JPS5967324A - 熱間圧延における圧延材の材質制御方法 - Google Patents
熱間圧延における圧延材の材質制御方法Info
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- JPS5967324A JPS5967324A JP57178673A JP17867382A JPS5967324A JP S5967324 A JPS5967324 A JP S5967324A JP 57178673 A JP57178673 A JP 57178673A JP 17867382 A JP17867382 A JP 17867382A JP S5967324 A JPS5967324 A JP S5967324A
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- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D11/00—Process control or regulation for heat treatments
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- Control Of Metal Rolling (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
- Heat Treatment Of Strip Materials And Filament Materials (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は熱間圧延における圧延材の材質制御方法に係り
、特に鋼の熱間圧延に際して圧延中に圧延材のオーステ
ナイト粒径、蓄積ひずみ、変態率を測定［７、その測定
結果と圧延条件および冷却条件から圧延材のフェライト
粒径、フェライトの転位密度、変態組織等の最終内力組
織を予測し、その予測結果に基づき圧延条件、冷却条件
を計算機制御し目的とする材質を得る方法に関する。
、特に鋼の熱間圧延に際して圧延中に圧延材のオーステ
ナイト粒径、蓄積ひずみ、変態率を測定［７、その測定
結果と圧延条件および冷却条件から圧延材のフェライト
粒径、フェライトの転位密度、変態組織等の最終内力組
織を予測し、その予測結果に基づき圧延条件、冷却条件
を計算機制御し目的とする材質を得る方法に関する。
近年、制御圧延による高張力高靭性鋼板の製造技術が開
発されて来たが、制御圧延に際しては圧延中に最終成品
の組織要因に関するデータを測定し７．これらの測定結
果に基づき最終成品の機械的性質に太＠々影贋を及はす
フェライト粒径、変態組織、フェライト中の転位密度を
予測制御し、目的とする機械的性質を得ようとする強い
要求がある。
発されて来たが、制御圧延に際しては圧延中に最終成品
の組織要因に関するデータを測定し７．これらの測定結
果に基づき最終成品の機械的性質に太＠々影贋を及はす
フェライト粒径、変態組織、フェライト中の転位密度を
予測制御し、目的とする機械的性質を得ようとする強い
要求がある。
本発明者は先に圧延中にオーステナイト粒径、蓄積ひず
み、変態率を測定し、その測定結果にもとづき圧延終了
時の変態率、フェライト粒径を予測制御する方法を開示
したが下記の如き問題点があり、従来の制御方法を更に
改善することが望まれていた。
み、変態率を測定し、その測定結果にもとづき圧延終了
時の変態率、フェライト粒径を予測制御する方法を開示
したが下記の如き問題点があり、従来の制御方法を更に
改善することが望まれていた。
（イ）圧延のみにより材質制御を行うため、制御範囲は
圧延機の能力に太きく左右され、該当圧延機の圧延条件
の修正制御が不可能々場合もあること。
圧延機の能力に太きく左右され、該当圧延機の圧延条件
の修正制御が不可能々場合もあること。
（口Ｉ ｒＬ延能率を最大にするよう方範曲内での制
御を目的と（７ているが、この圧延能率も圧延機の能力
によって左右−３ｆｌ、ること。
御を目的と（７ているが、この圧延能率も圧延機の能力
によって左右−３ｆｌ、ること。
本発明の目的は上記従来技術の欠点を克服し圧延条件の
みならず冷却や件をも制御パラメータとし圧延中に組織
因子を測定することにより最終圧延材の目標口質を得る
ための効果的々制御方法を提供するにある。
みならず冷却や件をも制御パラメータとし圧延中に組織
因子を測定することにより最終圧延材の目標口質を得る
ための効果的々制御方法を提供するにある。
′本発明のこの目的は下記要旨の２発明によって達成孕
れる。
れる。
第１発明の要旨とするところは次の如くである。
すなわち、熱間圧延中に圧延荷重、ロール回転数。
板厚、バス間時間の実測により圧延材の平均変形抵抗Ｋ
ｍｏｂ、ｌを求め、予測もしくは実測した該圧延材の平
均温度Ｔを用い、圧延温度が９５０℃以上のバスにおい
ては該圧延材の標準変形抵抗Ｋｍｏを前記平均温度Ｔと
対数ひずみεおよびひずみ速度二の関数として（１）式
より求め、 ｔｎ Ｋｍｏ ＝ ａｏ ＋ ａ、／Ｔ −
ト ａ２７ｎ ｔ＋ａ３ Ｔｔｎ ｔ
−（］）（ただしａ。＋ ”ｌ＋ ”２１３３は常数
