JP3342822B2 - 冷間タンデム圧延方法 - Google Patents
冷間タンデム圧延方法Info
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- JP3342822B2 JP3342822B2 JP28881897A JP28881897A JP3342822B2 JP 3342822 B2 JP3342822 B2 JP 3342822B2 JP 28881897 A JP28881897 A JP 28881897A JP 28881897 A JP28881897 A JP 28881897A JP 3342822 B2 JP3342822 B2 JP 3342822B2
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- tension
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、４スタンド以上の
冷間圧延機を有する冷間タンデム圧延機において、高生
産性の実現と製造コストの低減とを可能とする圧延方法
に関するものである。
冷間圧延機を有する冷間タンデム圧延機において、高生
産性の実現と製造コストの低減とを可能とする圧延方法
に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】冷間タンデム圧延機においてワークロー
ル速度を増大させたり、圧下率を増大させたりするとヒ
ートスクラッチが発生する。ヒートスクラッチとは、ロ
ールバイト内のロールと圧延材との界面温度が上昇しロ
ールバイト内で油膜破断が生じた結果発生するワークロ
ールと圧延材との金属接触による焼付き疵のことであ
る。
ル速度を増大させたり、圧下率を増大させたりするとヒ
ートスクラッチが発生する。ヒートスクラッチとは、ロ
ールバイト内のロールと圧延材との界面温度が上昇しロ
ールバイト内で油膜破断が生じた結果発生するワークロ
ールと圧延材との金属接触による焼付き疵のことであ
る。
【０００３】ヒートスクラッチが発生すると製品の表面
欠陥が生じるので製品歩留が低下するばかりか、ヒート
スクラッチの生じた圧延スタンドのワークロール組み替
えが必要なため生産性が著しく低下するという問題があ
った。従って、ヒートスクラッチ防止に関しては、例え
ば特開平５−９８２８３号公報に開示されているように
耐焼付き性に優れた圧延潤滑油を使用する方法、特開昭
５６−１１１５０５号公報に開示されているようにクー
ラント量を制御して板やワークロールの温度を低下させ
る方法、および特開平６−６３６２４号公報に開示され
ているようにワークロール速度を低減する方法などがあ
る。いずれの方法もロールバイト内のロールと圧延材と
の界面温度の上昇を防止するか、またはロールバイト内
の界面温度が上昇しても油膜破断が生じないようにする
かの方法に関する。しかしながら、耐焼付き性に優れた
圧延潤滑油の使用はコストアップの可能性があり、クー
ラント量の制御による板およびロール温度制御は、効果
はあるがその応答性に若干の問題があり、ワークロール
速度の低下は生産性が低下するという問題がある。
欠陥が生じるので製品歩留が低下するばかりか、ヒート
スクラッチの生じた圧延スタンドのワークロール組み替
えが必要なため生産性が著しく低下するという問題があ
った。従って、ヒートスクラッチ防止に関しては、例え
ば特開平５−９８２８３号公報に開示されているように
耐焼付き性に優れた圧延潤滑油を使用する方法、特開昭
５６−１１１５０５号公報に開示されているようにクー
ラント量を制御して板やワークロールの温度を低下させ
る方法、および特開平６−６３６２４号公報に開示され
ているようにワークロール速度を低減する方法などがあ
る。いずれの方法もロールバイト内のロールと圧延材と
の界面温度の上昇を防止するか、またはロールバイト内
の界面温度が上昇しても油膜破断が生じないようにする
かの方法に関する。しかしながら、耐焼付き性に優れた
圧延潤滑油の使用はコストアップの可能性があり、クー
ラント量の制御による板およびロール温度制御は、効果
はあるがその応答性に若干の問題があり、ワークロール
速度の低下は生産性が低下するという問題がある。
【０００４】生産性の低下および製造コストの上昇を招
かずにヒートスクラッチを防止する方法として、本発明
者らは特願平８−０６１０１９号公報において、最終ス
タンド出側にブライドルロールを設置して高張力圧延を
することを提案した。その方法は耐ヒートスクラッチに
