JPS5868423A - 圧延材の巻取り方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 この発明は、圧延材とくにホットストリップミルにおけ
る圧延材巻取方法に関するものである。

一般にホットストリップミルで圧延された圧延材ｌは第
１図に示すように仕上圧延機スタンド−からホットラン
テーブル３を経てコイラ弘のマンドレルｊによってフィ
ル乙に巻取られる。コイル６への咎取りは、圧延材のエ
ツジの不揃いなくかつ緩みなく行なうことが必要とされ
る。ここに第一図（に）で示すコイルのＡ−Ａ断面が同
図（ｂ）に示すように圧延材のエツジの不揃のない形状
をしていれば良いが、同図（Ｃ）に示すように圧延材ｌ
のエツジが不揃になった場合テレスコープと呼ばれテｔ
・スコープが発生した場合は、圧延材自身が塑性変形し
て板幅方向に曲がったり、またとくに板厚の薄いフィル
では巻取り後のハンドリングでエツジ部が損傷して品質
不良となるからである。

テレスコープ発生の原因としては次の諸原因があげられ
る。

１）圧延材Ｉの板幅方向への移動 ２）コイル巻取り張力が小さいためにコイルが緩むこと
によるコイル巻取点における圧延材ｌの板幅方向への移
動。

３）機械の精度不良による板幅方向振動および平行度不
良 旬コイラーマンドレルの拡大力不足によるマンドレルの
縮径に基く巻取中のフィルの板幅方向への移動。

５）フィルに巻取る前の圧延材自身の板幅方向面りおよ
び ６）フィラーマンドレルへの圧延材巻付き不良うこれら
のうち６）にのべた圧延材巻付き不良は、第１図に示す
マンドレル！とマンドレル周囲に配置された図示しない
ラッパーロールの適正な設定と、圧延材の後方張力の適
正な設定により解消でき、また５）の圧延材自身の板幅
方向面りは圧延において防止する問題であり、そして４
）のコイラーマンドレルの拡大力不足はマンドレル拡大
力のパワーアップによっであるいは巻取り張力不足によ
りテレスコープが発生しない範囲に圧延材の巻取張力を
低め、適正値に制限することにより解消でき、そして３
）の機械の精度不良はむしろ保守管理に依存する。

しかし一般の２）のコイル巻取張力については、圧延材
ｌの尾端が仕上圧延機スタントコに噛み込まれている間
は通常十分に確保できるのに反して仕上圧延機スタント
コを通り抜けたとき、第２図に示すコイラーダに設置さ
れた上ピンチロール７と下ピンチロールｊとで圧延材ｌ
が挟圧されるのみなので十分な巻取張力が確保できない
。

さらに第３図に示すように、上ピンチロール７と下ピン
チロールｔは図にσで示したｎ’〜を程度のオフセット
角がつけられているため、ビンチロール出側での圧延材
ｌの急激な進行方向の変化と圧延材ｌの剛性により、さ
らに圧延材ｌが高速で運動するための遠心力を受けるこ
とが加わってピンチロール７、ｆｆの入側で圧延材ｌが
ホットランドテーブルＪから大きく持ち上げられ、圧延
材ｌのプロフィルはピンチロール部曲率牛径ρの増大を
生じて圧延材ｌの下ビンチロールｌへの巻付状態が悪く
なる。下ピンチロールｊへの巻付状態が悪いと云うこと
は、圧延材ｌの版幅方向への移動が発生しやすいことを
意味する。

もちろん圧延材ｌの板幅方向のセンタリングは筒１図に
９で示すサイドガイドにより行なわれるが、サイドガイ
ド９の機械精度および開度設定上完全を期すことは困難
であり、これのみに十分な効果は期待できない。

そこで１）にのべた圧延材の板幅方向移動の抑制と、２
）のコイル巻取張力の確保とを司るように、第参図に示
すベンディングロールｌσが用いられることが多い。

ベンディングロールｌＯば支点Ｂを中心として回転運動
するフレームに取付けるようなしくみにより圧延材ｌを
下向きに圧下するが、この圧下機構としては図示したよ
うな方法にのみ限られず、ハウジング内にベンディング
ロールとこれを圧下する機構を用いるような形式であっ
ても良い。