）かつ該当バスにおける該圧延材σ）オーステナイト粒
径（１γを（２）式より計算し、 ｔｎｄ７−−−− Ａｎ ［Ｋｍｏｂｓ／Ｋｍｏ〕＋２
． ＋＋＋（２）月４ （ただし”４ ＋ ａ５は常数） 圧延温度が９５ （１℃以下に々るまで上記過程をくり
かえ］７最終到達オ一ステナイト粒径ｄγ８を求め、更
に圧延温度９５０ ℃以十オーステナイトーフエライ）
変ｆ７！４温１ｉＡｒ３以上の各バスにおいては上記
過程によりＫ ｔｎ ｏを計算し、次のバスにおける標
準変形抵抗Ｋｍ、を（３）式より求め。
ｍｏｂ、ｌを求め、予測もしくは実測した該圧延材の平
均温度Ｔを用い、圧延温度が９５０℃以上のバスにおい
ては該圧延材の標準変形抵抗Ｋｍｏを前記平均温度Ｔと
対数ひずみεおよびひずみ速度二の関数として（１）式
より求め、 ｔｎ Ｋｍｏ ＝ ａｏ ＋ ａ、／Ｔ −
ト ａ２７ｎ ｔ＋ａ３ Ｔｔｎ ｔ
−（］）（ただしａ。＋ ”ｌ＋ ”２１３３は常数
）かつ該当バスにおける該圧延材σ）オーステナイト粒
径（１γを（２）式より計算し、 ｔｎｄ７−−−− Ａｎ ［Ｋｍｏｂｓ／Ｋｍｏ〕＋２
． ＋＋＋（２）月４ （ただし”４ ＋ ａ５は常数） 圧延温度が９５ （１℃以下に々るまで上記過程をくり
かえ］７最終到達オ一ステナイト粒径ｄγ８を求め、更
に圧延温度９５０ ℃以十オーステナイトーフエライ）
変ｆ７！４温１ｉＡｒ３以上の各バスにおいては上記
過程によりＫ ｔｎ ｏを計算し、次のバスにおける標
準変形抵抗Ｋｍ、を（３）式より求め。
、４ｎ Ｋｍ、 ＝ ｔｎＫｔｒｔ（、−ａ、７
ｎ ｄＴｓ＋ ａｑ
”’ （３）（ただしａｌｌ＋＋”？は常数） 前記Ｋｍ、およびＫ ＋ｎ ｏｈ、を用いて該当バスの
蓄積ひずみΔεを語））、し、圧延スケジュールに従い
次バス以降の圧延温度および蓄積ひずみを計算し、これ
らから前記変態温度Ａｒ、直前のバス終了後変態温度Ａ
ｒ Ｓに至る時間、変態直前の蓄積ひずみ△εｔを計
算により予測し、睨に該△εｔ１前記ｄγおよびＩＥ
１４終了後の該圧延材の冷却速度ＣＲを用いてフェライ
ト粒径ｄαを（４）式により予測し、ｔｎｄα＝ｃｏ＋
Ｃ，ｔｎ ｄ７−Ｃ，△εｔ−Ｃ３ｔｎＣＲ・＝（４）
（ただしＣ６＋ ｃ、 ｌ ”２ ＋ ｃ、は常数）該
予測フェライト粒径ｄαが目標とする前記圧延刊の材質
特性に必要カフエライト粒径になるように圧延スケジュ
ールおよび前記冷却速度ＣＲを制御することをＩ特徴と
する熱間ＩＥ延における圧延材の材質制症１方法、であ
る。
ｎ ｄＴｓ＋ ａｑ
”’ （３）（ただしａｌｌ＋＋”？は常数） 前記Ｋｍ、およびＫ ＋ｎ ｏｈ、を用いて該当バスの
蓄積ひずみΔεを語））、し、圧延スケジュールに従い
次バス以降の圧延温度および蓄積ひずみを計算し、これ
らから前記変態温度Ａｒ、直前のバス終了後変態温度Ａ
ｒ Ｓに至る時間、変態直前の蓄積ひずみ△εｔを計
算により予測し、睨に該△εｔ１前記ｄγおよびＩＥ
１４終了後の該圧延材の冷却速度ＣＲを用いてフェライ
ト粒径ｄαを（４）式により予測し、ｔｎｄα＝ｃｏ＋
Ｃ，ｔｎ ｄ７−Ｃ，△εｔ−Ｃ３ｔｎＣＲ・＝（４）
（ただしＣ６＋ ｃ、 ｌ ”２ ＋ ｃ、は常数）該
予測フェライト粒径ｄαが目標とする前記圧延刊の材質
特性に必要カフエライト粒径になるように圧延スケジュ
ールおよび前記冷却速度ＣＲを制御することをＩ特徴と
する熱間ＩＥ延における圧延材の材質制症１方法、であ
る。
第２発明は！侍に圧延終了温度がオーヌテナイトーフエ
ラーイト変態温１ｉＡｒ、以下の圧延材の場合には第１
発明と同様にして圧延祠の平均温度、対数０・ずみε、
蓄積ひずみ△ε、ひずみ速度；を求め前記変態温度Ａｒ
、以下、圧延終了までの各バスにおいて計算変形抵抗Ｋ
ｍｃ、ｇをこれらの関数として（５）式から計９し、 ／：ｎＫｍｃＩｌｌ＝ ｂｏ ＋ ｂ、／Ｔ十す、
Ａｎ （ｅ」−△ｔ ）＋ｂ、ＴＡｒ＋；・・・（５
） （ｆｃタシｂａ＋ ｂ＋＋ ｂ２＋ ｂｓ ’ｄ定’ｊ
ａ）変態率Ｉ（をＫｍｏｂ、およびＫｍｃｓ６の関数と
して（６）式により求め。
ラーイト変態温１ｉＡｒ、以下の圧延材の場合には第１
発明と同様にして圧延祠の平均温度、対数０・ずみε、
蓄積ひずみ△ε、ひずみ速度；を求め前記変態温度Ａｒ
、以下、圧延終了までの各バスにおいて計算変形抵抗Ｋ
ｍｃ、ｇをこれらの関数として（５）式から計９し、 ／：ｎＫｍｃＩｌｌ＝ ｂｏ ＋ ｂ、／Ｔ十す、
Ａｎ （ｅ」−△ｔ ）＋ｂ、ＴＡｒ＋；・・・（５
） （ｆｃタシｂａ＋ ｂ＋＋ ｂ２＋ ｂｓ ’ｄ定’ｊ
ａ）変態率Ｉ（をＫｍｏｂ、およびＫｍｃｓ６の関数と
して（６）式により求め。
４
１１− − ｔｎ （Ｋｍ、６．
／ＫｍｃＲ１１）
＝ （６）′ｒ 次バス以降の変態挙動を計算し圧延終了時の変態率ｒｔ
４を予測し、四に該Ｒ（と圧延終了後の冷却速度ＣＲと
前記フェライト粒径ｄαとの関数と［７て（７）式より
組織強化パラメータＰＳｔを予測し。
／ＫｍｃＲ１１）
＝ （６）′ｒ 次バス以降の変態挙動を計算し圧延終了時の変態率ｒｔ
４を予測し、四に該Ｒ（と圧延終了後の冷却速度ＣＲと
前記フェライト粒径ｄαとの関数と［７て（７）式より
組織強化パラメータＰＳｔを予測し。
−１／２
Ｐ ”＝ Ｐｏ ＋Ｐ、Ｒ−ト Ｐ２ ｄα
＋ Ｐｓ ＣＲ（１”（）ｓｔ
