温間潤滑圧延による高 r 値熱延鋼板の開発 橋本俊一

まえがき＝高付加価値製品である薄鋼板，とくに，冷延 鋼板は鉄鋼材料全体の中でも重要な戦略製品であるにも かかわらず，製造プロセスが長く複雑であり，その簡略 化，省略化が不可欠である。いっぽう，熱延鋼板はプレ ス成形用鋼板として必須な特性である r 値が 1．0 以下と 低く，冷延鋼板の代替として使用できないのが実状であ る。冷延鋼板に代替しうる熱延鋼板を製造するためには，

冷延−焼鈍工程でおこなわれる集合組織制御を熱延工程 で代用する必要がある。一つの解決策として，フェライ ト（

α

しかしながら，近年，潤滑を施すことにより鋼板表層 部でのせん断集合組織の形成を抑制できること^4）が明ら かになって以来，

α

いっぽう，日本鉄鋼協会創形創質工学部会板箔フォー ラムの加工用薄鋼板エコプロセス研究会において，これ らを一歩進めた 薄スラブキャスティング−

α

このような状況のもとで，冷延工程を省略できるプロ

セスである温間潤滑圧延−焼鈍プロセスを念頭におい て，高 r 値熱延鋼板をえるため潤滑特性の影響を実験室 で検討したので，その結果^{5）〜9），12）}を報告する。

1．実験方法

1．1 供試材の化学成分

本実験にもちいた供試材の化学組織を第 1 表に示す。

これらは 90kg の真空溶解鋼であり，約 40ppmC の極低 炭素鋼である。 鋼 B は Ti や Nb を添加しない鋼であり，

鋼 B 以外の鋼は侵入型固溶元素の C や N を固着するに 十分な量の Ti や Nb を単独，もしくは複合で添加した in- terstitial-free（IF）鋼である。

1．2 熱延条件

1．2．1 温間圧延時の牛脂潤滑の効果

実験には第 1 表に示す鋼 A〜E をもちい，第 1 図に示 す 2 種類の圧延条件でおこなった。まず，素材を 1 200

℃に加熱し，仕上温度 900℃ で熱間圧延した後，700℃

に 1h 保持後，炉冷した。圧延後の熱処理は鋼中の C，N を炭窒化物として析出させるためである。

次いで，実験用の 2 スタンド高速圧延機をもちい，圧 延条件①では板厚 4．5mm の供試材を 500 から 800℃ に 加熱し，これを入側温度（T1）として 3 パス，合計圧下率 73％ で

α

α

粒度，析出物，固溶炭素量などの条件をできるだけそろ えて r 値に及ぼす圧延温度の影響を純粋に抽出するた め，加熱時間を必要最小限の 15min とした。1 パス目（F1）

Steel C Si Mn P S Al Ti Nb N

A 0．0035 0．02 0．12 0．001 0．0084 0．030 0．11 0．0035

B 0．0047 0．01 0．09 0．003 0．0021 0．036 0．0029

C 0．0032 0．02 0．10 0．002 0．0012 0．029 0．11 0．0020 D 0．0045 0．01 0．21 0．015 0．0059 0．041 0．06 0．0037 E 0．0035 0．02 0．11 0．002 0．0011 0．019 0．04 0．04 0．0018 F 0．0032 0．01 0．19 0．017 0．0039 0．031 0．05 0．0032 G 0．0040 0．02 0．17 0．011 0．0033 0．012 0．10 0．0031

■塑性加工特集 FEATURE : Metal Working Technology

温間潤滑圧延による高 r 値熱延鋼板の開発

橋本俊一^{（工博）＊}・塚谷一郎^{（工博）＊＊}・鹿島高弘^＊＊・三好鉄二^＊＊

＊鉄鋼事業本部・生産技術部 ^＊＊加古川製鉄所・技術研究センター

Development of Hot-rolled Steel Sheet with a High r-value by Rolling in Ferrite Region with Lubrication

