技術論文

棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響
中崎盛彦1*・西村

信己2*

Effects of caliber shapes on center deformation in bar and wire-rod rolling mill.
Morihiko Nakasaki and Nobuki Nishimura

Synopsis: In order to satisfy demands for higher precision rolling, importance of CAE analysis with rolling caliber design has
been growing. In this work, cross section shapes of rolling products, strain and stress were investigated by CAE
analyses (CORMILL) both with steel experiments and with plasticine (oil clay) experiments.
The findings are as follows:(1) In order to compare square-diamond caliber with round-oval caliber, steel rolling and 3-dimensional CAE analysis "CORMILL" were examined. Almost identical cross section shapes were obtained from both analyses andexperiments.
(2) Spread estimation by the CAE was accurate (within 5%).
(3) With plasticine experiments center holes of billets through round-oval passes closed at the No.3 pass, while billet holes through square-diamond passes did not close at No.3 pass.
(4) The hydrostatic stress parameter, Gm, which is usually used in forging, has been applied to rolling in this work.
According to plasticine simulation results and CAE simulation results, Gm can be applied to rolling as an elimination parameter of center porosity.
Consequently, pressing effect of the round-oval pass on center porosity can be the same as or more than that of
the square-diamond pass.

1．緒言コンピュータの飛躍的な進歩により計算速度がアップした
ため，従来二次元的に取り扱っていた形状でも，三次元で近年，環境及び省エネルギーの観点から素形材製品のニ取り扱うことができるようになった。棒線圧延は板圧延とアネットシェイプ化のニーズが高まっている。これに伴い異なり断面が三次元的な変形であるため，より精密に検討

棒鋼・線材圧延においても製品の寸法精度向上や表面キズできる三次元CAEの適用が特に有用である。形鋼圧延 3），等の欠陥がないことが要求され，それを実現する精密圧延

棒線圧延4）などへの適用はその一例であり，圧延工程にお技術が必要とされている。そのような環境の中，棒鋼・線ける三次元CAEは有用である。
今回，棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響を材圧延におけるパス設計は生産性・製品品質の観点から重検討するにあたり，スクエア-ダイヤパスとラウンド-オー要である。
これらのパス設計方法についての基礎的な検討は以前か

バルパスの2種類の工程を，実機実験，プラスティシン実らなされており，代表的なものとしては篠倉 や斉藤ら

2）

験及び三次元圧延解析コード5）を用いた解析の三種類の手による矩形換算法がある。しかし，中心部へのひずみやロ法により，比較検討した。また，自由鍛造で用いられていールバイトでの変形といった材料内部の局所的な変形につる空隙圧着パラメータ6）を解析結果から計算して圧延分野いて検討できないという問題があった。こうした内部の局への適用も試みた。

1）

所変形を知るには有限要素法解析が有用である。一般に三2．棒線圧延パスの特徴

次元CAE（Computer Aided Engineering）解析は変形に対し厳密に取り扱うことができるが，要素数の増加に対し計算時間が指数関数的に増加することが問題であった。しかし，棒線圧延工程においては，一般に粗列では減面率を大き*1 プロセス開発G*2 条鋼製造部条鋼技術グループ

51

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響

くとれ，デスケーリング性に優れたスクエア-ダイヤパス

場においても，粗列にスクエア-ダイヤパスを，中間列かを，仕上列では表面品質・形状に有利なラウンド-オーバら仕上列にかけてラウンド-オーバルパスを適用してきた。

ルパスを用いることが多い 。これまで，当社第二棒線工

当社の代表的なパススケジュール例をFig.1に示す。粗列を

7）

スクエア-ダイヤ形状にすることで減面率の大きいパスをroughing
rolling

intermidiate
rollingfinishingrolling設定できるメリットはあるが，その反面角部が折れ込んだ#1H◇#2V◇

#3H

◇

#4V

◇

ラウンド-オーバル形状は減面率を大きく取りにくいもの#5H○の，スクエア-ダイヤよりさらに均一変形に近く，表面性状及び断面形状に優れるメリットがある。また，当社では◇ Diamond/Square○ Oval● Round

