JPH06285525A - 熱間自動板厚制御方法および装置 - Google Patents
熱間自動板厚制御方法および装置Info
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- JPH06285525A JPH06285525A JP5077936A JP7793693A JPH06285525A JP H06285525 A JPH06285525 A JP H06285525A JP 5077936 A JP5077936 A JP 5077936A JP 7793693 A JP7793693 A JP 7793693A JP H06285525 A JPH06285525 A JP H06285525A
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- mill
- rolling
- mill stretch
- stretch
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 熱間圧延における自動板厚制御（ＡＧＣ）の
ような高応答性が要求される機能でゲージメータ板厚を
計算する際の１つの要素であるミルストレッチ量を迅速
かつ正確に算出する。 【構成】 ＡＧＣが動作開始以前、例えば圧延材が圧延
機に噛み込む一定時間前に、とは別装置内の別機能で圧
延材一本毎にその材料条件に合致したミルストレッチを
推定する為のミルストレッチパラメータなる影響係数を
力論モデルから正確に計算しておき、適切なタイミング
で、上記ミルストレッチパラメータをＡＧＣ制御装置に
伝送回路を経由して渡しておく。そして圧延材が圧延機
に到着後、ＡＧＣによる制御周期毎にミルストレッチ量
推定時、ミルストレッチパラメータを使って、実績圧延
荷重及び実績ベンダー圧から一次式で迅速かつ正確なミ
ルストレッチを推定させる。
ような高応答性が要求される機能でゲージメータ板厚を
計算する際の１つの要素であるミルストレッチ量を迅速
かつ正確に算出する。 【構成】 ＡＧＣが動作開始以前、例えば圧延材が圧延
機に噛み込む一定時間前に、とは別装置内の別機能で圧
延材一本毎にその材料条件に合致したミルストレッチを
推定する為のミルストレッチパラメータなる影響係数を
力論モデルから正確に計算しておき、適切なタイミング
で、上記ミルストレッチパラメータをＡＧＣ制御装置に
伝送回路を経由して渡しておく。そして圧延材が圧延機
に到着後、ＡＧＣによる制御周期毎にミルストレッチ量
推定時、ミルストレッチパラメータを使って、実績圧延
荷重及び実績ベンダー圧から一次式で迅速かつ正確なミ
ルストレッチを推定させる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、連続熱延工場や厚板工
場等の熱間圧延における自動板厚制御に関し、特に、ミ
ルストレッチによる板厚偏差を抑制する板厚制御に関す
る。
場等の熱間圧延における自動板厚制御に関し、特に、ミ
ルストレッチによる板厚偏差を抑制する板厚制御に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】例えば、熱延仕上スタンド等の熱間圧延
機に、圧延材が噛み込んだ時に発生する荷重やベンダー
力等の圧延条件によって、圧延機のロール間隙が広がる
ロール間隙増加量のことをミルストレッチと称すが、そ
れにはハウジングの弾性変形，ワークロールの撓みや弾
性偏平化，バックアップロールの撓みや弾性偏平化等が
含まれる。従って、ミルストレッチを正確に推定する為
には、ミルストレッチに含まれる上記各項目毎に力学的
に解析した理論モデルを用いて項目毎のストレッチ量を
計算しそれらを重ね合わせなければならない。しかしＡ
ＧＣ（自動板厚制御）のような、高応答性が要求される
制御では、これらのストレッチ量をリアルタイムで算出
ＡＧＣに反映することは、計算時間がかかりすぎて適用
できない。従って、ＡＧＣにおける圧延材のミルストレ
ッチ量推定方法としては、ハウジング，ワークロール，
バックアップロール等を含む圧延機全体を一つの弾性体
と考え、この弾性体のバネ定数と等価なミル定数，実績
圧延荷重，零調荷重，圧延材の幅補正係数から、下記
（１）式またはそれに類似した方法で求めていた。
機に、圧延材が噛み込んだ時に発生する荷重やベンダー
力等の圧延条件によって、圧延機のロール間隙が広がる
ロール間隙増加量のことをミルストレッチと称すが、そ
れにはハウジングの弾性変形，ワークロールの撓みや弾
性偏平化，バックアップロールの撓みや弾性偏平化等が
含まれる。従って、ミルストレッチを正確に推定する為
には、ミルストレッチに含まれる上記各項目毎に力学的
に解析した理論モデルを用いて項目毎のストレッチ量を
計算しそれらを重ね合わせなければならない。しかしＡ
ＧＣ（自動板厚制御）のような、高応答性が要求される
制御では、これらのストレッチ量をリアルタイムで算出
ＡＧＣに反映することは、計算時間がかかりすぎて適用
できない。従って、ＡＧＣにおける圧延材のミルストレ
ッチ量推定方法としては、ハウジング，ワークロール，
バックアップロール等を含む圧延機全体を一つの弾性体
と考え、この弾性体のバネ定数と等価なミル定数，実績