対し飛躍的な効果が得られるものの、その方法を適用す
るにはハードの改造が必須で多大な設備コストがかかる
ものである。
かずにヒートスクラッチを防止する方法として、本発明
者らは特願平８−０６１０１９号公報において、最終ス
タンド出側にブライドルロールを設置して高張力圧延を
することを提案した。その方法は耐ヒートスクラッチに
対し飛躍的な効果が得られるものの、その方法を適用す
るにはハードの改造が必須で多大な設備コストがかかる
ものである。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】従来の冷間タンデム圧
延方法では、上述したような効果には限界がある。その
理由は、例えば、生産性の低下および製造コストの上昇
を招かずにヒートスクラッチを防止する方法では、圧下
スケジュールを変更する場合、板厚精度が一時的に悪化
する恐れがあるという問題がある。また、最終スタンド
出側にブライドルロールを設け高張力圧延をする方法で
は、圧延が安定すると共に圧延圧力が低下し、摩擦発熱
が軽減されるため飛躍的なヒートスクラッチ防止効果が
得られるが、設備コストが急増するという問題がある。
延方法では、上述したような効果には限界がある。その
理由は、例えば、生産性の低下および製造コストの上昇
を招かずにヒートスクラッチを防止する方法では、圧下
スケジュールを変更する場合、板厚精度が一時的に悪化
する恐れがあるという問題がある。また、最終スタンド
出側にブライドルロールを設け高張力圧延をする方法で
は、圧延が安定すると共に圧延圧力が低下し、摩擦発熱
が軽減されるため飛躍的なヒートスクラッチ防止効果が
得られるが、設備コストが急増するという問題がある。
【０００６】従って、設備コストの増大を招くことな
く、現状のヒートスクラッチ発生限界によって抑えられ
ている最高圧延速度を、圧下スケジュールを変えること
なく適切に向上させることが望まれている。
く、現状のヒートスクラッチ発生限界によって抑えられ
ている最高圧延速度を、圧下スケジュールを変えること
なく適切に向上させることが望まれている。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明は、上記したよう
な従来法の問題点を解決し、上述の要望に応える方法を
提供するものであり、４スタンド以上の冷間圧延機を有
し、最終スタンドの出側張力が圧延材の変形抵抗の３０
％未満の圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延
機において、少なくとも１つのスタンド間張力を先進率
が０．１％以上の範囲で圧延材の変形抵抗の３０％以上
として圧延することを特徴とする冷間タンデム圧延方法
である。
な従来法の問題点を解決し、上述の要望に応える方法を
提供するものであり、４スタンド以上の冷間圧延機を有
し、最終スタンドの出側張力が圧延材の変形抵抗の３０
％未満の圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延
機において、少なくとも１つのスタンド間張力を先進率
が０．１％以上の範囲で圧延材の変形抵抗の３０％以上
として圧延することを特徴とする冷間タンデム圧延方法
である。
【０００８】
【発明の実施の形態】圧延速度が速くなればなるほど、
ロールバイト内に導入される圧延潤滑油の量は増大し摩
擦係数は減少する。従って、出側板速度とワークロール
速度の比から定義される先進率は減少する。このよう
に、先進率に及ぼす摩擦係数の影響は大いので高速圧延
中の摩擦係数を把握することが必要である。また、圧延
中の入側張力が出側張力よりも大きいほど先進率は減少
する。従って、高速度および入側張力が大きくなるほど
先進率は小さくなる傾向がある。ところで、鋼種や圧下
スケジュールによって異なるが、先進率が負になるとス
リップやチャタリングが発生したり、板厚精度が急激に
悪化する。スリップが発生するとロールバイト内の圧延
材とワークロール間の相対すべり速度が急激に大きくな
り、このため摩擦発熱が急激に増大しヒートスクラッチ
が発生する。また、チャタリングが発生するとその部分
は板厚の規格外の部分となるばかりではなくチャタマー
クが発生するので表面品質も損なわれる。更に、板厚精
度が悪化するとその部分は規格外になり商品価値がなく
なる。従って、スリップやチャタリングおよび板厚精度
の悪化を防ぐためには、先進率の値を正にする必要があ
る。そのためには、出側張力の値と入側張力の値とのバ
ランスを摩擦係数等の圧延条件を含めて考慮しなければ
