(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
第１のエマルションをロールおよびロールバイトに向けて供給するための循環式の第１の圧延油供給手段と、前記第１のエマルションの平均粒径より大きい平均粒径を有する第２のエマルションを、ロールバイトから上流スタンド側に所定距離離れた位置で鋼帯の表裏面に向けて供給するための第２の圧延油供給手段とを有する冷間圧延装置を用いた鋼帯の冷間圧延方法において、圧延開始時から第１の圧延油供給手段により所定量の第１のエマルションを供給し、圧延速度を上昇させる第１の供給工程と、
前記第１の供給工程における圧延速度の変化量Δυを検出し、鋼帯とロールとの間の摩擦係数の変化量Δμを求め、該Δυに対する該Δμの変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点で、さらに第２の圧延油供給手段による第２のエマルションの供給を開始する第２の供給工程と、
を備えたことを特徴とする鋼帯の冷間圧延方法。
【請求項２】
前記第２の供給工程において、さらに、前記変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μの値に応じて第２の圧延油供給手段による第２のエマルションの供給量を制御することを特徴とする請求項１に記載の鋼帯の冷間圧延方法。
【請求項３】
前記摩擦係数μの値は、前記変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での、先進率の値と圧延荷重の値とを用いて圧延理論式により求められることを特徴とする請求項１または２に記載の鋼帯の冷間圧延方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、被圧延材を高速圧延する冷間圧延方法に関し、特に循環圧延油供給系統と別圧延油供給系統とを備える冷間圧延装置を用いた冷間圧延方法に係る。
【０００２】
【従来の技術】
冷間圧延では、圧延中にストリップとワークロール間の過度の摩擦を減少させるために潤滑油が必要となる。また、摩擦発熱および加工発熱を除去するためにワークロール、バックアップロールおよびストリップの冷却が必要となる。
【０００３】
循環式圧延油供給方式（リサーキュレーション方式）は、圧延油と冷却水とがあらかじめ混合乳化されたエマルションを上述した潤滑および冷却のためにワークロールおよびロールバイト近傍のワークロール表面に向けてノズルからスプレーした後、回収し、再びノズルへ供給する一連の供給・回収を循環して行なう方式である（例えば日本鉄鋼協会編「板圧延の理論と実際」、Ｐ．２０８を参照。）。ワークロール表面に衝突した一部のエマルション粒子（油粒）が油膜としてワークロール表面に披着し、さらに鋼板上面側においては、ワークロール表面に付着しなかったエマルションが滞留し、披着する。そして、付着しなかったエマルションは板端から落下する。
【０００４】
上述したエマルションが鋼板およびロール表面に付着する現象は、プレートアウトと呼ばれており、このプレートアウト層がロールバイトに導入され、潤滑油として機能する。
【０００５】
冷間圧延において、ワークロール組み替え後から圧延が進み、積算圧延長を重ねるにつれてワークロール表面の粗度が低下し、これに伴って摩擦係数も低下するため、タイミングを図ってワークロールを組み替える必要がある。このワークロールの組み替えのタイミングは、積算圧延長により管理される。例えば、図９に示す循環式圧延油供給系統のみを有する全５スタンドのタンデム冷間圧延機を用い、被圧延材としての硬質ブリキ原板を仕上げ厚０．２ｍｍに冷間圧延する場合のワークロール組み替えのタイミング、すなわちワークロール組み替え時の積算圧延長は、図３の（ａ）、（ｂ）に示す結果に基づき、積算圧延長が３７０ｋｍの時点でなされる。図３の（ａ）は積算圧延長（ｋｍ）と第５スタンドのワークロールの表面粗さＲａ（μｍ）との関係につき調べた結果を示し、図３の（ｂ）は積算圧延長（ｋｍ）と圧延速度１０００ｍ／ｍｉｎ時の摩擦係数との関係について調べた結果を示している。
【０００６】
ところで、薄鋼板を高速圧延する冷間圧延機において、安定圧延を阻害する現象の一つにチャタリングと呼ばれる騒音を伴う異常振動現象がある。このチャタリングが発生すると、板厚変動や圧延スタンド間の張力変動を生じ、これらの変動が著しい場合には鋼板の破断に至ることもある。そのため、板厚変動による品質や歩留りの低下、板破断によるロール原単位の悪化、稼働率の低下などが発生する。このチャタリングは、次に説明する圧延不安定化によって発生すると言われてきた。すなわち、圧延が進むにつれてワークロール粗度が低下し、ワークロールおよび圧延材間の摩擦係数が低くなり、ロールバイト内の潤滑が過多となる状態が発生する。それに伴って、先進率が負（中立点がロールバイトの外へ飛び出した状態）となり圧延が不安定化する（例えば、鉄と鋼、第７３（１９８７）第１０号、ｐ．１３５８を参照。）。