圧延荷重，零調荷重，圧延材の幅補正係数から、下記
（１）式またはそれに類似した方法で求めていた。
【０００３】この技術は、ＡＧＣが開発当初からの技術
であり公知の事実として一般化されている。
であり公知の事実として一般化されている。
【０００４】 ＭＳ＝（Ｐ−Ｐz）／（Ｍ×α） （ｍｍ） ・・・（１） ただし、ＭＳ：推定ミルストレッチ量（ｍｍ） Ｐ ：実績圧延荷重（ｔｏｎ） Ｐz ：零調荷重（ton） Ｍ ：ミル定数（ton／ｍｍ） α ：圧延材の幅補正係数（−） 上記ミル定数Ｍは、スタンド毎に実測される。即ち圧延
が行われていない時に、スタンド毎に上下ワークロール
を接触させた状態から徐々に締め込み、その時の実測荷
重と実測圧下位置（ギャップ）との関係からオフライン
的に求められ、その値をＡＧＣが動作する装置上にあら
かじめ格納しておく。
が行われていない時に、スタンド毎に上下ワークロール
を接触させた状態から徐々に締め込み、その時の実測荷
重と実測圧下位置（ギャップ）との関係からオフライン
的に求められ、その値をＡＧＣが動作する装置上にあら
かじめ格納しておく。
【０００５】また圧延材の幅補正係数αは幅を違えたア
ルミ板をスタンド毎に上下ワークロール間にいれ接触さ
せた状態から徐々に締め込み、その時の実測荷重と実測
圧下位置（ギャップ）との関係からオフライン的に求め
られ、その値をＡＧＣが動作する装置上にあらかじめ格
納しておく。
ルミ板をスタンド毎に上下ワークロール間にいれ接触さ
せた状態から徐々に締め込み、その時の実測荷重と実測
圧下位置（ギャップ）との関係からオフライン的に求め
られ、その値をＡＧＣが動作する装置上にあらかじめ格
納しておく。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】ミルストレッチの構成
要素（成分）は、ワークロールの撓み変形，圧延材とワ
ークロールとの接触部におけるワークロールの偏平化変
形，バックアップロールの撓み変形，ワークロールとバ
ックアップロールとの接触部における両ロールの偏平化
変形，ハウジングの弾性変形及び時々刻々変化するワー
クロールの幅方向プロフィール，バックアップロールの
幅方向プロフィールであり、これらは圧延荷重，ベンタ
ー力，圧延材の材料条件等によって変化し、かつその変
化率もそれぞれ異なる。従って従来方式のような、圧延
機全体を一つの弾性体と考え、この弾性体のバネ定数と
等価なミル定数Ｍをベースに推定されるミルストレッチ
の精度には限界があり、ひいてはこのミルストレッチを
用いて計算されるゲージメータ板厚も精度が悪くなりＡ
ＧＣの板厚精度が上がらない。
要素（成分）は、ワークロールの撓み変形，圧延材とワ
ークロールとの接触部におけるワークロールの偏平化変
形，バックアップロールの撓み変形，ワークロールとバ
ックアップロールとの接触部における両ロールの偏平化
変形，ハウジングの弾性変形及び時々刻々変化するワー
クロールの幅方向プロフィール，バックアップロールの
幅方向プロフィールであり、これらは圧延荷重，ベンタ
ー力，圧延材の材料条件等によって変化し、かつその変
化率もそれぞれ異なる。従って従来方式のような、圧延
機全体を一つの弾性体と考え、この弾性体のバネ定数と
等価なミル定数Ｍをベースに推定されるミルストレッチ
の精度には限界があり、ひいてはこのミルストレッチを
用いて計算されるゲージメータ板厚も精度が悪くなりＡ
ＧＣの板厚精度が上がらない。
【０００７】本発明は、ミルストレッチの把握をより正
確にして、熱間圧延における自動板厚制御に反映するこ
とを目的とする。
確にして、熱間圧延における自動板厚制御に反映するこ
とを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明は、圧延材がスタ
ンドに噛み込んだ直後から、制御周期毎に、当該スタン
ド実績圧下位置，実績圧延荷重，ミル周速を入力し、こ
の実績圧延荷重とミルの弾性係数からミルストレッチを
計算し、実績圧延荷重，ミル周速から油膜量を計算し、
ロールの熱膨張などの補正量を計算し、これらの計算結
果と実績圧下位置からゲージメータ式にて当該スタンド
出側における圧延材の厚みを計算し、当該スタンド出側
目標厚みとの差をゼロならしめるような圧下補正量を決
定して制御出力する自己完結型の熱間自動板厚制御方法
において、圧延材一本毎に、自動板厚制御を開始する前
に、ミルストレッチの圧延荷重影響係数，ミルストレッ
チのベンダー圧力影響係数及び定数すなわちミルストレ
ッチパラメータを計算し、前記ミルストレッチ計算時に
は、ミルストレッチパラメータと圧延荷重及びベンダー
圧力を含むミルストレッチ算出モデルに、前記計算した
ミルストレッチパラメータ，実績圧延荷重及び実績ベン
ダー圧力を導入してミルストレッチを算出することを特
徴とする。
ンドに噛み込んだ直後から、制御周期毎に、当該スタン
ド実績圧下位置，実績圧延荷重，ミル周速を入力し、こ
の実績圧延荷重とミルの弾性係数からミルストレッチを
計算し、実績圧延荷重，ミル周速から油膜量を計算し、
ロールの熱膨張などの補正量を計算し、これらの計算結
果と実績圧下位置からゲージメータ式にて当該スタンド
出側における圧延材の厚みを計算し、当該スタンド出側
目標厚みとの差をゼロならしめるような圧下補正量を決
