東洋鋼鈑Vol.42

冷間タンデム圧延におけるヒートスクラッチの抑制による生産性向上
外山 潤哉＊１・佐伯 一寛＊２・入江毅＊3

Productivity Improvement by Reducing Heat Scratches in Cold Tandem Rolling
Junya TOYAMA，Kazuhiro SAEKI，Tsuyoshi IRIES y n o p s i s ： Heat scratches that occur in cold tandem rolling not only severely damage steel strip
appearance, but also significantly reduce cold rolling process productivity. No. 2 cold
tandem rolling mill（No. 2TM）in Kudamatsu plant is composed of five cold rolling mills
with a maximum rolling speed of 2137mpm, using a base palm oil and an additive as
rolling lubricants. In recent years, steel strips for can materials have become increasingly
harder and thinner, and improving productivity by reducing the heat scratches is a majortask for rolling engineers. In this study, the authors conducted two types of actual rolling
tests for improving the No. 2TM productivity, and obtained the following two findings:●Heat scratches can be suppressed without lowering productivity by changing theadditive, which is used for the base oil, from the type using a flocculating agent tomake thicker oil film, to the type using an extreme pressure agent to reinforce the oilfilm in the roll bites.

●Calculations of strip temperatures and oil film thickness equivalents for each standreveal that #3STD and #5STD are disadvantageous for heat scratches. Reducing
heat scratches in #3STD and #5STD require considerations of an optimal reduction
distribution.

K e y W o r d s ： heat scratch ; rolling lubricants ; additive ; reduction distribution

１．緒ぶ．
ラインオペレーターはヒートスクラッチを発生させな言いようにしつつ生産性を上げる操業を行っているが，ひと
近年，当社における冷間タンデム圧延機への要求は，スたびヒートスクラッチが発生すると生産性が著しく低下

トリップの薄肉・硬質化に代表される需要構成の変化へ

Fig.1 に示すようなWR の焼きしてしまう．具体的には，の対応，耐モトリング性に代表される板表面品質向上，および生産性向上の３点に大別される．
冷間タンデム圧延機の生産性向上を阻害する大きな要因としてヒートスクラッチが挙げられる. 冷間圧延において潤滑や冷却が不足すると，ロールバイト内が高温となり，ある温度を超えると局所的に油膜切れが生じることがある．
油膜切れによりワークロール（以下WR）とストリップが金属接触すると，WR とストリップに焼き付きが生じ，そのまま圧延を継続すると焼き付き疵が成長してストリップの表面品質に悪影響を及ぼしてしまう．
このような現象により発生した焼き付き疵をヒートスクラッチと呼Fig.1 Photo of heat scratch on the WR surface.

＊１ 生産技術部 圧延技術グループ＊２ 冷延鋼板工場 冷延課 冷圧係 係長＊３ 生産技術部 圧延技術グループ グループリーダー

35東洋鋼鈑Vol.42付き疵（ヒートスクラッチ）がストリップに転写すると，いることとした．
初めに圧延機全体の潤滑性を向上させる

ストリップ表面外観が大きく損なわれることから，後続コため，圧延油添加剤の変更を行った．次にヒートスクラッ

イルへの被害を最小限に抑えるために，ヒートスクラッチチの発生しやすいスタンドの圧延負荷を軽減するようなが発生した圧延スタンドのWR の手入れやWR の組替を圧延負荷配分の調整を行った．

行う必要がある．また，ヒートスクラッチ発生に気づいてからWR の手入れや組替のような対処を行うまでにヒー

２.

