KR101560924B1 - 연속용융도금라인에서의 폭방향 도금량 제어방법 - Google Patents

연속용융도금라인에서의 폭방향 도금량 제어방법 Download PDF

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Abstract

연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법이 개시된다. 본 발명의 일 측면은 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법에 있어서, 탄소성 이론 수식을 이용하여 강판의 이론 반곡을 계산하는 단계; 워크사이드(Work Side), 드라이브 사이드(Drive Side) 및 중앙부(Center)의 대표 도금량을 산출하고, 기설정된 도금량 예측모델에 따라 강판의 실적 반곡을 계산하는 단계; 상기 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여, 탄소성 이론 수식을 보정하는 단계; 상기 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 최적의 인터메시(intermesh) 값을 도출하고, 도출된 인터메시(intermesh) 값을 이용하여 강판의 반곡을 목표값이 되도록 제어하는 단계를 포함하는 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법을 제공한다.

Description

연속용융도금라인에서의 폭방향 도금량 제어방법{METHOD FOR CONTROLLING DIP COATING WEIGHT OF WIDTH DIRECTION IN CONTINUOUS GALVANIGING LINE}
본 발명은 연속용융도금라인에서의 폭방향 도금량 제어방법에 관한 것이다.
용융도금공정은 냉간압연된 강판에 내식성 등을 향상시키기 위하여 아연, 알루미늄 등의 금속을 도금하는 공정이다. 한편, 도금강판을 대량생산을 위해서는 연속 작업이 필요한데, 냉연 코일을 액체 상태로 용융된 도금욕을 연속적으로 관통하도록 설계한 것이 연속용융도금라인(CGL, Continuous Gavaniging Line)이다. 연속용융도금라인의 도금욕의 일반적인 레이아웃(layout)을 도 1에 도시하였다.
강판(100)은 도금 전 가열로를 거쳐 일정한 온도로 승온되며, 가열로를 지난 강판은 도금욕(10) 내에서 순차로 싱크 롤(sink roll, 12), 콜렉팅 롤(correcting roll, 14) 및 스태빌라이징 롤(stabilizing roll, 16)을 통과하면서 도금층이 형성되며, 도금욕 상부에 있는 에어나이프(air knife, 20)에 의해 도금층의 두께가 제어되게 된다.
그런데, 강판이 도금욕 내 다수의 롤을 감아돌면서 굽힘과 펴짐 등 탄소성적인 변형을 받게 되며, 이에 강판에 장력이 걸려있는 상태에서도 강판의 폭 방향으로 굽힘 변형이 일어나 반곡이 형성되게 된다. 특히, 강판이 에어나이프를 통과하는 시점에서 이와 같은 반곡이 형성되어 있을 경우, 완전 평면상태인 것을 전제로 하여 도금층을 깎아 내는 에어나이프가 제기능을 발휘하지 못하고 폭방향으로 도금량 편차를 유발하게 되는 문제가 있다.
이와 관련하여, 특허문헌 1에서는 도금량의 에어나이프 직후방에 강판의 위치를 측정하는 갭(gap) 센서와 전자석을 설치하여 강판의 반곡 형성을 억제하고 있다. 그러나, 갭 센서의 구입 및 설치에 막대한 비용이 소요되는 문제가 있다.
또한, 특허문헌 2에서는 특허문헌 2에서는 에어나이프 상부에 강판의 양면에 접촉하는 터치롤셋(touch roll set)을 설치하여 도금욕 내부의 터치롤셋과의 간격을 조정함으로써 진동 및 반곡을 억제하고 있다. 그러나, 강판에 부가적인 롤을 접촉시켜 강판의 반곡을 억제하는 것은 강판의 반곡제어에는 효과적이나 강판의 표면에 흠집이 발생할 우려가 있어서 표면품질이 우수한 제품을 생산하고자 하는 라인에서는 적합하지 못하며, 뿐만 아니라 장치의 유지 및 보수에 추가적인 비용이 소요되기 때문에 경제성이 떨어지는 단점이 있다.
