ε、ばε＋Ｎ＝１ｅ２＋・・・・・・）を被圧延材が過
去にＡ３変態点以下の温度で圧延された時の被圧延材の
対数歪とする時。
ｋ、従来の予測式（２）で求めたに１をｋＪ ＝ （１
＋ ａ−ｔ、ｂ） −に、 、、、、、、、、、Ｑ
Ｏｌのように修正して用いる。ただしａ、ｂは定数で、
ε、ばε＋Ｎ＝１ｅ２＋・・・・・・）を被圧延材が過
去にＡ３変態点以下の温度で圧延された時の被圧延材の
対数歪とする時。
ε、＝Σε」
により与えられる。即ち対数歪εｊの和によって過去の
加工履歴の影＃を補正するもので、定数ａ。
加工履歴の影＃を補正するもので、定数ａ。
ｂ’ｌ第２図のような実測値に適合するように定めてお
けば１式（１（）により低温領域でも精度よい変形（１
３） 抵抗の予測が可能となる。
けば１式（１（）により低温領域でも精度よい変形（１
３） 抵抗の予測が可能となる。
以上の、変形抵抗の予測方法を用いた本発明の実施例を
第３図及び第４図に示す。第３図は、熱間圧延の仕上タ
ンデム圧延機における圧延機のセットアンプ制御、つま
り被圧延材の圧延後の寸法仕様が目標値となるように、
圧延前に圧延機の圧下位置の設定値を決定する制御方式
の全体構成図である。ただし第３図中には、制御対象と
なる圧延機及び被圧延材は図示していない。
第３図及び第４図に示す。第３図は、熱間圧延の仕上タ
ンデム圧延機における圧延機のセットアンプ制御、つま
り被圧延材の圧延後の寸法仕様が目標値となるように、
圧延前に圧延機の圧下位置の設定値を決定する制御方式
の全体構成図である。ただし第３図中には、制御対象と
なる圧延機及び被圧延材は図示していない。
同図において、圧延スケジュール決定装置１は、仕上タ
ンデム圧延機の１スタンド入側における材料板厚Ｈ＋、
ｌ１ｌ＝度Ｔ。、及び、最終スタンド（通常６〜７スタ
ンドの圧延後の材料板厚目標値ｈｆ。
ンデム圧延機の１スタンド入側における材料板厚Ｈ＋、
ｌ１ｌ＝度Ｔ。、及び、最終スタンド（通常６〜７スタ
ンドの圧延後の材料板厚目標値ｈｆ。
温度Ｔｙ等の圧延仕様■。を入力し、仕上タンデム圧延
機内での各スタンドの圧延スケジュールＩｓｋ決定する
。各スタンドの圧延スケジュール■、として決定するデ
ータは、各スタンドに於る圧延後の板厚ｈＩ、圧延温度
Ｔ＋、圧延速度ｖＩ等があり、さらに各スタンドの板厚
ｈｉ、圧延速度■１より各スタンドの対数歪εｌ、歪速
度εｖｌ（１４） を決定する。これら名項目の決定方法については、多数
の公知例があるのと１本発明の本質には関係ないのでこ
こでは省略する。
機内での各スタンドの圧延スケジュールＩｓｋ決定する
。各スタンドの圧延スケジュール■、として決定するデ
ータは、各スタンドに於る圧延後の板厚ｈＩ、圧延温度
Ｔ＋、圧延速度ｖＩ等があり、さらに各スタンドの板厚
ｈｉ、圧延速度■１より各スタンドの対数歪εｌ、歪速
度εｖｌ（１４） を決定する。これら名項目の決定方法については、多数
の公知例があるのと１本発明の本質には関係ないのでこ
こでは省略する。
本発明の特徴とする変形抵抗子ｄ４１１装置ｆ ２ ｒ
ｊ 、出処スケジュール決定装置１で得られた圧延温度
Ｉｌｌ 、、対数歪εｉ、歪速度εｖＩｋ入力して、各
ｉスタンドの変形抵抗を式（１０）にもとづいて決定す
る。
ｊ 、出処スケジュール決定装置１で得られた圧延温度
Ｉｌｌ 、、対数歪εｉ、歪速度εｖＩｋ入力して、各
ｉスタンドの変形抵抗を式（１０）にもとづいて決定す
る。
その詳細な決定方法のフローチャートを第４図に示す。
第４図に於て、ブロック１００では％ますＡ３変態点以
下の温度で圧延１７た被圧砥材の歪の累積合計ε、金零
に初期設定する。これは、一般に仕上タンデム圧延機の
入側における被圧延材の温度が、被圧延材の仕上タンデ
ム圧延機入側に至るまでの加工籍歴による残留応力が残
らないだけ十分に高温であるためである。次いでブロッ
ク１０１で目、前述した式（Ｉ窃に従って変形抵抗に−
ｔ ’Ｅ算出し、出力する。ブロック１０２では、被圧
延材の圧延温度Ｔ１ を判定し、圧延温度Ｔ、がＡ３変
態点の温度Ｔム、以下の温度であれば、今回の圧延に（
１５） − よる加工硬化が次スタンドの変形抵抗に影Ｉｖヲ与える
としてブロック１０３で歪の累積ε１に６１を加算する
。Ｔ ｒ ＞ Ｔ＊、ｓであればステップ１０３は通ら
ずにブロック１０４ヘジヤンプする。ブロック１０４で
は、スタンド番号ｉが蟻終スタンドＩ□Ｘを示していれ
ば終了し、そうでなければｉを１ふやしてステップ１０
１へ戻る。
下の温度で圧延１７た被圧砥材の歪の累積合計ε、金零
に初期設定する。これは、一般に仕上タンデム圧延機の
