JP2009113091A - 冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法 - Google Patents

Abstract

【課題】高張力鋼板についても変形抵抗を正確に計算することができ、板破断やライン停止などのトラブルを発生することなく安定した冷間圧延が可能な冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法を提供する。
【解決手段】本発明は、冷間圧延の圧延荷重を決定する材料の変形抵抗を、鋼中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値の他に少なくともＡｌ、Ｂを含む各成分値の項と、巻取り温度ＣＴの項とを含む変形抵抗計算式により算出する。算出された圧延荷重に基づいてＳ_０＝ｔ−Ｐ／Ｍ＋Ｓ_０Ｓの式により設定圧下位置を計算したうえ、AGC制御による冷間圧延を行うことにより、張力変動を抑制して安定した冷間圧延が可能となる。
【選択図】図６

Description

本発明は、板厚精度に優れた高張力鋼板を安定して生産することができる冷間圧延における冷延高張力鋼板や亜鉛めっき抗張力鋼板の板厚制御方法に関するものである。

冷間圧延における板厚制御は、冷間圧延機の圧延ロール間のギャップを設定圧下位置にセットしたうえで、検出された板厚が目標板厚となるようにスタンド間張力をＡＧＣ（オートマチックゲージコントロール）方式で制御する方法によって行われるのが普通である。しかしこの圧延ロールの設定圧下位置を圧延される鋼板の品種ごとに適正に設定することは容易ではなく、適切に設定できない場合には、圧延中の鋼板の張力が大きくなりすぎて鋼板が破断することがある。また設定圧下位置を適切に設定できない場合には、逆に圧延中の鋼板の張力が小さくなり過ぎて圧延ラインが停止してしまい、再起動の際に衝撃的に加わる張力により鋼板が破断することがある。さらにこのような張力変動によるトラブルを避けるために、ＡＧＣのゲインをあまり大きく設定することができず、板厚精度を十分に向上させることができないことがある。

上記した圧延ロールの設定圧下位置Ｓ_０は、当業者に周知の次式に基づいて計算されている。
Ｓ_０＝ｔ−Ｐ／Ｍ＋Ｓ_０Ｓ
この式において、ｔは出側板厚、Ｐは圧延荷重、Ｍはミル剛性、Ｓ_０Ｓは零調時圧下位置である。

上式のうち、圧延荷重Ｐの決定要因には材料である鋼板の変形抵抗、ロール径、前後圧延張力、摩擦係数、圧下量などがあることは当業者に広く知られている。例えば特許文献１には、摩擦係数と変形抵抗とを算出して冷間圧延板厚を制御するにあたり、圧延荷重をブランドフォードの式により求めることが記載されているが、特許文献１の第２頁には、変形抵抗を正確に算出することは容易でないことも記載されている。このように鋼板の変形抵抗を正確に算出できないことが、設定圧下位置を適切に設定できない主要な原因となっている。

実際の冷間圧延ラインにおいては、様々な鋼種の鋼板が次々と圧延されている。そして冷間圧延時における鋼板の変形抵抗は、その鋼板の鋼中成分によって大きく変動するものである。このため出願人会社においては、鋼中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの各成分値が変形抵抗に与える影響を数値化した変形抵抗計算式を作成しておき、工程を制御するコンピュータから次に圧延すべきコイルの上記各成分値を得て変形抵抗を演算し、さらに圧延荷重Ｐを決定して適切な設定圧下位置を求め、コイルの最初から安定した冷間圧延ができるように工夫している。

この従来の変形抵抗ＡＫを求める計算式は、ＡＫ＝ak1・Ｃ＋ak２・Ｓｉ＋ak３・Ｍｎ＋ak４・Ｐ＋ak５・Ｍｏ＋ak６・Ｎｉ＋ak７・Ｔｉの形の一次式である。なおak1〜ak７は係数、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂは圧延される鋼板中のそれぞれの成分値である。

