WO1997034715A1 - Procede de laminage en tandem a froid et laminoir en tandem a froid - Google Patents

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WO1997034715A1
WO1997034715A1 PCT/JP1997/000883 JP9700883W WO9734715A1 WO 1997034715 A1 WO1997034715 A1 WO 1997034715A1 JP 9700883 W JP9700883 W JP 9700883W WO 9734715 A1 WO9734715 A1 WO 9734715A1
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rolling
stand
tension
roll
rolling mill
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PCT/JP1997/000883
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Inventor
Toshiyuki Shiraishi
Shigeru Ogawa
Shyuichi Hamauzu
Atsushi Ishii
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Nippon Steel Corporation
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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
    • B21B37/48—Tension control; Compression control
    • B21B37/52—Tension control; Compression control by drive motor control
    • B21B37/54—Tension control; Compression control by drive motor control including coiler drive control, e.g. reversing mills
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
    • B21B1/22—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length
    • B21B1/24—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length in a continuous or semi-continuous process
    • B21B1/28—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length in a continuous or semi-continuous process by cold-rolling, e.g. Steckel cold mill

Definitions

  • the present invention prevents the occurrence of heat scratch in a cold tandem rolling mill having four or more cold rolling mills, thereby realizing high productivity and reducing manufacturing costs.
  • Heat scratching refers to the metal contact between the work roll and the rolled material that occurs as a result of an increase in the interface temperature between the roll in the roll byte and the rolled material and the occurrence of an oil film rupture in the roll byte. This is the seizure flaw caused by
  • Japanese Patent Laid-Open No. 60-49802 discloses a method of changing a rolling schedule and tension. Although this is disclosed, the control amount was limited for hard reasons.
  • the fluctuation of the sheet width in the cold rolling is smaller than that in the hot rolling. Therefore, as in the case of the hot rolling, width gauges are provided on the entrance and exit sides of the rolling mill, and the output results of the width gauges are provided. It has hardly been possible to actively control the width of a sheet by changing the tension or the like based on the results.
  • the conventional cold tandem rolling method has a limited effect as described above.
  • the reason for this is that, for example, the method of preventing heat scratch without lowering productivity and increasing production cost temporarily changes the thickness accuracy when changing the rolling schedule. There is a problem that there is a risk of doing so.
  • increasing the tension lowers the rolling pressure and reduces the heat generated by friction, so that an effect of preventing heat scratch is obtained.
  • the plate tends to break.
  • heat scratch is liable to occur in a later stand, and the tension can only be increased between the stands due to equipment problems. Therefore, in the latter stage, the input tension is higher than the output tension. It tends to be larger than the tension.
  • the present invention is to solve the above-mentioned problems of the conventional method, and the gist of the present invention is as follows.
  • a cold tandem rolling mill having at least 4 stands of cold rolling mill and a cold rolling mill having a coiler or a coiler and a bridle roll, or a coiler and a pinch roll on the exit side of the cold rolling mill.
  • the average sheet thickness produced by the cold tandem rolling mill is used.
  • a cold tandem rolling method characterized by adjusting the output of a rolling mill and applying a rolling tension of at least 30% of the deformation resistance of the rolled material in the final rolling stand.
  • the sheet temperature, rolling load, ⁇ crawl speed, Detects or calculates the strip speed, the thickness of the stand entry and exit sides, and the tension on the stand entry and exit sides, or calculates from these detected values, and calculates the sheet temperature detection value on the exit side of the rolling stand.
  • the temperature of the exit side of the rolling stand, the rolling load, the crawl speed, the sheet speed on the exit side of the stand, the sheet thickness on the entrance and exit sides of the stand, and the entrance of the stand And outgoing tension values and the Using the calculated value and the friction coefficient and deformation resistance of the rolling stand obtained from the detected value and the calculated value, the distance between the rolled material and the roll at the roll byte exit of the rolling stand in the rolling state is obtained.
  • temperature increase T E of the interface seek 'and, the temperature rise of the interface the T m of between rolled material and the rolls of Rorubai outlet of the rolling static emissions de if you change the tension', Mr. Ding - T, ⁇ Determine the tension that satisfies T m '-TE', and control the tension of the rolling stand based on this tension. And rolling under a rolling tension of 30% or more of the deformation resistance of the rolling mill.
  • the sheet temperature Tf on the rolling stand exit side is estimated, and the estimated sheet temperature is set to a predetermined heat scratch control target temperature TL.
  • the sheet temperature on the outlet side of the rolling stand rolling load, work roll speed, sheet speed on the stand outlet side, sheet thickness on the stand entry side and exit side, and stand entry From the detected values of tension on the The rolled material and the roll at the outlet of the rolling stand in the rolling state and the roll exit at the rolling state using the calculated value of the rolling stand and the coefficient of friction and the deformation resistance of the rolling stand obtained from the detected value and the calculated value.
  • a cold tandem rolling mill having four or more stands of a cold rolling mill equipped with a shape control device
  • the width of the rolled material is measured at the entrance and exit of the tandem rolling mill, and the width measurement is performed. From this value, the width change of the inlet and outlet sides of the tandem rolling mill is calculated, and the shape control device is controlled so that the width change does not exceed a predetermined allowable value of the width change.
  • a cold tandem rolling method characterized in that rolling is performed by applying a rolling tension of at least 30% of the deformation resistance of the rolled material in at least the final stand.
  • a cold tandem rolling mill having four or more cold rolling mills equipped with a shape control device, all the stands in the cold tandem rolling mill are converted into a plurality of independent cold tandem rolling mills.
  • a cold tandem rolling mill is constructed by virtually dividing each independent cold tandem rolling mill, and the strip width of the rolled material is measured on the entrance side and the exit side of each hypothetical independent cold tandem rolling mill. From the next tandem rolling mill and calculate the sheet width change amount, and control the shape control device so that the sheet width change amount does not exceed a predetermined allowable value of the sheet width change amount.
  • Figure 1 shows the effect of the tension load ratio on the slip chattering rate.
  • Figure 2 shows the effect of the tension load ratio on the rolling load ratio.
  • Figure 3 shows the effect of tension load ratio on wear resistance.
  • FIG. 5 is a schematic diagram of a cold tandem rolling mill used in the present invention.
  • FIG. 6 is a diagram showing the effect of the present invention, and is a diagram showing the relationship between the roll surface roughness and the number of rolling tones.
  • FIG. 7 is a diagram schematically showing a cold tandem rolling mill to which the method of the present invention is applied.
  • FIG. 8 (a) is a diagram showing the relationship between the number of rolling coils and the sheet temperature
  • FIG. 8 (b) is a diagram showing the relationship between the number of rolling coils and the entry tension.
  • FIG. 9 (a) is a diagram showing the relationship between the number of rolling coils and the entry tension according to the method of the present invention.
  • FIG. 9 (b) shows the relationship between the number of rolled coils and the work roll speed according to the method of the present invention.
  • FIG. 10 is an explanatory side view showing a cold tandem rolling mill facility used for strip width control according to the present invention.
  • FIG. 11 is a schematic diagram showing the change in the plate width before and after the portal byte when the calculation is performed while changing the operation amount of the shape control device.
  • FIG. 12 is an explanatory diagram illustrating a change in the tension distribution at the outlet of the portal when the calculation is performed by changing the operation amount of the shape control device.
  • the advance rate defined by the ratio between the exit plate speed and the work roll speed decreases.
  • the advance rate decreases as the entrance tension is greater than the exit tension. Therefore, the higher the speed and the greater the input side tension, the smaller the advance rate tends to be.
  • Slip or chatter occurs when the value falls below a certain value (limit value). When a slip occurs, the relative slip speed between the rolled material in the roll byte and the work roll rapidly increases, and thus the frictional heat increases rapidly and heat scratch occurs.
  • the value of the advance rate must be larger than the above-mentioned limit value.
  • the value of the output tension must be increased in consideration of the balance with the value of the input tension.
  • FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the tension generation ratio and the negative load ratio.
  • ⁇ is the tension load ratio, which is an index indicating the level of the tension on the entrance side and the exit side of the rolling stand, and is represented by the deformation resistance of the tensioned rolled material.
  • the tension load ratio of the incoming side and the delivery side of the rolling static emissions de and c b and / c f the entry side tension CT b and egress tension sigma (is in the rolling static emissions de tensile of the rolled material testing
  • the tension load ratio or / c is the tension load ratio b and / c on the entrance side and the exit side of the rolling stand. c ( including both.
  • Figure 2 shows the effect of the negative tension on the rolling load ratio [rolling load during tensionless rolling (20) is set to 1] obtained from experiments when the tension load ratio is changed. It shows the effect of load ratio / c.
  • Fig. 3 shows the amount of wear of the work roll under the same rolling conditions as shown in Fig. 2 (with the load and slip applied, the weight of the single crawl after rotating 100,000 times before the experiment).
  • Fig. 4 shows the surface defect generation ratio obtained from experiments (heat-scratching or product ringing when foreign matter enters between the plate and roll or between the work roll and the intermediate roll).
  • the tension load ratio / c is at least 0.3, preferably at least 0.4, that is, the tension is at least 30% of the deformation resistance of the rolled material on the entrance and exit sides of the rolling stand, Preferably, it applies an inlet and outlet tension of 40% or more.
  • the tension load ratio / c exceeds 0.7, the effects of reducing the rolling load and improving the wear resistance will be saturated, and if there is a minute crack at the end in the width direction of the rolled material.
  • the upper limit of the tension load ratio is 0. A value of 7 is preferred.
  • the tension load ratio may be set as described above for each stand, but may be set only for a rolling stand in which heat scratch, slip, and chattering are likely to occur.
  • a rolling stand in which heat scratch, slip, and chattering are likely to occur, so that at least the final rolling stand has a tension load ratio / c of 0. It is desirable to set it to 3 or more, preferably 0.4 or more.
  • a cold tandem rolling mill for realizing the above-described rolling method will be described. With the existing tandem rolling mills, the rolling speed at the normal operating level (100 to 200 m ⁇ min) is low because the output of the main motor of one coiler on the exit side of the final stand is small.
  • the output tension level cannot be set to a large level
  • the output of one output coiler or the output of the main motor of one output coiler and the output bridle roll, or the output coiler The sum of the output of one main motor and the output of the main motor of the pinch roll is the cold tandem pressure of a heavy system in which products with a product thickness of 0.6 mm or more account for 50% or more of the total production.
  • the output of the main motor of the final stand rolling mill is 47% or less, and thin products with a product thickness of less than 0.6 mm account for 50% or more of the total production. Tandem rolling mills account for more than 32% of the output of the main motor of the final stand rolling mill.
  • the tension level of the outlet side of the final stand is usually 5 ⁇ 1 0 kg i -.. A mm '2 about the case of low carbon steels, the final static emissions de vicinity Ri by the work hardening deformation resistance 6 0 ⁇ 7 0 kg f 'Kun -. because it is about 2, the tension level is in a low 7 about 1 7% deformation resistance value will this Yo
  • the final stand output tension is low, the final stand input tension is also low from the viewpoint of preventing slip and chattering described above. It has to stay at a low value.
  • the entry side tension is also at a low level, and The upstream tension is also low.
  • the rolling tension in a conventional cold tandem rolling mill is at most about 20% of the deformation resistance.
  • the maximum exit side tension of the final rolling stand is inversely proportional to the thickness, width, and speed of the final stand, and the output of the main motor of the coiler system or the output of the main motor of the coiler system and the bridle roll.
  • Total, or coiler proportional to the sum of the output of the main motor of the system and the main motor of the pinch roll.
  • the output of the main motor refers to the maximum output of the main motor. Therefore, the maximum tension that can be obtained tends to decrease as the rolling speed increases. That is, the higher the rolling speed, the larger the tension load ratio becomes.
  • the output of the main motor of the coiler system is increased, that is, the main motor with the maximum output is replaced with a larger main motor, or a bridle roll or Requires additional pinch rolls.
  • the output of the main motor of the final stand and the output of the main motor of the coiler system or It is necessary to optimize the total output of the main motor of the coiler system and the bridle roll or the total output of the main motor of the coiler system and the pinch roll. In order to do so, it is necessary to first find the work that the rolling mill does and the work of the coiler system, that is, the coiler alone, or the work that the coiler and bridle mouth or the coiler and pinch mouth.
  • the rolling load P can be obtained, for example, by using the load equation of Hi 11 shown in the equation (1).
  • the deformation resistance K m is constant a, ⁇ obtained from the experimental results of the tensile test performed in advance. , ⁇ , and is expressed by equation (2).
  • the rolling torque T (for two upper and lower rolls) is expressed by equation (3), for example, using the equation of Hi 11, and the advance rate f s is expressed by, for example, the equation of B 1 and & Ford. It is expressed by equation (4).
  • the flattened opening radius R ′ in the equations (1), (3) and (4) is coupled to the equation (1) using the Hitchcoock equation shown in the equation (5). Can be obtained by doing so.
  • E is the Young's modulus of the roll
  • Re the Poisson's ratio of the roll
  • 7 ⁇ is the pi.
  • the work J M performed by the rolling mill per unit time is expressed by the equation (6) using the rolling torque T and the advance rate f s of the two upper and lower rolls described above. Note that R is the roll radius and V. Is the exit plate speed of the rolling stand o
  • Coiler one system ie work J c of Koi error alone or Koi Ra and Bligh dollar port one le or coiler one and the pinch rolls forms is represented by the formula (7).
  • the radius of the nozzle in Table 1 is the typical roll radius used for the final stand of a normal cold tandem rolling mill, and the rolling reduction, work roll speed, and material thickness are normal cold tandem rolling mills. The values in the range of typical rolling conditions in inter-tandem rolling are used.
  • the coiling time is changed in the unit time when the tension load ratio is changed.
  • the work of the final stand is defined by the output of the motor of the final stand, and the work of the coil system is determined in consideration of the work of the final stand.
  • the work amount of the coiler system is determined by the work amount of the final stand, such as the roll speed, the roll diameter, and the rolling reduction. It is necessary to consider the work volume of the final stand, which is evaluated in consideration of rolling conditions.
  • the work volume of the final stand rolling mill increases as the rolling reduction and the diameter of the opening increase, so that the conditions under which the work volume is large and the rolling torque
  • the coiler system is based on the conditions where the roll ratio is large and therefore the roll radius is large, that is, the roll radius of No. 4 and No. 8 in Table 1 is 250 mm and the roll ratio is 30% or more. It is desirable to consider their ability.
  • the maximum work that the final stand can perform is considered. It is necessary to specify the minimum work that the caller must do for The final stand can do Since the maximum work to be performed is determined by the output (maximum output) of the main motor in the final stand, the minimum work to be performed by the coiler system is also the output (minimum) of the coiler system main motor. Output). Therefore, as shown in the rolling conditions described above, the work performed by the coiler system per unit time
  • the minimum output of the main motor required for the coiler system can be easily obtained from the maximum output of the main motor of the rolling mill.
  • the negative tension ratio / needs to be 0.3 or more.
  • the work related to the coiler series is the work of the final stand rolling mill in a cold tandem rolling mill that produces products with a product thickness of 0.6 mm.
  • a cold tandem rolling mill that manufactures thin products with a product thickness of 0.2 mm or more requires 35% or more of the work of the final stand rolling mill. . That is, the output of the main motor of the coiler system is more than 50% of the main motor of the final stand rolling mill in a cold tandem rolling mill that produces products with a product thickness of 0.6 mm. In cold tandem rolling mills, which manufacture thin products with a product thickness of 0.2 mm, more than 35% of the output of the main motor of the final stand rolling mill is required.