り引っ掻いたりして，高合金鋼等熱間加工性の悪い一部鋼種では表面キズが発生しやすいデメリットがある。一方，

#6V

●

#7H

○

#8V

●

#9H

○

形状をスクエア-ダイヤとした場合とラウンド-オーバル形#10V●状とした場合の検討を行うこととした。両パスにおける変#11H○

形挙動及び中心部圧下度合いへの影響について，実機及び

#12V

●

プラスティシンにて実験を行い，CAE解析と比較した。

#13H

○

#14V

●

#15V

○

#16H

●

#17V

○

#18H

●

16PFM

●

14.7PSB●

14

丸ビレットを採用しており，丸ビレットからオーバル形状57への変形は無理がない。以上の理由から，粗列パスの断面

253．実験方法
3・1

実機による圧延実験

Fig.2に粗列パスの詳細を，Table 1に圧延条件を示す。従来は#1〜#4の粗列パスにてスクエア-ダイヤパスを，#5以降でラウンド-オーバルパスを採用していた。今回#1〜#4のパスをラウンド-オーバルパスに変更して実機での圧#21

延を行い，ラウンド-オーバルパスのかみ止め材より各パ#22

ス入側・出側の断面形状を調査した。供試材はSCR420，

#23
#24

圧延温度を1000℃とした。

#25

3・2

block

#26

mill

#27

プラスティシン実験機によるモデル試験

また，プラスティシン圧延機によるスクエア-ダイヤ及#28
Table1. Rolling conditions in steel

#29
#30

Diameter of roll/mm

460〜500BM

Steel

SCR420

Rolling temperature/℃1000

Fig. 1. Schematic diagram with pass schedule of No.2 rolling mill.

billet

#1

#2

#3

#4

#5

HVHVH

#6former pass
#1-#4 square-diamond#5-#6 round-oval

φ 167

φ 74
Vnew pass#1-#6 round-oval

φ 167

φ 74
●：Round○：Oval◆：Square◇：Diamomd

Fig. 2. Pass schedule of No.2 rolling mill line.

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響

びラウンド-オーバルの圧延シミュレーション実験を行った。プラスティシン圧延実験機の外観をFig.3に，圧延条件をTable 2に示す。ロール材質はS45Cであり，潤滑剤に炭酸カルシウムを用いた。モデルの大きさは実際の約1/3とし，供試材には直径55mmの白色プラスティシンを用いた。
中心空隙の圧着度合いの評価を行うため，供試材の中心に直径10mmの貫通孔を作って圧延実験を行った。

Fig. 4. Operation image of the CORMILL (Bar and wire rob rolling
limited edition Ver. 3)

Table3. Calculation conditions in CORMILL
Parameter

Default

Mesh system Nx×Ny×Nz

6×6×（4＋8＋2）

Change in thickness of rolled strip

0.001

Norm ratio of velocity vector

0.0005

Normalized inequilibrium stress

0.001

Volume imbalance coefficient

0.2，0.1

Friction coefficient

0.30

Fig. 3. Rolling test machine for plasticine.
メータをTable 3に示す。これらのうち，計算精度及び計算時間に最も影響するのは緩和係数と呼ばれるパラメータでTable2. Rolling conditions for plasticine simulation (roughing line)
Caliber shapeある。そこで，緩和係数を様々に変化させて計算を行い，（a）square-diamond（b）round-oval

