JPS58122106A - 厚板圧延方法 - Google Patents
厚板圧延方法Info
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- JPS58122106A JPS58122106A JP467182A JP467182A JPS58122106A JP S58122106 A JPS58122106 A JP S58122106A JP 467182 A JP467182 A JP 467182A JP 467182 A JP467182 A JP 467182A JP S58122106 A JPS58122106 A JP S58122106A
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- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/38—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling sheets of limited length, e.g. folded sheets, superimposed sheets, pack rolling
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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】
この発明は、厚板の圧延方法に関し、特に最終成品の平
面形状を可及的に矩形に近すけサイドスクラップ量、ト
ップ及びボトムクロップ量の少ない高歩留シ圧延を可能
とする厚板圧延方法に係るものである。 通常の厚板圧延は、第１図に示す如く、加熱炉よシ抽出
したスラブ（１１を先ずＤＢＴパスと称するスラブ長手
方向の水平圧延に通して長手方向の厚みの変化の少ない
圧延材（２）に形成し、次いでこの圧延材（２）を圧延
材の軸方向←に対し水平面内で９００転回して幅出し水
平圧延を行ない、さらに幅出し後の圧延材（３）を再び
９０°転回して仕上厚みとなるまで水平圧延を行ない、
最終成品（４）を完成する。 ところで、−上記圧延工程を経た最終成品（４）の形状
が完全な矩形状であれば、その全長と全幅から有効に製
品数シすることができるのであるが、実際にはスラブｆ
ｉｌを前記ＤＢＴパスに通した後の圧延材（２）は第２
図に示す如く四隅に幅張出しΔＷが生じ、トップとボト
ムにり・ロッゾΔＬが生じ鼓形の平面形状となる。 上記幅張出しくΔＷ）とクロップ（ΔＬ）は次段の幅出
し圧延、水平圧延によってさらに延伸され、拡幅された
状態で仕上圧延後の最終成品に残され、最終成品の平面
形状は矩形とならない。この場合、幅出し比（成品幅／
スラブ幅）が小さいと最終成品の平面形状は第３図の４
ａ、 ４ｃに示すように舌状のクロップ形状と鼓状の幅
精度不良を生じ、一方幅出し比が大きい場合は４ｂ、
４ｄに示すようにフィッシュテール状のクロップ形状と
太鼓状の幅精度不良を生じる結果となる。 このような最終成品の平面形状不良は製品数シの際スク
ラップ量を増加し、歩留シの著るしい低下をきたすため
、従来よ構成品の平面形状を可及的に矩形形状に近ずけ
る種々の対策が構じられてきた。 その最も有効な対策の一つに、エツヂング圧延すなわち
厚板圧延工程途中でエッヂや（竪形ロール）を用い、圧
延材側面部に圧下をかけて圧延材の平面形状を矯正する
方法がある。 第４図は上記エツヂング圧延による圧延材平面形状の制
御例を示したもので、スラブ（＋）をＤＢＴ ノ：スし
た後、前記幅張出しくΔＷ）とクロップ（ル）を生じて
鼓状になった圧延材（２）を水平面内で９０°転回した
後エツヂャロール（５１（５’ｌで幅方向両側面をエツ
ヂング圧延し、（Ｃ方向エツヂング圧延と称する）、こ
れによって圧延材（２）の幅張出し量ΔＷを大きくする
。この圧延材（２）は次に水平幅出し圧延を受けて圧延
材（３）となるが、この状態では四隅の幅張出しくΔＷ
）が大きくなっているから、この圧延材（３）をさらに
水平面内で９０°転回させ、すなわち圧延材（３）の長
手方向をスラブ＋１）の長手方向に一致させテエツチャ
ロール（５１＋５’）で再度エツヂング圧延ヲ行ない（
Ｌ方向エツヂング圧延と称する）、前記の大きな幅張出
しくΔＷ）を先後方向にメタルフローさせて長手方向両
側・面のクロップ形状を矯正する。 次で圧延材（３）は仕上水平圧延に通されて仕上厚の成
品（４）となるのであるが、このようにして水平圧延工
程の途中でエツヂング圧延を行ない、圧延材トップ、ボ
トムのクロップ（ΔＬ）及び四隅の幅張出しくΔＷ）を
矯正しておけば、仕上圧延後の成品（４）の幅張出し量
（ΔＷ′）、クロップ長（ル′）を共に小さく矩形度の
高い平面形状とすることが可能である。 しかしながら、この場合問題は与えられた厚板圧延条件
（スラブ寸法、成品寸法、幅出し圧延前圧下量等）に対
してエツヂング条件、すなわちエツヂング圧延のタイミ
ングとエツチング量（幅圧下量）をどのように決めれば
仕上圧延後の成品の平面形状を最も矩形度の高い形状に
なし得るかという点である。これを従来は作業員の経験
的な勘によってエツヂング条件を決定していたため必ず
しも最適なエツチング量とはならず、結果的にエツヂン
グ圧延効果の少ない幅精度不良の成品形状となることが
多かった。 本発明は上記実状に鑑み行なわれたもので、所定の厚板
圧延条件に対する最適エツヂング条件を数値的に求める
方法を提供することによって容易に仕上最終成品の平面
形状精度を高め厚板圧延の歩留シを向上さすことを目的
とするものである。 本発明者等は、上記最適エツヂング条件を求めるために
は、与えられた圧延条件と任意に定めたエツヂング条件
とで厚板圧延した場合の最終成品がどのような形状にな
