JPS6130209A - 板圧延のクラウン予測方法 - Google Patents
板圧延のクラウン予測方法Info
- Publication number
- JPS6130209A JPS6130209A JP15271484A JP15271484A JPS6130209A JP S6130209 A JPS6130209 A JP S6130209A JP 15271484 A JP15271484 A JP 15271484A JP 15271484 A JP15271484 A JP 15271484A JP S6130209 A JPS6130209 A JP S6130209A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- crown
- plate
- sheet
- plate crown
- side sheet
- 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
- B21B37/28—Control of flatness or profile during rolling of strip, sheets or plates
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Control Of Metal Rolling (AREA)
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
ｒ産業上の利用分野】
本発明は、板圧延におけるクラウンの予測方法に関】る
。
。
【従来の技術１
一般に、板圧延において、製品の品質や歩留りを向ｔ−
ｙるためには、板クラウンの制御を正確に行う必要があ
る。最近は、ＨＣミル等、クラウン制御性の著しく高い
圧延機も出現している。ところで、目標板クラウンから
圧下配分、ベンダー力、中間ロールシフト量等をセット
アツプするためには、板クラウンを正確に予測する必要
がある。 従来の板クラウンの予測はシュート（Ｓ Ｉｒｏｅｔ
）、塩崎等の提唱する分割モデルを基１として行ね−ｈ
ている。しかしながら、この分割モデルにおいて、圧延
圧力は、シムス（３ｉｍＳ）の式など、初等理論を用い
ているために、圧延圧力は圧下率だけの関数となる。こ
のため板端近傍における幅方向メタルフローによる急激
な圧延圧力変化及びこれによるロール偏平度の変化を考
慮できない。又、同様な理由により、入側板クラウンに
よる出側板りラウンへの影響をほとんど考慮できない。 このため分割モデルを基本とした従来の板クラウン予測
式では、最終圧延パスによる板クラウン伊を過大に評価
し、入側板クラウンの出側板クラウンへの影響は板幅の
関数としていた。 即ち、従来の板クラウン予測式は、次式の形で表わされ
ており、入側板クラウン影響率Ｋｉ（Ｗ）が板幅Ｗの関
数となっている。 ＣＲＰ ｉ ＝ＣＲＣｉ ＋Ｋ ｉ （Ｗ）・ＣＲＰ
ｒ−＋・・・・・・・・・（１） Ｋ＋＝ Ｅｈ ＋ｂ２Ａｎ （ｂ３／Ｗ２）・・・（２
）ここで、ＣＲＰｉは第ｉパスの予測板クラウン、ＣＲ
Ｃｉは第ｉパスの計算板クラウン、ＣＲＰ ；−＋は、
第１−１パス出側、即ち第ｉパス入側の板クラウン（予
測値又は実測値°）、ｂ１〜ｂ３は定数である。 前出（２）式から明らかなように、入側板クラウン影響
率に＋（Ｗ）は、板幅Ｗの関数であり、更に、板幅Ｗが
狭い時には入側板クラウン影響率に＋、（Ｗ＞が小とな
り、逆に板幅Ｗが広い時には、入側板クラウン影−＄Ｋ
ｉ（Ｗ＞が大きくなる。 【発明が解決しようと覆る間°照点ｊ ところで、中間ロールシフトを行わない場合、圧延荷重
と板クラウンとは非常に強い相関があることが知られて
いる。第９図に示でような、Ｆ。 〜Ｆ７の７スタンドのトＩＣミルからなる仕上げミルを
用いＩＣホットタンデム圧延にあける第７スタンドＦ７
の圧延荷重と第７スタンドＦ７出側の板クラウン、即ち
仕上り板クラウンの関係を第１０図に、同じく第５スタ
ンドＦ５の圧延荷重と什ヒり楡クラウンの関係を第１１
図に示づ。第１０図及び第１１図から明らかなように、
圧延１０本目以降では、第５スタンドＦ５の影響が非常
に強くなっている。次に、第１２図に、このサイクルに
