JP2018008279A - Manufacturing method of h-shaped steel - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてH形鋼を製造する製造方法に関する。 The present invention relates to a manufacturing method for manufacturing H-section steel using, for example, a slab having a rectangular cross section as a raw material.
H形鋼を製造する場合には、加熱炉から抽出されたスラブやブルーム等の素材を粗圧延機(BD)によって粗形材(所謂ドッグボーン形状の被圧延材)に造形し、中間ユニバーサル圧延機によって上記粗形材のウェブやフランジの厚さを圧下し、併せて前記中間ユニバーサル圧延機に近接したエッジャー圧延機によって被圧延材のフランジに対し幅圧下や端面の鍛錬と整形が施される。そして、仕上ユニバーサル圧延機によってH形鋼製品が造形される。 When manufacturing H-section steel, raw materials such as slabs and blooms extracted from a heating furnace are formed into a rough shape (so-called dogbone-shaped material to be rolled) by a roughing mill (BD), and intermediate universal rolling is performed. The thickness of the rough profile web and flange is reduced by a machine, and the edge reduction mill near the intermediate universal rolling mill is subjected to width reduction and forging and shaping of the flange of the material to be rolled. . And an H-section steel product is modeled by a finishing universal rolling mill.
このようなH形鋼の製造方法において、矩形断面であるスラブ素材から所謂ドッグボーン形状の粗形材を造形する際には、粗圧延工程の第1の孔型においてスラブ端面に割り込みを入れた後、第2以降の孔型において当該割り込みを割広げる、又は、割り込み深さを深くさせ、それ以降の孔型にてスラブ端面の割り込みを消去する技術が知られている(例えば特許文献1参照)。 In such a method for manufacturing an H-shaped steel, when forming a so-called dogbone-shaped rough shape material from a slab material having a rectangular cross section, an interruption was applied to the slab end face in the first hole mold of the rough rolling process. Thereafter, a technique is known in which the interrupt is widened in the second and subsequent hole molds, or the interrupt depth is increased, and the interrupt of the slab end face is erased in the subsequent hole molds (see, for example, Patent Document 1). ).
また、例えば特許文献2には、スラブ端面に割り込みを入れ当該割り込みを順次深くし、その後ボックス孔型において押し拡げ、H形鋼のフランジ相当部を形成させる技術が開示されている。 Further, for example, Patent Document 2 discloses a technique in which an interruption is applied to the end face of the slab and the interruptions are gradually deepened and then expanded in a box hole type to form a flange-corresponding portion of H-shaped steel.
近年、構造物等の大型化に伴い大型のH形鋼製品の製造が望まれている。特にH形鋼の強度・剛性に大きく寄与するフランジを従来に比べて広幅化した製品が望まれている。フランジが広幅化されたH形鋼製品を製造するためには、粗圧延工程における造形から従来に比べフランジ幅の大きな被圧延材を造形する必要がある。 In recent years, with the increase in size of structures and the like, production of large H-shaped steel products has been desired. In particular, a product having a wider flange than the conventional one that greatly contributes to the strength and rigidity of the H-shaped steel is desired. In order to manufacture an H-shaped steel product having a wide flange, it is necessary to form a material to be rolled having a larger flange width than that of the prior art from modeling in the rough rolling process.
