安価で内部欠陥が無い高成形能 Al-Mg 板の作製が可能な「高速双ロールキャスター・インライン圧延法」の開発
大阪工業大学 機械工学科教授 羽賀 俊雄（2018 年度 一般研究開発助成 AF-2018027-B3）
キーワード：Al-Mg 合金板，高速双ロールキャスター，インライン熱間圧延

１． 研究の目的と背景

３． 実験方法

現在，DC 鋳造・熱間圧延・冷間圧が Al 合金板を作製す

Al-Mg 合金として AC7A を使用した．AC7A は鋳造用合金る方法の主流である．Al-Mg 合金板は成形性が高く，自動であるが，塑性加工に使用される 5182 と成分が近く，イ車のインナーパネルなどに使用されている．Al-Mg 合金は，ンゴットでの購入が可能なためである．AC７A の成分を表

DC 鋳造時に鋳造割れを発生し易い．Al-Mg 合金は硬いた

１に示す．

め，耳割れを発生し易く歩留が低い．双ロールキャスター
は，溶湯から直接薄板が作製可能であるため DC 鋳造と熱間圧延の設備が不要となる．したがって製品の低コスト化

Mg
4.83

表１AC7A の成分(mass%)

Si0.10Fe0.12

Zn0.01

Mn0.47

AlBal.

が可能になる．DC 鋳造時の鋳造割れへの対応も必要ない．
しかし，双ロールキャスターにも欠点がある．それは，板の鋳造速度が遅い，Al-Mg 板では表面には割れが 発生し易い，中心線偏析が発生し Al-Mg 合金では著しい，である．
申請者らは Al 合金の高速双ロールキャスターを提案し，従来の Al 合金用双ロールキャスターの 30 倍以上の鋳造速度を達成した．しかし，表面割れや中心線偏析は改善できなかった．そこで，インライン熱間圧延により表面割れや中心線偏析を改善することを検討した．インライン熱間圧延の可否，表面割れに対する熱間圧延温度と圧下率の影響などを調査した．

２． 双ロールキャスターとインライン熱間圧延
従来の双ロールキャスターと高速双ロールキャスターでインライン熱間圧延を行う場合を比較した．従来の Al合金用双ロールキャスターで DC 鋳造と同じ生産量を得るためには複数台の双ロールキャスターと熱間圧延機が必要となる．また，熱間圧延機の圧延速度を考慮すると，双ロールキャスターで鋳造した Al 合金板の複数のコイルを加熱し熱間圧延を行う方法も考えられる．熱間圧延機に必要とする費用は少なくなる．しかし，再加熱した板を熱間圧延したものとインライン熱間圧延したものが，表面割れや中心線偏析に対する改善効果が同じであるか，疑問である．少なくとも，表面割れは，表面の酸化が進み，圧着し難くなると考えられる．加熱炉も必要である．これに対し，
高速双ロールキャスターであれば，必要な熱間圧延機は１台であり，加熱用の炉も必要ない．インライン熱間圧延は，設備費用を考慮すると，高速双ロールキャスターにおいてその有効性は高いと考えられる．

約 3 ㎏の AC7A を黒鉛るつぼと電気炉を使用して大気中で溶解した．るつぼを高速双ロールキャスターに移動し，るつぼから樋を介して高速双ロールキャスターの下ロール面上に注湯した．
高速双ロール鋳造・インライン熱間圧延のモデル実験の模式図を図１に示す．高速双ロール鋳造で作製した板を搬送用のころの上に引き出し，約 200mm に切断しインライン圧延用の試験片とした．試験片の温度を測定し，所定の温度で熱間圧延を行った．
高速双ロールキャスターとして縦型高速双ロールキャ
スターと異径双ロールキャスターを提案し，特性を調査してきた．本研究では，搬送が容易である異径双ロールキャスターを使用した．図１に示す異径双ロールキャスターでは，上下のロール径はそれぞれ 300mm と 1000ｍｍ，幅は100mm とした．ロール材質は高速双ロールキャスティングを可能にするために熱伝導率が大きく冷却能が高い銅とした．従来の Al 合金用双ロールキャスターのロール材質は，熱間加工用の工具鋼である．従来の双ロールキャス
ターでは，Al 合金板のロールへ固着を防ぐために，黒鉛系の離型剤をロール面に噴霧する．銅ロールを使用すると，ロール面温度が固着温度まで上昇せず固着が起こらないので，離型剤は使用しなかった．離型剤は，溶湯とロール間の熱抵抗になるため，使用しない方が，高速ロールキャスティングに有利になる．異径双ロールキャスターは内製した．
圧延機は，DBR70（大東製作所製）を使用した．鋳造板の全幅を圧延することは，モーター出力が足りず不可能であった．そこでロール形状を凸型とし，凸部の幅（圧延する幅）を 20 mm とし，鋳造板の中央を圧延した．従来のアルミニウム合金用双ロールキャスターのロール周速は，通常 2 m/min 以下であるのに対し，本研究では 60 m/min と4.2鋳造板の表面割れに対する鋳造時のロール荷重の影響と熱間圧延よる表面割れの改善した．鋳造時のロール荷重は，3，13，83，167 N/mm とし鋳造板の表面割れに対する鋳造時のロール荷重の影響，た．一般的なアルミニウム合金用双ロールキャスターの鋳インライン熱間圧延による表面割れの改善を図 3 に示す．

