JPS6134886B2 - - Google Patents
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- JPS6134886B2 JPS6134886B2 JP54156836A JP15683679A JPS6134886B2 JP S6134886 B2 JPS6134886 B2 JP S6134886B2 JP 54156836 A JP54156836 A JP 54156836A JP 15683679 A JP15683679 A JP 15683679A JP S6134886 B2 JPS6134886 B2 JP S6134886B2
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Landscapes
- Control Of Metal Rolling (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は厚板平面形状制御方法に係り、特に矩
形度の高い厚板を得るに好適な厚板平面形状制御
方法に関するものである。 一般に、厚板圧延においては素材であるスラブ
長手方向の形状調整パス（DBT圧延）を行なつ
た後、圧延材を90゜転回し巾方向の巾出し圧延を
行ない、再度圧延材を90゜転回し長手方向の仕上
圧延を実施するものである。 前記転回操作の前の圧延スケジユールにおい
て、スラブ長手方向又は巾方向に板厚変動部を形
成するとか、スラブを圧延機に対して90゜転回で
なく若干転回して傾斜させ（対角線に）て圧延す
る等により圧延後の圧延材に生ずる鼓（凹）形
状、太鼓（凸）形状等の不良部を減少させて矩形
化し良好な平面形状を得る方法が提案されてい
る。 しかしながらこのような従来の平面形状制御方
法においては、圧延中に板厚を変動させるために
複雑な圧延機制御を必要としたり、傾斜圧延にお
いては一旦圧延材を停止させ傾斜角度を正確に合
わせる必要がある等圧延機制御技術上の問題を有
するものである。 本発明はこのような問題を有利に解決するため
になされたものであり、その特徴とするところ
は、水平ロールと竪ロールを配置した厚板圧延設
備により厚板圧延するに際し、少くとも材料寸
法、成品寸法とから圧延スケジユールを作成し、
DBT延伸比、巾出し比、仕上延伸比、初期熱間
目標巾を定め、該仕上延伸比を用いて最適Ｌ方向
エツヂング量とＬ方向エツヂング直前最適クロツ
プを求め、最適Ｌ方向エツヂング量とその後の圧
延パススケジユールによる総巾変化量を予測し、
冷間目標巾を実施すべき新熱間目標巾を求め、得
られた新熱間目標巾と初期熱間目標巾の差が許容
範囲を外ずれた場合は圧延スケジユールを再計算
し新熱間目標巾を求め直し、許容範囲内の場合は
そのままとしかくして得られた新熱間目標巾を用
いて圧延スケジユール及び最適Ｌ方向エツヂング
量を決定し、次に最適Ｃ方向エツヂング量を
DBT延伸比、巾出し比およびＬ方向エツヂング
直前最適クロツプを用いて算出し、圧延スケジユ
ールの巾出し圧延パス前に最適Ｃ方向エツヂング
パスを巾出し圧延パス後に最適Ｌ方向エツヂング
パスを行い、次いで仕上圧延することを特徴とす
る厚板平面形状制御方法に関する。 次に本発明を図面に基づき詳細に説明する。 第１図は厚板圧延方法と圧延過程での平面形状
変化を示し、イはＬ方向圧延（スラブ長手方向と
仕上圧延方向が同一）の場合、ロはＣ方向圧延
（スラブ巾方向と仕上圧延方向が同一）の場合を
示す。圧延過程は各種あるが、最適Ｃ方向、Ｌ方
向エツヂング量の計算方法はイ，ロについて統一