しかしながら、例えば上記特許文献1に開示されている技術では、スラブ等の素材の端面(スラブ端面)に割り込みを入れ、当該端面をエッジングし、その幅拡がりを利用して粗圧延を行う方法では、フランジの広幅化に限界がある。即ち、従来の粗圧延方法においてフランジの広幅化を図るためにはウェッジ設計(割り込み角度の設計)、圧下調整、潤滑調整といった技術により幅拡がりの向上が図られるが、いずれの方法もフランジ幅に大幅に寄与するものではないため、エッジング量に対するフランジ幅の拡がり量の比率を示す幅拡がり率は、エッジングの初期段階の効率が最も高い条件でも0.8程度であり、同一孔型でエッジングを繰り返す条件では、フランジ幅の拡がり量が大きくなるにつれて低下し、最終的には0.5程度になることが知られている。また、スラブ等の素材自体を大型化し、エッジング量を大きくすることも考えられるが、粗圧延機の設備規模や圧下量等には装置限界があるため十分な製品フランジの広幅化が実現されないといった事情がある。
However, for example, in the technique disclosed in
また、例えば特許文献2に開示されている技術では、割り込みを入れたスラブ等の素材に対して、特に割り込み形状の変遷等を経ずに、即座に底面がフラット形状のボックス孔型によってエッジング圧延を行い、フランジ相当部を造形しており、このような方法では被圧延材の形状を急激に変化させることに伴う形状不良が生じやすい。特に、このような造形における被圧延材の形状変化は、被圧延材とロールとの接触部の力と、被圧延材の曲げ剛性との関係によって定まるものであり、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼を製造する場合には形状不良がより生じやすいといった問題がある。 Further, for example, in the technique disclosed in Patent Document 2, edging rolling is immediately applied to a material such as an interrupted slab by using a box hole mold having a flat bottom surface without particularly changing the shape of the interrupt. The flange equivalent part is modeled, and in such a method, a shape defect associated with abruptly changing the shape of the material to be rolled tends to occur. In particular, the shape change of the material to be rolled in such shaping is determined by the relationship between the force of the contact portion between the material to be rolled and the roll and the bending rigidity of the material to be rolled, and has a larger flange width than conventional. When manufacturing H-section steel, there exists a problem that a shape defect tends to arise more.
上記事情に鑑み、本発明の目的は、H形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の矩形断面素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能なH形鋼の製造方法を提供することにある。 In view of the above circumstances, the object of the present invention is to deeply interrupt with a protrusion having an acute tip shape on the end face of a rectangular cross-section material such as a slab in a rough rolling process using a hole mold when manufacturing H-section steel. It is possible to efficiently and stably manufacture H-shaped steel products with a larger flange width than before, by suppressing the occurrence of shape defects in the material to be rolled by sequentially bending the flange portions formed thereby. Another object of the present invention is to provide a method for manufacturing such an H-shaped steel.
前記の目的を達成するため、本発明によれば、粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたH形鋼の製造方法であって、矩形断面素材に対し前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する4以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の1又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第1孔型及び第2孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記複数の孔型のうち第2孔型以降では少なくとも1パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、前記複数の孔型のうち第3孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる、折り曲げ造形工程が行われ、前記矩形断面素材の厚みが290mm以上310mm以下である場合に、前記第2孔型での造形後の被圧延材フランジ幅と、前記折り曲げ造形工程の最終形状における被圧延材フランジ幅との比であるフランジ幅拡がり率は、以下の式(2)で定められることを特徴とする、H形鋼の製造方法が提供される。
フランジ幅拡がり率=a×Δθ+b ・・・(2)
但し、a、bは所定の定数であり、Δθは前記折り曲げ造形工程での折り曲げ角度である。
In order to achieve the above object, according to the present invention, there is provided a method for producing an H-section steel comprising a rough rolling step, an intermediate rolling step, and a finish rolling step, wherein the rough rolling step is performed on a rectangular cross-section material. The machine is engraved with a plurality of four or more hole molds for modeling the material to be rolled. In the plurality of hole molds, one or a plurality of passes of the material to be rolled are formed, and the first of the plurality of hole molds. The hole mold and the second hole mold are formed with protrusions that interrupt vertically with respect to the width direction of the material to be rolled. The rolling is performed in a state where the end face of the rolled material and the peripheral surface of the hole mold are in contact with each other, and the divided holes formed by the interruption are sequentially bent after the third hole mold among the plurality of hole molds. The thickness of the rectangular cross-section material is 290 mm or more and 310 m In the case of the following, the flange width expansion ratio, which is the ratio of the rolled material flange width after shaping in the second hole mold and the rolled material flange width in the final shape of the bending shaping process, is expressed by the following equation: There is provided a method for producing an H-section steel characterized by being defined in (2).