圧延油添加剤の変更による生産性向上

２．１

圧延油添加剤の一般性状および性能

トスクラッチが成長し，有害欠点になることも多いことから，ロールバイト内の温度上昇を抑制するために20 ～

圧延油添加剤は，圧延潤滑性や耐焼付き性向上などを30% 程度の減速作業が行われることも多く，これらが生目的としてベース油に対し添加されるもので，目的に応産性を著しく低下させる大きな理由となっている．従っじた成分が配合される．No.2TM で従来使用される添て，ヒートスクラッチの発生を防止できれば，生産性向上加剤A には，凝集タイプのカチオン系界面活性剤が配合に寄与できる．なお，ヒートスクラッチはロールバイト内されている．ノズルから噴射されてストリップに付着しの圧延潤滑状態に強く依存し，仕上げ厚の薄ゲージ化およたエマルションは，界面活性剤の凝集効果によってストび材料の硬質化が進むと更に顕著になる．

リップへの付着直後に水と分離して凝集し，圧延油膜と近年，実際の操業現場において仕上げ厚の薄ゲージ化おなってストリップ上に形成されることを特徴としていよび材料の硬質化が更に進んでおり，生産性向上を継続る．一方で調査に用いた添加剤B は，乳化タイプのノニオするのも難しくなってきている．この課題に対して，当社ン系界面活性剤が配合されている．エマルション粒径がNo.2 冷間タンデム圧延機（No.2TM）
において検討を行っ小さく均一に保持され，圧延油をストリップに均一にプた．
No.2TM はFig.2 に示す5 基連続の完全連続冷間圧延

レートアウトさせることができ，耐モトリング性に優れラインで，最高圧延速度は2137mpm と高速圧延が可能

る．また，添加剤B には油性向上剤，極圧添加剤を配合すな薄ゲージ用ラインとなっている．高速ラインのため，ラることで，幅広い温度域で油膜強度を向上できるため，硬インスピードの減速や，ライン停止につながるトラブルが質材等の難圧延材作業において耐焼付き性を向上するこ発生すると生産性は著しく低下してしまう．

とが可能となる．

本報における生産性向上の手段として，
2 つの手段を用添加剤A と添加剤Ｂの耐焼き付き性能を比較するた

Fig.2 Schematic diagram of No.2 cold tandem rolling mill.

Fig.3 Four-ball extreme-pressure lubricant tester.
Table 1 Test condition for lubricant tester.

36

冷間タンデム圧延におけるヒートスクラッチの抑制による生産性向上

め，高速四球式摩擦試験機（Fig.3）を用いた耐圧荷重測間張力の関係をFig.4 に，摩擦係数とWR 圧延長さの関係定試験を実施した．実験条件をTable 1 に示す．実験の結をFig.5 に示す．なお圧延荷重，張力およびWR 圧延長さ

果，添加剤A が低い荷重で焼き付いたのに対し，添加剤Bは実績値を無次元化し，摩擦係数はBland&Ford の圧延は装置限界荷重（添加剤A の約7 倍）まで焼き付くこと

荷重式に実績の圧延荷重と張力を代入した逆算値を無次はなく，良好な耐焼き付き性を示した．

元化した．Fig.4 より，添加剤B を用いることで，圧延荷重は従来と同等であるが，張力は低減している．またFig.5２．２より，添加剤B を用いることで摩擦係数も低減している

圧延油添加剤の変更結果

ラボ試験において良好な耐焼き付き性を示した添加剤ことから，圧延潤滑性が向上したことが確認できる．

B を用いて，No.2TM で実機圧延を行い，ヒートスクラッチ発生率および生産性について，添加剤A との比較を２．２．３行った．

ヒートスクラッチ発生率と生産性の確認（大量試験）

前項に示す少量試験において，良好な耐ヒートスク
２．２．１

ラッチ性を示した添加剤B を用いて半年間の実機圧延を供試材行った．なお実機圧延ではTable 2 に示す供試材以外のヒートスクラッチ発生率および生産性の評価を効率的
Table 2 に示すヒートスクラッチの発生しに行うため，仕様も多く含む．

やすい硬質かつ薄ゲージ仕上げを供試材とした．

本試験におけるヒートスクラッチ発生率比較をFig.6に，生産性比較をFig.7 に示す．
なお，生産性はT/H である．

２．２．２

Fig.6 より，添加剤B を用いることでヒートスクラッチ試験結果（少量試験）

No.2TM の第5 スタンドの圧延荷重と第4/5 スタンドの発生頻度が1.5% 減少している．またFig.7 より，添加Table 2 Specification of rolling material.