的に取り扱い可能である。そこで最も一般的なＬ
方向圧延の図示のケースについても説明する。 第１図イにおいて、Ｃ方向エツヂング４前の圧
延条件としてはスラブ表面疵手入部の巾出し圧延
後の平面形状悪化を防止するため及び巾出し圧延
後の６のCw（巾出し後Ｌクロツプ）を小の傾向
にするためと巾出し狙い巾の精度向上のため形状
調整パス（DBT圧延）がある。またＣ方向エツ
ヂング後は所定の巾まで巾出しを行う巾出し圧延
５がある。但しロ図において（Ｃ方向圧延の場合
DBT延伸比＝スラブ厚／ＤＢＴ終了厚＝１とする。）ＥC
はＣ 方向エツヂング量（スラブ中央からの圧下量）を
ＥLはＬ方向エツヂング量（スラブ中央からの圧
下量）を示し、巾出し圧延後の形状において図の
上方に示したものが鼓（凹）形状、下方に示した
ものが太鼓（凸）形状である。 Ｌ方向エツヂング７後仕上圧延８を施し成品と
なるが、冷間ＬクロツプＣLにはＣL＝ＷM−
ＷＴ＋ＷＢ／２、冷間ＣクロツプＣCはＣC＝ｌT＋ｌBで 求められＣLおよびＣCの値が小さい程矩形度が良
い形状で不良部の少ない成品が得られる。 第２図はＣ方向エツヂング４を行なわない時の
DBT圧延、巾出し圧延の６のＬ方向エツヂング
直前のＬクロツプでＣWに与える関係を実験的に
求めたものである。DBT圧延の延伸比r1＝
材料厚／ＤＢＴ終了厚→大はＣW→小（鼓形状）、巾出
し圧 延巾出し比r2＝ＤＢＴ終了厚／巾出し終了厚→大はＣW
→大（太 鼓形状）の傾向がある。これらの関係を定量化す
る数式を次式に示す。 ＣWO＝C1×r1＋C2×r2＋C3 ………(1) 但し、 C1：材料厚の関数 C2，C3：定数 ＣWO：Ｃ方向エツヂング量の０のときのＣW 一方、Ｃ方向エツヂング４を付加した時のＬ方
向エツヂング直前のＬクロツプＣWとＣ方向エツ
ヂング量の関係を実験により求め第３図の結果を
得た。 第３図において縦軸と各直線との切片がＣW０
に相当し、Ｃ方向エツヂングを付加することによ
り直線的にＣWが減少すること明白である。そし
てこれらの関係を定量化する数式として次式を得
た。 ＣW＝C4×ＥC＋ＣWO ………(2) 但し C4：定数 ＥC：Ｃ方向エツヂング量（材料中心でのエツヂ
ング量） しかして(1)、(2)式よりＣ方向エツヂング前後の
圧延条件とＣ方向エツヂング量よりＬ方向エツヂ
ング直前のＬクロツプＣWが次式で予測できる。 ＣW＝C1×r1＋C2×r2＋C4×ＥC＋C3 ………(3) 一方、Ｌ方向エツヂング直前のＬクロツプＣ
W、Ｌ方向エツヂング量ＥLおよびＬ方向エツヂン
グ後の仕上圧延条件と冷間でのＬクロツプＣL、
ＣクロツプＣCの関係を実験的に求めたものが第
４図、第５図である。 第４図において冷間ＬクロツプＣLについてＣW
が正（太鼓形状）の場合にはＬ方向エツヂング量
ＥLがある大きさの点で最小値を示す。一方ＣWが
負（鼓形状）の場合にはＥLを増加するに従つて
ＣLは単調増加するが、ＣL＝０の最小値が存在す
る。次に第５図において冷間ＣクロツプＣCにつ
いてはＣWが正でも負でもＣCを最小にするＥLが
存在する。 以上第４図及び第５図の結果からすべてのＣW
についてＣLの最小値を実現するＥLと、ＣCを最
小にするＥLの値とが一致しない問題があること
が判明した。 これについて本発明者らは冷間ＬクロツプＣ
L、冷間ＣクロツプＣCにある許容限界値ＣLa，Ｃ
Caを設定し、任意のＣWについてＣL＜ＣLa、ＣC
＜ＣCaを満足するＬ方向エツヂング量ＥLの範囲
を実験により求め第６図の結果を得た。 すなわち第６図はＣLa，ＣCaより小さな値に設
定した時のＣWとＥLの範囲をケースとし、ＣL