【０００７】
一方、最近のブリキ材の製品動向である硬質・薄ゲージ化に伴い、生産性向上のために圧延速度のさらなる高速化が進められており、２０００ｍ／ｍｉｎを超える高速圧延速度での圧延技術が必要とされている。しかしながら、循環式圧延油供給方式を備えたタンデム冷間圧延機を用いて上記した高速圧延を行なった場合、特に仕上板厚０．２ｍｍ以下に圧延しようとしても、潤滑不足に起因したチャタリングが発生し、安定的な高速冷間圧延を阻害する。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、循環式圧延油供給系統を用いる冷間圧延方法において、高速圧延時の潤滑不足を解消し、潤滑不足に起因するチャタリング発生を防止することを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、先に循環式圧延油供給方式の高速圧延域における潤滑性改善を意図した冷間圧延方法を発明し、特願平１０−２６４７７３号として特許出願した。この先願の冷間圧延方法は、循環式圧延油供給系統（第１の圧延油供給系統）とは別の第２の圧延油供給系統を設け、この第２圧延油供給系統から、第１圧延油供給系統のエマルションよりも平均粒径の大きい、プレートアウト性の高いエマルション圧延油を、ロールバイトから上流スタンド側へ所定距離（エマルションがプレートアウトするための時間（転相時間）を確保することができる距離）離れた位置で鋼板表裏面に向けて供給するものである。先願の冷間圧延方法において、上記別圧延油供給系統は、好ましくは後段スタンドに適用される。これは、後段スタンドほど圧延速度が速くかつ板厚が薄くなるので圧延荷重が高くなり、潤滑条件が厳しくなるからである。先願の冷間圧延方法によれば、高速圧延域でも鋼板に披着する油量を大幅に増加させることができるため、高速圧延時に発生する潤滑不足を解消でき、潤滑不足に起因するチャタリングを防止することができる。
【００１０】
本発明者らは、上記した先願の冷間圧延方法につき、さらに検討を重ねた結果、次に説明する潤滑過多に起因したチャタリングが発生する場合があることが判明した。
【００１１】
本発明者らは、図１０に示す、先願の冷間圧延方法を行なうための別圧延油供給系統をも有する冷間圧延機を用い、前述した図３で説明したのと同様な被圧延材を冷間圧延した。また、図９に示す循環式圧延油供給系統のみを有する冷間圧延機を用いて上記被圧延材の冷間圧延も行なった。圧延油としての基油は循環式圧延油供給系統、別圧延油供給系統とも牛脂（４０℃での粘度；４５ｃＳｔ）を用いた。循環式圧延油供給系統のエマルション条件は温水中の基油濃度３．５体積％、エマルションの平均粒径１０μｍおよび温度６０℃とし、第５スタンドにおけるエマルション供給量を４０００リットル／分に制御した。また、別圧延油供給系統のエマルション条件は、温水中の基油濃度１０体積％、エマルションの平均粒径２０μｍ、温度６０℃とし、エマルション供給量を１３０リットル／分に制御した。
【００１２】
図４は、上述した冷間圧延を行なったときの、圧延速度と摩擦係数との関係を調べた結果を示すグラフ図であって、図４の（ａ）は積算圧延長が０ｋｍ（ワークロール組み替え直後）のとき、図４の（ｂ）は積算圧延長が１６０ｋｍのとき、図４の（ｃ）は積算圧延長が３７０ｋｍ（ワークロール組み替え直前）のときと、それぞれ積算圧延長が異なる、すなわちワークロールの表面粗度が異なる条件下での結果を示している。図４の（ａ）、（ｂ）、（ｃ）はそれぞれ、横軸に圧延速度（ｍ／ｍｉｎ）をとり、縦軸に第５スタンドにおけるワークロールおよび被圧延材間の摩擦係数をとっている。図４において、白丸を結んだ曲線Ａ１、Ａ２、Ａ３は、図９に示す冷間圧延機において循環式圧延油供給系統のみを用いた結果を示す特性線であり、黒丸を結んだ曲線Ｂ１、Ｂ２、Ｂ３は、図１０に示す冷間圧延機において別圧延油供給系統を圧延開始時から併用した結果を示す特性線である。また、図中における×印は、チャタリングの発生を表わす。
【００１３】
図４（ａ）においてロールの表面粗度が高い条件下で、別圧延油供給系統を併用せずに循環式圧延油供給系統のみを用いる場合、特性線Ａ１から明らかなように、圧延開始時から８００ｍ／ｍｉｎ程度までの低速領域においてチャタリングの発生しない適正な潤滑状態が得られていることを示しており、この領域では圧延速度の上昇とともに摩擦係数は低下傾向にある。しかし、上記低速域を超えると摩擦係数はそれまでの低下傾向から一転して急激に上昇し、圧延速度１０００ｍ／ｍｉｎで潤滑不足に起因したチャタリングが発生することがわかる。また、この特性線Ａ１に対して、図４（ｂ）、（ｃ）の特性線Ａ２、Ａ３は、積算圧延長が１６０ｋｍ、３７０ｋｍとロールの表面粗度が低い条件下のため摩擦係数が低減されることがわかる。このため、潤滑不足に起因したチャタリングの発生時期は特性線Ａ１に示すチャタリング発生時期よりも遅延されるが、いずれも圧延速度約１６００ｍ／ｍｉｎ（特性線Ａ２参照）、約１７００ｍ／ｍｉｎ（特性線Ａ３参照）でそれぞれチャタリングが発生している。
