JPS6323848B2 - - Google Patents
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- JPS6323848B2 JPS6323848B2 JP56198410A JP19841081A JPS6323848B2 JP S6323848 B2 JPS6323848 B2 JP S6323848B2 JP 56198410 A JP56198410 A JP 56198410A JP 19841081 A JP19841081 A JP 19841081A JP S6323848 B2 JPS6323848 B2 JP S6323848B2
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Classifications
-
- 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
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Control Of Metal Rolling (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は熱間圧延機の板厚制御方法に係り、特
に低温仕上圧延を含むセツ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。
に低温仕上圧延を含むセツ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
設定するセツトアツプ制御が盛んに行われてい
る。このセツトアツプ制御の基礎になつているの
が、圧延荷重を予測計算する、圧延現象の理論的
解析により得られた数式モデルであり、さらにこ
の数式モデルは、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立つている。
機を使用して、圧延機の圧下位置、圧延速度等を
設定するセツトアツプ制御が盛んに行われてい
る。このセツトアツプ制御の基礎になつているの
が、圧延荷重を予測計算する、圧延現象の理論的
解析により得られた数式モデルであり、さらにこ
の数式モデルは、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立つている。
鉄の変形抵抗kn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はな
らず、700〜900℃に変曲点があり、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つて異なり、温度Ｔの上昇に
ともないα相からα＋γ相、さらにγ相に相変位
するために生じ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の変態点と
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、極大の生じる温度は、
従来の実験データによれば、A3変態点付近と考
えてもさしつかえないという特徴がある。
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はな
らず、700〜900℃に変曲点があり、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つて異なり、温度Ｔの上昇に
ともないα相からα＋γ相、さらにγ相に相変位
するために生じ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の変態点と
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、極大の生じる温度は、
従来の実験データによれば、A3変態点付近と考
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kn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、例えば仕上圧延
機の最終スタンドで900℃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。従
つて、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、セツトアツプ制御上問題はなかつた。
このため、例えば、熱間圧延機のセツトアツプ制
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。
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、例えば仕上圧延
機の最終スタンドで900℃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。従
つて、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、セツトアツプ制御上問題はなかつた。
このため、例えば、熱間圧延機のセツトアツプ制
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。
kn＝EXP（0.126−1.75C＋0.594C2＋2851＋2968C−1120C
2／Tk）ε0.21・εv 0.13……(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〔〓〕 ε；対数歪〔−〕 εv；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kn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。
2／Tk）ε0.21・εv 0.13……(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〔〓〕 ε；対数歪〔−〕 εv；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kn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、例えば仕上
圧延機出側の目標温度が750℃というような圧延
が行われている。従つて、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つてきてお
り、次に示す志田の式(2)が知られている。
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、例えば仕上
圧延機出側の目標温度が750℃というような圧延
が行われている。従つて、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つてきてお
り、次に示す志田の式(2)が知られている。
kn＝kf・ｆ・（εv／10）m ……(2)
ここで
ｆ＝1.3（ε／0.2）n−0.3（ε／0.2） ……(5)
であり、これらの式(3)〜(5)内のパラメータｇ，
ｎ，ｔ，td等は以下で与えられる。
ｎ，ｔ，td等は以下で与えられる。
またε，εv，Ｃ等は式(1)で用いたのと同じもの
である。この式(2)は、変態点付近を考慮するため
に、変形抵抗knが極大を生じる温度を境界温度td
とし、温度領域を２つに分けて、変形抵抗knを
計算する方法をとつている。志田は式(2)の計算結
果が、公知の橋爪、Cook，Alder，Luegの実測
値と比較し、ほぼ一致することを確認している
（第18回塑性加工連合講演会前刷集、1970を参
照）。
である。この式(2)は、変態点付近を考慮するため
に、変形抵抗knが極大を生じる温度を境界温度td
とし、温度領域を２つに分けて、変形抵抗knを
計算する方法をとつている。志田は式(2)の計算結
果が、公知の橋爪、Cook，Alder，Luegの実測
値と比較し、ほぼ一致することを確認している
（第18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セツトア
ツプ制御に使用する数式モデルとしては以下に示
すような問題があつた。
果であり、実際の圧延機の低温圧延を含セツトア
ツプ制御に使用する数式モデルとしては以下に示
すような問題があつた。
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。
ータを以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＝kn√・・Ｂ・QP ……(7) で与えられる。ただし kn；平均変形抵抗 Ｒ；偏平ロール半径 Δh；板厚圧下量 Ｂ；被圧延材の板巾 QP；圧力溶関数 である。この式(7)は公知のSimsの圧延荷重計算
式であつて、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knAを knA＝PA／（√A・A・BA・QPA） ……(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。
モデルを用いて Ｐ＝kn√・・Ｂ・QP ……(7) で与えられる。ただし kn；平均変形抵抗 Ｒ；偏平ロール半径 Δh；板厚圧下量 Ｂ；被圧延材の板巾 QP；圧力溶関数 である。この式(7)は公知のSimsの圧延荷重計算
式であつて、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knAを knA＝PA／（√A・A・BA・QPA） ……(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
kn、温度Tk、炭素含有量Ｃ、対数歪ε、及び歪