定して制御出力する自己完結型の熱間自動板厚制御方法
において、圧延材一本毎に、自動板厚制御を開始する前
に、ミルストレッチの圧延荷重影響係数，ミルストレッ
チのベンダー圧力影響係数及び定数すなわちミルストレ
ッチパラメータを計算し、前記ミルストレッチ計算時に
は、ミルストレッチパラメータと圧延荷重及びベンダー
圧力を含むミルストレッチ算出モデルに、前記計算した
ミルストレッチパラメータ，実績圧延荷重及び実績ベン
ダー圧力を導入してミルストレッチを算出することを特
徴とする。
【０００９】本発明を実施する装置では、ＡＧＣの制御
周期毎のミルストレッチ量推定に必要なミルストレッチ
パラメータをＡＧＣとは別の機能、例えば仕上設定計算
機能（ＦＳＵ）のような比較的応答性を要求されずに精
密な計算が可能な機能に新設する。
周期毎のミルストレッチ量推定に必要なミルストレッチ
パラメータをＡＧＣとは別の機能、例えば仕上設定計算
機能（ＦＳＵ）のような比較的応答性を要求されずに精
密な計算が可能な機能に新設する。
【００１０】
【作用】ミルストレッチパラメータの計算原理をまず説
明する。図３にミルストレッチの概念図を示すが、一般
的に、キスロール状態のワークロールに零調荷重Ｐzが
かかった状態での圧下位置を０（零）とするから、板厚
計算（又は圧下位置計算）に必要なミルストレッチ（Ｍ
Ｓ）は、下式で示される。
明する。図３にミルストレッチの概念図を示すが、一般
的に、キスロール状態のワークロールに零調荷重Ｐzが
かかった状態での圧下位置を０（零）とするから、板厚
計算（又は圧下位置計算）に必要なミルストレッチ（Ｍ
Ｓ）は、下式で示される。
【００１１】 ＭＳ＝Ωpt −Ω0 pt ＋ｇ(pt) (mm) ・・・(2) 式（２）中のΩpt は、実圧延条件下における圧延荷重
Ｐt が発生した時のミルストレッチであり、式（３）で
示される。また、Ω0 ptはキスロール条件下における圧
延荷重Ｐt が発生した時のミルストレッチであり、式
（４）で示される 。 Ωpt ＝ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH (mm) ・・・(3) Ω0 pt ＝Ω0・BW i＋Ω0・WW i＋Ω0・B ＋Ω0・W ＋Ω0 H (mm) ・・・(4) 但し、 ΩBW i：実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵＲ
−ＷＲ間偏平量（両ロール分） (mm) ΩWM i：実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲ−
材料間のＷＲ偏平量（両ロール分） (mm) ΩB ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵＲ
たわみ量（両ロール分） (mm) ΩW ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲた
わみ量（両ロール分） (mm) ΩH ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のハウジ
ング等の伸び量（両ロール分） (mm) Ω0・BW i：キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時の
ＢＵＲ−ＷＲ偏平量（両ロール分） (mm) Ω0・WW i：キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時の
ＷＲ−ＷＲ間偏平量（両ロール分） (mm) Ω0・B:キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵ
Ｒたわみ量（両ロール分） (mm) Ω0・W:キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲ
たわみ量（両ロール分） (mm) Ω0H :キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のハウ
ジング等の伸び量（両ロール分） (mm) ＷＲ：ワークロール ＢＵＲ：バックアップロール ｇ(pt)：キスロール条件下において荷重Ｐt印加時と零
調荷重Ｐz印加時のミルストレッチの差 （ｍｍ） 次に、式（２）中、Ωpt ，Ω0 pt は、公知文献”塑性
と加工”に投稿されている「４段圧延機及び６段圧延機
のミルストレッチ計算」（VOL.27 NO304,1986 Page57
9）に示されている様な、全て圧延荷重とベンダー力の
関数として整理できている力学的理論モデルであるとす
ると、式(2)中の（Ωpt −Ω0 pt）は(5)式で表す事が
できる。
Ｐt が発生した時のミルストレッチであり、式（３）で
示される。また、Ω0 ptはキスロール条件下における圧
延荷重Ｐt が発生した時のミルストレッチであり、式
（４）で示される 。 Ωpt ＝ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH (mm) ・・・(3) Ω0 pt ＝Ω0・BW i＋Ω0・WW i＋Ω0・B ＋Ω0・W ＋Ω0 H (mm) ・・・(4) 但し、 ΩBW i：実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵＲ
−ＷＲ間偏平量（両ロール分） (mm) ΩWM i：実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲ−
材料間のＷＲ偏平量（両ロール分） (mm) ΩB ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵＲ
たわみ量（両ロール分） (mm) ΩW ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲた
わみ量（両ロール分） (mm) ΩH ： 実圧延条件下において荷重Ｐt 印加時のハウジ
ング等の伸び量（両ロール分） (mm) Ω0・BW i：キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時の
ＢＵＲ−ＷＲ偏平量（両ロール分） (mm) Ω0・WW i：キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時の
ＷＲ−ＷＲ間偏平量（両ロール分） (mm) Ω0・B:キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のＢＵ
Ｒたわみ量（両ロール分） (mm) Ω0・W:キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のＷＲ
たわみ量（両ロール分） (mm) Ω0H :キスロール条件下において荷重Ｐt 印加時のハウ
ジング等の伸び量（両ロール分） (mm) ＷＲ：ワークロール ＢＵＲ：バックアップロール ｇ(pt)：キスロール条件下において荷重Ｐt印加時と零
調荷重Ｐz印加時のミルストレッチの差 （ｍｍ） 次に、式（２）中、Ωpt ，Ω0 pt は、公知文献”塑性
と加工”に投稿されている「４段圧延機及び６段圧延機
のミルストレッチ計算」（VOL.27 NO304,1986 Page57
9）に示されている様な、全て圧延荷重とベンダー力の
関数として整理できている力学的理論モデルであるとす
ると、式(2)中の（Ωpt −Ω0 pt）は(5)式で表す事が
できる。
【００１２】 （Ωpt −Ω0 pt)＝ＫP ×Ｐt ＋ＫF ×Ｆ＋ＫC (mm) ・・・(5) ここで、ＫP ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(mm/
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数（ｍｍ） Ｐt ：実圧延条件下における圧延荷重（ton） Ｆ :実圧延条件下におけるベンダー圧力(ton） 従って、材料が圧延機に噛み込む一定時間前にＡＧＣと
は別の機能、例えば仕上設定計算機能（ＦＳＵ）で圧延
材の圧延条件に基づいた予測圧延荷重Ｐe ，予測ベンダ
ー圧力Ｆe 及び（Ωpe −Ω0 pe ）を正確に計算すると
共に、（Ωpe −Ω0 pe ）の全構成要素毎の圧延荷重に
よる偏微分係数の総和とベンダー力による偏微分係数の
総和を求める。これらをそれぞれミルストレッチの圧延
荷重影響係数ＫP 、ミルストレッチのベンダー影響係数
ＫF と呼び、更に先に求めてある（Ωpe−Ω0 pe ）か
ら圧延荷重のミルストレッチ寄与量（ＫP ×Ｐe ）とベ
ンダー力のミルストレッチ寄与量（ＫF×Ｆe）を差し引
いた値ＫC を求める。
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数（ｍｍ） Ｐt ：実圧延条件下における圧延荷重（ton） Ｆ :実圧延条件下におけるベンダー圧力(ton） 従って、材料が圧延機に噛み込む一定時間前にＡＧＣと
は別の機能、例えば仕上設定計算機能（ＦＳＵ）で圧延
材の圧延条件に基づいた予測圧延荷重Ｐe ，予測ベンダ
ー圧力Ｆe 及び（Ωpe −Ω0 pe ）を正確に計算すると
共に、（Ωpe −Ω0 pe ）の全構成要素毎の圧延荷重に
よる偏微分係数の総和とベンダー力による偏微分係数の
総和を求める。これらをそれぞれミルストレッチの圧延
荷重影響係数ＫP 、ミルストレッチのベンダー影響係数
ＫF と呼び、更に先に求めてある（Ωpe−Ω0 pe ）か
ら圧延荷重のミルストレッチ寄与量（ＫP ×Ｐe ）とベ
ンダー力のミルストレッチ寄与量（ＫF×Ｆe）を差し引
いた値ＫC を求める。
【００１３】これら３係数を総称してミルストレッチパ
ラメータと称する。
ラメータと称する。
【００１４】上記、ＫP 、ＫF 、ＫC は、式（６），式
（７），式（８）で表すことができる。 ＫP ＝∂（Ωpe−Ω0 pe ）／∂Ｐe ＝∂（ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH−Ω0・BW i −Ω0・WW i −Ω0・B −Ω0・W −Ω0 H ）／∂Ｐe （ｍｍ／ton） ・・・(6) ＫF ＝∂（Ωpe −Ω0 pe ）／∂Ｆe ＝∂（ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH−Ω0・BW i −Ω0・WW i −Ω0・B −Ω0・W −Ω0H ）／∂Ｆe （ｍｍ／ton) ・・・(7) ＫC ＝（Ωpe −Ω0 pe ）−（ＫP ×Ｐe ＋ＫF ×Ｆe ） （ｍｍ） ・・・(8) 但し、 ＫP ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(mm/