【００１４】
圧延速度に対して摩擦係数が変化する現象は、エマルション圧延油のプレートアウト性の観点から説明される。すなわち、圧延開始時から８００〜１０００ｍ／ｍｉｎの低速域においては、圧延速度の上昇とともに鋼帯単位面積当たりのエマルション圧延油供給量が増加し、かつエマルションの転相時間が確保されるので、鋼帯表面に十分なプレートアウト膜を披着させることができる。したがって、流体潤滑理論で説明されるように、ロールバイトへの供給油量が圧延速度の上昇とともに増加し、これに伴い摩擦係数は低下する。一方、上記低速域を超えて圧延速度が上昇すると、鋼帯単位面積当たりのエマルション圧延油の供給量が低下し、かつエマルションの転相時間を確保し難くなるため、鋼帯表面におけるプレートアウト量は減少する。したがって、ロールバイトへの供給油量は圧延速度とともに減少し、これに伴い摩擦係数は上昇する。
【００１５】
一方、ワークロールの表面粗度が高い条件下で、循環式圧延油供給系統と別圧延油供給系統とを圧延開始時から併用すると、図４（ａ）の特性線Ｂ１から明らかなように、摩擦係数を低減できるとともに、８００ｍ／ｍｉｎ以上の高速域であっても摩擦係数の急激な上昇を抑制でき、潤滑不足に起因したチャタリングを発生させることなく安定的に２０００ｍ／ｍｉｎ以上にまで加速できることがわかる。
【００１６】
しかし、ワークロールの表面粗度が低い条件下では、別圧延油供給系統を圧延開始時から併用すると、図４の（ｂ）、（ｃ）の特性線Ｂ２、Ｂ３に示すように、約６００〜７００ｍ／ｍｉｎの低速域において潤滑過多に起因したチャタリングが発生することが判明した。このように、別圧延油供給系統を併用しても高速圧延を達成できない場合があることが判明した。
【００１７】
本発明者らは、別圧延油供給系統を併用する先願の冷間圧延方法について、高速域での潤滑不足に起因したチャタリングの防止とともに上述した低速域における潤滑過多に起因したチャタリングの防止に関して鋭意検討した。その結果、図４（ｂ）、（ｃ）の特性線Ｂ２、Ｂ３から明らかなように、別圧延油供給系統は圧延開始時から必ずしも併用する必要はなく、圧延開始当初の圧延油の供給は循環式圧延油供給系統からのみでもよいことが判明した。この場合、循環式圧延油供給系統のみを用いたまま圧延速度を増しても、図４（ａ）、（ｂ）、（ｃ）の特性線Ａ１、Ａ２、Ａ３から明らかなように、高速域で潤滑不足に起因したチャタリングが発生してしまう。このため、このチャタリング発生前に別圧延油供給系統を併用する必要がある。この別圧延油供給系統の併用を開始するタイミングは、図４（ａ）の特性線Ａ１から、圧延速度の上昇に伴ってロールおよび被圧延材間の摩擦係数が低下傾向から上昇傾向に転ずる時であることが判明した。
【００１８】
本発明は、これらの検討結果に基づいてなされたものであって、第１のエマルションをロールおよびロールバイトに向けて供給するための循環式の第１の圧延油供給手段と、前記第１のエマルションの平均粒径より大きい平均粒径を有する第２のエマルションを、ロールバイトから上流スタンド側に所定距離離れた位置で鋼帯の表裏面に向けて供給するための第２の圧延油供給手段とを有する冷間圧延装置を用いた鋼帯の冷間圧延方法において、圧延開始時から第１の圧延油供給手段により所定量の第１のエマルションを供給し、圧延速度を上昇させる第１の供給工程と、前記第１の供給工程における圧延速度の変化量Δυを検出し、鋼帯とロールとの間の摩擦係数の変化量Δμを求め、該Δυに対する該Δμの変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点で、さらに第２の圧延油供給手段による第２のエマルションの供給を開始する第２の供給工程と、を備えたことを特徴とする。
【００１９】
さらに、前記第２の供給工程において、前記変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μの値に応じて第２の圧延油供給手段による第２のエマルションの供給量を制御することが好ましい。
【００２０】
本発明者らは、前述の図４で説明した圧延速度と第５スタンドにおける摩擦係数との関係をさらに詳細に調べた。
【００２１】
