JPH0416241B2 - - Google Patents
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- JPH0416241B2 JPH0416241B2 JP16612481A JP16612481A JPH0416241B2 JP H0416241 B2 JPH0416241 B2 JP H0416241B2 JP 16612481 A JP16612481 A JP 16612481A JP 16612481 A JP16612481 A JP 16612481A JP H0416241 B2 JPH0416241 B2 JP H0416241B2
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- rolling
- ratio
- roll
- aspect ratio
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/16—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling wire rods, bars, merchant bars, rounds wire or material of like small cross-section
- B21B1/18—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling wire rods, bars, merchant bars, rounds wire or material of like small cross-section in a continuous process
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
Description
（産業上の利用分野）
この発明は、棒鋼・線材のフラツトロール圧延
法に関するものである。 （従来の方法） 矩形断面の素材から、角ないし丸形断面の棒
鋼・線材などの製品を、圧延により製造しようと
する場合、これまでは専ら孔型ロール圧延が採用
されて来た。そのパススケジユールの代表例は、
矩形断面の素材にダイヤ孔型およびスクエア孔型
による孔型圧延を１回または２回以上にわたつて
加えた上、製品形状に仕上げる成形パスについて
はほぼ同様な孔型圧延によつて角鋼製品を、また
オーバル孔型とラウンド孔型とを交互に用いる孔
型圧延によつて丸鋼製品を得るのが通例であつた
（桂寛一著「圧延技術」）。 この孔型ロールによる方法はそれなりの優位性
は認められるも、線材、棒鋼の種類によつて孔型
ロールを選ぶ必要があり、ロール管理が大変であ
る。 そこで、最近にあつては線材、棒鋼を圧延する
に際し、ブレイクダウンの工程（粗圧延段階）
を、溝なし圧延ロールを用いて圧延する所謂クル
ーブレス圧延、即ち、断面減少を主目的とする粗
圧延段階でフラツトロールを使用し、所定の断面
寸法まで粗圧延を施した後、製品所定の形状を与
える成形パスについては従来と同様に孔型ロール
圧延に依存するようにしたいわゆるグルーブレス
圧延が特公昭54−37582号として提案された。 （発明が解決しようとする課題） 孔型ロールによる圧延方法は、ロール管理が大
変であるとともに、所要断面寸法に圧延すると
き、その圧延パス回数が多くなるという課題があ
つた。 一方、グルーブレス圧延にあたつては、ロール
カリバーの施削加工が不要なだけでなく、ロール
表面の荒れや摩耗も少いため、ロール寿命が長く
なつてロールコストは低く、しかも圧延する製品
の形状・寸法が変わつても、孔型ロールによる圧
延方法のようにロール替または孔型替をする必要
が少ないので、圧延休止時間も短かくて済むなど
のあまたの利点がある反面、以下に示す欠点があ
る。 すなわち、グルーブレス圧延を行つた場合に問
題となるのは、従来から平板圧延時の問題として
知られる様に、圧延時に生ずる圧延材の幅広がり
に関する問題である。 この幅広がりは圧延材の三次元変形となり、そ
の影響因子としては材料組成、形状、圧下率、圧
延速度、張力等々多々の因子が想定されるが、特
に、矩形断面形状の圧延素材のブレークダウン工
程にグルーブレス圧延を適用する場合、圧延素材
の断面形状が矩形であることから、幅広がりに与
える因子として、圧延素子のアスペクト比および
該アスベクト比に関連してロールに対する圧延材
厚み、所謂ロール径比が比較的大きな因子と考え
られる。 このロール径比と幅広がりの関係は定性的には
ロール径比が大きくなればなる程、幅広がりは大
きくなり、これは圧下時におけるロールと材料の
接触弧長が大きくなり、幅広がりが増大するもの
と考えられる。 従つて、特公昭54−37582号で開示の如く、圧
延素材のアスペクト比のみ考慮し、ロール径比を
考慮していない従来のグルーブレス圧延方法にお
いては、ロール径比が大きくなるとなる程、圧延
適用領域が狭くなるという課題があつた。 また、孔型圧延と比較すると、グルーブレス圧
延においては、圧延時における圧延荷重による幅
方向への変形に対する孔型の拘束がないために、
圧延方向の伸び（延伸比）が小さなものとなり、
孔型圧延と同等の伸びを得るために圧下量を大き
くすると、材料の偏平率（アスペクト比）が過大
となり、次パスへの噛み込み時に材料が倒れ、圧
延が不可能となる。 また、特に大きな問題は、１回のパスにおける
圧下率が大きくなると幅広がりは大きくなり、カ
リバー圧延と同様な延伸効果を得るためにはパス
回数が増大し、連続圧延においては圧延機の設置
台数を増大する必要があり、これでは既存設備へ
の適用を阻害することである。 以上を要約すると、グルーブレス圧延を実行す
るに際しての課題は、幅広がりを抑制して、如何
