JPH048128B2

JPH048128B2 -

Info

Publication number: JPH048128B2
Application number: JP60298965A
Authority: JP
Inventors: Izuo Takahashi; Yoshikazu Oobanya; Kenichi Ooe; Yoshiisa Kishimoto; Kyoshi Iwai; Koichi Higuchi
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 1985-12-27
Filing date: 1985-12-27
Publication date: 1992-02-14
Also published as: JPS62157712A

Description

[Detailed description of the invention]

以下、この発明についての説明を行なうが、説
明に必要な数式については、文末の第１表にまと
めて記載してあることをあらかじめ注意してお
く。（産業上の利用分野）この発明は、熱間圧延鋼板のように、板面内に
温度分布を有する板材を切断加工する際に、切断
加工して得られる部分材（たとえば条鋼）の変形
量を推定する方法に関する。（従来技術とその問題点）熱間圧延を行なつた後に他の熱処理を施してい
ない鋼板（圧延まま鋼板）や、直接焼入・加速冷
却のような水冷を施した鋼板を条切り加工して条
鋼を製造する際には、条切り後に得られる条鋼の
横曲り量を事前に推定することによつて、所定量
以下の横曲り量を持つた製品を得ることができる
か否かを判定する必要がある。従来におけるこのような推定は次のようにして
行なわれている。まず、鋼板の長手方向に沿つて
上記幅方向温度分布が一様となつているとの仮定
に基いて得られる一次元簡易モデルに相当する(1)
式（第１表参照、以下同様）を用いて、条鋼の横
曲り量推定値ω_iをΔT_iの関数として表現する。た
だし、この(1)式において、 ω_i：条切り加工における横曲り量推定値、 ω：条切り幅、 α：鋼板の線膨脹係数、Ｌ：鋼板の長さ、 ΔT_i：ｉ番目の条鋼の幅方向平均温度偏差、である。そして、(1)式で表わされる横曲り量推定値ω_i
が、横曲り量許容最大値ω_lin以下となるという条
件から、ΔT_iの許容最大値（温度偏差許容最大
値）ΔT_linを決定しておく。次に、実際に条切り対象となる鋼板が圧延機か
ら搬送されてきたときには、ホツトレベラーによ
る矯正を必要に応じて加えた後、第７図の鋼板１
の長手方向（ｘ方向）の特定位置x_pにおいて、幅
方向（ｙ方向）の温度分布をサーモビユーアによ
つて計測する。そして、この計測結果によつて得
られる条幅ωあたりの温度偏差が上記許容最大値
ΔT_lin以下であるかどうかを判定し、それによつ
て、横曲り量許容最大値ω_lin以下の横曲り量を持
つ製品が得られるかどうかを予想している。ところが、この方法には、次のような問題があ
る。上記従来法では、鋼板の板面温度分布が長手
方向に偏差を持つていないと仮定しているが、
実際には、長手方向にも偏差を有している場合
がある。その例を、サーモビユーア写真から得
られたデータとして第８図ａに示す（比較のた
め、長手方向に偏差がない場合を同図ｂに示
す）。したがつて、上記従来法のように、長手方向
の特定位置x_pでのみ幅方向温度分布を測定する
と、鋼板の先後端を含む板面内温度分布の全体
を正確に把握することができず、サーモビユア
の測温位置に応じて、条切り加工時の横曲り量
を過大または過少に評価してしまうという問題
がある。この問題を定量的に理解するために、板面内
温度分布をモデル化して解析した結果は次のよ
うになる。まず、上記第７図に示した鋼板１に
ついて、その条鋼切り長さＬを20ｍとし、第９
図ａ，ｂに示すような条鋼の面内温度分布を想
定する。つまり、第７図の条鋼Ｆでは、ア図の右側（板端E_A，E_Bに近い側）におい
ては、幅方向温度分布が一様（温度T_A＝550
℃）であり、イ図の左側（板端E_A′，E_B′に近い側）にお
いては、幅方向温度分布が、板端E_B′における
T_B′＝450℃から、板端E_AにおけるT_A＝550℃
まで直線的な変化をしているものとする。そし
て、第９図ｂのように、長手方向に沿つた位置
座標ｘの所定領域（５ｍ≦ｘ≦10ｍ）では、上
記左右側の幅方向温度分布をつなぐような直線
分布とする。すると、条切り幅ωとして30cm、線膨脹係数
αとして普通鋼板についての値を用いた場合に
は、上記(1)式によつて得られる横曲り量ω_iの推
定最大値ω_naxとして、長手方向測温位置x_pに
よつて大きく変化する第１０図のようなグラフ
が得られ、上述の問題が顕著に現れることがわ
かる。上記(1)式は、長手方向のひとつの位置におけ
る幅方向温度分布に基づいているため、推定さ
れる横曲り形状は、一定の曲率を持つた曲線と
なる。ところが、上述のような長手方向の温度
偏差があると、実際の横曲りは複雑な形状とな
る。このため、ユーザ側から要求される横曲り
量許容最大値ω_linが通常10〜15mmであるのに対
して、たとえば第１１図に示すように、推定値
と実測値との間には±15mm程度のばらつきが生
じ、上記(1)式は推定式としての信頼性に欠けて
いるという問題がある。上記(1)式に基づく推定と、それによる出荷可
否の判定とは、従来マニユアルでのみ行なわれ
ており、多大の労力と時間とを要するために、
大量生産には不向きである。また、横曲り量許
容最大値ω_linを越えるような横曲り量を持つ条
鋼を製造してしまつた場合にも、上述のように
そのチエツクに時間を要するため、その結果が
判明するまでの期間中に不具合材を連続して製
造してしまうという問題もあつた。そして、以上のような問題は、鋼板の条切り
加工に限らず、板面内に温度分布を有する板材
を切断加工する際に共通したものであつて、こ
れによつて、製品の出荷判定その他の管理が適
切に行なわれないという問題がある。（発明の目的）この発明は、従来技術における上述の問題を克
服することを意図しており、板面の温度分布の態
様にかかわらず、切断加工によつて得られる部分
材（条鋼など）の変形量を正確に推定し、それに
よつて切断加工における出荷合否判定などの管理
を適切に行なうことのできる変形量推定方法を提
供することを第１の目的とする。また、この発明の第２の目的は、切断加工にお
ける変形量の自動管理が可能であつて、それによ
つて製品の製造効率を向上させることができる変
形量推定方法を提供することである。（目的を達成するための手段）上述の目的を達成するため、この発明において
は、まず板材からの部分材の切出し位置を複数設
定する。そして板材の板面温度分布を２次元的に測定す
るとともに、その測定によつて得られた板面温度
分布データと、板面温度分布が均一化した後の板
材内の残留応力を取り込んだ所定の推定式とを用
いて、上記複数の切出し位置のそれぞれについて
切出し後の部分材の推定変形量を推定演算して求
める。さらに上記複数の切出し位置のそれぞれについ
て得られた部分材の推定変形量の最大値を求め、
当該最大値を、実際に切出される各部分材の変形
量が許容範囲内にあるか否かの判定のための値と
する。上記複数の切出し位置のそれぞれについての推
定演算は、板材に固定された座標系において切断
後の部分材のエツジ変位量を推定演算する第１の
演算と、この変位量を変換することによつて、切
断後の部分材の両端を結ぶ直線を基準とした部分
材のエツジの曲がり量を推定演算する第２の演算
との組合わせを含んでおり、上記曲がり量を、対
応する切出し位置における部分材の変形量の推定
値とする。（実施例）実施例の原理この発明の実施例における具体的構成と動作と
を説明する前に、その原理（特に新たな推定式）