お１プる板幅と仕上り板クラウンの関−係を示づ。以上
の第１０図〜第１２図から明らかなように、前バスの影
響が強くなる範囲は板幅が狭くなっており、前出（２）
式の入側板クラウン影響率に１（Ｗ）の傾向と矛盾して
いる。従って従来の板クラウン予測式では、板クラウン
を精度良く予測することができないことが明らかである
。 【発明の目的】 本発明は、前記従来の問題点を解消するべくなされたも
ので、板クラウンを精度良く予測することができる板圧
延のクラウン予測方法を提供することを目的とする。
ｙるためには、板クラウンの制御を正確に行う必要があ
る。最近は、ＨＣミル等、クラウン制御性の著しく高い
圧延機も出現している。ところで、目標板クラウンから
圧下配分、ベンダー力、中間ロールシフト量等をセット
アツプするためには、板クラウンを正確に予測する必要
がある。 従来の板クラウンの予測はシュート（Ｓ Ｉｒｏｅｔ
）、塩崎等の提唱する分割モデルを基１として行ね−ｈ
ている。しかしながら、この分割モデルにおいて、圧延
圧力は、シムス（３ｉｍＳ）の式など、初等理論を用い
ているために、圧延圧力は圧下率だけの関数となる。こ
のため板端近傍における幅方向メタルフローによる急激
な圧延圧力変化及びこれによるロール偏平度の変化を考
慮できない。又、同様な理由により、入側板クラウンに
よる出側板りラウンへの影響をほとんど考慮できない。 このため分割モデルを基本とした従来の板クラウン予測
式では、最終圧延パスによる板クラウン伊を過大に評価
し、入側板クラウンの出側板クラウンへの影響は板幅の
関数としていた。 即ち、従来の板クラウン予測式は、次式の形で表わされ
ており、入側板クラウン影響率Ｋｉ（Ｗ）が板幅Ｗの関
数となっている。 ＣＲＰ ｉ ＝ＣＲＣｉ ＋Ｋ ｉ （Ｗ）・ＣＲＰ
ｒ−＋・・・・・・・・・（１） Ｋ＋＝ Ｅｈ ＋ｂ２Ａｎ （ｂ３／Ｗ２）・・・（２
）ここで、ＣＲＰｉは第ｉパスの予測板クラウン、ＣＲ
Ｃｉは第ｉパスの計算板クラウン、ＣＲＰ ；−＋は、
第１−１パス出側、即ち第ｉパス入側の板クラウン（予
測値又は実測値°）、ｂ１〜ｂ３は定数である。 前出（２）式から明らかなように、入側板クラウン影響
率に＋（Ｗ）は、板幅Ｗの関数であり、更に、板幅Ｗが
狭い時には入側板クラウン影響率に＋、（Ｗ＞が小とな
り、逆に板幅Ｗが広い時には、入側板クラウン影−＄Ｋ
ｉ（Ｗ＞が大きくなる。 【発明が解決しようと覆る間°照点ｊ ところで、中間ロールシフトを行わない場合、圧延荷重
と板クラウンとは非常に強い相関があることが知られて
いる。第９図に示でような、Ｆ。 〜Ｆ７の７スタンドのトＩＣミルからなる仕上げミルを
用いＩＣホットタンデム圧延にあける第７スタンドＦ７
の圧延荷重と第７スタンドＦ７出側の板クラウン、即ち
仕上り板クラウンの関係を第１０図に、同じく第５スタ
ンドＦ５の圧延荷重と什ヒり楡クラウンの関係を第１１
図に示づ。第１０図及び第１１図から明らかなように、
圧延１０本目以降では、第５スタンドＦ５の影響が非常
に強くなっている。次に、第１２図に、このサイクルに
お１プる板幅と仕上り板クラウンの関−係を示づ。以上
の第１０図〜第１２図から明らかなように、前バスの影
響が強くなる範囲は板幅が狭くなっており、前出（２）
式の入側板クラウン影響率に１（Ｗ）の傾向と矛盾して
いる。従って従来の板クラウン予測式では、板クラウン
を精度良く予測することができないことが明らかである
。 【発明の目的】 本発明は、前記従来の問題点を解消するべくなされたも
ので、板クラウンを精度良く予測することができる板圧
延のクラウン予測方法を提供することを目的とする。
本発明は、板圧延のクラウン予測方法において、第１図
にその要旨を示す如く、分割モデルを基本とした単スタ
ンド出側板クラウン予測計算値ＣＲＣｉを求める手順と
、入側板クラウンＣＲＰ ｉ−＋を求める手順と、入側
板厚れの関数である板クラウン転写率αｉ （ｈ）を求
める手順と、同じく入側板Ｗれの関数である、入側板ク
ラウンの出側板クラウンへの影響率β１（ｈ）を求める
手順と、次式 ％式％） により、第ｉパスの出側板クラウン予測値ＣＲＰｉを求
める手順と、を含むことにより、前記目的を達成したち