に高い圧延効率で圧延材を延伸（圧延）せしめる
かにあり、さらに加えて、圧延材を順次圧延する
とき、圧延材に対する高度の延伸と、その加工時
における要する加工エネルギーとの関係を示す指
標、即ち、圧延変形効率を向上せしめることであ
る。 本発明者等は、グルーブレス圧延における材料
の挙動を種々実験を重ね、解析を加えた結果、孔
型圧延と同等以上の延伸比、さらには圧延に必要
な加工エネルギーが圧延本来の目的である延伸に
使用された割合を示す変形効率は、ロール径比と
圧延前後のアスペクト比に依存することを知見
し、加工エネルギーを最小にすることができなが
ら、孔型ロール圧延方法に比べてパス回数を少な
くできるとともに従来のグルーブレス圧延方法に
比べてロール径比が大きくなつても圧延適用領域
を狭くすることが少ない新しい線材・棒鋼のフラ
ツトロール圧延方法の開発に成功したのである。 （課題を解決するための手段） 本発明は、矩形断面形状の圧延素材をフラツト
ロールを用いて条鋼に圧延するに際して、延伸に
使用された割合を示す変形効率ηを0.35以上かつ
延伸比λを1.25以上にするため、任意のパス(i)の
入側におけるアスペクト比a0および出側における
アスペクト比a1の関係が a0・a1 0.02〓+0.44≦−0.18δ＋3.5 a0 1-0.025〓・a1≧1.5 但し、 a0；H0／B0 a1；H1／B1 δ；ロール径比 H0；圧延前の素材平均板厚 B0；圧延前の素材平均板幅 H1；圧延後の板厚 B1；圧延後の板幅 を満足するように当該スタンドにおけるロール間
〓を調整して圧延することを特徴とするものであ
る。 （実施例） 以下、本発明を詳述するに、第１図において、
１は直径Ｄを有するカリバーを形成していない平
滑なロール（以下、フラツトロールという）であ
り、この対のフラツトロール１は所定のロール間
〓を有して設けてある。 この対のフラツトロール１を用いて、圧延前の
素材平均厚さH0（以下、単に厚さという。）、圧延
前の素材平均幅B0（以下、単に幅という。）、矩形
断面積A0を有する矩形断面形状の圧延素材F0す
なわち、入側アスペクト比a0＝H0／B0の素材F0
を、任意のロール間〓に設定されたフラツトロー
ル間に通して厚さH1、幅B1、矩形断面積A1、出
側アスペクト比a1＝H1／B1となる圧延を行う場
合、この圧延（パス）における仕事量を圧延材の
延伸量として定義するならば、当該パスにおける
延伸比は、パス前後における断面積の比として表
わされることから、延伸比λ＝A0／A1として定
義される。 かかる延伸が行なわれる当該パスにおける圧延
を変形効率という観点から検討すると、 圧延の際に必要な圧延仕事量の単位体積あたり
の仕事量をＷ、そのうち伸び変形のために有効に
使われた仕事量をW1とすると、変形効率ηは、 η＝W1／Ｗ として定義される。 圧延の際に必要な仕事量Ｗは、圧延トルク（上
下ロールの和）、Ｇ、圧延後の断面積A1、先進率
φ、ロール半径Ｒより、 Ｗ＝Ｇ／A1（１＋φ）Ｒ として、さらに、上式中圧延トルクＧは、圧延荷
重Ｐとトルクアーム係数ψの積として、 Ｇ＝２・ψ・ld・Ｐ 但し、ld（投影接触長）：ld＝√（0−1）、
ロール径比δ＝2R／H0で求められる。また圧延
荷重Ｐは、投影接触長ld、素材幅B0、圧延荷重
係数Ｑ、材料の平均変形抵抗Kfnの積、即ち、 Ｐ＝ld・B0・Ｑ・Kfn として求められる。 上式における圧延荷重係数Ｑは Ｑ＝C1（ｍ＋１／ｍ）＋C2 但し、C1、C2は係数であり、圧延前の素材の
アスペクト比a0とロール径比δすなわち、2R／
H0の関数ｎとして表わされ、即ち、ｎ＝a0／δ
とすると、ｎを実験的に求められた値として、 ｎ0.45C1＝0.11n＋0.72 C2＝0.20n−0.10 で表わされ、また、トルクアーム係数ψ、先進率
φについては、従来斉藤らの提案する式 トルクアーム係数ψ（斉藤らの式） ψ＝0.68−0.09m 先進率φ（斉藤らの式） φ＝（１−ｑ）ｒ／１−ｒQ2 o 但し、 ｒ；圧下率＝H0−H1／H0 Ｋ；係数＝３−6ψ ｍ；ロール間〓形状比＝ld／hm ＝2R√（0−1）／（H0＋H1） hm；平均板厚＝（H0＋H1）／２ で求められる。 一方、上記圧延における仕事量Ｗが圧延材の伸
び変形として実際に使われる仕事量W1は、圧延
の際の歪、換言すれば、歪速度に対する平均変形
抵抗Kfnと、伸び歪の積として W1＝Kfn・loλ として求められ、従つて、圧延後における圧延材
の幅B1を推定することによつて実際の圧延仕事
量W1が求められることになる。 圧延後における材料の幅広がりは、柳本らの提
案する幅広がり式によれば、幅広がりβは、 β＝B1／B0＝（H0／H1）q ただし、ｑ＝1.02s＋μs−１ ｑは柳本の式で幅広がり指数 μ＝0.8（1.05−0.0005T） なお、Ｔは圧延温度 ここに、摩擦係数μはEkelundの式より圧延温
度Ｔ（℃）に依存した。 として求められる。 以上説明した各式をもとに圧延における変形効
率ηが求められることになるが今、圧延を律する
と考えられるロール径に対する圧延入側厚さ（素
材厚）の比、所謂、ロール径比毎に、延伸比λと
変形効率ηとを圧延前後におけるアスペクト比
a0、a1の関係として、ロール径比δ＝４、δ＝
６、δ＝８、δ＝10、δ＝12のそれぞれの場合に
ついて算出した結果を第２図乃至第６図に示し
た。 即ち、圧延前における素材のアスペクト比a0
（＝H0／B0）を横軸に、圧延後のアスペクト比a1
（＝B1／H1）を縦軸にした座標において、等λ線
を実線で、等η線を１点破線で示した。 ここで、第２図から第６図における実線の等λ
線（等延伸線）は、圧延前のアスペクト比a0を固
定して圧下率すなわち圧延後のアスペクト比a1を
大きくすると、延伸が大きくなることが認められ
る。 一方、この第２〜６図に示される如く、ロール