るかを数値的に予測することができれば、この予測最終
成品形状を望む最終成品形状と比較し、一致していなけ
れば頭初の任意エツヂング条件を修正して予測しなおし
、予測最終成品形状と担った最終成品形状とが一致した
時点を最適エツヂング条件として求め得ることができる
と判断し、前記所定の圧延条件と任意のエツヂング条件
とで厚板圧延した場合の最終成品形状を如何にして予測
するかを検討した。 そして、本発明者等は先ず、最終成品の平面形状が最終
成品に見られる四隅の幅張出しの量（ΔＷ）とトップ、
ボトムのクロップの長さくル）とによって鼓状あるいは
太鼓状等の一般的評価を下すことが可能な点に着目して
圧延工程における圧延材の平面形状の変化をその幅張出
し量（ａＷ）とクロップ長（ル）の変化としてとらえ、
実機圧延材の測定とミニチュア鉛スラブを用いたモデル
圧延テストを行なって圧延材の幅張出し量（以下単にΔ
Ｗと記す）とクロップ長（以下単にΔＬと記す）の変形
態様を詳細に調査した。その結果、この種のエツヂング
圧延を伴なう厚板圧延における最終成品の平面形状ΔＷ
及びΔＬは第５図Ａに示す如く、矩形断面形状の圧延材
（１）を水平圧延ロール＋６１ ＋６’）で圧延した時
の圧延材（２）への平面形状の変化量ΔＷＡ及びΔＬＡ
を予測するステップと、第５図Ｂに示す如く矩形断面形
状の圧延材（１）をエツヂャロール＋５） （５’）で
エツヂング圧延したときのドツグボーン状に変形した圧
延材（１）を「ドツグボーン殺しパスコと称する盛シ上
シ部のみ圧下する水平圧延（ＨＤパス）に通して平面に
ならした後の圧延材（３）のΔＷ１とΔＬ１を予測する
ステップとに分けて、上記ステップＡにおける圧延材の
ΔＷＡ及びΔＬＡを予測する算式と、ステップＢにおけ
る圧延材（３）のΔＷ及びΔＬを予測する算式をつくっ
て該ステップＡの算式で出した数値とステップＢの算式
で出した数値とを圧延工程に従って重ね合せてゆくこと
によって最終平面形状を精度よく予測できることを確か
めた。 なお、第５図のステップＡの場合、水平圧延前の圧延材
の平面形状が矩形である（ΔＷ二ΔＬ二〇）としたが、
よシ一般的には圧延前の平面形状は矩形でない（ΔＷ＼
０．ΔＬ″ｘｅＯ）ので、この場合はｊＷルの圧延前後
の変化量１ＷＡ１ ΔＬＡを予測する等式を用いて水
平圧延後のΔＷ１ΔＬを予測してもよい。 第６図は、上記の予測に関する鉛ミニチュアスラブを用
いたモデル圧延実験での検討例を示したもので、厚さ２
０１１ｍ、幅１５０ｆｆ、長さ１５０ｆｌの鉛ミニチュ
アスラブヲロール直径１００１１１のモデルエツヂャミ
ルとワークロール直径１０５朋のモデル水平ミルで圧延
した場合である。図中、ケースＡはスラブをエツヂング
圧延（Ｖパス）して、さらにドツグボーン殺しパス（Ｈ
Ｄパス）を行なった後、水平圧延（Ｈパス）に通したＶ
−Ｈ両圧延後のスラブ長手方向の平面形状変化を元のス
ラブを基準として示したものである。 一方ケースＢは上記ケースＡのうち、ドツグボーン殺し
パス（ＨＤパス）を省略した場合のＶ−Ｈ両圧延後の圧
延材の形状を前記同様に示したもので、通常の圧延に相
当する場合である。エッヂング圧延（■パス）は往復の
２パスで、各パス２Ｍの幅圧下を行ない、その後の水平
圧延（Ｈパス）の圧下量は２ｆｆとした。 ケースＡとケースＢの■・Ｈ両圧延後の幅変化形状につ
いてみると若干の相違がみられるが、この程度の相違は
側面でのまくれ込み（ダブルパルシング）形状の違いで
生じたものであシ、例えば長手方向中央に対する先、後
端の幅偏差（ΔＷに相当する）については、ケースＡと
ケースＢは略々一致している。 また、Ｖ−Ｈ両圧延後の先・後端クロップ長さについて
もケースＡとケースＢは略々一致している。この実験デ
ータによシ通常のＶ−Ｈ後の圧延材の形状はドツグボー
ン殺しパス（ＨＤパス）後の平面にならした圧延材の形
状に、水平圧延（Ｈパス）での圧延材の形状の変化量が
重なっていると見ることができることを示しておシ、こ
の事実よシ水平圧延（Ｈパス）時の圧延材の平面形状変
化量（ΔＷＡ１ΔＬＡ ）を予測する前記ステップＡの
算式とエツヂフグ圧延前の圧延材の平面形状（ΔＷ。 ΔＬｏ）を基準としてエツヂング圧延（■パス）及びド
ツグボーン殺しパス（ＨＤパス）後の圧延材の平面形状
（ΔＷ１、ΔＬｔ）を予測する前記ステップＢの算式と
を重ね合せて最終成品の平面形状（Δ臀ΔＬｐ）を予測
することが可能であシ、また最終成品の平面形状（ΔＷ
Ｆ１ ΔＬＦ）が予測できれば、該最終成品の平面形状
を希望通シの矩形平面形状とするに必要な最適エツヂン
グ条件（圧下量及びタイミング）をステップＡを予測す
る算式とステップＢを予測する算式から求め得るといえ
る。 すなわち、本発明は、水平ロールによる圧延工程途中で
、竪形ロールにより圧延材幅方向側面及び長手方向側面
のエツヂング圧延を行なう厚板圧延において、矩形断面
圧延材を水平圧延したときの圧延材の幅張出し量の変化
量ΔＷＡとクロップ長の変化量ΔＬＡの数値を算式によ
シ予測し、一方エツヂング圧延したときの盛シ上シ部の
みを平面にならす水平圧延をしたときの圧延材の幅張出
し量ΔＷ１とクロップ長ΔＬｌの数値を算式によシ予測
し、前記ΔＷＡ１ΔＬＡを予測する前者の算式と前記Δ
Ｗ１ΔＬ１全１ΔＬる後者の算式を重合して最終成品の
幅張出し量ΔＷＦ及びクロップ長ｊＬ、を予測し、該Δ
ＷＦ、ΔＬＦの予測値が担い最終成品の幅張出し量ΔＷ
ｏ及びクロップ長ΔＬｏとなるような最適エツヂング条
件を求め、該最適エツヂング条件で圧延することを要旨
とする厚板圧延方法である。 ここで、上記水平圧延時の圧延材の幅張出し量の変化量
ΔＷＡ及びクロップ長の変化量ΔＬＡの数値を予測する
算式の一例を下記に示す。 圧延パスのトップ側について ０．４２８ ΔＷＡ（Ｔ）＝６．１−］”Ｔ 、−（ｈｏ／Ｒ）