ならない。
ロールバイト内に導入される圧延潤滑油の量は増大し摩
擦係数は減少する。従って、出側板速度とワークロール
速度の比から定義される先進率は減少する。このよう
に、先進率に及ぼす摩擦係数の影響は大いので高速圧延
中の摩擦係数を把握することが必要である。また、圧延
中の入側張力が出側張力よりも大きいほど先進率は減少
する。従って、高速度および入側張力が大きくなるほど
先進率は小さくなる傾向がある。ところで、鋼種や圧下
スケジュールによって異なるが、先進率が負になるとス
リップやチャタリングが発生したり、板厚精度が急激に
悪化する。スリップが発生するとロールバイト内の圧延
材とワークロール間の相対すべり速度が急激に大きくな
り、このため摩擦発熱が急激に増大しヒートスクラッチ
が発生する。また、チャタリングが発生するとその部分
は板厚の規格外の部分となるばかりではなくチャタマー
クが発生するので表面品質も損なわれる。更に、板厚精
度が悪化するとその部分は規格外になり商品価値がなく
なる。従って、スリップやチャタリングおよび板厚精度
の悪化を防ぐためには、先進率の値を正にする必要があ
る。そのためには、出側張力の値と入側張力の値とのバ
ランスを摩擦係数等の圧延条件を含めて考慮しなければ
ならない。
【０００９】摩擦係数を把握するためには、圧延機入側
の板厚Ｈ、圧延機出側の板厚ｈ、圧延機入側の張力
σb 、圧延機出側の張力σf 、圧延機出側の板速度
Ｖo 、圧延機のワークロール速度ＶR 、圧延荷重Ｐを検
出する必要がある。また、圧延時の板幅Ｗ、ワークロー
ル半径Ｒを把握しておく必要がある。なお、ここで示す
圧延荷重Ｐは塑性変形に要する荷重を指すので、例えば
形状制御端としてワークロールベンダーを使用している
場合にはその力を検出し圧延荷重を補正する必要がある
ことは言うまでもない。
の板厚Ｈ、圧延機出側の板厚ｈ、圧延機入側の張力
σb 、圧延機出側の張力σf 、圧延機出側の板速度
Ｖo 、圧延機のワークロール速度ＶR 、圧延荷重Ｐを検
出する必要がある。また、圧延時の板幅Ｗ、ワークロー
ル半径Ｒを把握しておく必要がある。なお、ここで示す
圧延荷重Ｐは塑性変形に要する荷重を指すので、例えば
形状制御端としてワークロールベンダーを使用している
場合にはその力を検出し圧延荷重を補正する必要がある
ことは言うまでもない。
【００１０】次に、摩擦係数μを把握する方法の一例に
ついて説明する。先ず、圧延材の変形抵抗Ｋm は予め引
張試験によって式（１）に示す定数ａ，εo ，ｎの値が
求めておく。 σy ＝ａ（ε＋εo ）n ………（１） ε＝−１ｎ（ｈ／Ｈs ） Ｋm ＝１．１５σy ここで、σy は圧延材の単純引張時の降伏応力であり、
εはひずみであり、Ｈ s は素材の板厚である。ところ
で、変形抵抗はひずみ速度の影響や板温度の影響を受け
るので、式（１）から求められた変形抵抗Ｋm は圧延時
の必ずしも正確な値ではない。そこで、圧延荷重の式お
よび先進率式を連立させ圧延時の変形抵抗と摩擦係数を
求める。例えば、変形抵抗Ｋm は式（２）に示されるＨ
ｉｌｌの荷重式を、摩擦係数μは式（３）に示されるBl
and & Fordの先進率式を変形抵抗と摩擦係数に展解した
式を用いる。
ついて説明する。先ず、圧延材の変形抵抗Ｋm は予め引
張試験によって式（１）に示す定数ａ，εo ，ｎの値が
求めておく。 σy ＝ａ（ε＋εo ）n ………（１） ε＝−１ｎ（ｈ／Ｈs ） Ｋm ＝１．１５σy ここで、σy は圧延材の単純引張時の降伏応力であり、
εはひずみであり、Ｈ s は素材の板厚である。ところ
で、変形抵抗はひずみ速度の影響や板温度の影響を受け
るので、式（１）から求められた変形抵抗Ｋm は圧延時
の必ずしも正確な値ではない。そこで、圧延荷重の式お
よび先進率式を連立させ圧延時の変形抵抗と摩擦係数を
求める。例えば、変形抵抗Ｋm は式（２）に示されるＨ
ｉｌｌの荷重式を、摩擦係数μは式（３）に示されるBl
and & Fordの先進率式を変形抵抗と摩擦係数に展解した
式を用いる。
【００１１】なお、式中で添字Ｅは当該圧延スタンドの
圧延時における検出値および検出値に基づく演算値であ
り、以下の説明ではこれらを含めて実測値と称する。
圧延時における検出値および検出値に基づく演算値であ
り、以下の説明ではこれらを含めて実測値と称する。
【００１２】
【数１】
【００１３】摩擦係数と変形抵抗が把握できれば、張力
だけを変化させた場合の先進率は、例えば次の方法で予
測することができる。圧延荷重は、例えば式（４）に示