速度εv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εv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εv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
抗の実績植knAを、１つの実績値としての対数歪
εA＝0.2、歪速度εvA＝10として正規化し、その結
果をkPAとおく； kPA＝knA／fA・（εvA／10）nA ……(9) ただし fA＝1.3（εA／0.2）n−0.3（εA／0.2） ここでmAは式(4)に実際の圧延温度TKA、炭素
含有量CAを代入して得た値である。
kn、温度Tk、炭素含有量Ｃ、対数歪ε、及び歪
速度εv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εv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εv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
抗の実績植knAを、１つの実績値としての対数歪
εA＝0.2、歪速度εvA＝10として正規化し、その結
果をkPAとおく； kPA＝knA／fA・（εvA／10）nA ……(9) ただし fA＝1.3（εA／0.2）n−0.3（εA／0.2） ここでmAは式(4)に実際の圧延温度TKA、炭素
含有量CAを代入して得た値である。
以上により式(9)で得た付規化実績変形抵抗kPA
を、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Ｔ〔℃〕をとつてグラフ
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（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
kPAを示しており、実線の志田の式(2)と比較され
ている。
を、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Ｔ〔℃〕をとつてグラフ
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（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
kPAを示しており、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
る結果となつており、何等かの対策が必要なこと
を示している。
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
る結果となつており、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履歴、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、変形抵抗予測式として圧延機の制御に応用す
るには、その取扱いが非常に難かしく、実用的で
ない。
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履歴、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、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つていた。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、すなわち加工によつて生じ
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600℃前後）より高い温度で圧延を
行う。従つ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、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。従つて、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つていた。
形抵抗の予測を別の式で行つていた。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、すなわち加工によつて生じ
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600℃前後）より高い温度で圧延を
行う。従つ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、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。従つて、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つていた。
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、さらには高能
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復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われているものと
考えられる。ところが、従来の変形抵抗予測式
は、焼きなましにより、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。
うに、省資源、圧延品質の多様化、さらには高能
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復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われているものと
考えられる。ところが、従来の変形抵抗予測式
は、焼きなましにより、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。
従つて、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、
被圧延材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り実用的でない。
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、
被圧延材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り実用的でない。
本発明は、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、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。
点にかんがみてなされたもので、その目的は、低
温仕上、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、この温度範囲では従来と同様な方法で変
形抵抗の予測を行い、A3変態点以下の温度にな
つた場合には、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
によつて過去の加工履歴による修正を行うように
したことを特徴とするものである。
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、この温度範囲では従来と同様な方法で変
形抵抗の予測を行い、A3変態点以下の温度にな
つた場合には、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
によつて過去の加工履歴による修正を行うように
したことを特徴とするものである。
即ち、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収し、次圧
延に影響を与えない。A3変態点以下の温度にお
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
に特にはつきり現われる。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。
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収し、次圧
延に影響を与えない。A3変態点以下の温度にお
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
に特にはつきり現われる。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
Kn1を、従来の予測式(2)で求めたknを kn1＝（１＋ａ・εs b）・kn ……(10) のように修正して用いる。ただしａ，ｂは定数
で、εsはεj（ｊ＝１，２，……）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、 εs＝〓 ｊεj により与えられる。即ち対数歪εjの和εsの定数(b)
乗に比例（比例定数ａ）する残留応力影響度係数
によつて過去の加工履歴の影響を補正するもの
で、定数ａ，ｂを第２図のような実測値に適合す
るように定めておけば、式(10)により低温領域でも
精度よい変形抵抗の予測が可能となる。
Kn1を、従来の予測式(2)で求めたknを kn1＝（１＋ａ・εs b）・kn ……(10) のように修正して用いる。ただしａ，ｂは定数
で、εsはεj（ｊ＝１，２，……）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、 εs＝〓 ｊεj により与えられる。即ち対数歪εjの和εsの定数(b)
乗に比例（比例定数ａ）する残留応力影響度係数
によつて過去の加工履歴の影響を補正するもの
で、定数ａ，ｂを第２図のような実測値に適合す
るように定めておけば、式(10)により低温領域でも
