JPH0655202A - 温間圧延鋼板の圧延方法 - Google Patents
温間圧延鋼板の圧延方法Info
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- JPH0655202A JPH0655202A JP4231619A JP23161992A JPH0655202A JP H0655202 A JPH0655202 A JP H0655202A JP 4231619 A JP4231619 A JP 4231619A JP 23161992 A JP23161992 A JP 23161992A JP H0655202 A JPH0655202 A JP H0655202A
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- rolled
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- finish
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 仕上第１スタンドにおける広幅圧延材の圧延
荷重を低減し、広幅圧延材を温間圧延可能とすること。 【構成】 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は
予め定めたテーブルにより定め、仕上第１スタンド入側
でＡr3変態温度以下になるようにスラブを加熱し、仕上
圧延を行なう温間圧延鋼板の圧延方法。
荷重を低減し、広幅圧延材を温間圧延可能とすること。 【構成】 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は
予め定めたテーブルにより定め、仕上第１スタンド入側
でＡr3変態温度以下になるようにスラブを加熱し、仕上
圧延を行なう温間圧延鋼板の圧延方法。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、冷間圧延薄鋼板の代替
となる温間圧延広幅鋼板等の温間圧延鋼板の圧延方法に
関する。
となる温間圧延広幅鋼板等の温間圧延鋼板の圧延方法に
関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、例えば自動車の車体部品では、内
装の板厚が薄い部品に高価な冷延鋼板が使用されてい
た。冷間圧延鋼板は、熱延鋼板の酸化スケールを酸洗ラ
インで除去した後に冷間圧延により製造されるため、製
造費用がかかり高価であった。一方、板厚1.4mm 以下の
熱延鋼板は圧延の生産性が悪く、また熱間圧延時に発生
する表面の酸化スケールの量が多いことから歩留りが悪
く、薄くなればなるほど製造費用が高くなり、生産でき
る厚みにも限界があった。従って、冷間圧延鋼板の代替
となる薄物の熱間又は温間圧延材が安価に供給できれ
ば、自動車のみならず多くの鋼板加工部品の製造コスト
を低減できる。
装の板厚が薄い部品に高価な冷延鋼板が使用されてい
た。冷間圧延鋼板は、熱延鋼板の酸化スケールを酸洗ラ
インで除去した後に冷間圧延により製造されるため、製
造費用がかかり高価であった。一方、板厚1.4mm 以下の
熱延鋼板は圧延の生産性が悪く、また熱間圧延時に発生
する表面の酸化スケールの量が多いことから歩留りが悪
く、薄くなればなるほど製造費用が高くなり、生産でき
る厚みにも限界があった。従って、冷間圧延鋼板の代替
となる薄物の熱間又は温間圧延材が安価に供給できれ
ば、自動車のみならず多くの鋼板加工部品の製造コスト
を低減できる。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】従来、熱延工程の終盤
で温間圧延を施して圧延材の材料特性を向上させる特許
は多数公表されていたが、それらを寸法精度良く圧延す
る技術は知られていなかった。そこで、本発明者らは温
間圧延時の圧延荷重の予測方法として特開平3-153820を
開示した。これは、ホットストリップ仕上圧延時に圧延
材の温度がＡr3変態温度以上にあるか以下にあるかに応
じて圧延時の摩擦係数を別々に推定する方法である。即
ち、通常の 5〜 7スタンドの仕上圧延機群の何処かのス
タンド間で圧延材が変態温度以下になる場合、圧延荷重
の予測精度を向上させて寸法精度の良い鋼板を圧延する
技術を開示した。ところが、このように仕上スタンド間
で材料の温度を変態温度以下にして圧延すると、圧延ト
ルクが非常に大きくなり、広幅の温間圧延材を製造出来
ない問題があった。
で温間圧延を施して圧延材の材料特性を向上させる特許
は多数公表されていたが、それらを寸法精度良く圧延す
る技術は知られていなかった。そこで、本発明者らは温
間圧延時の圧延荷重の予測方法として特開平3-153820を
開示した。これは、ホットストリップ仕上圧延時に圧延
材の温度がＡr3変態温度以上にあるか以下にあるかに応
じて圧延時の摩擦係数を別々に推定する方法である。即