  • a bridle roll for tension load is also provided between the final stand and the exit coiler in consideration of switching of the coiler. May be provided with a pinch roll.
  • the total output of one output coiler and one output bridle roll or the total output of one output coiler and one output pinch roll may satisfy the above condition.
  • the total rolling tension (the value obtained by multiplying the rolling tension by the sheet thickness and the sheet width) is set to the same value at the entrance and the exit of the rolling mill, so that an excessive load is applied to the rolling mill. (Including mecha loss), it is better to equalize the total rolling tension at the entrance and exit of the rolling mill, because it reduces the power consumption and improves the unit power consumption.
  • a cold tandem rolling mill that controls the work roll speed of the rolling stand from the relationship between the temperature rise of the interface between the rolled material and the roll at the roll byte exit of the rolling stand and the work roll speed is used.
  • the rolling method will be described.
  • Figure 7 shows a four-stand cold tandem rolling mill.
  • the cold tandem rolling mill is provided with a plurality of usually 2 to 8 cold rolling mills, and four stands are shown in the present invention.
  • Rolling stands where heat scratching is likely to occur vary depending on the rolling reduction, sheet thickness, rolling load, tension, rolling material, lubrication conditions, etc. of each stand, but the rolling load peak roll speed is usually large. It tends to occur in the later rolling stand. In this embodiment, the situation frequently occurs in the final stand, that is, the fourth stand.
  • the present invention can be applied to those rolling stands.
  • a sheet temperature detector (4) is provided on the exit side of the rolling mill in the fourth stand, and the sheet temperature T of the sheet (1) being rolled is detected at a constant cycle.
  • the plate temperature detector (4) is preferably a non-contact type, and for example, a radiation thermometer is used.
  • the rolling load P of the fourth stand is detected by the load cell (5), and the rolling mill enters and exits.
  • Side tension (force per unit area) b, h, h were detected by the load cells (not shown) of the deflector rolls (6,6 ') provided at the entrance and exit of the rolling mill. It is determined by calculating the total tension using the plate thickness and plate width.
  • a thickness measuring device (7, 7 ') such as an X-ray thickness gauge is provided on the entrance side and the exit side of the fourth stand, and a sheet speed meter (8) is provided on the exit side of the fourth stand.
  • a laser type plate speedometer is provided, and these are used to determine the thicknesses H and h of the inlet and outlet sides of the fourth stand and the speed V of the outlet side. Are respectively detected.
  • the peak roll speed V R of the fourth stand is obtained by detecting the number of rotations of the motor driving the work roll by a rotation number detecting device (not shown), and detecting the detected number of rotations of the motor and the work roll diameter. It can be obtained by calculating using D and the gear ratio.
  • the work roll diameter D and the gear ratio and plate width W and the material thickness Simple tensile yield stress shed y when the (H s first human side thickness of static down-de) and materials are known, in advance It can be input to a calculator (not shown).
  • the rolling load of the present invention is a load required for plastic deformation of a material, and when there is a shape control device such as a bender on a rolling stand, the force is detected, and the rolling force is detected as described above. It means the load obtained by excluding those forces from the load obtained from the mouth cell. Next, a method of estimating the plate temperature will be described.
  • the sheet temperature on the exit side of the rolling mill is detected at regular intervals (for example, 5 sec) by the sheet temperature detector (4) provided on the exit side of the rolling mill.
  • the plate temperature in the steady state is estimated based on this temperature data.
  • the tension control cycle tension control cycle to prevent heat scratch
  • the plate temperature data for the past 1 minute (12 in this case, but the tension condition is constant)
  • the constant of that function is determined.
  • the asymptotic value is defined as the estimated value T f of the plate temperature in the steady state.
  • Functions that represent asymptotic curves that eventually approach a constant value include, for example, a ⁇ t anh (c X) and a + b (1 — e cx ).
  • a, b, and c are constants and eventually asymptotically to a and a + b, respectively. Therefore, the measured temperature data is substituted into such a function, and each asymptotic value a or a + b is obtained, and this is used as the estimated value T F of the plate temperature in the steady state.
  • a tension control cycle (a tension control cycle for preventing a heat scratch) is set to, for example, 30 seconds, and the control cycle is set to 30 seconds.
  • the obtained six temperature data are linearly regressed, and the plate temperature after 30 seconds, which is the next tension control timing (next tension control timing), is estimated, and the estimated plate temperature T F and You may.
  • the minimum sheet temperature at which heat scratch occurs is determined by experiments in which the crawl speed, rolling reduction, rolling lubrication conditions, etc. are changed in advance, and these are defined as the limit temperatures TL and M.
  • This limit temperature may be used as the heat-scratch control target temperature TL.
  • the heat-scratch control target temperature T is slightly lower than the above-mentioned limit temperatures TL and M , for example. It is preferable to set the temperature to about 3 to 6 ° C lower.
  • the estimated value T F of the sheet temperature on the delivery side and the above-described heat scratching control target temperature are used.
  • T T L - ⁇
  • ⁇ ⁇ ⁇ ,,.- ⁇ is negative.
  • heat scratch may occur, so that the rolling is performed by changing the tension condition so that ⁇ becomes positive.
  • the method of calculating the changed tension is described below. First, the coefficient of friction during rolling and the deformation resistance Km are determined. The deformation resistance of the rolled material was determined by the tensile test in advance using the constants a and £ shown in equation (2). , N.
  • the rolling load equation and the advanced rate equation are simultaneously used to determine the deformation resistance and the friction coefficient during rolling.
  • the load equation of Hi 1] shown in equation (8) is developed, and for the coefficient of friction, the advanced rate equation of B 1 and & Ford shown in equation (9) is expanded to deformation resistance and friction coefficient.
  • the following equation is used.
  • the subscript E is a detected value during rolling of the rolling stand and a calculated value based on the detected value, and in the following description, these are referred to as measured values.
  • T dma x is expressed by there formula (10 at a temperature rise at the interface between Rorubai outlet of the roll to be increased by the deformation heat and rolling material, T lma x is the roll of the mouth one Rubai outlet to increase more frictional heat This is the temperature rise at the interface with the rolled material and is expressed by equation (12).
  • K m deformation resistance
  • p P density of plate
  • C P specific heat of plate
  • r rolling reduction
  • ⁇ ⁇ , ⁇ thermal conductivity of ⁇ and roll
  • ⁇ ⁇ , a plate and roll
  • Thermal diffusivity h: average thickness in roll byte
  • V work roll speed
  • Id contact arc length
  • q lm average frictional heat
  • ⁇ V average relative sliding speed
  • R roll radius
  • H Thickness on entry side
  • h Thickness on exit side
  • W Strip width
  • P Rolling load
  • p m Average rolling pressure
  • f Advance rate
  • Equations (10) to (12) show the physical properties and measured values of the rolling stand, the deformation resistance K raE and the friction coefficient obtained by the method using the above-mentioned equations (8) and (9). // By substituting E , the measured value T 'of the temperature rise T' at the interface between the roll at the roll byte exit of the rolling stand and the rolled material can be obtained.
  • the rolling load is obtained by performing convergence calculation using the expression (1) for the rolling load and the expression (5) for the roll flattening, and the advanced rate is obtained from the expression (4).
  • the temperature rise T m ′ at the interface between the roll at the roll byte exit and the rolled material when the tension condition is changed can be determined.
  • the measured temperature ⁇ : 'of the temperature rise at the interface between the roll at the roll byte outlet and the rolled material in the rolling stand described above, and the roll at the roll byte outlet when the tension was changed.
  • the estimated value ⁇ m 'of the temperature rise with the rolled material is obtained.
  • the temperature of the interface between the roll and the rolled material at the exit of the roll byte and the sheet temperature at the exit of the rolling stand are not exactly the same, but the temperature change when the tension condition is changed is the same. You can consider it.
  • the rolling static emissions de tension ⁇ ba, m, a fa, m is CT bma x, the tension towards exceeding shed imax sigma bm ax, or sigma, set below ma x.
  • the measured temperature T E 'of the temperature rise at the interface of the roll byte exit in the rolling state at the set tension is determined, and when only the work roll speed is changed, the exit of the roll byte exit of the rolling stand is changed. temperature rise the T m of an interface between the roll and the rolled material "to thereby possible to get the same manner as described above.
  • the work roll speed condition such that ⁇ is less than or equal to ⁇ ( ⁇ " ⁇ ⁇ T)
  • the tension set value and the work roll speed set value of the rolling mill can be changed in accordance with this calculation. By doing so, it is possible to prevent heat scrubbing over a wide area. Kill At the time of these control, than the amount of change in the rolling load can be predicted in advance, it is also a child to perform plate thickness and shape control as defective accuracy of plate thickness or plate shape does not occur.
  • the present invention is to control the distribution of tension by measuring and controlling the width of the sheet to prevent the sheet from breaking.
  • the outline is as follows.In a cold tandem rolling mill having four or more cold rolling mills equipped with a shape control device, the width of the rolled material was measured at the entrance and exit of the tandem rolling mill. From the measured value of the sheet width, the amount of change in the sheet width on the entrance side and the exit side of the tandem rolling mill is calculated, and the amount of change in the sheet width is set to a predetermined predetermined value.
  • This is a cold tandem rolling method in which the shape control device is controlled so as not to exceed the capacity value, and at least in the final stand, a rolling tension of 30% or more of the deformation resistance of the rolled material is applied and rolling is performed.
  • a cold tandem rolling mill having four or more cold rolling mills equipped with a shape control device
  • all the stands in the cold tandem rolling mill are subjected to a plurality of independent cold tandem rolling mills.
  • a cold tandem rolling mill was constructed by virtually dividing the rolling mill into independent rolling mills, and the width of the rolled material was measured on the entrance and exit sides of each hypothetical independent cold tandem rolling mill. From the measured sheet width, the next width change of the tandem rolling mill on the inlet and outlet sides is calculated, and the shape control is performed so that this sheet width change does not exceed a predetermined allowable value of the sheet width change.
  • FIG. 10 is a side view showing an example of the cold dandem rolling equipment used for the sheet width control of the present invention.
  • the vicinity of the roll byte entrance and the roll by when the roll shape control device here, a work roll bending device is provided and the roll bending force is changed
  • Figure 11 and Figure 12 show the change in the width of the plate near the roll byte outlet and the change in the tension in the width direction at the roll byte outlet.
  • three areas near the roll byte entrance, inside the roll byte, and near the roll byte exit are briefly described. It is expressed as a neighborhood of one byte. From this figure, the directory
  • the width spread near the roll byte increases, and the tension distribution is about 100 mm from the plate end. It can be seen that the tension in the area has decreased.
  • the shape is the middle extension side: F> 0 when a bending force is applied to the increase side (the shape is the middle extension side: F> 0), the sheet width decreases near the roll byte, and the tension distribution is It can be seen that the tension in the region of about 100 mm from the part has increased.
  • the change in the sheet width in the vicinity of the roll byte tends to decrease (shrink the width) as the tension at the end of the sheet increases, and increase (spread) as the tension at the end of the sheet decreases.
  • the average tension H at the edge of the plate is determined by the rolling conditions, that is, the roll bending force F, the unit break on the stand entry side and the unit break on the exit side. It varies according to the average tension per area ⁇ b and f , the exit side plate thickness h, the plate width W, and the contact arc length Id, and can be expressed as these functions as in Eq. (14).
  • the sheet width change, the sheet edge tension and the rolling conditions (roll bending force, average tension, etc.) Since equations (13) and (14) are related to each other, in the present invention, the sheet width is controlled by replacing the fluctuation in the tension with the fluctuation in the sheet width, using the sheet width as the detection end. This is intended to prevent heat scratches and break the plate.
  • Equation (14) for simplicity, only the bending control in the roll bending device was considered as the shape control device, but the roll cross device, the roll axis shift device, The relationship between the operation amount of the roll profile control device and the plate width change amount is determined, and the plate width change amount that is equal to or less than a predetermined tension is obtained.
  • the tension can be controlled. It goes without saying that some of these shape control devices can be used in combination to control the tension, and that these shape control devices can be used in place of the mouth bending force.
  • FIG. Fig. 10 shows a cold tandem rolling mill consisting of four stands, and rolled material 1 is rolled.
  • the rolling mill in each stand is a four-high rolling mill, which is a four-high rolling mill equipped with work rolls 9a to 9d, backup rolls 10a to 10d, and shape control devices 11a to 11d.
  • a processing device 15 Tandem rolling On the entrance and exit sides of the machine, an entrance coiler 12a, an exit coiler 12b, an entrance side plate width measuring device 13a and an exit side plate width measurement device 13b are installed.
  • At least the tandem cold rolling mill may be provided on at least the entrance side and the exit side. It is also preferable to provide it between any stands of the machine.
  • the main motor of the output side coiler 12b has an output of 50% or more of the output of the main motor of the rolling mill in the final stand, and the tension between the stands is reduced by rolling.
  • Rolling can be performed by applying a rolling tension of 30% to 40% or more of the deformation resistance of the material.
  • the rolled material is rolled by 1 force and a tension of 30% to 40% or more of the deformation resistance of the rolled material is applied.
  • the strip width measuring devices 13a and 13b detect the strip width W ⁇ °), W ) of the rolled material 1 (however, (0) is the entry side of the tandem rolling mill, and ( 4) indicates the number of the rolling stand).
  • the arithmetic processing unit 15 from the detected width W, W " 1 at the entrance and exit sides of the tandem rolling mill, the first to fourth (1; 4; hereinafter the same) stands are rolled.
  • the permissible value AW ,, 41 in the tandem rolling mill is, for example, the permissible value AW ,, m (
  • ) (i l 4) of the width change amount of the i-th stand obtained from the equation (13).
  • the i-th 1 to 4 stand roll bending hood F ''', the average tension per unit cross-sectional area of the stand entry and exit sides ⁇ b ('', ⁇ , ⁇ 1 ,
  • the absolute value W > of the plate width on the exit side of each stand is necessary in Equation (14), but the change in the plate width of each stand ⁇ W (
  • the strip width between the k-th and k + 1st stands (1 ⁇ 4) in the tandem rolling mill is also set.
  • the lids to be operated are specified individually, and the shape control devices 11a to 11d are controlled so as not to exceed the respective allowable values ⁇ ⁇ m m U k ', AW,, m .
  • the number of devices for measuring the width of the sheet increases and the number of stands with unknown changes in the sheet width decreases, so that the sheet width can be controlled with higher accuracy.
  • the inlet of the first rolling mill of the tandem rolling mill, the outlet of the final rolling mill of the tandem rolling mill, and any one or more rolling mills between the evening rolling mills for example, the upstream side
  • the exit-side sheet width is calculated as follows.
  • a standing section is formed as follows from the upstream side to the downstream side.
  • the m stand is the measurement stand on the most downstream side.
  • the amount of change in the width of each stand section is the difference between the width of the 1st stand entry side plate and the width of the Kth stand exit side plate, and the difference between the K + 1st stand entry side plate width, that is, the Kth side.
  • the difference between the width of the stand outboard and the width of the Jth stand outboard, the width of the inboard side of the J + 1st stand, that is, the width of the Jth stand outboard and the width of the mth stand outboard And the difference between the m + 1st stand and the final stand exit side plate width.