精度よい変形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
ツトアツプ制御、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。
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
ツトアツプ制御、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、圧延スケジユール決定装置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H1、温度T0、及び、最終スタンド
（通常６〜７スタンドの圧延機の材料板厚目標値
hf，温度TF等の圧延仕様I0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ユールI1
を決定する。各スタンドの圧延スケジユールI1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Ti、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Viより各スタ
ンドの対数歪εi、歪速度εviを決定する。これら各
項目の決定方については、多数の公知例があるの
と、本発明の本質には関係ないのでここでは省略
する。
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H1、温度T0、及び、最終スタンド
（通常６〜７スタンドの圧延機の材料板厚目標値
hf，温度TF等の圧延仕様I0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ユールI1
を決定する。各スタンドの圧延スケジユールI1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Ti、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Viより各スタ
ンドの対数歪εi、歪速度εviを決定する。これら各
項目の決定方については、多数の公知例があるの
と、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予測装置２、圧延
スケジユール決定装置１で得られた圧延温度Ti、
対数歪εi、歪速度εviを入力して、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ヤートを第４図に示す。
スケジユール決定装置１で得られた圧延温度Ti、
対数歪εi、歪速度εviを入力して、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ヤートを第４図に示す。
第４図に於て、ブロツク１００では、まずA3
変態点以下の温度で圧延した被圧延材の歪の累積
合計εsを零に初期設定する。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
での加工履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。次いでブロツク１０１
では、前述した式(10)に従つて変形抵抗kn1を算出
し、出力する。ブロツク１０２では、被圧延材の
圧延温度Tiを判定し、圧延温度TiがA3変態点の
温度TA3以下の温度であれば、今回の圧延による
加工硬化が次スタンドの変形抵抗に影響を与える
としてブロツク１０３で歪の累積εsにεiを加算す
る。Ti＞TA3であればステツプ１０３は通らずに
ブロツク１０４へジヤンプする。ブロツク１０４
では、スタンド番号ｉが最終スタンドinaxを示し
ていれば終了し、そうでなければｉを１ふやして
ステツプ１０１へ戻る。
変態点以下の温度で圧延した被圧延材の歪の累積
合計εsを零に初期設定する。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
での加工履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。次いでブロツク１０１
では、前述した式(10)に従つて変形抵抗kn1を算出
し、出力する。ブロツク１０２では、被圧延材の
圧延温度Tiを判定し、圧延温度TiがA3変態点の
温度TA3以下の温度であれば、今回の圧延による
加工硬化が次スタンドの変形抵抗に影響を与える
としてブロツク１０３で歪の累積εsにεiを加算す
る。Ti＞TA3であればステツプ１０３は通らずに
ブロツク１０４へジヤンプする。ブロツク１０４
では、スタンド番号ｉが最終スタンドinaxを示し
ていれば終了し、そうでなければｉを１ふやして
ステツプ１０１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kn1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Piを公知のSimsの式 Pi＝kn1・√・・Ｂ・QP ……(11) で算出し、更に公知のゲージメーター式で圧延機
の圧下位置Siを次式により計算する； Si＝hi−Pi／Ki ……(12) ここでKiは、各スタンドｉのミル定数である。
れた変形抵抗kn1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Piを公知のSimsの式 Pi＝kn1・√・・Ｂ・QP ……(11) で算出し、更に公知のゲージメーター式で圧延機
の圧下位置Siを次式により計算する； Si＝hi−Pi／Ki ……(12) ここでKiは、各スタンドｉ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Si
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
ように圧延機をセツトするセツトアツプ制御が完
了する。
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
ように圧延機をセツトするセツトアツプ制御が完
了する。
以上の説明から明らかなように、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。
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。
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
略ブロツク図、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ヤートである。 １……圧延スケジユール決定装置、２……変形
抵抗予測装置、３……圧延機圧下位置設定決定装
置。
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
略ブロツク図、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ヤートである。 １……圧延スケジユール決定装置、２……変形
抵抗予測装置、３……圧延機圧下位置設定決定装
置。
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スタンドでの上記変
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響を加
味して行う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
するに際しては、該変形抵抗は当該スタンドより
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定数乗に比例する
残留応力影響度係数によつて、上記残留応力を無
視した時の変形抵抗の予測値の（１＋残留応力影
響度係数）倍として予測されることを特徴とする
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。 ３ 前記境界温度を、被圧延材の組成がγ相のみ
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 JPS58100907A (ja) | 1983-06-15 |
| JPS6323848B2 true 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 (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 |
Families Citing this family (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 |
| JPH0747171B2 (ja) * | 1988-09-20 | 1995-05-24 | 株式会社東芝 | 圧延機の設定方法および装置 |
| CN104985004B (zh) * | 2015-07-08 | 2017-01-25 | 燕山大学 | 一种冷轧带材残余应力的预报方法 |
| 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 |
-
1981
- 1981-12-11 JP JP56198410A patent/JPS58100907A/ja active Granted
Cited By (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 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS58100907A (ja) | 1983-06-15 |
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