ａ，ＣCaを若干大きくしたときのＣWとＥLの範囲
をケースとして図示したものである。 一方ＣLa，ＣCaは冷間ＬクロツプＣLによる歩
留ロス、冷間ＣクロツプＣCによる歩留ロスを極
力小さくする方向で決定される。 すなわち η１＝〓×ＣＬａ（正）／成品巾又は〓×ＣＬａ（負）
／成品巾 η２＝ＣＣａ／成品長 η１＋η２≦ΔYa より決定する。ここでΔYaは歩留ロス許容範囲
である。 またこのように決定される領域は仕上圧延での
延伸比r3＝巾出し終了厚／成品厚によつて変化すること
も 確認した。第６図の例は仕上延伸比８＜r3＜10の
例である。 そして第６図において各領域（ＣW，ＥLの狙い
の点はＣWおよびＥLの変化域の中点とした。即ち ＣW〓＝（ＣＷ）ｍａｘ＋（ＣＷ）ｍｉｎ／２｝ (4) ＥL〓＝（ＥＬｍａｘ＋（ＥＬ）ｍｉｎ／２ このＣW〓およびＥL〓をＬ方向エツヂング直前最
適Ｌクロツプおよび最適Ｌ方向エツヂング量と呼
ぶ。このＣW〓およびＥL〓と仕上延伸比r3の関係
について検討し、次の如く数式化できることを見
い出した。 一方第６図において（ＣW）min、および（Ｅ
L）min、（ＥL）maxは次のように設定される。
すなわちＬ方向エツヂング直前のＬクロツプＣW
が小さすぎる場合、Ｌ方向エツヂングを行なうと
板の座屈が発生し、Ｌ方向エツヂングの効果が失
なわれ、さらにハンドリング上トラブルの発生に
つながる。このため座屈の限界としてＣW−100
mmとした。このようにして決めた限界線と、先の
領域の交点として（ＣW）min、および（ＥL）
min、（ＥL）maxの値が決定される。 次にＬ方向エツヂング後の鋼板長手方向中心の
巾変化の過程を定量的に計算する方法について述
べる。 まず、Ｌ方向エツヂング後ドツグボーン部のみ
を水平ロールで圧延した時の巾戻り量を、鋼板長
手方向中心で求める。この巾戻り量ΔＥLは次式
で表わされる。 ΔＥL＝C9×ＥＣ Ｌ10 ………(6) 但しC9、C10は定数 一方、水平ロールでドツグボーンのみを圧延し
た後、仕上圧延終了後までの巾拡がり量ΔＷは次
式で表わされる。 但し C11＝各パス圧延巾／各パスの入側板厚の関数 （r3）ｉ＝各パスの延伸比＝各パスの入側板厚／各パス
出側板厚 Wi＝各パス圧延力 ｎ＝仕上圧延パス回数 ΔＷ＝鋼板長手方向中心での巾拡がり量 一方、仕上圧延終了後より、冷間状態までの巾
熱収縮代ΔＷTは次式で表現できる。 ΔＷT＝C12×Ｔ×ＷC ………(8) 但し C12：成分の関数 Ｔ：仕上圧延終了予測温度 ＷC：冷間目標巾 以上よりＬ方向エツヂング後の巾変化量（Δ
Ｗ）Totalは、(6)、(7)、(8)式より次式で表現でき
る。 上記式(9)より圧延前にスケジユーリングして求
めた熱間目標巾ＷHについての再計算を行い新熱
間目標巾ＷH′を ＷH′＝ＷC−（ΔＷ）Total＋ＥL ………(10) 但し ＷC：冷間目標巾 で求め ｜ＷH′−ＷH｜＜δ ………(11) 但しδは定数 の判定を行い｜ＷH′−ＷH｜＜δならば、最適Ｃ
方向エツヂング量ＥC〓を(3)式より ＥC〓＝ＣW〓−C1×r1−C2×r2−C3C4………(12) として求め ｜ＷH′−ＷH｜＞δならば圧延スケ
ジユールをやり直し最適Ｌ方向エツヂング量、最
適Ｃ方向エツヂング量を再計算する。 以上の如く厚板平面形状を矩形化し、更に冷間
での巾目標精度向上のための最適Ｌ、Ｃ方向エツ
ヂング量の計算方法を述べたが、この計算フロー
チヤートの例を第７図に示す。そしてこの計算方
法は第１図に示した圧延過程の中のイ，ロのルー
トに適用できるものであり、本発明はこのように