ベンディングロール１０の使用によるテレスフーブ抑制
効果は下記のとおりである。

Ｉ）ベンディングロールｌＱトピンチロール７．ｌｒお
よびコイル巻取部の３点支持を圧延材ｌにもたらし、ベ
ンディングロール１０に加えた圧下と。

丁ピンチロールｔでの支持により圧ｍ材／のプロフィル
の曲率半径ρを小さくしてベンディングロールと下ビン
チロールへの巻付状態を良くする一方、ベンディングロ
ールｌＯと下ピンチロールｌでの反力を大きくして板幅
方向の摩擦力を大きくシ、圧延材が板幅方向に移動しな
いようにする。

■）また同様にベンディングロールｌＯおよびピンチロ
ールｌの反力を大きくして圧延材／の長さ方向の摩擦力
を大きくして、フィルの巻取張力を確保する。

かくしてベンディングロール１０の使用により大きなテ
レスコープ抑制効果を生じるけれどもテレスコープの発
生を抑制するために必要なベンディングロール１０の圧
下量（第４図にΔｈで示す）と、圧延材の材質や巻取中
のコイル径との関係はこれまで実体的に把握されてなく
、同じベンディングロール圧下量Δｈを使用してテレス
コープの発生を抑制しても、コイル外巻部にテレスコー
プの発生が多いことが経験的に知られているのみである
。

そこでこの発明はテレスコープを抑制するために、圧延
材の材質、巻取中のコイル径の増大に応じてベンディン
グロール圧下量を変更する方法を提供するものである。

なお上述のベンディングロール圧下量Δｈは、圧延材ｌ
の軸線に関するものであって、第５図に示すようにベン
ディングロール１０のパスラインからの押込み量をΔＳ
１板厚をｔとすればΔｈは（１）式で表わされる。

Δｈ−Δｇｅｔ　　　　　　・・・（１）この発明では
上述ベンディングロールｌＯの使用によるコイラー内で
の圧延材ｌの変形過程を解析するために、次のように数
学モデルを作成し数値解析を行なった。

第６図に解析モデルを示し、同図（ａ）に示すコイラー
を同図（ｂ）のようにモデル化する。図においてホット
ランテーブル３による支持点を０１ベンデイングロール
／Ｑによる支持点をＤ１ピンチロール７とｌによる支持
点は図（ａ）に示すようにＥとＥ′があるが簡単のため
図（ｂ）に示す支点Ｅのみをとり、コイル６による支持
点をＦとして、簡単のため各支持点位置は固定して考え
るが、もちろん支持点りと支持点Ｆは、それぞれベンデ
ィングロール圧下量とコイル径によって設定が変動する
。

ここに各支持点での反力は全て集中荷重として取扱い、
ホットランテーブル３による支持点Ｃの反力をＦ工、ベ
ンディングロールｔθによる支持点りの反力をＦ２　、
ビンチロール７．１による支持点Ｅの反力を１３、そし
てコイル乙による支持点Ｆの反力をＦ４とする。

μは圧延材ｌと各ロール間の摩擦係数であり、μＦ２と
μＦ３はそれぞれベンディングロールによる支持点りと
ピンチロールによる支持点Ｅにて付加される張力となる
。

一方Ｔ工はテーブルローラ部張力、Ｔ３はコイル巻取張
力である。

さらにＭ工はホットランテーブル３部での圧延材曲げモ
ーメント、Ｍ４はフィル巻取部での圧延材の曲げモーメ
ントである。

７：ｅＪ３Ｘｉ、Ｙｉ（ｉ−１，参）ｔ’ハ各支持点ノ
Ｘ座標とｙ座標をあられすものとする。

計算は＠１図（ａ）の圧延材／１第７図に示すように、
各支持点０．Ｄ、Ｅ、Ｆによって３個の領域に分割して
行なう。

各領域の左右両端には曲げモーメントと力が作用するが
、力はＦ８７図に示すようにＸ方向の力とｙ方向の力に
分割して考えることができる。分割した各々の領域で、
繰返し曲げによる加工覆歴を考慮して求めた任意の位置
での曲げモーメントと、支持点における反力から求まる
その位置での曲げモーメントが一蚊するという条件のも
とに進め、入側より順に各領域ごとに圧延材ｌのプロフ
ィルを求めて行く。これらの分割した領域は、両端にお
いて幾何学的連続性および力学的釣合条件を満たすよう
に隣り合う領域と接続することによって、もとの連続し
た圧延材ｌのプロフィルとする。