ち、通常の 5〜 7スタンドの仕上圧延機群の何処かのス
タンド間で圧延材が変態温度以下になる場合、圧延荷重
の予測精度を向上させて寸法精度の良い鋼板を圧延する
技術を開示した。ところが、このように仕上スタンド間
で材料の温度を変態温度以下にして圧延すると、圧延ト
ルクが非常に大きくなり、広幅の温間圧延材を製造出来
ない問題があった。
【０００４】また、従来ではスラブを加熱して１本づつ
仕上げ圧延し、先端の通板性を確保するために圧延速度
を低くしておき、圧延材の先端が巻取り機で巻かれると
直ちに加速を行ない、スラブの後端近くになると再び圧
延速度を下げることを繰り返していた。そして次の圧延
材を仕上げ圧延するまでの間10〜30秒程度のインターバ
ルをとっていた。このようなバッチ圧延では生産性が悪
く、特に 1.4mm以下の鋼板を圧延で製造するには生産性
が極端に悪くなるので、仕上圧延機入側でシートバーを
接合して常に高速圧延する方法が開発されている。しか
しシートバー全体を短時間に溶接することは実現不可能
であり、シートバーの両幅端のみを溶接し、残りの部分
を仕上圧延機で圧延圧接することが行なわれている。と
ころが、圧延圧接するには、接合部がロールバイト内を
通過するときに圧延ロールと圧延材間の摩擦係数を大き
くして圧接面に大きな圧力を発生させることと、圧接面
に大きな剪断変形を与える必要があった。従って、シー
トバーを次から次に接合して連続的に仕上げ圧延を行な
う場合に仕上第１スタンド(F1)の圧延荷重が大きくな
り、ひいては圧延トルクが過大となって広幅の薄鋼板を
圧延することができなかった。
仕上げ圧延し、先端の通板性を確保するために圧延速度
を低くしておき、圧延材の先端が巻取り機で巻かれると
直ちに加速を行ない、スラブの後端近くになると再び圧
延速度を下げることを繰り返していた。そして次の圧延
材を仕上げ圧延するまでの間10〜30秒程度のインターバ
ルをとっていた。このようなバッチ圧延では生産性が悪
く、特に 1.4mm以下の鋼板を圧延で製造するには生産性
が極端に悪くなるので、仕上圧延機入側でシートバーを
接合して常に高速圧延する方法が開発されている。しか
しシートバー全体を短時間に溶接することは実現不可能
であり、シートバーの両幅端のみを溶接し、残りの部分
を仕上圧延機で圧延圧接することが行なわれている。と
ころが、圧延圧接するには、接合部がロールバイト内を
通過するときに圧延ロールと圧延材間の摩擦係数を大き
くして圧接面に大きな圧力を発生させることと、圧接面
に大きな剪断変形を与える必要があった。従って、シー
トバーを次から次に接合して連続的に仕上げ圧延を行な
う場合に仕上第１スタンド(F1)の圧延荷重が大きくな
り、ひいては圧延トルクが過大となって広幅の薄鋼板を
圧延することができなかった。
【０００５】本発明は、仕上第１スタンドにおける広幅
圧延材の圧延荷重を低減し、広幅圧延材を温間圧延可能
とすることを目的とする。
圧延材の圧延荷重を低減し、広幅圧延材を温間圧延可能
とすることを目的とする。
【０００６】また、本発明は、シートバーを仕上圧延機
の前段で確実かつ容易に圧延圧接しながら、広幅圧延材
の圧延荷重を低減し、広幅圧延材を高い生産性にて温間
圧延可能とすることを目的とする。
の前段で確実かつ容易に圧延圧接しながら、広幅圧延材
の圧延荷重を低減し、広幅圧延材を高い生産性にて温間
圧延可能とすることを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】請求項１に記載の本発明
方法は、圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は予
め定めたテーブルにより定め、仕上第１スタンド入側で
Ａr3変態温度以下になるようにスラブを加熱し、仕上圧
延を行なうようにしたものである。
方法は、圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は予
め定めたテーブルにより定め、仕上第１スタンド入側で
Ａr3変態温度以下になるようにスラブを加熱し、仕上圧
延を行なうようにしたものである。
【０００８】請求項２に記載の本発明方法は、圧延材の
Ａr3変態温度を鋼材の化学成分又は予め定めたテーブル
により定め、仕上圧延機より上流の温度計による測定値
に基づいて仕上第１スタンド入側でＡr3変態温度以下に
なるようにシートバーを冷却し、仕上圧延を行なうよう
にしたものである。
Ａr3変態温度を鋼材の化学成分又は予め定めたテーブル
により定め、仕上圧延機より上流の温度計による測定値
に基づいて仕上第１スタンド入側でＡr3変態温度以下に
なるようにシートバーを冷却し、仕上圧延を行なうよう
にしたものである。
【０００９】請求項３に記載の本発明方法は、請求項１
又は２に記載の本発明方法において更に、仕上圧延機の
入側で粗圧延後のシートバーを先行シートバーに接合し
て連続的に仕上圧延を行なうようにしたものである。