径比δが大きくなると、延伸比λおよび圧延変形
効率ηを示すカーブは急激な変化傾向を示す。 例えば、圧延における延伸比λについて、ロー
ル径比δが大きくなることは、大径ロールを用い
て圧延することになり、前述した様にロール径が
大径となることは、圧延時における接触弧長が大
きくなり、圧下による変形が延伸に寄与せず幅広
がりを助長するためと判断される。かかる現象は
圧延において格別に留意されるべきである。即
ち、現実の圧延において使用される圧延ロール径
は設備のメンテナンス性、共用性を考慮して数パ
ス（数スタンド）に亘つて同一ロール径のものを
使用するのが通例であり、一方、その間における
圧延により圧延材は順次減面されることから、各
パスにおけるロール径比は一定ではなく変化する
ことになる。結局、圧延における変形効率η、延
伸比λはロール径比δによつて大きく変動するこ
とである。 例えば、グルーブレス圧延法として従来提案さ
れている特公昭54−37582号に開示されている方
法によれば、単に圧延後におけるアスペクト比が
1.5〜2.5の範囲が好ましい条件であるとしてい
る。いまこれを前述する第２図乃至第６図に示す
各ロール径比δの関係に立つて検討するに、い
ま、入側アスペクト比a0および出側アスペクト比
a1のそれぞれを1.5としてこれを見ると、ロール
径比δが第２図、第３図のように小さい場合（第
２図はδ＝４、第３図はδ＝６で示す）には延伸
比λにしても圧延変形効率ηにしても、比較的良
好なものであるが、ロール径比δが第４図、第５
図、第６図で示すごとく大きくなるに従い、延伸
比λおよび圧延変形効率ηは低下することにな
る。 ところで、線材、棒鋼等の条鋼圧延において
は、中間圧延段階において、その延伸比λは1.25
程度といわれており、また圧延変形効率ηは0.35
程度と考えられる。従つて、ブレイクダウンを主
体とするグルーブレス圧延においても、その延伸
比λおよび圧延変形効率ηとして前述の値以上を
満足する条件が存在する。即ち、第２図乃至第６
図において、延伸比λを1.25、および圧延変形効
率ηを0.35のそれぞれの曲線で囲まれる領域での
圧延、換言すれば各圧延パスにおけるロール径比
δに対応する圧延前後のアスペクト比a0、a1を満
足させることによつて高延伸かつ高変形効率の圧
延が達成し得ることになる。 この第２図乃至第６図における1.25の延伸比λ
および0.35の変形効率ηにおける曲線即ち、両条
件を満足する圧延条件をロール径比δと入側アス
ペクト比a0と出側アスペクト比a1の関係として数
学的統計手法によつて無次元化して求めると、 λ＝1.25の等延伸線が a0 1-0.025〓a1≧1.5 η＝0.35の等変形効率線が a0a1 0.26〓+0.44≦−0.18δ＋3.5 であることが求められる。 従つて、圧延材料をパスライン上に間隔をおい
て列設した複数の溝なし圧延ロール間に導通して
圧延する場合に、上記の二式の範囲を満足して圧
延することによつて、線材、棒材の製造のブレイ
クダウンの工程を、溝なし圧延を用いるさいに、
加工エネルギーを最小にすることができるのであ
る。 例えば、ロール径400mmの場合で例示すると次
の通りである。 圧延前の素材（炭素鋼）高さ50mm、幅40mm（入
側アスペクト比a0＝1.25）から延伸比λとして
1.25を得るための圧延条件は、第４図での等λ線
より、出側アスペクト比a1が1.3程度と推定され
る。これは、圧延後の高さを最適手法により、出
側アスペクト比a1が1.3になるH1をもとめればよ
いことを意味する。ここに、前述した幅広がり式
において未知数はひとつであるから必ずもとま
る。このときの圧延変形効率ηは、第４図の等η
線より0.40と判断され、所定の目的は達せられ
る。 次に、ロール径比δが12である場合について第
６図に基づいて説明すると、入側アスペクト比a0
が1.5の寸法を有する圧延素材を圧延する場合、
延伸比λが1.25となる圧延条件にて圧延をおこな
うと、圧延後における出側素材寸法、換言すれ
ば、出側アスペクト比a1は約1.7となる。この時
の圧延変形効率ηは約0.28となる。このことは次
のことを意味する。即ち、延伸比λ＝1.25を達成
する圧延においては、入側アスペクト比a0よりも
出側アスペクト比a1のほうが幅広がりによつて大
きくなつており、圧延の仕事量が幅方向の変形に
転化される結果となり、圧延における圧下率が大
きくなり、圧延変形効率ηが初期の目的である
0.35以上を達成することが出来ず、また、圧延後
の素材形状も偏平度の大きな矩形状のものとな
る。 これから理解されることは、ロール径比δによ
つて最適圧延領域に制約を受けるということであ
り、各パスにおける圧延スケジユールの選定にお
いては、このロール径比δを考慮に入れて設計さ
れなければならない。 実際の圧延スケジユールの決定に際しては、上
記の計算手順は、例えば、第１パスにおいては素
材寸法から、入側アスペクト比a0、ロール径比δ
が判明していることから、上記２つの式を満足す
る出側アスペクト比a1を求め、当該アスペクト比
において変形効率ηが0.35以上、延伸比λが1.25
以上の最適圧延領域に入る様に繰り返し計算を行
い、この出側アスペクト比a1が得られるロール間
隔を設定する。 もし、当該パスにおいて延伸比δを最大にする
ことを望むならば、圧延変形効率ηを1.25以上の
任意の値に固定し、入側アスペクト比a0からその
時最大の延伸が得られる出側アスペクト比a1を決
定すればよく、また、反対に最大の圧延変形効率
ηを望むならば、延伸比λを固定し、それが得ら
れる出側アスペクト比a1を繰り返し演算して決定
する。 第２パス以降においては、第１パスにおける出
側のアスペクト比a1を入側のアスペクト比a0とし
て、前述と同様に計算することによつて求まる。