して求めた最適Ｌ、Ｃ方向エツヂング量を用いて
圧延スケジユールの巾出し圧延パス前に最適Ｃ方
向エツヂングパスを行い、巾出し圧延パス後に最
適Ｌ方向エツヂングパスを行い、次いで仕上圧延
するように構成した圧延法を採るため極めて矩形
度が高く、かつ冷間巾精度の優れた平面形状制御
法であり、成品歩留を著しく高めることが可能で
ある。 次に本発明の実施例を挙げる。 表１に圧延条件と圧延結果を示す。実施例１〜
４の圧延形態は第１図イに示す圧延形態によるも
のであるが、実施例１、２は第７図に示す計算フ
ローチヤートにより圧延スケジユーリングし、最
適Ｌ方向エツヂング量及び最適Ｃ方向エツヂング
量を求めて圧延したものであり、実施例３、４は
従来の圧延条件によりＣ方向エツヂング量を20
mm、Ｌ方向エツヂング量を40mmに一律（DBT延
伸比、巾出し比、仕上延伸比等圧延条件の違いに
かかわらず）設定したものである。 表１より明らかな如く本発明実施例１、２は従
来法による実施例３、４に比して冷間Ｃクロツ
プ、冷間Ｌクロツプ及び冷間実測巾−冷間目標巾
の値が何れも小さくそれだけ良好な矩形度及び冷
間巾精度が高いことを示しており、圧延歩留を著
しく向上することができた。 【表】
形度の高い厚板を得るに好適な厚板平面形状制御
方法に関するものである。 一般に、厚板圧延においては素材であるスラブ
長手方向の形状調整パス（DBT圧延）を行なつ
た後、圧延材を90゜転回し巾方向の巾出し圧延を
行ない、再度圧延材を90゜転回し長手方向の仕上
圧延を実施するものである。 前記転回操作の前の圧延スケジユールにおい
て、スラブ長手方向又は巾方向に板厚変動部を形
成するとか、スラブを圧延機に対して90゜転回で
なく若干転回して傾斜させ（対角線に）て圧延す
る等により圧延後の圧延材に生ずる鼓（凹）形
状、太鼓（凸）形状等の不良部を減少させて矩形
化し良好な平面形状を得る方法が提案されてい
る。 しかしながらこのような従来の平面形状制御方
法においては、圧延中に板厚を変動させるために
複雑な圧延機制御を必要としたり、傾斜圧延にお
いては一旦圧延材を停止させ傾斜角度を正確に合
わせる必要がある等圧延機制御技術上の問題を有
するものである。 本発明はこのような問題を有利に解決するため
になされたものであり、その特徴とするところ
は、水平ロールと竪ロールを配置した厚板圧延設
備により厚板圧延するに際し、少くとも材料寸
法、成品寸法とから圧延スケジユールを作成し、
DBT延伸比、巾出し比、仕上延伸比、初期熱間
目標巾を定め、該仕上延伸比を用いて最適Ｌ方向
エツヂング量とＬ方向エツヂング直前最適クロツ
プを求め、最適Ｌ方向エツヂング量とその後の圧
延パススケジユールによる総巾変化量を予測し、
冷間目標巾を実施すべき新熱間目標巾を求め、得
られた新熱間目標巾と初期熱間目標巾の差が許容
範囲を外ずれた場合は圧延スケジユールを再計算
し新熱間目標巾を求め直し、許容範囲内の場合は
そのままとしかくして得られた新熱間目標巾を用
いて圧延スケジユール及び最適Ｌ方向エツヂング
量を決定し、次に最適Ｃ方向エツヂング量を
DBT延伸比、巾出し比およびＬ方向エツヂング
直前最適クロツプを用いて算出し、圧延スケジユ
ールの巾出し圧延パス前に最適Ｃ方向エツヂング
パスを巾出し圧延パス後に最適Ｌ方向エツヂング
パスを行い、次いで仕上圧延することを特徴とす
る厚板平面形状制御方法に関する。 次に本発明を図面に基づき詳細に説明する。 第１図は厚板圧延方法と圧延過程での平面形状
変化を示し、イはＬ方向圧延（スラブ長手方向と
仕上圧延方向が同一）の場合、ロはＣ方向圧延
（スラブ巾方向と仕上圧延方向が同一）の場合を