時間及び精度に及ぼす影響を調査した。解析事例は丸ビレ

Total pass number

6

ットからオーバルカリバーにて圧延した場合とし，幅広がmaterial

plasticine（white）りを実測値と比較することにより検討した。結果をFig.5にTemperature

3・3

CaCO3示す。Fig.5から緩和係数の最小値は計算時間と比例関係に（ µ ＝0.30）あるが，最大値は無関係であった。また最小値を変更した

20℃

場合，例えば計算時間は0.1→0.2と変更した場合，計算精6000

圧延のCAE解析

101.0

3・3・1 解析条件の検討
圧延解析には柳本らの開発した三次元剛塑性定常圧延解

calculation timespread析コード「CORMILL」5）を棒線圧延用に機能特化し，GUI（Graphical User Interface）を強化したバージョン8）を用いた。
Fig.4に解析画面の一例を示す。
繰り返し計算を行う数値シミュレーションの場合，計算の精度と計算にかかる時間は反比例の関係にある。計算精度を上げるために繰り返しの計算回数を増加させると計算

calculation time /s

4800

100.53600
100.02400
present condition

99.51200

spread accuracy/%

lubricant

時間が長くなるが，計算時間を短くするために繰り返し回数を減らすと精度が低下する。この精度と計算時間はシミ

0ュレーションに使用するパラメータの設定値によって左右

00.1

0.2

0.3

0.4

99.00.5

volume imbalance coefficientされる。そこで，パラメータを変更して精度と時間の双方を満足させる領域を探索した。CORMILLにおける計算パラ

Fig. 5. Relationship between calculation time and accuracy

53

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響

Table4. Calculation condition for roughing line

度はほとんど変わらなかったものの，計算時間がほぼ半分になった。計算時間にばらつきがあるのは，使用したコン

Caliber shape（a）square-diamond

ピュータがネットワークに接続しているため，他のPCか（b）round-oval

らのアクセス等，外乱が入ったためと考えられる。上記のTotal pass number6

結果から，緩和係数の最小値を0.2と設定し，計算を行う

Steel, temperature

S20C，980℃こととした。

Flow stress

Misaka's fomula9）
σ ＝12.34 ε 0.21 ε･ 0.13

3・3・2

粗列圧延のCAE解析条件
Friction coefficientµ ＝0.30

スの粗列#1〜#6パスまでの実機圧延テスト材の断面形状

Mesh system Nx×Ny×Nz

6×6×（4＋8＋2）と解析結果の比較を行った。解析条件をTable 4に示す。素

Volume imbalance coefficient

0.3，0.2

材はS20Cとし，変形抵抗には美坂の式9）を適用した。断面

Temperature difference

0，100，200，300℃

内温度一定を標準条件に，内部と外部の温度差を100〜（surface and center）

前節で決定した解析条件を用いて，従来パス及び改良パ300℃と仮定して計算を行った。また，本来は前パスのひずみの一部が次パスに累積する可能性はあるが，本報ではひずみがパス間で完全回復すると仮定して計算を行った。

Fig. 6. Appearance of deformation area (top) and cross section (bottom) in Round-Oval passes

Fig. 7. Cross section shapes of No. 2 rolling mill (calculation)

54

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Round-Oval pass
Equivalent Plastic Strain

#1

#2

#3

#4

#5

#6

thicknessspreadSquqre-Dia passrolling direction

Fig. 8. Distribution of equivalent plastic strain (1/4 cross section)

4．実験及び解析結果

表面と内部の温度分布を仮定した解析結果も併せて示している。標準条件で行った解析結果から，幅広がりの誤差

ラウンド-オーバルパス実鋼かみ止め材の断面形状と，は±5％以内に抑制されることがわかった。この結果から，解析による圧延後の断面形状をそれぞれFig.6とFig.7に示

今回の事例では，表面と内部に100℃の温度差を仮定するす。解析と実鋼の両者を比較すると，断面形状はよく似てことで1〜3パスの予測精度を1％以内に抑制することが可いることが分かる。また，Fig.8に各パスの相当ひずみ分布能になることがわかった。これは，実機でも予想される範を示す。スクエア-ダイヤ，ラウンド-オーバルのいずれの囲の温度差である。すなわち，計算による幅広がり予測が工程でもひずみはロールと接触する領域で高くなる。また，可能であり，内部と表面の温度差を考慮することで幅広がいずれのパスにおいてもひずみの分布には局所的な集中がりの予測精度を向上させることができる。