また前述とは逆に、ブレイクダウン工程において
最終出側の寸法が規定されていることから、下流
側のパスから順次逆算することを可能である。 次に本発明の実施例について説明する。 圧延材料（素材）として、150mm角、抽出温度
1050℃、カーボン0.18重量％の炭素鋼を対象とし
て、67mm角に４パス圧延する場合の実施結果を以
下の表で示す。
法に関するものである。 （従来の方法） 矩形断面の素材から、角ないし丸形断面の棒
鋼・線材などの製品を、圧延により製造しようと
する場合、これまでは専ら孔型ロール圧延が採用
されて来た。そのパススケジユールの代表例は、
矩形断面の素材にダイヤ孔型およびスクエア孔型
による孔型圧延を１回または２回以上にわたつて
加えた上、製品形状に仕上げる成形パスについて
はほぼ同様な孔型圧延によつて角鋼製品を、また
オーバル孔型とラウンド孔型とを交互に用いる孔
型圧延によつて丸鋼製品を得るのが通例であつた
（桂寛一著「圧延技術」）。 この孔型ロールによる方法はそれなりの優位性
は認められるも、線材、棒鋼の種類によつて孔型
ロールを選ぶ必要があり、ロール管理が大変であ
る。 そこで、最近にあつては線材、棒鋼を圧延する
に際し、ブレイクダウンの工程（粗圧延段階）
を、溝なし圧延ロールを用いて圧延する所謂クル
ーブレス圧延、即ち、断面減少を主目的とする粗
圧延段階でフラツトロールを使用し、所定の断面
寸法まで粗圧延を施した後、製品所定の形状を与
える成形パスについては従来と同様に孔型ロール
圧延に依存するようにしたいわゆるグルーブレス
圧延が特公昭54−37582号として提案された。 （発明が解決しようとする課題） 孔型ロールによる圧延方法は、ロール管理が大
変であるとともに、所要断面寸法に圧延すると
き、その圧延パス回数が多くなるという課題があ
つた。 一方、グルーブレス圧延にあたつては、ロール
カリバーの施削加工が不要なだけでなく、ロール
表面の荒れや摩耗も少いため、ロール寿命が長く
なつてロールコストは低く、しかも圧延する製品
の形状・寸法が変わつても、孔型ロールによる圧
延方法のようにロール替または孔型替をする必要
が少ないので、圧延休止時間も短かくて済むなど
のあまたの利点がある反面、以下に示す欠点があ
る。 すなわち、グルーブレス圧延を行つた場合に問
題となるのは、従来から平板圧延時の問題として
知られる様に、圧延時に生ずる圧延材の幅広がり
に関する問題である。 この幅広がりは圧延材の三次元変形となり、そ
の影響因子としては材料組成、形状、圧下率、圧
延速度、張力等々多々の因子が想定されるが、特
に、矩形断面形状の圧延素材のブレークダウン工
程にグルーブレス圧延を適用する場合、圧延素材
の断面形状が矩形であることから、幅広がりに与
える因子として、圧延素子のアスペクト比および
該アスベクト比に関連してロールに対する圧延材
厚み、所謂ロール径比が比較的大きな因子と考え
られる。 このロール径比と幅広がりの関係は定性的には
ロール径比が大きくなればなる程、幅広がりは大
きくなり、これは圧下時におけるロールと材料の
接触弧長が大きくなり、幅広がりが増大するもの
と考えられる。 従つて、特公昭54−37582号で開示の如く、圧
延素材のアスペクト比のみ考慮し、ロール径比を
考慮していない従来のグルーブレス圧延方法にお
いては、ロール径比が大きくなるとなる程、圧延
適用領域が狭くなるという課題があつた。 また、孔型圧延と比較すると、グルーブレス圧
延においては、圧延時における圧延荷重による幅
方向への変形に対する孔型の拘束がないために、
圧延方向の伸び（延伸比）が小さなものとなり、
孔型圧延と同等の伸びを得るために圧下量を大き
くすると、材料の偏平率（アスペクト比）が過大
となり、次パスへの噛み込み時に材料が倒れ、圧
延が不可能となる。 また、特に大きな問題は、１回のパスにおける
圧下率が大きくなると幅広がりは大きくなり、カ
リバー圧延と同様な延伸効果を得るためにはパス
回数が増大し、連続圧延においては圧延機の設置
台数を増大する必要があり、これでは既存設備へ
の適用を阻害することである。 以上を要約すると、グルーブレス圧延を実行す
るに際しての課題は、幅広がりを抑制して、如何
に高い圧延効率で圧延材を延伸（圧延）せしめる
かにあり、さらに加えて、圧延材を順次圧延する
とき、圧延材に対する高度の延伸と、その加工時
における要する加工エネルギーとの関係を示す指
標、即ち、圧延変形効率を向上せしめることであ
る。 本発明者等は、グルーブレス圧延における材料
の挙動を種々実験を重ね、解析を加えた結果、孔
型圧延と同等以上の延伸比、さらには圧延に必要
な加工エネルギーが圧延本来の目的である延伸に
使用された割合を示す変形効率は、ロール径比と
圧延前後のアスペクト比に依存することを知見
し、加工エネルギーを最小にすることができなが
ら、孔型ロール圧延方法に比べてパス回数を少な
くできるとともに従来のグルーブレス圧延方法に
比べてロール径比が大きくなつても圧延適用領域
を狭くすることが少ない新しい線材・棒鋼のフラ
ツトロール圧延方法の開発に成功したのである。 （課題を解決するための手段） 本発明は、矩形断面形状の圧延素材をフラツト
ロールを用いて条鋼に圧延するに際して、延伸に
使用された割合を示す変形効率ηを0.35以上かつ
延伸比λを1.25以上にするため、任意のパス(i)の
入側におけるアスペクト比a0および出側における
アスペクト比a1の関係が a0・a1 0.02〓+0.44≦−0.18δ＋3.5 a0 1-0.025〓・a1≧1.5 但し、 a0；H0／B0 a1；H1／B1 δ；ロール径比 H0；圧延前の素材平均板厚 B0；圧延前の素材平均板幅 H1；圧延後の板厚 B1；圧延後の板幅 を満足するように当該スタンドにおけるロール間
〓を調整して圧延することを特徴とするものであ