造荷重は，500N/mm 以上であるので，本研究のロール荷重カラーチェックにより割れを確認した．鋳造板の割れは，は大変小さい．注湯温度は，720℃とした．熱間圧延の度

ロール荷重が高くなるほど顕著になった．割れは，図４には，300，350，400，450，500℃とした．熱間圧延の圧下示すように粒界で発生していた．インライン熱間圧延の温はおよそ 10～50 ％とした．

度が 350 ℃，鋳造時のロール荷重が 83，167 N/mm の場合は割れがインライン熱間圧延後も確認できた．また，鋳造

るつぼ

時のロール荷重が 3N/mm，インライン熱間圧延の温度が温度測定

500 ℃の場合は，板が破断した．板の内部が完全に凝固しておらず，延性が低くその結果破断したと考えられる．上樋

記以外の条件では，鋳造時の板の表面割れは改善することができた．

100

鋳造時のロール荷重

切断13(N/mm)

83167４．実験結果
4.1350450

圧延温度

図１ 異径双ロールキャスターを使⽤したインライ
ン熱間圧延のモデル試験の模式図．

（℃）

鋳造板

3

鋳造板の冷却曲線に示す．
600500

鋳造板は空冷されるが，時間の経過と温度の関係は不明であった．そこで鋳造板の冷却曲線を求めた．結果を図 2

板の温度（℃）

550

鋳造，圧延⽅向10 mm

500450

図3400

びインライン熱間圧延による表面割れの改善．注湯温度

鋳造板の表面割れに対するロール荷重の影響，およ720℃，インライン熱間圧延の圧下率：40％350
300250200060120板の鋳造後の時間
図２180（ｓ）

鋳造板の冷却曲線

鋳造板の温度は 20 秒後に 500℃，60 秒後に 400℃である．周速 60 m/min は 1m/s であるから 500℃で熱間圧延す

200μm

る場合でも，キャスターと熱間圧延機の間隔を 20 m ほど取ることができる．実装業においても各種設備を設置するために十分な距離であると考えられる．

図4

鋳造板の表面割れ近傍の断面注湯温度を下げることにより圧延温度が 500℃の場合でのみの板表面とインライン熱間圧延の冷間圧延板の差異

も内部の固相率が高くなる可能性があると考えた．そこでは，無いと考えられる．インライン熱間圧延の温度が注湯温度を 720℃から 670℃とした．その結果，図５に示300℃と 500℃の場合において，冷間圧延後の表面状態にすように破断せずに熱間圧延を行うことができた．

差異は無かった．インライン熱間圧延の圧下率の表面状態への影響は小さいと考えられる．
4.4

半凝固
凝固断⾯の模式図4.3

熱間圧延時の破断に対する注湯温度の影響

板の表面状態

鋳造板およびインライン熱間圧延板を冷間圧延した場合の表面状態を図６に示す．0.5ｍｍまで冷間圧延を行った．

250

引張強さ

350
300
20060

耐⼒40

伸び

20150
100

鋳造板を冷間圧延した場合は，鋳造板の表面の凹凸が冷間50圧延後も確認できる場合がある．鋳造板の表面の凹凸はイ00250

ンライン熱間圧延で改善されており，それを冷間圧延する

300350400450500

ことで表面状態は，さらに良好になる場合がある．冷間圧

圧延温度（℃）

延の圧下が小さいために金属光沢が乏しかった．冷間圧延(a) 鋳造荷重 １３N/mm

(a)