  • the change in the strip width was obtained from the above measurement results for each of the sequentially configured stand sections.
  • the amount can be calculated.
  • the permissible value of the sheet width change between these measurement stands can be obtained in advance by the equation (20) as described above. Therefore, the stand that should be operated by the shape control device, which has a high possibility of plate breakage between each stand, is specified, and the position width change allowable value set for each measurement stand should not be exceeded. Next, the shape control device is controlled.
  • tandem rolling mill entry side first rolling mill entry side
  • tandem rolling mill exit side final rolling mill exit side
  • three stand outputs between the tandem rolling mills will be described.
  • Shape control device can be controlled.
  • the measurement results of the change in the sheet width on the entrance side and the exit side of each stand can be obtained.
  • the control devices 11a to lid it is possible to realize a more accurate prevention control of plate breakage.
  • the strip width measuring device on the inlet and outlet sides of the tandem rolling mill or further, the strip width control based on the strip width measuring device or the shape measuring device provided between the stands, It is possible to more precisely specify a stand where the plate end has a high tension and the breakage is likely to occur, and the direction in which the width of the plate increases with respect to the specified stand, that is, the end elongation.
  • the end elongation By performing rolling on the side, excessive tension generated at the plate edge can be reduced, and rolling can be performed without breaking the plate over all the stands.
  • strip width control is feasible, but depending on the type of rolled material, strip width may change between rolling mill stands. In such a case, the width change between the stands is measured or estimated from the changes in the tension, temperature, and time, which are the factors of the change, and the width change between the stands is calculated. In consideration of the above, it is necessary to perform the above-described plate width control.
  • the exit side sheet width is set to the predetermined target sheet width by using the actual sheet width measured by the exit side sheet width measuring device.
  • the roll bender control or the tension control can be performed so as to conform to the above.
  • Fig. 5 shows an overview of the cold tandem rolling mill used to implement the present invention.
  • the cold tandem rolling mill is composed of a four-stand four-high rolling mill.
  • the rolled material (1) is rolled at each rolling stand, passed through a bridle roll (2) and wound up by a coiler (3).
  • the rolling conditions are shown below.
  • tension between the delivery side of the rolling mill - Bligh Doruroru is 3 0 kgf
  • the dragon - is 2
  • the tension between the Bligh Doruroru out side-coiler one 1 0 kgf ⁇ mni— 2 means that when 0 kgf-mm 2 with a bridle opening is applied, the tension between the rolling mill exit side and the bridle roll is 30 kgf 'mnr 2 , and the bridle roll exit side-coil
  • the tension between the plates means 30 kgf ⁇ mm— 2 .
  • Discharge side thickness (h) 0.6 mm
  • Figure 6 shows the wear resistance of the work roll in terms of the work roll surface roughness.
  • the number of rolling tons was about 200 tons, and the surface of the ⁇ -crawl was too smooth and slipped, so the work roll had to be changed.
  • the present invention even when the surface roughness of the work roll is 400 tons in terms of rolling tonnes, a slip is generated which is larger than the surface roughness in which the conventional slip occurs. Did not. Therefore, by using the present invention, the abrasion resistance of the work roll was improved about twice or more.
  • surface defects occurrence rate of about 2% of the total production amount
  • the motor output on the coil side is output from the output coil side of the final stand. It is clear that converting to more than one or two forces eliminates the need to slow down and increases productivity.
  • the cold tandem rolling mill used was a tandem rolling mill consisting of the same four stands as shown in Fig. 7, and the fourth tandem rolling mill, which generates heat scratches, was used.
  • the rolling conditions of the stand are shown below.
  • Rolling lubrication Beef tallow 2% emulsion (60 ° C) Under operating conditions, if a large number of coils of the same size are rolled under the same rolling conditions, the average temperature of the work rolls rises, and The temperature of the plate on the exit side of the tand rises. It is known from the operation data to date that if the sheet temperature at the outlet side of the fourth stand is more than 173 ° C, heat scratches occur frequently. Thus, the present invention was applied and the effect was experimentally investigated.
  • the tension control cycle is set to 30 seconds, and the sampling time is set to 5 seconds.
  • the (6) data was subjected to linear regression, and the sheet temperature after 30 seconds was obtained, and this was used as the estimated value T of the sheet temperature.
  • Fig. 8 shows the effect of the present invention.
  • Fig. 8 (a) shows the relationship between the number of rolling coils and the sheet temperature at the exit side of the fourth stand.
  • Fig. 8 (b) shows the number of rolling coils.
  • the relationship with the fourth stand entry side tension is shown below.
  • 8 in FIG. 8 indicates the case of the conventional rolling method
  • ⁇ in FIG. 8 indicates the case of applying the present invention.
  • the work roll speed was set to 250 m min- 1 . It was operating at a reduced speed.
  • the coil number 2 2 knots tension condition is changed from the entry side tension eventually is 1 0 kgf - ram one 2 from 2 1 kgf ⁇ mm 2 controlled coil number 9 0 present in
  • the plate temperature did not exceed 169 ° C and the work was rolled without any reduction in the workpiece opening speed. Naturally, no heat scratching occurred.
  • FIG. 9 is a diagram showing the effect of the present invention
  • FIG. Fig. 9 (b) shows the relationship between the number of rolled coils and the work roll speed of the fourth stand, respectively.
  • 9 in FIG. 9 shows the case of the conventional rolling method
  • ⁇ in FIG. 9 shows the case of applying the present invention.
  • the estimated temperature of the plate becomes 169 ° C or more when the number of coils is 21 and there is a danger of heat scratching.Therefore, the work roll speed is set to 250 m It was operating at a speed reduced to one .
  • coil number 2 2 knots tension condition is changed from the entry side tension eventually is 1 0 kgf ⁇ 10111- 2 months, et 1 5 ⁇ ⁇ 1 " ⁇ mm- 2 Controlled number of coils 27 Eyes, etc.
  • the entrance tension is more than 15 kgf ⁇ mm- 2, which is larger than the maximum value of the entrance tension that does not cause plate breakage, so the entrance side tension] 5 kgf - while kept mm- ', is changed work roll speed, eventually Wa one crawling speed is controlled from 3 0 0 m ⁇ min 1 to 2 6 8 m ⁇ min 1 Even with 90 coils, the plate temperature was rolled without exceeding 169 ° C, and no heat scratch occurred as a matter of course.
  • the rolling tension in the final stand is 30% or more of the deformation resistance of the rolled material, that is, the tension load ratio is 0.3.
