TWI546135B

TWI546135B - 鋼帶之熱軋方法

Info

Publication number: TWI546135B
Application number: TW103130818A
Authority: TW
Inventors: 鄭恆星; 葉彥良; 陳明發; 簡維義; 李鴻泰
Original assignee: 中國鋼鐵股份有限公司
Priority date: 2014-09-05
Filing date: 2014-09-05
Publication date: 2016-08-21
Also published as: TW201609284A

Description

鋼帶之熱軋方法

本發明是有關於一種熱軋方法，且特別是有關於一種鋼帶之熱軋方法。

在製作鋼帶的過程中，為了使鋼帶最終具有預期之尺寸，通常會透過軋延製程來調整鋼帶的尺寸。在進行鋼帶的軋延製程時，鋼帶的軋延速度快且軋延力高，當鋼帶尾端在通過軋機機組的時候，容易在軋機與軋機之間突然側移，導致鋼帶尾端撞擊軋機機組的邊導器而翻起，且撞擊軋機的軋輥。同時，鋼帶尾端受到撞擊後會因而破損或破碎。另一方面，受到撞擊軋機的軋輥會在軋輥表面產生裂痕，這樣的裂痕會使得下一個經過軋輥的鋼帶上也會產生對應的痕跡，導致鋼帶表面產生缺陷。此時需要停止生產，並將受損的軋輥更換，才能繼續進行鋼帶之生產作業，因此增加鋼帶的製作成本及製作時間。

一般，鋼帶側彎的成因機制，其係由於軋延過程中鋼帶兩側裁減率不同，造成鋼帶兩側軋入軋機的速度不同，進而導致軋機入口鋼帶尾端歪斜側移，所以需要控制軋輥水平才能修正鋼帶側移。

例如，日本特許專利公開號(JP 2010247177)係利用軋機兩側測力計所量測的軋延力差值，控制軋機的軋輥水平。然而，前述之日本特許專利中，僅考慮軋機兩側彈張量變化，而未考慮軋輥水平調整後對鋼帶楔形量(即鋼帶兩側厚度之差值)的影響。因此，雖可減少鋼帶尾端之側移量，卻無法將鋼帶控制至軋機之中心處，所以當鋼帶尾端之側移量過大時，還是會產生鋼帶尾端撞擊軋機機組的邊導器而翻起之問題。再者，此日本專利案中所使用的控制設計為開路設計，但是在軋延過程中的干擾因素繁多，所以易受干擾影響而造成控制誤差。

另一方面，亦有業者提出可以在軋機與軋機之間裝設有影像系統來量測鋼帶尾端的側移量，接著透過軋機軋輥水平來控制鋼帶尾端的側移。但是，這種方式是以比例調整的方式來控制鋼帶尾端的側移，所以仍容易受到環境的干擾所影響。再者，實際上鋼帶尾端側移時為非線性運動，容易因軋延條件不同而造成不易穩定控制之問題。

有鑑於此，亟需提出一種鋼帶之熱軋方法，以解決不易控制鋼帶尾端側移之問題。

因此，本發明之一目的在於提供一種鋼帶之熱軋方法，其可控制鋼帶尾端之側移量，並將鋼帶控制至軋機之中心處。

根據本發明之上述目的，提出一種鋼帶之熱軋方法。在一實施例中，鋼帶之熱軋方法包含下列步驟。提供鋼帶。利用複數個軋機從鋼帶之頭端開始軋延至鋼帶之尾端，每一個軋機包含相對之調整軋輥以及固定軋輥，其中任意相鄰軋機包含第一軋機及第二軋機，鋼帶之尾端係依序從第一軋機及第二軋機通過。當尾端通過第一軋機之前，提供第二軋機對鋼帶進行軋延之第二出口楔形量予調整裝置，並且調整裝置進行第一調整步驟，其中第一調整步驟係調整裝置根據第二出口楔形量調整第二軋機之調整軋輥，以使第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間具有第二軋輥兩側開度差，藉以使後續通過第二軋機之鋼帶維持第二出口楔形量。當尾端通過第一軋機之後且尾端通過第二軋機之前，調整裝置持續執行第一調整步驟，且調整裝置更進行第二調整步驟，其中第二調整步驟係調整裝置根據第二軋輥兩側軋延力差值與第二軋輥兩側開度差計算鋼帶之側移程度，以調整第二軋機之調整軋輥。