（ ・・（７） （ただしＰ。＋ ｐ、 ＋ Ｐｌ！ ｒ ｐ、は定数）
該予測Ｐｓｔが目標とする前記圧延材の材質特性に必要
なＰｓｔに介るように圧延スケジュールおよび前記冷却
速度ＣＲを制御することを特徴とする熱間圧延における
圧延材の相質制御方法：である。
＋ Ｐｓ ＣＲ（１”（）ｓｔ
（ ・・（７） （ただしＰ。＋ ｐ、 ＋ Ｐｌ！ ｒ ｐ、は定数）
該予測Ｐｓｔが目標とする前記圧延材の材質特性に必要
なＰｓｔに介るように圧延スケジュールおよび前記冷却
速度ＣＲを制御することを特徴とする熱間圧延における
圧延材の相質制御方法：である。
本発明者ｉｉ特願昭５７−６７５号において到達オース
テナイト粒径ｄγ６および変態座前の蓄積ひずみ△ε１
を下記［１〕、 ［Ｉ［］の手順により求めることを
開示した。
テナイト粒径ｄγ６および変態座前の蓄積ひずみ△ε１
を下記［１〕、 ［Ｉ［］の手順により求めることを
開示した。
〔■〕 圧延温度９５０℃以上のバスにおいて、オー
ステナイト粒径ｄγを実測平均竪形抵抗ＫｍｏＢ。
ステナイト粒径ｄγを実測平均竪形抵抗ＫｍｏＢ。
と圧延材平均温度Ｔ、ひずみε、ひずみ速度−の関数と
して下記（１）式で表わされる標準変形抵抗Ｋｍ（、を
用いて（２）式の如く表わネれることを示した。
して下記（１）式で表わされる標準変形抵抗Ｋｍ（、を
用いて（２）式の如く表わネれることを示した。
ｔｎＫｍｏ ＝ ａｏ＋ ａ、／Ｔ−１−ａ、ｔｎｔ＋
ａ、Ｔｔｎ； ＝４１）（ただしａｏ〜ａ３；定数
） ｔｎ ｄｒ −−−７ｎ ［Ｋｍｏｂ、／ＫｍＱ］ ＋
ａｌｌ＋・・（２）４ （ただしａ、、ａ、け定数） 熱間圧延中の圧延荷重、ロール回転数、板厚、バス間時
間を測定することによりＫｍ ｏｈ ＊ ＊ Ｔ ＊
ε、−を求めることが可能であり％（１）、 （２１
式によりリアルタイムでＫｍ、、ｄｒを計算することが
できる。
ａ、Ｔｔｎ； ＝４１）（ただしａｏ〜ａ３；定数
） ｔｎ ｄｒ −−−７ｎ ［Ｋｍｏｂ、／ＫｍＱ］ ＋
ａｌｌ＋・・（２）４ （ただしａ、、ａ、け定数） 熱間圧延中の圧延荷重、ロール回転数、板厚、バス間時
間を測定することによりＫｍ ｏｈ ＊ ＊ Ｔ ＊
ε、−を求めることが可能であり％（１）、 （２１
式によりリアルタイムでＫｍ、、ｄｒを計算することが
できる。
従って圧延温度９５０℃以上においては（２）式をくり
かえすことにより到達オーステナイト粒径ｄγ。
かえすことにより到達オーステナイト粒径ｄγ。
を求めることができる。
［１１〕 圧延温度９５０℃以下のパスにおいては。
変形抵抗ＫｍにＴ、ε、；、ｄｒ、および蓄積ひずみ△
εの関数として（３）式の如く表わされる。
εの関数として（３）式の如く表わされる。
ｔｎＫｍ＝ａ’、、＋ａ、／Ｔ＋ａ、ｔｎ（ｇ＋Δｇ）
＋ａｓＴｔｎｇ−ａ 、 Ａｎ ｄ７．
・・・（３）（ただしａ’（１＋ ３Ｉ−ｗ２４は定
数）（３）式において△ε＝０とおいた場合のＫｍの値
をＫｍ、として（３）式を用いて蓄積Ｏ・ずみ△εをＫ
ｍ、％に＋ｎ０．．の関数として次の（４）式により計
算する。
＋ａｓＴｔｎｇ−ａ 、 Ａｎ ｄ７．
・・・（３）（ただしａ’（１＋ ３Ｉ−ｗ２４は定
数）（３）式において△ε＝０とおいた場合のＫｍの値
をＫｍ、として（３）式を用いて蓄積Ｏ・ずみ△εをＫ
ｍ、％に＋ｎ０．．の関数として次の（４）式により計
算する。
１／ａ。
△ｔ＝〔（Ｋｒｎ。、、／Ｋｍ、） −１）ｔ−・・
ｉ４）該当パスがｉ番目のパスであるとし、ｊバス後γ
→αの変態があるとし、変態直前の蓄積ひずみ△εｔを
次の（５）式を用いて推定する。
ｉ４）該当パスがｉ番目のパスであるとし、ｊバス後γ
→αの変態があるとし、変態直前の蓄積ひずみ△εｔを
次の（５）式を用いて推定する。
・・・（５）
ここにλはにバヌと（Ｋ−１−１）パス間でのひずみス
間の圧延材の平均温度、εに、△εえはにパスでのひず
みおよび蓄積ひずみであり、ｔた△ｔはにパス後変態′
までの時間である。γ→α変態温度Ａｒ３についてはオ
ーステナイト粒径１合合成分。
間の圧延材の平均温度、εに、△εえはにパスでのひず
みおよび蓄積ひずみであり、ｔた△ｔはにパス後変態′
までの時間である。γ→α変態温度Ａｒ３についてはオ
ーステナイト粒径１合合成分。
圧延条件から求める公知式により推定してもよいが、セ
ンサーなどで実測してこれにあててもよい。
ンサーなどで実測してこれにあててもよい。
本発明においては上記［１）、 ［１１）の手順で求
めた到達オーステナイト粒径ｄγ、１変態直前の蓄積ひ
ずみ△ε１に加えて以下説明する圧延終了後の冷却速度
ＣＲをパラメータとして圧延後のフェライト粒径ｄαを
予測制御する方法を示す。
めた到達オーステナイト粒径ｄγ、１変態直前の蓄積ひ
ずみ△ε１に加えて以下説明する圧延終了後の冷却速度
ＣＲをパラメータとして圧延後のフェライト粒径ｄαを
予測制御する方法を示す。
先ず本発明６３行った実験結果について記載する。
実験ｌ
第１表にて示す如き組成を有する連続鋳造による供試鋼
スラブＡを１１５０℃に加熱後制御圧延を行ない９５０
℃以下の未再結晶域の圧延条件および圧延後の冷却条件
を変化ネせることにより。
スラブＡを１１５０℃に加熱後制御圧延を行ない９５０