る。 （実施例） 以下、本発明を詳述するに、第１図において、
１は直径Ｄを有するカリバーを形成していない平
滑なロール（以下、フラツトロールという）であ
り、この対のフラツトロール１は所定のロール間
〓を有して設けてある。 この対のフラツトロール１を用いて、圧延前の
素材平均厚さH0（以下、単に厚さという。）、圧延
前の素材平均幅B0（以下、単に幅という。）、矩形
断面積A0を有する矩形断面形状の圧延素材F0す
なわち、入側アスペクト比a0＝H0／B0の素材F0
を、任意のロール間〓に設定されたフラツトロー
ル間に通して厚さH1、幅B1、矩形断面積A1、出
側アスペクト比a1＝H1／B1となる圧延を行う場
合、この圧延（パス）における仕事量を圧延材の
延伸量として定義するならば、当該パスにおける
延伸比は、パス前後における断面積の比として表
わされることから、延伸比λ＝A0／A1として定
義される。 かかる延伸が行なわれる当該パスにおける圧延
を変形効率という観点から検討すると、 圧延の際に必要な圧延仕事量の単位体積あたり
の仕事量をＷ、そのうち伸び変形のために有効に
使われた仕事量をW1とすると、変形効率ηは、 η＝W1／Ｗ として定義される。 圧延の際に必要な仕事量Ｗは、圧延トルク（上
下ロールの和）、Ｇ、圧延後の断面積A1、先進率
φ、ロール半径Ｒより、 Ｗ＝Ｇ／A1（１＋φ）Ｒ として、さらに、上式中圧延トルクＧは、圧延荷
重Ｐとトルクアーム係数ψの積として、 Ｇ＝２・ψ・ld・Ｐ 但し、ld（投影接触長）：ld＝√（0−1）、
ロール径比δ＝2R／H0で求められる。また圧延
荷重Ｐは、投影接触長ld、素材幅B0、圧延荷重
係数Ｑ、材料の平均変形抵抗Kfnの積、即ち、 Ｐ＝ld・B0・Ｑ・Kfn として求められる。 上式における圧延荷重係数Ｑは Ｑ＝C1（ｍ＋１／ｍ）＋C2 但し、C1、C2は係数であり、圧延前の素材の
アスペクト比a0とロール径比δすなわち、2R／
H0の関数ｎとして表わされ、即ち、ｎ＝a0／δ
とすると、ｎを実験的に求められた値として、 ｎ0.45C1＝0.11n＋0.72 C2＝0.20n−0.10 で表わされ、また、トルクアーム係数ψ、先進率
φについては、従来斉藤らの提案する式 トルクアーム係数ψ（斉藤らの式） ψ＝0.68−0.09m 先進率φ（斉藤らの式） φ＝（１−ｑ）ｒ／１−ｒQ2 o 但し、 ｒ；圧下率＝H0−H1／H0 Ｋ；係数＝３−6ψ ｍ；ロール間〓形状比＝ld／hm ＝2R√（0−1）／（H0＋H1） hm；平均板厚＝（H0＋H1）／２ で求められる。 一方、上記圧延における仕事量Ｗが圧延材の伸
び変形として実際に使われる仕事量W1は、圧延
の際の歪、換言すれば、歪速度に対する平均変形
抵抗Kfnと、伸び歪の積として W1＝Kfn・loλ として求められ、従つて、圧延後における圧延材
の幅B1を推定することによつて実際の圧延仕事
量W1が求められることになる。 圧延後における材料の幅広がりは、柳本らの提
案する幅広がり式によれば、幅広がりβは、 β＝B1／B0＝（H0／H1）q ただし、ｑ＝1.02s＋μs−１ ｑは柳本の式で幅広がり指数 μ＝0.8（1.05−0.0005T） なお、Ｔは圧延温度 ここに、摩擦係数μはEkelundの式より圧延温
度Ｔ（℃）に依存した。 として求められる。 以上説明した各式をもとに圧延における変形効
率ηが求められることになるが今、圧延を律する
と考えられるロール径に対する圧延入側厚さ（素
材厚）の比、所謂、ロール径比毎に、延伸比λと
変形効率ηとを圧延前後におけるアスペクト比
a0、a1の関係として、ロール径比δ＝４、δ＝
６、δ＝８、δ＝10、δ＝12のそれぞれの場合に
ついて算出した結果を第２図乃至第６図に示し
た。 即ち、圧延前における素材のアスペクト比a0
（＝H0／B0）を横軸に、圧延後のアスペクト比a1
（＝B1／H1）を縦軸にした座標において、等λ線
を実線で、等η線を１点破線で示した。 ここで、第２図から第６図における実線の等λ
線（等延伸線）は、圧延前のアスペクト比a0を固
定して圧下率すなわち圧延後のアスペクト比a1を
大きくすると、延伸が大きくなることが認められ
る。 一方、この第２〜６図に示される如く、ロール
径比δが大きくなると、延伸比λおよび圧延変形
効率ηを示すカーブは急激な変化傾向を示す。 例えば、圧延における延伸比λについて、ロー
ル径比δが大きくなることは、大径ロールを用い
て圧延することになり、前述した様にロール径が
大径となることは、圧延時における接触弧長が大
きくなり、圧下による変形が延伸に寄与せず幅広
がりを助長するためと判断される。かかる現象は
圧延において格別に留意されるべきである。即
ち、現実の圧延において使用される圧延ロール径
は設備のメンテナンス性、共用性を考慮して数パ
ス（数スタンド）に亘つて同一ロール径のものを
使用するのが通例であり、一方、その間における
圧延により圧延材は順次減面されることから、各
パスにおけるロール径比は一定ではなく変化する
ことになる。結局、圧延における変形効率η、延
伸比λはロール径比δによつて大きく変動するこ
とである。 例えば、グルーブレス圧延法として従来提案さ
れている特公昭54−37582号に開示されている方
法によれば、単に圧延後におけるアスペクト比が
1.5〜2.5の範囲が好ましい条件であるとしてい
る。いまこれを前述する第２図乃至第６図に示す
各ロール径比δの関係に立つて検討するに、い
ま、入側アスペクト比a0および出側アスペクト比
a1のそれぞれを1.5としてこれを見ると、ロール
径比δが第２図、第３図のように小さい場合（第
２図はδ＝４、第３図はδ＝６で示す）には延伸
比λにしても圧延変形効率ηにしても、比較的良
好なものであるが、ロール径比δが第４図、第５
図、第６図で示すごとく大きくなるに従い、延伸
比λおよび圧延変形効率ηは低下することにな