この変形抵抗の算出式は、各成分値の増加は変形抵抗の上昇に比例的（一次式的）に寄与するとの前提に立った式であり、普通鋼のほか固溶強化型の鋼にも適用することができる。すなわち、Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂ等は添加しただけ鋼の強度が増加して変形抵抗が増加するので、ＴＳ（引張強度）が４５０ＭＰａ程度までの固溶強化型の鋼板に付いては精度よく変形抵抗を求めることができ、大きな問題は生じていなかった。

ところが最近になって、自動車用鋼板としてハイテン鋼と呼ばれるＴＳが７００ＭＰａを越える高張力鋼板が製造されるようになっており、これは従来の固溶強化型の鋼ではなく鋼組織中にマルテンサイト等を析出させて強化している。このような高張力鋼板は組織変化を伴ううえに各成分の相互作用が生ずるため、従来の計算式では変形抵抗を正確に算出することができず、その結果として設定圧下位置の設定が不適切となって、冷間圧延ラインにおける板破断やライン停止などのトラブルを発生することがあった。
特開平３−１６９４１６号公報

本発明は上記した従来の問題点を解決し、高張力鋼板についても変形抵抗を正確に計算することができ、その結果として板破断やライン停止などのトラブルを発生することなく安定した冷間圧延が可能な、冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法を提供することを目的とするものである。

上記の課題を解決するためになされた本発明は、圧延荷重を決定する材料の変形抵抗を、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値の他に少なくともＡｌ、Ｂを含む各成分値の項と、巻取り温度ＣＴの項とを含む変形抵抗計算式により算出し、算出された圧延荷重に基づいて決定された設定圧下位置で冷間圧延を行うことを特徴とするものである。

なお請求項２のように、変形抵抗計算式が、成分値を変数とする二次の項を含むであることが好ましい。また請求項３のように、変形抵抗計算式の巻取り温度ＣＴの項も、巻取り温度ＣＴを変数とする二次の項とすることが好ましい。さらに請求項４のように鋼板成分のうち、Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂについては成分値を変数とする一次の項とすることができる。

また請求項５のように、高張力鋼板を溶融亜鉛メッキ用の高張力鋼板とすることができる。さらに請求項６のように、工程を制御するコンピュータから次に圧延すべきコイルの各成分値及び巻取り温度ＣＴを得て変形抵抗を演算し、冷間圧延を開始することが好ましい。

本発明によれば、材料の変形抵抗を、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値の他に少なくともＡｌ、Ｂを含む各成分値と、巻取り温度ＣＴの項とを含む変形抵抗計算式により算出するようにしたので、Ａｌ、Ｂの添加及びマルテンサイトによる強化を図った高張力鋼板についても、変形抵抗を正確に算出することができる。なお巻取り温度ＣＴはマルテンサイトの生成に大きく関与する要素である。このため組織変化を利用して強化された高張力鋼板についても、板破断やライン停止などのトラブルを発生することなく安定した冷間圧延が可能となった。なお本発明はハイテン鋼に適用できるのみならず、普通鋼についてもそのまま適用することができるものである。

また請求項２、３のように、変形抵抗計算式の成分値の項を、鋼中の成分値を変数とする二次の項とし、変形抵抗計算式の巻取り温度ＣＴの項も、鋼板の巻取り温度ＣＴを変数とする二次の項とすれば、成分値の増加による強度上昇が飽和する現象をも正確に表現することが可能となり、変形抵抗の算出精度が高まり、その結果として板厚制御の精度を更に向上させることが可能となる。ただし鋼板成分のうち、固溶強化型のＭｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂについては、成分値を変数とする一次の項とすることができる。

また請求項５のように、高張力鋼板が溶融亜鉛メッキ用の高張力鋼板であってＡｌ、Ｂの成分値が大きい場合にも、本発明によれば精度のよい板厚が可能である。

さらに請求項６のように、工程を制御するコンピュータから次に圧延すべきコイルの各成分値を得て変形抵抗を演算する方法を取れば、新しいコイルの最初から安定した冷間圧延が可能となる。

