JP4849906B2

JP4849906B2 - 熱間圧延における表面疵低減方法

Info

Publication number: JP4849906B2
Application number: JP2006044690A
Authority: JP
Inventors: 敦相沢; 健治原; 龍二広田
Original assignee: Nippon Steel Nisshin Co Ltd
Current assignee: Nippon Steel Nisshin Co Ltd
Priority date: 2006-02-22
Filing date: 2006-02-22
Publication date: 2012-01-11
Anticipated expiration: 2026-02-22
Also published as: JP2007222882A

Description

本発明は、熱間圧延時に発生しがちな鋼板の表面疵を低減する方法に関する。

一般に、熱間圧延された鋼板の端部にはヘゲ疵と称される微小な表面疵が発生しやすい。そして、この表面疵は冷間圧延後にも残留して製品品質を損ねている。このため、鋼板の端部をスリット・除去しなければならず、製品歩留りの低下をきたしている。特に、ステンレス鋼では製品の表面性状が重要であるが、変形抵抗が高く熱間加工性が悪いためにヘゲ疵が発生しやすく、このヘゲ疵が歩留りを大幅に低下させる要因となっている。

ヘゲ疵は、材質的に脆い鋳造組織をもつスラブに対して行われる粗圧延第１パスで発生しやすい。また、このヘゲ疵の発生には、圧延方向の引張応力が作用していると考えられている。すなわち、粗圧延工程において、スラブ端部では幅広がりを生じ、圧延方向へのメタルフローがスラブ中央部に比べて小さくなるため、スラブ端部がスラブ中央部に引きずられ、スラブ端部に圧延方向の引張応力が発生する。この引張応力によりスラブ端部でスラブ幅方向に微小な割れを生じる。そして、その後の熱間圧延や冷間圧延等の圧延工程により、微小な割れが圧延方向に伸長されてヘゲ疵になると考えられている。

そこで、エッジ部の平均圧下率が幅中央部の平均圧下率よりも大きくなるように圧延することによってスラブ内部に発生する圧延方向応力状態を調整し、割れ発生の原因であるエッジ近傍の引張応力の発生を抑えることにより微小割れを防止する方法が、特許文献１で提案されている。そして、この圧延方法においては、３次元剛塑性有限要素法により圧延方向応力の幅方向分布を算出し、板端から１／６幅領域で引張応力が発生するという解析結果に基づき、エッジ部の領域を板端から１／６幅領域と規定し、エッジ部の圧下率がエッジ部端に向かうにしたがって増加し、前記エッジ部より幅中央よりの区間（幅中央部）の圧下率が幅方向に一定となるように圧延することを規定している。
特許第３２２１７９０号公報

ところで、圧延時のロールバイト出側においては、スラブ表層部は摩擦の影響によりスラブ厚中心部に比べて伸ばされ難くなるため、スラブ表層部には幅方向全体に引張応力が作用しやすい。そして、幅広がりを生じやすいスラブ端部において、スラブ表層部の引張応力が大きくなる。したがって、スラブ表層部の引張応力を均一化し、スラブ表層部の引張応力の幅方向における最大値を最小化するように、幅方向に圧下率の分布を適正にすることが重要である。

このように、表面疵の発生有無を評価するためには、スラブ表層部の圧延方向応力を解析することが重要である。しかしながら、前記特許文献１では、スラブ厚方向には平均化して圧延方向応力の幅方向分布を算出することにより、幅方向における圧下率の分布を規定している。
したがって、特許文献１で提案された方法で圧延すると、スラブ端部では顕著な表面疵低減効果がみられたが、スラブ中央部に表面疵が発生する場合があった。

また、粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を変更する方法としては、スラブのエッジ部が幅中央部の厚みよりも厚くなるように研削する方法、エッジング圧延によりドッグボ−ンを形成する方法等がある。
エッジング圧延によりドッグボ−ンを形成する場合には、エッジング圧延における幅圧下量とエッジング圧延後、すなわち粗圧延第１パス前における幅方向のスラブ厚分布の関係が定量的に明らかにされていないため、粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を目標通りにできず、スラブ端部またはスラブ中央部に表面疵が発生する場合があった。スラブのエッジ部が幅中央部の厚みよりも厚くなるように研削する方法により粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を変更する場合でも、幅調整を目的としてエッジング圧延を行なうと、粗圧延第１パス前における幅方向のスラブ厚分布が変化するため、粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を目標通りにできず、スラブ端部またはスラブ中央部に表面疵が発生する場合があった。