Dr. Shun-ichi Hashimoto・Dr. Ichiro Tsukatani・Takahiro Kashima・Tetsuji Miyoshi

The effects of metallurgical factors on the r-value and texture of hot-rolled ultra low carbon steel sheet were studied．The following requirements should be fulfilled to obtain hot-rolled steel sheets with good deep drawability : 1）good lubrication was applied to eliminate non-homogenious texture formation in the thickness direction．2）solute carbon was minimized during hot-rolling in the non-crystallization ferrite re- gion．A high r-value of about 1．5 was obtained by hot-rolling with good lubrication conditions（forward slip below 5％）which was achieved by applying a lubricant of 1% synthetic ester emulsion in the laboratory．

mass ％ 第 1 表 供試材の化学成分

Table 1 Chemical compositions of steels

Rolling Condition ②  ① Rough Rolling

FC

AC

Roll Diameter  

Experimental Conditions

Velocity   Intermission Time

F1 F2 F2

F3 F3

250 250 300 3.8 3.8 20

4 1

15min 3min F1

900℃

T1 (＝FET): 500〜800℃

T0 : 1 000℃×10min 1 150℃×10min

②- A

②- B 1 200℃

900℃

700℃×1h

mm m/s s

および 2 パス目（F2）の圧延は直径 250mm のロールで圧 延速度 3．75m/s でおこない，3 パス目（F3）は直径 300 mm のロールで圧延速度 20m／s でおこなった。F1〜F2 および F2〜F3 パス間の時間は，それぞれ約 4s および 1s である。また，板厚方向の塑性歪みを均一にするためロ ール表面に牛脂を塗布した（潤滑圧延）。

圧延条件②では板厚 10mm の供試材を 1 000℃（②―A）

もしくは 1 150℃（②―B）に加熱して炭化物を一部固溶さ せ，その後，オーステナイト（γ）域で 55％ の熱間圧延 をおこなった後，

α

さらに，これらの材料を酸洗後，750℃×3h の再結晶 焼鈍を施した後，r 値および X 線により板厚各層の集合 組織などを測定した。r 値は圧延方向 L，圧延 45°方向 D お よ び 圧 延 直 角 方 向 T か ら 厚 さ×幅 10×長 さ 120mm の短冊型試験片を採取し，15％ の引張を与えた時の板厚

・板幅歪みより測定し，次式により r 値を求めた。

r＝（rL＋2rD＋rT）／4 ………（1）

1．2．2 合成エステル系エマルジョンによる潤滑性能の 影響

上記の実験では温間圧延時の潤滑は牛脂をロールに塗 布するという理想的な状態でおこなったが，実際の熱間 圧延ミルでは潤滑油は圧延油としてノズルなどでロール 表面に供給されるのが一般的である。このため潤滑状態 が大幅に異なってくると推定される。そこで，これらを シミュレートする実験をおこなった。

第 1 表に示す化学組成を有する板厚 7mm の極低炭素 Ti 添加鋼（鋼 F）を 800℃×20min 加熱・保持後，実験用 の 2 スタンド高速圧延機をもちい，1．2．1 項の圧延条件

①と同じ条件で圧延した（ただし，入側温度 700℃。1，2 および 3 パス後の狙い板厚は，それぞれ 4．5，3．0 および 1．8mm である）。

潤滑性能は潤滑剤の種類に依存し，一般的にロール付 着性は粘度に，また，耐熱性はケン化価に依存する。そ こで，第 2 表に示すように実験室的に粘度およびケン化 価を変えた種々の合成エステル系潤滑剤を準備した。こ れらの体積率 1％ のエマルジョン状態とし，約 0.4MPa

水圧のポンプにて圧延機の入側よりノズルで直接ロール 表面に散布した。散布する前のロールはすべて脱脂し，

表面は乾燥状態とした。これらの潤滑性能の評価は先進 率でおこなった。先進率はロール表面にポンチで圧痕を つけ，圧延後の供試材に転写された圧痕間隔の伸び率で ある。すなわち，ロールのポンチ圧痕間隔をl₀，圧延した 供試材に転写された圧痕間隔をl₁とすると先進率 FS は 式（2）で与えられ，圧下率が一定の場合，潤滑性能が良 好なほど先進率は小さくなる。