℃以下の未再結晶域の圧延条件および圧延後の冷却条件
を変化ネせることにより。
変態直前の蓄積ひずみ△ｔい冷却速度を変動させること
により成品のフェライト粒径ｄαに及はす影響について
調査した。
により成品のフェライト粒径ｄαに及はす影響について
調査した。
第 １ 表
９５０℃以上のパスにおける（２）式を用いて計算した
到達オーステナイト粒径ｄｒ＠は６０〜６８μｍであっ
た。オーステナイトからフェライトへの変態点Ａｒ、は
７６４℃であったので、未再結晶域のパスヌケジュール
を変えることによりＡｒ、変態点直前の蓄積ひずみ△ε
ｔを０００１以下、０．０７゜０．１３となるようにし
た。更に圧延後の冷却速度ＣＲを０．２°Ｃ／ ｓｅｅ
（空冷）、４．５℃／ｓｅｃ、１２’ｃ／ Ｓｅｃと
変化させたところ、フェライト粒径ｄα、蓄積ひずみ△
εｔおよび冷却速度ＣＲとの関係は第１図に示す如くで
ある。第１図より明らかなとおり、Ａｎｄαとｔｎ Ｃ
Ｈとが線型関係にあり、△ｆｆｉの増加に従ってｄαが
次第に微細化することを示している。
到達オーステナイト粒径ｄｒ＠は６０〜６８μｍであっ
た。オーステナイトからフェライトへの変態点Ａｒ、は
７６４℃であったので、未再結晶域のパスヌケジュール
を変えることによりＡｒ、変態点直前の蓄積ひずみ△ε
ｔを０００１以下、０．０７゜０．１３となるようにし
た。更に圧延後の冷却速度ＣＲを０．２°Ｃ／ ｓｅｅ
（空冷）、４．５℃／ｓｅｃ、１２’ｃ／ Ｓｅｃと
変化させたところ、フェライト粒径ｄα、蓄積ひずみ△
εｔおよび冷却速度ＣＲとの関係は第１図に示す如くで
ある。第１図より明らかなとおり、Ａｎｄαとｔｎ Ｃ
Ｈとが線型関係にあり、△ｆｆｉの増加に従ってｄαが
次第に微細化することを示している。
ら
本発明オ盲上記実験を含む各種熱間加工実験および実機
による圧延実験を重ねた結果、フェライト粒径ｄαは到
達オーステナイト粒径ｄγ１が１０〜２００ ｐｍ 、
圧延後の冷却速度ＣＲが０．０５〜１５℃／ｓｅｅの範
囲において、ｄｒａｂ ＣＲおよび変態直前の蓄積ひず
み△εｔの関数として下記（６）式により精度よく表わ
されることを見出した。
による圧延実験を重ねた結果、フェライト粒径ｄαは到
達オーステナイト粒径ｄγ１が１０〜２００ ｐｍ 、
圧延後の冷却速度ＣＲが０．０５〜１５℃／ｓｅｅの範
囲において、ｄｒａｂ ＣＲおよび変態直前の蓄積ひず
み△εｔの関数として下記（６）式により精度よく表わ
されることを見出した。
ｔｎｄｉ＝Ｃｏ＋Ｃ，ｔｎｄ７．−Ｃ，−△ｔｔ−Ｃ，
ｔｎｃＲ−（６）（ただり、 Ｃｏ、Ｃ＋、Ｃｔ、Ｃｓ
は定数）（６）式の右辺の３項はひずみの累積効果によ
りフェライト核形成サイトが増加することを示し、第４
項は冷却速度の変化によりフェライトの成長速度が変わ
る効果を表わしている。
ｔｎｃＲ−（６）（ただり、 Ｃｏ、Ｃ＋、Ｃｔ、Ｃｓ
は定数）（６）式の右辺の３項はひずみの累積効果によ
りフェライト核形成サイトが増加することを示し、第４
項は冷却速度の変化によりフェライトの成長速度が変わ
る効果を表わしている。
かくの如くして（６）式より求めたフェライト粒径ｄα
と最終的に得ようとしている圧延材の材質特性に必要な
フェライト粒径とを比較して必要に応じて圧延条件およ
び冷却条件を修正制御する。この場合も同一フェライト
粒径ｄαを得るための圧延条件、冷却条件の組合わせは
原理的には無限に存在するが、圧延と冷却の双方を併せ
考慮した上で、圧延能率を最大にするようにｄαを決定
する。
と最終的に得ようとしている圧延材の材質特性に必要な
フェライト粒径とを比較して必要に応じて圧延条件およ
び冷却条件を修正制御する。この場合も同一フェライト
粒径ｄαを得るための圧延条件、冷却条件の組合わせは
原理的には無限に存在するが、圧延と冷却の双方を併せ
考慮した上で、圧延能率を最大にするようにｄαを決定
する。
上記基本方法において特に圧延終了温度がＡｒ。
変態点以下の場合については１本発明者が既に特願昭５
７−６７５号において開示した如く、圧延終了時の変態
率Ｒを次の手順で求める。すなわち、ｔ” Ｋｍｅｌ＃
＝ ｂｏ＋ ｂ、／Ｔ ＋ ｂ！ｔｎ（ｔ＋△ｔ ）
＋ ｂｓＴｔｎ ｔ・・・（７） （ただしす。、 ｂ、 、 ｂ、、 ｂ、 Ｉ″ｉｉ定
数 Ｒ＝ −−ｔｎ （Ｋｍｏ、、／ ＫｍＣＡ、 ）
−（Ｂ）（ただしＣけ定数） （８）式によりＩ（を求め次バス以降の変態を公知の実
験式により予測することにより圧延終了時の変態率Ｒ４
を予測する。
７−６７５号において開示した如く、圧延終了時の変態
率Ｒを次の手順で求める。すなわち、ｔ” Ｋｍｅｌ＃
＝ ｂｏ＋ ｂ、／Ｔ ＋ ｂ！ｔｎ（ｔ＋△ｔ ）
＋ ｂｓＴｔｎ ｔ・・・（７） （ただしす。、 ｂ、 、 ｂ、、 ｂ、 Ｉ″ｉｉ定
数 Ｒ＝ −−ｔｎ （Ｋｍｏ、、／ ＫｍＣＡ、 ）
−（Ｂ）（ただしＣけ定数） （８）式によりＩ（を求め次バス以降の変態を公知の実
験式により予測することにより圧延終了時の変態率Ｒ４
を予測する。
本発明−も実際の厚板圧延機を用いて数多くの実験を重
ねた結果、最終鋼板成品の強度はフェライト粒径ｄα、
変態率Ｒ４，圧延終了後の冷却速度ＣＲの関係として下
記（９）式で示される組織強化パラメーターＰｓｔと比
例関係にあることを見出した。