  • the output of the final rolling stand and the output of the coiler system can be set appropriately, so that slip- chattering The rolling mill required to reduce the generation can be obtained appropriately. Furthermore, since the tension is controlled so that the temperature rise at the interface between the roll at the roll byte exit and the rolled material is equal to or lower than the temperature at which heat scratch occurs, the occurrence of heat scratch can be efficiently prevented.

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Description

明 細 書 冷間タ ンデム圧延方法および冷間タ ンデム圧延機 〔技術分野〕
本発明は、 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧 延機において、 ヒー トスク ラ ッチの発生を防止し、 高生産性の実現 と製造コス 卜の低減とを可能とする圧延方法およびその装置に関す o
〔背景技術〕
冷間タ ンデム圧延機においてワーク ロール速度を増大させたり、 圧下率を増大させたりすると ヒー ト スク ラ ツチが発生する。 ヒー 卜 スクラ ッチとは、 ロールバイ ト内のロールと圧延材との間の界面温 度が上昇しロ ールバイ ト内で油膜破断が生じた結果発生するワーク 口ールと圧延材との金属接触による焼付き疵のこ とである。
ヒー トスク ラ ッチが発生すると製品の表面欠陥が生じるので製品 歩留が低下するばかり力、、 ヒー ト スク ラ ツチの生じた圧延スタ ン ド のワーク 口ール組み替えが必要なため生産性が著し く 低下するとい う問題があった。
従って、 ヒー トスクラ ッチ防止に関しては例えば特開平 5 — 9 8 2 8 3号公報に開示されているように耐焼付き性に優れた圧延潤滑 油を使用する方法や、 特開昭 5 6 — 1 1 1 5 0 5 号公報に開示され ているようにク ーラ ン ト量を制御して板やワーク ロールの温度を低 下させる方法や、 特開平 6 — 6 3 6 2 4号公報に開示されているよ うにワーク 口一ル速度を低減する方法などがある。 いずれの方法も ロールバイ ト内のロールと圧延材との間の界面温度の上昇を防止す るかまたはロールバイ ト内の界面温度が上昇しても油膜破断が生じ ないよう にするかの方法に関する。 しかしながら、 耐焼付き性に優 れた圧延潤滑油の使用はコ ス ト ア ッ プの可能性があり、 ク ーラ ン ト 量の制御による板およびロール温度制御は、 効果はあるがその応答 性に若干の問題があり、 ヮ一ク ロール速度の低下は生産性が低下す るという問題がある。
生産性の低下および製造コス 卜の上昇を招かずにヒー トスク ラ ッ チを防止する方法と して、 特開昭 6 0 — 4 9 8 0 2号公報には、 圧 下スケジュールや張力を変更するこ とが開示されている ものの、 そ の制御量にはハ一ド的な理由から限界があった。
また、 従来、 冷間圧延における板幅の変動は、 熱間圧延に比べて 小さいこ とから、 熱間圧延のように圧延機入側 · 出側に幅計を設け 、 その幅計の出力結果に基づいて張力等を変化させて、 積極的に板 幅制御を行う こ とはほとんどされていなかった。
〔発明の開示〕
従来の冷間タ ンデム圧延方法では、 上述したような効果には限界 がある。 その理由は、 例えば、 生産性の低下および製造コ ス トの上 昇を招かずにヒー トスク ラ ッチを防止する方法では、 圧下スケジュ —ルを変更する場合、 板厚精度が一時的に悪化する恐れがあるとい う問題がある。 また、 張力を変更する方法の場合、 張力を高く する ことによって圧延圧力が低下し、 摩擦発熱が軽減されるためヒー ト スク ラ ツチ防止効果が得られるが、 ヒー ト スク ラ ツチ防止のために 張力を上げて行く ことを考える場合、 板破断が生じやすく なる。 ま た、 既存の冷間タ ンデム圧延機ではヒ一 ト スク ラ ッチは後段スタ ン ドで発生しやすく 、 しかも張力は設備上の問題からスタ ン ド間張力 しか上げられない。 従って、 後段スタ ン ドでは入側張力の方が出側 張力より も大き く なりやすい。 このため後段スタ ン ドにおいて圧延 材とワーク ロール間のスリ ップゃチヤ夕 リ ング等が発生し易く なり 、 新たな問題が生じるこ とになる。 また、 圧延スタ ン ド出側の板温 度を検出 しその温度に基づいて張力を制御する場合、 ヒー ト スク ラ ツ チが発生する温度以上になった場合に制御が行われるので、 一時 的にヒー トスクラ ッチが生じてしま う危険性がある。
更に、 高張力化では板幅変動が大き く なるため板幅精度が悪化す るなどの問題があるこ とから、 従来法では、 ヒー トスクラ ッチの防 止効果と、 経済性および生産性のメ リ ッ トを両立させるには限界が あった
本発明は上記したような従来法の問題点を解決するためのもので あり、 本発明の要旨は以下のとおりである。
① 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機に おいて冷間圧延を行う際、 少な く と も最終圧延スタ ン ドにおいて圧 延材の変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延するこ とを 特徴とする冷間タ ンデム圧延方法。
② 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機と 冷間圧延機の出側にコイ ラ一またはコイ ラ一とブライ ドルロール、 またはコイラ一と ピンチロールとを有する冷間タ ンデム圧延機にお いて冷間圧延を行う際、 該冷間タ ンデム圧延機で製造する平均板厚
( ¥ ) 、 前記出側にコィラーの主電動機出力およびノまたは前記ブ ライ ドルロールの主電動機出力、 および zまたは前記ピンチロール の主電動機出力および冷間タ ンデム圧延機の最終スタ ン ドの主電動 機出力を調整して、 少な く と も最終圧延スタ ン ドにおいて圧延材の 変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延する こ とを特徴と する冷間タ ンデム圧延方法。
③ 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機と 冷間タ ンデム圧延機の出側にコイラ一またはコイ ラ一およびブライ ドルロール、 またはコィラーと ピンチロールとを有する冷間タ ンデ ム圧延機において、 該冷間タ ンデム圧延機で製造する平均製品板厚 を ¥、 該冷間タ ンデム圧延機の出側コイ ラ一 1 基の主電動機の出力 または出側コイラ一 1 基の主電動機の出力および出側ブライ ドル口 一ルの主電動機との出力の合計、 または出側コイラ一 1 基の主電動 機出力と ピンチロールの主電動機の出力との合計を J 。 、 冷間タ ン デム圧延機の最終圧延スタ ン ドの主電動機の出力を J M した場合、
J c ≥ ( 0 . 3 7 5 ¥ + 0 . 2 7 5 ) J M であるこ とを特徴とする 冷間タ ンデム圧延機。
④ 冷間タ ンデム圧延機のヒー トスク ラ ッチが発生しやすい圧延 スタ ン ドにおいて、 該圧延スタ ン ドの出側の板温度、 圧延荷重、 ヮ —ク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速度、 スタ ン ド入側および出側 の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張力を検出あるいはこれらの検 出値から演算し、 該圧延スタ ン ド出側の板温度検出値から定常状態 あるいは次の張力制御時期の圧延状態における該圧延スタ ン ド出側 の板温度 T , を推定し、 この推定した板温度が予め定められたヒー 卜スクラ ッチ制御目標温度 T L を越える場合に、 該圧延スタ ン ドの 出側の板温度、 圧延荷重、 ヮ一ク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速 度、 スタ ン ド入側および出側の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張 力の検出値およびこれらの検出値からの演算値と、 これらの検出値 および演算値から求めた該圧延スタ ン ドの摩擦係数および変形抵抗 を用いて、 該圧延状態における該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口 の圧延材と ロールとの間の界面の温度上昇 T E ' と、 張力を変更し た場合に該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材と ロールとの 間の界面の温度上昇 T m ' を求め、 丁 し - T , ≥ T m ' - T E ' と なる張力を求め、 この張力に基づいて該圧延ス タ ン ドの張力を制御 し、 圧延機の変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延する こ とを特徴とする冷間タ ンデム圧延機の圧延方法。
⑤ 冷間タ ンデム圧延機のヒー トスク ラ ッ チが発生しやすい圧延 スタ ン ドにおいて、 該圧延スタ ン ドの出側の板温度、 圧延荷重、 ヮ 一ク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速度、 スタ ン ド入側および出側 の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張力を検出あるいはこれらの検 出値から演算し、 該圧延スタ ン ド出側の板温度検出値から定常状態 あるいは次の張力制御時期の圧延状態における該圧延スタ ン ド出側 の板温度 T f を推定し、 この推定した板温度が予め定められたヒ ー 卜ス ク ラ ッ チ制御目標温度 T L を越える場合に、 該圧延スタ ン ドの 出側の板温度、 圧延荷重、 ワーク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速 度、 スタ ン ド入側および出側の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張 力の検出値およびこれらの検出値からの演算値と、 これらの検出値 および演算値から求めた該圧延スタ ン ドの摩擦係数および変形抵抗 を用いて、 該圧延状態における該圧延スタ ン ドの口一ルバィ ト出口 の圧延材とロールとの間の界面の温度上昇 Τε ' と、 張力を変更し た場合に該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材と ロールとの 間の界面の温度上昇 Tm ' を求め、 T\. 一 T , ≥ T m ' - T , ' と なる張力を求め、 この張力が当該圧延スタ ン ドにおいて予め定めた 板破断が生じるこ とのない圧延スタ ン ド入側最大張力 σ bma xあるい は出側最大張力び f ma xを越える場合には、 当該圧延スタ ン ドにおけ る張力を予め定めた板破断が生じるこ とのない圧延スタ ン ド入側最 大張力び bma xあるいは出側最大張力ひ f m a x以下となるよう に設定す ると共に、 この設定した張力状態でワーク ロール速度を変更した場 合における当該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材と ロール との間の界面の温度上昇 Tm " を求め、 TL 一 T , ≥ Tm " 一 TE ' となるワークロール速度を求め、 このワーク ロール速度に基づい て該圧延スタ ン ドのワークロール速度を制御し、 圧延機の変形抵抗 の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延することを特徴とする冷間 タンデム圧延機の圧延方法。
⑥ 形状制御装置を備えた冷間圧延機を 4 スタン ド以上有する冷 間タ ンデム圧延機において、 タンデム圧延機の入側および出側にお いて圧延材の板幅を測定し、 この板幅測定値から、 タンデム圧延機 入側と出側の板幅変化量を算出し、 この板幅変化量が所定の予め定 めた板幅変化量の許容値を超えないよう形状制御装置を制御すると 共に、 少なく とも最終スタ ン ドにおいて圧延材の変形抵抗の 3 0 % 以上の圧延張力を負荷して圧延することを特徴とする冷間タ ンデム 圧延方法。
⑦ 形状制御装置を備えた冷間圧延機を 4 スタ ン ド以上有する冷 間タ ンデム圧延機において、 該冷間タ ンデム圧延機内の総スタ ン ド を複数の独立する冷間タ ンデム圧延機に仮想的に分割してそれぞれ が独立する冷間タンデム圧延機を構成し、 仮想した各独立冷間タン デム圧延機の入側および出側において圧延材の板幅を測定し、 この 板幅測定値から、 次のタ ンデム圧延機入側と出側の板幅変化量を算 出し、 この板幅変化量が所定の予め定めた板幅変化量の許容値を超 えないよう形状制御装置を制御して全冷間タ ンデム圧延機における 形状制御を行う と共に、 少なく とも最終スタ ン ドにおいて圧延材の 変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延することを特徴と する冷間タンデム圧延方法。
〔図面の簡単な説明〕
図 1 は、 ス リ ッ プ · チ ヤ タ リ ング発生率に及ぼす張力負荷比の影 響を示す図。
図 2 は、 圧延荷重比に及ぼす張力負荷比の影響を示す図。 図 3 は、 耐摩耗性に及ぼす張力負荷比の影響を示す図。
図 4 は、 表面欠陥発生比率に及ぼす張力負荷比の影響を示す図。 図 5 は、 本発明に用いた冷間タ ンデム圧延機の概要図。
図 6 は、 本発明の効果を示す図で、 ロール表面粗度と圧延 ト ン数 の関係を示す図。
図 7 は、 本発明の方法を適用する冷間タ ンデム圧延機の概略を示 す図である。
図 8 ( a ) は、 圧延コイル本数と板温度の関係を示す図であり、 図 8 ( b ) は圧延コイル本数と入側張力の関係を示す図である。
図 9 ( a ) は、 本発明の方法による圧延コイル本数と入側張力の 関係を示す図である。
図 9 ( b ) は本発明方法による圧延コイル本数とワークロール速 度の関係を示す図である。
図 1 0 は、 本発明の板幅制御に用いる冷間タ ンデム圧延機設備を 示す側面説明図である。
図 1 1 は、 形状制御装置の操作量を変化させて計算した場合の口 ールバイ ト前後の板幅変化を示す概要図である。
図 1 2 は、 形状制御装置の操作量を変化させて計算した場合の口 ールバイ ト出口における張力分布の変化を示す説明図である。
〔発明を実施するための最良の形態〕
圧延速度が速く なればなるほど、 ロールバイ ト内に導入される圧 延潤滑油の量は増大し摩擦係数は減少する。 従って、 出側板速度と ワークロール速度の比から定義される先進率は減少する。 また、 入 側張力が出側張力より も大きいほど先進率は減少する。 従って、 高 速度および入側張力が大き く なるほど先進率は小さ く なる傾向があ る。 ところで、 鋼種や圧下スケジュールによって異なるが、 先進率 がある値 （限界値） 以下になるとスリ ップやチャタ リ ングが発生す る。 スリ ップが発生するとロールバイ ト内の圧延材とワークロール 間の相対すベり速度が急激に大き く なり、 このため摩擦発熱が急激 に増大しヒー トスクラ ッチが発生する。 また、 チャタ リ ングが発生 するとその部分は板厚の規格外の部分となるばかりではなく チ ヤ夕 マークが発生するので表面品質も損なわれる。 従って、 スリ ップや チャタ リ ングを防ぐためには、 先進率の値を前述した限界値より も 大き く する必要がある。 そのためには出側張力の値を入側張力の値 とのバラ ンスを考慮して大き く しなければならない。
図 1 は張力を広範囲に変化させた実験より得られたチ ヤタ リ ング およびス リ ップの発生率 （張力負加比 / c二 0 . 0 5時のチ ヤ タ リ ン グおよびスリ ップの発生率を 1 とする） と張力負加比の関係を表す 図である。 ここで、 Λは張力負荷比であり、 圧延スタ ン ドの入側お よび出側における張力のレベルを表す指標であり、 張カ 圧延材の 変形抵抗で表される。 即ち、 圧延スタ ン ドの入側および出側の張力 負荷比を c b および / c f とすると、 当該圧延スタ ン ドにおける入側 張力 CT b および出側張力 σ ( は、 圧延材の引張試験から得られる圧 延スタン ド入側および出側の圧延材の 0 . 2 %耐力 σ y ,および r 0 に前述の張力負荷比を乗じた値、 即ち、 = κ b σ y , , σ , = κ , ひ，。となる。 なお、 以降の説明においては、 張力負荷比あるいは Λ と記した場合、 この張力負荷比あるいは / cは圧延スタン ドの入側 および出側の張力負荷比 b および / c ( の双方を含むものとする。
図 1 より明らかなように、 チヤタ リ ングゃスリ ップの発生しない 安定圧延を実現するためには、 張力負加比 / cは 0 . 3以上必要であ る。