示す。圧延過程は各種あるが、最適Ｃ方向、Ｌ方
向エツヂング量の計算方法はイ，ロについて統一
的に取り扱い可能である。そこで最も一般的なＬ
方向圧延の図示のケースについても説明する。 第１図イにおいて、Ｃ方向エツヂング４前の圧
延条件としてはスラブ表面疵手入部の巾出し圧延
後の平面形状悪化を防止するため及び巾出し圧延
後の６のCw（巾出し後Ｌクロツプ）を小の傾向
にするためと巾出し狙い巾の精度向上のため形状
調整パス（DBT圧延）がある。またＣ方向エツ
ヂング後は所定の巾まで巾出しを行う巾出し圧延
５がある。但しロ図において（Ｃ方向圧延の場合
DBT延伸比＝スラブ厚／ＤＢＴ終了厚＝１とする。）ＥC
はＣ 方向エツヂング量（スラブ中央からの圧下量）を
ＥLはＬ方向エツヂング量（スラブ中央からの圧
下量）を示し、巾出し圧延後の形状において図の
上方に示したものが鼓（凹）形状、下方に示した
ものが太鼓（凸）形状である。 Ｌ方向エツヂング７後仕上圧延８を施し成品と
なるが、冷間ＬクロツプＣLにはＣL＝ＷM−
ＷＴ＋ＷＢ／２、冷間ＣクロツプＣCはＣC＝ｌT＋ｌBで 求められＣLおよびＣCの値が小さい程矩形度が良
い形状で不良部の少ない成品が得られる。 第２図はＣ方向エツヂング４を行なわない時の
DBT圧延、巾出し圧延の６のＬ方向エツヂング
直前のＬクロツプでＣWに与える関係を実験的に
求めたものである。DBT圧延の延伸比r1＝
材料厚／ＤＢＴ終了厚→大はＣW→小（鼓形状）、巾出
し圧 延巾出し比r2＝ＤＢＴ終了厚／巾出し終了厚→大はＣW
→大（太 鼓形状）の傾向がある。これらの関係を定量化す
る数式を次式に示す。 ＣWO＝C1×r1＋C2×r2＋C3 ………(1) 但し、 C1：材料厚の関数 C2，C3：定数 ＣWO：Ｃ方向エツヂング量の０のときのＣW 一方、Ｃ方向エツヂング４を付加した時のＬ方
向エツヂング直前のＬクロツプＣWとＣ方向エツ
ヂング量の関係を実験により求め第３図の結果を
得た。 第３図において縦軸と各直線との切片がＣW０
に相当し、Ｃ方向エツヂングを付加することによ
り直線的にＣWが減少すること明白である。そし
てこれらの関係を定量化する数式として次式を得
た。 ＣW＝C4×ＥC＋ＣWO ………(2) 但し C4：定数 ＥC：Ｃ方向エツヂング量（材料中心でのエツヂ
ング量） しかして(1)、(2)式よりＣ方向エツヂング前後の
圧延条件とＣ方向エツヂング量よりＬ方向エツヂ
ング直前のＬクロツプＣWが次式で予測できる。 ＣW＝C1×r1＋C2×r2＋C4×ＥC＋C3 ………(3) 一方、Ｌ方向エツヂング直前のＬクロツプＣ
W、Ｌ方向エツヂング量ＥLおよびＬ方向エツヂン
グ後の仕上圧延条件と冷間でのＬクロツプＣL、
ＣクロツプＣCの関係を実験的に求めたものが第
４図、第５図である。 第４図において冷間ＬクロツプＣLについてＣW
が正（太鼓形状）の場合にはＬ方向エツヂング量
ＥLがある大きさの点で最小値を示す。一方ＣWが
負（鼓形状）の場合にはＥLを増加するに従つて
ＣLは単調増加するが、ＣL＝０の最小値が存在す
る。次に第５図において冷間ＣクロツプＣCにつ
いてはＣWが正でも負でもＣCを最小にするＥLが
存在する。 以上第４図及び第５図の結果からすべてのＣW
についてＣLの最小値を実現するＥLと、ＣCを最
小にするＥLの値とが一致しない問題があること
が判明した。 これについて本発明者らは冷間ＬクロツプＣ
L、冷間ＣクロツプＣCにある許容限界値ＣLa，Ｃ
Caを設定し、任意のＣWについてＣL＜ＣLa、ＣC
＜ＣCaを満足するＬ方向エツヂング量ＥLの範囲