Flange width expansion ratio = a × Δθ + b (2)
However, a and b are predetermined constants, and Δθ is a bending angle in the bending modeling step.
前記複数の孔型は、被圧延材を造形する第1孔型〜第4孔型の4つの孔型であり、前記複数の孔型のうち、第3孔型及び第4孔型には、前記分割部位に押し当てることで当該分割部位を折り曲げる突起部が形成され、前記第1孔型及び第2孔型に形成される突起部の先端角度は25°以上40°以下であり、前記第3孔型及び/又は前記第4孔型における折り曲げ造形工程での折り曲げ角度Δθが30°以上150°以下の範囲内において、前記式(2)に基づき前記フランジ幅拡がり率は定められても良い。 The plurality of hole molds are four hole molds of a first hole mold to a fourth hole mold for modeling a material to be rolled, and among the plurality of hole molds, the third hole mold and the fourth hole mold include: A protrusion that bends the divided part by pressing against the divided part is formed, and a tip angle of the protruding part formed in the first hole mold and the second hole mold is 25 ° or more and 40 ° or less, The flange width expansion rate may be determined based on the formula (2) within a range where the bending angle Δθ in the bending modeling process in the three-hole mold and / or the fourth hole mold is 30 ° or more and 150 ° or less. .
前記式(2)によって定められるフランジ幅拡がり率に基づき、前記折り曲げ造形工程後の被圧延材のフランジ幅の値を予測し、当該予測された被圧延材のフランジ幅と、折り曲げ造形工程を行う第4孔型との関係が以下の式(3)を満たすように前記第4孔型の孔型フランジ幅を設計しても良い。
予測される折り曲げ孔型フランジ幅−孔型フランジ幅=c×θ−d ・・・(3)
但し、c、dは所定の定数であり、θは第4孔型に形成される突起部の先端角度である。
Based on the flange width expansion rate defined by the equation (2), the value of the flange width of the material to be rolled after the folding modeling process is predicted, and the predicted flange width of the material to be rolled and the bending modeling process are performed. The hole flange width of the fourth hole mold may be designed so that the relationship with the fourth hole mold satisfies the following expression (3).
Predicted bending hole flange width−hole flange width = c × θ−d (3)
However, c and d are predetermined constants, and θ is the tip angle of the protrusion formed in the fourth hole mold.
本発明によれば、H形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の矩形断面素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能となる。 According to the present invention, in a rough rolling process using a hole mold when manufacturing an H-section steel, a deep-interrupted protrusion is formed on an end face of a rectangular cross-section material such as a slab, thereby forming By sequentially bending the formed flange portions, it is possible to suppress the occurrence of shape defects in the material to be rolled, and to efficiently and stably manufacture H-shaped steel products having a larger flange width than in the past.
以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the present specification and drawings, components having substantially the same functional configuration are denoted by the same reference numerals, and redundant description is omitted.