依據本發明一實施例，上述提供第二軋機對鋼帶進行軋延之第二出口楔形量之步驟中，第二出口楔形量係利用下列公式計算而得：

其中，W _d1為鋼帶之尾端之第二出口楔形量；M _L為每一個軋機之水平彈張係數；Q _L為鋼帶之軋延楔形變形係數；以及W _e為鋼帶之尾端之第二入口楔形量。

其中，W _d1為鋼帶之尾端之第二出口楔形量；M _L為每一個軋機之水平彈張係數；Q _L為鋼帶之軋延楔形變形係數；以及W _L1為第一軋機之調整軋輥及固定軋輥之間在鋼帶之寬度範圍內之兩側開度差。

其中，W _d1為鋼帶之尾端之第二出口楔形量；P ₁為第二軋機之調整軋輥之兩側軋延力總和；M _L為每一個軋機之水平彈張係數；Q _L為鋼帶之軋延楔形變形係數；d _LC為每一個軋機之調整軋輥之軸承中心距離；以及δ _SW1為鋼帶之尾端之中心與第二軋機之中心之偏移距離。

其中，W _d1為第二出口楔形量；M _L為每一個軋機之水平彈張係數；Q _L為鋼帶之軋延楔形變形係數；W _e為當尾端通過第一軋機之前，提供第二軋機對鋼帶進行軋延之第二入口楔形量；W _L1為第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間位在鋼帶之寬度範圍內之兩側開度差；P ₁為第二軋機之調整軋輥之兩側軋延力總和；d _LC為每一個軋機之調整軋輥之軸承中心距離；以及δ _SW1為鋼帶之尾端之中心與第二軋機之中心之偏離距離。

其中，W _d1為第二出口楔形量；δS ₁為第二軋機之第二軋輥兩側開度差；δP ₁為第二軋機之第二軋輥兩側軋延力差值；M為每一個軋機之軋機彈張係數；d _LC為每一個軋機之調整軋輥之軸承中心距離；以及w _s為鋼帶之寬度。

依據本發明一實施例，在第一調整步驟中，上述第二軋輥兩側開度差係利用下列公式計算：

其中，為第二軋輥兩側開度差；δS ₂為進行第一調整步驟前，第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間之預設第二軋輥兩側開度差；為進行第一調整步驟後，第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間位在鋼帶之寬度範圍內之兩側開度差；W _L2為進行第一調整步驟前，第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間位在鋼帶之寬度範圍內之預設兩側開度差；為進行第一調整步驟後之第二出口楔形量；W _d2為進行第一調整步驟前，通過第二軋機之鋼帶之預設第二出口楔形量；M _L為每一個軋機之水平彈張係數；以及Q _L為鋼帶之軋延楔形變形係數。

依據本發明一實施例，上述第二調整步驟中更包含根據下列公式計算出鋼帶之尾端之中心與第二軋機之中心之偏離距離，且根據偏離距離調整第二軋機以使第二軋機之調整軋輥及固定軋輥之間具有修正第二軋輥兩側開度差：

其中，δ _SW2為偏離距離；為第二軋輥兩側軋延力差值；δP ₂為進行第一調整步驟前，第二軋輥之預設第二軋輥兩側軋延力差值；d _LC為每一個軋機之調整軋輥之軸承中心距離；以及P ₂為第二軋機之調整軋輥之兩側軋延力總和。

依據本發明一實施例，上述第一調整步驟係以閉控制迴路方式調整第二軋機之調整軋輥。

依據本發明一實施例，上述第二調整步驟係以閉控制迴路方式調整第二軋機之調整軋輥。本發明之鋼帶之熱軋方法係將軋延過程中因鋼帶兩側裁減率不同所導致之鋼帶尾端非線性側移以線性關係簡化，並設計楔形量與側移之內外迴路控制架構，透過動態控制軋輥水平來控制鋼帶兩側裁減率，以修正鋼帶尾端歪斜側移的現象，進而改善鋼帶尾端撞擊軋機機組的邊導器而翻起，並撞傷軋機的軋輥的問題。