見られず，均一変形に近いことが分かる。

次に，プラスティシン実験による中心空隙の圧下実験結

CAEによる幅広がり予測値と実寸との比較をラウンド-果をFig.10に示す。両パスを比較すると，スクエア-ダイヤオーバルの各パスで行った。結果をFig.9に示す。Fig.9にはでは3パス終了時点で中心空隙が残っていたのに対し，ラウンド-オーバルでは3パス終了時点で空隙が残らなかった。両工程の各パスにおける減面率をFig.11に示す。ラウspread prediction accuracy／％110

ンド-オーバル工程では3パスでの減面率が大きく，一方のスクエア-ダイヤ工程では5パスでの減面率が大きくなっており，減面率配分の影響もあると考えられるものの，減面105率の差はそれほどないことからカリバー形状による影響であると考えられる。以上，減面率と均一ひずみの効果により，今回のラウンド-オーバルパスはスクエア-ダイヤパス

100

より少ないパス回数で中心圧下効果を得られると考えられ

temperature difference
between surface and center

る。

0℃
100℃
200℃
300℃

955．考察90

鋼片・鋼塊を圧延または鍛造する際の中心圧下に影響を
0123pass No.

456

及ぼす因子については諸説がある。木内らは空隙内部に材料が流入することでエネルギーが減少し，空隙が圧着されFig. 9. Relationship between temperature defferences and spread
prediction accuracy

ることを極限解析の手法で確認した10）。この方法はより厳55

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響Fig. 10. Plasticine test (Square-Diamond, Round-Oval)

0.80

35

Square-Diamond

0.70

30

Round-Oval

25

equivalent strain εReduction in area／％

0.60

2015RoundーOval
SquareーDiamond

100.50
0.40
0.30
0.20
0.10

50.00
0100

123pass No.

4523456pass No.

6Fig. 12. Cahnges of equivalent strain (center)Fig. 11. Change of reduction in area
下に影響を及ぼすと述べている6）。また，圧延及び鍛造で密な方法であるが，局所的な変形を表現しにくいことから総括的に取り扱うことが可能であること，明確な指標を示今回の解析には適用しなかった。小野らは空隙圧着パラメしやすい利点がある。そこで本報ではそのままの空隙圧着ータの考え方を導入し，有限要素法解析と実験から自由鍛パラメータを用いて今回のプラスティシン実験とCAE解析

造の際の静水応力成分を相当ひずみで積分した値が中心圧について検討を行った。

56

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響

まず，Fig.12に中心部の相当ひずみの推移を示す。今回，の圧縮応力が大きいために全パスで静水応力が負になって各パスでのひずみ継承は行っていないが，ラウンド-オーいるが，田川らが圧延時の厚み方向応力が影響することをバルパスでは中心部の相当ひずみがほぼ一定で推移していモデル実験で確認した11）ように，各方向の応力成分についることが分かる。てもう少し検討を加えれば，Gmによる空隙圧着の精度はより向上する可能性がある。

続いて，空隙圧着パラメータGmの計算を行った。応力

また，Fig.13では，ラウンド-オーバルパスでの値がスクの静水成分をひずみで積分した無次元化エネルギーGmは，エア-ダイヤパスでの値を上回っていることから，今回使以下に示す（1）式で表される。