図 2 は張力負荷比を変化させた場合の実験から求めた圧延荷重比 [無張力圧延時 （ 二 0 ) の圧延荷重を 1 とする] に及ぼす張力負 荷比 / cの影響を示すものである。 また、 図 3 は図 2に示したのと同 じ圧延条件でワークロールの摩耗量 （荷重と滑りを加えた状態で、 1 0万回ほど回転させた後のヮ一クロールの重量を実験前のワーク ロール重量から減じた重量） に及ぼす張力負荷比 / cの影響 [無張力 圧延時 （ /c = 0 ) の摩耗量を耐摩耗性 1 とする] を示すものである o
図 2および図 3 より、 張力負荷比 / cが大きければ大きいほどロー ルバイ ト内の圧力および接触弧長が減少するので、 圧延荷重比およ び耐摩耗性に及ぼす張力負荷比の効果は大きいことが明らかになつ た。
図 4 は実験から求めた表面欠陥発生比率 （ヒー トスクラ ッチゃチ ャ 夕 リ ングあるいは板とロールとの間またはワークロールと中間口 ールとの間に異物が入った場合に生じる製品の表面欠陥発生比率） に及ぼす張力負荷比 / の影響 [無張力圧延時 （ /c = 0 ) の表面欠陥 発生率を 1 とする] を示す。 図 4より、 張力負荷比 / cが大き く なる につれて表面欠陥発生率は減少し、 張力負荷比 / c = 0 . 3程度を境 にして、 表面欠陥が発生しなく なることが明らかになつた。
以上のことから、 張力負荷比 / cを 0 . 3以上、 好ま しく は 0 . 4 以上、 即ち、 張力を当該圧延スタン ド入側および出側の圧延材の変 形抵抗の 3 0 %以上、 好ま しく は 4 0 %以上の入側および出側張力 を負荷するものである。 これによつて、 ヒー トスクラ ッチやチヤタ リ ングおよびスリ ップ等の発生しない圧延が可能となるとと もに、 圧延荷重を低減でき、 ワーク ロール表面の粗度を長期に維持できる 耐摩耗性を確保した圧延が可能となる。 なお、 張力負荷比 / cが 0 . 7を越えると圧延荷重の低減および耐摩耗性の向上等の効果は飽和 すること、 圧延材の幅方向の端部に微少なクラ ッ クがあった場合に は板が破断する可能性も生じてく るので、 張力負荷比の上限は 0 . 7 とするのが好ま しい。
張力負荷比は各スタ ン ドとも、 上記のように設定しても良いが、 ヒ一 トスクラ ツチゃスリ ップゃチヤタ リ ングの発生し易い圧延スタ ン ドのみ設定しても良い。 特に、 圧延速度が最も速く なる最終圧延 スタ ン ドでは、 ヒー トスクラ ッチゃスリ ップゃチヤタ リ ングが発生 し易いため、 少なく とも最終圧延スタン ドにおいては、 張力負荷比 /cを 0 . 3以上、 好ま しく は 0 . 4以上に設定することが望ま しい 次に、 上述した圧延方法を実現するための冷間タ ンデム圧延機に ついて説明する。 既存のタ ンデム圧延機では通常操業レベルの圧延 速度 （ 1 0 0 0〜 2 0 0 0 m · m i n では、 最終スタ ン ド出側に あるコィラー 1 基の主電動機の出力が小さいため最終スタン ド出側 の張力レベルを大き く取ることはできない。 現状では、 出側コイラ 一 1 基の出力または出側コイラ一 1基と出側ブライ ドルロールの主 電動機の出力の合計、 または、 出側コイラ一 1 基の主電動機の出力 とピンチロールの主電動機の出力の合計は製品板厚 ¥が 0 . 6 mm以 上の製品が全生産量の 5 0 %以上を占める厚手系の冷間タ ンデム圧 延機では最終スタ ン ドの圧延機の主電動機の出力の 4 7 %以下であ り、 また、 製品板厚¥が 0 . 6 mm未満の薄手系の製品が全生産量の 5 0 %以上を占める冷間タ ンデム圧延機では最終スタ ン ドの圧延機 の主電動機の出力の 3 2 %以下である。 従って、 低炭素鋼の圧延の 場合、 最終スタン ドの出側の張力レベルは通常 5〜 1 0 kg i - mm ' 2 程度である。 低炭素鋼の場合、 最終スタ ン ド近傍では加工硬化によ り変形抵抗は 6 0〜 7 0 kg f ' 訓— 2程度であるので、 上記張力レべ ルは変形抵抗の 7〜 1 7 %程度の低い値になっている。 このよ う に 、 最終スタ ン ド出側張力が低い値になっているため、 最終ス タ ン ド 入側張力も上述したス リ ッ プおよびチ ヤ タ リ ング防止の観点から低 い値に留ま らざるを得ない。 また、 最終スタ ン ド入側張力はその上 流側の最終スタ ン ド直前の圧延スタ ン ドの出側張力に等しいことか ら、 その入側張力も同様に低いレベルとなり、 さ らにその上流側の 張力も低い値となる。 以上のような理由から、 従来の冷間タ ンデム 圧延機における圧延張力は、 高々変形抵抗の 2 0 %程度に留まって いるのである。
最終圧延スタ ン ドの最大出側張力は最終スタ ン ドの板厚と板幅お よび板速度に反比例し、 コイラ一系の主電動機の出力またはコイラ —系とブライ ドルロールの主電動機の出力の合計、 または、 コイラ —系の主電動機と ピンチロールの主電動機の出力の合計に比例する 。 ここで言う主電動機の出力とは主電動機の最大出力のことをいう 。 従って、 圧延速度が速く なればなるほど得られる最大張力は小さ く なる傾向にある。 即ち、 圧延速度が速いほど、 張力負荷比を大き く取ることができなく なる。
従って、 高速圧延時における張力負荷比を上げる手段と しては、 コイラ一系の主電動機の出力を大き くする、 即ち、 最大出力のもつ と大きな主電動機に置き換えるか、 あるいは、 ブライ ドルロールも しく はピンチロールを増設する必要がある。
従って、 最終圧延スタ ン ドにおいて張力負荷比 / を 0 . 3以上、 好ま しく は 0 . 4以上にするためには、 最終スタ ン ドの主電動機の 出力とコイラ一系の主電動機の出力またはコイラ一系とブライ ドル ロールの主電動機の出力の合計またはコイラ一系とピンチロールの 主電動機の出力の合計を最適化する必要がある。 そのためには、 先 ず、 圧延機が成す仕事とコイラ一系即ちコィラー単独あるいはコィ ラーとブライ ドル口一ル或いはコイラ一と ピンチ口一ルが成す仕事 を求める必要がある。
先ず、 圧延機が成す仕事を求めるために、 圧延荷重および圧延 ト ルク、 先進率等を求める。 圧延荷重 Pは例えば式 （ 1 ) に示す H i 1 1 の荷重式を用いて求めることができる。
P = W 〔Km - (0.7σ b + 0.3ひ （ ) 〕 R ' (H - h )
X 〔1.08+ 1.79 r V 1 一 r β」 R ' h — 1.02 r〕 ( 1 ) こ こで、 Wは板幅、 Km は変形抵抗、 および σ , は入側および 出側張力、 R ' は偏平後のワークロール半径、 Ηおよび hは圧延機 入側および出側板厚、 r ： 圧下率、 ： 摩擦係数である。
なお、 変形抵抗 Km は予め行われた引張試験の実験結果によって 求められた定数 a， ε 。 ， ηの値を用いて式 （ 2 ) で表される。 な お、 H s は素材板厚 （第 1 スタ ン ド入側板厚） であり、 εはひずみ である。
σ y (£) = a (ε + ε。 ) η
ε =- 1 n (hZHs )
ε m = 0.4 ε b + 0.6 e , ···( 2 ) ε , -- I n (h/Hs ) , " =_ l n (H/Hs )
K m = 2 /J~ σ ( )
次に、 圧延 トルク T (上下のロール 2本分） は例えば H i 1 1 の 式を用いると式 （ 3 ) で表され、 先進率 f s は例えば B 1 a n d & F o r dの式を用いると式 （ 4 ) で表される。 また、 式 （ 1 ) 、 式 ( 3 ) 、 式 （ 4 ) 中の偏平後の口一ル半径 R ' は、 式 （ 5 ) に示す H i t c h c o o c kの式を用いて式 （ 1 ) と連成させることによ つて求めることができる。 なお、 式 （ 5 ) において、 Eはロールの ヤング率、 レ はロールのポアソ ン比、 7Γは円周率である。 T=To +RW (Ησ„ -ho, )
To =WKm (1 - 0.9σ^ - 0.1σ, ) R (H-h) DG (3)
Do =1.05+ (0.07+1.32 r) J 1 - r / R7 /h -0.85 r f s =0n 2 {tan (V h · R' H„ /2)
1 H Km —ひ r (4)
H, ^ Κ' / tan 1 (V(H-h) /h) — I n 〔 〕
2 a h Km 一ひ b
16 (1ー 2) P
R' =R 〔1+ (5)
WTTE H-h
圧延機が単位時間に成す仕事 J M は上述の上下のロール 2本分を 合わせた圧延 トルク Tおよび先進率 f s を用いて式 （ 6 ) で表され る。 なお、 Rはロール半径、 V。 は圧延スタ ン ドの出側板速度であ o
JM = TVo / (R ( l + f s ) } …… （ 6 ) このよう に圧延機が単位時間に成す仕事 J M は簡単に求める こと ができる。 また、 式 （ 3 ) から明らかなよ うに、 圧延機の単位時間 に成す仕事 J M はロールバイ 卜内で発生する仕事と圧延機前後の全 張力で発生する仕事とから成る。 圧延スタ ン ドの入側前張力と出側 全張力を等し く するこ とによって圧延機前後の全張力で発生する仕 事は無く なるので、 タ ンデム圧延機全体を考慮すると圧延機入側と 出側の全張力は等しい、 即ち H c7 b = h ひ ， である方が好ま しい。
コイラ一系即ちコィ ラー単独あるいはコィ ラーとブライ ドル口 一 ル或いはコイ ラ一と ピンチロールが成す仕事 J c は式 （ 7 ) で表さ れ 。
J c = V 0 κ σ y h W ( 7 ) 式 （ 7 ) から張力負荷比 / cが大きいほどコイ ラ一系が成す仕事は 増大する こ とが明らかである。
上述した式を用いて、 コイラ一系が成す仕事 J と圧延機が単位 時間に成す仕事 J M の比を比較する。
表 1 に代表的な計算結果を示す。 表 1 では製品板厚を 0 . 6 画未 満に圧延する薄手系および製品扳厚を 0 . 6 關以上に圧延する厚手 系の最終スタ ン ドの圧延条件を想定した。 但し、 変形抵抗を表す式 ( 2 ) の定数は、 予め引張試験によって得られた値、 a = 6 7 k g f ' 龍— 2、 ε 。 = 0 . 0 3 、 η = 0 . 2 と し、 摩擦係数は冷間圧延の 最終スタ ン ドにおける通常の圧延条件において得られた代表的な摩 擦係数〃 = 0 . 0 5を用いた。
なお、 表 1 中の口一ル半径は通常の冷間タンデム圧延機の最終ス タン ドに使用されている代表的なロール半径と し、 圧下率、 ワーク ロール速度、 素材板厚は通常の冷間タ ンデム圧延における代表的な 圧延条件の範囲の値を用いている。
表 1 コイラ一系が単位時間に成す仕事 J e と最終スタンド圧延機が単位時間に成す仕事 JM の比
R h r P VR Hs J c / J M
INO
卿 (%) (tf/m) (m/min) (iim) κ=0.2 c=0.3 二 0.5 c-0.6
1 200 0.2 20 952 2000 3.0 0.438 0.657 0.876 1.094 1.313
2 200 0.2 30 1222 2000 3.0 0.248 0.371 0.495 0.619 0.743
3 250 0.2 20 1147 2000 2.3 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200
4 250 0.2 30 1515 2000 2.3 0.233 0.344 0.455 0.586 0.668
5 200 0.6 20 788 2000 3.0 0, 694 1.041 1.388 1.736 2.082
6 200 0.6 30 957 2000 3.0 0.414 0.621 0, 828 1.035 1.242
7 250 0.6 20 973 2000 3.0 0.665 0.997 1.330 1.662 1.995
8 250 0.6 30 1185 2000 3.0 0.315 0.498 0.780 0.917 1.104
II
このような条件において、 最終スタ ン ドの出側の板厚が 0 . 6 mm 未満の場合と、 0 . 6 mm以上の場合を想定して、 張力負荷比を変え た場合の単位時間にコイラ一系が成す仕事と圧延機が成す仕事を計 算、 比較した。
表 1 の圧延条件より、 同一出側板 hおよび同一張力負加比 / cで比 較すると圧下率 rが大きいほど、 口ール半径 Rが大きいほど圧延機 が単位時間に成す仕事 J M が増大するのでコイ ラ一系が単位時間に 成す仕事 J e と圧延機が単位時間に成す仕事 J M の比は小さ く なる こ と、 また、 張力負荷比を大き く した場合には、 コイ ラ一系が成す 仕事の割合が増大するのでコイ ラ一系が単位時間に成す仕事 J 「 と 圧延機が単位時間に成す仕事 J M の比は大き く なるこ とが分かる。
ところで、 最終スタ ン ドの仕事量は最終スタ ン ドの電動機の出力 に規定され、 コイ ラ一系の仕事量は最終スタ ン ドの仕事量を考慮し て決定される。 本発明においては張力負加比 cを考慮してその比率 を決定する必要があるため、 コイラ一系の仕事量は最終スタ ン ドの 仕事量はロール速度、 ロ ール径、 圧下率などの圧延条件を考慮して 評価した最終スタ ン ドの仕事量を勘案して決める必要がある。 式 （ 1 ) 〜式 （ 6 ) から分かるよ うに、 最終スタ ン ド圧延機の仕事量は 、 圧下率、 口一ル径が大き く なるほど増大するため、 仕事量が大き い条件、 圧延 トルクの大きな、 従って圧下率、 ロール半径が大きい 条件、 即ち、 表 1 の No. 4 と No . 8 のロール半径 2 5 0 mm、 圧下率 3 0 %以上の条件における仕事量に基づいてコイ ラ一系の能力を検 討するのが望ま しい。
以上のこ とから、 本発明の方法実施する上で、 有利な圧延設備を 検討する場合、 即ちその能力を十分に発揮させるためには、 最終ス タ ン ドが行う こ とのできる最大の仕事に対してコィ ラーが行うべき 最小の仕事を規定する必要がある。 最終スタ ン ドが行う こ とができ る最大の仕事は最終スタ ン ドの主電動機の出力 （最大出力） によつ て決定されるので、 コイ ラ一系が行うべき最小の仕事も同様にコィ ラー系の主電動機の出力 （最小出力） によって決定される。 従って 、 上述の圧延条件に示すように、 コイ ラ一系が単位時間に成す仕事
J c と圧延機が単位時間に成す仕事 J M の比が求まればコイ ラ一系 に必要な主電動機の最小出力が、 圧延機の主電動機の最大出力から 簡単に求める こ とができる。
さて、 前述したように安定した冷間タ ンデム圧延を行うためには 張力負加比 / は 0 . 3以上必要である。 そのためには、 表 1 から分 かるように、 コイラ一系の仕事は、 製品板厚が 0 . 6 mmの製品を製 造する冷間タ ンデム圧延機では最終スタ ン ドの圧延機の仕事の 5 0 %以上、 また、 製品板厚が 0 . 2 mmの薄手系の製品を製造する冷間 タ ンデム圧延機では最終スタ ン ドの圧延機の仕事の 3 5 %以上必要 であるこ とが分かる。 即ち、 コイラ一系の主電動機の出力は、 製品 板厚が 0 . 6 mmの製品を製造する冷間タ ンデム圧延機では最終スタ ン ドの圧延機の主電動機の 5 0 %以上、 また、 製品板厚が 0 . 2 mm の薄手系の製品を製造する冷間タ ンデム圧延機では最終スタ ン ドの 圧延機の主電動機の出力の 3 5 %以上必要である。
なお、 出側コイラ一のみで大きな張力を発生させる代わり に、 コ ィラ一切り替え時も考慮して最終ス夕 ン ドと出側コイ ラ一の間に張 力負荷用のブライ ドルロールも し く はピンチロールを設置しても良 い。 この場合は、 出側コイ ラ一 1 基と出側ブライ ドルロールの出力 の合計も し く は出側コイラ一 1 基と出側ピンチロールの出力の合計 が上記条件を满足すればよい。
以上のことをパラメ ータ平均板厚 Τ を用いて整理すると、 出側コ イラ一 1 基の主電動機の出力または出側コイ ラ一 1 基と出側ブライ ドルロールの主電動機の出力の合計も し く は出側コイ ラ一 1 基と出 側ピンチロールの出力の合計を J e 、 最終スタ ン ドの圧延機の主電 動機の出力を J M した場合、 J c ≥ ( 0 . 3 7 5 Τ + 0 . 2 7 5 ) J M である冷間タ ンデム圧延機が必要であることが分かる。
なお、 その際前述したように全圧延張力 （圧延張力に板厚と板幅 を乗じた値） は圧延機入側と出側で同じ値にするこ とによって、 圧 延機には過剰な負荷 （メ カ ロスも含む） はかからな く なり電力原単 位も向上するこ とから、 圧延機入 · 出側で全圧延張力を等し く する 方が好ま しい。
次に、 圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材とロールとの間 の界面の温度上昇と ワーク ロール速度との関係から圧延スタ ン ドの ワーク ロール速度を制御する冷間タ ンデム圧延機の圧延方法につい て説明する。