入側における被圧延材の温度が、被圧延材の仕上タンデ
ム圧延機入側に至るまでの加工籍歴による残留応力が残
らないだけ十分に高温であるためである。次いでブロッ
ク１０１で目、前述した式（Ｉ窃に従って変形抵抗に−
ｔ ’Ｅ算出し、出力する。ブロック１０２では、被圧
延材の圧延温度Ｔ１ を判定し、圧延温度Ｔ、がＡ３変
態点の温度Ｔム、以下の温度であれば、今回の圧延に（
１５） − よる加工硬化が次スタンドの変形抵抗に影Ｉｖヲ与える
としてブロック１０３で歪の累積ε１に６１を加算する
。Ｔ ｒ ＞ Ｔ＊、ｓであればステップ１０３は通ら
ずにブロック１０４ヘジヤンプする。ブロック１０４で
は、スタンド番号ｉが蟻終スタンドＩ□Ｘを示していれ
ば終了し、そうでなければｉを１ふやしてステップ１０
１へ戻る。
以上のようにして変形抵抗予測装置２で計算された変形
抵抗に４．は、第３図の圧下位置設定決定装置３に入力
される。圧下位置設定決定装置３は。
抵抗に４．は、第３図の圧下位置設定決定装置３に入力
される。圧下位置設定決定装置３は。
まず圧延荷重Ｐ＋に公知の５１ｍ５の式％式％
で算出し、更に公知のゲージメータ一式で圧延機の圧下
位置ＳＬを次式により計算する；Ｓ 凰 ＝ ｈ 烏
−Ｐ皇 ／ Ｋ Ｉ
・・・・・・・・・０１（）ここでに＋は、各スタンド
１のミル定数である。
位置ＳＬを次式により計算する；Ｓ 凰 ＝ ｈ 烏
−Ｐ皇 ／ Ｋ Ｉ
・・・・・・・・・０１（）ここでに＋は、各スタンド
１のミル定数である。
以上により決定された。各圧延機の圧下位置ＳＬは図示
しない各圧延機に設定され、被圧延材の圧延前に、圧延
後の被圧延材の板厚が目標値となるように圧延機をセッ
トするセットアツプ制御（１６） が完了する。
しない各圧延機に設定され、被圧延材の圧延前に、圧延
後の被圧延材の板厚が目標値となるように圧延機をセッ
トするセットアツプ制御（１６） が完了する。
以上の説明から明らかなように１本発明によれば、高速
及び省エネ等を目的とした低温仕上圧延を含む熱間圧延
に対しても、変形抵抗を従来より正確にかつ実用的な方
法で予測することが可能となり、圧延の仕上精度を向上
させることができるという効果がある。
及び省エネ等を目的とした低温仕上圧延を含む熱間圧延
に対しても、変形抵抗を従来より正確にかつ実用的な方
法で予測することが可能となり、圧延の仕上精度を向上
させることができるという効果がある。
第１図は鉄の変形抵抗と温度の相関関係を示す図、第２
図は従来方式においての変形抵抗の計算値と実際の熱間
圧延における変形抵抗の実績値の比較を示す図、第３図
は本発明の実施例を示す概略ブロック図、第４図は本発
明の特徴とする変形抵抗算出方法を示すフローチャート
である。 １・・・圧延スケジュール決定装置、２・・・変形抵抗
予測装置、３・・・圧延機圧下位置設定決定装置。 代理人 弁理士 秋本正実 （１７） 第１図 第 ３ ロ ー２８− 慄ｑ図
図は従来方式においての変形抵抗の計算値と実際の熱間
圧延における変形抵抗の実績値の比較を示す図、第３図
は本発明の実施例を示す概略ブロック図、第４図は本発
明の特徴とする変形抵抗算出方法を示すフローチャート
である。 １・・・圧延スケジュール決定装置、２・・・変形抵抗
予測装置、３・・・圧延機圧下位置設定決定装置。 代理人 弁理士 秋本正実 （１７） 第１図 第 ３ ロ ー２８− 慄ｑ図
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、複数段の圧延スタンドから成る熱間圧延機の各スタ
ンドに於る圧延荷重を被圧延材の変形抵抗の予測値から
算出して板厚制御を行う熱間圧延機の板厚制御方法にし
て、上記各スタンドに於る圧延温度が予め定められた境
界温度より高い場合には当該スタンドより後段の上記変
形抵抗の予測を上記当該スタンドでの圧延による残留応
力を無視して行い、上記圧延温度が上記境界温度より低
い場合には当該スタンドより後段のスタンドに於る上記
変形抵抗の予測を上記当該スタンドでの圧延による残留
応力の影＊＊加味して行うようにしたことを特徴とする
熱間圧延機の板厚制御方法。 ２、 前記変形抵抗を前記残留応力を加味して予測する
方法を、当該スタンドより前に行われた前記境界温度よ
り低い温度での各圧延時の被圧延材の対数歪の和のべき
乗に比例する量によって、上記残留応力を無視した時の
変形抵抗の予測値を修正、するようにしたことを特徴と
する特許請求の範囲・沌１項記載の熱間圧延機の板厚制
御方法。 ３、前記境界温度を、被圧延材の組成がγ相である温度
範囲の下限の温度に設定したことを特徴とする特許請求