ねた結果、最終鋼板成品の強度はフェライト粒径ｄα、
変態率Ｒ４，圧延終了後の冷却速度ＣＲの関係として下
記（９）式で示される組織強化パラメーターＰｓｔと比
例関係にあることを見出した。
Ｐ３ｔ＝Ｐｏ＋Ｐ＋Ｒｆ＋Ｐｔｄα＋Ｐ３ＣＲ（Ｉ
Ｒ４）”’（９）（ただしＰ。＋ ｐ、 ｊ ｐ、 ｌ
ｐ８は定数）（９）式の右辺の第２項は（オーステナ
イト＋フェライト）２相域圧延に伴なうフェライト中の
転移密度の増加に関連する強化因子を表わし、第３項は
フェライト粒微細化に伴なう強化因子、第４項は変態組
織の強化因子を表わす。
Ｒ４）”’（９）（ただしＰ。＋ ｐ、 ｊ ｐ、 ｌ
ｐ８は定数）（９）式の右辺の第２項は（オーステナ
イト＋フェライト）２相域圧延に伴なうフェライト中の
転移密度の増加に関連する強化因子を表わし、第３項は
フェライト粒微細化に伴なう強化因子、第４項は変態組
織の強化因子を表わす。
１−記組織強化パラメーターＰｓｔの最終成品の強度に
及ぼす効果を確認するために本発明者の行った実験結果
について説明する。
及ぼす効果を確認するために本発明者の行った実験結果
について説明する。
実験■
第２表にて示す如き組成を有するギルド鋼の供試鋼Ｂを
転炉にて溶製し、連続鋳造にてスラブとした。
転炉にて溶製し、連続鋳造にてスラブとした。
第 ２ 表
上記供試鋼スラブを１１５０℃に加熱し、ロール半径６
００ｍ、ロール回転速度可変の可逆圧延機を用いて板厚
１６咽の鋼板を製造するに当り５本発明を適用した。先
ず９５０℃以上のバスにおける（２）式を用いて計算し
た到達オーステナイト粒径Ｆｉ５５〜６５μｍであった
。Ａｒ、変態点け７５８℃であるのでｉ Ａ ｒ ３変
態点以上のバスの圧延条件から求めた変態直前の蓄積ひ
ずみ△εｔけ０．１３〜０１５であった。
００ｍ、ロール回転速度可変の可逆圧延機を用いて板厚
１６咽の鋼板を製造するに当り５本発明を適用した。先
ず９５０℃以上のバスにおける（２）式を用いて計算し
た到達オーステナイト粒径Ｆｉ５５〜６５μｍであった
。Ａｒ、変態点け７５８℃であるのでｉ Ａ ｒ ３変
態点以上のバスの圧延条件から求めた変態直前の蓄積ひ
ずみ△εｔけ０．１３〜０１５であった。
そこでＡｒｓ変態点以下の圧延条件、仕上温度を変化さ
せることにより圧延終了時の変態率Ｒを０から０．２５
まで変化させ、更に冷却速度ＣＲを０．４℃／ＳｅＣか
ら１５℃／ｓｅｅまで変えることにより組織強化パラメ
ーターＰｓｔを３４．５〜５０．５の範囲に変化場せ、
成品の降伏強度および引張強度に及ぼす影響を調査した
。結果は第２図に示すとおりである。第２図より明らか
な如く１組織強化パラメーターＰｓｔは引張強度および
降伏強度と比例関係にあり＊ Ｐｓｔは制御因子として
材質制御に有効に利用できることが明らかとなった。而
してＰ５ｔｔま（９）式にて示す如く変態率１（（、フ
ェライト粒径ｄαおよび冷却速度ＣＲの関数としてＰｓ
ｔ ＝ｆ［Ｒ（、ｄα、ＣＲ］にて表わされ、Ｒ４，
ｄα、Ｃ１１１１−を本発明によって求められるので圧
延終了温度がγ→α変態温度のＡｒｓ点以下の圧延材の
場合は特に（９）式の組織強化パラメーターＰｓｔを制
御因子として利用することができる。
せることにより圧延終了時の変態率Ｒを０から０．２５
まで変化させ、更に冷却速度ＣＲを０．４℃／ＳｅＣか
ら１５℃／ｓｅｅまで変えることにより組織強化パラメ
ーターＰｓｔを３４．５〜５０．５の範囲に変化場せ、
成品の降伏強度および引張強度に及ぼす影響を調査した
。結果は第２図に示すとおりである。第２図より明らか
な如く１組織強化パラメーターＰｓｔは引張強度および
降伏強度と比例関係にあり＊ Ｐｓｔは制御因子として
材質制御に有効に利用できることが明らかとなった。而
してＰ５ｔｔま（９）式にて示す如く変態率１（（、フ
ェライト粒径ｄαおよび冷却速度ＣＲの関数としてＰｓ
ｔ ＝ｆ［Ｒ（、ｄα、ＣＲ］にて表わされ、Ｒ４，
ｄα、Ｃ１１１１−を本発明によって求められるので圧
延終了温度がγ→α変態温度のＡｒｓ点以下の圧延材の
場合は特に（９）式の組織強化パラメーターＰｓｔを制
御因子として利用することができる。
実施例
本発明により圧延条件のみならず、圧延終了後の冷却条
件をも制御した場合と、従来の圧延条件のみを制御した
場合について成品圧延材の機械的性質の偏差の比較試験
を行った。
件をも制御した場合と、従来の圧延条件のみを制御した
場合について成品圧延材の機械的性質の偏差の比較試験
を行った。
すなわち、第３表に示す如き組成を有する転炉にて溶製
］−またキルド鋼である供試（ト）Ｅを連続鋳造してス
ラブとした。
］−またキルド鋼である供試（ト）Ｅを連続鋳造してス
ラブとした。
」二記スラブを１１００℃に加熱し、ロール半径６００
ｍｍのロール回転可変の可逆圧延機を用いて引張飾装
６０に９／−、破面遷移温度−８０℃以下を目標とする
鋼板を製造するに当り、上記内容による本発明法と従来
法とを適用し結果を比較した。
ｍｍのロール回転可変の可逆圧延機を用いて引張飾装
６０に９／−、破面遷移温度−８０℃以下を目標とする
鋼板を製造するに当り、上記内容による本発明法と従来
法とを適用し結果を比較した。
本発明法においては上記材質を得るためにフェライト粒
径ｄαを７μｍ１組織強化パラメーターＰｓｔを４２．