（１）ΔＬＡ（Ｔ）＝２．２３ｔｈ！！−・ｒ
Ｔ””（Ｗｏ／Ｒ）”” （２）圧延パスのボトム側
について ａ６８９ ０．４７１ΔＷＡＯ３）
＝ ８．２２ ｒＴ ・（ｈｏ／Ｒ）
（３：）ルーＣＢ）＝９．０２・＝ｒＴ””（ｈｏ／Ｒ
） ・（ｗ、４ｏＯ，１７２〔４〕 但、ｒＴはスラブ厚り。から今求めようとしている水平
パス出側の厚板りまでの全圧下率、Ｗｏはスラブ幅、Ｒ
は水平ローＮ半径を示し、単位は全てｎなお、上記式〔
１〕〜〔４〕はいずれも１／１０縮尺の鉛モデル圧延材
に相当する式である。 次に、エツヂング圧延したときのドツグボーン殺しパス
後の圧延材の幅張出し量ΔＷ１及びクロップ長ΔＬ０を
、上記〔１〕〜〔４〕式で求めたエツヂフグ圧延前の圧
延材の幅張出し量ΔＷｏ及びクロップ長ＪＬｏを基準と
して予測する算式の一例とその導き方を以下に示す。 なお、以下で求めるｊＷｌ及びΔＬ１はいずれもトップ
、ボトムの平均値で表わすこととする。 最初に鉛ミニチュアスラブを用いたモデル圧延テストを
行ないΔＷ１の予測式を導いた。 モデル圧延テストの条件は、実機１／１０縮尺を想定し
、鉛ミニチュアスラブの寸法は厚さ１０〜２０１１１１
幅１５０〜３２０ＩＩｗ１長さ１５０〜１９０ｆｆであ
り、エツヂャはロール直径１００ｕのモデルエツヂャ、
ドツグボーン殺しパスに使用する水平圧延機はワークロ
ール直径１０５ｆｆのモデル水平ミルである。 手順は先ずスラブを１パスあたり１〜３ｆｆの幅圧下量
で往復２パスのエツヂング圧延（■パス）後、ドツグボ
ーン殺しパス（ＨＤパス）を行なって、その平面形状を
測定した。 また、スラブを水平面内で９０°転回した時のＶ・ＨＤ
パス後の平面形状も上記同様にして測定した。 この両者の場合の幅張出し量ΔＷ１（財）（トップ、ボ
トムΔＷの平均値）とＶ圧延往復パスでの合計圧下量（
ΣΔＶ）との関係を示したのが第７図である。 同図にみる如く、ｖ−ＨＤパス後の圧延材の幅張出し量
ΔＷｌ（Ｍ）は、エツヂング圧延（Ｖパス）前の幅張出
し量ΔＷｏ（９）（トップ、ボトム平均値）によらず下
式で求めることが可能である。 α７ ΔＷ１（社）ニー１．２（ΣΔＶ） （５〕
ここで、Ｖ−ＨＤパス前の幅張出し量ΔＷｏと上記式〔
５〕で求まるｖ−ＨＤパス後の幅張出し量ΔＷ１から■
・ＨＤパスにおけるΔＷの変化量δΔＷを下式で定義す
る。 δΔＷ＝ΔＷ１−ΔＷｏ〔６〕 同様に■・ＨＤパスにおけるΔＬの変化量δΔＬを次式
で定義する。 δΔＬ＝ΔＬｌ−ΔＬ ｏ（７） このδΔＷとδΔＬの関係を前記モデル圧延のデータに
つきプロットしたのが第８図である。 同図において、例えばｖ−ＨＤノζス前の圧延材の形状
が・印で示す矩形形状の場合はδΔＷとδルの関係は略
々一つの直線上にのる。 ■・ＨＤパス前の形状によりこの直線の傾きは変るが■
・ＨＤパス前の形状が矩形以外の場合、例えば１１０、
Δ印で示す太鼓形状や○印で示す鼓形状の場合であって
も、いずれも略々一つの直線上にのるようである。この
事実からδΔＷとδルの比率をαとして下式で定義する
。 −ｈ児 〔８〕 α−δΔＬ このαと■・ＨＤパス前の幅張出し量ΔＷ０の関係を、
第８図のデータに基づいてプロットしたものが第９図で
ある。同図に見る如く、αは下式で与えられる。 α＝ ０．３ （ΔＷｏ＋５．３５） 〔９〕０
．４８２ この点に関し、若干考察を行なった。 すなわち、第１０図において、△ｂｄｃをエツヂング圧
延（Ｖパス）での非定常変形域と定義し、該△ｂｄｃが
■・ＨＤパス後に△ｂｅｃに変形すると考えると、Ｖ−
ＨＤパスによって生じるコーナの軌跡ｄｅは先に定義し
た非定常変形域△ｂｄｃの一辺ｂｃと平行になる。 また、この非定常変形域の長さ田と幅πの比率がエツヂ
フグ圧延前の幅張出し量ΔＷｏによって変化することが
らｄｅの軌跡の角度はΔＷｏによって変わるということ
がいえる。 いずれにしろαが式〔９〕で求まれば、■・ＨＤパスに
おけるΔＬの変化量δΔＬは式〔８〕よシΔＷの変化量
δΔＷを用いて下記の如く求まる。 δル＝δΔＷ／α 〔８′〕 一方、■・ＨＤパス前のクロップ長ΔＬｏはすでに求め
られている訳であるから、ｖ−ＨＤパス後のクロップ長
ル、−下記の如く求めることができる。 ル、ニル０＋δル 〔ゲ〕 このように、前記式（ＩＯ２）で求まるΔＷＡと前記式
〔５〕で求まるΔＷ１とを圧延工程に従って重合してゆ
くことによって最終成品の幅張出し量ΔＷＦを予測する
ことができ、また前記式（２Ｘ４）で求まるΔＬＡと最
終的に前記式〔７〕で求まるΔＬ１とを圧延工程に従っ
て交互に重合してゆくことによって最終成品のクロップ
長ΔＬＦを予測することができる。 なお、ΔＷの変化量、ΔＬの変化量を夫々重合してゆく
際に、途中で水平面内での圧延材の９０°転回が入る場
合、すなわち幅出し圧延時及びＣ方向り方向エツヂング
圧延時は、この点を考慮して転回前のΔＷに転回後ΔＬ
の変化を加えること等が必要である。 次に最適エツヂング条件を求めるまでのプロセスを第１
１図の７０−チャートに従って説明する。 先ず、演算器に圧延条件（スラブ寸法、成品寸法と幅出
し圧延開始までの圧下量、水平ロール半径等）を読込み
、エツヂング条件（エツチングのタイミングと圧下量）
を任意に仮定し、Ｈパス後の前記ΔＷＡとΔＬＡ１ｖ−
ＨＤパス後のΔＷ１とΔＬ１ｔ−求める。次にこれらの
数値を前記した如く圧延工程に従って重ね合わせてゆき
、最終成品形状での幅張出し量とクロップ長（ΔＷＦ１
ΔＬｐ ） ｋ予−測する。 求めた（ΔＷＦ１ ΔＬｐ）を担い最終成品形状（ΔＷ
。 ΔＬｃ）と比較して両者が一致するか否かを判定し、も
し一致していなければ頭初のエッヂング条件を修正して
一致するまで最終成品形状の予測計算を繰シ返す。（Δ
ＷＦ１ ΔＬｐ）と（ΔＷｃ１ ΔＬｃ）とが一致した
蒔のエツヂング条件がすなわち所定の圧延条件に対する