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐe ：実圧延条件下における予測圧延荷重（ton） Ｆe ：実圧延条件下における予測ベンダー圧力（ton) Ωpe ：実圧延条件下における予測圧延荷重Ｐe が発生
した時のミルストレッチ(mm) Ω0 pe：キスロール条件下における予測圧延荷重Ｐe が
発生した時のミルストレッチ(mm) 全スタンドに対してこれらのミルストレッチ影響係数
（ミルストレッチパラメータ）を求めた後、圧延材が該
当する圧延機に到着する前の適当なタイミングでＦＳＵ
が機能する制御装置とＡＧＣが機能する制御装置とを結
ぶ伝送回路を経由して、求められたミルストレッチパラ
メータをＡＧＣ機能に渡す。ここで求められたミルスト
レッチパラメータは、当該材一本毎に理論モデルからそ
の材料の圧延条件にマッチした圧延荷重やベンダー圧力
の影響係数であるから非常に精度が高い。
（７），式（８）で表すことができる。 ＫP ＝∂（Ωpe−Ω0 pe ）／∂Ｐe ＝∂（ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH−Ω0・BW i −Ω0・WW i −Ω0・B −Ω0・W −Ω0 H ）／∂Ｐe （ｍｍ／ton） ・・・(6) ＫF ＝∂（Ωpe −Ω0 pe ）／∂Ｆe ＝∂（ΩBW i ＋ΩWM i ＋ΩB ＋ΩW ＋ΩH−Ω0・BW i −Ω0・WW i −Ω0・B −Ω0・W −Ω0H ）／∂Ｆe （ｍｍ／ton) ・・・(7) ＫC ＝（Ωpe −Ω0 pe ）−（ＫP ×Ｐe ＋ＫF ×Ｆe ） （ｍｍ） ・・・(8) 但し、 ＫP ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(mm/
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐe ：実圧延条件下における予測圧延荷重（ton） Ｆe ：実圧延条件下における予測ベンダー圧力（ton) Ωpe ：実圧延条件下における予測圧延荷重Ｐe が発生
した時のミルストレッチ(mm) Ω0 pe：キスロール条件下における予測圧延荷重Ｐe が
発生した時のミルストレッチ(mm) 全スタンドに対してこれらのミルストレッチ影響係数
（ミルストレッチパラメータ）を求めた後、圧延材が該
当する圧延機に到着する前の適当なタイミングでＦＳＵ
が機能する制御装置とＡＧＣが機能する制御装置とを結
ぶ伝送回路を経由して、求められたミルストレッチパラ
メータをＡＧＣ機能に渡す。ここで求められたミルスト
レッチパラメータは、当該材一本毎に理論モデルからそ
の材料の圧延条件にマッチした圧延荷重やベンダー圧力
の影響係数であるから非常に精度が高い。
【００１５】次にＡＧＣ機能は、制御周期毎のミルスト
レッチ量推定時、そのミルストレッチパラメータと実績
圧延荷重（Ｐａ）及び実績ベンダー圧（Ｆａ）から下式
に示す一次式で迅速かつ正確なミルストレッチを推定で
き結果的に高精度な板厚精度を得る事ができる。
レッチ量推定時、そのミルストレッチパラメータと実績
圧延荷重（Ｐａ）及び実績ベンダー圧（Ｆａ）から下式
に示す一次式で迅速かつ正確なミルストレッチを推定で
き結果的に高精度な板厚精度を得る事ができる。
【００１６】 ＭＳ＝Ｋp ×Ｐa ＋ＫF ×Ｆa ＋ＫC ＋ｇ(pa) (mm) ・・・
（９） 但し、 ＫＰ ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(m
m/ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐa ：実圧延時の圧延荷重実績値（ton） Ｆa ：実圧延時のベンダー圧力実績値（ton) ｇ(pa)：キスロール条件下において荷重Ｐa印加時のミ
ルストレッチと零調荷重ＰZ 印加時のミルストレッチと
の差（ｍｍ） 式（９）中、ｇ(pa)の値はキスロール条件下において荷
重Ｐｔ印加時と零調荷重Ｐｚ印加時のミルストレッチと
の差であるから、ミルストレッチ測定時に測定されてい
る荷重と圧下位置の関係をＡＧＣ内に定数テーブルとし
て準備しておけば、折線補間等により正確に求められ
る。
（９） 但し、 ＫＰ ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(m
m/ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐa ：実圧延時の圧延荷重実績値（ton） Ｆa ：実圧延時のベンダー圧力実績値（ton) ｇ(pa)：キスロール条件下において荷重Ｐa印加時のミ
ルストレッチと零調荷重ＰZ 印加時のミルストレッチと
の差（ｍｍ） 式（９）中、ｇ(pa)の値はキスロール条件下において荷
重Ｐｔ印加時と零調荷重Ｐｚ印加時のミルストレッチと
の差であるから、ミルストレッチ測定時に測定されてい