Fig.4 Relationship between #4/5tension andFig.5 Variation of friction coefficient in #5STD.

#5STD rolling load.

Fig.6 Effect of additive type on heat scratch.

Fig.7 Effect of additive type on productivity.

37東洋鋼鈑Vol.42

剤B を用いることで生産性が3.0% 向上している．高速ラ熱 の 仕 事 当 量（J/cal），V: 板 体 積 速 度（m3/sec），Km:インであるNo.2TM にとって3.0% の生産性向上は大き平均変形抵抗（N/mm2），ln ε : 対数ひずみ，R:WR 半な成果である．以上より，添加剤B を用いることでヒート径（mm），R’: 扁 平 WR 半 径（mm）， Δ h ＝ h1- h2 :スクラッチを抑制しつつ，生産性を向上できることが確板厚変化量（mm），h1: 入側板厚（mm），h2：出側板厚認された．

（ｍｍ），ｒ : 圧下率，μ : 摩擦係数を表す．
次に，熱容量 C= ｍｃを用いて各式を変形すると加工発

３.

圧延条件の変更による生産性向上

３．１

ヒートスクラッチに不利なスタンドの特定熱を表す式 3-1-3，摩擦発熱を表す式 3-1-4 となる．

圧延条件の変更を検討するにあたり，より効果的な変更を行うためにヒートスクラッチに不利なスタンドを特定し，当該スタンドの圧下率を軽減することとした．なお
ヒートスクラッチは圧延機の後段に行くほど発生率は高こ こ で ｃ : 材 料 比 熱（cal/g・ ℃），m: 圧 延 重 量（g），くなると推察され，No.2TM では実際に第5 スタンドの，Tf: 摩擦発熱（℃），s: ロールバイト
Tk: 加工発熱（℃）

ヒートスクラッチ発生率が最も高くなっているが，単純内の圧延時間（sec），l: 接触弧長（mm）を表す．

に第5 スタンドの負荷を低減して他のスタンドのヒートまた，対数ひずみ，および板体積速度を導出するためスクラッチ発生率を悪化させることは避けたい．ここでに用いた式は以下の通りである．

は各圧延スタンドにおける潤滑状況を把握する上で，どのスタンドがヒートスクラッチに不利なスタンドであるかを推定する一つの手段として，中島ら １）の冷間タンデ
ム圧延における熱的挙動シミュレーションと水野2）の油膜厚み当量の試算を行った．

ここで w: 板幅（mm），VR:WR 周速（mpm）を表す．

試算には第5 スタンドでヒートスクラッチの発生しやなお , 摩擦係数μは Bland&Ford の圧延荷重式から逆すい圧延条件を用いた．使用される材料仕様をTable 3算し，扁平ロール半径 R’は Hitchcock の式を用いて導に示す．なお，使用されるロール径などの寸法や圧下率，出した．平均変形抵抗 Km は，加工硬化特性・歪速度依速度等，本シミュレーションに使用する他の情報につい存性・温度依存性に関し実験的に求められた回帰式を用ては割愛する．

いロールバイト内の平均値として表すことができる．
スタンド間および第 5 スタンド出側での冷却はニュー

３．１．１

ミル内のストリップ温度状態

トンの冷却法則より式 3-1-5 となる．

本モデルでは圧延中のストリップ温度を各スタンドに

ここでT, Ta : 板温度（℃），Tc : クーラント温度（℃），

おけるロールバイト内での加工および摩擦発熱，スタンド間と第5 スタンド出側の冷却によって表現できる．ロー
ルバイト内での加工による熱量は式3-1-1，摩擦熱量は式3-1-2 となる．式3-1-1 は単位時間当たりに発生する熱量を表しており，式3-1-2 は単位長さ当たりに発生する熱量

α: 熱伝達係数（cal/mm²・sec・℃），ρ: 材料密度（ton/を表している．

m3），Δｔ: 時間増分（sec）を表す．また，Δｔ＝ｔ- ｔ’とすると，Ta はｔ’時の板温度である．
以上のモデル式とTable 3 のコイル条件から各スタンドにおける加工発熱，摩擦発熱による板温度上昇および，スタンド間と第5 スタンド出側における冷却状態を計算した．第1 スタンド入側からテンションリールまでのスト，q f : 摩擦熱量（cal/m），J:ここで，qk : 加工熱量（cal/sec）
Table 3 Specification of rolling material for evaluating heat scratch occurrence.

