JPS62197209A - 板材の熱間圧延におけるキヤンバ制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は、板材の熱間圧延におけるキャンバ制御方法、
特に、仕」二圧延でのキャンバの発生を防止する方法に
関するものである。

（従来の技術） 一般に板材の熱間圧延においては、しばしば圧延機及び
被圧延材の作業側と駆動側（以下、この両側を総称して
左右という。）についての種々の非対称が起因して、被
圧延材にキャンバが生じることがある。これは、左右圧
下位置差、左右入側板厚差、左右板温度差、左右ミル剛
性差及び板中心とミル中心とのずれなどの要因が複合し
て左右圧下率差を生じ、被圧延材にキャンバが発生ずる
のである。

このようなキャンバが粗圧延で生じると、仕」二圧延時
に先端面がりによる通板不良や、尾端尻抜は時の蛇行に
よる絞り込み等の圧延トラブルを生じて、作業能率が著
しく悪化するとともに、歩留りも低下する。

板圧延におけるキャンバ制御に関しては種々の方法が提
案されているが、ある圧延工程でキャンバのみを修正し
てし、それだけでは次工程の圧延でのキャンバの発生を
十分に防止することはできない。すなわち、板圧延にお
けるキャンバ発生の要因のうち被圧延材に関する主なも
のは、板素材のキャンバ、ウェッジ及び左右温度差であ
り、キャンバがなくてもウェッジや左右温度差があれば
キャンバが発生ずる。第１３図は左右温度差とキャンバ
量の関係を示しており、わずかの温度差で大きなキャン
バを生じることがイつかる。

左右温度差によるキャンバの発生を防止する方法として
、例えば、特開昭５８−１６３５１２号公報に見られる
ように、仕上圧延機の入側に設置した幅方向温度計の出
力に基づいて仕上圧延機の左右の圧下位置を修正するこ
とが行なわれている。

（発明が解決しようとする問題点） しかしながら、前記従来の方法では、左右温度差と左右
圧下位置の修正猾の関係が圧延条件によって変化するた
め、定量化が難しく、必ずしも十分にキャンバの発生を
防止できるとは限らない。従って、特に左右温度差が大
きい時には、過制御や制御不足によるキャンバの発生が
前記の様な圧延トラブルを生じる可能性がある等の問題
点を有している。

本発明は、斯かる問題点に鑑みてなされたもので、粗圧
延後の被圧延材の左右温度差を零とすることが可能で、
次仕上圧延工程においてキャンバが再発する等のトラブ
ルが解消され、高い歩留りを達成し得る板材の熱間圧延
におけるキャンバ制御方法を提供することを目的とする
。

（問題点を解決するための手段） 前記問題点を解決するため、本発明は、予め、粗圧延に
おいて被圧延材のキャンバ及びウェッジを修正して左右
対称な形状のラフバーとした後、粗圧延機と仕上圧延機
の間に幅方向温度計とその下流側の左右にエツジヒータ
とを設けて、前記幅方向温度計により前記ラフバーの少
なくとも幅方向両側端部の温度を測定し、該測定結果に
基づいて、ラフバーの両側端部の温度差が零となるよう
に、前記エツジヒータの左右の出力を調整するものであ
る。

（実施例） 次に、本発明の一実施例を図面に従って説明する。

（１）熱間圧延ラインの構成 第１図は、本発明を適用する熱間圧延ラインの概略構成
を示す。すなわち、この熱間圧延ラインは、上流側に粗
圧延機ｌ、下流側にタンデム型の仕上圧延機２が配置さ
れている。

粗圧延機Ｉの入側には、被圧延材３の両側部を加熱する
エツジヒータ４が設けられ、その上流側に設けた幅方向
温度計５にて検出した左右温度差に基づき制御器６を介
してエツジヒータ４の温度が調整可能になっている。