る。 ところで、線材、棒鋼等の条鋼圧延において
は、中間圧延段階において、その延伸比λは1.25
程度といわれており、また圧延変形効率ηは0.35
程度と考えられる。従つて、ブレイクダウンを主
体とするグルーブレス圧延においても、その延伸
比λおよび圧延変形効率ηとして前述の値以上を
満足する条件が存在する。即ち、第２図乃至第６
図において、延伸比λを1.25、および圧延変形効
率ηを0.35のそれぞれの曲線で囲まれる領域での
圧延、換言すれば各圧延パスにおけるロール径比
δに対応する圧延前後のアスペクト比a0、a1を満
足させることによつて高延伸かつ高変形効率の圧
延が達成し得ることになる。 この第２図乃至第６図における1.25の延伸比λ
および0.35の変形効率ηにおける曲線即ち、両条
件を満足する圧延条件をロール径比δと入側アス
ペクト比a0と出側アスペクト比a1の関係として数
学的統計手法によつて無次元化して求めると、 λ＝1.25の等延伸線が a0 1-0.025〓a1≧1.5 η＝0.35の等変形効率線が a0a1 0.26〓+0.44≦−0.18δ＋3.5 であることが求められる。 従つて、圧延材料をパスライン上に間隔をおい
て列設した複数の溝なし圧延ロール間に導通して
圧延する場合に、上記の二式の範囲を満足して圧
延することによつて、線材、棒材の製造のブレイ
クダウンの工程を、溝なし圧延を用いるさいに、
加工エネルギーを最小にすることができるのであ
る。 例えば、ロール径400mmの場合で例示すると次
の通りである。 圧延前の素材（炭素鋼）高さ50mm、幅40mm（入
側アスペクト比a0＝1.25）から延伸比λとして
1.25を得るための圧延条件は、第４図での等λ線
より、出側アスペクト比a1が1.3程度と推定され
る。これは、圧延後の高さを最適手法により、出
側アスペクト比a1が1.3になるH1をもとめればよ
いことを意味する。ここに、前述した幅広がり式
において未知数はひとつであるから必ずもとま
る。このときの圧延変形効率ηは、第４図の等η
線より0.40と判断され、所定の目的は達せられ
る。 次に、ロール径比δが12である場合について第
６図に基づいて説明すると、入側アスペクト比a0
が1.5の寸法を有する圧延素材を圧延する場合、
延伸比λが1.25となる圧延条件にて圧延をおこな
うと、圧延後における出側素材寸法、換言すれ
ば、出側アスペクト比a1は約1.7となる。この時
の圧延変形効率ηは約0.28となる。このことは次
のことを意味する。即ち、延伸比λ＝1.25を達成
する圧延においては、入側アスペクト比a0よりも
出側アスペクト比a1のほうが幅広がりによつて大
きくなつており、圧延の仕事量が幅方向の変形に
転化される結果となり、圧延における圧下率が大
きくなり、圧延変形効率ηが初期の目的である
0.35以上を達成することが出来ず、また、圧延後
の素材形状も偏平度の大きな矩形状のものとな
る。 これから理解されることは、ロール径比δによ
つて最適圧延領域に制約を受けるということであ
り、各パスにおける圧延スケジユールの選定にお
いては、このロール径比δを考慮に入れて設計さ
れなければならない。 実際の圧延スケジユールの決定に際しては、上
記の計算手順は、例えば、第１パスにおいては素
材寸法から、入側アスペクト比a0、ロール径比δ
が判明していることから、上記２つの式を満足す
る出側アスペクト比a1を求め、当該アスペクト比
において変形効率ηが0.35以上、延伸比λが1.25
以上の最適圧延領域に入る様に繰り返し計算を行
い、この出側アスペクト比a1が得られるロール間
隔を設定する。 もし、当該パスにおいて延伸比δを最大にする
ことを望むならば、圧延変形効率ηを1.25以上の
任意の値に固定し、入側アスペクト比a0からその
時最大の延伸が得られる出側アスペクト比a1を決
定すればよく、また、反対に最大の圧延変形効率
ηを望むならば、延伸比λを固定し、それが得ら
れる出側アスペクト比a1を繰り返し演算して決定
する。 第２パス以降においては、第１パスにおける出
側のアスペクト比a1を入側のアスペクト比a0とし
て、前述と同様に計算することによつて求まる。
また前述とは逆に、ブレイクダウン工程において
最終出側の寸法が規定されていることから、下流
側のパスから順次逆算することを可能である。 次に本発明の実施例について説明する。 圧延材料（素材）として、150mm角、抽出温度
1050℃、カーボン0.18重量％の炭素鋼を対象とし
て、67mm角に４パス圧延する場合の実施結果を以
下の表で示す。
【表】
上記表に示す様に、本発明によれば、前述の二
式から各パスにおけるアスペクト比、換言すれ
ば、該アスペクト比に対応するロール間隔を設定
して圧延を行つたものであるが、そのいずれのパ
スにおいても、圧延変形効率ηおよび延伸比λは
所期の効果を有するもので、特に、第２、３パス
における延伸比λは、1.61および1.68を示し、従
来のカリバー圧延では達成し得ない高延伸加工
（強圧下）を達成するものである。 第７図に示す様に直径570φ〜480φのフラツト
ロール１を有する水平圧延機を１基目No.1H、３
基目No.3H、５基目No.5Hに、又垂直圧延機を２基
目No.2V、４基目No.4V、６基目No.V6に交互に配置
したタンデム圧延機列を用いて、圧延材料（素
材）として、115mm角、カーボン量0.18重量％の
炭素鋼を対象として中間寸法50mm角にまでのブレ
ークダウン圧延を行つた。 第１パスにおけるロール径は570φであり、ロ
ール径比δは約５となり、圧延変形効率ηが最大
となる様に前記式にもとづいて出側アスペクト比
a1を繰り返し演算して求めると、出側アスペクト
比a1は2.4となり、これに相当するロール間〓63.2
mmに設定して圧延を行つた。この時の延伸比λは