図 7 は 4 スタ ン ドの冷間タ ンデム圧延機である。 なお冷間タ ンデ ム圧延機は複数の通常 2 〜 8台の冷間圧延機を備える ものであり、 本発明においては 4 スタ ン ドを示した。 ヒー トスク ラ ツチの発生し やすい圧延スタ ン ドは各スタ ン ドの圧下率、 板厚、 圧延荷重、 張力 、 圧延材料、 潤滑の条件等によって変わるが通常、 圧延荷重ゃヮー ク ロール速度が大き く なる後段の圧延スタ ン ドにおいて発生しやす い傾向にある。 本実施例では最終スタ ン ド、 即ち第 4 スタ ン ドで多 発する状況にある。 なお、 後段の圧延スタ ン ド以外にヒー トスク ラ ツ チが発生する可能性がある場合、 それらの圧延スタ ン ドについて 本発明を適用するこ とができる。
図 7 において、 第 4 スタ ン ドの圧延機出側には板温度検出器 （ 4 ) が設けられており、 圧延中の板 （ 1 ) の板温度 Tが一定周期で検 出されている。 なお、 板温度検出器 （ 4 ) は非接触型のものが好ま し く 、 例えば放射温度計などが用いられる。 また、 第 4 スタ ン ドの 圧延荷重 Pはロー ドセル （ 5 ) によって検出され、 圧延機入側、 出 側の張力 （単位面積当たりの力） ひ b , ひ ， は圧延機入側、 出側に 設けられたデフ レク タ一ロール （ 6， 6 ' ) のロー ドセル （図示せ ず） によって検出された全張力を板厚と板幅を用いて演算するこ と によって求められる。 第 4 スタ ン ドの入側および出側には板厚測定 装置 （ 7， 7 ' ) 、 例えば X線式板厚計が、 また、 第 4 スタ ン ドの 出側には板速度計 （ 8 ) 、 例えばレーザー式板速度計が設けられて おり、 これらによって、 第 4 スタ ン ドの入側および出側板厚 H , h 並びに出側板速度 V。 がそれぞれ検出される。 第 4 スタ ン ドのヮー ク ロール速度 V R は、 ワーク ロールを駆動するモーターの回転数を 回転数検出装置 （図示せず） により検出 し、 検出されたモー夕一の 回転数とワーク ロール径 Dとギア比を用いて演算するこ とによ って 求められる。
こ こで、 ワーク ロール径 Dおよびギア比および板幅 Wおよび素材 板厚 （H s ： 第 1 スタ ン ドの人側板厚） および素材の単純引張時の 降伏応力ひ y は既知であり、 予め演算機 （図示せず） に入力 してお く こ とができる。 なお、 本発明の圧延荷重とは、 材料の塑性変形に 要する荷重のこ とであり、 圧延スタ ン ドにベンダー等の形状制御装 置がある場合にはそれらの力を検出 して、 前述した口一 ドセルから 得られた荷重からそれらの力を除外した荷重のこ とを意味する。 次に板温度の推定方法について説明する。 圧延機出側に設けられ た板温度検出器 （ 4 ) により、 圧延機出側の板温度は一定周期 て ( 例えば 5 s e c ) で検出される。 この温度データに基づいて定常状態 での板温度を推定する。 例えば張力の制御周期 （ヒー トスク ラ ッチ を防止するための張力の制御周期） を 1 分と設定し、 過去 1 分間の 板温度のデータ （この場合 1 2個、 ただし、 張力条件は一定である もののデータ） を用いて、 最終的には一定値に漸近する漸近曲線を 表す関数に代入し、 重回帰を行う ことによってその関数の定数を決 定し、 その漸近値を定常状態における板温度の推定値 T f とする。 このよ う な最終的には一定値に近ずく 漸近曲線を表す関数と しては 例えば、 a · t an h ( c X ) や a + b ( 1 — e c x ) 等がある。 こ の関数で、 a， b， c は定数であり、 最終的にはそれぞれ aおよび a + bに漸近する。 従って、 このような関数に測定した温度データ を代入し、 それぞれの漸近値 aあるいは a + bを求め、 これを定常 状態の板温度の推定値 T F とする。
また、 このような方法の他に、 例えば張力の制御周期 （ヒー トス ク ラ ッチを防止するための張力の制御周期） を例えば 3 0秒と設定 し、 この制御周期である 3 0秒間に得られた 6個の温度データを直 線回帰し、 次の張力の制御タイ ミ ング （次の張力制御時期） となる 3 0 秒後の板温度を推定して板温度の推定値 T F と しても良い。 次に、 ヒ ー トスクラ ッチ制御温度の設定について説明する。 予め ヮ一ク ロール速度や圧下率や圧延潤滑条件等を変えた実験によって ヒー ト スク ラ ッチが発生する最低の板温度を求め、 これを限界温度 T L , M とする。 この限界温度を、 ヒー ト ス ク ラ ッ チ制御目標温度 T L と しても良いが、 このヒー トスク ラ ッ チ制御目標温度 Tし は前述 した限界温度 T L , M より も若干低い温度、 例えば 3 〜 6 °C程度低い 温度、 に設定するこ とが好ま しい。
このように、 ヒー トスクラ ッチが発生しやすい圧延スタ ン ド、 実 施例では第 4 スタ ン ド、 において、 出側の板温度の推定値 T F と前 述したヒー トスクラ ッチ制御目標温度 T L とを比較して、 厶 T = T L - Τ , が正の場合には、 ヒー トスクラ ッチは生じる可能性はない ので圧延をそのまま続行し、 Δ Τ ^ Τ ,. - Τ , が負の値の場合には ヒ一 トスク ラ ツチが生じる可能性があるので、 Δ Τが正となるよう に張力条件を変更して圧延を行う ものである。 以下に変更する張力 の計算方法について説明する。 先ず、 圧延中の摩擦係数 と変形抵抗 Km を求める。 圧延材の変 形抵抗は予め引張試験によって式 （ 2 ) に示した定数 a， £。 ， n の値を求めておく。
ところで、 変形抵抗はひずみ速度の影響や板温度の影響を受ける ので、 式 （ 2 ) から求められた変形抵抗 Km は圧延時の必ずしも正 確な値ではない。 そこで本発明では、 圧延荷重の式および先進率式 を連立させ圧延時の変形抵抗と摩擦係数を求める。 例えば、 変形抵 抗は式 （ 8 ) に示される H i 1 】 の荷重式を、 摩擦係数は式 （ 9 ) に示される B 1 a n d & F o r dの先進率式を変形抵抗と摩擦係数 に展開した式を用いる。 なお、 式中で添字 Eは当該圧延スタ ン ドの 圧延時における検出値および検出値に基づく演算値であり、 以下の 説明ではこれらを含めて実測値と称する。
KmE= 0.7 bE+ 0.3σ,Ε
Figure imgf000023_0001
…… (8)
1 n [HE (KmE- ,E) /he / (KME一ひ bE) 〕
Figure imgf000023_0002
但し、 rE =l-hE /HE , fSE= (VOE-VRE) ZVRE
Figure imgf000023_0003
K 15a ( +£o)n
£m - 0.4 + 0.6ε r
ε r =- 1 n (h/Hs )， et 1 n (HZHS ) f SE : 先進率の実測値、 E ： 摩擦係数の実測値、 PE ： 圧延 荷重の実測値、 R ： ロール半径、 KmE ： 変形抵抗の実測値、 σ bE : 入側張力の実測値、 ひ ： 出側張力の実測値、 レ ： ポアソ ン比、 Ε : ヤング率、 RE ' ： 偏平後ロール半径の実測値、 V 0E ： 圧延機出側の板速度の実測値、 VRE ： ワークロール速度の 実測値、 HE ： 入側板厚の実測値、 hE ： 出側板厚の実測値、 r E ： 圧下率の実測値、 W： 板幅
上式で未知数は摩擦係数 zE と変形抵抗式 KmE中の定数 aの 2個 であり、 他は既知数で方程式数は 2個である。 従ってこの方程式は 解く ことができる。 なお演算に当たっては、 摩擦係数 E の初期値 と して 0. 0 5程度が、 変形抵抗式中の定数 aの初期値と して引張 り試験によって求められた値が使われることが好ま しい。
一方、 この時のロールバイ 卜出口のロールと圧延材との界面の上 昇温度 T' は、 例えば小野らの式を用いれば式 （10) で表される。
T ' = T draa + T , …… （10)
Tdma xは変形熱により増加するロールバイ ト出口のロールと圧延 材との界面の温度上昇であり式 （10 で表され、 T lma xは摩擦熱に より増加する口一ルバイ ト出口のロールと圧延材との界面の温度上 昇であり式 （12) で表される。
2 · K, β
T 1 η (
Ρ c /3 + coth ( η )
(11) β ( λ ρ λ , ) a , / a
V 2 /a Id β yid/V;
τ = q
1 + β tanh ( τ) )
q = p m 厶 V
h -H ( 1 - 2 r/3 ) , ld= /R' (H - h) |… (12)
P - P/b/ld
AV= ( f s2 + f t2)VR / 2 / ( f s / i b )
" = 1一 （ l + f s ) ( 1 - r )
K m ： 変形抵抗、 p P ： 板の密度、 C P ： 板の比熱、 r ： 圧下 率、 λ Ρ , λ , ： 扳およびロ ールの熱伝導率、 α Ρ ， a , ： 板 およびロールの熱拡散率、 h ： ロールバイ ト内の平均板厚、 V ： ワークロール速度、 Id : 接触弧長、 q l m : 平均摩擦熱、 ： 摩擦係数、 Δ V ： 平均相対滑り速度， R ： ロール半径、 H ： 入側扳厚、 h ： 出側板厚、 W ： 板幅、 P ： 圧延荷重、 p m ： 平均圧延圧力、 f ： 先進率
式 （10) 〜式 （12) にそれぞれの当該圧延スタ ン ドの物性値と実 測値と前述した式 （ 8 ) 、 式 （ 9 ) を用いる方法で求められた変形 抵抗 K raEおよび摩擦係数 // E を代入すれば当該圧延スタ ン ドのロー ルバイ ト出口のロ ールと圧延材との界面の温度上昇 T ' の実測値 T ' が求まる。
次に、 張力を変えた場合の温度変化を推定するために、 先ず求め られた摩擦係数 E と変形抵抗 K mEと張力以外は当該圧延スタ ン ド の実測値を用い、 張力だけを変えた場合の圧延荷重と先進率を計算 する。 なお、 張力を変える際、 出側張力と入側張力の関係を規定す る必要がある。 例えば、 出側張力と入側張力は同じ値だけ増加させ る、 あるいは出側張力の増加分は入側張力の増加分の 5 0 %という ような関係を規定する。 圧延荷重は例えば式 （ 1 ) に示した H i 1 1 の荷重式を、 先進率 は式 （ 4 ) に示した B l a n d & F o r dの式を、 ロール偏平は式 ( 5 ) に示した H i t c h e o o kの式を用いて計算する。
圧延荷重の式 （ 1 ) とロール偏平の式 （ 5 ) を用いて収束計算を 行う ことにより圧延荷重が求められ、 式 （ 4 ) より先進率が求まる 。 これらの値を式 （10) 〜式 （12) に代入することによって張力条 件を変更した際のロールバイ ト出口のロールと圧延材との間の界面 の温度上昇 Tm ' が求まる。
即ち、 上記の当該圧延スタ ン ドでのロールバイ ト出口のロールと 圧延材との間の界面の温度上昇の実測値 Τ,: ' と、 張力を変更した ときの口 一ルバイ ト出口のロールと圧延材との温度上昇の推定値 Τ m ' が得られる。 ロールバイ ト出口におけるロールと圧延材との間 の界面の温度と圧延スタ ン ド出側における板温度とは厳密には同じ ではないが、 張力条件を変化させた場合の温度変化は同じであると みなして良い。 従って、 この Tm ' と TE ' との差 Δ Τ' = T m ' - T E ' と、 先に述べた、 TL と T f との差厶 T二 TL - T , とを 比べて、 Δ Τ ' が ΔΤ以下 （ΔΤ' ≤ ΔΤ) となるような張力条件 を例えばニュー トン法などを用いて繰り返し計算によって求めるこ とができ、 これに従って当該圧延機の張力設定値を変更するもので ある。 上述の関係を満たすヒー 卜スクラ ッチの発生しない張力値を いく つか求めることができるのでその中から適切な張力値を圧延状 況にあわせて選択すればよいが、 それらの張力値のうち、 最低の張 力の張力値 （σい ， m, ひ f a ,m) を選定し、 これに従って当該圧延ス タ ン ドの張力設定値を変更することが望ま しい。
また、 このようにして求めた張力 σ ba ,„,， ひ ， mが大きな張力と なる場合は、 予め、 板破断が生じるこ とのないスタ ン ド入側および 出側の最大張力ひ b n X， び f m a xを定めておき、 上記のひ b a i mが CT b m a xよ り も大きい場合、 あるいはび ， mがび f m a xよ り も大きい場合、 あるいはひ b a , m， ひ f の双方がび bm a X, ひ （ よ り も大きい場合 は、 ヒ一 トスク ラ ツチの発生する温度上昇を張力とワーク ロール速 度をそれぞれ組み合わせて制御するよ うにする こ とができる。
先ず、 該圧延スタ ン ドの張力 σ ba , m， a f a,mが CT bma x， ひ i m a xを 越える方の張力を σ bm a x、 あるいは σ ,ma x以下に設定する。 この設 定した張力での圧延状態でのロールバイ ト出口の界面の温度上昇の 実測値 TE ' を求め、 さ らにワーク ロール速度のみを変更した場合 の該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口のロールと圧延材との界面の 温度上昇 Tm " を上記と同様の方法で得るこ とができる。 Tra " と TE ' との差 Δ T " = T m " 一 T t ' と、 先に述べた、 T L と T f との差厶丁 =丁し 一 T , とを比べて、 ΔΤ が Δ Τ以下 （Δ Τ" ≤ Δ T) となるようなワーク ロール速度条件を例えばニュ ー ト ン法な どを用いて繰り返し計算によって求めるこ とができ、 これに従って 当該圧延機の張力設定値とワーク ロール速度設定値を変更する もの である。 このよう に張力制御とヮ一ク ロール速度制御を併せて行う こ とによって、 広範囲にヒー トスクラ ッチを防止するこ とができる なお、 これらの制御の際、 圧延荷重の変化量が予め予測できるの で、 板厚精度や板形状の不良が発生しないよう に板厚および形状制 御を行う こ と もできる。
次に、 本発明は板幅の測定 · 制御することによって張力分布の制 御を行い板破断を防止するものである。 その概要は、 形状制御装置 を備えた冷間圧延機を 4スタ ン ド以上有する冷間タ ンデム圧延機に おいて、 タ ンデム圧延機の入側および出側において圧延材の板幅を 測定し、 この板幅測定値から、 タ ンデム圧延機入側と出側の板幅変 化量を算出 し、 この板幅変化量が所定の予め定めた板幅変化量の許 容値を超えないよう形状制御装置を制御すると共に、 少なく とも最 終スタン ドにおいて圧延材の変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負 荷して圧延する冷間タ ンデム圧延方法であり、 更に、 形状制御装置 を備えた冷間圧延機を 4 スタ ン ド以上有する冷間タ ンデム圧延機に おいて、 該冷間タ ンデム圧延機内の総スタ ン ドを複数の独立する冷 間タンデム圧延機に仮想的に分割してそれぞれが独立する冷間タン デム圧延機を構成し、 仮想した各独立冷間タ ンデム圧延機の入側お よび出側において圧延材の板幅を測定し、 この板幅測定値から、 次 のタ ンデム圧延機入側と出側の板幅変化量を算出し、 この板幅変化 量が所定の予め定めた板幅変化量の許容値を超えないよう形状制御 装置を制御して全冷間タンデム圧延機における形状制御を行う と共 に、 少なく とも最終スタ ン ドにおいて圧延材の変形抵抗の 3 0 %以 上の圧延張力を負荷して圧延する冷間タ ンデム圧延方法である。 以下に本発明による形状制御について詳細に説明する。
先ず、 本発明の基本的な原理となっている板幅変化のメカニズム について、 板圧延解析システム （ 3次元剛塑性 F E Mによる板変形 解析と分割モデルによる汎用のロール変形解析を連成させた解析シ ステム） を用いて解析した結果から得られた知見に基づいて説明す 図 10は、 本発明の板幅制御に用いる冷間ダンデム圧延設備の一例 を示す側面図である。 この圧延設備において、 圧延機形状制御装置 (こ こではワーク ロールベンディ ング装置を備えており、 ロールべ ンディ ングカを変化させている） を変化させて計算した場合のロー ルバイ 卜入口近傍、 ロールバイ ト内、 ロールバイ ト出口近傍におけ る板幅の変化およびロールバイ ト出口における幅方向の張力の変化 を図 1 1 および図 1 2 に示す。 なお、 こ こでは、 ロールバイ ト入口 近傍、 ロールバイ ト内、 ロールバイ ト出口近傍の 3 つの領域を簡単 に口 一ルバイ ト近傍と表現することにする。 この図より、 ディ ク リ
—ス側 （形状が端伸び側 ： F < 0 ) へベンディ ングカを作用させた 場合、 ロールバイ ト近傍での幅広がり量が増加し、 張力分布に関し ては、 板端から、 1 0 0麵程度の領域の張力が減少しているのがわ かる。 これに対して、 イ ンク リース側 （形状が中伸び側 ： F > 0 ) へベンディ ング力を作用させた場合、 ロールバイ ト近傍で板幅減少 を示すようになり、 張力分布に関しては、 板端部から 1 0 0 mm程度 の領域の張力が増加しているのがわかる。 このように、 ロールバイ ト近傍における板幅変化は、 板端の張力が高く なるほど板幅が減少 (幅縮み） し、 板端の張力が低く なるほど板幅が増加 （幅広がり） する傾向にある。