FS＝（l₁−l₀）／l₀×100％ ………（2）

次いで，850℃×1．5 min 焼鈍後に r 値などを測定した。

1．2．3 亜急冷凝固−温間圧延時の牛脂潤滑の効果 ストリップキャスタの凝固状態をシミュレートするた め第 1 表に示す極低炭素 Ti 添加鋼（鋼 G）を高周波真空 溶解炉にて溶製し，10mm 間隔に設置した金型間に鋳込 んだ。金型の厚さは 45mm，えられた薄鋳鋼板のサイズは 厚さ 10×幅 100×高さ 120mm である。引き続き，約 10

℃/s の冷却速度で 600℃ もしくは室温（T0）まで冷却し，

さらに 750 もしくは 950℃（T1）に再加熱し，いずれも入 側温度 750℃ で，2 パスにて全圧下率 80％ の圧延を牛脂 による高潤滑条件下でおこなった。1 および 2 パス後の 狙い板厚は，それぞれ 5.0 および 2.0mm である。その後，

850℃×1.5min 焼鈍をおこない，引張試験などに供した。

2． 実験結果および考察

2．1 温間圧延時の牛脂潤滑の効果

鋼 A をもちい，ロール表面に塗布する牛脂の量を変化 させて加熱・圧延入側温度 700℃ で圧延した。潤滑効果 の評価は無潤滑圧延からの圧延荷重の低下比率でおこな

Properties

Remarks Viscosity Saponification

Value

Lub．（a） 73 63 （Mineral Oil Type）

Lub．（b） 44 185

Lub．（c） 109 176

Lub．（d） 351 188

Lub．（e） （100） 178 ＋10％ Graphite

Lub．（f） 65 183 （Tallow Type）

第１図 実験手順の模式図

Fig. 1 Schematic illustration showing rolling condition

第 2 表 実験にもちいた潤滑剤の一般的性能 Table 2 Feature of lubricants used in this experiment

Viscosity : mm²/s at 37.8℃

Steel  A FET : 700℃

Rd   : 75％

Ann : 750℃×3h

0 10 20 30

1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

Load Drop by Lubrication  ％

r-value

（a）As-rolled without Lubricant （b）As-rolled without Lubricant(Tallow)

(222) (222)

(200)

(211) (211)

(200)

(110) (110)

Rolling Condition  ① FET : 700℃

0 10

1

.1

.01

10 20 30 40 50 0 10 20 30 40 50 Pole Density  I/I0

Through Thickness Location  ％ of  Thickness

(111)[011]

（a）Rolled without Lub. and Annealed （b）Rolled with Lub. and Annealed

(222) (222)

(200) (211) (211)

(200)

(110)

(110)

Rolling Condition  ① FET : 700℃

0 10

1

.1

.01

10 20 30 40 50 0 10 20 30 40 50 Pole Density  I/I0

Through Thickness Location  ％ of Thickness

(111)[112]

った。結果を第 2 図に示す。無潤滑圧延での r 値は 1．3 であったが，圧延荷重の低下，すなわち，高潤滑圧延ほ ど高い r 値を示し，約 20％ の圧延荷重が低下した高潤滑 材では 1．85 の r 値を示した。

圧延時の潤滑の効果はロールと鋼板表面の摩擦係数の 低下にともない鋼板表層部における変形状態が変化した 結果，すなわち，せん断変形領域が減少した結果と考え られる。その状態を可視的に捉えるためステンレス線を 板厚方向に埋め込んだ素材を 1 パスで圧下率 40％ の圧 延をおこない，圧延方向断面の組織を観察した。その結 果を第 3 図に示す。無潤滑圧延材ではステンレス線が大 きく曲げられており，大きいせん断変形を受けたことが わかる。これに対して，潤滑圧延材ではほぼ直線であり，