又は２に記載の本発明方法において更に、仕上圧延機の
入側で粗圧延後のシートバーを先行シートバーに接合し
て連続的に仕上圧延を行なうようにしたものである。
【００１０】
【作用】圧延荷重Ｐと圧延トルクＧは公知の如く、次式
で与えられる。
で与えられる。
【００１１】
【数１】
【００１２】ここで、ｋm ：変形抵抗、ｌd ：投影接触
弧長、Ｑp ：圧下力関数、Ｗ：板幅、Ｒ：ロール半径、
Ｒ’：偏平ロール半径、Δｈ：圧延前後の板厚差、λ
G ：トルクアーム係数である。式(1) の圧下力関数Ｑp
は偏平ロール半径Ｒ’、出側板厚ｈ、圧下率γ、摩擦係
数μの関数であり式(4) で示される。
弧長、Ｑp ：圧下力関数、Ｗ：板幅、Ｒ：ロール半径、
Ｒ’：偏平ロール半径、Δｈ：圧延前後の板厚差、λ
G ：トルクアーム係数である。式(1) の圧下力関数Ｑp
は偏平ロール半径Ｒ’、出側板厚ｈ、圧下率γ、摩擦係
数μの関数であり式(4) で示される。
【００１３】 Ｑp ＝ｆ（Ｒ’，ｈ，γ，μ） …(4)
【００１４】また、式(1) の変形抵抗は、歪ε、歪速度
ｄε／ｄｔ、圧延材温度Ｔ、圧延材の化学成分等の関数
であり、 ｋm ＝ｆ（ε，ｄε／ｄｔ，Ｔ，Ｃ … ） …(5) 式(5) で表わされるが、公知のように圧延材の化学成分
に依存してＡr3変態点が変化し、この温度以上、以下に
よって変形抵抗ｋm は図２のように不連続的に変化する
ことが知られている。図２のように変態点以上では変形
抵抗は温度が下がるに従って大きくなるが、変態点以下
では不連続的に小さくなり、更に温度が下がるに従って
変形抵抗は増大する。従って、鋼の化学成分とこのよう
にして調べた変態温度を回帰分析することによって、圧
延材の変態点を予測することが可能であり、また成分の
差異による鋼種をコード化しておき、このコードと変態
点を対応させたテーブルより、圧延材の変態温度を予測
することができる。
ｄε／ｄｔ、圧延材温度Ｔ、圧延材の化学成分等の関数
であり、 ｋm ＝ｆ（ε，ｄε／ｄｔ，Ｔ，Ｃ … ） …(5) 式(5) で表わされるが、公知のように圧延材の化学成分
に依存してＡr3変態点が変化し、この温度以上、以下に
よって変形抵抗ｋm は図２のように不連続的に変化する
ことが知られている。図２のように変態点以上では変形
抵抗は温度が下がるに従って大きくなるが、変態点以下
では不連続的に小さくなり、更に温度が下がるに従って
変形抵抗は増大する。従って、鋼の化学成分とこのよう
にして調べた変態温度を回帰分析することによって、圧
延材の変態点を予測することが可能であり、また成分の
差異による鋼種をコード化しておき、このコードと変態
点を対応させたテーブルより、圧延材の変態温度を予測
することができる。
【００１５】一般に、ホットストリップミルの仕上圧延
機は 5〜 7スタンドあり、仕上圧延機入側のシートバー
厚みは約30mmで、仕上圧延機の前段は圧延温度が高いの
で変形抵抗は後段スタンドのものより小さいことから圧
下率を大きくとって仕上製品厚にできるだけ近づくよう
に圧延をする。即ち、一般の熱間圧延ではこのように圧
下スケジュールを組んでΔｈを大きくとってｌd を大き
くしてもｋm が比較的小さいために圧延荷重は後段に比
して大きくない。しかし、変態点以下の温間圧延を行な
う場合、仕上げの特に第１スタンドの温度が変態点直上
であると、図２に示す如く変形抵抗が高いので圧延荷重
が増大し、これに伴って圧延トルクが大きくなる。従っ
て、仕上第１スタンドにおける圧延材の温度が変態点直
下に設定される場合には、圧延負荷が大幅に減少し、広
幅の温間圧延材が圧延可能となるのである。これを数値
で具体的に比較すると、φ800mm のロール径で幅1000m
m、厚さ30mmの極低炭素鋼のシートバーを15mmまで仕上
第１スタンドで圧延したときの温度が 920℃の場合、変
形抵抗値は20.9kgf/mm2 であり圧延荷重とトルクはそれ
ぞれ2459tf、170tf・m であった。一方、圧延温度が 855
℃の場合、変形抵抗、圧延荷重、圧延トルクはそれぞれ
11.4kgf/mm2 、1333tf、93tf・mとなり 920℃の場合の約
54％にまで低減できた。
機は 5〜 7スタンドあり、仕上圧延機入側のシートバー
厚みは約30mmで、仕上圧延機の前段は圧延温度が高いの
で変形抵抗は後段スタンドのものより小さいことから圧
下率を大きくとって仕上製品厚にできるだけ近づくよう
に圧延をする。即ち、一般の熱間圧延ではこのように圧
下スケジュールを組んでΔｈを大きくとってｌd を大き
くしてもｋm が比較的小さいために圧延荷重は後段に比
して大きくない。しかし、変態点以下の温間圧延を行な
う場合、仕上げの特に第１スタンドの温度が変態点直上
であると、図２に示す如く変形抵抗が高いので圧延荷重
が増大し、これに伴って圧延トルクが大きくなる。従っ
て、仕上第１スタンドにおける圧延材の温度が変態点直
下に設定される場合には、圧延負荷が大幅に減少し、広
幅の温間圧延材が圧延可能となるのである。これを数値