についてまず説明する。Ａ諸量の定義第２図は以下の説明に必要な諸量を定義した図
である。同図において、条切り加工の対象となる
板幅W₀の鋼板１は延板１００から採取されるも
のとし、延板１００の側端S_A，S_Bのうち、所望
の一方（図ではS_A）に近い板面上に基準点（座
標原点）Ｏをとる。そして、鋼板１の長手方向に
沿つてｘ軸を、また、幅方向に沿つてｙ軸をと
る。そして、後に行なわれる条切りは、鋼板１、
即ち図示の条切り端点： A₁（x⁽⁰⁾，y⁽⁰⁾）、 A₂（x⁽⁰⁾＋Ｌ，y⁽⁰⁾）、 B₁（x⁽⁰⁾，y⁽⁰⁾＋W₀）、 B₂（x⁽⁰⁾＋Ｌ，y⁽⁰⁾＋W₀）で囲まれた領域Ｒを対象にして、ｙ方向の幅ωご
とに、ｘ方向に沿つて行なうものとする。この条
切りを行なう際の条切り線のうち、ｉ番目の条切
り線をC_iで示す。隣接する条切り線C_i，C_i+1にはさまれた領域
が、条切り後にｉ番目の条鋼（「ｉ条」）L_iとな
る。そして、領域Ｒの辺B₁B₂から他方の辺A₁A₂
までの幅をW₀として、この領域Ｒから、Ｎ本の
条鋼を採取する。ただし、Ｎは、(2)式を満足する
最大を整数とする。また、後述するように、この実施例では、２次
元的な測温を、ｘ方向についてはΔxごとに、ま
た、ｙ方向についてはΔyごとに行なう。したが
つて、条切り線C_iのｙ座標をy_iとし、上記領域Ｒ
内で最も原点Ｏに近い温度測定点P_TOの座標を、
(3)式で表現したとき、板面内に２次元的に分布す
る測温点P_Tの座標は、一般に、(4)式のように書
ける。ただし、m_s，l_sの変化範囲は（５−１）、
（５−２）式で与えられる。ここで、m₁，l₁は
（６−１）、（７−１）式をそれぞれ満足する最小
の整数であり、m₁，n₂は、（６−２）、（７−２）
式をそれぞれ満足する最大の整数である。なお、
測温点P_Tは（ｘ（m_s，ｙ（l_s））と表示するものと
する。Ｂ連続的測温に対する推定式以上のような定義のもとで新たな推定式を定式
化するが、最初に、ｘ，ｙを連続変数として領域
Ｒ内のすべての位置で温度が測定され、板面内温
度分布Ｔ（ｘ，ｙ）が求まる場合について定式化
を行なう。その後、第２図のように離散的位置に
おいて温度を測定して温度分布Ｔ（ｘ（m_s），ｙ
（l_s））を求めるような場合の近似式を導く。まず、次のような仮定を置く。 (a) 鋼板の厚み方向温度分布は一様である。 (b) 製品切断および条切り時の横曲り変形過程に
おいて、幅方向横断面は、中立面の対して常に
直角を保つ。 (c) 条切り加工において発生する熱応力は考慮し
ない。そして、ホツトレベラーの前工程で誘起された
鋼板内応力はホツトレベラー過程において除去さ
れており、冷却後の鋼板内残留応力は、ホツトレ
ベラー過程完了直後の幅方向温度分布と長手方向
温度分布とに起因して生ずるものとする。また、
冷却後の残留応力として板長さ方向の直応力のみ
を考慮し、剪断応力は無視する。すると、第２図の鋼板１が加速冷却され、領域
Ｒの全体が製品取りされた後の板内残留応力σ₀
（ｘ，ｙ）は、(8)式で与えられる。ただし、Ｅは
鋼板１のヤング率である。また、a₀（ｘ），b₀（ｘ）
は、力とモーメントの釣合い式［(9)式および(10)
式］によつて求められ、それぞれ（11）式および
（12）式で定義される。さらに、上記(8)式中のΔT（ｘ，ｙ）は、室温
（冷却後の鋼板温度）をT_RTとして、（13）式で定
義される。一方、ｉ条L_iを条切りした際に解放される応力
σ_i（ｘ，ｙ）は、（14）式のように書ける。このため、ｉ条L_iの条切り後における力とモー
メントの釣合い式である（15）、（16）式に(8)、
（14）式を代入し、ｉ条の長手方向における横曲
り変位の曲率半径ρ_i（ｘ）が、上記a_i（ｘ）と、
（17）式の関係にあることを利用すれば、（18）式
が得られる。ここで、「横曲り量」と「横曲り変位」との関
係を述べておく。条切りに伴つて条鋼のエツジ
（たとえば第２図中のＳ）が変形した際に、（ｘ，
ｙ）座標系から見た変位絶対量を「横曲り変位」
と呼ぶ。一方、実際の条鋼においては、元の板材
の切出し位置からの変形（第３図のD₀）ではな
く、条鋼そのものの端点を結ぶ直線（同図のｌ）
からの変位Ｄが問題となる。そこで、後者を「横
曲り量」と呼び、前者と区別する。このような区
別が重要となるのは、鋼板１の条切り加工では鋼
板１の種々の位置から条鋼を切り出すことが多い
という事情に対応している。すなわち、鋼板１に
２次元的温度分布があるときには各条鋼の変形量
は互いに異なつたものとなるが、それらを系統的
に算出するためには鋼板１に固定された座標系で
演算を行う方がよい。しかしがら、このようにし
て求まつた量D₀は本来必要となる量Ｄとは異な
るため、その違いを補正することによつて、演算
の系統性と正確性とを両立させることができるの
である。また、仮にD₀を求める手続を省略して
直接にＤを求めようにとすると、着目している条
鋼のエツジの曲率がそのエツジ全域にわたつて一
定であるというような近似を行わねば計算が非常
に面倒となるが、そのような近似では誤差の発生
を防止できないのである。そこで、まず、横曲り変位を求める。横曲り変
位v_i（ｘ）は、上記曲率ρ_i（ｘ）に対して、（19）式
の関係にある。ただし、記号「sgn」は、ρ_i（ｘ）に正負の区別
をつけるための符号であつて、±１のいずれかを
とる。このため、（19）式を積分して、（20）式とし、
これに（18）式を代入すれば、（21）式が得られ
る。その際、（22）式の関係を用いた。次に横曲り量ω_i（ｘ）を求める。上述のように、
横曲り量ω_i（ｘ）は条鋼の端点をつなぐ直線から
見た変形量である。このため、第４図に示すよう
に、第２図のｘ座標を横軸にとつてv_i（ｘ）を描
いたとき、端点P₁とP₂とを結ぶことによつて得
られる変位線（基準線）I_lと、各ｘについてのv_i
（ｘ）を指示する点Ｐとの最小距離を、それぞれ
のｘについての横曲り量ω_i（ｘ）と定義すること
ができる。なお、この第４図におけるｘ（m_s）等
は、離散的な位置についての測温を行なつた場合
に対応しており、これについては後述する。したがつて、直線I_lの方程式を求めて、点Ｐか
ら直線I_lまでの垂線の足の長さを求めればω_i（ｘ）
が得られることになり、その表式は（23）式のよ
うになる。そして、ｘとｉとに種々の値を取らせたときの
ω_i（ｘ）の最大値が、求めるべき横曲り量推定最
大値ω_naxであるから、（24）式が得られる。ただし、記号： max_(i)［…］は、（25）式に示すようにｉ＝１、２、…、Ｎの
範囲での最大値を、また、記号： max_(x)［…］は、（26）式に示すようにx⁽⁰⁾≦ｘ≦x⁽⁰⁾＋Ｌの範
囲での最大値をそれぞれ示す。以上求められた式のうち、（21）、（23）、（24）
式が連続変数（ｘ，ｙ）について温度分布Ｔ（ｘ，
ｙ）を測定したときの推定式の要部である。Ｃ離散的測温による推定式次に、上記推定式（21）、（23）、（24）式の近似
式を求める。一般に、鋼板表面温度測定は、離散
的であるが、空間的にほぼ連続とみなせる程高密
度で行なわれたとしても、鋼板の表面温度分布Ｔ
（ｘ，ｙ）の関数形を正確かつ具体的に決定する
には限界がある。たとえ、正確な温度分布Ｔ（ｘ，
ｙ）が求まつたとしても、その関数形が複雑な場
合には、（21）、（23）、（24）式をそのまま用いて
ω_naxを求めることはできず、何らかの近似手法
を導入してω_naxを推定せざるを得ない。こうし
たことから、離散的測温点の測温データを用い、
各測温点間を１次以上の多項式で補間することで
（21）式の近似式を導出することは、ω_naxの推定
に関する実用面からの有用性が極めて高いと判断
される。このために、以下では、一次の補間式を基本と
する台形則を用いた近似定式化について説明す
る。まず、（11）式をｙ軸方向の測温間隔Δyと測
温データによつて離散化する。台形近似法則を用
