JP2005177774A

JP2005177774A - 冷間タンデム圧延方法

Info

Publication number: JP2005177774A
Application number: JP2003418875A
Authority: JP
Inventors: Toshiyuki Shiraishi; 利幸白石; Yoshihisa Takahama; 義久高濱; Shigeru Ogawa; 茂小川
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2003-12-17
Filing date: 2003-12-17
Publication date: 2005-07-07

Abstract

【課題】設備コストおよびランニングコストの増大を招くことなく、高圧下圧延のもとで安定した板形状が得られる冷間タンデム圧延方法を提供する。
【解決手段】金属ストリップの冷間タンデム圧延方法において、４スタンド以上の圧延機からなる冷間タンデム圧延機１０の第１スタンド１１の入側における前記金属ストリップＳの耐力が４０２N/mm^２以上であり、酸洗後の前記金属ストリップSの表面にショットブラストまたはショットピーニングを施し、圧延を行なう。
【選択図】図１

Description

本発明は、金属ストリップの冷間タンデム圧延方法に関する。

近年、自動車用鋼板として用いられる金属ストリップ材料は、衝突安全性の向上や車輌重量の軽量化のため、ハイテンと呼ばれる高張力鋼板が要求されるようになってきた。高張力鋼は普通鋼と比較して変形抵抗が大きいため、冷間タンデム圧延機の各スタンドの圧延荷重は増大している。その結果、各スタンドにおける圧延機の形状制御能力限界を超えて板形状の乱れを誘発し、絞りによる板破断や冷間タンデム圧延機での冷延率低減による上工程（熱延工程）への負荷増大に起因する上工程の生産性の低下、加工発熱増大によるヒートスクラッチの発生を防止するために冷間タンデム圧延機の圧延速度の規制による生産性の低下を招いている。特に、第１スタンドでは摩擦係数が高く入側張力が低いので圧延荷重の増大は深刻な問題となっている。

上述した問題を解決するために、従来、次のような方法が実施または提案されている。
（１）高張力鋼材の変形抵抗自体を小さくするために、熱間圧延時の仕上げ温度および巻取り温度を上げる。例えば、巻取り温度を６００℃から７００℃に変更することで７８０N/mm^２の高張力鋼素材の耐力は約２０％低減する。
（２）形状制御能力の大きな圧延機に設備改造をする（ワークロールの小径化を含む）。異径圧延機は、既存の圧延機のハウジングポストを利用することが可能であり、等価ワークロール径を小さくできるので、更に優れた形状制御能力を発揮する（例えば、特許文献１参照）。
（３）圧延荷重が小さくなるように、高張力圧延を行う（例えば、特許文献２参照）。
（４）圧延荷重が小さくなるように、ワークロールのヤング率を増大させる（例えば、特許文献３参照）。
（５）摩擦係数が小さくなるように、圧延潤滑油および／または潤滑方法を変更する。
特開昭５６−１６０８０８号（第２頁、第１図〜第３図）特開２００１−１７９３０６号公報（第２頁、第２欄）特開平９−２３９４１０号公報（第３頁、第３欄）

しかし、上記（１）の高張力鋼材の変形抵抗自体を小さくする方法では、材質的な面からこのような熱間圧延での温度制御には限界があり、十分な効果は得がたい状況にある。
（２）の圧延機の設備改造では、設備コストおよびランニングコストが高くなる。
（３）の高張力圧延を行う方法では、第１スタンドの圧延荷重を低減させるためには第１スタンドの入側の張力を増大させる必要がある。このために、スタンド列の入側に大容量のモーターを有する張力負荷装置（ブライドルロール等）が新たに必要となり、設備コストの増大を招く。
（４）のワークロールのヤング率を増大させる方法は、通常のロール研磨装置ではワークロール研磨ができないために、別途専用の研磨装置が新たに必要となり、これも設備コストの増大を招く。
（５）の圧延潤滑油を変えたり圧延潤滑方法を変更することは、第１スタンドでは圧延速度が低く、圧延潤滑油の引き込み効果は期待できず、摩擦係数はあまり変化しないので、大きな効果は期待できない。