この解析結果より、上記ベンディングロール使用による
テレスコープ抑制効果Ｉ）と■）を定量化する指数αを
次の（２）式により導入し、圧延材の巻形状評価指数と
名づけだ〇 α−ＣＦ　　＋Ｆ　　）・飄　　　　　・・・（２）３ ここにＦ２；圧延材単位幅当りベンディングロール反力 Ｆ３ｊ圧延材単位幅当りビンチロール反力σ１；フィル
巻取部における圧延材引張応力で 式中Ｔ３；圧延材単位幅当りコイル巻取り張力Ｌ；板厚
である◎ 反力Ｆ２．　Ｆ３が大きければ、ベンディングロール部
とピンチロール部での板幅方向摩擦力が大きくなり、圧
延材の板幅方向への移動が抑制される。

また巻取張力が大きければ、フィルを緩みなく、したが
ってコイル、巻取点で圧延材が板幅方向に移動すること
なく巻取可能である。

よって（２）式で示した指数αは、圧延材の板幅方向へ
の移動抑制効果とコイル巻取張力の効果を総合的に表わ
すものであり、αが大きい程テレスコープの発生が抑制
されることがわかる。

実機において（２）式で示した指数αを調査した。

１４’図に示すベンディングロール圧延検出装置ｌ／に
よってベンディングロール全反力弓を検出し、一方ビン
チロール圧力検出装置１２によってビンチロール全反力
Ｆ兎を検出し、そして（４）式によりｂを板幅とする圧
延材単位幅当りロール反力Ｆ２．　Ｆ３を求める。

Ｆ、；　　　　　Ｆ５・　　・・・（４）’−’３−ｒ ｂ また＃Ｉ１図に示すマンドレル駆動モータ１３の電流工
、界磁束Φと′フィル径ｄより、（５）式によってコこ
こにに、はモーターを含む駆動系において固有の値であ
る。

そして次の（６）式および１掲（３）式によりコイル巻
上記Ｆ２　＋　Ｆ３　ｔ　’ｔの実測値より、（２）式
を使用して指数αを求めた０第１図に、上記指数αの数
学モデルによる計算値をコイル径ｄ工＊　ｄ２＊　ｄ３
＋　ａ＋およびｄ　について、また実測値をコイル径ｄ
工。

ｄ３およびｄ５について示す。ここにコイル径は第２図
（ａ）のＡ−ム断面第り図に示すように、コイル在方・
向に幅Δｄで５等分し、各分割部分の中心径をそれぞれ
ｄ工、ｄ２．ｄ３．ｄ４およびｄ５とした。これら中心
径の関係はｄ工〈ｄ２〈ｄ３〈ｄ４＜ｄ、であり、また
コイル径について上述した以外の圧延条件は全て同じで
ある。

第を図において、コイル径が異なっても指数αが一定の
値となるようにベンディングロール圧下量Δｈを変更す
れば、同程度のテレスコープ抑制効果を得ることが可能
である。同図はベンディングロール圧下量Δｈが同じで
あれば、コイル径が増大するに従って指数αの値が小さ
くなってテレスコープ抑制効果が低下することを示すが
、これは実機における経験的事実と一致する。よって巻
取中のコイル径の増大に応じてベンディングロール圧下
量Δｈを大きくして行けば良いことがわかる。

次に第１０図に示したように、各分割幅Δｄ１内のフィ
ルエツジの不揃いの最大量をｄｉ（ｉ−／　Ｎりの最大
テレスフ量と定義して、＠／／図に指数αの実測値とテ
レスコープの実測値の関係をコイル径ｄ工、ｄ３および
ｄ５について示す。