る荷重と圧下位置の関係をＡＧＣ内に定数テーブルとし
て準備しておけば、折線補間等により正確に求められ
る。
【００１７】
【実施例】以下、図１，図２，図４および図５を参照し
ながら、実施例により本発明の特徴を具体的に説明す
る。図２は、熱延工場において、粗圧延機３に圧延材６
が噛込み、粗圧延機３の後面に設置されている温度計４
で圧延材６の温度が測定終了した状態を示す。
ながら、実施例により本発明の特徴を具体的に説明す
る。図２は、熱延工場において、粗圧延機３に圧延材６
が噛込み、粗圧延機３の後面に設置されている温度計４
で圧延材６の温度が測定終了した状態を示す。
【００１８】図１は、図２に示した圧延材６が粗圧延を
終了し、仕上圧延機群５に噛み込み、ＡＧＣ動作状態に
おいて、ミルストレッチを敵定演算するシステムを示
す。まず、図２において圧延材６の温度測定を完了した
タイミングで、熱延ライン全体を統括制御しているコン
ピュータである統括制御コンピュータ１内に格納されて
いる仕上設定計算機能（ＦＳＵ）が作動する。
終了し、仕上圧延機群５に噛み込み、ＡＧＣ動作状態に
おいて、ミルストレッチを敵定演算するシステムを示
す。まず、図２において圧延材６の温度測定を完了した
タイミングで、熱延ライン全体を統括制御しているコン
ピュータである統括制御コンピュータ１内に格納されて
いる仕上設定計算機能（ＦＳＵ）が作動する。
【００１９】ＦＳＵは、図４のＦＳＵ概略フローチャー
トに示す如く、Ｆ１１で当該材の成品仕様，材質などの
初期データを入力し、Ｆ１２で仕上スタンド出側板厚計
算を行い、Ｆ１３で各スタンドにおける熱延材の温度及
びミル速度を計算し、Ｆ１４で各スタンドにおける圧下
率や温度から当該材の圧延荷重を推定し、Ｆ１５では当
該材の目標クラウンを実現する為のベンダー圧力を推定
する。
トに示す如く、Ｆ１１で当該材の成品仕様，材質などの
初期データを入力し、Ｆ１２で仕上スタンド出側板厚計
算を行い、Ｆ１３で各スタンドにおける熱延材の温度及
びミル速度を計算し、Ｆ１４で各スタンドにおける圧下
率や温度から当該材の圧延荷重を推定し、Ｆ１５では当
該材の目標クラウンを実現する為のベンダー圧力を推定
する。
【００２０】次にＦ１６で当該材のミルストレッチを計
算すると共に、式（６），（７），（８）で示すミルス
トレッチパラメータを計算する。Ｆ１７では、各スタン
ドの圧下位置を計算し、Ｆ１８でルーパ等の補助機に対
する設定値を計算して処理を終了する。このフローチャ
ートの中で、Ｆ１６のミルストレッチパラメータ計算部
分がこの発明で新設した処理である。Ｆ１６のミルスト
レッチパラメータ計算部分を除けば、Ｆ１１〜Ｆ１８の
処理は従来からの周知の処理機能である。
算すると共に、式（６），（７），（８）で示すミルス
トレッチパラメータを計算する。Ｆ１７では、各スタン
ドの圧下位置を計算し、Ｆ１８でルーパ等の補助機に対
する設定値を計算して処理を終了する。このフローチャ
ートの中で、Ｆ１６のミルストレッチパラメータ計算部
分がこの発明で新設した処理である。Ｆ１６のミルスト
レッチパラメータ計算部分を除けば、Ｆ１１〜Ｆ１８の
処理は従来からの周知の処理機能である。
【００２１】このＦＳＵで計算されたミルストレッチパ
ラメータは、ＦＳＵとは別機能で統括制御コンピュータ
１に存在するデータ伝送機能でＡＧＣ用制御装置に伝送
される。
ラメータは、ＦＳＵとは別機能で統括制御コンピュータ
１に存在するデータ伝送機能でＡＧＣ用制御装置に伝送
される。
【００２２】下表にＦＳＵで計算したミルストレッチパ
ラメータの計算例を示す。表１は、ミルストレッチパラ
メータ計算に使用した材料条件を示す。表２は、ミルス
トレッチパラメータ計算に使用した機械条件を示す。表
３は、ミルストレッチパラメータ計算結果及びこの時の
主要ミルストレッチパラメータ構成要素の計算例を示
す。
ラメータの計算例を示す。表１は、ミルストレッチパラ
メータ計算に使用した材料条件を示す。表２は、ミルス
トレッチパラメータ計算に使用した機械条件を示す。表
３は、ミルストレッチパラメータ計算結果及びこの時の
主要ミルストレッチパラメータ構成要素の計算例を示
す。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【表２】
【００２５】
【表３】
【００２６】次に、粗圧延（図２）を終えて圧延材６
は、仕上スタンド（図１）へと搬送され、噛み込んだス
タンドから順にＡＧＣ制御が開始される。図１に、圧延
材６がＦｉスタンドに噛み込んだ状態を示すが、このタ
イミングでＡＧＣ用制御装置２に格納されているＡＧＣ
機能がＦｉスタンドの板厚制御を開始する。
は、仕上スタンド（図１）へと搬送され、噛み込んだス
タンドから順にＡＧＣ制御が開始される。図１に、圧延
材６がＦｉスタンドに噛み込んだ状態を示すが、このタ
イミングでＡＧＣ用制御装置２に格納されているＡＧＣ
機能がＦｉスタンドの板厚制御を開始する。
【００２７】ＡＧＣは、図５のＡＧＣ概略フローチャー
トに示す如く、当該スタンドの制御周期毎にＦ２１で制
御モードや制御ゲイン等の制御条件を確認し、Ｆ２２で
各スタンドの圧下位置，圧延荷重，ベンダー圧力等の実
績データを読み込み、Ｆ２３で式（１０）に示すミルス