本発明は上記問題を解決するものであって、設備コストおよびランニングコストの増大を防ぎ、高圧下圧延のもとで安定した板形状が得られる冷間タンデム圧延方法を提供することを課題としている。

本発明は、金属ストリップの冷間タンデム圧延方法において、４スタンド以上の圧延機からなる冷間タンデム圧延機の第１スタンド入側における前記金属ストリップの耐力が４０２N/mm^２以上であり、酸洗後の金属ストリップの表面にショットブラストまたはショットピーニングを施し、圧延を行なうことを特徴としている。

上記冷間タンデム圧延方法において、前記ショットブラストまたはショットピーニングを施した金属ストリップの表面平均粗さを２．５μmRa以上、１０μmRa以下、望ましくは４μmRa以上、６μmRa以下とすることが好ましい。

また、前記ショットブラストまたはショットピーニングに用いる金属粒子の硬さをHv５００以上、金属粒子の平均粒径を５００μm以上、２０００μm以下、かつ金属粒子の粒子速度を３０m/sec以上、８０m/sec以下とすることが好ましい。さらには、金属粒子の硬さをHv８００以上、金属粒子の平均粒径を６００μm以上、１５００μm以下、かつ金属粒子の粒子速度を４０m/sec以上、６０m/sec以下とすることが望ましい。

この発明では、冷間タンデム圧延機の第１スタンド入側の耐力が４０２N/mm^２以上である金属ストリップの圧延において、設備コストおよびランニングコストの増大を招くことなく、第１スタンドの圧延荷重を減少し、高圧下のもとでも安定した板形状を得ることができる。

図１は、本発明を実施する冷間タンデム圧延機の一例を模式的に示す装置構成図である。図１において、冷間タンデム圧延機１０は５スタンドの圧延機１１〜１５から構成されている。この例では、すべて同じ型式の４重圧延機である。各圧延機１１〜１５のワークロールは、上ワークロール２１T〜２５と下ワークロール２１B〜２５Bとからなっている。これらのワークロールはスピンドルが連結されており、電動機（いずれも図示しない）によって駆動されている。これらのワークロールは、直径が５００〜５６０mm（上下ワークロールのペア差は０．１mm未満）、胴長が２２００mmの鍛鋼ロールで、ヤング率は２０６kN/mm^２である。

各圧延機１１〜１５には、図示してはいないが形状制御手段として上下ワークロールチョックを支点として上下ワークロールの垂直方向の撓みを制御するためのインクリースおよびディクリースベンダー力を付与することが可能なベンダー装置が具備されている。各ベンダー装置の最大ベンダー力は、４９０kN/chockである。

各圧延機１１〜１５のバックアップロールは、上バックアップロール３１T〜３５Tと下バックアップロール３１B〜３５Bとから構成されている。これらのバックアップロールは、直径が１４５０〜１５００mm（上下バックアップロールのペア差は１mm未満）、胴長が２２００mmの鍛鋼ロールである。

図示してはいないが、上バックアップロールチョック上部には、荷重検出装置が配置され、ワークサイドおよびドライブサイドの圧下荷重が検出される。また、荷重検出装置の上部には電動圧下装置が配置されており、金属ストリップSを圧延する際のパスライン調整が行われる。さらに、下バックアップロールチョック下部には、図示してはいないが圧延力を付与するための油圧圧下装置が配置されている。

上記圧延機で冷間タンデム圧延される金属ストリップSは、第１スタンド１１の入側の耐力が４０２N/mm^２以上のハイテンと呼ばれる金属ストリップであり、熱間圧延後に酸洗設備で表面の酸化スケールが除去されている。

各スタンド１１〜１５の入側には圧延潤滑油供給装置４１T〜４５T、４１B〜４５Bが配置されており、ロールバイト入口に圧延潤滑油（パーム油をベース油とする植物系圧延潤滑油の３％エマルション、６０℃）が供給されている。なお、図示してはいないが、ロールバイト出側からワークロール冷却のために、ロールバイト入口と同じ圧延潤滑油がワークロール２１T〜２５T、２１B〜２５Bにそれぞれ供給されている。