以下に本発明の好ましい実施形態を示す。
本発明においても、従来と同様にＳ_０＝ｔ−Ｐ／Ｍ＋Ｓ_０Ｓ（ｔは出側板厚、Ｐは圧延荷重、Ｍはミル剛性、Ｓ_０Ｓは零調時圧下位置）の式を用いてタンデム式冷間圧延機の各スタンドの設定圧下位置Ｓ_０を設定し、ＡＧＣによる板厚制御を行う。そして圧延荷重Ｐを圧延される鋼板の変形抵抗、ロール径、前後圧延張力、摩擦係数、圧下量などの要因により決定するのであるが、ロール径、前後圧延張力、摩擦係数、圧下量などは当業者には比較的容易にかつ精度よく求めることができるが、変形抵抗に関しては正確な算出が容易ではないことは前述の通りである。そこで本発明では次の通りの改良を加えた変形抵抗計算式を用いる。

すなわち、本発明では従来のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値の他に、少なくともＡｌ、Ｂを含む各成分値と、巻取り温度ＣＴの項とを含む変形抵抗計算式を用いる。これらの各項は従来のような一次の項とすることも可能であるが、精度をより高めるためには鋼中の成分値を変数とする二次の項、鋼板の巻取り温度ＣＴを変数とする二次の項とすることが好ましい。ただし後述するように、Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値については一次の項とすればよい。この変形抵抗AKを求める計算式は、具体的には例えば一例として次の式となる。尚、各成分の成分値は質量％である。

ＡＫ＝A(akc１・C＋akc２・C²)＋B(aksi１・Si＋aksi２・Si²)＋C・Mn＋D・P＋E(akmo1・Mo＋akmol2・Mo²)＋F(akb1・B＋akb２・B²)＋G(akal１・Al＋akal２・Al²)＋aknb・Nb＋akti・Ti＋H・FT7＋I(akct1・CT＋akct２・CT²)＋J

上記計算式において、akc１はCの一次項の影響係数であり、akc２はCの二次項の影響係数であり、aksi１はSiの一次項の影響係数であり、aksi２はSiの二次項の影響係数であって以下各成分について同様である。一方、A,B,C,D,E,F,G,H,I,Jは実機データと対応させるためのフィッティング係数である。元素記号で示したのは成分含有量を意味する変数であり、CTは熱間圧延工程におけるコイルの巻き取り温度である。またFT7は熱間圧延工程における仕上圧延機最終スタンド出側通過時の鋼板温度を意味する。なお、Mn,P,NbTiについては一次項のみとされているが、これらの固溶強化成分については成分値の増加が変形抵抗の増加に一次的に影響するためである。これに対してその他の成分は相互作用を生じたり、成分値の増加による変形抵抗の増加効果が飽和することがあるため、二次項を含む形となっている。上記した影響係数及びフィッティング係数を定めるためには、次のような手順を踏む。

まずラボ冷延によって、各成分ごとに成分値とＡＫとの関係を調査する。図１は横軸にＣの成分値を取り、縦軸にＡＫの値を取ったグラフであり、グラフ中の各点が実験データである。これらの実験データを二次の項で近似するとＡＫ＝−1177.111Ｃ^２＋4448.936Ｃ＋108.758となり、akc２＝−1177.111、akc１＝4448.936となる。このようにして、鋼板中のＣの成分値が変形抵抗ＡＫに及ぼす影響を２次近似することができる。これにより従来の一次近似では表現できなかった曲線を正確に表すことができ、成分を増加させてもＡＫが増加しない様子も表現することができる。

しかしこのデータはラボ圧延により得られたデータであるため、圧延能力の異なる実機のデータに合わせる必要がある。そのために用いられるのがフィッティング係数であり、ラボ圧延によって得られたＣの成分値に関するデータ（Ｃの成分値が変形抵抗ＡＫに与える影響）を実機データと一致させるように、最小二乗法によってフィッティング係数Ａの値を決定する。