最適エッヂング条件となる。 なお、エツヂング条件を決定する際、そのエッヂング条
件がエツヂャに許容される最大荷重、最大トルクを越さ
ないようにする点、また圧延材の座屈を生じない範囲の
幅圧下量とする点等に注意する必要があシ、必ずしも全
ての圧延条件について担い通シの成品形状を実現するこ
とは不可能であるが、担い形状に最も近い成品形状とす
ることは可能である。 次に実施例について記載する。 実機寸法の１／１０縮尺を想定した前記鉛モデル圧延の
例について、前記Ｈパス後のΔＷＡ１ ΔＬＡを予測
する式（ＩＸ２Ｘ３Ｘ４）とＶ−Ｈ，パス後ノΔＷ１、
ΔＬ１を予測する式（５Ｘ６Ｘ７Ｘ８Ｘ９Ｘ８Ｘ７）を
用い、第１１図のフローチャートに従ってエツヂング条
件の最適値を求めた。 鉛ミニチュアスラブの寸法は、２４．５ｆｆ厚、２１０
鱈幅、２３０ｆｆ長さで、成品寸法は１．６ｆｆ厚、２
５２ｆ１幅、２，９３５ｆｆ長さであシ、幅出し圧延開
始までの圧下量は０すなわちスラブを直ちに幅出し圧延
することとした。 最終成品の担い形状としては、クロップ形状を若干のフ
ィッシュテール形状、幅張出し量を若干の幅張出しとし
た。 この場合、前述の最終成品形状を予測するための式〔１
〕〜（９Ｘ８Ｘ７）を用いて求めた最適エッヂング条件
は、幅出し圧延前のＣ方向エツヂングとして全幅圧下量
（各パスの幅圧下量の合計）が７．７ｕ１幅出し圧延後
のし方向エツチングとして全幅圧下量が２．２ｆｆであ
った。 この数値に基づきモデル圧延テストを実施した結果を第
１２図に示す。 同図は、スラブから最終成品に致ろ過程のクロップ量Δ
Ｌと幅張出し量ΔＷの変化をいずれもし１Ｃ方向の圧下
比で除した値π、贋で示したもので、図中（７）はモデ
ル圧延テストによって求めた最終成品の実測平面形状で
あシ、担い通シの若干幅張出し及び若干フィッシュテー
ル状のクロップ形状となっている。 一方、図中（８）は前記予測式〔１〕〜〔９〕〔ｄ〕〔
ゲ〕を用いて算出した最終成品の予測平面形状であるが
、該予測平面形状（８）と上記実測平面形状（７）とは
圧延途中の形状変形過程も含めてよく一致している。 このことから、本発明者等の考えた前述の最終成品形状
を予測する方法と最適エツジング量とタイミングを決定
する方法は轟を得たものであるということができる。 以上説明した通シ、本発明は水平圧延後の圧延材の平面
形状変化を予測する場合の算式とエッヂング圧延したと
きのドツグボーン殺しパス後の圧延材の平面形状を予測
する場合の算式とによって与えられた圧延条件と任意の
エッヂング条件とで圧延されるスラブの最終成品形状を
精度よく予測できるようにしたから、所望の最終成品形
状を得るに必要な最適エツヂング条件を知ることが可能
となシ、厚板圧延の歩留シを飛躍的に向上さす優れた効
果を有するものである。
面形状を可及的に矩形に近すけサイドスクラップ量、ト
ップ及びボトムクロップ量の少ない高歩留シ圧延を可能
とする厚板圧延方法に係るものである。 通常の厚板圧延は、第１図に示す如く、加熱炉よシ抽出
したスラブ（１１を先ずＤＢＴパスと称するスラブ長手
方向の水平圧延に通して長手方向の厚みの変化の少ない
圧延材（２）に形成し、次いでこの圧延材（２）を圧延
材の軸方向←に対し水平面内で９００転回して幅出し水
平圧延を行ない、さらに幅出し後の圧延材（３）を再び
９０°転回して仕上厚みとなるまで水平圧延を行ない、
最終成品（４）を完成する。 ところで、−上記圧延工程を経た最終成品（４）の形状
が完全な矩形状であれば、その全長と全幅から有効に製
品数シすることができるのであるが、実際にはスラブｆ
ｉｌを前記ＤＢＴパスに通した後の圧延材（２）は第２
図に示す如く四隅に幅張出しΔＷが生じ、トップとボト
ムにり・ロッゾΔＬが生じ鼓形の平面形状となる。 上記幅張出しくΔＷ）とクロップ（ΔＬ）は次段の幅出
し圧延、水平圧延によってさらに延伸され、拡幅された
状態で仕上圧延後の最終成品に残され、最終成品の平面
形状は矩形とならない。この場合、幅出し比（成品幅／
スラブ幅）が小さいと最終成品の平面形状は第３図の４
ａ、 ４ｃに示すように舌状のクロップ形状と鼓状の幅
精度不良を生じ、一方幅出し比が大きい場合は４ｂ、
４ｄに示すようにフィッシュテール状のクロップ形状と
太鼓状の幅精度不良を生じる結果となる。 このような最終成品の平面形状不良は製品数シの際スク
ラップ量を増加し、歩留シの著るしい低下をきたすため
、従来よ構成品の平面形状を可及的に矩形形状に近ずけ
る種々の対策が構じられてきた。 その最も有効な対策の一つに、エツヂング圧延すなわち
厚板圧延工程途中でエッヂや（竪形ロール）を用い、圧
延材側面部に圧下をかけて圧延材の平面形状を矯正する
方法がある。 第４図は上記エツヂング圧延による圧延材平面形状の制
御例を示したもので、スラブ（＋）をＤＢＴ ノ：スし
た後、前記幅張出しくΔＷ）とクロップ（ル）を生じて
鼓状になった圧延材（２）を水平面内で９０°転回した
後エツヂャロール（５１（５’ｌで幅方向両側面をエツ
ヂング圧延し、（Ｃ方向エツヂング圧延と称する）、こ
れによって圧延材（２）の幅張出し量ΔＷを大きくする
。この圧延材（２）は次に水平幅出し圧延を受けて圧延
材（３）となるが、この状態では四隅の幅張出しくΔＷ
）が大きくなっているから、この圧延材（３）をさらに
水平面内で９０°転回させ、すなわち圧延材（３）の長
手方向をスラブ＋１）の長手方向に一致させテエツチャ
ロール（５１＋５’）で再度エツヂング圧延ヲ行ない（
Ｌ方向エツヂング圧延と称する）、前記の大きな幅張出
しくΔＷ）を先後方向にメタルフローさせて長手方向両
側・面のクロップ形状を矯正する。 次で圧延材（３）は仕上水平圧延に通されて仕上厚の成
品（４）となるのであるが、このようにして水平圧延工
程の途中でエツヂング圧延を行ない、圧延材トップ、ボ