また、粗圧延機１の出側には、被圧延材３のキャンバ量
を実測するキャンバ計７、及び被圧延材３の左右の板厚
を検出する左右板厚計８ａ、８ｂが設けられ、このキャ
ンバ計７及び左右板厚計８ａ、８ｂからの信号に基づい
て、制御器９を介して粗圧延機Ｉの左右圧下位置の設定
を行なうようになっている。

一方、仕」二圧延機２の入側には、前記粗圧延機１と同
様、エツジヒータ４１幅方向温度計５及び制御器６が設
けられている。

前記エツジヒータ４は、本来、板材の機械的性質を幅方
向に均一にすることを目的とするものであり、第２図に
示すように被圧延材の幅方向中央部と両端部との温度差
を除去するために、エツジヒータ４の出力を調整する制
御が行なわれるものである。しかし、本発明に係る方法
においては、エツジヒータ４は左右の温度差を除去して
、キャンバの発生を抑制することを目的とするものであ
るから、第３図に示すように、左右の温度を同一にする
だけの制御機能を備えておればよい。このように、本発
明は公知のエツジヒータを用いるものであるが、その使
用目的及び使用方法は全く異なったものである。

（２）粗圧延段階におけるキャンバ制御方法の具体例 以上の構成からなる熱間圧延ラインにおいて、まず、粗
圧延段階にてキャンバ及びウェッジを修正し、左右対称
な形状のラフバーを得る方法について説明する。

まず、前記粗圧延機１における粗圧延の最終２パスを除
く任意の第ｉパスにて、前記キャンバ計７及び左右板厚
計８ａ、８ｂによりキャンバ量及びウェッジ量を実測し
て、キャンバ曲率及びウェッジ率を算出する。

あるいは、当該第１パスにおける左右圧延荷重差の変化
量により、キャンバ曲率及びウェッジ率を推定する方法
を用いてもよい。以下、この推定方法について、第４図
に示すフローチャートのステップＩからステップ４に基
づいて説明する。

まず任意の第ｉパスの圧延において、ステップ七として
、左右圧延荷重差Ｐｄｆｉを圧延中２以上の任意の時点
で測定し、測定時点の時間間隔とその間での左右圧延荷
重差の変化量δＰｄｆｉを求める。なお、添え字ｄｆは
左右の差を表し、駆動側に蛇行する方向を正とする。

次にステップ２として、この時間間隔と左右圧延荷重差
の変化量δＰｄｆｉから、当該パスでの左右圧下位置差
の適性値５ｄｆｉ＊からのズレ量Δ５ｄｆｉを実験式又
は理論式により推定する。

第５図は左右圧下位置差のズレ量ΔＳｄｆとある時間間
隔での左右圧延荷重差の変化量δＰｄｆの関係をアルミ
ニウム板を用いた実験で求めたものであり、両者はほぼ
比例関係にある。従って、前辺てこの関係を実験により
求めておけば、δＰｄｆｉを測定してΔ５ｄｆｉを推定
することが可能である。

また、δＰｄｆｉから理論的にΔ５ｄｆｉを計算するこ
ともできる。左右圧延荷重差の変化は主として被圧延材
の蛇行によって生じ、ある時刻ＡからＢの間の左右圧延
荷重差がＰｄｆＡからｐａｒＢになり、第６図で表され
る蛇行量がｙＡからＶＢになったとすると、両者の関係
は力とモーメントのつり合いから次式で表される。

ここで、Ｐは左右圧延荷重の和、Ｌはバックアップロー
ルの支点間距離である。蛇行量の圧延の進行に伴う変化
は次式で表される。

＝８− ここで、ｙｏは噛み込み時のオフセンター量、Ｘは圧延
長さ、γは圧延機の仕様及び圧延条件から求まる定数で
ある。ｆ　（ｚ）は種々の左右非対称要因の影響項であ
り、例えば左右非対称要因のひとつとして左右ミル定数
差Ｍａｒを考えると、次式で表される。