上記と同様の手順によって、その他の成分についてもそれぞれ影響係数とフィッティング係数を求める。

図２にＢの単独の影響を調査した結果を示す。表中に三角形で示すのは巻き取り温度ＣＴ＝５５０℃のデータ、正方形で示すのはＣＴ＝６００℃のデータ、菱形で示すのは巻き取り温度ＣＴ＝６５０℃のデータである。なお図２の縦軸はＴＳで示されているが、変形抵抗ＡＫに変換可能な等価な値である。このグラフに示されるように、ＣＴが高い場合にはＢの成分値が増加するとＴＳは二次関数的に増加するが、ＣＴが５５０℃と低い場合には、Ｂが８ppmを越えるとＴＳはサチレートしてしまうことがわかる。これらの様子を表現するには二次の項を用いることが好ましい。また従来の計算式では考慮されていなかったＣＴを計算式に取り込む必要があることもわかる。

図３にＡｌの単独の影響を調査した結果を示す。このグラフに示されるように、ＣＴが低い場合にはＡｌの成分値が増加するとＴＳは二次関数的に増加するが、ＣＴが６５０℃と高い場合にはＡｌを増加してもＴＳはほとんど変わらないことがわかる。これらの様子を表現するには二次の項を用いることが好ましい。また従来の計算式では考慮されていなかったＣＴを計算式に取り込む重要性がわかる。

このように、成分値とＡＫ（ＴＳ）との間に二次関数的な関係が認められるのはC,Si,B,Mo,Alであり、CTも同様である。これに対して図４に示すようにNbは成分値が増加するとＴＳは一次関数的に増加し、Mn,P,Tiなども同様である。このためこれらについては二次の項を含ませる必要がない。

特に亜鉛めっき鋼板、さらには溶融亜鉛めっき鋼板の場合、Siの成分値が大きいと鋼板表層に発生するSiスケールによりめっき密着性が著しく低下する。このため溶融亜鉛めっき鋼板では、Siと同様に強度向上、フェライトフォーマーとなり得るがめっき密着性への影響が少ないAlの添加が重要となる。またBも少量の添加で強度向上が期待できるので、溶融亜鉛めっき鋼板ではSi削減の代替として好ましい元素である。

上記のようにして変形抵抗AKを求める計算式を完成させることができる。なおフィッティング係数は実機との対応関係を調整するための係数であるから、各冷間圧延機ごとに調査して決定すべきことはいうまでもない。

その後はこの変形抵抗式によって得られた変形抵抗に基づいて圧延荷重を算出し、算出された圧延荷重に基づいてＳ_０＝ｔ−Ｐ／Ｍ＋Ｓ_０Ｓの式により設定圧下位置を算出し、ロールを設定して冷間圧延を行うこととなる。しかし前述したように、実際の冷間圧延ラインでは様々な鋼種の鋼板を次々と圧延することとなるため、工程全体を制御する上位のコンピュータから次に圧延すべきコイルの各成分値及び巻取り温度ＣＴを得て、変形抵抗を算出するようにすれば、常に最適のロール間ギャップで圧延を開始することが可能となり、従来のような張力変動に起因するトラブルを一掃することが可能となる。

また本発明によれば、従来よりも設定圧下位置を適切に設定した状態でAGCによる張力制御を行うことができるため、AGCのゲインを大きくしても張力変動に起因するトラブルが発生するおそれがない。このために冷間圧延された鋼板の板厚精度が高くなり、オフゲージと呼ばれる板厚不良の発生率を大幅に減少させることができる。