板端から 1 e = 5 0 mmの範囲の板端部の平均張力をひ ' と し、 口 —ルバイ ト近傍での板幅変化量を とすると、 σ ' と AWの関係 は圧延条件 （接触弧長 Id) により変化することがわかる。 したがつ て、 口 一ルバィ ト近傍の板幅変化量 は、 ひ ' ， Idの関数と して 式 （13) のように表わすことができる。
Δ W= Δ W ( ひ ' ， Id) …… (13) また、 板端部の平均張力ひ ' は、 圧延条件、 すなわち、 ロールベン デイ ング力 F、 スタ ン ド入側 ' 出側の単位断面積あたりの平均張力 σ b , び f 、 出側板厚 h、 板幅 W、 接触弧長 Idによって変化し、 こ れらの関数と して式 （14) のように表すことができる。
ひ ' 二 び ' （ F， ひ b , ひ f , h , W， Id) (14) このよ う に、 板幅変化、 板端部の張力および圧延条件 （ロールベン デイ ング力、 平均張力等） には式 (13) 、 (14) のような関係があ ることから、 本発明では、 板幅を検出端と して、 張力の変動を板幅 変動に置き換えて、 板幅制御を行うことによって、 ヒ一 トスクラ ッ チを防止し且つ板破断を防止しょうとするものである。 すなわ 、 板破断を起こさない限界の板端部の平均張力ひ ' = σ ' , ,m とする と、 σ ' , ,m に基づき、 式 （13) から許容の板幅変化 Δ W , i m を定 め、 板幅の変化を観測し許容の板幅変化 A W , ,m を超えるよ うな板 幅減少を生じないよう に板幅制御量を定め、 この板幅制御量に基づ き式 （14) より形状制御装置の操作量と してロールベンディ ング力 Fまたは入側 · 出側平均張力び b ， σ ( を求め、 これに基づいて制 御するこ とにより、 板端部に過大な張力が加わるこ とが原因で生じ るような板破断を防止するこ とができる。 なお、 限界の板端部の平 均張力ひ ' ， ， m は予め引張試験で求めた圧延材の破断応力よ り小さ い （ 5 〜 1 0 kgf · mm— 2小さい） 値を設定するこ とが好ま しい。 ま た、 この制御においては、 入側 · 出側張力を低減するより も、 口 一 ルペンディ ングカ等を操作して幅方向張力分布を変化させる方が高 生産性を維持するためには好ま しい。
なお、 式 （14) では説明を簡単にするために、 形状制御装置と し てはロールベンディ ング装置におけるベンディ ングカのみを考慮し たが、 ロ ールク ロ ス装置、 ロール軸方向シフ ト装置、 ロ ールプロ フ ィ ル制御装置の操作量と板幅変化量との関係を求めておき、 所定の 張力以下となる板幅変化量を求め、 この幅変化量以下となるように 張力分布を含めて張力を制御することができる。 また、 これらの形 状制御装置をいく つか併用 して張力を制御するこ とや、 これらの形 状制御装置を口ールべンディ ング力の代わり に用いるこ とができる こ とは言うまでもない。
次に、 本発明を図 10を用いて詳細に説明する。 図 10は 4 ス タ ン ド からなる冷間タ ンデム圧延機であり、 圧延材 1 を圧延している。 各 スタ ン ドの圧延機は 4段圧延機であり、 ワーク ロール 9 a〜 9 d、 バッ クア ップロール 10 a〜 10 dおよび形状制御装置 11 a〜 11 dを備 えた 4 段圧延機と、 演算処理装置 15とを有している。 タ ンデム圧延 機の入側と出側には、 入側コイラ一 12 a、 出側コイ ラ一 12 b、 入側 板幅測定装置 13 aおよび出側板幅測定装置 13 bが設置されている。
本発明の冷間タ ンデム圧延機においては、 図 10に示すようにこの タ ンデム冷間圧延機の少な く と も入側および出側に設ければ良いが 、 後述するように、 タ ンデム圧延機の任意のスタ ン ド間にも設ける こ とが好ま しい。
また、 この例では、 出側コイラ一 12bの主電動機は、 最終スタ ン ドの圧延機の主電動機の出力の 5 0 %以上の出力を有しており、 各 スタ ン ド間の張力は圧延材の変形抵抗の 3 0 %~ 4 0 %以上の圧延 張力を付与して圧延可能である。
このよ う な冷間タ ンデム圧延機において、 圧延材 1 力く、 圧延材の 変形抵抗の 3 0 %〜 4 0 %以上の張力を付与して圧延され、 タ ンデ ム圧延機の入側および出側においては、 板幅測定装置 13 a， 13bよ り、 圧延材 1 の板幅 W <°) , W ) が検出されている （但し、 （ 0 ) はタ ンデム圧延機入側、 （ 4 ) は圧延スタ ン ドの番号を示す） 。 演算処理装置 15内では、 検出されたタ ンデム圧延機の入側 · 出側に おける板幅 W ， W "1 から、 第 1 〜 4 ( 1 ； 4 と表わす。 以下 同じ） スタ ン ドの圧延機での板幅変化の累積値、 すなわち、 夕 ンデ ム圧延機全体での板幅変化量を Δ\ν : 4' とすると、 Δ\ν < ι : " は 式 （15) から計算される。
厶 W " :" =W ("— W <°' (+ ：板幅増加、 ：板幅減少） …… （15) また、 これを一般的に第 n〜N ( n ； Nと表わす。 以下同じ） スタ ン ドの圧延機の場合と して表すと式 （16) で表される。
Δ W ,n ; NI = W ,Ν' - W <n— …… （16) ただし、 厶 W (n : N) ： 第！！〜 Nスタ ン ドの圧延機間の累積板幅変化
、 W ' ： 第 n スタ ン ド入側の板幅、 W ' ： 第 Nスタ ン ド出側 の板幅 この板幅変化量 AW u ; 4' 、 タ ンデム圧延機内で板破断が生じる 可能性がある負側 （板幅減少側） の許容値 Δλί^ ,m | | : " を超えた 場合、 タ ンデム圧延機内で修正すべき板幅修正量 A W c " （板 幅増加側への修正量） が例えば、 式 （Π) のよう に計算される。
Δ Wc ( | ; 41 = Δ W " ; 41 一 Δ W , ,m 11 ; 41 (17) また、 これを一般的に第！！〜 Nスタ ン ドの圧延機の場合と して表す と式 （18) で表される。
厶 Wc (η : Ν) - Δ W ,n ;N) - AW , ,m 'n :N) ······ (18) ただし、 Δ\¥。 ,n N1 ： 第 n Nスタ ン ドの圧延機での板幅修正量 Δ W , i m (η ; Ν' ： 第 η Νスタ ン ドの圧延機での板幅変化の許容 値
また、 タ ンデム圧延機での許容値 AW, , 41 は、 例えば、 式 （ 13) から求まる第 i スタ ン ドの板幅変化量の許容値 AW , ,m (|) ( i = l 4 ) 、 第 i スタ ン ドの板幅変化 Δ\ν (' ) ( i = l 4 ) と すると、 タ ンデム圧延機内のいずれかのスタ ン ドで ''' —厶 W l i m (" だけ変化した場合、 板破断を起こす可能性があるので、 Δ W 1,1 — AW, ,m の最小値を基準にして、 タ ンデム圧延機全体 と しての許容値 AW，，m 11 ; 4> は、 式 （19) のよう に計算される。
AW,,m 0 ;4) =AW" ;4>—min (厶 W">— ΔΥ m "> )( i = 1 4 ) （19) ただし、 min( )は、 第 i = 1 4スタ ン ド内での最小値を表す。 また、 これを一般的に第！！〜 Nスタ ン ドの圧延機の場合と して表す と式 （20) で表される。
△W,im (n:N1 =AWln:N) -min(AW(" -AW, ,m l")(i =n N) (20) この板幅修正量 Δ\Υ。 （| ; " に基づき、 第 1 4スタ ン ド内で板破 断が生じる可能性があるスタ ン ドを特定し、 そのスタ ン ドの形状制 御装置によってベンディ ングカあるいはシフ 卜量などを調整し優先 的に板幅を制御するこ とによって板破断防止制御が実現できる。 な お、 形状制御装置のベンディ ング力、 シフ 卜量などの制御量は、 板 幅修正量 AW。 （1 : 4) に応じて式 （13) 、 式 （14) より演算する。 と ころで、 この例の場合、 タ ンデム圧延機内のスタ ン ド間に板幅測 定装置を有していないので、 形状制御装置を制御すべきス タ ン ドを 例えば、 以下のような方法によって、 特定し制御する。
すなわち、 第 i == 1 〜 4 スタ ン ドのロールベンディ ングカ F ' ' ' 、 スタ ン ド入側 · 出側の単位断面積あたりの平均張力 σ b ('' ， σ , Π 1 、 出側板厚 h ' ( , ) 、 接触弧長 1 d (" を現状の圧延条件の 設定値および測定値より求め、 式 （14) より、 第 i スタ ン ドの板端 部の平均張力を σ ' い） （ i = l 〜 4 ) を推定する。 σ ' い， が最 も高いスタ ン ドが板破断の可能性が高いので、 このス タ ン ドを第 j スタ ン ドと して制御を行う スタ ン ドと して特定する。 なお、 この場 合、 式 （14) において各スタ ン ド出側の板幅の絶対値 W > が必要 となるが、 各スタ ン ドの板幅変化 Δ W ( | ) は、 板幅 W ( i > に比べ微 小であるので、 板幅 W 'u は各スタ ン ドで一定であると近似する。 第 j スタ ン ドの板幅修正量 Δ Wc ) を AWC = Δ Wc Μ ; 4' と し、 式 （13) 、 式 （14) より、 第 j スタ ン ドの形状制御装置の操 作量 F c ( 1 > を算出する。 この操作量 F\ l l ) に基づき、 第 j スタ ン ドの形状制御装置を操作する。 操作後、 同様に、 第 i = 1 〜 4 ス タ ン ドの板端部の平均張力をひ ' 111 ( i = l 〜 4 ) を求め、 次に 制御を行うべき第 j スタ ン ドを特定し、 第 j スタ ン ドの形状制御装 置の操作量を設定し、 板幅変化量 AW ( 1 : 4' が負側の許容値 AW , , m n ; 4) 以下になるまで、 形状制御装置 4 a〜 4 d による制御を繰 り返し実施する。
また、 上述のように、 タ ンデム圧延機の入側 ' 出側の板幅測定装 置に加え、 タ ンデム圧延機内の第 k〜第 k + 1 スタ ン ド間 （ 1 < 4 ) に板幅測定装置を設けるこ とによって、 第 i == l ~ k スタ ン ド間および第 i = k + l〜 4スタ ン ド間の板幅変化 AW " : k) およ び厶 Wい 11 : " をそれぞれ求めることができ、 また、 式 （20) よ り、 第 i = l 〜kスタ ン ド間の板幅変化の許容値 AWl i m " : kl 、 第 i = k + 1〜 4スタ ン ド間の板幅変化の許容値 Δ W m ( ( k + " ' を求め、 上記と同様の方法で、 i = l〜kスタ ン ド間および第 i = k + 1〜 4スタ ン ド間のそれぞれで、 板破断の可能性が大き く形 状制御装置 11a〜 lidを操作すべきスタ ン ドそれぞれ特定し、 各許 容値 Δ\Υい m U k ' 、 AW, ,m を超えないように形状制 御装置 11a〜 lidを制御する。 この場合、 上述の場合に比べ、 板幅 測定装置が増え板幅変化の不明なスタン ド数が減ることによって、 より高精度に板幅制御することが可能となる。
さ らに、 これをタ ンデム圧延機の第 1圧延機の入側、 およびタン デム圧延機の最終圧延機の出側ほか、 夕 ンデム圧延機間の任意の 1 以上の圧延機、 例えば上流側から kスタ ン ド、 kスタ ン ドよ り下流 側の j スタ ン ドおよび更にこれより下流側の mスタ ン ドの出側にお いて板幅を測定する例により説明すると、 出側板幅を測定したタ ン デム圧延機間の圧延スタン ドについて、 上流側から下流側に向かつ て次のように逐次スタ ン ド区間を構成する。
すなわち、 タ ンデム圧延機の第 1 スタ ン ドと タ ンデム圧延機間で 出側板幅を測定したより上流側にある Kスタ ン ドとの間と、 出側板 幅を測定したより上流側にある Kスタン ドの下流に隣接する K + 1 スタ ン ドと出側板幅を測定したより上流側にある kスタ ン ドよ り下 流にあり、 かつより上流側の出側板幅を測定したスタン ド J との間 、 出側板幅を測定したより下流側にあり、 かつ出側板幅を測定した Jスタ ン ドの下流に隣接する J + 1 スタ ン ドとより下流側にある出 側板厚を測定した mスタン ドとの間、 およびより下流側にある出側 板厚を測定した mスタ ン ドの下流に隣接する m+ 1 ス タ ン ドと最終 ス タ ン ドとの間により、 それぞれスタ ン ド区間が構成される。 なお
、 この例では、 mスタ ン ドが最下流側の測定ス タ ン ドとなる。
この各スタ ン ド区間の板幅変化量は、 それぞれ、 第 1 スタ ン ド入 側板幅と第 Kス タ ン ド出側板幅との差、 第 K + 1 スタ ン ド入側板幅 すなわち第 Kスタ ン ド出側板幅と第 J スタ ン ド出側板幅との差、 第 J + 1 スタ ン ドの入側板幅すなわち第 J スタ ン ド出側板幅と第 mス タ ン ド出側板幅との差、 第 m + 1 スタ ン ドと最終スタ ン ド出側板幅 との差、 によって求められる。
このよ う に、 板幅を測定した圧延スタ ン ドについて、 その上流ス タ ン ドから下流側スタ ン ドに向かって、 逐次構成された各スタ ン ド 区間毎に上記測定結果から板幅変化量を算出するこ とができる。 一 方、 これらの測定スタ ン ド間毎に板幅変化許容値を上述のよ う に式 ( 20) により予め求めておく こ とができる。 したがって、 各スタ ン ド間毎に板破断の可能性が大き く形状制御装置を操作すべきスタ ン ドを特定し、 各測定スタ ン ド間毎に定めた位置幅変化許容値を超え ないよう に、 形状制御装置を制御する。
この説明においては、 タ ンデム圧延機入側 （第 1 圧延機入側） お よびタ ンデム圧延機出側 （最終圧延機出側） の他にタ ンデム圧延機 間の 3 つのスタ ン ドの出側において測定した例を示した力く、 これよ り少ないスタ ン ド又は多いスタ ン ドにおいて測定した場合も、 上記 の説明に準じて上流側から下流側に逐次スタ ン ド間を構成し、 形状 制御装置を制御することができる。
なお、 好ま し く はたとえば 4 スタ ン ドからなるタ ンデム圧延機の 全スタ ン ド間に板幅測定装置を設ければ、 各スタ ン ドの入側および 出側の板幅変化の測定結果から第 1 〜 4 スタ ン ドの板幅変化 Δ W ( i = l 〜 4 ) が検出可能となり、 第 1 〜 4 の各ス タ ン ド毎に設定し た負側の許容値 Δ ν Ι ι ηι ! 1 ) 〜A W , , m Μ ' を超えないよう に形状 制御装置 1 1 a〜 l i dを制御することによって、 より高精度な板破断 の防止制御が実現可能であることは言うまでもない。
また、 タンデム圧延機のスタン ド間に板幅測定装置がない場合で も、 スタン ド間に形状検出装置を有し、 現状の各スタ ン ドの板形状 を計測あるいは推定できるような場合には、 この形状検出値による 板幅制御も実施可能である。 すなわち、 最も中伸び形状側となって いるスタ ン ドが板破断を生じる可能性が高いスタ ン ドであるから、 このスタ ン ドから優先的に形状制御装置を操作する、 例えば端伸び 側に形状を変更するこ とによって、 板破断を防止することも可能で める。
このよう に、 タ ンデム圧延機の入 ' 出側の板幅測定装置あるいは 更に、 スタ ン ド間に備えた、 板幅測定装置あるいは、 形状測定装置 に基づく板幅制御を併用するこ とによって、 板端部の張力が高く破 断が生じやすいスタ ン ドをより高精度に特定することが可能で、 そ の特定したスタ ン ドに対して板幅広がりを増大させる方向、 すなわ ち端伸び側の圧延を行う ことによって、 板端に生じる過大張力を低 減でき、 全スタ ン ドに渡って板破断の生じない圧延が可能となる。
なお、 一般的に冷間タンデム圧延における板幅変化は、 上記で述 ベたロールバイ ト近傍での変化がほとんどであり、 この板幅変化量 に基づき制御を行えば、 実用的に十分な精度で板幅制御が実現可能 であるが、 圧延材の種類によっては、 圧延機のスタ ン ド間で板幅変 化が生じる場合がある。 その場合には、 スタ ン ド間での板幅変化量 を測定あるいはその変化の要因であるスタ ン ド間張力、 温度、 時間 の変化から予測し求め、 このスタン ド間の板幅変化量を考慮に入れ 、 上述の板幅制御を行う必要がある。
また、 板幅変化が板幅変化の許容値を超えない範囲では、 出側板 幅測定装置による板幅実測値を用いて、 出側板幅が所定の目標板幅 に一致するよう に、 ロールベンダー制御あるいは張力制御を実施す るこ とができる。
〔実施例〕
<実施例 1 〉
本発明の実施に用いた冷間タ ンデム圧延機の概要を図 5 に示す。 図 5 において、 冷間タ ンデム圧延機は 4 スタ ン ドの 4段圧延機から 構成されている。 圧延材 （ 1 ) は各圧延スタ ン ドで圧延され、 ブラ ィ ドルロール （ 2 ) を通ってコイラ一 （ 3 ) で巻き取られている。 圧延条件を以下に示す。 なお、 ブライ ドルロール有りの 2 0 kgf · 關 2場合、 圧延機出側〜ブライ ドルロール間の張力は 3 0 kgf ， 龍 — 2であり、 ブライ ドルロール出側〜コイラ一間の張力は 1 0 kgf · mni—2の意味であり、 ブライ ドル口ール有りの 0 kgf - mm 2場合、 圧 延機出側〜ブライ ドルロール間の張力は 3 0 kgf ' mnr 2であり、 ブ ライ ドルロール出側〜コイ ラ一間の張力は 3 0 kgf · mm— 2の意味で ある。