を実験により求め第６図の結果を得た。 すなわち第６図はＣLa，ＣCaより小さな値に設
定した時のＣWとＥLの範囲をケースとし、ＣL
ａ，ＣCaを若干大きくしたときのＣWとＥLの範囲
をケースとして図示したものである。 一方ＣLa，ＣCaは冷間ＬクロツプＣLによる歩
留ロス、冷間ＣクロツプＣCによる歩留ロスを極
力小さくする方向で決定される。 すなわち η１＝〓×ＣＬａ（正）／成品巾又は〓×ＣＬａ（負）
／成品巾 η２＝ＣＣａ／成品長 η１＋η２≦ΔYa より決定する。ここでΔYaは歩留ロス許容範囲
である。 またこのように決定される領域は仕上圧延での
延伸比r3＝巾出し終了厚／成品厚によつて変化すること
も 確認した。第６図の例は仕上延伸比８＜r3＜10の
例である。 そして第６図において各領域（ＣW，ＥLの狙い
の点はＣWおよびＥLの変化域の中点とした。即ち ＣW〓＝（ＣＷ）ｍａｘ＋（ＣＷ）ｍｉｎ／２｝ (4) ＥL〓＝（ＥＬｍａｘ＋（ＥＬ）ｍｉｎ／２ このＣW〓およびＥL〓をＬ方向エツヂング直前最
適Ｌクロツプおよび最適Ｌ方向エツヂング量と呼
ぶ。このＣW〓およびＥL〓と仕上延伸比r3の関係
について検討し、次の如く数式化できることを見
い出した。 一方第６図において（ＣW）min、および（Ｅ
L）min、（ＥL）maxは次のように設定される。
すなわちＬ方向エツヂング直前のＬクロツプＣW
が小さすぎる場合、Ｌ方向エツヂングを行なうと
板の座屈が発生し、Ｌ方向エツヂングの効果が失
なわれ、さらにハンドリング上トラブルの発生に
つながる。このため座屈の限界としてＣW−100
mmとした。このようにして決めた限界線と、先の
領域の交点として（ＣW）min、および（ＥL）
min、（ＥL）maxの値が決定される。 次にＬ方向エツヂング後の鋼板長手方向中心の
巾変化の過程を定量的に計算する方法について述
べる。 まず、Ｌ方向エツヂング後ドツグボーン部のみ
を水平ロールで圧延した時の巾戻り量を、鋼板長
手方向中心で求める。この巾戻り量ΔＥLは次式
で表わされる。 ΔＥL＝C9×ＥＣ Ｌ10 ………(6) 但しC9、C10は定数 一方、水平ロールでドツグボーンのみを圧延し
た後、仕上圧延終了後までの巾拡がり量ΔＷは次
式で表わされる。 但し C11＝各パス圧延巾／各パスの入側板厚の関数 （r3）ｉ＝各パスの延伸比＝各パスの入側板厚／各パス
出側板厚 Wi＝各パス圧延力 ｎ＝仕上圧延パス回数 ΔＷ＝鋼板長手方向中心での巾拡がり量 一方、仕上圧延終了後より、冷間状態までの巾
熱収縮代ΔＷTは次式で表現できる。 ΔＷT＝C12×Ｔ×ＷC ………(8) 但し C12：成分の関数 Ｔ：仕上圧延終了予測温度 ＷC：冷間目標巾 以上よりＬ方向エツヂング後の巾変化量（Δ
Ｗ）Totalは、(6)、(7)、(8)式より次式で表現でき
る。 上記式(9)より圧延前にスケジユーリングして求
めた熱間目標巾ＷHについての再計算を行い新熱
間目標巾ＷH′を ＷH′＝ＷC−（ΔＷ）Total＋ＥL ………(10) 但し ＷC：冷間目標巾 で求め ｜ＷH′−ＷH｜＜δ ………(11) 但しδは定数 の判定を行い｜ＷH′−ＷH｜＜δならば、最適Ｃ
方向エツヂング量ＥC〓を(3)式より ＥC〓＝ＣW〓−C1×r1−C2×r2−C3C4………(12) として求め ｜ＷH′−ＷH｜＞δならば圧延スケ
ジユールをやり直し最適Ｌ方向エツヂング量、最
適Ｃ方向エツヂング量を再計算する。 以上の如く厚板平面形状を矩形化し、更に冷間
での巾目標精度向上のための最適Ｌ、Ｃ方向エツ
ヂング量の計算方法を述べたが、この計算フロー
チヤートの例を第７図に示す。そしてこの計算方