100‧‧‧鋼帶

100b‧‧‧尾端

110‧‧‧軋機

111‧‧‧軋輥

111a‧‧‧裂紋

120‧‧‧邊導器

300‧‧‧鋼帶

300b‧‧‧尾端

310a‧‧‧軋機

310b‧‧‧軋機

311‧‧‧軋輥

600‧‧‧軋機

610‧‧‧調整軋輥

611‧‧‧油壓缸

620‧‧‧固定軋輥

621‧‧‧力量感測器

630‧‧‧鋼帶

700‧‧‧軋機

700a‧‧‧第一軋機

700b‧‧‧第二軋機

710‧‧‧調整軋輥

711‧‧‧油壓缸

720‧‧‧固定軋輥

721‧‧‧力量感測器

730‧‧‧鋼帶

730a‧‧‧頭端

730b‧‧‧尾端

740‧‧‧控制功能

800‧‧‧方法

810‧‧‧步驟

820‧‧‧步驟

830‧‧‧步驟

840‧‧‧步驟

L1、L2、L3‧‧‧距離

為讓本發明之上述和其他目的、特徵、優點與實施例能更明顯易懂，所附圖式之說明如下：第1圖係繪示鋼帶進行軋延製程中，鋼帶尾端側移之示意圖。

第2A至2C圖係鋼帶尾端逐步通過各座軋機時，軋機兩側軋延力差值之變化之示意圖。

第3A至3F圖係繪示鋼帶經過軋機後產生軋延力不對稱之形成因素的剖面示意圖及俯視示意圖。

第4A圖係為鋼帶兩側厚度不均時所產生鋼帶不對稱軋延時，鋼帶與軋機之剖面示意圖。

第4B圖係為鋼帶兩側厚度不均時所產生鋼帶不對稱軋延時，鋼帶楔形量與軋機兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。

第4C圖係為將軋機兩側視為彈簧結構之示意圖。

第4D圖係為鋼帶施於軋輥之反作用力呈線性變化之示意圖。

第5A圖係為軋輥傾斜所產生鋼帶不對稱軋延時，鋼帶之楔形量與軋機兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。

第5B圖係為鋼帶未對齊軋機中心所產生鋼帶不對稱軋延時，鋼帶之楔形量與軋機兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。

第6圖係繪示本發明一實施例之軋機之控制方塊示意圖。

第7圖係繪示依據本發明一實施例之一種鋼帶之熱軋方法之軋機控制之示意圖。

第8圖係繪示依據本發明一實施例之一種鋼帶之熱軋方法之流程圖。

第9圖係繪示利用本發明一實施例之一種鋼帶之熱軋方法來對鋼帶尾端進行控制時，鋼帶之楔形量與第二軋機兩側軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。

第10A與10B圖係繪示依據本發明實施例之鋼帶之熱軋方法來控制表一之假定參數之鋼板側移量與第二軋輥兩側開度差隨時間變化之模擬結果圖。

以下配合本發明之實施例詳細說明本發明之技術內容、構造特徵、所達成目的及功效。

鋼帶之熱軋方法是將鋼帶加熱後，經粗軋機組多道次軋延至厚度較薄的中間鋼帶，再經過5至7座精軋機組連續軋延，以使鋼帶具有產品需要之厚度，並在精軋機組出口進行層流冷卻，再盤捲成鋼捲。請參照第1圖，第1圖係繪示鋼帶100進行軋延製程中，鋼帶100之尾端100b側移之示意圖。在進行軋延製程中，鋼帶100的軋延速度快且軋延力高，鋼帶100之尾端100b在經過軋機110時，容易在二個相鄰軋機110之間突然側彎，撞擊軋機110入口側之邊導器120而翻起，並撞傷軋輥111(俗稱打輥)。鋼帶100之尾端100b撞傷軋輥111，不但會造成鋼帶100之尾端100b破裂，同時軋輥111表面的裂紋111a也會轉印到下一個鋼帶100上，導致鋼帶100表面缺陷。故當發生打輥時，鋼帶100產線需停機更換軋輥111，因而造成生產延誤。

如第1圖所示，鋼帶100側彎的主要原因就是軋延過程中鋼帶100兩側裁減率不相等。一般，軋機110具有二個軋輥111，並且是以二軋輥111夾壓鋼帶100，以減薄鋼帶100之厚度。由於鋼帶100軋延之軋延力大，所以經軋延後之鋼帶厚度實際上為軋機110之此二軋輥111之距離(後稱開度)加上此二軋輥111因軋延力撐開之彈張量。軋機110軋入鋼帶100與軋出鋼帶100的速度與裁減率有關，裁減率越大則軋入速度越慢。故當鋼帶100兩側受軋機110軋延變薄之厚度裁減率不同時，鋼帶100兩側軋入或軋出的速度就不相同，進而造成鋼帶100在軋延過程產生側彎。若鋼帶100在經過軋機110產生鋼帶100兩側裁減率不同之情況時，則會使鋼帶100兩側張力產生變化。然而，在軋延製程初期，鋼帶100在相鄰之軋機110之間受到拘束，所以即便有鋼帶100兩側裁減率不同之情況，雖會產生側移，但側移的情況並不會很明顯。然而，若是在鋼帶100軋延後期，鋼帶100在經過軋機110仍產生鋼帶100兩側裁減率不同之情況時，鋼帶100之尾端100b由於沒有受到相鄰之軋機110拘束，就會產生前述之側移行為。