図５は、横軸に圧延速度（ｍ／ｍｉｎ）をとり、縦軸に第５スタンドにおける摩擦係数をとって、チャタリングが発生する領域を低速域から高速域にわたって調べた結果を示す図である。図中の上方の曲線Ｃ１は、潤滑不足に起因するチャタリング発生の結果を示す特性線であり、下方の曲線Ｃ２は、潤滑過多に起因するチャタリング発生の結果を示す特性線である。図５から明らかなように、チャタリングが発生しない条件は、特性線Ｃ１、Ｃ２間の領域であることが判明した。このチャタリング未発生領域は、高速域側ほど狭まる傾向にある。ここで、前述した図４の（ａ）〜（ｃ）において、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数の値は、ワークロールの表面粗度が高い条件下から低い条件下（図４の（ａ）から（ｃ））となるにしたがって低下している。このため、後の別圧延油供給系統を併用して圧延速度を上昇させる際、摩擦係数の値を図５のチャタリング未発生領域にとどめるように制御する必要がある。
【００２２】
本発明者らが鋭意研究した結果、上記変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数の値に応じて、別圧延油供給系統からの圧延油供給量を制御することにより、圧延速度の上昇に伴う摩擦係数の値が変化する範囲を上記チャタリング未発生領域内に保つことができ、より安定的な高速圧延が可能となることを見出した。
【００２３】
図６は、前述した図４で説明したのと同様に、横軸に圧延速度（ｍ／ｍｉｎ）をとり、縦軸に第５スタンドにおける摩擦係数μをとって、前述した変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点で併用した別圧延油供給系統からのエマルションの供給流量を種々変化させたときの圧延速度と摩擦係数との関係につき調べた結果を示すグラフ図である。図６の（ａ）は積算圧延長が０ｋｍ（ワークロール組み替え直後）のとき、図６の（ｂ）は積算圧延長が１６０ｋｍのとき、図６の（ｃ）は積算圧延長が３７０ｋｍ（ワークロール組み替え直前）のときと、それぞれ積算圧延長が異なる、すなわちワークロールの表面粗度が異なる条件下での結果を示している。図中の×印はチャタリングの発生を表わす。なお、図中には、参考として別圧延油供給系統を併用せずに循環式圧延油供給系統のみを用いた場合の結果も示す。
【００２４】
図６から明らかなように、別圧延油供給系統の併用以降も継続して摩擦係数を上記チャタリング未発生領域内に保持するためには、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数値に応じて別圧延油供給系統の供給流量を制御する必要があることが判明した。
【００２５】
図６の（ａ）では、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数値は約０．０１（この時点での圧延速度は約８００ｍ／ｍｉｎ）であり、この値での別圧延油供給系統の供給流量は１００リットル／分以上とすることが好ましく、１４０リットル／分ではチャタリングを生じなくなることが判明した。また、図６の（ｂ）では、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数値は約０．００８（この時点での圧延速度は約７５０ｍ／ｍｉｎ）と上記摩擦係数値よりも低下しており、この値での別圧延油供給系統の供給流量は２０〜１００リットル／分の範囲とすることが好ましく、６０リットル／分ではチャタリングを生じなくなることが判明した。この場合に、供給流量を１４０リットル／分と高くすると、別圧延油供給系統併用直後の圧延速度約１０００ｍ／ｍｉｎでチャタリングが発生し、逆効果であった。さらに、図６の（ｃ）では、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数値は約０．００７とさらに低下しており、この値での別圧延油供給系統からの供給量は１０〜４０リットル／分の範囲とすることが好ましく、２０リットル／分ではチャタリングを生じなくなることが判明した。この場合に供給流量を６０リットル／分と高くすると、別圧延油供給系統併用直後の圧延速度約１２５０ｍ／ｍｉｎでチャタリングが発生し、逆効果であった。
【００２６】
図６に示した結果に基づいて、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μの値と、２０００ｍ／ｍｉｎ以上の高速圧延を達成できた別圧延油供給系統の好ましい供給流量Ｑとの関係について調べた結果を図７に示す。図７から明らかなように、供給流量Ｑと摩擦係数μとはほぼ正比例の関係にあり、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μの値が高い場合には別圧延油供給系統の供給流量Ｑを増加させることが好ましく、変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μの値が低い場合には逆に別圧延油供給系統の供給流量Ｑを絞ることが好ましい。
【００２７】