すＨｉｌｌの荷重式を、先進率は式（５）に示すBland
& Fordの式を、ロール偏平は式（６）に示すHitchcook
の式を用いて計算する。
だけを変化させた場合の先進率は、例えば次の方法で予
測することができる。圧延荷重は、例えば式（４）に示
すＨｉｌｌの荷重式を、先進率は式（５）に示すBland
& Fordの式を、ロール偏平は式（６）に示すHitchcook
の式を用いて計算する。
【００１４】
【数２】
【００１５】式（４）とロール偏平の式（６）を用いて
収束計算を行うことにより圧延荷重が求められ、式
（５）より先進率が求まる。従って、上記式を用いれば
先進率を目標とする正の値が得られる張力条件は容易に
求めることができる。上記式で、先進率の下限は０であ
り、この時に最大の後方張力条件が得られる。しかしな
がら、加減速時には張力変動がどうしても生じてしま
う。従って、後方張力を最大にとってしまうと加減速中
に後方張力はそれ以上の値になり、板厚精度は悪化する
だけでなく、スリップ等が発生することにもなる。従っ
て、これらの張力変動を考慮して先進率は０よりも若干
大きな値にする必要がある。その値の決定方法について
は後に説明する。
収束計算を行うことにより圧延荷重が求められ、式
（５）より先進率が求まる。従って、上記式を用いれば
先進率を目標とする正の値が得られる張力条件は容易に
求めることができる。上記式で、先進率の下限は０であ
り、この時に最大の後方張力条件が得られる。しかしな
がら、加減速時には張力変動がどうしても生じてしま
う。従って、後方張力を最大にとってしまうと加減速中
に後方張力はそれ以上の値になり、板厚精度は悪化する
だけでなく、スリップ等が発生することにもなる。従っ
て、これらの張力変動を考慮して先進率は０よりも若干
大きな値にする必要がある。その値の決定方法について
は後に説明する。
【００１６】図１は、張力を広範囲に変化させた実験よ
り得られたチャタリングおよびスリップの発生率（張力
負荷比κ＝０．０５時のチャタリングおよびスリップの
発生率を１とする）と張力負荷比の関係を表す図であ
る。ここで、κは張力負荷比であり、圧延スタンドの入
側および出側における張力のレベル表す指標であり、張
力／圧延材の変形抵抗で表される。即ち、圧延スタンド
の入側および出側の張力負荷比をκb およびκf とする
と、当該圧延スタンドにおける入側張力σb および出側
張力σf は、圧延材の引張試験から得られる圧延スタン
ド入側および出側の圧延材の０．２％耐力σyiおよびσ
yoに前述の張力負荷比を乗じた値、即ち、σb ＝κb σ
yi，σf ＝κf σyoとなる。なお、以降の説明において
は、張力負荷比あるいはκと記した場合、この張力負荷
比あるいはκは圧延スタンドの入側および出側の張力負
荷比κb およびκf の双方を含むものとする。
り得られたチャタリングおよびスリップの発生率（張力
負荷比κ＝０．０５時のチャタリングおよびスリップの
発生率を１とする）と張力負荷比の関係を表す図であ
る。ここで、κは張力負荷比であり、圧延スタンドの入
側および出側における張力のレベル表す指標であり、張
力／圧延材の変形抵抗で表される。即ち、圧延スタンド
の入側および出側の張力負荷比をκb およびκf とする
と、当該圧延スタンドにおける入側張力σb および出側
張力σf は、圧延材の引張試験から得られる圧延スタン
ド入側および出側の圧延材の０．２％耐力σyiおよびσ
yoに前述の張力負荷比を乗じた値、即ち、σb ＝κb σ
yi，σf ＝κf σyoとなる。なお、以降の説明において
は、張力負荷比あるいはκと記した場合、この張力負荷
比あるいはκは圧延スタンドの入側および出側の張力負
荷比κb およびκf の双方を含むものとする。
【００１７】図１より明らかなように、チャタリングや
スリップの発生しない安定圧延を実現するためには、張
力負荷比κは０．３以上必要である。図２は、張力負荷
比を変化させた場合の実験から求めた圧延荷重比〔無張
力圧延時（κ＝０）の圧延荷重を１とする〕に及ぼす張
力負荷比κの影響を示すものである。また、図３は、図
２に示したのと同じ圧延条件でワークロールの摩耗量
（荷重と滑りを加えた状態で、１０万回ほど回転させた
後のワークロールの重量を実験前のワークロール重量か
ら減じた重量）に及ぼす張力負荷比κの影響〔無張力圧
延時（κ＝０）の摩耗量を耐摩耗性１とする〕を示すも
のである。
スリップの発生しない安定圧延を実現するためには、張
力負荷比κは０．３以上必要である。図２は、張力負荷
比を変化させた場合の実験から求めた圧延荷重比〔無張