のである。 ［作用］ 本発明は、発明者等が圧延時のメタルフローを考慮でき
る剛塑性有限要素法を用いて解析した結果に基づいてな
されたものである。即ち、解析の結果、幅方向メタルフ
ローの違いから、板厚によりクラウン形状が著しく違い
、クラウン管理点により測定される板クラウンが違うこ
とが分った。 更に、同櫟な幅方向メタルフローの３〜いから、入側板
クラウンの出側板クラウンへの影響率も板厚により変化
づることが分った。以上より、板厚の関数である板クラ
ウン転写率及び入側板クラウン影習率を導入づることに
よって、クラウン予測精度を向ヒさせることができる。 ここで、板クラウン転写率とは、ロールクラウン、中間
ロールシフト量、ロールヘンダー等のハード側要因が出
側板クラウンに転写される率である。 以下、図面を参照して、本発明の詳細な説明する。 第２図に、剛塑性有限要素法により解析した圧延圧力の
分布を示す。この第４図は、仕上げ板厚（に対し各厚さ
の時の１バスにおける結果を示したもので、実験時のロ
ール径は６４０闘、圧下率は３０％、摩擦係数は０．３
である。第４図から明らかな如く、板Ｗｔが薄（なるに
従って、板端部における圧延圧力Ｑｐが１度上っている
。これは、板厚りにより板端部の幅方向メタルフローが
通うためである。 第３図に、この場合の板厚偏差（板クラウン）を示づ。 圧延圧力分布の通いから、板厚
にその要旨を示す如く、分割モデルを基本とした単スタ
ンド出側板クラウン予測計算値ＣＲＣｉを求める手順と
、入側板クラウンＣＲＰ ｉ−＋を求める手順と、入側
板厚れの関数である板クラウン転写率αｉ （ｈ）を求
める手順と、同じく入側板Ｗれの関数である、入側板ク
ラウンの出側板クラウンへの影響率β１（ｈ）を求める
手順と、次式 ％式％） により、第ｉパスの出側板クラウン予測値ＣＲＰｉを求
める手順と、を含むことにより、前記目的を達成したち
のである。 ［作用］ 本発明は、発明者等が圧延時のメタルフローを考慮でき
る剛塑性有限要素法を用いて解析した結果に基づいてな
されたものである。即ち、解析の結果、幅方向メタルフ
ローの違いから、板厚によりクラウン形状が著しく違い
、クラウン管理点により測定される板クラウンが違うこ
とが分った。 更に、同櫟な幅方向メタルフローの３〜いから、入側板
クラウンの出側板クラウンへの影響率も板厚により変化
づることが分った。以上より、板厚の関数である板クラ
ウン転写率及び入側板クラウン影習率を導入づることに
よって、クラウン予測精度を向ヒさせることができる。 ここで、板クラウン転写率とは、ロールクラウン、中間
ロールシフト量、ロールヘンダー等のハード側要因が出
側板クラウンに転写される率である。 以下、図面を参照して、本発明の詳細な説明する。 第２図に、剛塑性有限要素法により解析した圧延圧力の
分布を示す。この第４図は、仕上げ板厚（に対し各厚さ
の時の１バスにおける結果を示したもので、実験時のロ
ール径は６４０闘、圧下率は３０％、摩擦係数は０．３
である。第４図から明らかな如く、板Ｗｔが薄（なるに
従って、板端部における圧延圧力Ｑｐが１度上っている
。これは、板厚りにより板端部の幅方向メタルフローが
通うためである。 第３図に、この場合の板厚偏差（板クラウン）を示づ。 圧延圧力分布の通いから、板厚
【により板クラウン形状
も違ってくることが分る。従来の分割モデルでは、圧延
圧力に初等理論を用いているため、これらのことを考慮
できず、第３図の板厚の厚い場合に近い板クラウンとな
る。 第３図から更に明らかな如く、板ｉｔにより板クラウン
形状が違うため、板端から入った所で板クラウン管理を
行った場合、板厚ｔにより板クラウン量が変化する。第
４図及び第５図に、板端及び板端より５Ｏｎ内側で板ク
ラウン管理をした場合の、各板厚（による圧延荷重と板
クラウンの関係を示す。この第４図及び第５図も、仕上
げ板ル【に対し各厚さの時の１バスにおける結果を示し
たちのである。第５図から明らかな如＜、板端から５０
１１１１＋内側を板クラウン管・理点にした場合、板Ｉ
Ｆが薄（なるに従って、測定板クラウンも小さくなるこ
とか分る。 双子を考慮して、本発明では、板端から内側に入った点
で板クラウンを筒理する場合、入側板厚１］の関数であ
る板クラウン転写率αｔ（ｈ）を用いて、第１バスの予