用したラウンド-オーバル工程の圧着効果は従来のスクエεf

Gm = ∫(– p / σ eq ) d ε eq

ア-ダイヤ工程の圧着効果と同等以上と推定される。

・・・（1）

0

ここで，p＝（ σ x＋ σ y＋ σ z）/3
応力

6．結言

静水応力 σ eq：相当

ε f：中心部の最大ひずみ ε eq：相当ひずみ
粗列のスクエア-ダイヤ工程及びラウンド-オーバル工程

このGmが増加するに伴い，空隙圧着率は増加し，最終の比較を目的として第二棒線粗列パスのCAE解析を行い，的に空隙が閉鎖する。Fig.13に材料中心部の各パスでのGm以下の知見を得た。と，各パスでのGmを累積した Σ Gmを示す。Gmが単純加算（1）実鋼圧延及び三次元圧延解析コード「CORMILL」によで比較できるという従来知見はないが，両パスの中心圧下る解析を行い両者を比較したところ，圧延後の断面形度合いを比較するため，ここでは簡易的な取り扱いとして状は実機と解析でよく一致し，解析により実機圧延のGmをパス毎に累積した Σ Gmを用いた。実際に空隙の圧着シミュレーションが可能であることがわかった。

したラウンド-オーバルの3パスとスクエア-ダイヤの4パス（2）CAE解析による幅広がり予測を行った結果，幅広がりにおける Σ Gmの値はいずれも0.5前後とほぼ同じである。の予測精度は±5％と良好であった。

実際の材料において空隙はもっと小さいので，今回のモデ（3）中心空隙のあるプラスティシンビレットを用いてスクル実験とはオーダーは異なるものの，空隙圧着パラメータ

エア-ダイヤ及びラウンド-オーバルの圧延モデル実験を用いた解析結果は，穴径が φ 10である場合プラスティシを行った結果，ラウンド-オーバルの方が3パスで空隙ン実験とよく一致しており，これを正とするならば本解析圧着したのに対し，スクエア-ダイヤでは3パスでは空結果は妥当であると考えられる。

隙圧着しなかった。

しかし，ラウンド-オーバルにおける2パスの空隙面積は（4）CAE結果を用いて，鍛伸の解析に使用される空隙圧着1パスの空隙面積より広がっている。一方，Gmの値は単調パラメータGmの圧延への適用を試みた。計算結果は増加であり，実際の挙動と一致していない部分もある。

プラスティシン実験の結果と同じ傾向を示し，本手法

Gmが増加するのは静水応力が負の場合であり，厚み方向の圧延工程への適用が可能であることがわかった。
以上の結果から，減面率が同等である場合ラウンド-オ

1.20

ーバルパスによる中心圧下効果はスクエア-ダイヤパスとhydrostatic stress parameter Gm

Square-Diamond同等以上であると考えられる。

Round-Oval

1.00

現在，第二工場棒線圧延粗列ラインは，完全ラウンドオーバルパスを採用している。品質改善では表面キズ低減，Summuation（ Σ Gm）

0.80

原価改善では歩留り向上・ロ-ル原単位向上・工程休止削減等の様々な効果をあげている。

0.60

文0.40

献

one pass（Gm）
1） 篠倉恒樹：塑性と加工，34-384（1993），180.202） 斎藤好弘，高橋洋一，森賀幹夫，加藤健三：塑性と加工，24（1983）
1070

0.003） 角村義幸，武藤毅，井上健一，柳本潤：CAMP-ISIJ，13（2000），290

01234564） 小野訓正，神原進，富田正威，浅川基男，柳本潤，木内学：塑性加工

pass No.

春期講演会論文集，（1994），333

Fig. 13. Change of hydrostatic stress parameter Gm5） 柳本潤，木内学，中村充，倉橋隆郎：32-367（1991），100057

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棒線圧延時の中心圧下に及ぼす粗列パスの影響

6） 田中光之，小野信市，常野誠：塑性と加工，28-314（1987），287

10） 木内学，向四海：塑性と加工，22-248（1981），927

7） 鉄鋼便覧Ⅲ（2），862（1980），日本鉄鋼協会

11） 田川寿俊，田中淳一，平沢猛志，角南英八郎：鉄と鋼，62-13（1976），

8） 柳本潤，木内学，宮澤英之，浅川基男：鉄と鋼，86-7（2000）
，452

1720

9） 美坂佳助，吉本友吉：塑性と加工，8-79（1976），41458

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