本発明は自動車用のＴＳが７００ＭＰａを越える高張力鋼板の冷間圧延に好適であり、特に溶融亜鉛めっき用の、Ａｌ、Ｂの成分値が高い鋼板にも対応可能である。例えば図５は従来の計算式により求めたAKと実績AKとの関係を示すグラフであるが、AKがプラスマイナス１０kg／mm^２の許容誤差範囲を外れる場合があったことが読み取れる。これに対して本発明によれば、図６に示すように計算式により求めたAKと実績AKとの誤差はプラスマイナス１０kg／mm^２の許容誤差範囲の完全に収まるようになった。

また従来の計算式を用いた制御が行われていた６スタンドの冷間圧延機について、本発明の計算式を用いることにより設定圧延荷重のばらつきがどの程度小さくなるかを実測した結果を表１に示す。この表１のデータに示されるように、本発明によってほとんどのスタンドで設定圧延荷重のばらつきが減少した。

また本発明を実際の生産ラインに適用して高張力鋼板の冷間圧延を行ったところ、特にＡｌ，Ｂの成分値が高い亜鉛めっき系の高張力鋼板（Ａｌ：０．５〜２．０質量％、Ｂ：０．０００３~０．００２０質量％）で圧延開始時のオフゲージ長さが従来の５０ｍから１０mにまで短縮されるとともに、鋼板の破断率も１７％から０．７％へと大きく改善された。

尚、図５、図６における高張力鋼板の成分値は質量％でＣ：０．０６〜０．３５％、Ｓｉ：０．００５〜２．０％、Ｍｎ：０．８〜３．５％、Ｐ：０．００５〜０．０２８％、Ｓ：０．００６〜０．０３３％、Ａｌ：０．５〜２．０％、Ｎ：０．０００８〜０．００８９％以下を含有し、さらにＭｏ：０．０５２〜０．３３％、Ｔｉ：０．０１２〜０．１８％、Ｎｂ：０．００６〜０．０４７％、Ｂ：０．０００３〜０．００２０％の１種または２種以上を含有し残Ｆｅおよび不可避的不純物である。またこれらにさらに選択元素としてＶ：０．０１１〜０．９３％、Ｃｕ：０．００１１〜０．４８％、Ｎｉ：０．００２４〜０．８７％、Ｃｒ：０．００１５〜０．３９％、Ｃａ：０．０００３〜０．００１８％，ＲＥＭ：０．０００４〜０．００２２％の１種または２種以上を含有しても精度向上効果に大きな差はなかった。

横軸にＣの成分値を取り、縦軸にＡＫの値を取ったグラフである。 Bの成分値及びCTと引張強度との関係を示すグラフである。 Alの成分値及びCTと引張強度との関係を示すグラフである。 Nbの成分値及びCTと引張強度との関係を示すグラフである。 従来の計算式により求めたAKと実績AKとの関係を示すグラフである。 本発明の計算式により求めたAKと実績AKとの関係を示すグラフである。

Claims (6)

1. 圧延荷重を決定する材料の変形抵抗を、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂの成分値の他に少なくともＡｌ、Ｂを含む各成分値の項と、巻取り温度ＣＴの項とを含む変形抵抗計算式により算出し、算出された圧延荷重に基づいて決定された設定圧下位置で冷間圧延を行うことを特徴とする冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。
2. 変形抵抗計算式が、成分値を変数とする二次の項を含むことを特徴とする請求項１記載の冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。
3. 変形抵抗計算式が、巻取り温度ＣＴを変数とする二次の項を含むことを特徴とする請求項２記載の冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。
4. 鋼板成分のうち、Ｍｎ，Ｐ，Ｍｏ，Ｔｉ，Ｎｂについては成分値を変数とする一次の項としたことを特徴とする請求項２記載の冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。
5. 高張力鋼板が溶融亜鉛メッキ用の高張力鋼板であることを特徴とする請求項１記載の冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。
6. 工程を制御するコンピュータから次に圧延すべきコイルの各成分値及び巻取り温度ＣＴを得て、変形抵抗を算出することを特徴とする請求項１記載の冷間圧延における高張力鋼板の板厚制御方法。

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