５ｄｆ＝Ｓｄｆ＊＋ＡＳｄｒ ここで、Ｍは左右ミル定数の和である。■式から明らか
なように噛み込み時に被圧延材がオフセンターしていな
ければ（ｙｏ＝ｏ）、ｆ（ｚ）−〇のとき蛇行は生じな
い。従って、蛇行を生じないための左右圧下位置差の適
正値Ｓ　ｄｆ＊は０式でｆ（ｚ）−〇とおいて求められ
る。

左右圧下位置差が適正値Ｓ　ｄｆ＊からズしているとき
、ｆ　（ｚ）は適正値からのズレ量ΔＳｄｆによって次
のように表される。

ｆ　（ｚ）は他の左右非対称要因についても０式と同じ
くそれぞれの項の一次結合で表されるので、どのような
非対称要因についても左右圧下位置差の適正値Ｓ　ｄｆ
＊が存在し、適正値からのズレ量ΔＳｄｆがあるとき蛇
行が生じる。０式に■式から求まるｙＡ及びＹＢを代入
すると、 −ｅ−７ＸＡ）　　　　　　　　　　　　・・００式に
０式を代入し、ｙｏ＝０とおくと、・ΔＳｄｆ　　　　
　　　　　　　　・・・■となり、δＰｄｆとΔＳｄｆ
が比例関係にあることがわかる。従って、δＰｄｆを実
測すれば■式を用いてΔＳｄｆを計算することができる
。

第７図は左右圧延荷重差の変化量を実際のΔＳｄｆから
計算した値（δＰ　ｄｆ）ｃと実測値（δＰ　ｄｆ）　
Ｍの関係を調べたものである。両者はほぼ比例関係にあ
るが、実測値のほうが計算値より若干小さい。

これを補うため修正係数を導入して、 （δＰｄｆ）Ｍ−α・（δＰｄｆ）ｃ　　　　　　・・
■と表すことができる。ここで、αは実験によって求め
られる修正係数である。■式と０式より、実測の圧延荷
重差の変化量（δＰｄｆ）ｍから当該パスの左右圧下位
置差のズレ量ΔＳｄ４は次式で求めることができる。

・（δＰｄｆ）Ｍ　　　　　　　　　　　・・０次にス
テップ影として、左右圧下位置差のズレ量ΔＳｄｆから
当該パス後のウェッジ率φを推定する。ウェッジがワー
クロールの傾きにならって生じるとすれば、幾何学的関
係からウェッジｆｉｈｄｆとΔＳｄｌ’の関係は次式で
表される。

ここで、Ｂは板幅である。ウェッジ率φを次式で定義す
る。

ここで、ｈは平均の出側板厚である。［相］式と０式よ
りΔＳｄｆとφの関係は次式で表される。

０式によって左右圧下位置差のズレ量ΔＳｄｆからウェ
ッジ率φを推定することができる。なお、［相］式から
第ｉパスと第（ｉ−１）パスの間でのΔＳｄｆの変更量
とｈｄｆの変化量の関係は次式で求めることができる。

第８図は０式を確認するために行った実験結果であり、
ｈｄｆ、　−ｈｄｆ、−＋とΔＳｄｆ、−Δ５ｄ４ｉ−
，は比例関係にあり、０式が正しいことがわかる。ただ
し、この場合ウェッジを板幅端から１０ｍｍ位置の板厚
で定義しているので、図中の理論式は［相］式おいてＢ
をＢ−２０としている。

次にステップ４として、ウェッジ率φからキャンバ曲率
ρを推定する。第ｉパスと第（ｉ−１）パスのウェッジ
率とキャンバ曲率の関係は、平面歪み状態を仮定すれば
次式で表される。