力圧延時（κ＝０）の圧延荷重を１とする〕に及ぼす張
力負荷比κの影響を示すものである。また、図３は、図
２に示したのと同じ圧延条件でワークロールの摩耗量
（荷重と滑りを加えた状態で、１０万回ほど回転させた
後のワークロールの重量を実験前のワークロール重量か
ら減じた重量）に及ぼす張力負荷比κの影響〔無張力圧
延時（κ＝０）の摩耗量を耐摩耗性１とする〕を示すも
のである。
【００１８】図２および図３より、張力負荷比κが大き
ければ大きいほどロールバイト内の圧力および接触弧長
が減少するので、圧延荷重比および耐摩耗性に及ぼす張
力負荷比の効果は大きいことが明らかになった。図４
は、実験から求めた表面欠陥発生比率（ヒートスクラッ
チやチャタリングあるいは板とロールとの間またはワー
クロールと中間ロールとの間に異物が入った場合に生じ
る製品の表面欠陥発生比率）に及ぼす張力負荷比κの影
響〔無張力圧延時（κ＝０）の表面欠陥発生率を１とす
る〕を示す。図４より、張力負荷比κが大きくなるにつ
れて表面欠陥発生率は減少し、張力負荷比κ＝０．３程
度を境にして、表面欠陥が発生しなくなることが明らか
になった。
ければ大きいほどロールバイト内の圧力および接触弧長
が減少するので、圧延荷重比および耐摩耗性に及ぼす張
力負荷比の効果は大きいことが明らかになった。図４
は、実験から求めた表面欠陥発生比率（ヒートスクラッ
チやチャタリングあるいは板とロールとの間またはワー
クロールと中間ロールとの間に異物が入った場合に生じ
る製品の表面欠陥発生比率）に及ぼす張力負荷比κの影
響〔無張力圧延時（κ＝０）の表面欠陥発生率を１とす
る〕を示す。図４より、張力負荷比κが大きくなるにつ
れて表面欠陥発生率は減少し、張力負荷比κ＝０．３程
度を境にして、表面欠陥が発生しなくなることが明らか
になった。
【００１９】以上のことから、張力負荷比κを０．３以
上、好ましくは０．４以上、即ち、張力を当該圧延スタ
ンド入側および出側の圧延材の変形抵抗の３０％以上、
好ましくは４０％以上の入側および出側張力を負荷する
ものである。これによって、ヒートスクラッチやチャタ
リングおよびスリップ等の発生しない圧延が可能となる
とともに、圧延荷重を低減でき、ワークロール表面の粗
度を長期に維持できる耐摩耗性を確保した圧延が可能と
なる。なお、張力負荷比κが０．７を越えると圧延荷重
の低減および耐摩耗性の向上等の効果は飽和すること、
圧延材の幅方向の端部に微少なクラックがあった場合に
は板が破断する可能性も生じてくるので、張力負荷比の
上限は０．７とするのが好ましい。
上、好ましくは０．４以上、即ち、張力を当該圧延スタ
ンド入側および出側の圧延材の変形抵抗の３０％以上、
好ましくは４０％以上の入側および出側張力を負荷する
ものである。これによって、ヒートスクラッチやチャタ
リングおよびスリップ等の発生しない圧延が可能となる
とともに、圧延荷重を低減でき、ワークロール表面の粗
度を長期に維持できる耐摩耗性を確保した圧延が可能と
なる。なお、張力負荷比κが０．７を越えると圧延荷重
の低減および耐摩耗性の向上等の効果は飽和すること、
圧延材の幅方向の端部に微少なクラックがあった場合に
は板が破断する可能性も生じてくるので、張力負荷比の
上限は０．７とするのが好ましい。
【００２０】張力負荷比は各スタンドとも、上記の範囲
に設定しても良いが、ヒートスクラッチやスリップやチ
ャタリングの発生し易い圧延スタンドのみ設定しても良
い。特に、圧延速度が最も速くなる最終圧延スタンドで
は、ヒートスクラッチやスリップやチャタリングが発生
し易いため、少なくとも最終圧延スタンドにおいては、
張力負荷比κを０．３以上、好ましくは０．４以上に設
定することが望ましい。但し、本発明では最終スタンド
の出側の張力は既存設備の改造をしないことを前提とし
ているので、従来の設備では最終スタンド出側の張力負
荷比を０．３以上とすることはできない。従って、例え
ば最終スタンドに本発明を適用する場合、上式で示した
方法で計算し入側の張力負荷比が０．３以上とれない場
合には、図１〜図４に示した効果は得られない。
に設定しても良いが、ヒートスクラッチやスリップやチ
ャタリングの発生し易い圧延スタンドのみ設定しても良
い。特に、圧延速度が最も速くなる最終圧延スタンドで
は、ヒートスクラッチやスリップやチャタリングが発生
し易いため、少なくとも最終圧延スタンドにおいては、
張力負荷比κを０．３以上、好ましくは０．４以上に設
定することが望ましい。但し、本発明では最終スタンド
の出側の張力は既存設備の改造をしないことを前提とし