以上説明したように、圧延開始時から第２圧延供給手段としての別圧延供給系統を併用することなく循環式の第１の圧延油供給手段としての循環式圧延油供給系統のみを用いることにより、圧延初期の低速域での潤滑過多に起因したチャタリングの発生を回避することができる。また、循環式圧延油供給系統によるエマルション圧延油を供給しながら圧延速度を上昇させる過程で、圧延速度の変化量Δυに対する鋼帯およびロール間の摩擦係数の変化量Δμの変化率Δμ／Δυを監視し、この変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点で、高プレートアウト性の得られる大粒径エマルション（第２のエマルション）を転相時間を確保できる上流スタンド側の鋼板表裏面にスプレーする別圧延油供給系統を併用すれば、圧延速度の上昇に伴うプレートアウト量の低下を防止できる。このため、潤滑不足に起因するチャタリングを発生させることなく安定的に高速圧延を行なうことが可能となる。また、前記変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数値に応じて、別圧延油供給系統の流量を制御することにより、より安定的に高速圧延を行なうことが可能となる。
【００２８】
【発明の実施の形態】
以下、添付の図面を参照して本発明の好ましい実施の形態について説明する。
【００２９】
図１は、本発明を実施する設備の一例であり、別圧延油供給系統を最終スタンドに適用した場合である。図１は、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５（＃１ＳＴＤ〜＃５ＳＴＤ）のスタンドを有するタンデム冷間圧延機の配置例を示し、１はワークロール、２はバックアップロール、３はストリップである。この冷間圧延機において、隣り合うスタンド間には図示しないテンションロールおよびデフロールが設置されている。
【００３０】
図１の冷間圧延機の循環式圧延油供給系統は、潤滑用スプレーヘッダ４ａ、冷却用スプレーヘッダ４ｂ、タンク６を備えている。
【００３１】
タンク６は第１のエマルションを貯蔵するタンクであり、分室６ａと分室６ｂとに区分されている。両分室６ａ，６ｂにはアジテータ１３ａ，１３ｂがそれぞれ設けられている。
【００３２】
タンク６はライン８を通してＮｏ．１〜５の各スタンドのスプレーヘッダ４ａ，４ｂと連通し、このライン８にはポンプ７が介在されている。スプレーヘッダ４ａは各スタンドの入側に一対ずつ設けられ、ストリップ３の上方および下方に位置するように分岐して配置されている。スプレーヘッダ４ｂは各スタンドの出側に一対ずつ設けられ、ストリップ３の上方および下方に位置するように分岐して配置されている。ライン８において、Ｎｏ．５スタンドの入側および出側に分岐する部分とスプレーヘッダ４ａとの間のライン８部分には流量制御弁２７が介在されている。
【００３３】
タンク６の分室６ａ内には温水、圧延油原油および界面活性剤が収容され、混合される。収容にあたっては、温水中の圧延油原油が所定の油分濃度、界面活性剤が所定の対油濃度となるように配合される。収容された内容物は、アジテータ１３ａ、１３ｂの攪拌羽の回転数を調整することにより所望の平均粒径を有する第１エマルションとされる。この第１エマルションは、例えば、基油を牛脂として温水中に混合し、これに乳化分散剤としてカチオン系分散型の界面活性剤を対油濃度で０．６％添加したものとする場合には、上記回転数を調整することによりその平均粒径を約９〜１０μｍとすることができる。代わりに、合成エステル油と乳化型界面活性剤とを組み合わせた場合には、平均粒径が９μｍ以下となる場合もある。
【００３４】
第１エマルションはポンプ７によりポンプ圧送され、ライン８を経由してＮｏ．１〜Ｎｏ．５の各スタンドに供給され、各スタンド入側のスプレーヘッダ４ａおよび各スタンド出側のスプレーヘッダ４ｂからそれぞれロールバイトおよびワークロールに向けてスプレー供給される。供給された第１エマルションのうち、ストリップ３から落下した分の第１エマルションは、回収オイルパン１１で回収され、ライン１２を経由して分室６ｂ内に流入される。この第１エマルションのスプレー供給は、圧延開始時から行なわれる。
【００３５】
図１の冷間圧延機の別圧延油供給系統は、潤滑用スプレーヘッダ５、流量制御弁９、タンク１４を備えている。
【００３６】
タンク１４内にはアジテータ２０が設けられている。このタンク１４は前記第１のエマルションよりも大きな平均粒径を有する第２のエマルションを貯蔵するタンクである。タンク１５、１６、１７内に貯蔵された温水、圧延油原油、界面活性剤は、ポンプ１８ａ、１８ｂ、１８ｃにより流量調整弁１９ａ、１９ｂ、１９ｃを介してそれぞれタンク１４内へ送給され、混合される。タンク１４内の温水中の圧延油濃度、界面活性剤の対油濃度およびタンク１４の内容物の温度の各条件は、タンク６内の第１エマルションの条件とそれぞれ同一とすることが好ましい。タンク１４内の第２エマルションは、アジテータ２０の攪拌羽の回転数を調整することにより平均粒径２０μｍ以上に調整される。