ここで、λｉは第ｉパスの伸び率（λ、　＝ｈ、−１／
ｈ、）であり、ウェッジ率が変化しなくてもキャンバ曲
率は伸びの分だけ小さくなることがわかる。しかし実際
には３次元変形が生じるため、ウェッジ率の変化はどキ
ャンバ曲率は変化しない。第９図はウェッジ率変化とキ
ャンバ曲率変化の関係を実験により求めたものである。

両者は板厚に拘わらずほぼ一定の比例関係にあるが、平
面歪みを仮定した場合（傾き４５°の直線）に比べて実
際のキャンバ曲率の変化は小さい。ここで、実際の両者
の比例関係を表す直線の傾きをキャンバ変化係数ξと定
義する。第１Ｏ図は圧下率ｒとキャンバ変化係数ξの関
係を実験で求めたものである。圧下率ｒが大きいほどキ
ャンバ変化係数ξは小さい。従って、実際のウェッジ率
変化とキャンバ曲率変化の関係は次式で表される。

従ってξ（ｒ）をあらかじめ実験によって求めておけば
、０式でρ１−１−０．φ１−１＝０とすることによっ
て第ｉパス後のウェッジ率φｉから第ｉパス後のキャン
バ曲率ρｉが求められる。

次にステップ５として、実測、あるいはステップ１から
ステップ４に従って推定した第１パス後のウェッジ率φ
１及びキャンバ曲率ρｉと第（ｉ＋１）パス以降のパス
スケジュールから、第（ｉ＋１）パス後のウェッジ率φ
ｊ＋１及びキャンバ曲率ρｊ＋１の目標値を決定する。

以下、この決定方法を第８図に示す制御概念図によって
説明する。

今、第ｉパス後のウェッジ率φｉ及びキャンバ曲率ρｉ
が上記の推定によって既知とする。ここでφｉ及びρ１
は縦軸にキャンバ１ｌｌＩ率、横軸にウェッジ率をとっ
た座標上の点Ａで表される。

次に第（ｉ＋　１　）パスで、ウェッジ率及びキャンバ
曲率は０式に従って変化するが、この過程を左右均一圧
下によりウェッジ率が変化しない成分と、左右不均一圧
下によりウェッジ率が変化する成分に分けて考える。ま
ずキャンバ曲率が左右均一圧下ニヨリρ１からρｊ／λ
ｒ＋１（タタシ、λ、＋Ｉ−ｈＩ／ｈ、＋、）になった
状態が座標上の点Ａ′であり、左右不均一圧下によりウ
ェッジ率とキャンバ曲率がそれぞれφｉからφ１＋１に
、ρ、／λ２１＋１からρｉ＋１になった状態が点Ｂで
ある。即ち、点Ｂは点Ａ。

を通って傾きξ（ｒｉ　＋　１）の直線Ｑ１上の点であ
る。

同様に第（ｉ＋２）パスでは、ウェッジ率及びキャンバ
曲率は点Ｂ（φｉ＋１．ρ１＋１）から点Ｂ’（φｉ＋
１゜ρ、＋１／λ１＋２）を経て点Ｃ（φ、＋２．ρ、
＋２）になる。

ここで点Ｂ゛は第（ｉ＋１）パスでの点へ°と同様に点
Ｂの縦軸の値カ月／λｒ＋２になる点である。点Ｂは傾
きξ（ｒｉ＋１）の直線Ｑ、上にあるから、点Ｂ。

は直線１２１と横軸の交点（ｐＩ＋１−ρ１＋１／λｒ
＋２−０）を通り、傾きξ（ｒｉ＋１）／λ１２＋２の
直線ρ２上にある。

一方、第（ｉ＋２）パス後はキャンバ、ウェッジとも零
とすることか目標であるから、第（ｉ＋２）パス後の状
態（点Ｃ）は原点になければならない。従って、点Ｂ°
は原点を通って傾きξ（ｒｉ＋２）の直線Ｑ。