測板クラウンＣＲＰｉを、次式で表わづ。 ＣＲＰ ｉ ＝αｉ（ｈ）・ＣＲＣｉ・・・（４）ここ
で、ＣＲＣｉは、分割モデルを基本とした、従来の計算
板クラウンである。 又、同じ理由から、入側板クラウンの影響率も入側板厚
れの関数として表わすことができ、これをβｔ（ｂ）と
すると、結局第ｉパスの出側板クラウン予測ｆＩＪｃＲ
Ｐ＋は、前出〈３）式で表わ（ことができる。 第６図に、剛塑性有限要素法を用いて計算した、ロール
径６４０ ｍｍ、板＠１０００關の場合のクラウン転写
率αｉ（ｈ）及び入側板クラウン影響率β１（ｈ）を示
づ。第６図において、Ｃｈは出側板クラウン、ｃｈ ＝
は、Ｍ単板クラウンを付けたロールで圧延した時の出側
板クラウン（第６図の場合は、クラウン零のロールを使
用した時の出側板クラウン）、ＣＨは入側板クラウン、
ＣＨ’″は、基準板クラウン（第６図の場合はＣ）−１
＝＝０）、Ｃｒは、第７図に示されるロールクラウン＜
＝Ｄｃ−Ｄｅ）、Ｃｒ−は、基準ロールクラウン（第６
図の場合はＣｒ＝＝Ｏ）である。 【実施例】 以下図面を参照して、本発明の実施例を詳細に説明する
。 本実施例においては、前記板クラウン転写率σ１（ｈ）
及び入側板クラウン影響率β１（ｌｌ）を、前出第６図
から２次式であると仮定し、これを簡略化して、次式の
ようにおいた。 （Ｚｉ （ｈ ）−−８＋ （ｈｉ−ａｚ）２＋ ａ
ａ・・・（５） β ｉ （１１）＝ ａｓ （ｌｌｉ −ａｓ）
２＋ ａｈ・ ・ ・ （６） ここで、８１〜ａ６は定数である。 そして、本発明による前出（３）式を用いて、予測板ク
ラウンＣＲＰｉ内の係数を実操業に合うように変更し、
まず第１スタンドＦ１の出側板クラウンＣＲＰ＋を予測
し、その予測値に基づいて順次下流側のスタンドの出側
板クラウンＣＲＰｉを予測していくことによって、＠終
第７スタンドＦ７出側の板クラウンＣＲＰ７を予測した
ところ、第８図に示すような予測結果が得られた。この
予測値と、同じく第８図に示づ実測値との差は、標準偏
差１σ＝１１μｍまで精度が向上した。これに対して、
従来法である前出（１）式を用いて同様の操作を行った
ところでは、予測値と実測値との差は標ｔＩ’８差１σ
−１４μｍ程度の精度しか得ることができなかった。 なお前記実施例においては、まず第１スタンドＦ１の出
側板クラウンＣＲＰ１を予測し、その予測値に基づいて
順次下流側のスタンドの出側板りラウンＣＲＰｉを予測
していく方法を取っているが、本発明の適用方法はこれ
に限定されず、例えば、圧延進行と共に入側板クラウン
ＣＲＰ−を実測して、該実測値を前出（３）式の計稗に
用いることも可能である。この場合には、更に島い予測
￥＃度を得ることができる。
も違ってくることが分る。従来の分割モデルでは、圧延
圧力に初等理論を用いているため、これらのことを考慮
できず、第３図の板厚の厚い場合に近い板クラウンとな
る。 第３図から更に明らかな如く、板ｉｔにより板クラウン
形状が違うため、板端から入った所で板クラウン管理を
行った場合、板厚ｔにより板クラウン量が変化する。第
４図及び第５図に、板端及び板端より５Ｏｎ内側で板ク
ラウン管理をした場合の、各板厚（による圧延荷重と板
クラウンの関係を示す。この第４図及び第５図も、仕上
げ板ル【に対し各厚さの時の１バスにおける結果を示し
たちのである。第５図から明らかな如＜、板端から５０
１１１１＋内側を板クラウン管・理点にした場合、板Ｉ
Ｆが薄（なるに従って、測定板クラウンも小さくなるこ
とか分る。 双子を考慮して、本発明では、板端から内側に入った点
で板クラウンを筒理する場合、入側板厚１］の関数であ
る板クラウン転写率αｔ（ｈ）を用いて、第１バスの予
測板クラウンＣＲＰｉを、次式で表わづ。 ＣＲＰ ｉ ＝αｉ（ｈ）・ＣＲＣｉ・・・（４）ここ
で、ＣＲＣｉは、分割モデルを基本とした、従来の計算
板クラウンである。 又、同じ理由から、入側板クラウンの影響率も入側板厚
れの関数として表わすことができ、これをβｔ（ｂ）と
すると、結局第ｉパスの出側板クラウン予測ｆＩＪｃＲ
Ｐ＋は、前出〈３）式で表わ（ことができる。 第６図に、剛塑性有限要素法を用いて計算した、ロール
径６４０ ｍｍ、板＠１０００關の場合のクラウン転写