０に制御することを目標としてオンラインで圧延条件、
冷却条件を修正制御した。一方。
径ｄαを７μｍ１組織強化パラメーターＰｓｔを４２．
０に制御することを目標としてオンラインで圧延条件、
冷却条件を修正制御した。一方。
的性質しま第４表に示すとおりである。
第４表
第４表より明らかな如く１本発明により制御さ第１．た
成品は従来法によるものに比ｌ−標準偏差が１／２以下
となり、極めて均質々材質が得られることを実証してい
る。
成品は従来法によるものに比ｌ−標準偏差が１／２以下
となり、極めて均質々材質が得られることを実証してい
る。
本発明は熱間圧延中に圧延荷重、ロール回転数、板厚、
パス間時間を測定し、圧延材の平均変形抵抗Ｋｍ０Ｂ、
を求め、かつ圧延材の平均温度Ｔを予測もしくは実測し
、圧延温度が９５０℃以上のバスにおいては、標準変形
抵抗Ｋｍ、をＴおよび対数ひずみε、ひずみ速度二の関
数として求め、かつオーステナイト粒径ｄγを計Ｋｌ、
、９５０℃以下にｆｘｈｉでこの過程を繰返し、圧延温
度が９５０℃以下Ａｒ３変態点以上のバスにおいては１
梯準変更抵抗１（ｍ、を求め、 Ｋ”ｏｈｍとＫｍ、を
用いて蓄積ひずみ△εを計算［７５次バス以降の圧延温
度および蓄積ひずみを計算し、これらからＡｒｓ変態点
直前の蓄積ひずみ△εｔ、ｄγおよび圧延終了後の冷却
速度ＣＲを用いてフェライト粒径ｄαを予測し、この予
測フェライト粒径ｄαを目標とする圧延材の材質特性に
必要カフエライト粒径と々るように圧延条件および冷却
速度を制御することにより従来よりも偏差を１／２以下
に縮少してきわめて均質な圧延材を得ることができるよ
うになった。
パス間時間を測定し、圧延材の平均変形抵抗Ｋｍ０Ｂ、
を求め、かつ圧延材の平均温度Ｔを予測もしくは実測し
、圧延温度が９５０℃以上のバスにおいては、標準変形
抵抗Ｋｍ、をＴおよび対数ひずみε、ひずみ速度二の関
数として求め、かつオーステナイト粒径ｄγを計Ｋｌ、
、９５０℃以下にｆｘｈｉでこの過程を繰返し、圧延温
度が９５０℃以下Ａｒ３変態点以上のバスにおいては１
梯準変更抵抗１（ｍ、を求め、 Ｋ”ｏｈｍとＫｍ、を
用いて蓄積ひずみ△εを計算［７５次バス以降の圧延温
度および蓄積ひずみを計算し、これらからＡｒｓ変態点
直前の蓄積ひずみ△εｔ、ｄγおよび圧延終了後の冷却
速度ＣＲを用いてフェライト粒径ｄαを予測し、この予
測フェライト粒径ｄαを目標とする圧延材の材質特性に
必要カフエライト粒径と々るように圧延条件および冷却
速度を制御することにより従来よりも偏差を１／２以下
に縮少してきわめて均質な圧延材を得ることができるよ
うになった。
特に圧延終了温度がＡｒ、以下の圧延材の場合には上記
方法より変態率Ｒを求め、圧延終了時の変態率Ｒ（を予
測し、このＲｆと、圧延終了後の冷却速度ＣＲおよびフ
ェライト粒径４字の関数として組織強化パラメーターＰ
ｓｔを予測し、これを目標とする圧延材の材質特性に必
要なＰｓｔになるように圧延条件、および冷却速度を制
御することにより唄に効果的な制御が可能となった。
方法より変態率Ｒを求め、圧延終了時の変態率Ｒ（を予
測し、このＲｆと、圧延終了後の冷却速度ＣＲおよびフ
ェライト粒径４字の関数として組織強化パラメーターＰ
ｓｔを予測し、これを目標とする圧延材の材質特性に必
要なＰｓｔになるように圧延条件、および冷却速度を制
御することにより唄に効果的な制御が可能となった。
第１図はフェライト粒径ｄα、蓄積ひずみ△εｔ」７−
よひ冷却速度の関係を示す相関図、第２図は組織強化パ
ラメーターＰｓｔと引張強度および降伏強度の関係を示
す相関図である。
よひ冷却速度の関係を示す相関図、第２図は組織強化パ
ラメーターＰｓｔと引張強度および降伏強度の関係を示
す相関図である。
Claims (2)
- （１）熱間圧延中に圧延荷重、ロール回転数、板厚、パ
ス間時間の実測により圧延材の平均変形抵抗Ｋｍ。６．
を求め、予測もしくは実測した該圧延材の平均温度Ｔを
用い、圧延温度が９５０℃以上のバスにおいては該圧延
拐の標準変形抵抗Ｋｍｏを前記平均温度Ｔと対数ひずみ
εおよびひずみ速度；の関数として（１）式より求め、 ７ｎＫｒｎ０−Ｃ６＋ａ１／Ｔ＋ａｔｔｎε＋ａ、Ｔｔ
ｎ； −・−Ｑ＞（ただし”Ｏ＋ ａｌ＋ Ｃ２＋
ａＳは定数）かつ該当バスにおける該圧延材のオース
テナイト粒径ｄγを（２）式より計算し。 １−” ｄ ７ ＝ Ａｎ 〔Ｋ”ｃａｂｓ／Ｋｍ
、、 ） ＋ ａａ −（２）４ （ただしａ４１８８は定数） 圧延温度が９５０℃以下になるまで上記過程をくりかえ
し最終到達オーステナイト粒径ｄγ、を求め。 更に圧延温度９５０℃以下オーステナイト−フェライト
変態温度Ａｒ、以上の各バスにおいては上記過程により
Ｋ ｍ ｏを計算し１次のバスにおける標準変形抵抗Ｋ
ｍ、を（３）式より求め、 ｔｎＫｍ、 ＝ ｔｎ Ｋｍｏ−ａ、 ｔｎｄｔｔ ＋
ａ、 ・＋＋ （３）（ただし３Ｂ＋ａ、は
定数） 前記Ｋｍ、およびＫｍｏ、、を用いて該当バスの蓄積ひ
ずみ△εを計算し、圧延スケジュールに従い次パス以降
の圧延温度および蓄積ひずみを計算し、これらから前記
変態温度Ａｒ、直前のバス終了後変態温度Ａｒ３に至る
時間、変態直前の蓄積ひずみ△εｔを計算により予測し