上にあることが必要である。よって目標を達成するため
の点Ｂ′は直線Ｑ２と直線Ｑ３の交点として決まり、点
Ｂ°から縦軸に平行におろした線と直線乙の交点が目標
とする点Ｂ、即ち第（ｉ＋１）パス後のウェッジ率φ１
＋１及びキャンバ曲率ρ１＋１である。

次にステップ６として、ステップ５において決定した第
（ｉ＋１）パス後のウェッジ率φ、＋１の目標値を用い
て、０式及び０式から得られる次式により第（ｉ＋１）
パスでの左右圧下位置差の修正量を求める。

Δ５ｄｆ１＋ｌ−ΔＳｄｆ、　＝Ｌ（ｈ、＋ｌφｉ＋１
−ｈｉφｉ）・・・［相］ 次にステップ７において、初期設定の左右圧下位置をＳ
Ｄ１＋１及びＳＷｉ＋１として、第（ｔ＋１）パスにお
ける修正左右圧下位置Ｓ、”、＋１及びｓＷｉ＋１を次
式により求める。

−ｈ、φ１）） −ｈ、φｉ））　　　　　　　　　　　・・・０そして
、０式より求めた左右圧下位置に従って圧下位置を設定
し、第（ｉ＋１）パスの圧延を行う。

次にステップ８として、第（ｉ＋１）パスと同様に第（
ｉ＋２）パスの左右圧下位置差の修正量を求める。ここ
で第（４＋２）パス後のウェッジを零とするため、０式
から第（ｉ＋２）パスの左右下位置差のズレ量は Δ５ｄｆ１＋２−０　　　　　　　　　　　　　・・・
［株］となる。すなわち、第（ｉ＋２）パスではウェッ
ジを零とするため、左右圧下位置差の適正値Ｓ　ｄｆ＊
からのズレ量をなくすようにして圧延する。なお、左右
圧下位置差の適正値Ｓ　ｄｆ＊は前述したように、例え
ば、左右のミル定数差がある場合は０式から求めことが
できる。

なお、前記具体例では任意の第ｉパスでキャンバとウェ
ッジを検出して後続する２パスでこれらを修正するよう
にしたが、同じ原理に基づいて後続する３パス以上でキ
ャンバとウェッジを修正することも可能である。

また、前記具体例は、キャンバ計７、左右板厚計８　ａ
、　８　ｂにより被圧延材３のウェッジ量及びキャンバ
量を実測してウェッジ率及びキャンバ曲率を算出する方
法、及び左右圧延荷重差の変化量からウェッジ率及びキ
ャンバ曲線を算出する方法を示したが、ウェッジ量又は
キャンバ量のいずれか一方を実測して、他方は前記０式
によって推定ずろことも可能である。

次に、以」二の粗圧延段階におけるキャンバ制御方法を
下記仕様の熱延粗ミルに実際に適用した場合の具体例に
ついて説明する。

バックアップロール寸法二１４３０’ｍｍｍｍＸ２１３
４Ｑワークロール寸法：　　　　１０７０　’ｍｍＸ　
２１８６Ｑｍｍバックアップロール支点間距離・３１５
０ｍｍミル定数：　　　　　　　　　３８０　ＴＯＮ／
ｍｍ上記仕様の粗ミルの第２スタンドにおいて、厚さ１
２０ｍｍ、幅１２１４闘のバーを本発明に係る方法を適
用して３パスで厚さ３０ｍｍに圧延した。

圧下スケジュールは１２０　ｍｍ→７５　ｍｍ−＋　４
．５　ｍｍ−＋３０ｍｍである。第９図は各パスのウェ
ッジ率とキャンバ曲率であり、以下本図に基づいて説明
を行なう。

粗ミル第１スタンド出側でのキャンバ曲率及びウェッジ
率はほぼ零であったが、第１パスの圧延を行なったとこ
ろ、キャンバが発生し、この時の左右圧延荷重差の変化
量は圧延開始から終了まで約１２０　ｔｏｎであった。