率αｉ（ｈ）及び入側板クラウン影響率β１（ｈ）を示
づ。第６図において、Ｃｈは出側板クラウン、ｃｈ ＝
は、Ｍ単板クラウンを付けたロールで圧延した時の出側
板クラウン（第６図の場合は、クラウン零のロールを使
用した時の出側板クラウン）、ＣＨは入側板クラウン、
ＣＨ’″は、基準板クラウン（第６図の場合はＣ）−１
＝＝０）、Ｃｒは、第７図に示されるロールクラウン＜
＝Ｄｃ−Ｄｅ）、Ｃｒ−は、基準ロールクラウン（第６
図の場合はＣｒ＝＝Ｏ）である。 【実施例】 以下図面を参照して、本発明の実施例を詳細に説明する
。 本実施例においては、前記板クラウン転写率σ１（ｈ）
及び入側板クラウン影響率β１（ｌｌ）を、前出第６図
から２次式であると仮定し、これを簡略化して、次式の
ようにおいた。 （Ｚｉ （ｈ ）−−８＋ （ｈｉ−ａｚ）２＋ ａ
ａ・・・（５） β ｉ （１１）＝ ａｓ （ｌｌｉ −ａｓ）
２＋ ａｈ・ ・ ・ （６） ここで、８１〜ａ６は定数である。 そして、本発明による前出（３）式を用いて、予測板ク
ラウンＣＲＰｉ内の係数を実操業に合うように変更し、
まず第１スタンドＦ１の出側板クラウンＣＲＰ＋を予測
し、その予測値に基づいて順次下流側のスタンドの出側
板クラウンＣＲＰｉを予測していくことによって、＠終
第７スタンドＦ７出側の板クラウンＣＲＰ７を予測した
ところ、第８図に示すような予測結果が得られた。この
予測値と、同じく第８図に示づ実測値との差は、標準偏
差１σ＝１１μｍまで精度が向上した。これに対して、
従来法である前出（１）式を用いて同様の操作を行った
ところでは、予測値と実測値との差は標ｔＩ’８差１σ
−１４μｍ程度の精度しか得ることができなかった。 なお前記実施例においては、まず第１スタンドＦ１の出
側板クラウンＣＲＰ１を予測し、その予測値に基づいて
順次下流側のスタンドの出側板りラウンＣＲＰｉを予測
していく方法を取っているが、本発明の適用方法はこれ
に限定されず、例えば、圧延進行と共に入側板クラウン
ＣＲＰ−を実測して、該実測値を前出（３）式の計稗に
用いることも可能である。この場合には、更に島い予測
￥＃度を得ることができる。
以上説明した通り、本発明によれば、板クラウンを精度
良く予測することができる。従って、従来より精度の高
いクラウン制御を実施づることができるという優れた効
果を有する。
良く予測することができる。従って、従来より精度の高
いクラウン制御を実施づることができるという優れた効
果を有する。
第１図は、本発明に係る板圧延のクラウン予測方法の要
旨を示す流れ図、第２図は、本発明の詳細な説明するた
めの、板厚ごとの圧延荷重分布の例を示１線図、第３図
は、同じく、板厚ごとの板クラウン形状の例を示１°線
図、第４図は、同じく、板端における板クラウンと圧延
荷重の関係の例を示す線図、第５図は、同じく、板端よ
り５０ｍ１Ｉｌ内側における板クラウンと圧延荷重の関
係の例を示１線図、第６図は、同じく、板厚と板クラウ
ン転写率αｉ（１１）及び入側板クラウン影響率β１（
１１〉の関係の例を示す線図、第７図は、ロールのクラ
ウンを説明−４るための線図、第８図は、本発明が採用
された実施例における予測板クラウンと実測板クラウン
の関係の例を示ず線図、ｍ９図は、７スタンド什トミル
の構成を示づ略示正面図、第１０図は、実測板クラウン
と第７スタンド圧延荷重の関係の例を示１線図、第１１
図は、実測板クラウンと第５スタンド圧延荷重の関係の
例を示１線図、第１２図は、実測板クラウンと板幅の関
係の例を示す線図である。
旨を示す流れ図、第２図は、本発明の詳細な説明するた
めの、板厚ごとの圧延荷重分布の例を示１線図、第３図
は、同じく、板厚ごとの板クラウン形状の例を示１°線
図、第４図は、同じく、板端における板クラウンと圧延
荷重の関係の例を示す線図、第５図は、同じく、板端よ
り５０ｍ１Ｉｌ内側における板クラウンと圧延荷重の関
係の例を示１線図、第６図は、同じく、板厚と板クラウ
ン転写率αｉ（１１）及び入側板クラウン影響率β１（
１１〉の関係の例を示す線図、第７図は、ロールのクラ
ウンを説明−４るための線図、第８図は、本発明が採用
された実施例における予測板クラウンと実測板クラウン
の関係の例を示ず線図、ｍ９図は、７スタンド什トミル