另一方面，鋼帶100之尾端100b側彎行為是非線性運動。因為當鋼帶100兩側軋延不對稱時，鋼帶100之尾端100b會往裁減率較小的方向歪斜(因為裁減率較小的一側的鋼帶100軋入速度較快)。接著鋼帶100持續軋入軋機110，鋼帶100之尾端100b歪斜會使得軋機110內的鋼帶100往裁減率小的方向側移，導致裁減率較小的一側的軋延力變大，而使軋輥111彈張量增加，進而增加鋼帶100兩側厚度裁減率之差異，造成不對稱軋延更嚴重(即鋼帶100之尾端100b歪斜更嚴重)。請一併參照第1及2A至2C圖，第2A至2C圖係鋼帶100尾端100b逐步通過各座軋機110時，軋機110兩側軋延力差值之變化之示意圖。其中，虛線範圍內係表示鋼帶100之尾端100b從剛脫離上一座軋機110至剛脫離當座軋機110之時間範圍。當鋼帶100之尾端100b通過第一座軋機110時，已產生些許的軋延力差值，但是鋼帶100之尾端100b通過第二座軋機110以及第三座軋機110時，軋機110兩側軋延力差值即開始有急劇的變化。這是因為鋼帶100之尾端100b在通過第二座軋機110時已側彎，所以在第三座軋機110仍會造成軋機110兩側軋延力差值。

請參照第3A至3F圖，第3A至3F圖係繪示鋼帶300經過軋機310a及310b後產生軋延力不對稱之形成因素的剖面示意圖及俯視示意圖。其中，虛線繪示之軋輥311係指軋輥311的初始位置，實線繪示之軋輥311係指進行軋延製程中之軋輥311之真實位置，鋼帶300繪示剖面線的部分係指鋼帶300進行軋延製程後鋼帶300減薄的部分。造成鋼帶300軋延力不對稱的因素很多，例如鋼帶300兩側厚度不同(如第3A及3B圖)、軋輥311水平傾斜(如第 3C及3D圖)及鋼帶300中心未與軋機310b中心對齊(如第3E及3F圖)。所以，鋼帶300生產過程中很難避免不對稱軋延現象的發生。

請一併參照第3A、3B、4A及4B圖，第4A圖係為鋼帶300兩側厚度不均所產生鋼帶300不對稱軋延時，鋼帶300與軋機310b之剖面示意圖，第4B圖係為鋼帶300兩側厚度不均所產生鋼帶300不對稱軋延時，鋼帶300之楔形量與軋機310b兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。橫軸為鋼帶300之楔形量、縱軸為軋機310b兩側之軋延力差值。正負座標表示不對稱軋延的方向。軋機310b由馬達驅動，故定義靠近馬達側之軋機310b為驅動側(後稱DS側)，遠離馬達側之一側則面向操作台，故定義遠離馬達側之一側為操作側(後稱OS側)。楔形量為正值時，表示鋼帶300橫斷面偏OS側之厚度大於偏DS側之厚度。軋機310b兩側之軋延力差值為正值時，表示OS側之軋延力(後稱P_OS)高於DS側之軋延力(後稱P_DS)。在一例子中，可在軋機310b兩側上加裝力量感測器藉以量測P_OS及P_DS。另外，H_OS與H_DS分別是軋機310b入口之鋼帶300靠OS側與DS側之厚度；h_OS與h_DS分別為位於軋機310b出口之鋼帶300靠OS側與DS側之厚度；W_e與W_d分別為位於軋機310b入口之鋼帶300之入口楔形量與位於軋機310b出口之鋼帶300之出口楔形量，其中W_e=H_OS-H_DS以及W_d=h_OS-h_DS；d_LC為軋機310b之軋輥311之軸承中心距離；w_s為鋼帶300之寬度；以及δP為軋機310b兩側之軋延力差值，其中δ P=P_OS-P_DS。M_L曲線表示軋機水平彈張係數，如下式(1)所示：