せん断変形領域が小さくなっている。

α

（211）および（200）面極密度は逆に表層部で低く，板厚 中心部に向かって増加する。いっぽう，第 4 図（b）に示 すように潤滑圧延まま材では板厚方向の極密度変化がほ とんどなく，均一な分布を示している。

第 5 図（a），（b）に再結晶焼鈍後の極密度変化を示す。

圧延まま材の板厚方向の変化と同様の傾向を示し，無潤 滑圧延材では r 値向上に寄与する（222）面極密度が表層 部できわめて低く，板厚中心部のみが潤滑圧延材と同等 の値を示す。鋼板の r 値は板厚方向各層の r 値（集合組 織）の積算であり，無潤滑圧延材において低い r 値しかえ られない理由はここにある。潤滑圧延材では板厚方向全 域にわたって高い（222）面極密度を示す。参考までに，

第 6 図に板厚中心部の（200）極点図を示す。第 6 図（a）

に示すように圧延ままでは冷延集合組織と同質の（211）

[011]を主方位とする RD//＜011＞繊維集合組織が発達 していることがわかる。いっぽう，焼鈍を施すと第 6 図

（b）に示すように IF 鋼の典型的な再結晶集合組織である

（554）[225]が認められるようになる。

化学成分や圧延条件の影響についてはページ数の関係 で詳しく触れないが，その考え方を簡単に紹介する。第 7 図に牛脂潤滑による

α

（a）Without Lubricant （b）With Lubricant（Tallow）

Rolling Direction 1mm

第 3 図 板厚方向に埋込んだステンレスワイヤの温間圧延後の変形状況 Fig. 3 Flection of insered stainless wire after hot-rolling

Rolling velocity : 0．3m/s Rolling diameter : 300mm

Reduction of hot-rolling : 40％（10→6mm）

第 2 図 r 値に及ぼす潤滑条件の影響

Fig. 2 Effect of lubrication condition on r-value

第 4 図 鋼 A の温間圧延まま材の板厚方向における極密度変化 に及ぼす潤滑の影響

Fig. 4 Effect of lubrication（tallow）on the changes in pole den- sity through thickness location in hot-rolled steel A

第 5 図 鋼 A の温間圧延材（750℃×3h 焼鈍）の板厚方向における 極密度変化に及ぼす潤滑の影響

Fig. 5 Effect of lubrication（tallow）on the changes in pole den- sity through thickness location in steel A rolled and an- nealed at 750℃ for 3h

(a) As Hot-rolled (b) Hot-rolled and Annealed

RD RD

0.5 0.5

0.5 0.5 0.5

1 1

2 3 3

2 0.5

32 3.53

3.5

1 1

1

3

2.5

5 3

4

Rolling Condition  ① Rolling Condition  ② - A Rolling Condition  ② - B 2.5

2.0

1.5

1.0

0.5RT 500 600 700 800 RT 500 600 700 800 RT 500 600 700 800 RT 500 600 700 800 Finish Rolling Entering Temp.    ℃

r-value

(a) Steel B (Al-killed)

(b) Steel C (Ti-IF)

(c) Steel D(Nb-IF) (d) Steel E(Ti+Nb-IF)

(2.7) r90

r45

r0

r

No-lubrication

Lub.(d),(e),(f)

Rolling Condition  ① FET : 700℃

4.0    t mm No-lubrication Lub. by Synthetic

Lub.(a) Lub.(b) Lub.(c) Lub.(d) Lub.(e) Lub.(f) Ester Emulsion

Forward Slip  ％

Rd  ％

20 30 40 50 60

15

10

5

0

Rolling Condition  ① Ann : 850℃ ×1.5min

FET : 700℃

7   4.5   3   1.8 mm

No-lubrication Lub. by Synthetic

Lub.(a) Lub.(b) Lub.(c) Lub.(d) Lub.(e) Lub.(f) Lub. by Tallow Ester Emulsion

Steel F 2.0

1.5

1.0

0.50 5 10 15 20

r-value

Forward Slip  ％

鋼においても安定して高い r 値をえるためには 700℃ 以 下の圧延温度が望ましい。また，圧延条件②のように再 加熱工程，しかもより高い再加熱温度を採用した場合に r 値が大幅に低下している。これらの現象は潤滑圧延と いえども仕上圧延時に固溶炭素が存在すると良好な r 値 がえられないことを示している。