또한, 탄소성 이론 수식을 이용하여, 도금욕 내 싱크 롤과 스태빌라이징 롤의 상대위치를 조정함으로써, 강판의 반곡 형성을 억제하는 방법도 존재하는데, 도금공정의 경시적인 변동에 적응이 곤란하며, 실제 공정에 적용시 상당한 수준의 오차가 발생하는 문제가 있었다.
일본 공개특허공보 특개평10-018014호 일본 공개특허공보 특개2001-011596호
본 발명의 일 측면은, 연속용융도금라인(CGL)에서의 강판의 반곡 형성을 억제하여 폭방향 도금량을 실시간 제어하는 방법을 제공하는 것이다.
상기와 같은 목적을 달성하기 위하여, 본 발명의 일 측면은, 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법에 있어서, 탄소성 이론 수식을 이용하여 강판의 이론 반곡을 계산하는 단계; 워크사이드(Work Side), 드라이브 사이드(Drive Side) 및 중앙부(Center)의 대표 도금량을 산출하고, 기설정된 도금량 예측모델에 따라 강판의 실적 반곡을 계산하는 단계; 상기 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여, 탄소성 이론 수식을 보정하는 단계; 상기 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 최적의 인터메시(intermesh) 값을 도출하고, 도출된 인터메시(intermesh) 값을 이용하여 강판의 반곡을 목표값이 되도록 제어하는 단계를 포함하는 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법을 제공한다.
덧붙여, 상기한 과제의 해결 수단은, 본 발명의 특징을 모두 열거한 것은 아니다. 본 발명의 다양한 특징과 그에 따른 장점 및 효과는 하기의 구체적인 실시형태를 참조하여 보다 상세하게 이해될 수 있을 것이다.
본 발명에 따르면, 고가이며 유지보수가 어려운 갭(gap) 센서나 전자석 등의 장비를 사용하지 않으면서도, 실시간으로 강판의 반곡을 제어할 수 있으며, 이로 인해 제품의 균질화 및 생산성이 향상되는 장점이 있다.
도 1은 연속용융도금라인의 일반적인 레이아웃(layout)을 나타내는 모식도이다.
도 2는 탄소성 이론 수식에 의해 강판의 이론 반곡을 계산하는 순서도이다.
도 3은 강판의 폭방향으로 도금량을 스캔하는 Cold gage의 1 스캔 도금량 실적을 나타낸 것이다.
도 4는 GWS, GCS 및 GDS간의 기하학적인 관계를 나타내는 모식도이다.
도 5는 T49 강종에 대해 강판의 이론 반곡 및 실적 반곡을 계산하여 시계열적으로 나타낸 것이다.
도 6은 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여, T44 강종에 대해 강판의 이론 반곡 및 실적 반곡을 계산하여 시계열적으로 나타낸 것이다.
도 7은 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 T40 강종에 대하여 인터메시 테이블(intermesh table)을 작성한 일 예이다.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 일 측면인 연속용융도금라인에서의 폭방향 도금량 제어방법에 대해 상세히 설명한다. 이하에서 '반곡'이라는 용어는 강판의 폭방향으로의 곡률반경을 의미한다.