其中M為軋機彈張係數，其定義為進行軋延操作時，鋼帶300對軋機310b產生之反作用力與鋼帶300彈張量之比值。

前述之軋機彈性係數可視為軋機兩側為彈簧的並聯結構，請參照第4C圖，第4C圖係為將軋機兩側視為彈簧結構之示意圖。由於軋機彈張係數為M，所以兩側的彈簧結構的彈性係數分別皆為M/2。依照虎克定律，軋機兩側力量差與兩側彈簧壓縮量差之關係式如下式(2)所示，而軋機兩側彈簧壓縮量差異在鋼帶範圍則會形程造成x'₁-x'₂之差異量，其關係式如下式(3)所示。將式(3)帶入式(2)則可得到下式(4)，即可求得軋機水平彈張係數(如上式(1)所示)。

Q_L曲線表示鋼帶軋延楔形變形係數(如下式(5)所示)：

其中，Q為鋼帶軋延變形係數，其定義為進行軋延操作時，軋機310b對鋼帶300產生之作用力與鋼帶壓縮量之比值。

鋼帶軋延變形係數可透過下列方式求得。鋼帶遭受軋輥擠壓變形後，單位寬度鋼帶施於軋輥之反作用力如式 (6)所示。

若鋼帶兩側壓縮量不同(即形成楔形)，則鋼帶施於軋輥之反作用力呈線性變化，請參照第4D圖，第4D圖係為鋼帶施於軋輥之反作用力呈線性變化之示意圖。將反作用力拆解成兩部份，分別對應到第4D圖之矩形區塊與三角形區塊，兩區塊之總力分別為F'_a與F'_b，如式(7)與式(8)所示。

F'_a=F'₁×w _s (7)

依據力矩平衡(支點在中心位置)，可得到式(9)，

將式(8)代入式(9)，即可求得鋼帶軋延楔形變形係數(Q_L)，如式(10)所示。

如第3A、3B、4A及4B圖所示，當軋機310b入口之鋼帶300位於OS側之厚度大於位於DS側之厚度時，軋延過程中會造成軋機310b之OS側軋延力較大(鋼帶300之OS側之裁減率小於DS側)，所以軋機310b之OS側之鋼帶彈張量也較大。雖然軋機310b出口之鋼帶仍是OS側之厚度較厚，但是鋼帶兩側楔形量已縮小(因為W_d小於W_e)，同時軋延力差值為δP，根據第4B圖推導可知，其關係式可參照下式(11)及下式(12)：

因位於OS側之鋼帶300之裁減率大，所以OS側之鋼帶300軋入速度較DS側慢，導致軋機310b入口之鋼帶300之尾端300b往DS側歪斜(如第3B圖所示)。如第4B圖所示，鋼帶300軋入軋機310b後將逐漸往DS側偏移，DS側軋延力逐漸變大，原本的軋延力差值(即δP)將改變(改變後的δP後稱為δP')。改變後的鋼帶300的出口楔形量(後稱為)，因鋼帶300軋延前後之楔形量差距變更大，導致鋼帶300兩側軋入速度差變更大，進而使鋼帶300尾端300b歪斜更嚴重。

整個不對稱軋延所造成鋼帶300尾端300b側移行為屬於非線性運動，軋機310b內鋼帶300位置側移的影響可透過Q_L曲線垂直上下移動來描述。假設鋼帶300之入口楔形量不變，經軋機310b軋延後使入口鋼帶300開始歪斜，同時導致軋機310b內鋼帶300往DS側移動(移動產生之偏移量後稱為)。假設軋機310b水平鋼性無限大，鋼帶300側移偏離軋機310b中心，造成軋機310b兩側之軋延力差值的情況，所造成的等效軋延力差值變化量(後稱為)可由下式(13)推算：

其中，P為軋機310b兩側軋延力之總和。另外，從第4圖可推導出軋機310b內鋼帶300側移所造成軋延力差值的變化量(後稱為△δP，其中△δP=δP'-δP)，△δP可經由下式(14)推算：

接著，由上式(13)及上式(14)即可得下式(15)之關係式：

同理，軋輥傾斜所造成之不對稱軋延也可以利用此種線性簡化模式來描述鋼帶300尾端300b側移之運動行為。請參照第3C、3D及5A圖，第5A圖係為軋輥311傾斜所產生鋼帶300不對稱軋延時，鋼帶300之楔形量與軋機310b兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。其中，S_OS與S_DS分別為軋機310b之軋輥311位在OS側及DS側之開度。一般，軋輥311之OS側及DS側開度可透過油壓缸控制。W_L為軋輥311於鋼帶300之寬度範圍內之開度差，其中W_L=δ S×(w_s/d_LC)，δ S為軋輥兩側開度差，其中δ S=S_OS-S_DS，S_OS與S_DS分別為軋機310b之軋輥311位在OS側及DS側之開度。一般，軋輥311之OS側及DS側開度可透過油壓缸控制。當軋輥311之DS側之開度大於OS側時，即使軋機310b入口之鋼帶300無入口楔形量(W_e=0)，但經軋輥311傾斜之軋機310b軋延後，仍會造成位於軋機310b出口DS側之鋼帶300之厚度大於OS側之鋼帶300之厚度，其出口楔形量與軋延力差值可分別以下式(16)與下式(17)表示：