以上のように，熱間圧延ではロール−鋼板表面間の摩 擦係数μが 0.3〜0.4 と高いため鋼板表面はせん断変形を 受け，板厚方向の変形に不均一を生じる。このため鋼板 の中心部では板面に並行に｛111｝集合組織が形成され，

深絞り用冷延鋼板と同等の r 値がえられる可能性を有す るが，表面に近づくにつれてせん断変形に起因して板面 に並行に｛110｝集合組織が形成されるため，結局，熱延 鋼板の r 値は 1.0 以下となる。以上のように，熱延鋼板で 深絞り性を高めるためには

α

部に生じるせん断変形を出来るだけ抑制することが必要 である。

3．2 合成エステル系エマルジョンによる潤滑性能の影 響

実機の連続熱間圧延ミルの制約のもとでの潤滑の効果 を調査するため実験室的に粘度およびケン化価を変えた 各種潤滑剤を体積率 1％ のエマルジョン状態とし，それ らを圧延機の入側よりノズルにてロール表面に散布し た。そのときの潤滑性能を先進率で評価し，r 値との関係 を調査した。第 8 図に示すように潤滑を施すことにより 先進率が減少し，また，粘度およびケン化価を変えて潤 滑性能を高めることにより先進率がさらに減少する。第 9 図に r 値と先進率の関係を示す。r 値は先進率と良好 な相関関係を示す。無潤滑圧延材では先進率が大きく，

r 値が小さいが，粘度およびケン化価を変えて潤滑性能 第 6 図 圧延条件①で潤滑圧延された鋼 A の（a）

圧延まま材および（b）750℃×3h 焼鈍後 の板厚中心部の（200）極点図

Fig. 6 （200）pole figures at mid plane of steel A rolled with lubrifcant by rolling condition

①（a）and annealed at 750℃ for 3h（b）

（Finish rolling entering temperature : 700℃）

◆（211）[011] ▼（111）[011] ▲（111）[112]

第 7 図 鋼 B，C，D および E の r 値に及ぼ す温間圧延温度および圧延条件の 影響

Fig. 7 Effect of rolling condition on r- value of hot-rolled and annealed sheet steels B，C，D and E

第 8 図 温間圧延後の先進率に及ぼす潤滑性能の影響 Fig. 8 Effect of lubrication properties on forward slip

第 9 図 r 値に及ぼす温間圧延時の潤滑性能の影響 Fig. 9 Effect of lubrication properties on r-value

0.5 1.0 1.5

2.0 50

40 30 20 10

750 850 950 0 750 850 950

Steel G r45

r0

r90

T0=600℃

T₀=600℃

T0=RT

T0=RT

Reheating Temp. T1   ℃ Reheating Temp. T1  ℃ YS, TS  N/mm2El.  ％

r-value

El.

TS

YS (b)

(a)

r

を高めることにより先進率が減少し，それにともなって r 値が向上する。牛脂をロール表面に塗布した場合にも っとも先進率が小さく，潤滑性能が良好となる。その結 果，ラボ圧延で約 1．65 という高い r 値がえられている。

実機の通常圧延材（ほぼ，無潤滑圧延状態）の r 値は 0．8〜1．0 であるため実機圧延とラボ圧延とでは 0．2 程 度のバイアスがあり，これらは張力の有無に起因すると 推定される。したがって，実機でえられる r 値はこのバ イアスを考慮すべきであり，実機レベルでの r 値の目標 を 1．3 以上とすると，先進率を 5％ 以下にすることが必 要であることがわかる。ちなみに，先進率が 5％ のとき Orowan and Sims の理論 で計算した摩擦係数μは約 0．1 である。