먼저, 탄소성 이론 수식을 이용하여 강판의 이론 반곡을 계산한다. 도금욕 내 다수의 롤을 감아돌면서 탄소성적인 변형을 받는 강판의 폭방향 반곡의 계산에는 이미 탄소성 이론을 이용한 모델이 발표되어 있다(한국소성가공학회지(1997), 제6권, 제2호, pp.118 참조). 상기 모델의 계산에는 강판이 롤과 접촉하여 감아 돌면서 이송될 때 발생하는 강판의 길이 방향 반곡을 계산하는 실험식과 강판이 다수의 롤을 감아돌면서 굽힘과 풀림을 반복적으로 겪으면서 축적되는 탄성 변형, 소성 변형 및 반복적인 소성 변형에 의한 변형경화 현상의 이론적 계산이 근간을 이룬다.
상기 모델에 의한 강판의 이론 반곡 계산에는 강판의 탄성계수, 강판의 항복강도, 강판의 가공경화 계수 등의 강판의 물성과 강판의 장력, 강판의 두께 및 폭, 오프셋(offset), 인터메시(intermesh) 등의 공정 변수가 주요 변수로 작용한다. 상기 모델에 의한 강판의 이론 반곡의 계산 흐름에 대하여 도 2에 도시하였다.
한편, 상기의 공정변수 중 인터메시(intermesh)는 스태빌라이징 롤(stabilizing roll)과 콜렉팅 롤(correcting roll)의 상대위치로 정의되고, 오프셋(offset)은 스태빌라이징 롤(stabilizing roll)과 싱크 롤(sink roll)의 상대위치로 정의된다. 특히, 인터메시는 반곡 교정능력에 가장 큰 영향을 미치는 것으로 알려져 있으며, 설비의 고유의 특성인 오프셋 역시 반곡 교정능력에 큰 영향을 미치는 것으로 알려져 있다.
다음으로, 워크 사이드(work side), 드라이브 사이드(drive side) 및 중앙부(center)의 대표 도금량을 산출하고, 기 설정된 도금량 예측모델에 따라 강판의 실적 반곡을 계산한다.
도 3에 연속용융도금라인에서 강판의 폭방향으로 도금량을 스캔하는 Cold gage의 1 스캔 도금량 실적을 도시하였다. 도 3를 참조하면, 반곡이 발생한 강판에 있어서는, 강판의 중심부는 도금 부착량이 과다하고, 워크 사이드 및 드라이브 사이드는 도금 부착량이 저조함을 알 수 있다.
한편, 상기와 같은 도금량 실적 데이터를 활용하여 워크 사이드, 드라이브 사이드 및 중앙부의 대표 도금량을 산출한다.
상기 대표 도금량을 산출하는 방법은 특별히 한정하지 않으며, 본 발명의 일 구현예에 따르면, 상기 대표 도금량은 각각 강판의 워크 사이드에서 강판의 중앙부 방향으로 5mm 떨어진 위치, 강판의 중앙부, 강판의 드라이브 사이드에서 강판의 중앙부 방향으로 5mm 떨어진 위치에서 산출할 수 있다.
상기의 워크 사이드, 중앙부, 드라이브 사이드의 대표 도금량 값과 기 설정된 도금량 예측모델에 따라 강판의 실적 반곡을 계산한다. 이를 위해, 조업 중 학습된 도금량 예측모델을 이용하는데, 이러한 도금량 예측모델은 도금량에 영향을 주는 영향계수의 관계식의 조합으로 구성된 함수식으로써, 하기 수학식 1에 의해 계산된다.
[수학식 1]
CW=f(V,G,P)=kdVaGbPc
(단, CW는 목표 도금량(g/m2), V는 강판의 라인속도(m/min), 강판과 에어 나이프 사이의 간격(mm), P는 가스 와이핑 압력(kgf/cm2), kd는 상수, a,b,c는 영향 계수임)
하기 수학식 2는, 상기의 수학식 1은 자연대수 변환 후 선형 조합 수식으로 전환한 것이다.
[수학식 2]
ln(CW)=ln(kd)+aln(V)+bln(G)+cln(P)
(단, CW는 목표 도금량(g/m2), V는 강판의 라인속도(m/min), 강판과 에어 나이프 사이의 간격(mm), P는 가스 와이핑 압력(kgf/cm2), kd는 상수, a,b,c는 영향 계수임)
상기 수학식 1 및 2의 영향계수 a, b 및 c는 실제 조업 중 실시간으로 최소자승법으로 추출하여 도금공정의 경시적인 변동에 대하여 적응하는 효과를 거둘 수 있다. 이처럼 수학식 1 및 2의 영향 계수를 최소자승법으로 추출한 예를 하기 표 1 내지 3에 나타내었다. 하기 표 1 내지 3은 각각 영향 계수 a, b 및 c의 라인속도(가로축) 및 목표 도금량(세로축) 별로 층별화하여 룩업 테이블(LUT, lookup table) 형태로 작성한 것이다.
V(m/s)