で具体的に比較すると、φ800mm のロール径で幅1000m
m、厚さ30mmの極低炭素鋼のシートバーを15mmまで仕上
第１スタンドで圧延したときの温度が 920℃の場合、変
形抵抗値は20.9kgf/mm2 であり圧延荷重とトルクはそれ
ぞれ2459tf、170tf・m であった。一方、圧延温度が 855
℃の場合、変形抵抗、圧延荷重、圧延トルクはそれぞれ
11.4kgf/mm2 、1333tf、93tf・mとなり 920℃の場合の約
54％にまで低減できた。
【００１６】従って、本発明では、 (1) 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は予め定
めたテーブルにより定め、粗圧延中の鋼材の温度低下量
を計算し、仕上第１スタンド入側でＡr3変態温度以下に
なるようにスラブを加熱し、仕上圧延を行なうこと (2) 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は予め定
めたテーブルにより定め、仕上圧延機より上流の温度計
による測定値に基づいて仕上第１スタンド入側でＡr3変
態温度以下になるようにシートバーを冷却し、仕上圧延
を行なうこと により、仕上第１スタンドにおける圧延材の温度を変態
温度直下に設定し、圧延負荷を大幅に低減し、広幅の温
間圧延材を圧延可能とするものである。
めたテーブルにより定め、粗圧延中の鋼材の温度低下量
を計算し、仕上第１スタンド入側でＡr3変態温度以下に
なるようにスラブを加熱し、仕上圧延を行なうこと (2) 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分又は予め定
めたテーブルにより定め、仕上圧延機より上流の温度計
による測定値に基づいて仕上第１スタンド入側でＡr3変
態温度以下になるようにシートバーを冷却し、仕上圧延
を行なうこと により、仕上第１スタンドにおける圧延材の温度を変態
温度直下に設定し、圧延負荷を大幅に低減し、広幅の温
間圧延材を圧延可能とするものである。
【００１７】尚、加熱炉から抽出された圧延材の温度変
化は、素工程としての(a) 空冷、(b) 水冷、(c) 圧延の
３つに分けられる。圧延荷重の推定のためには圧延材の
平均温度の推定ができれば十分であり、上記３つの素工
程を圧延実績や予測に基づいて順次計算することにより
平均温度の変化も容易に計算ができる。具体的計算法の
一例は「塑性と加工」Vol.23、 No.252(1982-1) 、P63-
P70 に詳述しているが、その概要は以下のようである。
すなわち、 (a) 空冷 ΔTm＝f1(Tm0，△t ，Hm…) …(6) (b) 水冷 ΔTm＝f2 (αHw，Tm0 ，Tw，Hm，△t …) …(7) (c) 圧延 ΔTm＝f3 (ΔTd，ΔTc，ΔTf，Tm0 ，△t …) …(8) ただし、Tm0 ：初期平均温度、△t ：素工程の時間、H
m：平均板厚、αHw：水冷熱伝達率、Tw：水温、ΔTd：
ロールバイト内の加工発熱による温度上昇、ΔTc：ロー
ルへの熱伝導による平均温度低下量、ΔTf：ロールと圧
延材の摩擦による発熱量における平均温度変化を加熱炉
より抽出時のスラブの平均温度から逐次計算することに
より、圧延時の平均温度の推移を計算することが可能で
ある。
化は、素工程としての(a) 空冷、(b) 水冷、(c) 圧延の
３つに分けられる。圧延荷重の推定のためには圧延材の
平均温度の推定ができれば十分であり、上記３つの素工
程を圧延実績や予測に基づいて順次計算することにより
平均温度の変化も容易に計算ができる。具体的計算法の
一例は「塑性と加工」Vol.23、 No.252(1982-1) 、P63-
P70 に詳述しているが、その概要は以下のようである。
すなわち、 (a) 空冷 ΔTm＝f1(Tm0，△t ，Hm…) …(6) (b) 水冷 ΔTm＝f2 (αHw，Tm0 ，Tw，Hm，△t …) …(7) (c) 圧延 ΔTm＝f3 (ΔTd，ΔTc，ΔTf，Tm0 ，△t …) …(8) ただし、Tm0 ：初期平均温度、△t ：素工程の時間、H
m：平均板厚、αHw：水冷熱伝達率、Tw：水温、ΔTd：
ロールバイト内の加工発熱による温度上昇、ΔTc：ロー
ルへの熱伝導による平均温度低下量、ΔTf：ロールと圧
延材の摩擦による発熱量における平均温度変化を加熱炉
より抽出時のスラブの平均温度から逐次計算することに
より、圧延時の平均温度の推移を計算することが可能で
ある。
【００１８】従って、上記(1) の方法では予め想定され
る素工程の時間△t に基づいて計算することにより仕上
第１スタンド入側でAr3 変態温度以下とするための加熱
温度が計算できる。また、上記(2) の方法については、
圧延材の表面温度Tsと平均温度Tmは伝熱方程式を解くこ
とにより Tm＝f4(Hm ，Ts…) …(9) の形で表わされるので、表面温度測定値に基づいて平均