1.37で、また圧延変形効率ηは0.41であつた。 第２パスにあつてはロール径は570φでありロ
ール径比δは約４≒４となり延伸比λが最大とな
る様に出側アスペクト比a1を求めると、出側アス
ペクト比a1は1.8となりロール間〓を58.2mmに設定
し圧延を行つたところ、延伸比βは1.60、圧延変
形効率η＝0.35となり、極めて、強加工の圧延に
より高い延伸効果が認められた。 また第３パスおよび第４パスにあつてはロール
径530φであり、前述と同様に求めると、ロール
径比δ≒５で、その出側アスペクト比a1≒2.2と
なり、ロール間〓40.4mmで圧延を行つたところ、
延伸比λは1.68、圧延変形効率ηは0.38であり、
これまた強加工の圧延が実行された。 第５パスおよび第６パスにおいてはロール径
480φであり、中間素材寸法として目標の50mm角
の圧延材F01となる様に出側アスペクト比a1を１
としてロール間〓を設定し圧延を行つたところ、
延伸比λは1.39、圧延変形効率ηは0.474と極め
て高効率の圧延を行うことが出来た。 これに対し第７図において比較例としてカリバ
ー1Bを有するカリバーロール1Aを示す一般的に
採用される従来のカリバー圧延のパススケジユー
ルにおいては、図中に圧延材の長軸寸法×短軸寸
法として記載する様に６パス終了後においても所
要断面寸法には到らず、さらに１〜２パスの追加
が必要となり、このことから本発明が、各パスに
おいて、ロール径比との関係において最適の圧延
条件下において強加工（強圧下）の圧延を行い得
ることからパス回数を減少せしめることが理解さ
れる。 （発明の効果） 以上から明らかな様に、本発明によれば、線
材、棒材の圧延、特にブレイクダウンの工程で、
グルーブレスによる圧延を行うに際し、入側アス
ペクト比および出側アスペクト比とロール径比の
関係を特定し、ロール間〓を調整することによ
り、グルーブレス圧延において幅広がりを抑制
し、ロール径比が大きくなつても、圧延変形効率
を向上できて従来のグルーブレス圧延に比べて圧
延適用領域を広くできる利点がある。 また、従来の孔型ロール圧延方法に比べて所要
断面寸法に圧延する場合でも、パス回数を少なく
できて産業上極めて有効である。
式から各パスにおけるアスペクト比、換言すれ
ば、該アスペクト比に対応するロール間隔を設定
して圧延を行つたものであるが、そのいずれのパ
スにおいても、圧延変形効率ηおよび延伸比λは
所期の効果を有するもので、特に、第２、３パス
における延伸比λは、1.61および1.68を示し、従
来のカリバー圧延では達成し得ない高延伸加工
（強圧下）を達成するものである。 第７図に示す様に直径570φ〜480φのフラツト
ロール１を有する水平圧延機を１基目No.1H、３
基目No.3H、５基目No.5Hに、又垂直圧延機を２基
目No.2V、４基目No.4V、６基目No.V6に交互に配置
したタンデム圧延機列を用いて、圧延材料（素
材）として、115mm角、カーボン量0.18重量％の
炭素鋼を対象として中間寸法50mm角にまでのブレ
ークダウン圧延を行つた。 第１パスにおけるロール径は570φであり、ロ
ール径比δは約５となり、圧延変形効率ηが最大
となる様に前記式にもとづいて出側アスペクト比
a1を繰り返し演算して求めると、出側アスペクト
比a1は2.4となり、これに相当するロール間〓63.2
mmに設定して圧延を行つた。この時の延伸比λは
1.37で、また圧延変形効率ηは0.41であつた。 第２パスにあつてはロール径は570φでありロ
ール径比δは約４≒４となり延伸比λが最大とな
る様に出側アスペクト比a1を求めると、出側アス
ペクト比a1は1.8となりロール間〓を58.2mmに設定
し圧延を行つたところ、延伸比βは1.60、圧延変
形効率η＝0.35となり、極めて、強加工の圧延に
より高い延伸効果が認められた。 また第３パスおよび第４パスにあつてはロール
径530φであり、前述と同様に求めると、ロール
径比δ≒５で、その出側アスペクト比a1≒2.2と
なり、ロール間〓40.4mmで圧延を行つたところ、
延伸比λは1.68、圧延変形効率ηは0.38であり、
これまた強加工の圧延が実行された。 第５パスおよび第６パスにおいてはロール径
480φであり、中間素材寸法として目標の50mm角
の圧延材F01となる様に出側アスペクト比a1を１
としてロール間〓を設定し圧延を行つたところ、
延伸比λは1.39、圧延変形効率ηは0.474と極め
て高効率の圧延を行うことが出来た。 これに対し第７図において比較例としてカリバ
ー1Bを有するカリバーロール1Aを示す一般的に
採用される従来のカリバー圧延のパススケジユー
ルにおいては、図中に圧延材の長軸寸法×短軸寸
法として記載する様に６パス終了後においても所
要断面寸法には到らず、さらに１〜２パスの追加
が必要となり、このことから本発明が、各パスに
おいて、ロール径比との関係において最適の圧延
条件下において強加工（強圧下）の圧延を行い得
ることからパス回数を減少せしめることが理解さ
れる。 （発明の効果） 以上から明らかな様に、本発明によれば、線
材、棒材の圧延、特にブレイクダウンの工程で、
グルーブレスによる圧延を行うに際し、入側アス
ペクト比および出側アスペクト比とロール径比の
関係を特定し、ロール間〓を調整することによ
り、グルーブレス圧延において幅広がりを抑制
し、ロール径比が大きくなつても、圧延変形効率
を向上できて従来のグルーブレス圧延に比べて圧
延適用領域を広くできる利点がある。 また、従来の孔型ロール圧延方法に比べて所要
断面寸法に圧延する場合でも、パス回数を少なく
できて産業上極めて有効である。
第１図は変形効率に関するパラメータを定義す
るための幾何学的な説明図、第２図乃至第６図は
ロール径比４、６、８、10、12の各例を示すアス
ペクト座標に等λ線、等η線を示した本発明各例