いるとその結果は、（27）式となる。ただし、△
Ｔ（ｘ，y⁽⁰⁾）は、ｘ位置におけるｙ方向の測温点
（l₁−１）△ｙ，l₁△ｙでの測温データの平均値を
用いて、（28）式のように定める。さらに、△Ｔ
（ｘ，y⁽⁰⁾＋W₀）についても同様に、（29）式のよ
うに定義する。また、λ_jは、（30）式で与えられ、
n₂はｙ（l₁）≦ｙ≦ｙ（l₁）＋Ｌの区間での測温点数
である。同様の近似を行ない、上記（27）式を用いる
と、（18）式は、（31−１）式となる。ただしm〓_i
は（31−２）式を満足する最小の整数であり、
n₁ ⁽ⁱ⁾は（31−３）式を満足する最大の整数であ
る、また△Ｔ（ｘ，y_i）は、ｘ位置におけるｙ方
向の測温点（m〓_i−１）△ｙ，m〓_i△ｙでの測温デ
ータの平均値を用い、（31−４）式のように定め
る。△Ｔ（ｘ，y_i＋ω）についても同様に（31−
５）式のように定める。μ_jは、（32）式のように
与えられる。次に、ｉ条L_iについての曲率変化について考え
る。（33）式で表現されるこの曲率変化は１／ρ_i
（ｘ）を積分することにとよつて得られるわけで
あるが、この実施例では、測温点をｘ方向につい
ても離散的にとつているため、（27）式の中に現
われるΔT（ｘ，ｙ(j)）は、（34）式の離散点での
み定義されている。このため、横曲り変位の１階
微分の近似式v^′_i（ｘ）を計算する際にも、これら
離散点における１／ρ_i（ｘ）の値、すなわち（35）
式の値を用いる必要がある。そこで、ここでは、各測温点の間の区間では曲
率変化が直線的なものであると仮定し、この仮定
に基く補間近似を行なう。この近似は、 x⁽⁰⁾≦ｘ≦ｘ（m₁）、ｘ（m_s）≦ｘ≦ｘ（m_s＋１）、ｘ（m₂）≦ｘ≦x⁽⁰⁾＋Ｌの各区間に分けて考える。ただし、m_sは、 m₁≦m_s≦m₂，（m₂≡m₁＋k₁）を満足する任意整数である。 x⁽⁰⁾≦ｘ≦ｘ（m₁）この区間においては、ｘ＝ｘ（m₁），ｘ（m₁
−１）における曲率を用いて、一次の補間近似
により、横曲り変位の１階微分の近似式v^′_i
（ｘ）を求める。この際ｘ（m₁−１）は延板１
００における鋼板１の採取領域外のｘ方向測温
点であるが、上述と全く同様に曲率１／ρ（ｘ
（m₁−１））を求めることができる。すなわち、v^′_i（ｘ）は（36）式のように表現
できる。この区間における曲率は（37）式のよ
うに近似する。ただし、A_i,h，B_i,h（ｈは整数）
は、（38）、（39）式で定義される。したがつて、（36）式は、（40）式となる。 x_ns≦ｘ≦ｘ（m_s＋１）この区間では、v^_i（ｘ）における積分区間を
［x⁽⁰⁾，ｘ（m₁）］、［ｘ（m₁），ｘ（m_s）］、および［ｘ（m_s）］の各部分区間に分け、台形則に
もとづく近似を行なうと（41）式が得られる。
ただし、ξ_jは、（42）式で与えられる。ｘ（m₂）≦ｘ≦x⁽⁰⁾＋Ｌこの区間でも、同様にして（43）式が求めら
れる。ただし、ｘ（m₂＋１）は、鋼板２の採取
領域外のｘ方向測温点であるが、ｘ（m₁−１）
における曲率を求めた場合と同様にして１／ρ^
（ｘ（m₂＋１））が求められる。以上の結果によつて、横曲り変位v_i（ｘ）は、
次のように求められる。 x⁽⁰⁾≦ｘ≦ｘ（m₁）の区間では、（40）式を積
分して、（44）式となる。ｘ（m_s）≦ｘ≦ｘ（m_s＋１）の区間では横曲り
変位v^_i（ｘ）は、（45）式のようになる。次に
（45）式の第２項の被積分関数v^′_i（ｘ）に（41）
式を代入して積分すれば（46−１）式が得られ
る。ただし、v^′_i（m_s）は、（46−２）式で与え
られる。ｘ（m_s）≦ｘ≦x⁽⁰⁾＋Ｌの区間でも（43）式を
積分するについて同様の近似を行なうことによ
つて、（47）式となる。ただし、v^′_i（x_n2）は、
（43）式によつて、（48）式で与えられる。以上の（44）、（46−１）〜（47）式によつて、 x⁽⁰⁾≦ｘ≦x⁽⁰⁾＋Ｌの範囲内における横曲り変位v^_i（ｘ）がすべて求
まつたことになる。そして、（23）式と同様の関
係によつて、横曲り量ω^_i（ｘ）が（49）式となり、
横曲り量近似推定最大値が、（50）式で求まるこ
とになる。ただし、記号： max(i)［…］は、（51）式に示すようにｉ＝１、２、…、Ｎに
おける最大値を、また、記号： max_(ns)［…］は、（52）式に示すように、m_s＝m₁、…、m₁＋
k₁の範囲における最大値を示す。実施例の具体的構成と動作第５図は、上述の原理に従つて条切り加工時に
おける横曲り量推定を行なう機能を持つた条鋼製
造装置の平面概念図である。同図において、圧延
機２からランナウトテーブル３上を図のＡ方向に
送られてきた延板１００は、ホツトレベラー４に
よる矯正を受けた後、上記ランナウトテーブル３
の上方に配置された走査型温度計５（たとえば走
査角θ＝50°）の下方に至る。この位置において、
走査型温度計５は、その走査によつてｙ方向につ
きΔyの位置間隔で延板１００の表面温度測定を
行ない、さらに延板１００の進行に伴つてｘ方向
につきΔxの位置間隔で同様の測定を繰返すこと
により、延板１００の表面温度の２次元的測定を
行なう。したがつて、延板１００がＡ方向に進行するに
つれ、この走査型温度計５は、第２図の各測定点
P_Tの座標に対応する測温出力Ｔを出力し、信号
変換器６を介してミニコンピユータ７に与える。
各測定点の座標は、たとえば、ホツトレベラー４
での延板１００の送り量をパルスジエネレータ
PLGを介して入力し、それに基づいて判断する。一方、ミニコンピユータ７は、以下に示す動作
によつて横曲り推定最大値ω^_naxを求める。すなわち、第１図に示すように、各測温位置に
おける測温出力Ｔ（x_ns，Ｙ（l_s））と室温T_RTとの
差を求めて、温度偏差分布ΔT（ｘ（m_s），Ｙ（l_s））
を計算する。次に、これに基いてｉ条L_iについて
のρ^_i（ｘ）を（31−１）式で求め、（38）、（39）式
でA_i,n1-1′，B_i,n1等を計算した後に、（44）、（46−
１）、（46−２）、（47）式等によつて、x⁽⁰⁾≦ｘ≦
x⁽⁰⁾＋Ｌの区間における横曲り変位v^_i（ｘ）を求め
る。そして、（49）式によつて横曲り量ω^_i（ｘ）へ
と変換する。上記の演算がｉについて繰返され、種々のｉと
ｘについてω^_i（ｘ）が求まれば、次に（50）式の
演算を行なうことによつて、横曲り量近似推定最
大値ω^_naxを求める。このようにしてω^_naxが求まると、この値ω^_nax
は、第５図の光通信リンク８を介してプロセスコ
ンピユータ９へと与えられる。このプロセスコン
ピユータ９では、あらかじめ設定されている横曲
り量許容最大値ω_linと上記最大値ω^_naxとの比較を
行ない、ω^_lin≧ω_naxならば出荷を指示し、また、
ω_lin＜ω^_naxならば出荷を中止させるなどの判定を
行ない、次工程に指示を与える。また、プロセスコンピユータ９は、横曲り量近
似最大値ω^_naxに基づいて、延板１００の加熱、
圧延、冷却等の工程に指示を与えることにより、
板面内の温度分布をより均一化させるようなフイ
ードバツクを行なうこともできる。データ例第６図は、鋼板サイズ：20^t×1300^W×15000^l（mm）条切り幅：300mm 条切り数：４本の条件における上記実施例の効果を例示するグラ
フである。第６図のうち、白丸はサーモビユーアと従来の
推定式（(1)式）とを用いた場合の推定横曲り量と
実測横曲り量との間の関係を示し、黒丸は上記実
施例の場合を示している。同図からわかるよう
に、上記実施例においては、従来に比べて著しく
高精度の推定がなされていることがわかる。変形例ところで、この発明は上記実施例に限定される
ものではなく、たとえば次のような変形も可能で
ある。２次元的な温度計測は上記走査型温度計以外
のタイプの温度計で行なつてもよく、また、測