法は第１図に示した圧延過程の中のイ，ロのルー
トに適用できるものであり、本発明はこのように
して求めた最適Ｌ、Ｃ方向エツヂング量を用いて
圧延スケジユールの巾出し圧延パス前に最適Ｃ方
向エツヂングパスを行い、巾出し圧延パス後に最
適Ｌ方向エツヂングパスを行い、次いで仕上圧延
するように構成した圧延法を採るため極めて矩形
度が高く、かつ冷間巾精度の優れた平面形状制御
法であり、成品歩留を著しく高めることが可能で
ある。 次に本発明の実施例を挙げる。 表１に圧延条件と圧延結果を示す。実施例１〜
４の圧延形態は第１図イに示す圧延形態によるも
のであるが、実施例１、２は第７図に示す計算フ
ローチヤートにより圧延スケジユーリングし、最
適Ｌ方向エツヂング量及び最適Ｃ方向エツヂング
量を求めて圧延したものであり、実施例３、４は
従来の圧延条件によりＣ方向エツヂング量を20
mm、Ｌ方向エツヂング量を40mmに一律（DBT延
伸比、巾出し比、仕上延伸比等圧延条件の違いに
かかわらず）設定したものである。 表１より明らかな如く本発明実施例１、２は従
来法による実施例３、４に比して冷間Ｃクロツ
プ、冷間Ｌクロツプ及び冷間実測巾−冷間目標巾
の値が何れも小さくそれだけ良好な矩形度及び冷
間巾精度が高いことを示しており、圧延歩留を著
しく向上することができた。 【表】
第１図は厚板圧延方法と圧延過程での平面形状
変化を示す説明図、第２図はＣ方向エツヂング量
０の時のＬ方向エツヂング直前ＬクロツプＣWOに
対する巾出し比、DBT延伸比の関係を示す説明
図、第３図はＣ方向エツヂング付加したときのＬ
方向エツヂング直前のＬクロツプＣWとＣ方向エ
ツヂング量の関係を示す説明図、第４図、第５図
はＬ方向エツヂング直前のＬクロツプＣW、Ｌ方
向エツヂング量ＥLおよびＬ方向エツヂング後の
仕上圧延条件と冷間でのＬクロツプＣL、Ｃクロ
ツプＣCの関係を示す説明図、第６図は冷間Ｌ、
ＣクロツプＣL，ＣCに対し許容限界値を設定し任
意のＬ方向エツヂング直前クロツプＣWについて
ＣL，ＣCが限界値より小さくなるＬ方向エツヂン
グ量の範囲を示す説明図、第７図は本発明を実施
する場合の最適Ｌ方向エツヂング量、Ｌ方向エツ
ヂング直前最適Ｌクロツプ、熱間巾狙い値、最適
Ｃ方向エツヂング量を求める計算フローチヤート
を示す説明図。
変化を示す説明図、第２図はＣ方向エツヂング量
０の時のＬ方向エツヂング直前ＬクロツプＣWOに
対する巾出し比、DBT延伸比の関係を示す説明
図、第３図はＣ方向エツヂング付加したときのＬ
方向エツヂング直前のＬクロツプＣWとＣ方向エ
ツヂング量の関係を示す説明図、第４図、第５図
はＬ方向エツヂング直前のＬクロツプＣW、Ｌ方
向エツヂング量ＥLおよびＬ方向エツヂング後の
仕上圧延条件と冷間でのＬクロツプＣL、Ｃクロ
ツプＣCの関係を示す説明図、第６図は冷間Ｌ、
ＣクロツプＣL，ＣCに対し許容限界値を設定し任
意のＬ方向エツヂング直前クロツプＣWについて
ＣL，ＣCが限界値より小さくなるＬ方向エツヂン
グ量の範囲を示す説明図、第７図は本発明を実施
する場合の最適Ｌ方向エツヂング量、Ｌ方向エツ
ヂング直前最適Ｌクロツプ、熱間巾狙い値、最適
Ｃ方向エツヂング量を求める計算フローチヤート
を示す説明図。
Claims (1)
- １ 水平ロールと竪ロールを配置した厚板圧延設
備により厚板圧延するに際し、少くとも材料寸
法、成品寸法とから圧延スケジユールを作成し、
DBT延伸比、巾出し比、仕上延伸比、初期熱間
目標巾を定め、該仕上延伸比を用いて最適Ｌ方向
エツヂング量とＬ方向エツヂング直前最適クロツ
プを求め、最適Ｌ方向エツヂング量とその後の圧