温度を計算し、式(7) により水冷による温度低下量を計
算できる。
る素工程の時間△t に基づいて計算することにより仕上
第１スタンド入側でAr3 変態温度以下とするための加熱
温度が計算できる。また、上記(2) の方法については、
圧延材の表面温度Tsと平均温度Tmは伝熱方程式を解くこ
とにより Tm＝f4(Hm ，Ts…) …(9) の形で表わされるので、表面温度測定値に基づいて平均
温度を計算し、式(7) により水冷による温度低下量を計
算できる。
【００１９】以上の説明では仕上第１スタンドの変形抵
抗が高く、特に圧延トルクが不足する場合の問題の解決
法を述べたが、圧延負荷を低減するための手段としては
圧延材とロール間を潤滑して摩擦係数を低減する方法が
公知である。然しながら、シートバーを仕上圧延機の前
段スタンドで圧延圧接するためには摩擦係数を大きくす
る必要がある。図３は接合面が摩擦係数の差によってど
の様に変化するかを示している。この図によると、摩擦
係数が大きいほどまた圧延圧下率が大きいほど接合界面
のゆがみ変形が大きくなるので接合長さが長くなり、こ
れが長くなるほど圧接されやすい。また、摩擦係数が大
きくなるほどロールバイト内の圧力が高くなることも圧
延圧接性を向上させる効果を生み出す。従って、仕上圧
延機の前段でシートバーを圧延圧接するためには摩擦係
数を出来るだけ大きくすることと圧下率を大きくするこ
とが必要であり、シートバーを圧延圧接しながら広幅鋼
板の圧延荷重を低減可能とするためには、潤滑によって
圧延荷重を低減するのではなく、上記のようにＡr3変態
点直下の変形抵抗の小さい温度域で仕上げ前段の圧延を
行なうことが有効になる。
抗が高く、特に圧延トルクが不足する場合の問題の解決
法を述べたが、圧延負荷を低減するための手段としては
圧延材とロール間を潤滑して摩擦係数を低減する方法が
公知である。然しながら、シートバーを仕上圧延機の前
段スタンドで圧延圧接するためには摩擦係数を大きくす
る必要がある。図３は接合面が摩擦係数の差によってど
の様に変化するかを示している。この図によると、摩擦
係数が大きいほどまた圧延圧下率が大きいほど接合界面
のゆがみ変形が大きくなるので接合長さが長くなり、こ
れが長くなるほど圧接されやすい。また、摩擦係数が大
きくなるほどロールバイト内の圧力が高くなることも圧
延圧接性を向上させる効果を生み出す。従って、仕上圧
延機の前段でシートバーを圧延圧接するためには摩擦係
数を出来るだけ大きくすることと圧下率を大きくするこ
とが必要であり、シートバーを圧延圧接しながら広幅鋼
板の圧延荷重を低減可能とするためには、潤滑によって
圧延荷重を低減するのではなく、上記のようにＡr3変態
点直下の変形抵抗の小さい温度域で仕上げ前段の圧延を
行なうことが有効になる。
【００２０】
【実施例】図１は本発明を実施する熱間圧延ラインを示
す模式図、図２は変形抵抗の温度依存性を示す線図、図
３は圧延前に圧延方向に垂直な接合面が圧延条件により
歪み変形する量を示す線図である。
す模式図、図２は変形抵抗の温度依存性を示す線図、図
３は圧延前に圧延方向に垂直な接合面が圧延条件により
歪み変形する量を示す線図である。
【００２１】図１において、Ｒ３は粗第３圧延機、ＲＤ
Ｔは粗出側温度計、１１は剪断機、１２は接合機、１３
は冷却装置、１４は仕上圧延機、１５は剪断機、１６は
コイラーである。
Ｔは粗出側温度計、１１は剪断機、１２は接合機、１３
は冷却装置、１４は仕上圧延機、１５は剪断機、１６は
コイラーである。
【００２２】本発明の実施例と比較例をまとめて表１に
示す。以下表１に基づいて説明するが、この例の鋼の代
表的化学成分はＣ／0.002 、Ｍｎ／0.1 、Ｓｉ／0.01重
量％であって、この成分からＡr3変態点は約 890℃であ
ることがわかっている。
示す。以下表１に基づいて説明するが、この例の鋼の代
表的化学成分はＣ／0.002 、Ｍｎ／0.1 、Ｓｉ／0.01重
量％であって、この成分からＡr3変態点は約 890℃であ
ることがわかっている。
【００２３】
【表１】
【００２４】（比較例）比較例として、1150℃に加熱し
た1800mm幅、260mm 厚、10mm長さスラブをＲ１ミル（粗
第１圧延機）で３パス、Ｒ２ミル（粗第２圧延機）で３
パス、Ｒ３ミル（粗第３圧延機）で１パス圧延して30mm
のシートバーに圧延した。これを７スタンド仕上圧延機
で1.2mm の鋼板に圧延しようとしたが、ロール径φ800m
m のＦ１（仕上第１スタンド）の圧延トルクが306tf・m
となり圧延トルクが許容量250tf・m を越えたので手動介
入によってＦ１出側の板厚を厚くする変更を行なった。
これに応じて以下のスタンドの出側板厚を厚くしたた
め、製品厚を2.3mm に変更した。このときの粗圧延機出
側の温度ＲＤＴ、Ｆ１の圧延温度、変形抵抗はそれぞれ
978℃、 920℃、20・9kgf/mm2 であった。
た1800mm幅、260mm 厚、10mm長さスラブをＲ１ミル（粗
第１圧延機）で３パス、Ｒ２ミル（粗第２圧延機）で３