の構成を示づ略示正面図、第１０図は、実測板クラウン
と第７スタンド圧延荷重の関係の例を示１線図、第１１
図は、実測板クラウンと第５スタンド圧延荷重の関係の
例を示１線図、第１２図は、実測板クラウンと板幅の関
係の例を示す線図である。
Claims (1)
- （１）分割モデルを基本とした単スタンド出側板クラウ
ン予測計算値ＣＲＣ＿ｉを求める手順と、入側板クラウ
ンＣＲＰ＿ｉ＿−＿１を求める手順と、入側板厚れの関
数である板クラウン転写率α＿ｉ（ｈ）を求める手順と
、 同じく入側板厚れの関数である、入側板クラウンの出側
板クラウンへの影響率β＿ｉ（ｈ）を求める手順と、 次式 ＣＲＰ＿ｉ＝α＿ｉ（ｈ）ＣＲＣ＿ｉ ＋β＿ｉ（ｈ）ＣＲＰ＿ｉ＿−＿１ により、第ｉバスの出側板クラウン予測値ＣＲＰ＿ｉを
求める手順と、 を含むことを特徴とする板圧延のクラウン予測方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59152714A JPH062289B2 (ja) | 1984-07-23 | 1984-07-23 | 板圧延のクラウン予測方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59152714A JPH062289B2 (ja) | 1984-07-23 | 1984-07-23 | 板圧延のクラウン予測方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6130209A true JPS6130209A (ja) | 1986-02-12 |
| JPH062289B2 JPH062289B2 (ja) | 1994-01-12 |
Family
ID=15546548
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59152714A Expired - Lifetime JPH062289B2 (ja) | 1984-07-23 | 1984-07-23 | 板圧延のクラウン予測方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH062289B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP0671225A1 (en) * | 1994-03-10 | 1995-09-13 | Kawasaki Steel Corporation | Method and apparatus for controlling rolling process in hot strip finish rolling mill |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5973108A (ja) * | 1982-10-20 | 1984-04-25 | Nippon Steel Corp | 圧延機の設定方法 |
-
1984
- 1984-07-23 JP JP59152714A patent/JPH062289B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5973108A (ja) * | 1982-10-20 | 1984-04-25 | Nippon Steel Corp | 圧延機の設定方法 |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP0671225A1 (en) * | 1994-03-10 | 1995-09-13 | Kawasaki Steel Corporation | Method and apparatus for controlling rolling process in hot strip finish rolling mill |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH062289B2 (ja) | 1994-01-12 |
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