【００３７】
タンク１４はライン２２を通して一対のスプレーヘッダ５と連通している。スプレーヘッダ５は、ストリップ３の上方および下方の両方に位置するように分岐して配置されている。スプレーヘッダ５は、Ｎｏ．４，５スタンド間に設けられた前述の図示しないテンションロールおよびデフロールの直後に位置するように配置されている。上記位置は、Ｎｏ．５スタンドのロールバイトから上流側に所定距離Ｌ離れている。この距離Ｌは、例えば先願の特願平１０−２６４７７３号に記載された以下の式を満たす距離とされる。
【００３８】
Ｌ≧Ｖｉｎ・ｔｍｉｎ
（ただし、Ｖｉｎは入側ストリップ速度（ｍ／ｓ）、ｔｍｉｎは必要な最小転相時間（ｓ）を表わす。）
スプレーヘッダ５は上記した位置に設けられているため、供給した油量がテンションロールやデフロールで絞られるのを回避し、十分なプレートアウト量が得られる。また、Ｏ／Ｗ型エマルション（水に油滴が分散した状態のエマルション）からＷ／Ｏ型エマルション（油中に水滴が分散した状態のエマルション）への転相か、或いはＯ／Ｗ型エマルションから油単相への転相か、いずれか一方の転相時間を確保することができる。
【００３９】
タンク１４内の第２エマルションは、ポンプ２１によりポンプ圧送され、ライン２２を通過し、流量制御弁９を介してスプレーヘッダ５からストリップ３の表裏面に向けてスプレー供給される。この供給時にストリップ３にプレートアウトせずに落下した第２エマルションは、前述した第１エマルションと同様に回収オイルパン１１で回収され、ライン１２を経由して分室６ｂ内に流入する。流入後、分室６ｂ内のアジテータ１３ｂの攪拌羽により攪拌され、第１エマルションとほぼ同じ粒径まで細分化され、タイトなエマルションとなる。
【００４０】
前記流量制御弁９は、制御装置１０と電気的に接続されている。この流量制御弁９は圧延開始の時点では全閉状態であるが、後述するように制御装置１０から弁開度を制御する信号が送られたときに初めて開動作するようになっている。すなわち、上述した第２エマルションのストリップ３へのスプレー供給は、この流量制御弁９が開いた時点で開始される。なお、この場合、Ｎｏ．５スタンドのスプレーヘッダ４ａに供給される第１エマルションの流量を調整する流量制御弁２７は、その弁開度を圧延開始時からの状態のまま保持してもよいが、弁開度を小さくして第１エマルションの流量を絞ってもよく、全閉にしてＮｏ．５スタンド入側のスプレーヘッダ４ａからの第１エマルションの供給を停止してもよい。流量制御弁２７を全閉した場合、図１０に示す先願の冷間圧延機の循環式圧延油供給系統のように、Ｎｏ．５スタンド入側のスプレーヘッダ４ａがない構成と実質上同じ状態となる。上述した流量制御弁２７の弁開度を小さくしたり、全閉したりしてもよい理由は、スプレーヘッダ５から供給される第２エマルションの方がストリップ３におけるプレートアウトにおいて支配的であり、スプレーヘッダ４ａから供給される第１エマルションのプレートアウトの影響は少ないことが判明しているからである。
【００４１】
前記制御装置１０は、ロール速度計２３、板速度計２４およびロードセル２５とそれぞれ電気的に接続されている。ロール速度計２３、ロードセル２５はＮｏ．５スタンドに設けられており、板速度計２４はＮｏ．５スタンド出側のストリップ３の直上に位置するように設けられている。ロール速度計２３、板速度計２４およびロードセル２５は、ワークロール１の回転速度、ストリップ３の速度、ストリップ３の圧延荷重をそれぞれ一定のサンプリング周期ｔｓで計測するようになっている。制御装置１０は、上記のロール回転速度、ストリップ速度および圧延荷重の各計測データを図２に示す制御フローにしたがって処理し、この処理結果に基づき流量制御弁９を制御する。
【００４２】
図２に示す制御フローにおいて、まず、Ｎｏ．５スタンドにおける先進率の値を計算する。この先進率値は、ロール速度計２３により計測されたワークロール１の回転速度値および板速度計２４により計測されたストリップ３の速度値を下記の式（１）に代入して求めることができる。
【００４３】
【数１】
0003582455.tif 000002
【００４４】
上記の式（１）において、ｆｓ（％）は先進率、Ｖｓ（ｍ／ｍｉｎ）は板速度、Ｄ（ｍ）はワークロールの直径、ｎ（ｒｐｍ）はワークロールの回転速度を表わす。
【００４５】
次に、この先進率ｆｓの値とロードセル２５により計測された圧延荷重の値とからＮｏ．５スタンドにおけるワークロール１とストリップ３との間の摩擦係数の値を計算する。この摩擦係数の値は、下記の式（２）および式（４）に示す圧延理論式により求めることができる。式（２）は、Ｂｌａｎｄ＆Ｆｏｒｄの先進率式と呼ばれる、先進率ｆｓと摩擦係数μとの関係式である。式（４）は、Ｈｉｌｌの圧延荷重式と呼ばれる、圧延荷重Ｐと摩擦係数μとの関係式である。摩擦係数μの値は、式（２）に上記先進率ｆｓの値を代入し、式（４）に圧延荷重の値を代入し、両式（２）、（４）を連立させて求める。