38

冷間タンデム圧延におけるヒートスクラッチの抑制による生産性向上

リップ温度変化をFig.8 に示す．なお，第１スタンド入側

油膜厚み当量を計算した結果，以下のことが明らかにからテンションリールまでの距離とストリップ温度は最なった．

大値を1, 最小値を0 として無次元化した．

●

点へ補助線を引くと，第3 スタンドの油膜厚み当量

熱的挙動シミュレーションを用いて圧延中のストリッが相対的に少ない．

プ温度を解析した結果，以下のことが明らかになった．
●

Fig.9 の第2 スタンドの頂点から第5 スタンドの頂ヒートスクラッチが発生した第5 スタンドと，ヒー以上の油膜厚み当量の解析から，耐ヒートスクラッチ

トスクラッチの発生していない第3 スタンドのスト性の指標とも言える油膜厚み当量が比較的少ない第3 ス

リップ温度が相対的に高い．

タンドでヒートスクラッチが発生しやすい傾向にあると以上のストリップ温度の解析から，ロールバイト内で考える．

高温になることで発生するヒートスクラッチは，第3 スタンドおよび第5 スタンドで発生しやすい傾向にあること

３．１．３

小括

熱的挙動シミュレーションを用いたストリップ温度のが示唆された．

試算の結果，第3 スタンドおよび第5 スタンドが相対的に各スタンドの油膜厚み当量の試算高温であることが分かった．また油膜厚み当量の試算の油膜厚み当量は，実際の油膜の厚みと，ロールバイトに結果，第3 スタンドの油膜厚み当量が相対的に少ないこと

おける平均圧力との関係を示す値であり，具体的には以が分かった．したがって当社のNo.2TM におけるヒート下のように定義される．

スクラッチに不利なスタンドはヒートスクラッチが発生

３．１．２

油膜厚み当量 = 油膜の厚み / 平均圧力していない第3 スタンドも該当すると考えられる．

油膜厚み等量が大きいほど油膜が厚く，WR とストリップの接触を減少させる効果が強くなり，摩擦や熱への耐３．２圧延条件の変更方法

前節より第3 スタンドもヒートスクラッチに不利なス性が向上し，耐ヒートスクラッチ性を向上することがでタンドであることが分かったため，第3 スタンドの圧延負きる．

荷低減を検討した．

ここでは油膜厚みを圧延油の粘度，ロールとストリップの速度，および噛み込み角を用いて近似し，各スタンド一方で先述の通り，No.2TM では第5 スタンドのヒート油膜厚み当量 td は式3-2-1 より算出した．ロールバイト

スクラッチ発生率が最も高い．そこで本報告では，中間スへの噛み込み角θは式3-2-2 より算出した．

タンドである第2 ～4 スタンドの圧下率配分を変更し，第5 スタンドのヒートスクラッチ発生率を悪化させることなく生産性向上が可能かを評価することとした．中間ス
タンドの圧下率配分の変更においては，第3 スタンドの圧下率を従来比で5% 低下するように設定を行った．各スタンドにおける圧下率の設定計算結果を従来比で Fig.10

ここで，td : 油膜厚み当量（無次元），η0 : 圧延油動粘度
2

VR : ロールの速度（mpm），VM : ストリッ（mm /sec），に示す．設定計算において，第3 スタンドの圧下率が第2，プ の 速 度（mpm），θ : ロ ー ル バ イ ト へ の 噛 み 込 み 角

第4 スタンドに分配されていることを確認した．

，ｈ2：出側板（rad），p : 荷重（kN），h1 : 入側板厚（mm）厚（ｍｍ），R : WR 半径（mm）を表す．
以上のモデル式とTable 3 のコイル条件から各スタンドにおける油膜厚み当量を計算した．計算結果をFig.9 に示す．

Fig.8 Simulation result of strip temperature in No.2 TM.