CW(g/m2)		 0 1 2 3 4 5 6 7
0 0.446 0.459 0.426 0.430 0.346 0.268 0.393 0.311
1 0.446 0.459 0.426 0.430 0.319 0.268 0.393 0.311
2 0.447 0.446 0.322 0.439 0.234 0.248 0.362 0.311
3 0.447 0.243 0.322 0.307 0.310 0.326 0.397 0.311
4 0.260 0.260 0.257 0.319 0.332 0.334 0.459 0.318
5 0.458 0.413 0.467 0.281 0.388 0.475 0.347 0.318
6 0.458 0.414 0.418 0.355 0.303 0.312 0.376 0.318
7 0.458 0.365 0.281 0.446 0.309 0.335 0.372 0.318
8 0.458 0.365 0.281 0.446 0.381 0.317 0.365 0.318
9 0.458 0.214 0.543 0.547 0.501 0.501 0.576 0.318
10 0.458 0.214 0.411 0.309 0.317 0.514 0.322 0.318
V(m/s)

CW(g/m2)		 0 1 2 3 4 5 6 7
0 0.357 0.111 0.118 0.096 0.189 0.507 0.233 0.399
1 0.357 0.111 0.118 0.096 0.389 0.507 0.233 0.399
2 0.269 0.115 0.324 0.111 0.449 0.457 0.251 0.399
3 0.269 0.433 0.324 0.373 0.375 0.390 0.238 0.399
4 0.464 0.463 0.490 0.386 0.394 0.398 0.115 0.395
5 0.155 0.225 0.128 0.522 0.227 0.107 0.379 0.395
6 0.155 0.232 0.228 0.357 0.464 0.457 0.400 0.395
7 0.155 0.267 0.466 0.265 0.434 0.421 0.452 0.395
8 0.155 0.267 0.466 0.265 0.402 0.478 0.430 0.395
9 0.155 0.493 0.415 0.172 0.292 0.292 0.183 0.395
10 0.155 0.493 0.336 0.471 0.523 0.231 0.442 0.395
V(m/s)

CW(g/m2)		 0 1 2 3 4 5 6 7
0 -0.150 -0.576 -0.607 -0.589 -0.769 -0.652 -0.667 -0.649
1 -0.150 -0.576 -0.607 -0.589 -0.611 -0.652 -0.667 -0.649
2 -0.288 -0.445 -0.666 -0.516 -0.737 -0.727 -0.755 -0.649
3 -0.288 -0.727 -0.666 -0.622 -0.620 -0.604 -0.662 -0.649
4 -0.675 -0.676 -0.612 -0.611 -0.599 -0.597 -0.582 -0.645
5 -0.525 -0.638 -0.567 -0.588 -0.672 -0.590 -0.658 -0.645
6 -0.525 -0.631 -0.631 -0.634 -0.674 -0.675 -0.574 -0.645
7 -0.525 -0.681 -0.693 -0.591 -0.696 -0.624 -0.460 -0.645
8 -0.525 -0.681 -0.693 -0.591 -0.582 -0.659 -0.658 -0.645
9 -0.525 -0.768 -0.142 -0.427 -0.426 -0.428 -0.283 -0.645
10 -0.525 -0.768 -0.600 -0.666 -0.613 -0.434 -0.685 -0.645
상술한 강판의 폭방향 대표 도금량 값과 도금량 예측모델을 이용하여, 워크 사이드, 드라이브 사이드 및 중앙부에서의 강판과 에어나이프 사이의 간격을 계산할 수 있으며, 이를 수학식 3으로 나타내었다.
[수학식 3]
G={C/kdVaPc}}-b
(단, G는 강판과 에어나이프 사이의 간격, C는 목표 도금량(g/m2), V는 강판의 라인속도(m/min), 강판과 에어 나이프 사이의 간격(mm), P는 가스 와이핑 압력(kgf/cm2), kd는 상수, a,b,c는 영향 계수임)
상기 수학식 3에 의해 도출된 워크 사이드에서의 강판과 에어나이프 사이의 간격(GWS), 중앙부에서의 강판과 에어나이프 사이의 간격(GCS) 및 드라이브 사이드에서의 강판과 에어나이프 사이의 간격(GDS)에 의하여 강판의 실적 반곡을 계산할 수 있다. 상기 GWS, GCS 및 GDS간의 기하학적인 관계에 대해 도 4에 도시하였으며, 강판의 실적 반곡(R)은 하기 수학식 4에 의해 계산할 수 있다.
[수학식 4]
Figure 112013117037614-pat00001
(단, R은 강판의 실적 반곡(m), W는 강판의 폭(m)임)