延パススケジユールによる総巾変化量を予測し、
冷間目標巾を実現すべき新熱間目標巾を求め、得
られた新熱間目標巾と初期熱間目標巾の差が許容
範囲を外ずれた場合は圧延スケジユールを再計算
し新熱間目標巾を求め直し、許容範囲内の場合は
そのままとしかくして得られた新熱間目標巾を用
いて圧延スケジユール及び最適Ｌ方向エツヂング
量を決定し、次に最適Ｃ方向エツヂング量を
DBT延伸比、巾出し比およびＬ方向エツヂング
直前最適クロツプを用いて算出し、圧延スケジユ
ールの巾出し圧延パス前に、最適Ｃ方向エツヂン
グパスを巾出し圧延パス後に最適Ｌ方向エツヂン
グパスを行い、次いで仕上圧延することを特徴と
する厚板平面形状制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15683679A JPS5680310A (en) | 1979-12-05 | 1979-12-05 | Controlling method for plane shape of thick plate |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15683679A JPS5680310A (en) | 1979-12-05 | 1979-12-05 | Controlling method for plane shape of thick plate |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5680310A JPS5680310A (en) | 1981-07-01 |
| JPS6134886B2 true JPS6134886B2 (ja) | 1986-08-09 |
Family
ID=15636419
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15683679A Granted JPS5680310A (en) | 1979-12-05 | 1979-12-05 | Controlling method for plane shape of thick plate |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5680310A (ja) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61140305A (ja) * | 1984-12-14 | 1986-06-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 厚板の圧延方法 |
| JPS61199509A (ja) * | 1985-03-01 | 1986-09-04 | Nippon Steel Corp | 熱延鋼板の製造方法 |
| 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 |
| JP5182148B2 (ja) * | 2009-02-23 | 2013-04-10 | 新日鐵住金株式会社 | 厚鋼板の製造方法 |
-
1979
- 1979-12-05 JP JP15683679A patent/JPS5680310A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5680310A (en) | 1981-07-01 |
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