この左右圧延荷重差の変化量からキャンバ曲率ρ１及び
ウェッジ率φ１を推定すると図中に示すように、ρ、−
１．０　ｘ　Ｉ　Ｏ−”（］／ｍｍ）　、　φ＋＝２．
Ｏｘ　Ｉ　０−６（１／ｍｍ）となった。また本発明に
係る方法に従って計算を行なえば第２パス後の目標キャ
ンバ曲率ρ２及び目標ウェッジ率φ、は図中に示すよう
にρ、−−１．　ＯＸ　Ｉ　０−０（１／ｍｍ）　、　
　φ２−１．　Ｏｘ　１０−８０−８（１７となり、目
標を達成するための左右圧下位置差の修正量は−０゜６
１＋ｎｍとなった。この左右圧下位置差に従って左右圧
下位置を設定して第２パスの圧延を行ない、逆キャンバ
を発生させた。続いて左右圧下位置差のズレ量が零とな
るように圧下位置を設定して第３パスの圧延を行なった
ところ、キャンバ、ウェッジともほぼ零のラフバーが得
られた。

なお、以上の粗圧延段階におけるキャンバ制御方法は、
キャンバ及びウェッジのないラフバーを得るための最適
な方法であるが、キャンバとウェッジを同時に修正可能
なものであれば、他の方法を採用してもよい。

（２）仕上圧延段階におけるキャンバ制御方法法に、本
発明の一実施例である仕上圧延段階にお（Ｊるキャンバ
制御方法について説明する。

仕上圧延機２の入側に設けた前記幅方向温度計５により
、被圧延材３の左右の少なくとも板端部の温度を検出し
、その左右の温度が同一になるように制御器６を介して
エツジヒータ４の左右の出力を調整する。

被圧延材３は前記粗圧延段階で既にキャンバおよびウェ
ッジのない左右対称な形状のラフバーとなっているため
、仕上圧延機２の入側にて前記エツジヒータ４により左
右温度差が除去されると、キャンバ発生の要因はほぼ完
全に除去されたこととなる。ただし、仕上圧延において
も、圧延機の左右非対称やサイドガイドの設定不良によ
る通板時のオフセンタ等のキャンバ発生要因が存在する
が、これらに起因して発生するキャンバ量は小さく、公
知の制御技術で十分に制御可能である。従って、粗圧延
段階でキャンバ及びウェッジを除去することを前提とし
て、仕上圧延段階において本発明を適用することにより
、仕上圧延におけるキャンバの発生を完全に抑制するこ
とが可能となる。

なお、仕上圧延段階では、はとんど通板時と尻抜は時に
キャンバが発生していることに鑑みれば、粗圧延後のラ
フバーの先端及び後端のみに本発明を適用したとしても
、はぼその目的を達成することができる。特に、従来、
仕上圧延における先端部のキャンバ発生を防止するため
のキャンバ制御方法が確立されていなかったため、本発
明を仕上圧延の先端部のみに適用することは有効である
。

この場合、被圧延材３の１本当りに要するエツジヒータ
４に費されるエネルギーは少なくてすむことになる。

また、本実施例において、粗圧延機１の入側に仕上圧延
機２と同様のエツジヒータ４．左右温度計５及び制御器
６を設けであるのは、粗圧延段階において、被圧延材３
の左右温度差を除去して、キャンバとウェッジを同時に
修正するキャンバ制御の精度向」二を図るためである。

（発明の効果） 以上の説明から明らかなように、本発明によれ粗圧延段
階においてギャンバ及びウェッジのないラフバーとし、
仕−に圧延前に当該ラフバーの左右温度差を除去するも
のである。