Fig.9 Oil film thickness equivalents in each rolling stand.

39

東洋鋼鈑

また，設定計算結果を用いてストリップ温度を計算し，Vol.42

３．３

従来の圧下率配分と比較した．比較には先述したTable 3

実機圧延試験による生産性向上効果の確認

３．３．１

供試材のコイル条件を用いた．比較結果をFig.11 に示す．Fig.11

Table 4
実機圧延試験に移行できる条件が整ったため，より予測できる第3 スタンドの圧下率低減による影響はに示す硬質かつ薄ゲージ仕上げを供試材として実機試験下記の通りである．

を行うこととした．供試材の選定は２ ．２ ．1 の記載と同じ●

圧下率低減によって，変形抵抗と摩擦係数は小さく理由による．なお，以下の試験では，すべてのコイルで添なるため，第3 スタンドの加工発熱Tk および摩擦発加剤B を用いた．

熱Tf は減少し，第３スタンドにおけるストリップ温度は低下する．よって第3 スタンドの耐ヒートスク３．３．２

ラッチ性を向上できる．
●●

圧下率の変更試験（少量試験）

実機圧延において中間スタンドの圧下率が計算通りに一方で，第4 スタンドは圧下率増加によってストリッ変化したかを確認するため，供試材と同一仕様の材料にプ温度は上昇し，圧延潤滑性は悪化してしまうが，前て従来条件と試験条件における各スタンドの平均圧下率章の添加剤B を用いることで耐ヒートスクラッチ性を比較した．実機試験における平均圧下率の比較を従来は向上させることで補うことができると考える．

比で Fig.12 に示す．また，第2 ～5 スタンドの後方ユニッ第５スタンドの圧下率およびストリップ温度は変化が

ト張力と線荷重の関係をFig.13 〜16 に示す．なお圧延荷なく，耐ヒートスクラッチ性も変化はないと考える．

重および張力は実績値を無次元化した．

以上より，目標の圧下率配分が得られることを確認しまずFig.12 より，狙い通り第3 スタンドの圧下率が軽たため，実機圧延試験を進めることとした．

減されていることが分かる．一方で中間スタンドの圧下率配分のみを変更する設定を行ったにも関わらず，第5 スタンドの圧下率の実績値が増加する結果となった．第5 ス
タンドの圧下率の増加により圧延荷重および張力も増加してしまうため，ヒートスクラッチが発生することが懸念されるが，Fig.16 より本試験においては第5 スタンドの圧延荷重および張力の増加は確認できなかった．
次にFig.14 より，圧下率を軽減した第3 スタンドの圧延荷重および張力が軽減されていることが分かる．またFig.13，Fig.15 より，第2 スタンドおよび第4 スタンドにFig.10 Calculated ratio of experimental reduction toconventional reduction.

Fig.12 Actual ratio of experimental reduction to conventional
Fig.11 Comparison of simulation results for strip temperature.

reduction.

Table 4 Specification of rolling material.

40冷間タンデム圧延におけるヒートスクラッチの抑制による生産性向上

おいても圧延荷重および張力が軽減されている．ここで３．３．３

従来条件と試験条件は同一仕様の材料を用いたため，圧ヒートスクラッチ発生率と生産性の確認（大量試験）延に必要なエネルギーも同じはずである．よって圧下率

前項に示す少量試験において，第5 スタンドの圧下率が配分を変更することで圧延潤滑性が変化し，これまで摩増加したにも関わらずヒートスクラッチの発生率に変化擦や熱に変換されていたエネルギー損失が少なくなったが無かったことから，同様の中間スタンド圧下率配分をことで，第2 スタンド，第4 スタンドの荷重および張力が用いて1 週間の連続した実機圧延を行った．なお実機圧延軽減されたとも考えられる．したがって第3 スタンドの圧はTable 4 に示す供試材以外の仕様も多く含んでおり，延負荷軽減を目的に行った圧下率配分の変更は，圧延荷生産性を向上するための検証も合わせて計画したことか