＃１／／図より、指数αを大きくすると最大テレスコ量
は減少するが、あるαの値で減少しなくなり、最大テレ
スフ量が収束する指数αの値を第１／図−で示した。第
を図の関係より、常に指数αの錬がα＊となるように巻
取中のコイル径の増大に応じてベンディングロール圧下
量Δｈを変更すれば、コイル径の変化によっても常にテ
レスコープの発生が抑制されるわけである。

なお、指数αの値を大きくしても、したがって第１図よ
りベンディングロール圧下量Δｈを太キくしてもテレス
コープの発生が減少しないのは、以下の理由によろうす
なわち第１Ｉ図に破線で示すように、ベンディングロー
ルｌＯによる圧下量が大きすぎると圧延材ｌの剛性によ
りピンチロール７゜ｌの出涸で圧延材ｌが持ち上げられ
ることにより、ピンチロール部での圧延材プロフィルの
曲率半径が大きくなって、ロールへの巻付状態が却って
悪くなるためである。

蛤ｒ図より、α＊となるベンディングロール圧下量Δｈ
とコイル径の関係を求めると＠１２図のようにあられさ
れる。

よって同図を使用して、フィル径の変化に応じてベンデ
ィングロール圧下量類を連続的に変更することにより、
コイル径の内巻部から外巻部までテレスコープの抑制が
可能である。

また板厚、圧延材の成分さらには巻取温度の違いによる
降伏応力（剛性）の違いに対しては、板厚ならびに降伏
応力側に第１２図の関係を求めておく。なお指数α−α
＊の場合、コイル径とベンディングロール圧下量Δｈの
関係は＠１２図に示すようにほぼｖｌｌｓｌｌであるこ
とが明らかになったので、圧延条件の異なる場合第を図
においてフィル径ｄ工とｄ、でのαを求めれば良い。

実機において、第１２図により巻取中のフィル径の変化
に応じてベンディングロール圧下量を変更した所、フィ
ルの内巻部から外巻部までテレスコープのない良好な巻
形状が得られた。

第１３図にこの発明の効果を示す。縦軸には第１θ図に
示したエツジ不揃の最大テレスコープ量をとり、内巻部
から外巻部まで全体を通して、ケースエはベンディング
ロールを使用しない場合、ケース■はこの発明によらず
圧延材の降伏応力、板厚、巻取中のコイル径変化に拘ら
ず一定の圧下量Δｈの下にベンディングロール。を使用
した場合、そしてナースＩはこの発明により圧延材の降
伏応力と板厚側に巻取中のフィル径変化に応じてベンデ
ィングロール圧下量を変更した場合であり、各ケースと
も〃フィルの平均値である。

ベンディングロールを使用するだけで大きなテレスコー
プ抑制効果があるが、この発明によってベンディングロ
ールを使用すればさらに大きなテレスコープ抑制効果の
あることがわかる。

次にこの発明のｌ実施例を示す。まず上記方法により、
圧延材の代表的な降伏応力σｙ＊、代表的な板厚ｔ＊別
に、例えば降伏応力はσＹ”　−１０ψ−からσｆ　−
１３に９／−までｊ−間隔で４種類とし、板厚について
はｔ＊−２篩からｔ＊−／６闘までコ鱈間隔でｌａｌ類
とり、コイル分ｍ部分の中心径ｄ工、ｄ２゜ｄ３　”４
およびｄ、のそれぞれに対応するベンディングロール圧
下量の関係を第１２図にまとめて示した１、圧延材の降
伏応力σｙ＊と板厚ｔ＊と巻取中のコイル径ｄより、テ
レスコープ抑制を評価する指数αをα＊にすべきベンデ
ィングロール圧下量Δｈは次の（７）式により求められ
る。

Δｈ−ｆ（σｙ＊＊　ｔ＊、　ａ　）　　　　・・・（
７）以下＠ｎ図により説明する。ｔｊは仕上圧延機スタ
ンド２、ホットランテーブル３、コイラぴを含めたミル
ライン全体を制御する計算機である。ｔ６は第１演算装
置で計算機／Ｊより圧延材の巻取温度Ｔおよび圧延材の
成分の入力を受け、これらの入力を用いて降伏応力σｙ
を計算する。次に１７は第２演算装置で＠ｌ演算装置ｔ
≦より降伏応力σｙを入力し、下に示す（８）式により
降伏応力の代表値σｙ３を求める。