本発明は、このような問題点を解消すべく案出されたものであり、エッジング圧延における幅圧下量とエッジング圧延後すなわち粗圧延第１パス前における幅方向のスラブ厚分布の関係を定量的に明らかにするとともに、スラブ表層部の圧延方向応力の解析結果に基づいて表面疵の発生有無を評価することにより、幅方向における圧下率の分布を適正化し、スラブの幅方向全域にわたって表面疵発生を防止した鋼板を得ることができる圧延方法を提供することを目的とする。

本発明の熱間圧延における表面疵低減方法は、その目的を達成するため、熱間圧延により鋼板を製造するに際し、粗圧延第１パス前のスラブの幅方向における両端から当該スラブ幅の１／９以内の区間（以下エッジ部と称する）の平均スラブ厚ｈeと前記エッジ部より幅中央寄りの区間（以下幅中央部と称する）の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcと粗圧延第１パス前のエッジング圧延における幅圧下量との関係を表す数式モデルを予め作成し、前記スラブ厚比ｈe／ｈcが目標値となるように幅圧下量を設定することを特徴とする。
この際、鋼種及び温度毎に予め鋼板の表面割れ発生限界応力を明らかにしておくとともに、スラブ表層部に発生する圧延方向引張応力の幅方向分布を算出し、算出した圧延方向引張応力の最大値が前記表面割れ発生限界応力よりも小さくなるように、粗圧延第１パス前の前記エッジ部の平均スラブ厚ｈeと前記幅中央部の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcの目標値を設定することが好ましい。

本発明では、スラブ表層部の圧延方向応力の解析結果に基づいて表面疵の発生有無を評価するとともに、エッジング圧延における幅圧下量とエッジング圧延後、すなわち粗圧延第１パス前における幅方向のスラブ厚分布の関係を定量的に明らかにしている。このため、粗圧延第１パス時の幅方向における圧下率の分布をより適正化することができるので、スラブの幅方向全域にわたって表面疵を著しく削減でき、製品歩留りが大幅に向上する。

以下に本発明を詳細に説明する。
本発明者等は、熱間圧延時に発生する表面疵の発生状況について綿密に調査した。その結果、表面疵の発生がスラブの両端からスラブ幅の１／９の区間に集中し、スラブエッジに近くなるほど多くなることが判明した。
そして、表面疵の発生原因がスラブ表層部に発生する圧延方向の引張応力であると考え、３次元剛塑性有限要素法によりスラブ表層部の圧延方向応力の解析を行い、以下の知見を得た。
なお、添付した図中に記載の「圧延方向応力」及び「真応力」はいずれも引張応力を示している。

図１に示すように、スラブ表層部には幅全域にわたって圧延方向の引張応力が作用するが、スラブの両端からスラブ幅の１／９の区間で引張応力が大きくなっており、表面疵の発生領域とよく対応している。これは、スラブ表層部において、大きな圧延方向引張応力が作用した部位に表面疵が集中して発生することを意味している。したがって、スラブ端部の引張応力を低減できれば、表面疵発生の抑制が可能であることを意味していることにもなる。
なお、図１を含め、本明細書に添付した図面の記載は、いずれも幅１０５０ｍｍのスラブを粗圧延したときに得られたデータを基に作成されたものである。

スラブ表層部における圧延方向応力の幅方向分布は、幅方向のメタルフローに伴うスラブ端部とスラブ中央部の延伸の差によるものである。したがって、スラブ端部の圧下率を大きくするような圧下率の幅方向分布を与えれば、スラブ端部に生じる表層部の大きな引張応力は低減できると考えられる。しかしながら、どのような圧下率分布とすれば引張応力を効果的に低減できるかは明らかではない。
そこで、本発明者等は、前述した３次元剛塑性有限要素法により、この圧下率分布の検討を行った。その結果、スラブ端部における圧下率を大きくする範囲を変更した場合、スラブ端部の引張応力，スラブ中央部の引張応力が変化することがわかった。