の範囲第１項記載の熱間圧延機の板厚制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56198410A JPS58100907A (ja) | 1981-12-11 | 1981-12-11 | 熱間圧延機の板厚制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56198410A JPS58100907A (ja) | 1981-12-11 | 1981-12-11 | 熱間圧延機の板厚制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58100907A true JPS58100907A (ja) | 1983-06-15 |
| JPS6323848B2 JPS6323848B2 (ja) | 1988-05-18 |
Family
ID=16390656
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56198410A Granted JPS58100907A (ja) | 1981-12-11 | 1981-12-11 | 熱間圧延機の板厚制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58100907A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61269912A (ja) * | 1985-05-27 | 1986-11-29 | Kawasaki Steel Corp | 鋼板の冷間圧延におけるロ−ル間隙設定方法 |
| US5086399A (en) * | 1988-09-20 | 1992-02-04 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Method and apparatus for setting-up rolling mill roll gaps |
| CN104985004A (zh) * | 2015-07-08 | 2015-10-21 | 燕山大学 | 一种冷轧带材残余应力的预报方法 |
| CN107657129A (zh) * | 2017-10-17 | 2018-02-02 | 西北工业大学 | 基于装夹力监测的薄壁件残余应力变形感知预测方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2548452B2 (ja) * | 1990-11-13 | 1996-10-30 | 松下電器産業株式会社 | 機器ケースの壁掛け装置 |
-
1981
- 1981-12-11 JP JP56198410A patent/JPS58100907A/ja active Granted
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61269912A (ja) * | 1985-05-27 | 1986-11-29 | Kawasaki Steel Corp | 鋼板の冷間圧延におけるロ−ル間隙設定方法 |
| JPH0342125B2 (ja) * | 1985-05-27 | 1991-06-26 | ||
| US5086399A (en) * | 1988-09-20 | 1992-02-04 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Method and apparatus for setting-up rolling mill roll gaps |
| CN104985004A (zh) * | 2015-07-08 | 2015-10-21 | 燕山大学 | 一种冷轧带材残余应力的预报方法 |
| CN107657129A (zh) * | 2017-10-17 | 2018-02-02 | 西北工业大学 | 基于装夹力监测的薄壁件残余应力变形感知预测方法 |
| CN107657129B (zh) * | 2017-10-17 | 2019-12-20 | 西北工业大学 | 基于装夹力监测的薄壁件残余应力变形感知预测方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6323848B2 (ja) | 1988-05-18 |
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