80

550(b)

300℃でインライン熱間板の冷間圧引張強さ，耐⼒

冷間圧延（MPa）

鋳造板の40080350

引張強300

60

250
20040

耐⼒

150
10020
伸び

5000(c)

500℃でイン

250

300

350

400

450500550

圧延温度（℃）

ライン熱間(b)板の冷間圧

鋳造荷重 167N/mm

10 mm
図60.5mm まで冷間圧延後の表面状態

図7

インライン熱間圧延（圧下率）板の引張試験

伸び（％）

図5400

伸び (%)

表⾯

鋳造荷重，圧延温度がインライン熱間板の引張強さ，伸びに与える影響を図７に⽰す．引張強さと耐⼒は，鋳造荷重に影響されずに圧延温度が 500℃になると著しく低下した．この原因は明らかではない．
本実験の範囲では鋳造時の荷重は，インライン熱間圧延板の機械的性質に差異を及ぼさないと考えられる．鋳造時の荷重が 13N/mm と⼩さい条件は，内部の温度をなるべく⾼くする（半凝固状態の場合も有りうる）ことを狙ったものである．荷重は，167N/mm 以下と⼤変⼩さく，その範囲内では荷重の影響は⼩さいと考えられる．
（MPa）

10mm

鋳造荷重，圧延温度がインライン熱間圧延板の引張強さ，伸びに与える影響

引張強さ，耐⼒

450

640

伸び（％）

（℃）

500

圧延温度（℃）

注湯温度
720

4.5

鋳造荷重，圧延温度がインライン熱間圧延板・冷ンライン熱間温度は，400℃，鋳造荷重は 13N/mm であると間圧延・焼きなまし後の板の引張強さ，伸びに与える影響考えられる．インライン熱間圧延の温度が 400℃の場合，鋳造荷重，圧延温度がインライン熱間・冷間圧延・焼き機械的性質に対する鋳造荷重の影響は小さい．双ロール

なまし後の板の引張強さ，伸びに与える影響を図８に示す．

キャスターのロールの寿命を考えると，鋳造荷重は小さい

鋳造荷重が 13 N/mm の場合，引張強差と耐力は，インライほうが良いと考えられる．鋳造時に板の両端にバリが発生

ン熱間温度が 400℃までは，インライン熱間圧延温度が高する．バリは，板の内部の半凝固金属が，ロールにより押くなるに従い，微増したが，450℃で急激に低下した．伸し出されたものであり，鋳造荷重が小さいほうが，バリはびは，ほぼ一定であり，インライン熱間圧延の温度の影響小さい．バリ量が増えるほど歩留りを低下させる．これらは小さいと考えと考えられる．鋳造荷重が 167N/mm の場合を考慮すると鋳造荷重は小さいほうが良いことは，明らかは，インライン熱間圧延の温度が 450℃以上において引張である．冷間圧延のみ・焼きなまし後の板と比較すると，強さと耐力は低下する．しかし，鋳造荷重が 13N/mm の場伸びは同等であるが，引張強さはインライ熱間圧延の行う合より，低下は著しくない．また，伸びも 400℃で最も大方が優れている．焼きなまし温度と時間の調節で，伸びはきかった．

改善できると考えられる．
4.67060

2502005040

伸び150301002050

与える影響0450550

圧延温度（℃）
１３N/mm35070
引張強さ

2506050200

4015030

伸び10050

冷間圧延・焼きなまし

0250300
(b)

図8

耐⼒

350 400 450
圧延温度（℃）

20

引張強さ

550

鋳造荷重 167N/mm

インライン熱間圧延(圧下率 48%)・冷間圧延・焼き500℃

400℃

伸び1020 30 40
圧下率 (%)

5080
7060504030
20100807060
50
4030
2010060(a)インライン熱間圧延板の引張試験結果

100500400350300
2502001501005000

引張強さ (MPa)

300

伸び（％）

引張強さ，耐⼒（MPa）(a) 鋳造荷重

響を図９に示す．

引張強さ (MPa)0350

冷間圧延・焼きなまし後の板の引張強さ，伸びに与える影

10

耐⼒250

インライン熱間圧延の圧下量がインライン熱間圧延板・伸び (%)

引張強さ

伸び (%)