パス、Ｒ３ミル（粗第３圧延機）で１パス圧延して30mm
のシートバーに圧延した。これを７スタンド仕上圧延機
で1.2mm の鋼板に圧延しようとしたが、ロール径φ800m
m のＦ１（仕上第１スタンド）の圧延トルクが306tf・m
となり圧延トルクが許容量250tf・m を越えたので手動介
入によってＦ１出側の板厚を厚くする変更を行なった。
これに応じて以下のスタンドの出側板厚を厚くしたた
め、製品厚を2.3mm に変更した。このときの粗圧延機出
側の温度ＲＤＴ、Ｆ１の圧延温度、変形抵抗はそれぞれ
978℃、 920℃、20・9kgf/mm2 であった。
【００２５】（実施例１）そこで、実施例１ではスラブ
の加熱温度を1050℃として上記比較例と同一パススケジ
ュールで粗圧延を行なった結果、粗圧延機出側の表面温
度ＲＤＴ＝916 ℃となり、このときのＦ１の圧延トルク
は 167tf・m、圧延温度、変形抵抗はそれぞれ 855℃、1
1.5kgf/mm2 であり、問題なく圧延ができた。この例で
はスラブ加熱温度を下げても粗圧延機の能力が大きいた
めに、粗圧延パススケジュールを変更しなくとも圧延で
きたが、圧延機の能力が不足する場合、パス数を増加さ
せても良い。その場合、圧延時間が増加するので、その
分に見合っただけ加熱温度を上げておけば良い。ここで
は前述の式 (6)〜(8) を用いて圧延材の温度変化を計算
したが、パス数の変更に伴うスラブの要求温度の予測も
これらの式を用いて簡単に行なえる。
の加熱温度を1050℃として上記比較例と同一パススケジ
ュールで粗圧延を行なった結果、粗圧延機出側の表面温
度ＲＤＴ＝916 ℃となり、このときのＦ１の圧延トルク
は 167tf・m、圧延温度、変形抵抗はそれぞれ 855℃、1
1.5kgf/mm2 であり、問題なく圧延ができた。この例で
はスラブ加熱温度を下げても粗圧延機の能力が大きいた
めに、粗圧延パススケジュールを変更しなくとも圧延で
きたが、圧延機の能力が不足する場合、パス数を増加さ
せても良い。その場合、圧延時間が増加するので、その
分に見合っただけ加熱温度を上げておけば良い。ここで
は前述の式 (6)〜(8) を用いて圧延材の温度変化を計算
したが、パス数の変更に伴うスラブの要求温度の予測も
これらの式を用いて簡単に行なえる。
【００２６】（実施例２）次に、実施例２について説明
する。加熱炉で実施例２のスラブの隣にあったスラブは
冶金的に1250℃に加熱する必要があった。このため実施
例２のスラブ温度は1150℃に上がってしまった。そこ
で、比較例と同じパススケジュールで粗圧延したが、Ｒ
ＤＴ＝ 978℃と高く、このままでは比較例のようにＦ１
の圧延負荷が大きく1.2mm の鋼板が製造できない。そこ
で、前述の式(9) に従って仕上入側の冷却設備で冷却ヘ
ッダーを１ケ増すことにより30mmのシートバーを50℃冷
却した。この結果、Ｆ１の圧延温度は 870℃に下がり、
変形抵抗が11.3kgf/mm2 となったため圧延トルクも164t
f・m で問題なく圧延できた。
する。加熱炉で実施例２のスラブの隣にあったスラブは
冶金的に1250℃に加熱する必要があった。このため実施
例２のスラブ温度は1150℃に上がってしまった。そこ
で、比較例と同じパススケジュールで粗圧延したが、Ｒ
ＤＴ＝ 978℃と高く、このままでは比較例のようにＦ１
の圧延負荷が大きく1.2mm の鋼板が製造できない。そこ
で、前述の式(9) に従って仕上入側の冷却設備で冷却ヘ
ッダーを１ケ増すことにより30mmのシートバーを50℃冷
却した。この結果、Ｆ１の圧延温度は 870℃に下がり、
変形抵抗が11.3kgf/mm2 となったため圧延トルクも164t
f・m で問題なく圧延できた。
【００２７】（実施例３）スラブを10本加熱炉に挿入
し、先ずその１本目（No.1材）を実施例１に示す条件で
30mmのシートバーに粗圧延した。このシートバーを図１
に示す７スタンドの仕上圧延機で幅1800mm、厚さ1.2mm
の鋼板に圧延し先端を650mpmの速度で通板してコイラー
に巻き付けた。コイラーに先端が巻き付いた段階で全体
的に加速を行なって900mpmの圧延速度に固定した。No.1
材に続いてNo.2スラブを抽出して粗圧延して30mmのシー
トバーに延ばした。そこで、No１材の後端のクロップと
No.2材の先端のクロップを剪断して両材を直ちに突き合
わせて界面の酸化を防止し、両幅端を溶接した。そし
て、No.1材の後端に引きずられてNo.2材の先端もあたか
も１本のシートバーのようにそのまま仕上圧延された。
この間、Ｆ１スタンドの圧下率は50％で特に変化はさせ
ていず、圧延荷重やトルクも表１の実施例１の値に対し
て高々10％の変動であった。また、Ｆ１の圧延摩擦係数
はμ＝0.35であり圧延圧接が行なわれ接合面の破断もな
かった。そして、No.3材をNo.2材と同様に圧延し、同様
に接合を行ない、結局10本のスラブを次から次に圧延し