同樣地，鋼帶300未對齊軋機310b中心所造成之不對稱軋延也可以利用此種線性簡化模式來描述鋼帶300尾端300b側移之運動行為。請參照第3E、3F及5B圖，第5B圖係為鋼帶300未對齊軋機310b中心所產生鋼帶300不對稱軋延時，鋼帶300之楔形量與軋機310b兩側之軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。由於鋼帶300兩側厚度裁減率不同(DS側大於OS側)，故位於軋機310b入口側之鋼帶300將往DS側歪斜，導致鋼帶300兩側裁減率差距更大，使得鋼帶300歪斜更嚴重。假設軋輥311傾斜維持固定，則鋼帶300在軋機310b內側移量可由上式(15)而得。另外，鋼帶300未對齊軋機310b中心所造成之不對稱軋延，首先定義鋼帶300中心與軋機310b中心距離為δ _SW，則鋼帶300之出口楔形量與軋機310b兩側之軋延力差值可分別以下式(18)與下式(19)表示：

在一例子中，上述的三種造成不對稱軋延的原因也有可能會同時存在。所以，當鋼帶兩側厚度不同、軋輥水平傾斜以及鋼帶中心未與軋機中心對齊同時發生時，其出口楔形量與軋延力差值可分別以下式(20)與下式(21)表示：

根據上述段落，本發明係利用軋延製程中之軋延力差值之變化來估測鋼帶的側移量。即使軋延製程中之鋼帶之入口楔形量改變，由於不對稱軋延所造成鋼帶歪斜的線性運動行為，鋼帶偏移後之軋延力差值變化程度大於入口鋼帶楔形量變化之影響，故可用於估側鋼帶側移量，並進而控制軋機軋輥傾斜來防止鋼帶軋延發生嚴重側移打輥。

請參照第6圖，第6圖係繪示本發明一實施例之軋機600之控制方塊示意圖。軋機600包含相對之調整軋輥610以及固定軋輥620。油壓缸611連接調整軋輥610，並且油壓缸611可用來控制調整軋輥610兩側的開度。力量感測器621連接固定軋輥620，可用來量測軋機600兩側的軋延力。其中，因為軋延過程軋延力大，會將軋機600撐開，故實際調整軋輥610以及固定軋輥620之真實兩側開度為油壓缸611所控制軋輥開度再加上軋機600的彈張量。由於，軋延過程之實際軋輥開度難以直接量測，故可在非軋延狀態時，讓調整軋輥610以及固定軋輥620接觸，利用油壓缸611控制調整軋輥610之壓下量，並記錄軋延力變化，以得到軋機彈張係數(M)。藉此，就可以計算調整軋輥610以及固定軋輥620之真實兩側開度。

如第6圖所示，軋機600的控制架構分為內控制迴路及外控制迴路。內控制迴路係為楔形控制，由軋機600 兩側開度差與軋延力差值計算鋼帶630之出口楔形量，並且以閉控制回路方式調整軋機600之調整軋輥610。外控制迴路為側移控制，這是因為內迴路控制僅控制鋼帶630之出口楔形量在軋延過程中維持不變，但是鋼帶630之入口楔形量與鋼帶630之出口楔形量之差值仍然存在，所以位於軋機600入口之鋼帶630仍會因鋼帶630兩側厚度裁減率不同而持續歪斜，故需估測鋼帶630側移程度以進行控制修正。

整體控制說明如下，鋼帶630之出口楔形量即為調整軋輥610及固定軋輥620之間位在鋼帶630之寬度範圍於鋼帶630寬度範圍之開度差，而調整軋輥610及固定軋輥620之間之開度差包含以油壓缸611控制調整軋輥610所形成之調整軋輥610與固定軋輥620之間的開度差以及軋延力差值所造成軋機600兩側彈張量差，故鋼帶630之出口楔形量可根據下式(22)求得：