温点の配列や間隔も適宜変更可能である。この発明は条鋼に限らず、厚鋼板の製造など
において、注文製品を組合せた形で延板で圧延
し、圧延後にカツテイングラインで切断して所
定製品を採取する場合などにも適用可能であ
る。この場合には、上記条切り幅を製品幅に読
替えるなどによつてキヤンバー量の推定が精度
よく行なわれ、製品キヤンバーの管理を行なつ
た鋼材製造が実現できる。また、鋼板以外の他の金属材、非金属材など
においても、板面温度分布によつて切断後の形
状が変化する場合について一般に適用可能であ
る。上記実施例では、推定演算をオンライン化し
て管理応答を向上させているが、この発明にお
いては、オフラインなどで演算することを排除
するものではない。ただし、上記オンライン化
を行なうことによつてその効果は著しく向上す
る。（発明の効果）以上説明したように、この発明によれば、切断
加工によつて得られる部分材の変形量を、測定に This invention will be explained below, but it should be noted in advance that the mathematical formulas necessary for the explanation are summarized in Table 1 at the end of the text. (Industrial Application Field) This invention relates to the amount of deformation of a partial material (for example, a bar) obtained by cutting when cutting a plate material that has a temperature distribution within the plate surface, such as a hot rolled steel plate. Concerning how to estimate. (Prior art and its problems) Steel plates that have not been subjected to any other heat treatment after hot rolling (as-rolled steel plates) or steel plates that have been subjected to water cooling such as direct quenching or accelerated cooling are processed into strips. When manufacturing long steel bars, it is possible to determine whether it is possible to obtain a product with the amount of lateral bending less than a predetermined amount by estimating in advance the amount of lateral bending of the steel bar obtained after cutting. There is a need to. Conventionally, such estimation is performed as follows. First, it corresponds to a one-dimensional simplified model obtained based on the assumption that the above-mentioned widthwise temperature distribution is uniform along the longitudinal direction of the steel plate (1)
Using the formula (see Table 1, the same applies hereinafter), the estimated lateral bending amount ω _i of the bar steel is expressed as a function of ΔT _i . However, in this equation (1), ω _i : Estimated amount of lateral bending in strip cutting, ω : Strip width, α : Linear expansion coefficient of steel plate, L : Length of steel plate, ΔT _i : i-th bar The average temperature deviation in the width direction is . Then, the estimated amount of lateral bending ω _i expressed by equation (1)
The maximum allowable value of ΔT _i (maximum allowable temperature deviation value) ΔT _lin is determined based on the condition that the amount of lateral bending is less than or equal to the allowable maximum value ω _lin . Next, when the steel plate to be strip-cut is actually conveyed from the rolling mill, it is straightened by a hot leveler as necessary, and then the steel plate 1 shown in Fig. 7 is straightened by a hot leveler.
At a specific position x _p in the longitudinal direction (x direction), the temperature distribution in the width direction (y direction) is measured by a thermoviewer. Then, it is determined whether the temperature deviation per strip width ω obtained from this measurement result is less than or equal to the above-mentioned maximum allowable value ΔT _lin , and thereby the amount of lateral bending is determined to be less than the maximum allowable amount of lateral bending ω _lin . You are anticipating whether you will get the product you have. However, this method has the following problems. The above conventional method assumes that the surface temperature distribution of the steel plate has no deviation in the longitudinal direction.