トムのクロップ（ΔＬ）及び四隅の幅張出しくΔＷ）を
矯正しておけば、仕上圧延後の成品（４）の幅張出し量
（ΔＷ′）、クロップ長（ル′）を共に小さく矩形度の
高い平面形状とすることが可能である。 しかしながら、この場合問題は与えられた厚板圧延条件
（スラブ寸法、成品寸法、幅出し圧延前圧下量等）に対
してエツヂング条件、すなわちエツヂング圧延のタイミ
ングとエツチング量（幅圧下量）をどのように決めれば
仕上圧延後の成品の平面形状を最も矩形度の高い形状に
なし得るかという点である。これを従来は作業員の経験
的な勘によってエツヂング条件を決定していたため必ず
しも最適なエツチング量とはならず、結果的にエツヂン
グ圧延効果の少ない幅精度不良の成品形状となることが
多かった。 本発明は上記実状に鑑み行なわれたもので、所定の厚板
圧延条件に対する最適エツヂング条件を数値的に求める
方法を提供することによって容易に仕上最終成品の平面
形状精度を高め厚板圧延の歩留シを向上さすことを目的
とするものである。 本発明者等は、上記最適エツヂング条件を求めるために
は、与えられた圧延条件と任意に定めたエツヂング条件
とで厚板圧延した場合の最終成品がどのような形状にな
るかを数値的に予測することができれば、この予測最終
成品形状を望む最終成品形状と比較し、一致していなけ
れば頭初の任意エツヂング条件を修正して予測しなおし
、予測最終成品形状と担った最終成品形状とが一致した
時点を最適エツヂング条件として求め得ることができる
と判断し、前記所定の圧延条件と任意のエツヂング条件
とで厚板圧延した場合の最終成品形状を如何にして予測
するかを検討した。 そして、本発明者等は先ず、最終成品の平面形状が最終
成品に見られる四隅の幅張出しの量（ΔＷ）とトップ、
ボトムのクロップの長さくル）とによって鼓状あるいは
太鼓状等の一般的評価を下すことが可能な点に着目して
圧延工程における圧延材の平面形状の変化をその幅張出
し量（ａＷ）とクロップ長（ル）の変化としてとらえ、
実機圧延材の測定とミニチュア鉛スラブを用いたモデル
圧延テストを行なって圧延材の幅張出し量（以下単にΔ
Ｗと記す）とクロップ長（以下単にΔＬと記す）の変形
態様を詳細に調査した。その結果、この種のエツヂング
圧延を伴なう厚板圧延における最終成品の平面形状ΔＷ
及びΔＬは第５図Ａに示す如く、矩形断面形状の圧延材
（１）を水平圧延ロール＋６１ ＋６’）で圧延した時
の圧延材（２）への平面形状の変化量ΔＷＡ及びΔＬＡ
を予測するステップと、第５図Ｂに示す如く矩形断面形
状の圧延材（１）をエツヂャロール＋５） （５’）で
エツヂング圧延したときのドツグボーン状に変形した圧
延材（１）を「ドツグボーン殺しパスコと称する盛シ上
シ部のみ圧下する水平圧延（ＨＤパス）に通して平面に
ならした後の圧延材（３）のΔＷ１とΔＬ１を予測する
ステップとに分けて、上記ステップＡにおける圧延材の
ΔＷＡ及びΔＬＡを予測する算式と、ステップＢにおけ
る圧延材（３）のΔＷ及びΔＬを予測する算式をつくっ
て該ステップＡの算式で出した数値とステップＢの算式
で出した数値とを圧延工程に従って重ね合せてゆくこと
によって最終平面形状を精度よく予測できることを確か
めた。 なお、第５図のステップＡの場合、水平圧延前の圧延材
の平面形状が矩形である（ΔＷ二ΔＬ二〇）としたが、
よシ一般的には圧延前の平面形状は矩形でない（ΔＷ＼
０．ΔＬ″ｘｅＯ）ので、この場合はｊＷルの圧延前後
の変化量１ＷＡ１ ΔＬＡを予測する等式を用いて水
平圧延後のΔＷ１ΔＬを予測してもよい。 第６図は、上記の予測に関する鉛ミニチュアスラブを用
いたモデル圧延実験での検討例を示したもので、厚さ２
０１１ｍ、幅１５０ｆｆ、長さ１５０ｆｌの鉛ミニチュ
アスラブヲロール直径１００１１１のモデルエツヂャミ
ルとワークロール直径１０５朋のモデル水平ミルで圧延
した場合である。図中、ケースＡはスラブをエツヂング
圧延（Ｖパス）して、さらにドツグボーン殺しパス（Ｈ
Ｄパス）を行なった後、水平圧延（Ｈパス）に通したＶ
−Ｈ両圧延後のスラブ長手方向の平面形状変化を元のス
ラブを基準として示したものである。 一方ケースＢは上記ケースＡのうち、ドツグボーン殺し
パス（ＨＤパス）を省略した場合のＶ−Ｈ両圧延後の圧
延材の形状を前記同様に示したもので、通常の圧延に相
当する場合である。エッヂング圧延（■パス）は往復の
２パスで、各パス２Ｍの幅圧下を行ない、その後の水平
圧延（Ｈパス）の圧下量は２ｆｆとした。 ケースＡとケースＢの■・Ｈ両圧延後の幅変化形状につ
いてみると若干の相違がみられるが、この程度の相違は
側面でのまくれ込み（ダブルパルシング）形状の違いで
生じたものであシ、例えば長手方向中央に対する先、後
端の幅偏差（ΔＷに相当する）については、ケースＡと
ケースＢは略々一致している。 また、Ｖ−Ｈ両圧延後の先・後端クロップ長さについて
もケースＡとケースＢは略々一致している。この実験デ
ータによシ通常のＶ−Ｈ後の圧延材の形状はドツグボー
ン殺しパス（ＨＤパス）後の平面にならした圧延材の形
状に、水平圧延（Ｈパス）での圧延材の形状の変化量が
重なっていると見ることができることを示しておシ、こ
の事実よシ水平圧延（Ｈパス）時の圧延材の平面形状変
化量（ΔＷＡ１ΔＬＡ ）を予測する前記ステップＡの
算式とエツヂフグ圧延前の圧延材の平面形状（ΔＷ。 ΔＬｏ）を基準としてエツヂング圧延（■パス）及びド
ツグボーン殺しパス（ＨＤパス）後の圧延材の平面形状
（ΔＷ１、ΔＬｔ）を予測する前記ステップＢの算式と
を重ね合せて最終成品の平面形状（Δ臀ΔＬｐ）を予測
することが可能であシ、また最終成品の平面形状（ΔＷ
Ｆ１ ΔＬＦ）が予測できれば、該最終成品の平面形状
を希望通シの矩形平面形状とするに必要な最適エツヂン
グ条件（圧下量及びタイミング）をステップＡを予測す