請參照第7及8圖，第7圖係繪示依據本發明一實施例之一種鋼帶730之熱軋方法800之軋機控制之示意圖。第8圖係繪示依據本發明一實施例之一種鋼帶之熱軋方法800之流程圖。在方法800中，首先步驟810係提供鋼帶730。接著步驟820係利用多個軋機700從鋼帶730之頭端730a開始軋延至鋼帶730之尾端730b，每一個軋機700包含相對之調整軋輥710以及固定軋輥720，其中這些軋機700包含第一軋機700a及第二軋機700b，且鋼帶730之尾端730b係依序從第一軋機700a及第二軋機700b通過。在一例子中，油壓缸711連接調整軋輥710，並且油壓缸711可用來控制調整軋輥710兩側的開度。力量感測器721連接固定軋輥720，可用來量測軋機700兩側的軋延力。

步驟830係當尾端730b通過第一軋機700a之前，提供第一軋機700a對鋼帶730進行軋延之第一出口楔形量(後稱為W _d1)予調整裝置，以使調整裝置進行控制功能740。在一例子中，根據不同的不對稱軋延的原因，第一出口楔形量亦可透過上式(11)、上式(16)、上式(18)、上式(20)或上式(22)計算而得。為簡化說明內容，本實施例係以上式(22)為例說明。

根據上式(22)來決定第一出口楔形量之後，調整裝置進行第一調整步驟，其中第一調整步驟係調整裝置根據第一出口楔形量，並透過油壓缸711來調整第二軋機700b之調整軋輥710，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有第二軋輥兩側開度差，藉以使通過第二軋機700b之鋼帶730具有第二出口楔形量。在一例子中，第一調整步驟係以閉控制迴路方式調整第二軋機700b之調整軋輥710。在另一例子中，可在鋼帶730之尾端730b距離第一軋機700a為距離L1時，將第一出口楔形量提供予調整裝置。這是因為此時第一軋機700a與第二軋機700b之間的鋼帶730仍存在張力，可減緩不對稱軋延程度，所以依照第一出口楔形量來調整第二軋機700b之調整軋輥 710，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有第二軋輥兩側開度差，藉以使通過第二軋機700b之鋼帶730具有第二出口楔形量。在一例子中，第二出口楔形量實質相同於第一出口楔形量。

前述利用第一出口楔形量來控制第二軋機700b，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有第二軋輥兩側開度差，係為前述之內控制迴路所執行。其中，又因為這是根據第一出口楔形量來控制第二軋機700b，所以又稱為楔形控制。請一併參照第6圖，將第一出口楔形量經過比例-積分-微分控制器(後稱PID控制器)控制計算後，再乘上d_LC/w_s即可得到第二軋輥兩側開度差之調整量。請再一併參照第9圖，第9圖係繪示利用本發明一實施例之一種鋼帶730之熱軋方法800來對鋼帶730尾端730b進行控制時，鋼帶730之楔形量與第二軋機700b兩側軋延力差值經過線性簡化後之示意圖。當經過第二軋機700b之入口之鋼帶730存在第二出口楔形量(後稱為W _d2)時，會造成軋延力差值(後稱為δ P₂)。因為鋼帶730兩側之裁減率不同，所以會造成第二軋機700b內鋼帶730發生偏移，進而改變δ P₂(改變後之δ P₂定義為)，同時導致W _d2產生變化(改變後之W _d2定義為)。由於與位於第二軋機700b入口之鋼帶730之入口楔形量差距變大，將使鋼帶730偏移更嚴重。如欲控制第二軋機700b之調整軋輥710傾斜而讓第二出口楔形量不變，根據第9圖之繪示內容，可推導修正量(定義為△W _L，其中△W _L=-W _L2，為進行第一調整步驟後，第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間位在鋼帶730之寬度範圍內之兩側開度差，W _L2為進行第一調整步驟前，第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間位在鋼帶730之寬度範圍內之預設兩側開度差)，如下式(23)所示：

之後，再依照鋼帶730之寬度計算第二軋機700b兩側之第二軋輥開度修正量(後稱為△δS ₂，△δS ₂=-δS ₂，其中為第二軋輥兩側開度差，δS ₂為進行第一調整步驟前，第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間之預設第二軋輥兩側開度差)，如下式(24)所示：

上式(24)所得之第二軋輥開度修正量即為內控制迴路所執行之輸出結果。概言之，根據第二軋輥開度修正量來修正第二軋機700b之調整軋輥710，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有第二軋輥兩側開度差，藉以使通過第二軋機700b之鋼帶730具有第二出口楔形量。