σｙ＊　−、・ＩＮＴ　（−！Ｌ＋ｏ、ｚ　）　　　・
・・（８）ＩＮＴ　：小数部を切捨てて整数を求める。

／Ｉはｗ１３演算装置でミルライン全体を制御する計算
機／１より板厚ｔを入力し、下に示す（９）式により板
厚の代表値ｔ＊を求める。

ｔ＊−コ・ＩＮＴ　（上　＋Ｏ，ｊ）　　　　・・・（
９）１９は＠参演算装置で第２演算装置１７より降伏応
力の代表値σｙ＊を入力し、第３演算装置／Ｉ上り板厚
の代表値ｔ＊を入力し・ミルライン全体を制御する計算
機ｌｊより刻々変化するコイル径ｄを入力して（７）式
よりベンディングロール圧下量Δｈを計算する。Δｈは
同じでも板厚ｔにより、ベンディングロールのパスライ
ンからの押込量ΔＢは異なるから〃で示した制御装置は
第１演算装置１９よりΔｈを入力して（１）式を変形し
た次の■式 ΔＳ−Δｈ−ｔ　　　　・・・（６） よりベンディングロール押込量ΔＳを求める＠またＩは
検出装置でコイラーマンドレルｊの駆動モータ１３の電
流工、界磁束Φ、フィル径ｄより（５）式に従い巻取張
力Ｔ６を計算して圧延材のマンドレルへの巻付を検出器
Ｕにより検出しそれによる信号を制御装置〃に入力し、
圧延材／の先端がマンドレルｊに十分巻付いた後にΔＳ
をベンディングロール圧下駆動装置ｌヂに連続的に出力
して、この発明による制御を行なう。

以上のようにしてこの発明によればベンディングロール
を用いる圧延材の巻取りにおいて、最大テレスコープ量
を安定に最小ならしめる。

【図面の簡単な説明】

第１図はホットストリップミルの系統図、第２図（ａ）
はフィル巻形状の斜視図、（ｂ）　、　（Ｃ）はＡ−Ａ
線上の断面図であり、第３図はフィラーの側面図、第参
図はベンディングロールを備エタコイラーの側面図、第
５図はベンディングロール圧下量と押込み量の説明の側
面図であり、第を図（ａ）　、　（ｂ）は解析モデル図
、＠７図は計算モデル図、第を図は巻形状評価指数の実
測グラフ、第を図は第２図（へのＡ−ＡＩＦｒ面図、第
１０図はテレスコープ量の定義図であり、第１１図はテ
レスコープ量と指数αの関係グラフ　、第１Ｊ図はフィ
ル径とベンディングロール圧下量の関係グラフ、第７３
図はこの発明による効果比較グラフ、第１ダ図はこの発
明の実施例を示す統系図である。 第１図 第２図 １１８− 第３図 第４図 第５図 第６図 （ａ） （ｂ） 第８図 第９図 第１０図 第１２図 コイル力劉仰介のｆＡ：任

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 Ｌ　ピンチロールの入側で圧延材に、ベンディングロー
   ルをもって下向きに圧下しつつ、その圧延材の巻取りを
   行うに際し、ピンチロール反力、ベンディングロール反
   力およびコイル巻取り張力を実測し、圧延材の剛性なら
   びに、巻取り中の圧延材のコイル径変化に応じて、上記
   実測値に基き算出した圧延材の巻形状評価指数を一定値
   とするベンディングロール圧下量の設定を変更すること
   を特徴とする圧延材の巻取り方法。 ２　巻形状評価指数αが、下記式に従うＬ記載ここにＦ
   ２：圧延材単位幅当りベンディングロール反力 Ｆ３：圧延材単位幅当りビンチロール反力 σ７　：コイル巻取部における圧延材引張応力 Ｆ３：圧延材単位幅当りコイル巻取り張力 ｔ：板厚