【００４６】
【数２】
0003582455.tif 000003
【００４７】
上記の式（２）において、μは圧延中の被圧延材とワークロールとの間の摩擦係数、ｋｍ（ｋｇ／ｍｍ２）は被圧延材の平均変形抵抗、Ｈ（ｍｍ）は入側板厚、ｈ（ｍｍ）は出側板厚、σｂ（ｋｇ／ｍｍ２）は圧延中の前方ユニット張力、σｆ（ｋｇ／ｍｍ２）は圧延中の後方ユニット張力、Ｒ’（ｍｍ）はワークロールの偏平半径を表わし、Ｈｎは下記の式（３）を表わす。
【００４８】
【数３】
0003582455.tif 000004
【００４９】
【数４】
0003582455.tif 000005
【００５０】
上記の式（４）において、Ｐ（ｔ）は圧延中の圧延荷重、Ｗ（ｍｍ）は板幅を表わす。
【００５１】
次いで、摩擦係数の圧延速度に対する変化率｛μ（ｔ２）−μ（ｔ１）｝／｛υ（ｔ２）−υ（ｔ１）｝を計算する。ｔ１は、圧延開始時からある時間経過したときの、ロール速度計２３、板速度計２４およびロードセル２５により計測が行われた時刻、ｔ２は時刻ｔ１からサンプリング周期ｔｓ経過後の時刻（すなわち、ｔ２＝ｔ１＋ｔｓ）、υ（ｔ１），υ（ｔ２）は板速度計２４により時刻ｔ１，ｔ２で計測されたストリップ３の速度、μ（ｔ１），μ（ｔ２）は時刻ｔ１，ｔ２での摩擦係数値をそれぞれ表わす。
【００５２】
上記した摩擦係数の圧延速度に対する変化率が正となる場合、上記摩擦係数値μ（ｔ２）に応じて第２エマルションの供給流量の値を決定する。そして、この流量値に応じた弁開度を決定し、流量制御弁９に弁開度信号を送る。
【００５３】
一方、上記した摩擦係数の圧延速度に対する変化率が負となる場合、前述したＮｏ．５スタンドの先進率の計算に戻って、再度、上述した一連の処理を繰り返す。
【００５４】
上記供給流量の値の決定は次のようになされる。すなわち、制御装置１０はメモリ部を内蔵しており、このメモリ部に摩擦係数μの値とこの摩擦係数μの値に応じた流量値Ｑとの相関を示すデータがテーブル値としてあらかじめ格納されている。このテーブル値は、例えば前述の図７で説明したのと同様な摩擦係数μと別圧延油供給系統の供給流量Ｑとの関係を調べた結果から得ることができる。そして、この格納されたテーブル値を呼び出し、これに基づき第２エマルションの供給流量を決定する。
【００５５】
なお、上述した実施形態では、Ｎｏ．４スタンドと最終のＮｏ．５スタンドとの間に別圧延油供給系統のスプレーヘッダ５を配置するものとして説明したが、本発明はこれのみに限られるものではなく、これとは別のスタンド間に配置するようにしてもよい。
【００５６】
【実施例】
以下、本発明の実施例を比較例および参考例とともに説明する。
【００５７】
（実施例１）
前述した構成の図１に示す全５スタンドのタンデム冷間圧延機により、以下に説明する第１エマルションおよび第２エマルションを用い、母材厚２．３ｍｍ、板幅９００ｍｍの硬質ブリキ原板を仕上げ厚０．２００ｍｍまで、目標圧延速度２４００ｍ／ｍｉｎとして、上記冷間圧延機のワークロール１の組み替え直後から組み替え直前まで冷間圧延を行なった。この冷間圧延において圧延開始時から供給する第１エマルションの供給流量は、３０００リットル／分とした。本実施例１においては、流量制御弁９を、前述した図２に示す処理の流れに従う制御を可能な状態にし、圧延開始時から圧延終了時にわたって制御させた。
【００５８】
圧延油として牛脂（４０℃における動粘度；４３ｃＳｔ）を用い、温水中の油分濃度を４体積％、カチオン系分散型の界面活性剤を対油分濃度で０．６質量％となるように、温水、圧延油および界面活性剤をタンク６の分室６ａ内にそれぞれ収容した。また、分室６ａ内に収容された内容物をアジテータ１３ａの攪拌羽の回転数を調整して十分に攪拌することにより、平均粒径９μｍの第１エマルション（温度６０℃）とした。
【００５９】
一方、上記したのと同様の圧延油および界面活性剤と、温水とをタンク１５、１６、１７からタンク１４内に移送した。このとき、温水中の圧延油濃度、界面活性剤の対油分濃度が上述したのとほぼ同一となるようにそれぞれの供給量を調整した。次いで、タンク１４内に収容された内容物をアジテータ２０の攪拌羽の回転数を調整して攪拌し、平均粒径２０μｍの第２エマルション（温度６０℃）とした。
【００６０】
（比較例１）
圧延開始時から圧延終了時にわたり、流量制御弁９を全閉状態に保持して第１エマルションのみを供給した以外、実施例１と同様にして冷間圧延を行なった。
【００６１】
（参考例１）
圧延開始時から圧延終了時にわたり、第２エマルションの供給流量が１４０リットル／分となるように流量制御弁９の弁開度を調整し、この弁開度に保持して圧延開始時から第２エマルションを供給した以外、実施例１と同様にして冷間圧延を行なった。
【００６２】