3．3 亜急冷凝固−温間圧延時の牛脂潤滑の効果 加工用薄鋼板エコプロセス研究会で提案された概念は 薄スラブ連鋳材を出発にしているが，これらは凝固組織 を呈しており，粗圧延工程がないため仕上圧延前の組織 の微細化が困難なこと，さらに，仕上圧延に至る工程で 固溶炭素を少なくする手段が少なくなるなどの不利益が ある。

実験室的に亜急冷凝固−温間圧延をシミュレートして 機械的性質を測定した結果を第 10 図（a）に示す。いず れの条件でも r 値は 1．2〜1．3 であり，亜急冷凝固後の 再加熱開始温度 T0および再加熱温度 T1の影響は少ない が，詳細に見ると T0が高いほど，また，T1が低いほど高 い r 値を示している。T1が 700℃ の場合にはγ→

α

α

α

JIS 13 号 B 引張試験片による機械的性質を第 10 図

（b）に示す。T0が高いほど，また，T1が低いほど軟質で，

かつ El．も高い。従来の製造法にくらべ粗大粒となって おり，肌荒れが生じやすくなっているが，これは圧下率

を 90％ 以上に高めることにより解決され，同時に r 値向 上にも寄与するものと考えられる。

むすび＝以上のように冷延鋼板に代替しうる特性，とく に高い r 値を有する熱延鋼板を製造するためには，

１）

α

２）圧延に至るまでの工程で固溶炭素量を極力減少させ る

などが重要である。

さらに，ラボベースで合成エステル系潤滑剤の 1％ エ マルジョンをもちいて先進率が 5％ 以下となるような潤 滑圧延をおこなうことにより約 1．5 の r 値をえた。

また，これらを実現するためには実機連続熱間圧延ミ ルで高潤滑性能を達成しうる潤滑剤の開発およびその圧 延技術の確立，さらに，コンパクト化の流れの中で，

α

域圧延において固溶炭素を制御・低減しうる成分設計お よびプロセスなどの開発・検討が不可欠である。

参 考 文 献

1 ） 瀬沼武秀ほか：日本金属学会秋期大会シンポジウム講演予稿

（1986 年 10 月），p．137．

2 ） 斉藤好弘ほか：日本金属学会秋期大会シンポジウム講演予稿

（1986 年 10 月），p．134．

3 ） T．Sakai et al．：Trans．ISIJ，28（1988），p．1028．＆p．1036．

4 ） 瀬沼武秀ほか：鉄と鋼，73（1987），p．1598．

5 ） S．Hashimoto et al : Proc．ICOTOM8（1987），Santa Fe，ed．by J．S．Kallend et al．TMS−AIME，p．673．

6 ） 橋本俊一ほか：鉄と鋼，73（1987），p．1617．

7 ） S．Nakamura et al．：Proc．THERMEC 88，Tokyo（1988），p．

644．

8 ） 松岡才二ほか：鉄と鋼，74（1988），p．2330．

9 ） 瀬沼武秀ほか：鉄と鋼，75（1989），p．782，＆p．2330．

10）「加工用薄鋼板のエコプロセスについて」，日本鉄鋼協会創形 創質工学部会板箔フォーラム，1996 年 9 月

11） 日本鉄鋼協会第 133 回春期講演大会創形創質工学部会シンポ

ジウム 熱延潤滑の現状と今後の課題

12） 塚谷一郎ほか：CAMP−ISIJ，Vol．1（1988），p.1690．

第 10 図 亜急冷凝固後、潤滑圧延した薄鋼板 の機械的性質に及ぼす亜急冷終了温 度 T₀および温間圧延再加熱温度 T₁ の影響

Fig. 10 Effects of charging T₀and reheating temperature T₁ on r-value and ten- sile properties of sheet steels pro- duced from rapidly-solidified plates