トレッチ計算を行い、Ｆ２４で各スタンドのオイルフィ
ルムを計算し、Ｆ２５で各スタンドにおける当該材の厚
みを計算し、Ｆ２６で板厚偏差計算を行い、Ｆ２８で板
厚偏差を零ならしめる為の圧下補正量を計算し、制御出
力を行う。
トに示す如く、当該スタンドの制御周期毎にＦ２１で制
御モードや制御ゲイン等の制御条件を確認し、Ｆ２２で
各スタンドの圧下位置，圧延荷重，ベンダー圧力等の実
績データを読み込み、Ｆ２３で式（１０）に示すミルス
トレッチ計算を行い、Ｆ２４で各スタンドのオイルフィ
ルムを計算し、Ｆ２５で各スタンドにおける当該材の厚
みを計算し、Ｆ２６で板厚偏差計算を行い、Ｆ２８で板
厚偏差を零ならしめる為の圧下補正量を計算し、制御出
力を行う。
【００２８】このフローチャートの中で、Ｆ２３のミル
ストレッチ計算方式がこの発明で新設した処理である。
Ｆ２３のミルストレッチ計算方式を除けば、Ｆ２３〜Ｆ
２８の処理は、従来からの周知の処理機能である。
ストレッチ計算方式がこの発明で新設した処理である。
Ｆ２３のミルストレッチ計算方式を除けば、Ｆ２３〜Ｆ
２８の処理は、従来からの周知の処理機能である。
【００２９】 ＭＳ＝Ｋp×Ｐa＋ＫF×Ｆa＋ＫC＋ｇ(pa) (mm) ・・・(10) 但し、 ＫP ：ミルストレッチの圧延荷重影響係数(mm/
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐa ：実圧延時の圧延荷重実績値（ton） Ｆa ：実圧延時のベンダー圧力実績値（ton) ｇ(pa)：キスロール条件下において荷重Ｐa印加時のミ
ルストレッチと零調荷重ＰZ 印加時のミルストレッチと
の差（ｍｍ） この様にして求められたミルストレッチは、ＦＳＵによ
る厳密なモデル式から計算した結果と変わらない精度を
得る事ができ、ひいては、当該スタンド出側のストリッ
プ厚みの予測精度を飛躍的に向上させる事ができる。
ton) ＫF ：ミルストレッチのベンダー圧力影響係数(mm/ton) ＫC ：定数(mm) Ｐa ：実圧延時の圧延荷重実績値（ton） Ｆa ：実圧延時のベンダー圧力実績値（ton) ｇ(pa)：キスロール条件下において荷重Ｐa印加時のミ
ルストレッチと零調荷重ＰZ 印加時のミルストレッチと
の差（ｍｍ） この様にして求められたミルストレッチは、ＦＳＵによ
る厳密なモデル式から計算した結果と変わらない精度を
得る事ができ、ひいては、当該スタンド出側のストリッ
プ厚みの予測精度を飛躍的に向上させる事ができる。
【００３０】この事により、圧延材一本毎に変わる圧延
条件にマッチしたミルストレッチ量を短時間でかつ高精
度に推定可能となった。
条件にマッチしたミルストレッチ量を短時間でかつ高精
度に推定可能となった。
【００３１】従ってＡＧＣのような制御周期が数１０ｍ
ｓと応答性がシビアな制御でも、時間的制約なく（リア
ルタイムで）正確なミルストレッチ推定ができる為、各
スタンドの正確な出側板厚推定が可能となり、結果的に
絶対値ＡＧＣ適用を可能ならしめ板厚精度を飛躍的に向
上させた。
ｓと応答性がシビアな制御でも、時間的制約なく（リア
ルタイムで）正確なミルストレッチ推定ができる為、各
スタンドの正確な出側板厚推定が可能となり、結果的に
絶対値ＡＧＣ適用を可能ならしめ板厚精度を飛躍的に向
上させた。
【００３２】定量的効果を表４に示す。表４は熱延工場
における仕上げ圧延において、成品厚が２mm〜９mmの圧
延材の、本発明使用前後の頭部板厚偏差のばらつきを表
したものである。
における仕上げ圧延において、成品厚が２mm〜９mmの圧
延材の、本発明使用前後の頭部板厚偏差のばらつきを表
したものである。
【００３３】
【表４】
【００３４】
【発明の効果】以上に説明したように、本発明において
は、ホットストリップミルの仕上圧延機におけるＡＧＣ
機能で当該スタンドに噛み込まれている圧延材の出側板
厚を予測する際に必要となるミルストレッチの、より正
確に把握とＡＧＣへの反映が可能となった。この結果、
ＡＧＣのＡＧＣ制御精度が向上し、成品厚が２mm〜９mm
の圧延材の頭部板厚偏差のばらつきが６１．６μｍであ
ったものが、本発明使用後は４３．２μｍに向上した。
は、ホットストリップミルの仕上圧延機におけるＡＧＣ
機能で当該スタンドに噛み込まれている圧延材の出側板
厚を予測する際に必要となるミルストレッチの、より正
確に把握とＡＧＣへの反映が可能となった。この結果、
ＡＧＣのＡＧＣ制御精度が向上し、成品厚が２mm〜９mm
の圧延材の頭部板厚偏差のばらつきが６１．６μｍであ
ったものが、本発明使用後は４３．２μｍに向上した。
【図１】 本発明の一実施例を示すブロック図である。
【図２】 図１に示す仕上圧延機５に圧延材６を供給す
る粗圧延機を示すブロック図である。
る粗圧延機を示すブロック図である。
【図３】 仕上圧延機５の圧延スタンドの圧延荷重とミ
ルストレッチの関係を示すグラフである。
ルストレッチの関係を示すグラフである。
【図４】 図１に示す統括制御コンピュ−タ１の処理機
能の一部を示すフロ−チャ−トである。
能の一部を示すフロ−チャ−トである。
【図５】 図１に示すＡＧＣ用制御装置２の処理機能の
一部を示すフロ−チャ−トである。
一部を示すフロ−チャ−トである。
１：統括制御コンピュータ ２：ＡＧＣ