すなわち、圧下率の幅方向分布を図２に示すように種々変更したとき、この圧下率分布に対応してスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布は図３に示すように変化する。図中、□，△で示すように、圧下率を大きくする範囲を広くしすぎると、スラブ端部の引張応力が低下する反面、スラブ中央部の引張応力増大が顕著になり、スラブ中央部での表面疵の発生が懸念される。
したがって、圧下率を大きくする範囲としては、前記特許文献１で規定している両端からスラブ幅の１／６までの区間では広すぎ、圧下率が均一な場合に表層部において引張応力が大きくなる両端からスラブ幅の１／９までの区間、すなわち本発明で定義したエッジ部が適当であることが判明したものである。

また、圧下率を大きくする範囲を両端からスラブ幅の１／９までの区間とし、エッジ部の圧下率増加のパターンを種々変更して図４に示すような圧下率の幅方向分布にしたとき、この圧下率分布に対応してスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布は図５に示すように変化する。引張応力低減の効果は、エッジ部の平均圧下率ｒeと幅中央部の平均圧下率ｒcの比ｒe／ｒcが一定（図４の場合、ｒe／ｒc＝１.２８）であれば圧下率の増加パターンには殆んど影響されない。すなわち、図中、○で示す直線的に増加する場合（直線型），△で示す圧下率増加の勾配がエッジにいくにしたがって減少する場合（飽和型）及び□で示す圧下率増加の勾配がエッジにいくにしたがって増加する場合（加速型）等で、圧延方向応力に差異がみられない（図５参照）。

さらに、圧下率を大きくする範囲を両端からスラブ幅の１／９までの区間とし、エッジ部の平均圧下率ｒeと幅中央部の平均圧下率ｒcの比ｒe／ｒcを種々変更して図６に示すような圧下率の幅方向分布にしたとき、この圧下率分布に対応してスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布は図７に示すように変化する。
図７に示す結果から明らかなように、引張応力低減の効果は、圧下率比ｒe／ｒcでほぼ決まる。図中、□で示すように、圧下率比ｒe／ｒcが大きくなるほど、スラブ端部の引張応力は減少するが、スラブ中央部の引張応力が増加する傾向となる。

スラブ幅全域にわたって表面疵を防止するためには、圧下率比ｒe／ｒcを適正化することが有効である。しかしながら、通常は同一厚さのスラブから異なる板厚の製品を作り分ける場合が多い。したがって、圧下率を大きく変更する場合に対応するためには、その変更に応じて圧下率比ｒe／ｒcを適切に設定することが好ましい。その方法として、鋼種及び温度毎に予め鋼板の表面割れ発生限界応力を明らかにしておくとともに、スラブ表層部に発生する圧延方向引張応力の幅方向分布を算出し、算出した圧延方向引張応力の最大値が前記表面割れ発生限界応力よりも小さくなるように圧下率比ｒe／ｒcを設定すれば、効果的に表面疵の発生を抑制できる。

ここで、表面割れ発生限界応力の測定方法については、粗圧延前の加熱炉での加熱パターンを模した条件で加熱した後に、粗圧延の第１パスに相当する所定の温度で歪み量を変更した引張試験を行い、表面割れが発生したときの応力を求めて、それを表面割れ発生限界応力とする等の方法がある。
粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率を変更する方法としては、スラブのエッジ部が幅中央部の厚みよりも厚くなるように研削する方法や、エッジング圧延によりドッグボーンを形成する方法等がある。また、研削とドッグボーンを組み合わせることも可能である。