た。この間、圧延速度はほぼ900mpm一定であった。尚、
上記の説明ではシートバーの接合法の一例を示したが、
完全に全面を溶接接合する場合を除けば圧延圧接を行な
う限り他の方法であってもかまわない。
し、先ずその１本目（No.1材）を実施例１に示す条件で
30mmのシートバーに粗圧延した。このシートバーを図１
に示す７スタンドの仕上圧延機で幅1800mm、厚さ1.2mm
の鋼板に圧延し先端を650mpmの速度で通板してコイラー
に巻き付けた。コイラーに先端が巻き付いた段階で全体
的に加速を行なって900mpmの圧延速度に固定した。No.1
材に続いてNo.2スラブを抽出して粗圧延して30mmのシー
トバーに延ばした。そこで、No１材の後端のクロップと
No.2材の先端のクロップを剪断して両材を直ちに突き合
わせて界面の酸化を防止し、両幅端を溶接した。そし
て、No.1材の後端に引きずられてNo.2材の先端もあたか
も１本のシートバーのようにそのまま仕上圧延された。
この間、Ｆ１スタンドの圧下率は50％で特に変化はさせ
ていず、圧延荷重やトルクも表１の実施例１の値に対し
て高々10％の変動であった。また、Ｆ１の圧延摩擦係数
はμ＝0.35であり圧延圧接が行なわれ接合面の破断もな
かった。そして、No.3材をNo.2材と同様に圧延し、同様
に接合を行ない、結局10本のスラブを次から次に圧延し
た。この間、圧延速度はほぼ900mpm一定であった。尚、
上記の説明ではシートバーの接合法の一例を示したが、
完全に全面を溶接接合する場合を除けば圧延圧接を行な
う限り他の方法であってもかまわない。
【００２８】実施例１〜３によれば、広幅の温間圧延薄
鋼板が製造できるようになり、更にシートバーの圧延圧
接も確実にできるようになったので、高速で広幅の温間
圧延薄鋼板が製造できるようになり、生産性が飛躍的に
向上可能となることが認められる。
鋼板が製造できるようになり、更にシートバーの圧延圧
接も確実にできるようになったので、高速で広幅の温間
圧延薄鋼板が製造できるようになり、生産性が飛躍的に
向上可能となることが認められる。
【００２９】
【発明の効果】以上のように本発明によれば、仕上第１
スタンドにおける広幅圧延材の圧延荷重を低減し、広幅
圧延材を温間圧延可能となる。また、本発明によれば、
シートバーを仕上圧延機の前段で確実かつ容易に圧延圧
接しながら、広幅圧延材の圧延荷重を低減し、広幅圧延
材を高い生産性にて温間圧延可能となる。
スタンドにおける広幅圧延材の圧延荷重を低減し、広幅
圧延材を温間圧延可能となる。また、本発明によれば、
シートバーを仕上圧延機の前段で確実かつ容易に圧延圧
接しながら、広幅圧延材の圧延荷重を低減し、広幅圧延
材を高い生産性にて温間圧延可能となる。
【図１】図１は本発明を実施する熱間圧延ラインを示す
模式図である。
模式図である。
【図２】図２は変形抵抗の温度依存性を示す線図であ
る。
る。
【図３】図３は圧延前に圧延方向に垂直な接合面が圧延
条件により歪み変形する量を示す線図である。
条件により歪み変形する量を示す線図である。
Claims (3)
- 【請求項１】 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分
又は予め定めたテーブルにより定め、仕上第１スタンド
入側でＡr3変態温度以下になるようにスラブを加熱し、
仕上圧延を行なうことを特徴とする温間圧延鋼板の圧延
方法。 - 【請求項２】 圧延材のＡr3変態温度を鋼材の化学成分
又は予め定めたテーブルにより定め、仕上圧延機より上
流の温度計による測定値に基づいて仕上第１スタンド入
側でＡr3変態温度以下になるようにシートバーを冷却
し、仕上圧延を行なうことを特徴とする温間圧延鋼板の
圧延方法。 - 【請求項３】 仕上圧延機の入側で粗圧延後のシートバ
ーを先行シートバーに接合して連続的に仕上圧延を行な
うことを特徴とする請求項１又は２に記載の温間圧延鋼
板の圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4231619A JPH0655202A (ja) | 1992-08-07 | 1992-08-07 | 温間圧延鋼板の圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4231619A JPH0655202A (ja) | 1992-08-07 | 1992-08-07 | 温間圧延鋼板の圧延方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0655202A true JPH0655202A (ja) | 1994-03-01 |
Family
ID=16926351