の説明グラフ、第７図は、本発明と比較例とのパ
ススケジユールを示す説明図である。
るための幾何学的な説明図、第２図乃至第６図は
ロール径比４、６、８、10、12の各例を示すアス
ペクト座標に等λ線、等η線を示した本発明各例
の説明グラフ、第７図は、本発明と比較例とのパ
ススケジユールを示す説明図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 矩形断面形状の圧延素材をフラツトロールを
用いて条鋼に圧延するに際して、延伸に使用され
た割合を示す変形効率ηを0.35以上かつ延伸比λ
を1.25以上にするため、任意のパス(i)の入側にお
けるアスペクト比a0および出側におけるアスペク
ト比a1の関係が a0・a1 0.02〓+0.44≦−0.18δ＋3.5 a0 1-0.025〓・a1≧1.5 但し、 a0；H0／B0 a1；H1／B1 δ；ロール径比 H0；圧延前の素材平均板厚 B0；圧延前の素材平均板幅 H1；圧延後の板厚 B1；圧延後の板幅 を満足するように当該スタンドにおけるロール間
〓を調整して圧延することを特徴とする線材・棒
鋼のフラツトロール圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16612481A JPS5868402A (ja) | 1981-10-17 | 1981-10-17 | 線材、棒鋼の圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16612481A JPS5868402A (ja) | 1981-10-17 | 1981-10-17 | 線材、棒鋼の圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5868402A JPS5868402A (ja) | 1983-04-23 |
| JPH0416241B2 true JPH0416241B2 (ja) | 1992-03-23 |
Family
ID=15825469
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16612481A Granted JPS5868402A (ja) | 1981-10-17 | 1981-10-17 | 線材、棒鋼の圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5868402A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2014050943A1 (ja) * | 2012-09-27 | 2014-04-03 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | 冷間加工性、耐食性に優れた超非磁性軟質ステンレス鋼線材及びその製造方法、鋼線、鋼線コイル並びにその製造方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN113351643B (zh) * | 2021-04-23 | 2022-12-02 | 陕钢集团产业创新研究院有限公司 | 棒线材轧钢生产中150与165方坯快速切换的轧制方法 |
-
1981
- 1981-10-17 JP JP16612481A patent/JPS5868402A/ja active Granted
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2014050943A1 (ja) * | 2012-09-27 | 2014-04-03 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | 冷間加工性、耐食性に優れた超非磁性軟質ステンレス鋼線材及びその製造方法、鋼線、鋼線コイル並びにその製造方法 |
| JP2014080684A (ja) * | 2012-09-27 | 2014-05-08 | Nippon Steel & Sumikin Stainless Steel Corp | 冷間加工性、耐食性に優れた超非磁性軟質ステンレス鋼線材及びその製造方法、鋼線、鋼線コイル並びにその製造方法 |
| CN104662189A (zh) * | 2012-09-27 | 2015-05-27 | 新日铁住金不锈钢株式会社 | 冷加工性、耐蚀性优良的超级无磁性软质不锈钢线材及其制造方法、钢丝、钢丝卷及其制造方法 |
| CN104662189B (zh) * | 2012-09-27 | 2017-07-04 | 新日铁住金不锈钢株式会社 | 冷加工性、耐蚀性优良的超级无磁性软质不锈钢线材及其制造方法、钢丝、钢丝卷及其制造方法 |
| US9863016B2 (en) | 2012-09-27 | 2018-01-09 | Nippon Steel & Sumikin Stainless Steel Corporation | Super non-magnetic soft stainless steel wire material having excellent cold workability and corrosion resistance, method for manufacturing same, steel wire, steel wire coil, and method for manufacturing same |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5868402A (ja) | 1983-04-23 |
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