In reality, there may be deviations in the longitudinal direction as well. An example of this is shown in FIG. 8a as data obtained from a thermoviewer photograph (for comparison, FIG. 8b shows the case where there is no deviation in the longitudinal direction). Therefore, if the temperature distribution in the width direction is measured only at a specific position x _p in the longitudinal direction as in the conventional method described above, the entire temperature distribution within the sheet surface, including the front and rear ends of the steel sheet, cannot be accurately grasped. However, there is a problem in that the amount of lateral bending during strip cutting is overestimated or underestimated depending on the temperature measurement position of the thermoviewer. In order to quantitatively understand this problem, the temperature distribution within the plate surface was modeled and analyzed, and the results are as follows. First, regarding the steel plate 1 shown in FIG. 7 above, the length L of the bar cut is 20 m, and
Assume the in-plane temperature distribution of a bar steel as shown in Figures a and b. In _other words, for the bar F in Figure 7, the temperature distribution in the width direction is uniform (temperature T _A ₌ 550
℃), and on the left side of Figure A (the side closer to the plate edges E _A ′ and E _B ′), the width direction temperature distribution at the plate edge E _B ′ is
From T _B ′ = 450℃, T _A at plate edge E _A = 550℃
It is assumed that there is a linear change up to. Then, as shown in FIG. 9b, in a predetermined area of the position coordinate x along the longitudinal direction (5 m≦x≦10 m), a linear distribution that connects the width direction temperature distribution on the left and right sides is set. Then, when the strip width ω is 30 cm and the linear expansion coefficient α is the value for ordinary steel plate, the estimated maximum value ω _nax of the amount of lateral bending ω _i obtained by the above equation (1) is A graph such as that shown in FIG. 10 that changes greatly depending on the directional temperature measurement position x _p is obtained, and it can be seen that the above-mentioned problem appears conspicuously. Since the above equation (1) is based on the widthwise temperature distribution at one position in the longitudinal direction, the estimated horizontally curved shape is a curved line with a constant curvature. However, if there is a temperature deviation in the longitudinal direction as described above, the actual lateral bending will have a complicated shape. For this reason, while the maximum permissible amount of lateral bending ω _lin required by the user is usually 10 to 15 mm, for example, as shown in Figure 11, there is a difference of ±15 mm between the estimated value and the actual measured value. There is a problem that the above equation (1) lacks reliability as an estimation equation. Estimation based on the above formula (1) and determination of whether or not it is possible to ship based on it have conventionally been done only manually and require a great deal of effort and time.
It is not suitable for mass production. Furthermore, even if a long steel bar with a horizontal bend exceeding the allowable maximum value ω _lin is manufactured, it will take time to check as described above, so it will take a long time until the results are known. There was also the problem that defective materials were produced continuously. The above-mentioned problems are not limited to strip cutting of steel plates, but are common when cutting plates with temperature distribution within the plate surface. There is a problem that management is not carried out properly. (Object of the Invention) The present invention is intended to overcome the above-mentioned problems in the prior art, and is intended to overcome the above-mentioned problems in the prior art. A first object of the present invention is to provide a method for estimating the amount of deformation that can accurately estimate the amount of deformation and thereby appropriately manage the judgment of acceptance or rejection of shipment in cutting processing. A second object of the present invention is to provide a method for estimating the amount of deformation that can automatically manage the amount of deformation during cutting, thereby improving the manufacturing efficiency of products. (Means for Achieving the Object) In order to achieve the above-mentioned object, in the present invention, first, a plurality of positions for cutting out partial materials from a plate material are set. Then, the plate surface temperature distribution of the plate material is measured two-dimensionally, and the plate surface temperature distribution data obtained by the measurement is combined with a predetermined value that incorporates the residual stress within the plate material after the plate surface temperature distribution has been made uniform. Using the estimation formula, the estimated amount of deformation of the part material after cutting is estimated and calculated for each of the plurality of cutting positions. Furthermore, find the maximum value of the estimated deformation amount of the partial material obtained for each of the plurality of cutting positions,
The maximum value is used to determine whether the amount of deformation of each member actually cut out is within the allowable range. Estimation calculations for each of the plurality of cutting positions described above are performed by a first calculation for estimating the amount of edge displacement of the part material after cutting in a coordinate system fixed to the plate material, and by converting this displacement amount. , includes a combination with a second calculation that estimates the amount of bending of the edge of the part material based on the straight line connecting both ends of the part material after cutting, and calculates the amount of bending by calculating the amount of bending of the edge of the part material at the corresponding cutting position. This is the estimated value of the amount of material deformation. (Example) Principle of the Example Before explaining the specific configuration and operation of the example of this invention, the principle (especially the new estimation formula)
First, let me explain. A. Definition of various quantities Figure 2 is a diagram defining various quantities necessary for the following explanation. In the figure, a steel plate 1 with a width W ₀ to be subjected to strip cutting is taken from a rolled sheet 100, and a desired one of the side edges S _A and S _B of the rolled sheet 100 (in the figure, S Set a reference point (coordinate origin) O on the plate surface close to _A ). The x-axis is taken along the longitudinal direction of the steel plate 1, and the y-axis is taken along the width direction. Then, the strip cutting that will be performed later is performed on steel plate 1,
That is, the end points of the shown stripes: A ₁ (x ⁽⁰⁾ , y ⁽⁰⁾ ), A ₂ (x ⁽⁰⁾ +L, y ⁽⁰⁾ ), B ₁ (x ⁽⁰⁾ , y ⁽⁰⁾ + W ₀ ), B ₂ (x ⁽⁰⁾ +L, y ⁽⁰⁾ +W ₀ ), and the measurement is performed along the x direction for each width ω in the y direction. Among the strip cutting lines used when performing this strip cutting, the i-th strip cutting line is indicated by C _i . The area sandwiched between the adjacent strip lines C _i and C _i+1 becomes the i-th bar (“i strip”) L _i after strip cutting. Then, from side B ₁ B ₂ of area R to the other side A ₁ A ₂
N pieces of bar steel are sampled from this area R, with the width up to W ₀ being taken. However, N is the maximum integer that satisfies equation (2). Furthermore, as will be described later, in this embodiment, two-dimensional temperature measurement is performed every Δx in the x direction and every Δy in the y direction. Therefore, let the y coordinate of the striation line C _i be y _i , and the above area R
The coordinates of the temperature measurement point P _TO closest to the origin O in
When expressed by equation (3), the coordinates of temperature measurement points P _T distributed two-dimensionally within the plate surface can generally be written as shown in equation (4). However, the range of change of m _s and l _s is (5-1),
It is given by equation (5-2). Here, m ₁ and l ₁ are the minimum integers that satisfy formulas (6-1) and (7-1), respectively, and m ₁ and n ₂ are (6-2) and (7-2).