300

インライン熱間圧延の圧下量がインライン熱間圧延板・冷間圧延・焼きなまし後の板の引張強さ，伸びに伸び（％）

引張強さ、耐⼒ （MPa）

350

なまし後の引張試験．点線は冷間圧延の値

400
350
300
250
200
150
100
500

引張強さ
500℃

伸び0

鋳造荷重が 13N/mm と 167N/mm において，板の内部の400℃

半凝固金属の量は 13N/mm の方が多いと考えられる．また，1020 30 40 50
圧下率 （%）

60

インライン熱間圧延時に，板の表面温度が 450℃と 500℃(b)インライン熱間圧延・冷間圧延・焼きなまし後の引張の場合は，内部が半凝固状態であったことが推測できる．

試験の結果

インライン熱間圧延において，内部が半凝固状態であったことが，引張強さと耐力に何らかの影響を与えたことが予

図 9

インライン熱間圧延時の圧下率が引張強さと伸び測できる．引張強さ，耐力，伸びから判断して，適切なイに対する影響．鋳造荷重 13N/mm．

インライン熱間圧延板の引張強さは，冷間圧延・焼きなまし後より大きく，伸びはインライン熱間圧・冷間圧延・焼きなまし後の方が大きかった．インライン熱間圧延時の中⼼線偏析

温度が 400℃と 500℃の場合を比較すると．500℃の場合の方がインライン熱間圧延の圧下率の影響が大きかった．インライン熱間圧延温度が 500℃のときは，36％から 49％になると，引張強さが，インライン熱間圧延後，およびその後冷間圧延と焼きなましを行った両場合において急激に引張強さが低下した．これは，板の内部に半凝固状態の部分が存在し，高圧下率で引張強さが低下する何らかの影響があったと考えられる．詳細は不明である．500℃の場合，(a) 300℃

インライン圧延後の伸びは圧下率に対して，ほぼ均一に(b) 400℃なっている．これを考慮すると，引張強さの圧下率が 49％のときの低下は，表面の割れの影響では無いと考えられる．
4.6

インライン熱間後，および焼きなまし後の組織

インライン熱間圧延後の組織に対する圧延温度の影響を図 10 に示す．インライン熱間圧延の温度が 500℃を除くと，せん断変形の痕跡があった．また，温度が 300℃から 450℃になるに従い，せん断変形は大きくなった．これは温度が高くなるに従い，変形抵抗が小さなるためと考えられる．300℃の場合は，中心線偏析の痕跡が残っており，200μm

内部の欠陥の改善は，完全では無いと考えられる．インラ
イン熱間圧延の温度が 400℃以上では，中心線偏析は改善(d) 500℃(c) 450℃できたと考えられる．圧延温度が 450℃の時は，表面近傍で再結晶が起こっていた．表面近傍では，再結晶粒は非常

図 10に微細化していた．圧延温度が，500℃の場合は，板の内影響．鋳造荷重 13N/mm

インライン熱間圧延後の組織に対する圧延温度の部まで再結晶していた．
図 11 に(a)鋳造板を冷間圧延後に焼きなました板の組偏析織，（b）鋳造板を 300℃でインライン熱間圧延後に冷間・焼きなました板の組織，(c)鋳造板を 500℃でインライン熱間圧延後に冷間・焼きなました板の組織を示す．(a)の冷間圧延だけの場合は，偏析が残っていた．
（b）のインラ
イン熱間圧延温度が 300℃では，冷間圧と延焼きなましで中心線偏析は改善し，再結晶粒も微細であった．
（c）のイ
ンライン熱間圧延を 500℃で行った場合は，中心線偏析は(a) 鋳造板の冷間圧延・焼なまし改善しているが，再結晶粒は粗大化した．これが，引張強さが低い直接的な原因であると考えられる．
0.5mm

5． まとめインライン熱間圧延は，高速双ロールキャスターで鋳造した板に発生する，表面割れや偏析を改善することができ，引張試験の結果も向上した．
終わりに，多大なご支援を賜りました公益財団法人天田財団に深く感謝いたします．

(b)

イ ン ラ イ ン 熱(c)イ ン ラ イ ン 熱(300℃)・冷間圧延冷間(500℃)・冷間圧延冷間圧延・焼なまし圧延・焼なまし

図 11 インライン熱間圧延・冷間・焼きなまし後の板の断面組織．板厚 0.5mm．鋳造荷重 13N /mm