ところで、エッジング圧延によりドッグボ−ンを形成する場合にエッジング圧延における幅圧下量を適正化するためには、エッジング圧延における幅圧下量とエッジング圧延後、すなわち粗圧延第１パス前における幅方向の厚み分布の関係を定量的に明らかにすることが必要である。
そこで、本発明者等は前述した３次元剛塑性有限要素法により、エッジング圧延における幅圧下量とエッジング圧延後における幅方向のスラブ厚分布の関係を検討した。まず、エッジング圧延前のスラブ形状がフラットな場合について解析した結果、図８に示すように、エッジング圧延における幅圧下量が増加するとともにドッグボ−ン量が増加するという解析結果が得られた。そして、エッジング圧延後におけるエッジ部の平均スラブ厚ｈeと幅中央部の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcとエッジング圧延における幅圧下量Δｗとの関係で整理してみると、図９に示すように両者が線形関係にあることが判明した。

次に、スラブ研削とエッジング圧延を組み合わせた場合を想定して、スラブ研削により既にエッジ部の平均スラブ厚が幅中央部の平均スラブ厚よりも大きくなっているスラブをエッジング圧延する場合について解析した結果、図１０に示すように、エッジング圧延によりエッジ部と幅中央部の板厚差がさらに増加するという解析結果が得られた。そして、図１１に示すように、スラブ厚比ｈe／ｈcのエッジング圧延による増加量はスラブ研削有無によらずほぼ同一であることが判明した。

したがって、エッジング圧延前のエッジ部及び幅中央部の平均スラブ厚をそれぞれｈe’，ｈc’とすると、エッジング圧延後におけるエッジ部と幅中央部のスラブ厚比ｈe／ｈcは影響係数αを用いて式（１）で表される。
ｈe／ｈc＝ｈe’／ｈc’＋α・Δｗ（１）
ここで、影響係数αはスラブ厚及びスラブ幅によって定められる定数であり、３次元剛塑性有限要素法によるシミュレーションから求められ、スラブ厚及びスラブ幅の各区分毎にテーブル設定し、或いはスラブ厚及びスラブ幅の関数として数式化される。

３次元剛塑性有限要素法により、粗圧延第１パスにおけるスラブ表層部に発生する圧延方向引張応力の幅方向分布を算出し、算出した圧延方向引張応力の最大値が表面割れ発生限界応力よりも小さくなるように粗圧延第１パスにおける圧下率比ｒe／ｒcを設定するにあたり、エッジング圧延後におけるエッジ部と幅中央部のスラブ厚比ｈe／ｈcがこの圧下率比ｒe／ｒcに対応するように、式（１）に基づいてエッジング圧延における幅圧下量Δｗを設定すればよい。

板厚１９５ｍｍ，板幅１０５０ｍｍのオ−ステナイト系ステンレススラブを、入側にエッジング圧延機を備えた２スタンドの粗圧延機及び７スタンドの連続式仕上げ圧延機からなる熱間圧延機で板厚４.０ｍｍの熱延鋼帯に熱間圧延し、コイルに巻き取った後巻き戻し、表面を検査して表面疵の発生頻度を調べた。
まず、高温引張試験により粗圧延の第１パスの圧延温度約１１００℃における表面割れ発生限界応力を測定した結果、図１２に示すように約１００ＭＰａであった。

そこで、本発明法においては、スラブ表層における圧延方向引張応力の最大値がこの表面割れ発生限界応力の１００ＭＰａ以下となるように、３次元剛塑性有限要素法により圧下率比ｒe／ｒcを検討し、圧下率比ｒe／ｒcを１.３２とした。粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を変更する方法としてエッジング圧延によりドッグボ−ンを形成する方法を用いた。粗圧延第１パス後のスラブ厚を１６６ｍｍとすると、圧下率比ｒe／ｒc＝１．３２に対応するエッジング圧延後におけるエッジ部と幅中央部のスラブ厚比ｈe／ｈcは１.０６となり、式（１）に示したエッジング圧延後におけるエッジ部と幅中央部のスラブ厚比ｈe／ｈcと幅圧下量の関係式から幅圧下量を１４ｍｍとした。