is the largest integer that satisfies each of the expressions. In addition,
Temperature measurement point P _T shall be expressed as (x (m _s , y (l _s )). B. Estimation formula for continuous temperature measurement Based on the above definition, formulate a new estimation formula. First, we will formulate the case where the temperature is measured at all positions in the region R with x and y as continuous variables, and the in-plane temperature distribution T(x, y) is found.After that, as shown in Fig. 2 Temperature distribution T(x(m _s ), y
(l _s )) is derived. First, make the following assumptions. (a) The temperature distribution in the thickness direction of the steel plate is uniform. (b) During the horizontal bending deformation process during product cutting and strip cutting, the cross section in the width direction always maintains a right angle to the neutral plane. (c) Thermal stress generated during strip cutting is not considered. The stress in the steel plate induced in the pre-process of the hot leveler is removed in the hot leveling process, and the residual stress in the steel plate after cooling is due to the temperature distribution in the width direction and the temperature distribution in the longitudinal direction immediately after the hot leveling process is completed. shall occur. Also,
As the residual stress after cooling, only the direct stress in the plate length direction is considered, and the shear stress is ignored. Then, the steel plate 1 in Fig. 2 is acceleratedly cooled and the residual stress in the plate after the entire area R is taken out as a product is σ ₀
(x, y) is given by equation (8). However, E is the Young's modulus of the steel plate 1. Also, a ₀ (x), b ₀ (x)
is the balance equation of force and moment [Equations (9) and (10)
[Equation]] and defined by Equations (11) and (12), respectively. Furthermore, ΔT (x, y) in the above formula (8) is defined by formula (13), where room temperature (the temperature of the steel plate after cooling) is set as T _RT . On the other hand, the stress σ _i (x, y) released when the i-strip L _i is cut can be written as in equation (14). For this reason, equations (15) and (16), which are the balance equations of force and moment after cutting i-strip L _i , can be expressed as (8):
Substituting equation (14), the radius of curvature of the lateral bending displacement in the longitudinal direction of the i-thread ρ _i (x) is the above a _i (x),
By utilizing the relationship in equation (17), equation (18) can be obtained. Here, the relationship between "lateral bending amount" and "lateral bending displacement" will be described. When the edge of the bar steel (for example, S in Fig. 2) is deformed due to strip cutting, (x,
y) The absolute amount of displacement seen from the coordinate system is "lateral bending displacement"
It is called. On the other hand, in actual steel bars, the deformation does not occur from the original cutting position of the plate (D ₀ in Figure 3), but rather the straight line connecting the end points of the bar itself (l in the diagram).
The problem is the displacement D from . Therefore, the latter is called the "lateral bending amount" to distinguish it from the former. The reason why such a distinction is important is that in the strip cutting process of the steel plate 1, the steel strips are often cut from various positions on the steel plate 1. In other words, when the steel plate 1 has a two-dimensional temperature distribution, the amount of deformation of each bar will be different from each other, but in order to calculate them systematically, it is best to perform calculations in a coordinate system fixed to the steel plate 1. Good. However, since the quantity D ₀ found in this way is different from the originally required quantity D, by correcting this difference, it is possible to achieve both systematicity and accuracy of the calculation. be. Furthermore, if we were to omit the procedure for calculating D ₀ and calculate D directly, we would have to make an approximation that the curvature of the edge of the steel bar we are looking at is constant over the entire edge. Although it is extremely troublesome, such approximations cannot prevent errors from occurring. Therefore, first, the lateral bending displacement is determined. The lateral bending displacement v _i (x) has the relationship expressed by equation (19) with respect to the curvature ρ _i (x). However, the symbol "sgn" is a sign for distinguishing whether ρ _i (x) is positive or negative, and takes either ±1. Therefore, by integrating equation (19), we obtain equation (20),
By substituting equation (18) into this, equation (21) is obtained. At that time, the relationship of equation (22) was used. Next, the amount of lateral bending ω _i (x) is determined. As mentioned above,
The amount of lateral bending ω _i (x) is the amount of deformation seen from the straight line connecting the end points of the bar. Therefore, as shown in Figure 4, when v _i (x) is drawn with the x coordinate in Figure 2 as the horizontal axis, the displacement line obtained by connecting the end points P ₁ and P ₂ (baseline) I _l and v _i for each x
(x) can be defined as the amount of lateral bending ω _i (x) for each x. Note that x (m _s ), etc. in FIG. 4 correspond to the case where temperature measurement is performed at discrete positions, which will be described later. Therefore, by finding the equation of the straight line I _l and finding the length of the perpendicular leg from the point P to the straight line I _l , we get ω _i (x)
will be obtained, and its expression will be as shown in equation (23). Then, since the maximum value of ω _i (x) when x and i are made to take various values is the estimated maximum value ω _nax of the amount of lateral bending to be obtained, equation (24) can be obtained. However, the symbol: max _(i) […] represents the maximum value in the range of i = 1, 2, ..., N, as shown in equation (25), and the symbol: max _(x) […] represents the maximum value in the range of i = 1, 2, ..., N. , (26), the maximum values in the range x ⁽⁰⁾ ≦x≦x ⁽⁰⁾ +L are shown, respectively. Among the equations obtained above, (21), (23), (24)
The formula is the temperature distribution T(x, y) for continuous variables (x, y).
This is the main part of the estimation formula when measuring y). C Estimation formula based on discrete temperature measurement Next, approximate formulas for the above estimation formulas (21), (23), and (24) are determined. In general, steel plate surface temperature measurements are discrete, but even if they are carried out at a density so high that they can be considered spatially almost continuous, the steel plate surface temperature distribution T
There is a limit to accurately and specifically determining the functional form of (x, y). Even if the exact temperature distribution T(x,
Even if y) can be found, if its functional form is complex, it is not possible to find ω _nax using equations (21), (23), and (24) as is, and some approximation method must be introduced. Therefore, we have no choice but to estimate ω _nax . For this reason, using temperature measurement data from discrete temperature measurement points,
It is judged that deriving an approximation of equation (21) by interpolating between each temperature measurement point using a polynomial of first degree or higher is extremely useful from a practical standpoint regarding estimation of ω _nax . To this end, an approximate formulation using the trapezoidal rule based on a linear interpolation formula will be described below. First, equation (11) is discretized using the temperature measurement interval Δy in the y-axis direction and the temperature measurement data. Using the trapezoidal approximation law, the result is equation (27). However, △
T (x, y ⁽⁰⁾ ) is calculated using the average value of the temperature measurement data at the temperature measurement point (l ₁ - 1) △y, l ₁ △y in the y direction at the x position, using the equation (28). It is determined as follows. Furthermore, △T
Similarly, (x, y ⁽⁰⁾ + W ₀ ) is defined as in equation (29). Also, λ _j is given by equation (30),
n ₂ is the number of temperature measurement points in the interval y(l ₁ )≦y≦y(l ₁ )+L. By performing similar approximation and using the above equation (27), equation (18) becomes equation (31-1). However, m〓 _i
is the smallest integer that satisfies equation (31-2),
n ₁ ⁽ⁱ⁾ is the largest integer that satisfies equation (31-3), and △T (x, y _i ) is the temperature measurement point in the y direction at the x position (m〓 _i −1) △y , m〓 _i △y, using the average value of the temperature measurement data, it is determined as in equation (31-4). Similarly, for △T(x, y _i +ω), (31−
5) Define as shown below. μ _j is given as in equation (32). Next, consider the curvature change for i-line L _i . This curvature change expressed by equation (33) is 1/ρ _i
(x), but in this example, since the temperature measurement points are taken discretely in the x direction, ΔT(x) appearing in equation (27) , y(j)) are defined only at discrete points in equation (34). Therefore, when calculating the approximate expression v^' _i (x) for the first derivative of the lateral bending displacement, the value of 1/ρ _i (x) at these discrete points, that is, (35)
It is necessary to use the value of the expression. Therefore, here, it is assumed that the curvature change is linear in the section between each temperature measurement point, and interpolation approximation is performed based on this assumption. This approximation is divided into the following intervals: x ⁽⁰⁾ ≦x≦x (m ₁ ), x (m _s ) ≦x≦x (m _s +1), x (m ₂ ) ≦x≦x ⁽⁰⁾ +L I think about it. However, m _s is an arbitrary integer that satisfies m ₁ ≦m _s ≦m ₂ , (m ₂ ≡m ₁ +k ₁ ). x ⁽⁰⁾ ≦x≦x(m ₁ ) In this interval, x=x(m ₁ ), x(m ₁
Using the curvature at -1), an approximation formula for the first-order differential of the lateral bending displacement v^′ _i
Find (x). In this case, x (m ₁ -1) is the rolled plate 1
The temperature measurement point in the x direction outside the sampling area of the steel plate 1 at 00 has a curvature of 1/ρ(x
(m ₁ -1)) can be obtained. That is, v^' _i (x) can be expressed as in equation (36). The curvature in this section is approximated as shown in equation (37). However, A _i,h , B _i,h (h is an integer)
is defined by equations (38) and (39). Therefore, equation (36) becomes equation (40). x _ns ≦x≦x (m _s +1) In this interval, the integral interval in v^ _i (x) is [x ⁽⁰⁾ , x (m ₁ )], [x (m ₁ ), x (m _s ) ], and [x(m _s )] and perform approximation based on the trapezoidal rule to obtain equation (41).