한편, 도 5는 T49 강종에 대해 강판의 이론 반곡 및 실적 반곡을 계산한 일 예로써, 탄소성 이론 수식을 이용하여 강판의 이론 반곡을 계산하고 상기 수학식 4에 의해 강판의 실적 반곡을 계산하여 시계열적으로 나타낸 것이다. 한편, 도 5에는 강판의 반곡에 큰 영향을 주는 인자 중 하나인 인터메시(intermesh) 값도 함께 도시하였으며, 인터메시(intermesh) 값의 변동에 따라 강판의 반곡 역시 변동함을 확인할 수 있다.
도 5를 참조할 때, 탄소성 이론 수식을 이용한 강판의 이론 반곡은 수학식 4에 의해 계산된 강판의 실적 반곡과 상당한 괴리를 보이며, 전혀 근사적으로도 근접하지 않는 결과를 나타냄을 알 수 있다. 특히, 이론 반곡 값의 경우, 인터메시 값의 변화에 따라 양(+)의 값도, 음(-)의 값도 모두 나타내나, 실적 반곡 값의 경우, 인터메시 값의 변화에도 불구하고 모두 양(+)의 값만을 나타내고 있다. 즉, 탄소성 이론 수식에 의한 반곡 계산을 실제 공정에 적용시 상당한 수준의 오차가 발생함을 알 수 있다.
다음으로, 상기 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여, 탄소성 이론 수식을 보정한다. 이 때, 탄소성 이론 수식을 구성하는 변수 중 오프셋(offset) 값을 보정할 수 있다. 상술한 바와 같이, 오프셋(offset)은 설비 고유의 특성으로 이론적으로는 일정한 값을 가져야 하나, 실제 공정 과정에서 도금욕 내 구조물 강성이 취약해져 싱크 롤과 스태빌라이징 롤의 상대위치의 변형이 수반될 수 있기 때문에, 상기 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여, 현재 상태에 부합하는 오프셋(offset) 값으로 이를 수정함이 바람직하다.
도 6은 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여 현재 상태에 부합하는 오프셋 값으로 수정한 후, T44 강종에 대하여 강판의 이론 반곡 및 실적 반곡을 계산한 일 예이다. 도 5와 비교할 때, 탄소성 이론 수식에 의한 강판의 반곡 예측정도가 현저하게 향상되었음을 확인할 수 있다.
다음으로, 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 최적의 인터메시(intermesh) 값을 도출하고, 도출된 인터메시(intermesh) 값을 이용하여 강판의 반곡을 목표값이 되도록 제어한다. 강판의 반곡 계산이 closed form인 수식으로 되어 있지 않으므로, 각각의 조업조건마다 그 값을 미리 계산하여 표(table) 또는 회귀식 형태로 저장해 놓고, 실시간으로 변화하는 조건에 따라 최적의 인터메시 값을 부여하여 강판의 폭방향 도금량을 제어함이 바람직하다. 도 7은 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 T40 강종에 대하여 인터메시 테이블(intermesh table)을 작성한 일 예이다.
한편, 강판의 폭방향 도금량 편차가 10g/m2 이하인 경우 완전 평면상태인 것을 전제로 하여 도금층을 깎아 내는 에어나이프가 제기능을 발휘할 수 있으므로, 이를 위해, 상기 반곡의 목표값은 25~40m의 범위로 제어하는 것이 바람직하다.
본 발명에 따른 제어방법에 의할 경우, 고가이며 유지보수가 어려운 갭(gap) 센서나 전자석 등의 장비를 사용하지 않으면서도, 실시간으로 강판의 반곡을 제어할 수 있다는 장점이 있으며, 또한 이로 인해 제품의 균질화 및 생산성이 향상되는 장점이 있다.
10: 도금욕
12: 싱크 롤(sink roll)
14: 콜렉팅 롤(correcting roll)
16: 스태빌라이징 롤(stabilizing roll)
20: 에어나이프(air knife)
d1: 인터메시(intermesh)
d2: 오프셋(offset)

Claims (3)

  1. 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법에 있어서,
    탄소성 이론 수식을 이용하여 강판의 이론 반곡을 계산하는 단계;
    워크사이드(Work Side), 드라이브 사이드(Drive Side) 및 중앙부(Center)의 대표 도금량을 산출하고, 기설정된 도금량 예측모델에 따라 강판의 실적 반곡을 계산하는 단계;
    상기 실적 반곡과 이론 반곡을 대비하여, 탄소성 이론 수식을 보정하는 단계; 및
    상기 보정된 탄소성 이론 수식을 이용하여 최적의 인터메시(intermesh) 값을 도출하고, 도출된 인터메시(intermesh) 값을 이용하여 강판의 반곡을 목표값이 되도록 제어하는 단계를 포함하는 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법.
  2. 제 1항에 있어서,
    상기 탄소성 이론 수식의 보정은, 공정 변수 중 오프셋(offset) 값을 수정하는 것인 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법.
  3. 제 1항에 있어서,
    상기 목표값은 25~40m인 연속용융도금라인(CGL)에서의 폭방향 도금량 제어방법.
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