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4231619A Pending JPH0655202A (ja) | 1992-08-07 | 1992-08-07 | 温間圧延鋼板の圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0655202A (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100250673B1 (ko) * | 1997-09-10 | 2000-04-01 | 야마오카 요지로 | 열간압연강판의 생산방법과 그 장치 |
| KR100424528B1 (ko) * | 1995-08-25 | 2004-05-20 | 에스엠에스 데마그 악티엔게젤샤프트 | 페라이트압연을위한열간압연스트립생산설비및페라이트압연스트립을생산하기위한방법 |
| KR100434847B1 (ko) * | 1995-09-06 | 2004-08-09 | 에스엠에스 데마그 악티엔게젤샤프트 | 박판압연스트립을압연하기위한열간스트립생산설비 |
| WO2008105453A1 (ja) * | 2007-02-27 | 2008-09-04 | Ngk Insulators, Ltd. | 金属板材の圧延方法および前記圧延方法を用いて製造された圧延板材 |
| CN102962252A (zh) * | 2012-12-06 | 2013-03-13 | 北京科技大学 | 一种连续柱状晶组织高铝青铜板材高效轧制工艺 |
| JP2014217858A (ja) * | 2013-05-08 | 2014-11-20 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 幅圧下設備および幅圧下方法 |
-
1992
- 1992-08-07 JP JP4231619A patent/JPH0655202A/ja active Pending
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100424528B1 (ko) * | 1995-08-25 | 2004-05-20 | 에스엠에스 데마그 악티엔게젤샤프트 | 페라이트압연을위한열간압연스트립생산설비및페라이트압연스트립을생산하기위한방법 |
| KR100434847B1 (ko) * | 1995-09-06 | 2004-08-09 | 에스엠에스 데마그 악티엔게젤샤프트 | 박판압연스트립을압연하기위한열간스트립생산설비 |
| KR100250673B1 (ko) * | 1997-09-10 | 2000-04-01 | 야마오카 요지로 | 열간압연강판의 생산방법과 그 장치 |
| WO2008105453A1 (ja) * | 2007-02-27 | 2008-09-04 | Ngk Insulators, Ltd. | 金属板材の圧延方法および前記圧延方法を用いて製造された圧延板材 |
| EP2127766A1 (en) * | 2007-02-27 | 2009-12-02 | NGK Insulators, Ltd. | Method of rolling metal sheet material and rolled sheet material produced by the rolling method |
| JPWO2008105453A1 (ja) * | 2007-02-27 | 2010-06-03 | 日本碍子株式会社 | 金属板材の圧延方法および前記圧延方法を用いて製造された圧延板材 |
| US8241437B2 (en) | 2007-02-27 | 2012-08-14 | Ngk Insulators, Ltd. | Metal sheet rolling method and rolled sheet manufactured by metal sheet rolling method |
| EP2127766A4 (en) * | 2007-02-27 | 2013-06-19 | Ngk Insulators Ltd | METHOD FOR ROLLING A METAL SHEET MATERIAL AND LAMINATED SHEET MATERIAL PRODUCED BY THE ROLLING PROCESS |
| JP5586221B2 (ja) * | 2007-02-27 | 2014-09-10 | 日本碍子株式会社 | 金属板材の圧延方法 |
| CN102962252A (zh) * | 2012-12-06 | 2013-03-13 | 北京科技大学 | 一种连续柱状晶组织高铝青铜板材高效轧制工艺 |
| JP2014217858A (ja) * | 2013-05-08 | 2014-11-20 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 幅圧下設備および幅圧下方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20010717 |