用制御装置 ３：粗圧延機 ４：温度計 ５：仕上圧延機群 ６：圧延材 ７：伝送回路
用制御装置 ３：粗圧延機 ４：温度計 ５：仕上圧延機群 ６：圧延材 ７：伝送回路
Claims (2)
- 【請求項１】圧延材がスタンドに噛み込んだ直後から、
制御周期毎に、当該スタンド実績圧下位置，実績圧延荷
重，ミル周速を入力し、この実績圧延荷重とミルの弾性
係数からミルストレッチを計算し、実績圧延荷重，ミル
周速から油膜量を計算し、ロールの熱膨張などの補正量
を計算し、これらの計算結果と実績圧下位置からゲージ
メータ式にて当該スタンド出側における圧延材の厚みを
計算し、当該スタンド出側目標厚みとの差をゼロならし
めるような圧下補正量を決定して制御出力する自己完結
型の熱間自動板厚制御方法において、 圧延材一本毎に、自動板厚制御を開始する前に、ミルス
トレッチの圧延荷重影響係数，ミルストレッチのベンダ
ー圧力影響係数及び定数すなわちミルストレッチパラメ
ータを計算し、前記ミルストレッチ計算時には、ミルス
トレッチパラメータと圧延荷重及びベンダー圧力を含む
ミルストレッチ算出モデルに、前記計算したミルストレ
ッチパラメータ，実績圧延荷重及び実績ベンダー圧力を
導入してミルストレッチを算出することを特徴とする熱
間自動板厚制御方法。 - 【請求項２】圧延荷重に対するミルストレッチの関係を
規定する圧延荷重影響係数，ベンダ−圧力に対するミル
ストレッチの関係を規定するベンダー圧力影響係数およ
び定数を含むミルストレッチ計算モデルの、圧延材対応
の圧延荷重影響係数，ベンダー圧力影響係数および定数
を、圧延材一本毎に算出し、これらの係数および定数を
圧延材対応で各圧延材の自動板厚制御の開始前に下記自
動板厚制御手段に与えるミルストレッチパラメータ計算
手段；および、 圧延材が熱間圧延スタンドに噛み込んだ直後から、制御
周期毎に、前記ミルストレッチパラメ−タ計算手段が与
えた当該圧延材の係数および定数，該スタンドの圧延荷
重およびベンダ−圧力を前記ミルストレッチ計算モデル
に導入してミルストレッチを算出し、該スタンドの圧延
荷重，ミル周速から油膜量を計算し、ロールの熱膨張な
どの補正量を計算し、これらの計算結果と当該スタンド
の圧下位置からゲージメータ式にて当該スタンド出側に
おける圧延材の厚みを計算し、これを実質上目標厚みと
するための圧下補正量を算出して当該スタンドの圧下を
制御する自動板厚制御手段；を備える熱間自動板厚制御
装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5077936A JP2878060B2 (ja) | 1993-04-05 | 1993-04-05 | 熱間自動板厚制御方法および装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5077936A JP2878060B2 (ja) | 1993-04-05 | 1993-04-05 | 熱間自動板厚制御方法および装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06285525A true JPH06285525A (ja) | 1994-10-11 |
| JP2878060B2 JP2878060B2 (ja) | 1999-04-05 |
Family
ID=13647969
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5077936A Expired - Lifetime JP2878060B2 (ja) | 1993-04-05 | 1993-04-05 | 熱間自動板厚制御方法および装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2878060B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008126305A (ja) * | 2006-11-24 | 2008-06-05 | Nippon Steel Corp | 冷間タンデム圧延における板厚制御方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP3914402B1 (en) | 2019-01-25 | 2025-09-24 | Primetals Technologies Japan, Ltd. | Rolling equipment and rolling method |
-
1993
- 1993-04-05 JP JP5077936A patent/JP2878060B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008126305A (ja) * | 2006-11-24 | 2008-06-05 | Nippon Steel Corp | 冷間タンデム圧延における板厚制御方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2878060B2 (ja) | 1999-04-05 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 19981222 |