、更に該△εｔ、前記ｄγおよび圧延終了後の該圧延材
の冷却速度ＣＲを用いてフェライト粒径ｄαを（４）式
によシ予測し。 ｔｎｄｔｔ ＝ Ｃ，＋Ｃ１ｔｎｄｙ−Ｃ，Δｔｔ−Ｃ
，ｔｎＣＲ−（４）（ただしＣ８＋ ｃ、 ｌ Ｃ，Ｔ
Ｃｍは定数）該予測フェライト粒径ｄαが目標とする
前記圧延材の材質特性に必要なフェライト粒径になるよ
うに圧延スケジュールおよび前記冷却速度ＣＲを制御す
ることを特徴とする熱間圧延における圧延材の材質制御
方法。 - （２）熱間１’Ｔ：、延中に圧延荷重、ロール回転数、
板厚、バス間時間の実測により圧延材の平均変形抵抗Ｋ
ｍｏｂ５を求め、予測も１． ＜ ＋−１実測した該圧
延材の平均温度Ｔを用い、圧延温度が９５０℃以上のバ
スにおいて（ｄ部用延材の標準変形抵抗Ｋｍｏを前記平
均温度Ｔと対数ひずみεおよびひずみ速度この関数とし
て（１）式より求め、 ｉｎＫｍｏ＝ａｏ＋ａ、／Ｔ＋ａ、ｔｎｔ＋ａ８Ｔｔｎ
ｅ ＝１１）（ただしａｏ＋ ａｌｌ ａｌｌ ａ
８ｆｄ定数）かつ該当バスにおける該圧延材のオーステ
ナイト粒径ｄγを（２）式より計算し、 Ａｎ ｄ７−− −Ａｎ ［：Ｋ”ｏｂｓ／ＫｍＯ〕＋
＋ａ、 ＋＋ （２）４ （ただしａ４．ａ、ｉｌ−を定数） 圧延温度が９５０℃以下に々るまて上記過程をくりかえ
し最終到達オーステナイト粒径ｄ７ｍを求め、更に圧延
温度９５０℃以下オーステナイト−フェライト変態温度
Ａｒｓ以上の各バスにおいては上記過程によりＫｍｏを
計算し、次のバスにおける標準変形抵抗Ｋｍ、を（３）
式より求め、 ＡｎＫｍ、 ＝ ｊｎＫｍＯ−ａ６Ａｎｃｌｒｓ＋ ３
７・−（３）（ただしａ６＋”７に１定数） 前記に＋ｎ、 、ｌ、−よひＫｎｌｏｈ、ｌを用いて該
当バスの蓄積ひずみ△εを計３９し、圧延スケジュール
に従い次バス以降の圧１．ｆｆ、温度および蓄積ひずみ
を割算（〜、これらから前記変態温度Ａｒ、直前のバス
終了後変態温度Ａｒ８に至る時間、変態直前の蓄積ひず
み△εｔを泪−算により予測し、更に該△εｔ、前記ｄ
γおよびＥＥ ｌｆＦ、終了後の該Ｌモ延材の冷却速度
ＣＲを用いてフェライト粒径ｄαを（４）式により予測
し、ｔｎｄα＝Ｃｏ＋Ｃ，／＝ｎｄγ−Ｃ２△ｔ （Ｃ
３ｔｎ ＣＲ９” （４）（ただし、 Ｃｏ、 Ｃ，、
Ｃ２，Ｃ，Ｉｄ定数）更に圧延終了温ｌ−１がオーステ
ナイト−フェライト変態温度Ａｒ、以千の圧延材の場合
には、前記変態温度Ａｒ、以下、圧延終了までの各バス
において計算変形抵抗Ｋｒｎｃ、、、１を前記圧延材の
平均温度Ｔ、対数ひずみε、蓄積ひずみ△ε、ひずみ速
度２の関截どして（５）式から泪算し。 ｔｎＫｍｃ、、（Ｈ＝ ｔ）ｏ ＋ｂ、／’ｒ＋ｂ２Ａ
ｎ（ε十△ε）＋ｂｓＴＺｎ；・・・（５） （ただしす。＋ ｂＩ ＋ Ｊ ＋ ｂＩは定数）変態
率ＨをＫｍｏｂ、お上びＫｍ−ｃａＩの関数として（６
）式により求め、 ＩＬ−−−ｉｎ （Ｋｍ ｏｈ、／Ｋｍｃｍｌｌ
・（６）（ただしＣは定数） 次バス以降の変態挙動を計ｉｔ〜圧延終了時の変態率Ｒ
，（を予測し、更に該Ｔ−Ｌｆと圧延終了後の冷却速度
ＣＲと前記フェライト粒径ｄαとの関数とｌ〜て（７）
式より組織強化パラメータＰｓｔヲ予測し。 Ｐ’）、１＝Ｐｏ＋Ｐ＋Ｒ（＋Ｐｔｄａ ＋ＰｓＣＲ
（Ｉ Ｒｆ）・・・（７） （ただしＰ。、 Ｐ、、 Ｐ、、 Ｐｓは定数）該予測
Ｐｓｔが目標とする前記圧延材の材質特性に必要なＰｓ
ｔになるように圧延スケジュールおよび前記冷却速度Ｃ
Ｒを制御することを特徴とする熱間圧延における圧延Ｉ
の材質制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57178673A JPS5967324A (ja) | 1982-10-12 | 1982-10-12 | 熱間圧延における圧延材の材質制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57178673A JPS5967324A (ja) | 1982-10-12 | 1982-10-12 | 熱間圧延における圧延材の材質制御方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5967324A true JPS5967324A (ja) | 1984-04-17 |
Family
ID=16052557
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57178673A Pending JPS5967324A (ja) | 1982-10-12 | 1982-10-12 | 熱間圧延における圧延材の材質制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5967324A (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62158816A (ja) * | 1985-12-28 | 1987-07-14 | Nippon Steel Corp | 熱間圧延鋼材の製造方法 |
| FR2783444A1 (fr) * | 1998-09-21 | 2000-03-24 | Kvaerner Metals Clecim | Procede de laminage d'un produit metallique |