る算式とステップＢを予測する算式から求め得るといえ
る。 すなわち、本発明は、水平ロールによる圧延工程途中で
、竪形ロールにより圧延材幅方向側面及び長手方向側面
のエツヂング圧延を行なう厚板圧延において、矩形断面
圧延材を水平圧延したときの圧延材の幅張出し量の変化
量ΔＷＡとクロップ長の変化量ΔＬＡの数値を算式によ
シ予測し、一方エツヂング圧延したときの盛シ上シ部の
みを平面にならす水平圧延をしたときの圧延材の幅張出
し量ΔＷ１とクロップ長ΔＬｌの数値を算式によシ予測
し、前記ΔＷＡ１ΔＬＡを予測する前者の算式と前記Δ
Ｗ１ΔＬ１全１ΔＬる後者の算式を重合して最終成品の
幅張出し量ΔＷＦ及びクロップ長ｊＬ、を予測し、該Δ
ＷＦ、ΔＬＦの予測値が担い最終成品の幅張出し量ΔＷ
ｏ及びクロップ長ΔＬｏとなるような最適エツヂング条
件を求め、該最適エツヂング条件で圧延することを要旨
とする厚板圧延方法である。 ここで、上記水平圧延時の圧延材の幅張出し量の変化量
ΔＷＡ及びクロップ長の変化量ΔＬＡの数値を予測する
算式の一例を下記に示す。 圧延パスのトップ側について ０．４２８ ΔＷＡ（Ｔ）＝６．１−］”Ｔ 、−（ｈｏ／Ｒ）
（１）ΔＬＡ（Ｔ）＝２．２３ｔｈ！！−・ｒ
Ｔ””（Ｗｏ／Ｒ）”” （２）圧延パスのボトム側
について ａ６８９ ０．４７１ΔＷＡＯ３）
＝ ８．２２ ｒＴ ・（ｈｏ／Ｒ）
（３：）ルーＣＢ）＝９．０２・＝ｒＴ””（ｈｏ／Ｒ
） ・（ｗ、４ｏＯ，１７２〔４〕 但、ｒＴはスラブ厚り。から今求めようとしている水平
パス出側の厚板りまでの全圧下率、Ｗｏはスラブ幅、Ｒ
は水平ローＮ半径を示し、単位は全てｎなお、上記式〔
１〕〜〔４〕はいずれも１／１０縮尺の鉛モデル圧延材
に相当する式である。 次に、エツヂング圧延したときのドツグボーン殺しパス
後の圧延材の幅張出し量ΔＷ１及びクロップ長ΔＬ０を
、上記〔１〕〜〔４〕式で求めたエツヂフグ圧延前の圧
延材の幅張出し量ΔＷｏ及びクロップ長ＪＬｏを基準と
して予測する算式の一例とその導き方を以下に示す。 なお、以下で求めるｊＷｌ及びΔＬ１はいずれもトップ
、ボトムの平均値で表わすこととする。 最初に鉛ミニチュアスラブを用いたモデル圧延テストを
行ないΔＷ１の予測式を導いた。 モデル圧延テストの条件は、実機１／１０縮尺を想定し
、鉛ミニチュアスラブの寸法は厚さ１０〜２０１１１１
幅１５０〜３２０ＩＩｗ１長さ１５０〜１９０ｆｆであ
り、エツヂャはロール直径１００ｕのモデルエツヂャ、
ドツグボーン殺しパスに使用する水平圧延機はワークロ
ール直径１０５ｆｆのモデル水平ミルである。 手順は先ずスラブを１パスあたり１〜３ｆｆの幅圧下量
で往復２パスのエツヂング圧延（■パス）後、ドツグボ
ーン殺しパス（ＨＤパス）を行なって、その平面形状を
測定した。 また、スラブを水平面内で９０°転回した時のＶ・ＨＤ
パス後の平面形状も上記同様にして測定した。 この両者の場合の幅張出し量ΔＷ１（財）（トップ、ボ
トムΔＷの平均値）とＶ圧延往復パスでの合計圧下量（
ΣΔＶ）との関係を示したのが第７図である。 同図にみる如く、ｖ−ＨＤパス後の圧延材の幅張出し量
ΔＷｌ（Ｍ）は、エツヂング圧延（Ｖパス）前の幅張出
し量ΔＷｏ（９）（トップ、ボトム平均値）によらず下
式で求めることが可能である。 α７ ΔＷ１（社）ニー１．２（ΣΔＶ） （５〕
ここで、Ｖ−ＨＤパス前の幅張出し量ΔＷｏと上記式〔
５〕で求まるｖ−ＨＤパス後の幅張出し量ΔＷ１から■
・ＨＤパスにおけるΔＷの変化量δΔＷを下式で定義す
る。 δΔＷ＝ΔＷ１−ΔＷｏ〔６〕 同様に■・ＨＤパスにおけるΔＬの変化量δΔＬを次式
で定義する。 δΔＬ＝ΔＬｌ−ΔＬ ｏ（７） このδΔＷとδΔＬの関係を前記モデル圧延のデータに
つきプロットしたのが第８図である。 同図において、例えばｖ−ＨＤノζス前の圧延材の形状
が・印で示す矩形形状の場合はδΔＷとδルの関係は略
々一つの直線上にのる。 ■・ＨＤパス前の形状によりこの直線の傾きは変るが■
・ＨＤパス前の形状が矩形以外の場合、例えば１１０、
Δ印で示す太鼓形状や○印で示す鼓形状の場合であって
も、いずれも略々一つの直線上にのるようである。この
事実からδΔＷとδルの比率をαとして下式で定義する
。 −ｈ児 〔８〕 α−δΔＬ このαと■・ＨＤパス前の幅張出し量ΔＷ０の関係を、
第８図のデータに基づいてプロットしたものが第９図で
ある。同図に見る如く、αは下式で与えられる。 α＝ ０．３ （ΔＷｏ＋５．３５） 〔９〕０
．４８２ この点に関し、若干考察を行なった。 すなわち、第１０図において、△ｂｄｃをエツヂング圧
延（Ｖパス）での非定常変形域と定義し、該△ｂｄｃが
■・ＨＤパス後に△ｂｅｃに変形すると考えると、Ｖ−
ＨＤパスによって生じるコーナの軌跡ｄｅは先に定義し
た非定常変形域△ｂｄｃの一辺ｂｃと平行になる。 また、この非定常変形域の長さ田と幅πの比率がエツヂ
フグ圧延前の幅張出し量ΔＷｏによって変化することが
らｄｅの軌跡の角度はΔＷｏによって変わるということ
がいえる。 いずれにしろαが式〔９〕で求まれば、■・ＨＤパスに
おけるΔＬの変化量δΔＬは式〔８〕よシΔＷの変化量
δΔＷを用いて下記の如く求まる。 δル＝δΔＷ／α 〔８′〕 一方、■・ＨＤパス前のクロップ長ΔＬｏはすでに求め
られている訳であるから、ｖ−ＨＤパス後のクロップ長
ル、−下記の如く求めることができる。 ル、ニル０＋δル 〔ゲ〕 このように、前記式（ＩＯ２）で求まるΔＷＡと前記式
〔５〕で求まるΔＷ１とを圧延工程に従って重合してゆ
くことによって最終成品の幅張出し量ΔＷＦを予測する
ことができ、また前記式（２Ｘ４）で求まるΔＬＡと最
終的に前記式〔７〕で求まるΔＬ１とを圧延工程に従っ
て交互に重合してゆくことによって最終成品のクロップ