ているので、従来の設備では最終スタンド出側の張力負
荷比を０．３以上とすることはできない。従って、例え
ば最終スタンドに本発明を適用する場合、上式で示した
方法で計算し入側の張力負荷比が０．３以上とれない場
合には、図１〜図４に示した効果は得られない。
【００２１】ここで、先に述べた張力変動を考慮した先
進率の決定方法について説明する。既に述べたように本
発明では張力負荷比が０．３以上必要である。そこで、
図５に示す実機の冷間タンデム圧延機を用いて、最も加
減速時の張力変動が激しい最終スタンドの入側張力を張
力負荷比で０．３以上として定常圧延中の先進率のレベ
ルを変えて加減速の実験を行い、図６に示す結果を得
た。図６は、張力負荷比が０．３以上の張力での先進率
の値とゲージ変動率スリップの関係を示した図である。
ここで、ゲージ変動率とは従来の加減速時の板厚精度を
基準（１）としたものである。図６より、先進率の値が
小さいとゲージ変動率は大きくまたスリップが生じてい
ることが分かる。しかしながら、先進率を０．１％以上
にすることによってスリップの発生もなくゲージ変動も
従来と同等であることが分かる。このことから、張力負
荷比が０．３以上の張力での先進率の値は０．１％以上
必要である。
進率の決定方法について説明する。既に述べたように本
発明では張力負荷比が０．３以上必要である。そこで、
図５に示す実機の冷間タンデム圧延機を用いて、最も加
減速時の張力変動が激しい最終スタンドの入側張力を張
力負荷比で０．３以上として定常圧延中の先進率のレベ
ルを変えて加減速の実験を行い、図６に示す結果を得
た。図６は、張力負荷比が０．３以上の張力での先進率
の値とゲージ変動率スリップの関係を示した図である。
ここで、ゲージ変動率とは従来の加減速時の板厚精度を
基準（１）としたものである。図６より、先進率の値が
小さいとゲージ変動率は大きくまたスリップが生じてい
ることが分かる。しかしながら、先進率を０．１％以上
にすることによってスリップの発生もなくゲージ変動も
従来と同等であることが分かる。このことから、張力負
荷比が０．３以上の張力での先進率の値は０．１％以上
必要である。
【００２２】
【実施例】本発明の実施に用いた冷間タンデム圧延機の
概要を図５に示す。図５において、冷間タンデム圧延機
は６スタンドの圧延機から構成されており、第１スタン
ドと第６スタンドは６段圧延機であり、第２〜第５スタ
ンドは４段圧延機である。圧延材１は連続して供給され
各圧延スタンドで圧延され、コイラー（図示せず）で巻
き取られている。第６スタンドにおいて圧延機入側張力
σb および圧延機出側張力σf は、圧延機入出側に設け
られたデフレクターロール２，２′に取り付けられたロ
ードセルによって全張力が測定され、後述する方法で測
定される板厚および圧延前に予め測定された板幅を用い
て演算することによって測定される。圧延機入側板厚Ｈ
および圧延機出側板厚ｈは、圧延機入出側に設けられた
Ｘ線板厚測定機３，３′によって測定される。圧延機出
側の板速度Ｖo はレーザ式の板速度計４で測定され、ワ
ークロールの周速度ＶR はワークロール６を駆動するモ
ータの回転数をＰＬＧで検出し（図示せず）、予め分か
っているギア比およびロール径を用いて演算することに
よって測定される。圧延荷重Ｐは圧延機上部に取り付け
られたロードセル５によって測定される。従来、このタ
ンデム圧延機では最終スタンド（第６スタンド）入側張
力負荷比κb ≒０．２５、出側張力負荷比κf ≒０．０
９４で圧延されており、この場合最終スタンドでのヒー
トスクラッチ限界から最高圧延速度は１９００ｍ／min
に抑えて圧延されている。
概要を図５に示す。図５において、冷間タンデム圧延機
は６スタンドの圧延機から構成されており、第１スタン
ドと第６スタンドは６段圧延機であり、第２〜第５スタ
ンドは４段圧延機である。圧延材１は連続して供給され
各圧延スタンドで圧延され、コイラー（図示せず）で巻
き取られている。第６スタンドにおいて圧延機入側張力
σb および圧延機出側張力σf は、圧延機入出側に設け
られたデフレクターロール２，２′に取り付けられたロ
ードセルによって全張力が測定され、後述する方法で測
定される板厚および圧延前に予め測定された板幅を用い
て演算することによって測定される。圧延機入側板厚Ｈ
および圧延機出側板厚ｈは、圧延機入出側に設けられた
Ｘ線板厚測定機３，３′によって測定される。圧延機出
側の板速度Ｖo はレーザ式の板速度計４で測定され、ワ
ークロールの周速度ＶR はワークロール６を駆動するモ