このため、仕上圧延段階におけるキャンバ発生の主要な
要因が完全に除去され、当該仕」二圧延及び次工程での
圧延トラブルを著しく減少させることができるとともに
、歩留りの向上を図ることができる等の効果を有してい
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明を適用する熱間圧延ラインの機器構成図
、第２図は本来のエツジヒータの機能の説明図、第３図
は本発明に用いるエツジヒータの機能の説明図、第４図
は粗圧延段階におけるキャンバ制御方法のフローヂャー
ト、第５図は左右圧下位置差と左右圧延荷重差の変化量
の関係図、第６図は蛇行量の説明図、第７図は左右圧延
荷重差の変化量の計算値と実測値の関係図、第８図は左
右圧下位置差の修正型とウェッジの変化量の関係図、第
９図はウェッジ率変化とキャンバ曲率変化の関係図、第
１Ｏ図は圧下率とキャンバ変化係数の関係図、第１１図
は粗圧延段階におけるキャンバ制御方法の概念図、第１
２図は熱延粗ミルでのキャンバ制御方法の実施例、第１
３図は幅方向温度差と発生キャンバ量の関係を示す図で
ある。 Ｉ・・粗圧延機、２・・仕上圧延機、３・・被圧延材（
ラフバー）、４・・・エツジヒータ、５・・・幅方向温
度計、６・・・制御器。 特　許　出　願　人　　株式会社神戸製鋼所代　理　人
　弁理士　　青白　葆　ばか２名（”’Ｌ’＋１−１０
１ＪρＬｌ−ＩＯＬＪρ４（ｕｏｌｌｌ）Ｊ＋ｌｌＪ　
ｕＪｐｄ　（１１ｌ１ｌｕｕ／ｌｌ　ｈ−＋、、１ 第１図 第１２図 ｉ　ｘｌｏ−６ −〉 ′２″２Ｌ　　　　　　　−冑看漣 一　　　　　　　　　　　　　〇堆定イ直′善− 第１３図 ＠錦遥渡差Ｔ”ＣＩ

Claims (3)

【特許請求の範囲】
1. （１）予め、粗圧延において被圧延材のキャンバ及びウ
   エッジを修正して左右対称な形状のラフバーとした後、
   粗圧延機と仕上圧延機の間に幅方向温度計と、その下流
   側の左右にエッジヒータとを設けて、前記幅方向温度計
   により前記ラフバーの少なくとも幅方向両側端部の温度
   を測定し、該測定結果に基づいて、ラフバーの両側端部
   の温度差が零となるように、前記エッジヒータの左右の
   出力を調整することを特徴とする板材の熱間圧延におけ
   るキャンバ制御方法。
2. （２）前記粗圧延における左右対称な形状のラフバーが
   、 少なくとも２つの最終板圧延パスを除く任意の第ｉパス
   にて推定又は実測により求めた当該第ｉパス通過後の被
   圧延材のキャンバ量とウエッジ量及び後続のパススケジ
   ュールに基づいて、後続する少なくとも第ｉ＋２パス以
   降のキャンバ量及びウエッジ量を零とするための第ｉ＋
   １パス通過後の目標キャンバ量及び目標ウエッジ量を推
   定し、この目標ウエッジ量から第ｉ＋１パス以降におけ
   る圧延機の作業側と駆動側の圧下位置差の修正量を求め
   、この圧下位置差の修正量に応じて前記両側の圧下位置
   を設定し、後続する第ｉ＋１パス以降の圧延を行うこと
   により得られるものであることを特徴とする特許請求の
   範囲第１項に記載の板材の熱間圧延におけるキャンバ制
   御方法。
3. （３）前記キャンバ量とウエッジ量のうち少なくとも一
   方を、 前記任意の第ｉパスの２以上の任意の時点にて計測した
   前記両側の圧延荷重差の時間的変化量に基づいて前記両
   側の圧下位置差を推定した後、この圧下位置差に基づい
   て推定することを特徴とする特許請求の範囲第２項に記
   載の板材の熱間圧延におけるキャンバ制御方法。