長ΔＬＦを予測することができる。 なお、ΔＷの変化量、ΔＬの変化量を夫々重合してゆく
際に、途中で水平面内での圧延材の９０°転回が入る場
合、すなわち幅出し圧延時及びＣ方向り方向エツヂング
圧延時は、この点を考慮して転回前のΔＷに転回後ΔＬ
の変化を加えること等が必要である。 次に最適エツヂング条件を求めるまでのプロセスを第１
１図の７０−チャートに従って説明する。 先ず、演算器に圧延条件（スラブ寸法、成品寸法と幅出
し圧延開始までの圧下量、水平ロール半径等）を読込み
、エツヂング条件（エツチングのタイミングと圧下量）
を任意に仮定し、Ｈパス後の前記ΔＷＡとΔＬＡ１ｖ−
ＨＤパス後のΔＷ１とΔＬ１ｔ−求める。次にこれらの
数値を前記した如く圧延工程に従って重ね合わせてゆき
、最終成品形状での幅張出し量とクロップ長（ΔＷＦ１
ΔＬｐ ） ｋ予−測する。 求めた（ΔＷＦ１ ΔＬｐ）を担い最終成品形状（ΔＷ
。 ΔＬｃ）と比較して両者が一致するか否かを判定し、も
し一致していなければ頭初のエッヂング条件を修正して
一致するまで最終成品形状の予測計算を繰シ返す。（Δ
ＷＦ１ ΔＬｐ）と（ΔＷｃ１ ΔＬｃ）とが一致した
蒔のエツヂング条件がすなわち所定の圧延条件に対する
最適エッヂング条件となる。 なお、エツヂング条件を決定する際、そのエッヂング条
件がエツヂャに許容される最大荷重、最大トルクを越さ
ないようにする点、また圧延材の座屈を生じない範囲の
幅圧下量とする点等に注意する必要があシ、必ずしも全
ての圧延条件について担い通シの成品形状を実現するこ
とは不可能であるが、担い形状に最も近い成品形状とす
ることは可能である。 次に実施例について記載する。 実機寸法の１／１０縮尺を想定した前記鉛モデル圧延の
例について、前記Ｈパス後のΔＷＡ１ ΔＬＡを予測
する式（ＩＸ２Ｘ３Ｘ４）とＶ−Ｈ，パス後ノΔＷ１、
ΔＬ１を予測する式（５Ｘ６Ｘ７Ｘ８Ｘ９Ｘ８Ｘ７）を
用い、第１１図のフローチャートに従ってエツヂング条
件の最適値を求めた。 鉛ミニチュアスラブの寸法は、２４．５ｆｆ厚、２１０
鱈幅、２３０ｆｆ長さで、成品寸法は１．６ｆｆ厚、２
５２ｆ１幅、２，９３５ｆｆ長さであシ、幅出し圧延開
始までの圧下量は０すなわちスラブを直ちに幅出し圧延
することとした。 最終成品の担い形状としては、クロップ形状を若干のフ
ィッシュテール形状、幅張出し量を若干の幅張出しとし
た。 この場合、前述の最終成品形状を予測するための式〔１
〕〜（９Ｘ８Ｘ７）を用いて求めた最適エッヂング条件
は、幅出し圧延前のＣ方向エツヂングとして全幅圧下量
（各パスの幅圧下量の合計）が７．７ｕ１幅出し圧延後
のし方向エツチングとして全幅圧下量が２．２ｆｆであ
った。 この数値に基づきモデル圧延テストを実施した結果を第
１２図に示す。 同図は、スラブから最終成品に致ろ過程のクロップ量Δ
Ｌと幅張出し量ΔＷの変化をいずれもし１Ｃ方向の圧下
比で除した値π、贋で示したもので、図中（７）はモデ
ル圧延テストによって求めた最終成品の実測平面形状で
あシ、担い通シの若干幅張出し及び若干フィッシュテー
ル状のクロップ形状となっている。 一方、図中（８）は前記予測式〔１〕〜〔９〕〔ｄ〕〔
ゲ〕を用いて算出した最終成品の予測平面形状であるが
、該予測平面形状（８）と上記実測平面形状（７）とは
圧延途中の形状変形過程も含めてよく一致している。 このことから、本発明者等の考えた前述の最終成品形状
を予測する方法と最適エツジング量とタイミングを決定
する方法は轟を得たものであるということができる。 以上説明した通シ、本発明は水平圧延後の圧延材の平面
形状変化を予測する場合の算式とエッヂング圧延したと
きのドツグボーン殺しパス後の圧延材の平面形状を予測
する場合の算式とによって与えられた圧延条件と任意の
エッヂング条件とで圧延されるスラブの最終成品形状を
精度よく予測できるようにしたから、所望の最終成品形
状を得るに必要な最適エツヂング条件を知ることが可能
となシ、厚板圧延の歩留シを飛躍的に向上さす優れた効
果を有するものである。
第１図は厚板圧延の概略を示す図、第２図は幅出し圧延
前のスラブ長手方向圧延の際に生じるクロップと幅張出
しを説明する図、第３図は幅出し比の相違による最終成
品のクロップ形状と幅形状の異なシを説明する図、第４
図はエツヂング圧延による平面形状の制御例を示す図、
第５図はエツヂング圧延を伴なう厚板圧延で、平面形状
変化を予測する方法を説明する図、第６図は、第５図の
予測方法の妥当性を鉛モデル圧延で検討した例を示す図
、第７図はｖ−ＨＤパスにおいて生ずる先・後端幅挾量
平均値と■パス往復での合計幅圧下量の関係を示す図、
第８図はδΔＷとδΔＬの関係を示す図、第９図はαと
ΔＷの関係を示す図、第１０図は非定常変形領域とコー
ナの軌跡の関係を説明する図、第１１図は最適エツデン
グ条件を求めるためのフローチャート図、第１２図は本
発明方法の鉛モデル圧延による実施例を説明する図であ
る。 １ニスラブ、２．３：圧延材、４：最終成品、５．５：
エッヂャロール、６．６′：水平圧延ロール、ΔＷＡ１
ΔＬＡ：水平圧延（Ｈパス）した時の圧延材の幅張出し
量の変化量、同クロップ長の変化量、ΔＷｏ１ΔＬｏ：
エッヂング圧延（Ｖパス）・ドツグボーン殺しパス（Ｈ
Ｄババス前の圧延材の幅張出し量、同クロップ長、ΔＷ
１、ル１：■・ＨＤパス後の圧延材の幅張出し量、同ク
ロップ長出 願人 住友金属工業株式会社 出願人 三菱重工業株式会社 第３図 １ 図 第２図 ΔＬ 第 ９ 図 第１０図 上式より 、Ａ３＋Ａ６ ：Ａ＊ 、−ｄ＠／／ｂＣ 第８図 第１２図 第１１図
前のスラブ長手方向圧延の際に生じるクロップと幅張出
しを説明する図、第３図は幅出し比の相違による最終成
品のクロップ形状と幅形状の異なシを説明する図、第４
図はエツヂング圧延による平面形状の制御例を示す図、
第５図はエツヂング圧延を伴なう厚板圧延で、平面形状