上記のように構成された冷間タンデム圧延機を用いて、金属ストリップの冷間タンデム圧延実験を行った。金属ストリップの材質は、高張力鋼である。基本圧延条件を表１に示す。この金属ストリップにショットブラストまたはショットピーニングの金属粒子の硬さや粒径や速度をいろいろ変化させて、表面粗さ１．０〜２０．０μmRaの試験材料を作製した。

まず、圧延荷重に及ぼす表面処理の効果を確認するために、同一圧延条件で素材の金属ストリップの表面粗さのみを変えた圧延を行った。金属ストリップの表面粗さを変えて、質量が約２０tのコイルをそれぞれ３本圧延し、その荷重平均値を従来の酸洗ままの金属ストリップの荷重平均値と比較した。その結果を図２に示す。図２において酸洗ままの金属ストリップの荷重平均値を１とした場合のショットブラストまたはショットピーニング後の金属ストリップの平均粗さと圧延平均値の関係を示す。図２より、第１スタンド１１の入側の耐力が４０２N/mm^２以上の金属ストリップをショットブラストまたはショットピーニングすることによって、圧延荷重を減少させることが可能であることが判明した。

つぎに、第１スタンド入側の耐力が１７６、２９４、３８２、４９０N/mm^２の金属ストリップについて、同様の実験をそれぞれ行った。その結果、第１スタンド入側の耐力が４９０N/mm^２の金属ストリップについては荷重低減効果が認められたが、３８２N/mm^２以下の金属ストリップについては認められなかった。

以上の実験結果から、ショットブラストまたはショットピーニングによって金属ストリップの表面に形成される球状のピットに圧延潤滑油が捕捉され、圧延時にロールバイト直下で塑性変形を受けた際に、捕捉された油が滲み出して境界潤滑の接触率を低減させて摩擦係数を低減させるためと推測される。金属ストリップの耐力が小さいと、球状のピットに圧延潤滑油が捕捉されても圧延時にロールバイト直下で塑性変形を受けた際に、捕捉された油が滲み出すことがあまり無いので、荷重低減効果は得られないものと推測される。以上のことから、本発明では、冷間タンデム圧延機における第１スタンド入側の耐力が４０２N/mm^２以上の金属ストリップを圧延する際、酸洗後の金属ストリップの表面にショットブラストまたはショットピーニングを施すものである。

また、上記球状のピットに捕捉された圧延潤滑油の滲み出しによる荷重低減効果は、ピットが小さ過ぎても、また大き過ぎてもその効果は得られず、適正な範囲があることが判明した。図２からわかるように、本発明の効果が得られる表面粗さの範囲は、２．５μmRa以上、１０μmRa以下であることが明らかとなった。また、図示してはいないが最終スタンド１５の出側で圧延された金属ストリップの表面を調査した結果、第１スタンド１１の金属ストリップの表面粗さが１０μmRaを超えると被さり傷が発生するようになり、製品の表面性状に欠陥が生じることも明らかとなった。本発明では、これらの知見に基づいて、酸洗後の金属ストリップの表面にショットブラストまたはショットピーニングを施された金属ストリップの表面平均粗さが２．５μmRa以上、１０μmRa以下、更には４μmRa以上、６μmRa以下であることが好ましいとした。

上述の望ましい金属ストリップの表面粗さを得るためには、ショットブラストまたはショットピーニングに用いる金属粒子の硬さは、金属粒子の寿命および変形や金属ストリップのピット形成の面からHv５００以上が好ましい。このような金属粒子の材料として、例えば鉄系，アモルファス系，セラミックス系の粒子などが用いられる。

ショットブラストまたはショットピーニングに用いる金属粒子の平均粒径が小さ過ぎると表面粗さは小さくなり、目標の表面粗さが得られないこと、およびその際の金属粒子の平均粒径が大き過ぎると表面粗さは大きくなり、これもまた目標の表面粗さが得られない。このために、金属粒子の平均粒径を５００μm以上、２０００μm以下、更には６００μm以上、１５００μm以下とすることが好ましい。