図１３に、従来法１による一様な圧下率分布の場合，従来法２によるエッジング圧延による幅圧下量が５ｍｍと不足する場合、及び本発明法による粗圧延第１パス前のスラブ厚の幅方向分布を示す。また、図１４に、従来法１による一様な圧下率分布の場合，従来法２によるエッジング圧延による幅圧下量が５ｍｍと不足する場合、及び本発明法による粗圧延第１パス時のスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果を示す。
従来法１による一様な圧下率分布の場合には、スラブ端部で引張応力が大きくなり、幅１００ｍｍ以上にわたって表面割れ発生限界応力よりも大きくなっている。また、従来法２によるエッジング圧延による幅圧下量が５ｍｍと不足し、粗圧延第１パスの圧下率比ｒe／ｒc＝１.３２を満足しない場合には、従来法１に比較したらスラブ端部の引張応力は小さくなっているが、幅約５０ｍｍにわたって表面割れ発生限界応力よりも大きくなっている。

これに対して本発明法による適正な幅圧下量でエッジング圧延した場合には、粗圧延第１パス時の引張応力が均一化され、スラブ幅全域にわたって引張応力は表面割れ発生限界応力よりも小さくなっている。
図１５に、従来法１，従来法２及び本発明法による表面疵の発生頻度の幅方向分布を示す。エッジング圧延の幅圧下量が適正化されていない従来法２は、エッジング圧延を行なわない従来法１に比べてスラブ端部の表面疵発生頻度は減少するが、依然として高い。これに対して、本発明法を適用した場合には、スラブ端部の表面疵発生頻度が激減するとともに、スラブ中央部の表面疵発生頻度の増加もみられない。

スラブ表層部における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果スラブ端部における圧下率を大きくする範囲を変更した場合の圧下率の幅方向分布図２の圧下率分布に対応したスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果エッジ部の圧下率増加のパタ−ンを変更した場合の圧下率の幅方向分布図４の圧下率分布に対応したスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果エッジ部の平均圧下率ｒeと幅中央部の平均圧下率ｒcの比ｒe／ｒcを変更した場合の圧下率の幅方向分布図６の圧下率分布に対応したスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果エッジング圧延前のスラブ形状がフラットな場合のエッジング圧延後のスラブ厚の幅方向分布をエッジング圧延における各幅圧下量で比較した解析結果エッジング圧延前のスラブ形状がフラットな場合のエッジング圧延後におけるエッジ部の平均スラブ厚ｈeと幅中央部の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcとエッジング圧延における幅圧下量Δｗとの関係の解析結果エッジング圧延後のスラブ厚の幅方向分布をエッジング圧延前のスラブ研削有無で比較した解析結果エッジング圧延後におけるエッジ部の平均スラブ厚ｈeと幅中央部の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcとエッジング圧延における幅圧下量Δｗとの関係をエッジング圧延前のスラブ研削有無で比較した解析結果実施例における表面割れ発生限界応力の測定結果本発明法と従来法における粗圧延第１パス前のスラブ厚の幅方向分布の解析結果本発明法と従来法における粗圧延第１パス時のスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果本発明法と従来法による表面疵の発生頻度の幅方向分布

Claims

熱間圧延により鋼板を製造するに際し、粗圧延第１パス前のスラブの幅方向における両端から当該スラブ幅の１／９以内の区間（以下エッジ部と称する）の平均スラブ厚ｈeと前記エッジ部より幅中央寄りの区間（以下幅中央部と称する）の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcと粗圧延第１パス前のエッジング圧延における幅圧下量との関係を表す数式モデルを予め作成し、前記スラブ厚比ｈe／ｈcが目標値となるように幅圧下量を設定することを特徴とする熱間圧延における表面疵低減方法。
鋼種及び温度毎に予め鋼板の表面割れ発生限界応力を明らかにしておくとともに、スラブ表層部に発生する圧延方向引張応力の幅方向分布を算出し、算出した圧延方向引張応力の最大値が前記表面割れ発生限界応力よりも小さくなるように、粗圧延第１パス前の前記エッジ部の平均スラブ厚ｈeと前記幅中央部の平均スラブ厚ｈcの比ｈe／ｈcの目標値を設定することを特徴とする請求項１記載の熱間圧延における表面疵低減方法。