However, ξ _j is given by equation (42). x (m ₂ )≦x≦x ⁽⁰⁾ +L In this interval, equation (43) can be obtained in the same way. However, x (m ₂ +1) is the temperature measurement point in the x direction outside the sampling area of steel plate 2, but x (m ₁ -1)
In the same way as when finding the curvature at 1/ρ^
(x(m ₂ +1)) is obtained. According to the above results, the lateral bending displacement v _i (x) is
It is calculated as follows. In the interval x ⁽⁰⁾ ≦x≦x(m ₁ ), equation (40) is integrated to obtain equation (44). In the section where x(m _s )≦x≦x(m _s +1), the lateral bending displacement v^ _i (x) is expressed by equation (45). Next, the integrand function v^′ _i (x) of the second term of equation (45) is expressed as (41)
By substituting the equation and integrating it, the equation (46-1) is obtained. However, v^' _i (m _s ) is given by equation (46-2). By performing the same approximation for integrating equation (43) in the interval x(m _s )≦x≦x ⁽⁰⁾ +L, equation (47) is obtained. However, v^′ _i (x _n2 ) is
According to equation (43), it is given by equation (48). Using the above equations (44) and (46-1) to (47), all lateral bending displacements v^ _i (x) within the range of x ⁽⁰⁾ ≦x≦x ⁽⁰⁾ +L have been found. It turns out. Then, according to the same relationship as equation (23), the amount of lateral bending ω^ _i (x) becomes equation (49),
The approximate estimated maximum value of the amount of lateral bending can be found using equation (50). However, the symbol: max(i) […] represents the maximum value at i=1, 2,…, N as shown in equation (51), and the symbol: max _(ns) […] represents (52 ), m _s = m ₁ ,..., m ₁ +
Indicates the maximum value in the range of k ₁ . Specific Structure and Operation of the Embodiment FIG. 5 is a conceptual plan view of a long steel manufacturing apparatus having a function of estimating the amount of lateral bending during strip cutting in accordance with the above-mentioned principle. In the figure, a rolled plate 100 sent from a rolling mill 2 onto a runout table 3 in the direction A in the figure is straightened by a hot leveler 4, and then is straightened by a hot leveler 4.
It reaches below the scanning thermometer 5 (for example, scanning angle θ=50°) arranged above. In this position,
The scanning thermometer 5 measures the surface temperature of the rolled sheet 100 at positional intervals of Δy in the y direction by scanning, and further measures the surface temperature of the rolled sheet 100 at positional intervals of Δx in the x direction as the rolled sheet 100 advances. By repeating this, the surface temperature of the rolled sheet 100 is measured two-dimensionally. Therefore, as the rolled sheet 100 advances in the direction A, the scanning thermometer 5 moves to each measuring point in FIG.
A temperature measurement output T corresponding to the coordinates of P _T is outputted and given to the minicomputer 7 via the signal converter 6 .
The coordinates of each measurement point are, for example, the hot leveler 4
Pulse generator
Input via PLG and make decisions based on it. On the other hand, the mini-computer 7 calculates the estimated maximum value of lateral bending ω^ _nax by the following operation. That is, as shown in Fig. 1, the difference between the temperature measurement output T (x _ns , Y (l _s )) and the room temperature T _RT at each temperature measurement position is calculated, and the temperature deviation distribution ΔT (x (m _s ) ,Y(l _s ))
Calculate. Next, based on this, ρ^ _i (x) for i-line L _i is calculated using equation (31-1), and A _i,n1-1 ′, B _i,n1 is calculated using equations (38) and (39). etc., (44), (46−
1), (46-2), (47), etc., x ⁽⁰⁾ ≦x≦
Find the lateral bending displacement v^ _i (x) in the section x ⁽⁰⁾ +L. Then, it is converted into the amount of lateral bending ω^ _i (x) using equation (49). Once the above calculation is repeated for i and ω^ _i (x) is found for various i and x, the approximate estimated maximum value ω^ Ask for _nax . When ω^ _nax is determined in this way, this value ω^ _nax
is provided to a process computer 9 via an optical communication link 8 in FIG. This process computer 9 compares the preset maximum permissible amount of lateral bending ω _lin with the maximum value ω^ _nax , and if ω^ _lin ≧ω _nax , it instructs shipping, and
If ω _lin <ω^ _nax , a decision is made such as stopping the shipment, and instructions are given to the next process. The process computer 9 also heats the rolled sheet 100 based on the approximate maximum value ω^ _nax of the amount of lateral bending.