ワーク ロール径 ( D ) ø 4 8 0 mm
ヮ一ク ロール速度 （V R 1 0 0 0 m · min
入側張力 ( σ 2 1 . 4 kgf • mm
( K b - 0 . 3 2 )
出側張力 ( σ f 3 0 kgf - mm 2 ( / r ^ 0 4 0 ) 入側板厚 (H) 0 . 8 4 mm
出側板厚 ( h ) 0 . 6 0 mm
板幅 (W) 9 8 8 mm
素材板厚 (Hs 3 . 2 mm
材質 低炭素鋼 σ > = 6 7 ( ε + 0 . 0 3 )
kgf mm - 2 圧延潤滑 ： 牛脂系 2 %ェマルジ ヨ ン （ 6 0 °C) ブライ ドルロール張力 ： 0 kgf · mm 2， 2 0 kgf ' mm— 2 本来、 このタ ンデム ミ ルは圧延速度が 1 8 0 0 m · min - 1の能力 があるが、 その圧延速度で本発明を適用 した場合には出側コイ ラ一 側のモータ一出力が不足する。 そこで、 圧延速度を落と し、 出側コ イ ラ一系の仕事がその際の最終スタ ン ドの仕事の 0 . 5以上にした o
従来の圧延方法と して、 上述した条件と同じ条件で、 入側張力が
1 2 kgf - mm 2 ( c b = 0 . 1 8 ) 、 出側張力力く 5 kgf · mm 2 ( κ f = 0 . 0 7 ) 、 ブライ ドルロール張力 0 kgf · mnr 2の圧延を行い 本発明と比較した。
図 6 はワーク ロールの耐摩耗性をワーク ロールの表面粗さで示し たものである。 従来の圧延では圧延 ト ン数で 2 0 0 ト ン程度で、 ヮ —ク ロールの表面が平滑になり過ぎスリ ップが生じたのでワーク 口 ールの組み替えを余儀な く された。 しかし、 本発明を用いるこ とよ り ワーク ロールの表面粗さは圧延 ト ン数で 4 0 0 ト ンでも従来のス リ ップが発生した表面粗さより も大き く ス リ ップも発生しなかった 。 従って本発明を用いるこ とによって、 ワーク ロールの耐摩耗性は 約 2倍以上に向上した。 また、 本発明を用いるこ とにより、 従来発 生していた表面欠陥 （全生産量の約 2 %程度の発生率） は全く 発生 しな く なつた。 この効果は、 ブライ ドルロール張力には無関係に得 る こ とができた。 ただし、 ブライ ドルロール張力が 0 kgf ' 議 2の 場合、 巻き取られたコイルの中には一部巻き締ま りによる疵が発生 する こ とがあつたので、 ブライ ドルロール張力をかけるこ とによつ てコィ ラ一の張力 レベルをあま り上げないようにするこ とが好ま し い。
なお、 コイル側のモータ出力を最終スタ ン ドの出側コイ ラ一側出 力の 1 ノ 2以上に改造するこ とによって、 減速する必要はな く なり 生産性は増大する こ とは明らかである。
く実施例 2 >
使用 した冷間タ ンデム圧延機は図 7 に示したものと同 じ 4 スタ ン ドからなるタ ンデム圧延機であり、 ヒー トスク ラ ツ チが発生する圧 延スタ ン ドと しての第 4 スタ ン ドの圧延条件を以下に示す。
ワーク 口一ル径 (D ) ： ø 4 8 0 mm
ヮ一ク ロール速度 ( V K ) ： 3 0 0 m · mi 11
入側張力 σ b s) ： 1 0 kgf · mm_
出側張力 (ひ ， J ： 5 kgf ' mm 2
入側板厚 (H) ： 0. 8 4 mm
出側板厚 ( h ) ： 0. 6 0 mm
板幅 (W) ： 9 8 8 mm
素材板厚 (H s ) ： 3. 2 mm
材質 ： 低炭素鋼 σ y = 6 7 ( + 0 . 0 3 ) 0 2 kgf · mm" 2
圧延潤滑 ： 牛脂系 2 %ェマルジ ヨ ン （ 6 0 °C) 操業条件において、 同一サイズのコイルを同一の圧延条件で大量 に圧延して行く と、 ワーク ロールの平均温度が上昇し、 第 4 ス タ ン ド出側の板温度が上昇して行く 。 これまでの操業データから第 4 ス タ ン ドの出側の板温度が 1 7 3 °C以上であると ヒー 卜スク ラ ッ チが 多発するこ とが知られている。 そこで、 本発明を適用 しその効果を 実験調査した。
予め実験によって求められたヒー ト スク ラ ツチが発生する最低の 板温度である限界温度 Tい m は 1 7 3 °Cであり、 ヒー トス ク ラ ッ チ 制御目標温度は T L 二 1 7 3 - 4 = 1 6 9 °Cと した。 また、 張力の 制御周期を 3 0秒、 サンプリ ング時間を 5秒と し、 その間の 3 0秒 ( 6 個） のデータを直線回帰し、 3 0 秒後の板温度を求めてこれを 板温度の推定値 T , と した。
張力の規定条件と しては、 入側張力 CT b = σ b s + α , 出側張力 σ , = σ i s + a / I 0 と した。 また、 板破断が生じるこ とのない入側 および出側の張力の最大値 （ ひ b m a ><， ひ f m a x) は （ 4 0 kgf - mm" 2 ， 1 0 kgf - mm^) と設定した。
図 8 は本発明の効果を示す図であり、 図 8 ( a ) は圧延コイル本 数と第 4 スタ ン ド出側の板温度との関係を、 図 8 ( b ) は圧延コィ ル本数と第 4 スタ ン ド入側張力との関係をそれぞれ示す。 図 8 中の □は従来の圧延方法による場合を、 図 8 中の〇は本発明を適用 した 際の場合を示す。 従来の圧延方法ではコイル本数 2 1 本目で板温度 の推定値は 1 6 9 °C以上となり、 ヒー トスク ラ ッ チが発生する危険 があるのでワーク ロール速度を 2 5 0 m · min — 1にまで減速して操 業していた。 しかし本発明を適用する ことによって、 コイル本数 2 2 本目から張力条件が変更され最終的には入側張力が 1 0 kgf - ram 一 2から 2 1 kgf · mm 2に制御されコイル本数 9 0本でも板温度は 1 6 9 °C以上になる こ とはな く またワーク 口一ル速度の低減をするこ と もなく 圧延され、 当然のこ とながら ヒー トスクラ ッチも発生しな かった。
ぐ実施例 3 >
また、 本発明の効果を調査するために、 実施例 2 と同じ圧延機と 圧延条件で実験を行った。 この際、 張力の規定条件と しては、 入側 張力 ff b = σ b s + « 出側張力 σ , 二 ひ f S + ひ / 1 0 と し、 また、 板破断が生じるこ とのない入側および出側の張力の最大値 （ σ b m a x ， ひ f m a x) は （ 1 5 kgf ' 顧 2, 1 0 kgf - mm 2) と仮定し設定し た。
図 9 は本発明の効果を示す図であり、 図 9 ( a ) は圧延コイル本 数と第 4 スタ ン ドの入側張力との関係、 図 9 ( b ) は圧延コイル本 数と第 4 スタ ン ドのワーク ロール速度との関係をそれぞれ示す。 図 9 中の□は従来の圧延方法の場合を、 図 9 中の拿は本発明を適用 し た際の場合を示す。 従来の圧延方法ではコイル本数 2 1 本目で板温 度の推定値は 1 6 9 °C以上となり、 ヒ一 トスク ラ ッチが発生する危 険があるのでワーク ロール速度を 2 5 0 m · min 1にまで減速して 操業していた。 しかし本発明を適用するこ とによって、 コイル本数 2 2本目から張力条件が変更され最終的には入側張力が 1 0 kgf · 10111—2カ、ら 1 5 }^1" · mm— 2に制御された、 コイル本数 2 7 本目力、らは 入側張力は 1 5 kgf · mm— 2以上となり板破断が生じるこ とのない入 側の張力の最大値よ り も大き く なるので入側張力は 】 5 kgf - mm-' に保たれたままで、 ワーク ロール速度が変更され、 最終的にはヮ一 ク ロール速度は 3 0 0 m · min 1から 2 6 8 m · min 1に制御され コイル本数 9 0本でも板温度は 1 6 9 °C以上になる こ とはな く 圧延 され、 当然のこ とながら ヒー トスク ラ ッチも発生しなかった。
〔産業上の利用可能性〕
本発明によれば、 タ ンデム圧延機で冷間圧延を行う際、 少なく と も最終スタ ン ドでの圧延張力を圧延材の変形抵抗の 3 0 %以上、 即 ち張力負荷比を 0 . 3以上とするこ とによ ってス リ ップ、 チヤタ リ ングの発生を低減することができる。 これによつて、 鋼板の表面欠 陥の発生防止、 ロールの耐摩耗性の向上に大きな効果を得るこ とが できる。
また、 最終スタ ン ドにおける張力負荷比を考慮して、 最終圧延ス タ ン ドの出力と コイ ラ一系の出力を適切に設定することができるた め、 ス リ ップゃチヤタ リ ングの発生を低減するに必要な圧延機を適 切に得るこ とができる。 更に、 ロールバイ ト出口のロールと圧延材との界面の温度上昇が ヒ一 トスクラ ツチが発生する温度以下となるように張力を制御する ので、 ヒー トスク ラ ッチの発生を効率的に防止できる。

Claims

請 求 の 範 囲
1. 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機に おいて冷間圧延を行う際、 少なく と も最終圧延ス タ ン ドにおいて圧 延材の変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延するこ とを 特徴とする冷間タ ンデム圧延方法。
2. 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機と 冷間圧延機の出側にコイラ一またはコイ ラ一とブライ ドルロール、 またはコィラーと ピンチロールとを有する冷間タ ンデム圧延機にお いて冷間圧延を行う際、 該冷間タ ンデム圧延機で製造する平均板厚
( ¥ ) 、 前記出側にコィ ラーの主電動機出力および/または前記ブ ライ ドルロールの主電動機出力、 および または前記ピンチロール の主電動機出力および冷間タ ンデム圧延機の最終スタ ン ドの主電動 機出力を調整して、 少なく と も最終圧延スタ ン ドにおいて圧延材の 変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延する こ とを特徴と する冷間タ ンデム圧延方法。
3. 4 スタ ン ド以上の冷間圧延機を有する冷間タ ンデム圧延機と 冷間タ ンデム圧延機の出側にコイラ一またはコィ ラーおよびブライ ドルロール、 またはコィ ラーと ピンチロールとを有する冷間タ ンデ ム圧延機において、 該冷間タ ンデム圧延機で製造する平均製品板厚 を ¥、 該冷間タ ンデム圧延機の出側コイラ一 1 基の主電動機の出力 または出側コイラ一 1 基の主電動機の出力および出側ブライ ドル口 一ルの主電動機との出力の合計または出側コイラ一 1 基の主電動機 出力と ピンチロールの主電動機出力の合計を J e 、 冷間タ ンデム圧 延機の最終圧延スタ ン ドの主電動機の出力を J M した場合、 J r ≥
( 0 . 3 7 5 ¥ + 0 . 2 7 5 ) J M であることを特徴とする冷間夕 ンデム圧延機。
4. 冷間タ ンデム圧延機のヒー トスク ラ ツ チが発生しやすい圧延 スタ ン ドにおいて、 該圧延スタ ン ドの出側の板温度、 圧延荷重、 ヮ 一ク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速度、 スタ ン ド入側および出側 の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張力を検出あるいはこれらの検 出値から演算し、 該圧延スタ ン ド出側の板温度検出値から定常状態 あるいは次の張力制御時期の圧延状態における該圧延スタ ン ド出側 の板温度 T f を推定し、 この推定した板温度が予め定められたヒ ー ト スク ラ ッチ制御目標温度 T し を越える場合に、 該圧延スタ ン ドの 出側の板温度、 圧延荷重、 ワーク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速 度、 スタ ン ド入側および出側の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張 力の検出値およびこれらの検出値からの演算値と、 これらの検出値 および演算値から求めた該圧延スタ ン ドの摩擦係数および変形抵抗 を用いて、 該圧延状態における該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口 の圧延材とロールとの間の界面の温度上昇 T E ' と、 張力を変更し た場合に該圧延スタ ン ドのロールバイ 卜出口の圧延材と ロールとの 間の界面の温度上昇 T m ' を求め、 T【. - Τ , ≥ T m ' - T E ' と なる張力を求め、 この張力に基づいて該圧延スタ ン ドの張力を制御 し、 圧延機の変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延する こ とを特徴とする冷間タ ンデム圧延機の圧延方法。
5. 冷間タ ンデム圧延機のヒー トスク ラ ッチが発生しやすい圧延 スタ ン ドにおいて、 該圧延スタ ン ドの出側の板温度、 圧延荷重、 ヮ 一ク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速度、 スタ ン ド入側および出側 の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張力を検出あるいはこれらの検 出値から演算し、 該圧延スタ ン ド出側の板温度検出値から定常状態 あるいは次の張力制御時期の圧延状態における該圧延スタ ン ド出側 の板温度 T f を推定し、 この推定した板温度が予め定められたヒー ト ス ク ラ ッ チ制御目標温度丁 し を越える場合に、 該圧延スタ ン ドの 出側の板温度、 圧延荷重、 ワーク ロール速度、 スタ ン ド出側の板速 度、 スタ ン ド入側および出側の板厚、 スタ ン ド入側および出側の張 力の検出値およびこれらの検出値からの演算値と、 これらの検出値 および演算値から求めた該圧延スタ ン ドの摩擦係数および変形抵抗 を用いて、 該圧延状態における該圧延スタ ン ドのロールバイ 卜出口 の圧延材と ロールとの間の界面の温度上昇 TE ' と、 張力を変更し た場合に該圧延ス タ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材とロールとの 間の界面の温度上昇 Tm ' を求め、 TL - T , ≥ Tm ' - Τκ ' と なる張力を求め、 この張力が当該圧延スタ ン ドにおいて予め定めた 板破断が生じる こ とのない圧延スタ ン ド入側最大張力 σ bm a xあるい は出側最大張力ひ f ma xを越える場合には、 当該圧延スタ ン ドにおけ る張力を予め定めた板破断が生じるこ とのない圧延スタ ン ド入側最 大張力 CT bm a xあるいは出側最大張力 ,m a x以下となるよう に設定す ると共に、 この設定した張力状態でワーク ロール速度を変更した場 合における当該圧延スタ ン ドのロールバイ ト出口の圧延材とロール との間の界面の温度上昇 Tm 〃 を求め、 TL 一 T , ≥ Tm " - T ' となるヮ一ク ロール速度を求め、 このワーク ロール速度に基づい て該圧延スタ ン ドのワーク ロール速度を制御し、 圧延機の変形抵抗 の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延するこ とを特徴とする冷間 夕 ンデム圧延機の圧延方法。
6. 形状制御装置を備えた冷間圧延機を 4スタ ン ド以上有する冷 間タ ンデム圧延機において、 タ ンデム圧延機の入側および出側にお いて圧延材の扳幅を測定し、 この板幅測定値から、 タ ンデム圧延機 入側と出側の板幅変化量を算出 し、 この板幅変化量が所定の予め定 めた板幅変化量の許容値を超えないよう形状制御装置を制御すると 共に、 少なく と も最終スタ ン ドにおいて圧延材の変形抵抗の 3 0 % 以上の圧延張力を負荷して圧延するこ とを特徴とする冷間タ ンデム 圧延方法。
7. 形状制御装置を備えた冷間圧延機を 4 スタ ン ド以上有する冷 間タ ンデム圧延機において、 該冷間タ ンデム圧延機内の総スタ ン ド を複数の独立する冷間タ ンデム圧延機に仮想的に分割してそれぞれ が独立する冷間タ ンデム圧延機を構成し、 仮想した各独立冷間タ ン デム圧延機の入側および出側において圧延材の板幅を測定し、 この 板幅測定値から、 次のタ ンデム圧延機入側と出側の板幅変化量を算 出 し、 この板幅変化量が所定の予め定めた板幅変化量の許容値を超 えないよう形状制御装置を制御して全冷間タ ンデム圧延機における 形状制御を行う と共に、 少な く と も最終スタ ン ドにおいて圧延材の 変形抵抗の 3 0 %以上の圧延張力を負荷して圧延するこ とを特徴と する冷間タ ンデム圧延方法。
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