步驟840係當鋼帶730之尾端730b通過第一軋機700a後，且還沒通過第二軋機700b之前，量測第二軋機700b之第二軋輥兩側軋延力差值並提供予調整裝置。其中，第二軋輥兩側軋延力差值係提供予調整裝置之外迴路控制，以使調整裝置進行第二調整步驟。在一例子中，第二調整步驟係以閉控制迴路方式調整第二軋機700b之調整軋輥710。在另一例子中，如第9圖所示，可在鋼帶730之尾端730b距離第二軋機為距離L2時，啟動外迴路控制。外迴路控制之目的主要是在控制鋼帶730之尾端730b之側移量。這是因為當鋼帶730之尾端730b通過第一軋機700a之前，位於第一軋機700a與第二軋機700b之間的鋼帶730受到第一軋機700a與第二軋機700b之夾持作用，所以不會有太大的偏移量，但是當鋼帶730之尾端730b通過第一軋機700a之後，鋼帶730之尾端730b會因為第二軋機700b對鋼帶730的軋延操作開始產生歪斜以及側移，所以需開啟外迴路控制來控制鋼帶730尾端730b之側移量。

由於進行外迴路控制時，內迴路控制仍持續進行中，所以先定義內迴路控制後之第二軋機兩側軋延力差值為，其包含鋼帶730側移之影響與楔形控制之效應，如第9圖所示。所以，若是扣除第二軋輥開度修正量(△δS ₂)所造成軋延力差值變化(後稱為△δP _WL)，則剩餘之軋延力差值(後稱為)即可用來計算第二軋機700b內鋼帶730之偏移距離(後稱為δ _SW2)。軋延力差值變化、剩餘之軋延力差值以及第二軋機700b內鋼帶730之偏移距離可根據下式(25)、下式(26)及下式(27)計算而得，其中為第二軋輥兩側軋延力差值；δP ₂為進行第一調整步驟前，第二軋機700b之預設第二軋輥兩側軋延力差值。

如第6圖所示，經過上式(25)、上式(26)與上式(27)之計算結果，所得之第二軋機700b內鋼帶730之偏移距離再經過PID控制器控制計算後，可用來修正內控制迴路對第二軋機700b之調整軋輥710之輸出結果，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有修正第二軋輥兩側開度差。換言之，第二調整步驟係調整裝置根據第二軋輥兩側開度差()、第二軋輥兩側軋延力差值()以及第二出口楔形量()調整第二軋機700b之調整軋輥710，以使第二軋機700b之調整軋輥710及固定軋輥720之間具有修正第二軋輥兩側開度差。藉此，即可實現控制鋼帶730之尾端730b之側移量之目的。

在一例子中，如第7圖所示，當鋼帶730之尾端730b已距離第二軋機700b非常接近時(例如為距離L3)，可同時停止進行內控制迴路及外控制迴路對於第二軋機700b之調整軋輥710的控制。這是因為鋼帶730尾端730b經過多軋機700連續軋延後，鋼帶730之尾端730b可能會呈現舌狀或不對稱形狀。若是在鋼帶730之尾端730b將通過第二軋機700b時，再控制第二軋機700b之調整軋輥710，可能會對鋼帶730尾端730b之側移量造成非預期的影響。

請一併參照第7、10A與10B圖及下表一，第10A 與10B圖係繪示依據本發明實施例之鋼帶之熱軋方法來控制表一之假定參數之鋼板側移量與第二軋輥兩側開度差隨時間變化之模擬結果圖。假設調整軋輥710之起始狀態存在傾斜量(假設為調整軋輥710兩側開度差為0.02mm)，若軋延過程中調整軋輥710傾斜量固定不變(即無控制)，因鋼帶730兩側厚度軋延量不同將造成鋼帶730側移，在1.5秒時之側移量可達158mm且軋延力差值可達1420kN；倘若經過內控制迴路之楔形控制，則在1.5秒時之側移量縮小至18mm且軋延力差值縮小至180kN；倘若同時利用內控制迴路之楔形控制以及外控制迴路之側移控制，則可進一步將側移量控制在2mm以下且軋延力差值在20kN內。由此可證，本發明實施例之鋼帶之熱軋方法確實可透過設計楔形量與側移之內外迴路控制架構，透過動態控制軋輥水平來控制鋼帶兩側裁減率，以修正鋼帶尾端歪斜側移的現象，進而改善鋼帶尾端撞擊軋機機組的邊導器而翻起，並撞傷軋機的軋輥的問題。

雖然本發明已以實施方式揭露如上，然其並非用以限定本發明，在本發明所屬技術領域中任何具有通常知識者，在不脫離本發明之精神和範圍內，當可作各種之更動與潤飾，因此本發明之保護範圍當視後附之申請專利範圍所界定者為準。