By giving instructions to processes such as rolling and cooling,
It is also possible to perform feedback to make the temperature distribution within the plate surface more uniform. Data example Figure 6 is a graph illustrating the effect of the above example under the conditions of steel plate size: 20 ^t × 1300 ^W × 15000 ^l (mm) strip width: 300 mm and number of strips: 4. In Fig. 6, the white circles indicate the relationship between the estimated amount of lateral bending and the measured amount of lateral bending when using the thermoviewer and the conventional estimation formula (Equation (1)), and the black circles indicate the relationship between the amount of lateral bending and the actual amount of lateral bending when using the thermoviewer and the conventional estimation formula (Equation (1)). It shows. As can be seen from the figure, in the above embodiment, estimation is made with significantly higher accuracy than in the past. Modifications By the way, the present invention is not limited to the above-mentioned embodiment, and for example, the following modifications are also possible. Two-dimensional temperature measurement may be performed using a type of thermometer other than the above-mentioned scanning thermometer, and the arrangement and spacing of the temperature measurement points can be changed as appropriate. This invention is applicable not only to the production of long steel, but also to the production of thick steel plates, where a combination of ordered products is rolled on a flat plate, and after rolling, the product is cut on a cutting line to obtain a predetermined product. . In this case, by converting the strip width into the product width, the camber amount can be estimated with high accuracy, and steel products can be manufactured with the product camber controlled. Furthermore, it is generally applicable to metal materials other than steel sheets, non-metal materials, etc., where the shape after cutting changes depending on the temperature distribution of the sheet surface. In the above embodiment, the estimation calculation is performed online to improve the management response, but the present invention does not exclude the calculation performed offline. However, the effect is significantly improved by going online. (Effects of the Invention) As explained above, according to the present invention, the amount of deformation of a partial material obtained by cutting can be measured.

【表】【table】

【表】よつて得られた２次元の板面温度分布データと、
所定の推定式とを用いて推定演算して求めている
上に、複数の切出し位置についての推定変形量の
最大値によつて、実際に切出される各部分材の変
形量が許容範囲にあるかどうかの判定のための値
としている。このため、実際の切出し位置がいずれであつて
も、また板面の温度分布の態様がどのようなもの
であつても、各部分材の変形量を精度よく知るこ
とが可能であつて、各部分材の変形量が許容範囲
にあるかどうかを容易かつ正確に推定することが
でき、それによつて、出荷合否判断などの管理を
精度よく行なうことができる。また、このような推定式は比較的簡単な形にま
とめることができるため、オンラインすることに
よつて切断加工時の変形管理の自動化を行なうこ
とができ、それによつて所望の製品の製造効率を
向上させることができる。特に、この発明では板
材に固定された座標系において切断後の部分材の
変位量を推定した後、それを変換することによつ
て切断後の部分材の両端を結ぶ直線からの部分材
のエツジの曲がり量を推定するという組合わせ演
算を採用しているため、部分材の変形量の推定演
算を系統的に行えるとともに、その推定精度も高
いという利点がある。[Table] The obtained two-dimensional plate surface temperature distribution data,
In addition to calculating the estimation using a predetermined estimation formula, the maximum value of the estimated deformation for multiple cutting positions ensures that the deformation of each part that is actually cut out is within the allowable range. It is used as a value for determining whether or not. Therefore, no matter where the actual cutting position is or what the temperature distribution on the plate surface is, it is possible to accurately know the amount of deformation of each member. It is possible to easily and accurately estimate whether the amount of deformation of the partial material is within an allowable range, and thereby, management such as determining whether or not to accept shipment can be performed with high precision. In addition, since such estimation formulas can be summarized in a relatively simple form, it is possible to automate deformation management during cutting by putting them online, thereby increasing the manufacturing efficiency of the desired product. can be improved. In particular, in this invention, after estimating the amount of displacement of the part material after cutting in a coordinate system fixed to the plate material, by converting it, the edge of the part material from the straight line connecting both ends of the part material after cutting is estimated. Since this method employs a combination calculation of estimating the amount of bending of the component, it has the advantage of being able to systematically calculate the amount of deformation of the partial member, and that the estimation accuracy is also high.

[Brief explanation of drawings]

第１図はこの発明の一実施例の動作を示すフロ
ーチヤート、第２図ないし第４図は実施例の原理
を説明するための図、第５図は実施例の構成を示
す平面概念図、第６図は実施例の効果を示すグラ
フ、第７図は従来の温度計測方法の原理を示す
図、第８図は長手方向温度偏差の存在をサーモビ
ユア写真のデータに基づいて示す図、第９図は、
長手方向温度偏差がある場合のモデル図、第１０
図は第９図の場合についての従来の方法による横
曲り量最大値を示すグラフ、第１１図は従来の方
法における横曲り量推定最大値と実測最大値との
関係を示すグラフである。１００……延板、１……鋼板、２……圧延機、
５……走査型温度計、７……ミニコンピユータ、
８……プロセスコンピユータ、Ｗ……板幅、W₀
……製品取りの板幅、ω……条切り幅、Ｌ……条
鋼の長さ、L_i……条鋼。 FIG. 1 is a flowchart showing the operation of an embodiment of the present invention, FIGS. 2 to 4 are diagrams for explaining the principle of the embodiment, and FIG. 5 is a conceptual plan view showing the configuration of the embodiment. Figure 6 is a graph showing the effect of the embodiment, Figure 7 is a diagram showing the principle of the conventional temperature measurement method, Figure 8 is a diagram showing the existence of longitudinal temperature deviation based on thermoview photograph data, and Figure 9 is a diagram showing the principle of the conventional temperature measurement method. The diagram is
Model diagram when there is temperature deviation in the longitudinal direction, No. 10
This figure is a graph showing the maximum value of the amount of lateral bending according to the conventional method for the case of FIG. 9, and FIG. 11 is a graph showing the relationship between the estimated maximum value of the amount of lateral bending and the actually measured maximum value in the conventional method. 100...rolled plate, 1...steel plate, 2...rolling mill,
5...Scanning thermometer, 7...Mini computer,
8...Process computer, W...Plate width, W ₀
...Plate width for product removal, ω...Strip width, L...Length of bar bar, L _i ...bar bar.

Claims

[Scope of Claims] 1. A method for estimating the amount of deformation of a partial material obtained by the cutting process when cutting a plate material having a temperature distribution within the plate surface into a predetermined shape, the method comprising: a first process of setting a plurality of cutting positions of the partial material from the sheet material; two-dimensionally measuring the board surface temperature distribution of the board material; and board surface temperature distribution data obtained by the measurement; Estimating the estimated amount of deformation of the partial material after cutting out for each of the plurality of cutting positions using a predetermined estimation formula that incorporates the residual stress in the plate material after the plate surface temperature distribution becomes uniform. a second process in which the maximum value of the estimated deformation of the partial material obtained for each of the plurality of cutting positions is determined, and the maximum value is determined based on the allowable amount of deformation of each partial material to be actually cut out; and a third process of determining whether or not the cutout position is within the range, wherein the estimation calculation for each of the plurality of cutout positions is performed on the cutout portion in a coordinate system fixed to the plate material. By performing a first calculation to estimate the amount of edge displacement of the material and converting the amount of displacement, the amount of bending of the edge of the part material after cutting is calculated based on the straight line connecting both ends of the part material. A method for estimating the amount of deformation in cutting of a plate material, the method comprising: a second calculation for calculating the estimated amount of deformation as the estimated amount of deformation. 2. The plate material is a steel plate, the cutting process is strip cutting of the steel plate, the amount of deformation of the partial material is the amount of lateral bending of the bar steel obtained by the strip cutting process, and the plate surface temperature distribution The measurement is performed at discrete positions having predetermined intervals in each of the longitudinal direction and the width direction of the plate surface, and the estimation calculation is performed online with a measuring means for measuring the temperature distribution of the plate surface. A method for estimating the amount of deformation in cutting of a plate material according to claim 1, which is carried out by a calculating means according to claim 1.