変化を予測する方法を説明する図、第６図は、第５図の
予測方法の妥当性を鉛モデル圧延で検討した例を示す図
、第７図はｖ−ＨＤパスにおいて生ずる先・後端幅挾量
平均値と■パス往復での合計幅圧下量の関係を示す図、
第８図はδΔＷとδΔＬの関係を示す図、第９図はαと
ΔＷの関係を示す図、第１０図は非定常変形領域とコー
ナの軌跡の関係を説明する図、第１１図は最適エツデン
グ条件を求めるためのフローチャート図、第１２図は本
発明方法の鉛モデル圧延による実施例を説明する図であ
る。 １ニスラブ、２．３：圧延材、４：最終成品、５．５：
エッヂャロール、６．６′：水平圧延ロール、ΔＷＡ１
ΔＬＡ：水平圧延（Ｈパス）した時の圧延材の幅張出し
量の変化量、同クロップ長の変化量、ΔＷｏ１ΔＬｏ：
エッヂング圧延（Ｖパス）・ドツグボーン殺しパス（Ｈ
Ｄババス前の圧延材の幅張出し量、同クロップ長、ΔＷ
１、ル１：■・ＨＤパス後の圧延材の幅張出し量、同ク
ロップ長出 願人 住友金属工業株式会社 出願人 三菱重工業株式会社 第３図 １ 図 第２図 ΔＬ 第 ９ 図 第１０図 上式より 、Ａ３＋Ａ６ ：Ａ＊ 、−ｄ＠／／ｂＣ 第８図 第１２図 第１１図
Claims (1)
- （１）水平ロールによる圧延工程途中で、竪形ロールに
よシ圧延材幅方向側面及び長手方向側面のエツジング圧
延を行なう厚板圧延において、矩形断面圧延材を水平圧
延したときの圧延材の幅張出し量の変化量ｌＷＡとクロ
ップ長の変化量ΔＬＡの数値を算式によシ予測し、一方
圧延材をエツジング圧延した後、エツジング圧延によシ
生じた盛シ上シ部のみを平面にならす水平圧延をしたと
きの圧延材の幅張出し量ΔＷ０とクロップ長ΔＬ１の数
値を算式によシ予測し、前記ΔＷＡ１ ΔＬＡを予測す
る前者の算式と前記ｌＷ１、ル１を予測する後者の算式
を重合して最終成品の幅張出し量ｌＷＦ及びクロップ長
ΔＬＦを予測し、該ΔＷＦ１ΔＬ、の予測値が担い最終
成品の幅張出し量ΔＷｏ及びクロップ長ｌＬｃとなるよ
うな最適エツヂング条件を求め、該最適エツヂング条件
で圧延すると−とを特徴とする厚板圧延方法
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP467182A JPS58122106A (ja) | 1982-01-14 | 1982-01-14 | 厚板圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP467182A JPS58122106A (ja) | 1982-01-14 | 1982-01-14 | 厚板圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58122106A true JPS58122106A (ja) | 1983-07-20 |
| JPS6150044B2 JPS6150044B2 (ja) | 1986-11-01 |
Family
ID=11590363
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP467182A Granted JPS58122106A (ja) | 1982-01-14 | 1982-01-14 | 厚板圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58122106A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61235008A (ja) * | 1985-04-12 | 1986-10-20 | Nippon Steel Corp | 熱延鋼板の製造方法 |
| JPS61273202A (ja) * | 1985-05-27 | 1986-12-03 | Nippon Steel Corp | 端部品質の優れた鋼板の製造方法 |
| JPS6216806A (ja) * | 1985-07-16 | 1987-01-26 | Nippon Steel Corp | 厚板の製造方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH01138838U (ja) * | 1988-03-18 | 1989-09-21 |
-
1982
- 1982-01-14 JP JP467182A patent/JPS58122106A/ja active Granted
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61235008A (ja) * | 1985-04-12 | 1986-10-20 | Nippon Steel Corp | 熱延鋼板の製造方法 |
| JPH0312961B2 (ja) * | 1985-04-12 | 1991-02-21 | Nippon Steel Corp | |
| JPS61273202A (ja) * | 1985-05-27 | 1986-12-03 | Nippon Steel Corp | 端部品質の優れた鋼板の製造方法 |
| JPH0370561B2 (ja) * | 1985-05-27 | 1991-11-08 | Nippon Steel Corp | |
| JPS6216806A (ja) * | 1985-07-16 | 1987-01-26 | Nippon Steel Corp | 厚板の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6150044B2 (ja) | 1986-11-01 |
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