ータの回転数をＰＬＧで検出し（図示せず）、予め分か
っているギア比およびロール径を用いて演算することに
よって測定される。圧延荷重Ｐは圧延機上部に取り付け
られたロードセル５によって測定される。従来、このタ
ンデム圧延機では最終スタンド（第６スタンド）入側張
力負荷比κb ≒０．２５、出側張力負荷比κf ≒０．０
９４で圧延されており、この場合最終スタンドでのヒー
トスクラッチ限界から最高圧延速度は１９００ｍ／min
に抑えて圧延されている。
【００２３】先に示した方法で圧延中の摩擦係数および
変形抵抗を把握した。その結果、摩擦係数μ＝０．０２
８８ 変形抵抗σy ＝５５（ε＋０．００５）0.26kgf ・mm-2 が得られた。そこで、圧延機入側の張力条件以外は同じ
条件で、圧延機入側の張力条件を振らして計算し、第５
〜第６スタンド間の張力を、目標先進率を０．１５％と
してその先進率となる入側張力条件を求めた結果、入側
張力３０．０kgf ・mm-2が得られた。以下に第６スタン
ド圧延機の圧延条件を示した。
変形抵抗を把握した。その結果、摩擦係数μ＝０．０２
８８ 変形抵抗σy ＝５５（ε＋０．００５）0.26kgf ・mm-2 が得られた。そこで、圧延機入側の張力条件以外は同じ
条件で、圧延機入側の張力条件を振らして計算し、第５
〜第６スタンド間の張力を、目標先進率を０．１５％と
してその先進率となる入側張力条件を求めた結果、入側
張力３０．０kgf ・mm-2が得られた。以下に第６スタン
ド圧延機の圧延条件を示した。
【００２４】 ワークロール径 Ｄ …φ４３３mm ワークロール速度ＶR …１９００ｍ・min -1 入側張力 σb …１７．０kgf ・mm-2（κb ≒０．２５：従来法） ３０．０kgf ・mm-2（κb ≒０．４４：本発明） 出側張力 σf …６．６kgf ・mm-2（κf ≒０．０９４） 入側板厚 Ｈ …０．２９５mm 出側板厚 ｈ …０．２１３mm 板幅 ｂ …１０００mm 素材板厚 Ｈs …２．８０mm 材質 …低炭素鋼 σy ＝５３（ε＋０．００５）0.26kgf ・ mm-2 圧延潤滑 …パーム油ダイレクト潤滑 この張力は張力負荷比κb ≒０．４４であり、０，３以
上なので本発明が適用できる条件であることは明らかで
ある。
上なので本発明が適用できる条件であることは明らかで
ある。
【００２５】そこで、本発明を適用し、最終スタンドの
入側張力３０kgf ・mm-2、出側張力６．６kgf ・mm
-2で、それ以外は同じ圧延条件で圧延し、圧延速度を増
大して行きヒートスクラッチが発生する圧延速度を求め
た。その結果を以下に示す。 〔従来〕 〔本発明〕 最高圧延速度 １９００ｍ／min ２２０８ｍ／min 圧延荷重 ８０５ton ６３８ton 先進率 ０．３％ ０．１８％ 摩擦係数 ０．０２８８ ０．０２９１ 上述したように、本発明により、最高圧延速度は約３０
０ｍ／min ほど上げることができ、生産性を向上するこ
とができた。また、圧延荷重も約２０％低減し、ロール
寿命も約１０％向上した。
入側張力３０kgf ・mm-2、出側張力６．６kgf ・mm
-2で、それ以外は同じ圧延条件で圧延し、圧延速度を増
大して行きヒートスクラッチが発生する圧延速度を求め
た。その結果を以下に示す。 〔従来〕 〔本発明〕 最高圧延速度 １９００ｍ／min ２２０８ｍ／min 圧延荷重 ８０５ton ６３８ton 先進率 ０．３％ ０．１８％ 摩擦係数 ０．０２８８ ０．０２９１ 上述したように、本発明により、最高圧延速度は約３０
０ｍ／min ほど上げることができ、生産性を向上するこ
とができた。また、圧延荷重も約２０％低減し、ロール
寿命も約１０％向上した。
【００２６】
【発明の効果】本発明による冷間タンデム圧延方法を適
用することにより、高生産性の実現と製造コストの低減
とを可能とすることができる。
用することにより、高生産性の実現と製造コストの低減
とを可能とすることができる。
【図１】スリップ・チャタリング率に及ぼす張力負荷比
の影響を示す図。
の影響を示す図。
【図２】圧延荷重比に及ぼす張力負荷比の影響を示す
図。
図。
【図３】耐摩耗性に及ぼす張力負荷比の影響を示す図。
【図４】表面欠陥発生率に及ぼす張力負荷比の影響を示
す図。
す図。
【図５】本発明に用いた冷間タンデム圧延機の概要図。
【図６】張力負荷比が０．３以上の張力での先進率の値
とゲージ変動率およびスリップの関係を示した図。
とゲージ変動率およびスリップの関係を示した図。
１…圧延材 ２，２′…デフレクターロール ３，３′…板厚測定機 ４…板速度計 ５…ロードセル ６…ワークロール