また、ショットブラストまたはショットピーニングの際の粒子速度が遅すぎると金属ストリップのピット成形ができなかったり、粒子速度が速すぎると金属ストリップの表面に金属粒子が食い込んだりして、健全なピット成形ができなかったりする。このために、金属粒子の粒子速度を３０m/sec以上、８０m/sec以下、更には４０m/sec以上、６０m/sec以下とすることが好ましい。

本発明は、高張力鋼、電磁鋼、高炭素鋼などの金属ストリップに適用される。

使用した圧延機は図１に示したものと同じ冷間タンデム圧延機１０である。この冷間タンデム圧延機１０を用いて本発明の圧延方法を実施した。各圧延機のワークロールは、直径が５００〜５６０mm（上下ワークロールのペア差は０．１mm未満）、胴長が２２００mmの鍛鋼ロールであり、ヤング率は２０６kN/mm^２である。また、ベンダー装置の最大ベンダー力は、４９０kN/chockである。バックアップロールは、直径が１４５０〜１５００mm（上下バックアップロールのペア差は１mm未満）、胴長が２２００mmの鍛鋼ロールである。

圧延材は、熱間圧延後に酸洗設備で表面の酸化スケールが除去された金属ストリップであり、板幅が１２４０mm、第１スタンド入側の板厚が３．６mmで０．２％耐力が４０２N/mm^２であった。本発明例では、酸洗後の金属ストリップはショットブラスト処理した。酸洗した金属ストリップの表面粗さは３．５μmRaであった。従来例として酸洗したままの金属ストリップを用いた。この酸洗したままの金属ストリップの表面粗さは約１．３μmRaであった。

各スタンドのロールバイト入口に供給される圧延潤滑油はパーム油をベース油とする植物系圧延潤滑油の３％エマルションであり、温度は６０℃であった。なお、ロールバイト出側からワークロール冷却のために、同じ圧延潤滑油をワークロールに供給した。

実施した圧延条件を表２に示す。

質量約２０tonのコイルをそれぞれ１００本圧延し、第１スタンド１１の荷重平均値と形状不良によるトラブル回数を比較した。

その結果を表３に示す。

本発明例では平均圧延荷重が約１６MNに低減し、形状トラブルはワークロールベンダーによる形状制御を行って急峻度約１．５％以下の端伸びに抑えることができ、形状不良発生回数は０回であった。これに対して、従来例では平均圧延荷重が約２０MNあり、形状トラブルはワークロールベンダーによる形状制御を行っても急峻度約３％以上の程度の端伸びが２７回発生した。

この発明を実施する冷間タンデム圧延機の一例を模式的に示す構成図である。金属ストリップ表面粗さと平均荷重変化との関係を示すグラフである。

符号の説明

１０冷間タンデム圧延機
１１〜１５圧延機
２１〜２５ワークロール
３１〜３５バックアップロール
４１〜４５圧延潤滑油供給装置
Ｓ金属ストリップ

Claims

金属ストリップの冷間タンデム圧延方法において、４スタンド以上の圧延機からなる冷間タンデム圧延機の第１スタンド入側における前記金属ストリップの耐力が４０２N/mm^２以上であり、酸洗後の前記金属ストリップの表面にショットブラストまたはショットピーニングを施し、圧延を行なうことを特徴とする冷間タンデム圧延方法。
前記ショットブラストまたはショットピーニングを施した金属ストリップの表面平均粗さが２．５μmRa以上、１０μmRa以下であることを特徴とする請求項１記載の冷間タンデム圧延方法。
前記ショットブラストまたはショットピーニングに用いる金属粒子の硬さがHv５００以上、金属粒子の平均粒径が５００μm以上、２０００μm以下、かつ金属粒子の粒子速度が３０m/sec以上、８０m/sec以下であることを特徴とする請求項１または請求項２記載の冷間タンデム圧延方法。