上記の実施例１、比較例１および参考例１で得られた結果から、図８に示す特性線図を得た。図８は、横軸に積算圧延長（ｋｍ）をとり、縦軸に到達した圧延速度（ｍ／ｍｉｎ）をとって、積算圧延長と到達圧延速度との関係について調べた結果を示す特性線図である。この図において、三角印を結んだ曲線は上記の実施例１の結果を示す特性線、白丸を結んだ曲線は上記の比較例１の結果を示す特性線、黒丸を結んだ曲線は上記の参考例１の結果を示す特性線である。この図から、実施例１の場合では、積算圧延長０ｋｍから約３７０ｋｍにわたり、すなわちワークロールの組み替え直後から組み替え直前にわたって、潤滑過多および潤滑不足に起因したチャタリングが発生することなく、目標圧延速度である２４００ｍ／ｍｉｎに到達できることが判明した。これに対し、比較例１の場合では、積算圧延長０ｋｍから約３７０ｋｍにわたり上記目標圧延速度を大幅に下回り、最高速度も積算圧延長３２０ｋｍにおいて１６００ｍ／ｍｉｎにとどまり、目標圧延速度である２４００ｍ／ｍｉｎへの到達は困難であることが判明した。これは圧延の加速過程において潤滑不足に起因したチャタリングが発生したためである。他方、参考例１の場合では、積算圧延長が０〜１００ｋｍの間は、潤滑過多および潤滑不足に起因したチャタリングが発生することなく、目標圧延速度である２４００ｍ／ｍｉｎに到達できることが判明した。しかし、積算圧延長が１００ｋｍを超えると低速域における潤滑過多に起因したチャタリングが発生し、目標圧延速度を達成できないことが判明した。
【００６３】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明の冷間圧延方法によれば、加速過程の低速域で発生する潤滑過多に起因したチャタリングおよび高速域で発生する潤滑不足に起因したチャタリングのいずれも防止できる。そのため、２０００ｍ／ｍｉｎ以上の高速圧延を行なうことができる。したがって、板破断による歩留り低下や板厚変動に伴う鋼帯の品質劣化を大幅に低減させることができ、生産性が大幅に向上する。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明を実施するためのタンデム冷間圧延機を一例として概略的に示す構成図。
【図２】図１の冷間圧延機における制御装置１０の制御フローを示す図。
【図３】（ａ）は積算圧延長とワークロールの表面粗度との関係につき調べた結果を示すグラフ図、（ｂ）は積算圧延長と摩擦係数との関係につき調べた結果を示すグラフ図。
【図４】循環式圧延油供給系統のみを用いた場合および別圧延油供給系統を併用した場合における、圧延速度と摩擦係数との関係につき調べた結果を示す特性線図であって、（ａ）は積算圧延長０ｋｍ（ワークロール組み替え直後）のときの特性線図、（ｂ）は積算圧延長１６０ｋｍのときの特性線図、（ｃ）は積算圧延長３７０ｋｍ（ワークロール組み替え直前）のときの特性線図。
【図５】チャタリング発生の圧延速度と摩擦係数との関係につき調べた結果を示す特性線図。
【図６】変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点で併用した別圧延油供給系統からのエマルションの供給流量を種々変化させたときの圧延速度と摩擦係数との関係につき調べた結果を示す特性線図であって、（ａ）は積算圧延長０ｋｍ（ワークロール組み替え直後）のときの特性線図、（ｂ）は積算圧延長１６０ｋｍのときの特性線図、（ｃ）は積算圧延長３７０ｋｍ（ワークロール組み替え直前）のときの特性線図。
【図７】変化率Δμ／Δυが負から正に転ずる時点での摩擦係数μと別圧延油供給系統の供給流量Ｑとの関係につき調べた結果を示す特性線図。
【図８】実施例において積算圧延長と到達圧延速度との関係につき調べた結果を示す特性線図。
【図９】循環式圧延油供給系統のみを有するタンデム冷間圧延機を概略的に示す構成図。
【図１０】循環式圧延油供給系統と別圧延油供給系統とを有する冷間圧延機の一例を概略的に示す図。
【符号の説明】
１…ワークロール、
２…バックアップロール、
３…ストリップ、
４ａ…循環式圧延油供給系統の潤滑用スプレーヘッダ、
４ｂ…循環式圧延油供給系統の冷却用スプレーヘッダ、
５…別圧延油供給系統の潤滑用スプレーヘッダ、
６，１４…タンク、
７，１８ａ，１８ｂ，１８ｃ，２１…ポンプ、
８，１２，２２…ライン、
９…流量制御弁、
１０…制御装置、
１１…回収オイルパン、
１３ａ，１３ｂ，２０…アジテータ、
１５…温水貯蔵タンク、
１６…圧延油原油貯蔵タンク、
１７…界面活性剤貯蔵タンク、
１９ａ，１９ｂ，１９ｃ…流量調整弁、
２３…ロール速度計、
２４…板速度計、
２５…ロードセル、
２７…流量制御弁。
【図１】
0003582455.tif 000006
【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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