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平９−248613（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−137828（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−49802（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B21B 37/00 - 37/78
Claims (1)
- 【請求項１】 ４スタンド以上の冷間圧延機を有し、最
終スタンドの出側張力が圧延材の変形抵抗の３０％未満
の圧延張力を負荷して圧延する冷間タンデム圧延機にお
いて、少なくとも１つのスタンド間張力を先進率が０．
１％以上の範囲で圧延材の変形抵抗の３０％以上として
圧延することを特徴とする冷間タンデム圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28881897A JP3342822B2 (ja) | 1997-10-21 | 1997-10-21 | 冷間タンデム圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28881897A JP3342822B2 (ja) | 1997-10-21 | 1997-10-21 | 冷間タンデム圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11123430A JPH11123430A (ja) | 1999-05-11 |
| JP3342822B2 true JP3342822B2 (ja) | 2002-11-11 |
Family
ID=17735143
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP28881897A Expired - Fee Related JP3342822B2 (ja) | 1997-10-21 | 1997-10-21 | 冷間タンデム圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3342822B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102527740A (zh) * | 2012-02-28 | 2012-07-04 | 东北大学 | 基于速度前馈的直拉式冷轧机张力控制方法 |
| CN104722587A (zh) * | 2015-03-10 | 2015-06-24 | 东北大学 | 一种直拉式冷轧实验机液压张力控制系统及方法 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4847940B2 (ja) * | 2007-10-10 | 2011-12-28 | 株式会社神戸製鋼所 | 冷間圧延における板厚制御方法 |
| JP5557719B2 (ja) * | 2010-12-08 | 2014-07-23 | 株式会社神戸製鋼所 | 圧延制御方法 |
-
1997
- 1997-10-21 JP JP28881897A patent/JP3342822B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102527740A (zh) * | 2012-02-28 | 2012-07-04 | 东北大学 | 基于速度前馈的直拉式冷轧机张力控制方法 |
| CN102527740B (zh) * | 2012-02-28 | 2013-11-06 | 东北大学 | 基于速度前馈的直拉式冷轧机张力控制方法 |
| CN104722587A (zh) * | 2015-03-10 | 2015-06-24 | 东北大学 | 一种直拉式冷轧实验机液压张力控制系统及方法 |
| CN104722587B (zh) * | 2015-03-10 | 2016-05-25 | 东北大学 | 一种直拉式冷轧实验机液压张力控制系统及方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH11123430A (ja) | 1999-05-11 |
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