重および張力の関係から，ヒートスクラッチの発生が低ら，製品品質に有害なヒートスクラッチを発生させない減する可能性および生産性の向上に寄与できる可能性が範囲で圧延速度を増加させた．

ある．また他スタンドの圧延荷重および張力の軽減にも本試験におけるヒートスクラッチ発生率比較をFig.17つながることも示された．

に，生産性比較をFig.18 に示す．なお，生産性はT/H である．Fig.17 より，試験条件を用いたことでヒートスクラッ

Fig.13 Relationship between #1/2tension and #2STD rollingFig.14 Relationship between #2/3tension and #3STD rolling

load.

load.

Fig.15 Relationship between #3/4tension and #4STD rollingFig.16 Relationship between #4/5tension and #5STD rolling

load.

load.

Fig.17 Effect of reduction distribution on heat scratch.

Fig.18 Effect of reduction distribution on productivity.

41

チの発生頻度が5.4% 増加した．ヒートスクラッチは第5引用文献

スタンドから発生しており，ヒートスクラッチ発生率の1）中島浩衛, 井浦輝生, 浜渦修一, 井上直温, 古野英樹 ：増加原因は下記2 点およびこれらの組合せによると推察

第48 回圧延理論部会（1973）,1-8.している．

2）水野高爾：塑性と加工, 66（1966）, 383-388.

1）Fig.12 のように，第5 スタンドの圧下率が増加した
ことによる．
2）生産性向上を図るため，従来よりも圧延速度を増加したことによる．
Fig.18 より，試験一方で圧延速度を増加させたことで，条件を用いた実機圧延の生産性は4% 向上した．
３．３．４

実機試験結果のまとめと今後の方針

1 週間の連続した実機圧延を実施した結果，中間スタンドのみの圧下率変更は，第5 スタンドの圧下率増加を招き，結果的に第5 スタンドのヒートスクラッチを増加させうることが明らかとなった．ただし，第5 スタンドのヒートスクラッチの発生を現状もしくはそれ以下に抑えることができれば圧延速度および生産性の向上は可能と考えられる．第5 スタンドの圧下率を従来条件に維持したまま中間スタンドの圧下率配分を変更し，ヒートスクラッチの発生を抑制しつつ生産性向上を図ることができないか，検証を進めていくことを今後の課題としたい．

４. 結言

当社No.2 冷間タンデムミルにおいて，生産性向上の阻害要因であるヒートスクラッチの発生を抑制し，生産性の向上を図るため，圧延油添加剤の変更および圧延負荷配分の変更に取り組んだ．これら2 つのヒートスクラッチ抑制に対する取り組みは，圧延油と圧延条件の最適化の重要性を示し，冷間圧延における耐ヒートスクラッチ性向上および生産性向上の手段として有効であることを示した．最後にこの取り組みによって得られた知見を以下に示す．
●

適切な圧延油添加剤を使用することで摩擦係数が低減し，圧延潤滑性を向上できる．さらにヒートスクラッチ発生率の低減も可能となる．

●

各スタンドにおけるストリップ温度の数値解析を行った結果，第3 スタンドおよび第5 スタンドが相対的に高温となることが分かった．

●

油膜厚み当量の試算を行った結果，第3 スタンドの油膜厚み当量が相対的に少ないことが分かった．

●

第3 スタンドの圧下率を低減させることで，第3 スタンドのみならず第2 スタンド, 第4 スタンドの圧延荷重および張力を低減できる可能性がある．ただし第5スタンドの圧下率が上昇し，ヒートスクラッチが増加する懸念があるため，第5 スタンドの圧下率を維持したままで中間スタンドの圧下率配分を変更する必要がある．

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