| CN103212585A (zh) * | 2012-01-24 | 2013-07-24 | 株式会社日立制作所 | 薄板用热轧机的控制装置以及薄板用热轧机的控制方法 |
| US9132720B2 (en) | 2012-02-24 | 2015-09-15 | Shiroki Corporation | Sash mounting structure for vehicle door and sash mounting method for vehicle door |
| JP2017060979A (ja) * | 2015-09-25 | 2017-03-30 | 新日鐵住金株式会社 | 圧延荷重予測方法 |
| IT202100008636A1 (it) * | 2021-04-07 | 2022-10-07 | Marcegaglia Ravenna S P A | Apparato per il monitoraggio in continuo di un materiale metallico in un processo di laminazione, e relativo metodo per il monitoraggio in continuo di un materiale metallico in un processo di laminazione |
-
1982
- 1982-10-12 JP JP57178673A patent/JPS5967324A/ja active Pending
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62158816A (ja) * | 1985-12-28 | 1987-07-14 | Nippon Steel Corp | 熱間圧延鋼材の製造方法 |
| JP2597986B2 (ja) * | 1985-12-28 | 1997-04-09 | 新日本製鐵株式会社 | 熱間圧延鋼材の製造方法 |
| FR2783444A1 (fr) * | 1998-09-21 | 2000-03-24 | Kvaerner Metals Clecim | Procede de laminage d'un produit metallique |
| EP0988903A1 (fr) * | 1998-09-21 | 2000-03-29 | Kvaerner Metals Clecim | Procédé de laminage d'un produit métallique |
| US6526328B1 (en) | 1998-09-21 | 2003-02-25 | Vai Clecim | Process for rolling a metal product |
| CN103212585A (zh) * | 2012-01-24 | 2013-07-24 | 株式会社日立制作所 | 薄板用热轧机的控制装置以及薄板用热轧机的控制方法 |
| JP2013150990A (ja) * | 2012-01-24 | 2013-08-08 | Hitachi Ltd | 薄板用熱間圧延機の制御装置および薄板用熱間圧延機の制御方法 |
| US9132720B2 (en) | 2012-02-24 | 2015-09-15 | Shiroki Corporation | Sash mounting structure for vehicle door and sash mounting method for vehicle door |
| JP2017060979A (ja) * | 2015-09-25 | 2017-03-30 | 新日鐵住金株式会社 | 圧延荷重予測方法 |
| IT202100008636A1 (it) * | 2021-04-07 | 2022-10-07 | Marcegaglia Ravenna S P A | Apparato per il monitoraggio in continuo di un materiale metallico in un processo di laminazione, e relativo metodo per il monitoraggio in continuo di un materiale metallico in un processo di laminazione |
| WO2022214527A1 (en) * | 2021-04-07 | 2022-10-13 | Marcegaglia Ravenna S.P.A. | Apparatus for continuous monitoring of a metallic material in a rolling process, and related method for continuous monitoring of a metallic material in a rolling process |
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