図1は、本実施の形態にかかる圧延設備1を含むH形鋼の製造ラインTについての説明図である。図1に示すように、製造ラインTには上流側から順に、加熱炉2、サイジングミル3、粗圧延機4、中間ユニバーサル圧延機5、仕上ユニバーサル圧延機8が配置されている。また、中間ユニバーサル圧延機5に近接してエッジャー圧延機9が設けられている。なお、以下では、説明のために製造ラインTにおける鋼材を、総称して「被圧延材A」と記載し、各図において適宜その形状を破線・斜線等を用いて図示する場合がある。
FIG. 1 is an explanatory diagram of an H-section steel production line T including a
図1に示すように、製造ラインTでは、加熱炉2から抽出された例えばスラブ11等の被圧延材Aがサイジングミル3ならびに粗圧延機4において粗圧延される。次いで、中間ユニバーサル圧延機5において中間圧延される。この中間圧延時には、必要に応じてエッジャー圧延機9によって被圧延材の端部等(フランジ対応部12)に対して圧下が施される。通常の場合、サイジングミル3及び粗圧延機4のロールには、合わせて4〜6個程度の孔型が刻設されており、これらを経由して複数パスのリバース圧延でH形粗形材13が造形され、該H形粗形材13を前記中間ユニバーサル圧延機5−エッジャー圧延機9の2つの圧延機からなる圧延機列を用いて、複数パスの圧下が加えられ、中間材14が造形される。そして中間材14は、仕上ユニバーサル圧延機8において製品形状に仕上圧延され、H形鋼製品16が製造される。
As shown in FIG. 1, in the production line T, a material A to be rolled such as a
ここで、加熱炉2から抽出されるスラブ11のスラブ幅Tは、例えば、290mm以上310mm以下の範囲内である。これは、一般的なH形鋼製品を製造する際に用いられるスラブ寸法である。
Here, the slab width T of the
次に、以下では図1に示したサイジングミル3及び粗圧延機4に刻設される孔型構成や孔型形状について図面を参照して説明する。なお、通常、粗圧延機4には、以下に説明する第1孔型〜第4孔型に加え、それら孔型にて造形された被圧延材Aをいわゆるドッグボーン形状のH形粗形材13とする孔型が更に設けられているが、この孔型は従来より既知のものであるため本明細書での図示・説明は省略する。また、製造ラインTにおける加熱炉2や中間ユニバーサル圧延機5、仕上ユニバーサル圧延機8、エッジャー圧延機9等は、従来よりH形鋼の製造に用いられている一般的な装置であり、その装置構成等は既知であるため本明細書では説明を省略する。
Next, the hole configuration and the hole shape formed in the sizing mill 3 and the roughing mill 4 shown in FIG. 1 will be described with reference to the drawings. In addition, in addition to the 1st hole type-4th hole type demonstrated below, the rough rolling mill 4 usually uses the so-called dogbone-shaped H-shaped rough shape material for the material A to be rolled. A
図2〜図5は粗圧延工程を行うサイジングミル3及び粗圧延機4に刻設される孔型についての概略説明図である。ここで、説明する第1孔型〜第4孔型は、例えばサイジングミル3に全て刻設されても良く、サイジングミル3及び粗圧延機4に第1孔型〜第4孔型の4つの孔型が分けて刻設されても良い。即ち、第1孔型〜第4孔型はサイジングミル3及び粗圧延機4の両方に亘って刻設されても良く、どちらか一方の圧延機に刻設されても良い。通常のH形鋼の製造における粗圧延工程では、これら各孔型において1又は複数パスでの造形が行われる。 2-5 is a schematic explanatory drawing about the hole type | mold engraved in the sizing mill 3 and the rough rolling mill 4 which perform a rough rolling process. Here, the first hole type to the fourth hole type to be described may be all engraved in the sizing mill 3, for example, and the four types of the first hole type to the fourth hole type may be provided in the sizing mill 3 and the roughing mill 4. The hole mold may be engraved separately. That is, the first hole type to the fourth hole type may be engraved over both the sizing mill 3 and the rough rolling mill 4, or may be engraved in either one of the rolling mills. In the rough rolling process in the manufacture of normal H-section steel, modeling is performed in one or a plurality of passes in each of these perforations.
また、本実施の形態では刻設される孔型が4つの場合を例示して説明するが、その孔型数についても、必ずしも4孔型である必要はなく、4以上の複数の孔型数であっても良い。即ち、H形粗形材13を造形するために好適な孔型構成であれば良い。なお、図2〜図5では、各孔型における造形時の被圧延材Aの概略最終パス形状を破線にて図示している。
Further, in the present embodiment, a case where there are four hole types engraved will be described as an example. However, the number of hole types is not necessarily a four-hole type, and the number of hole types is not less than four. It may be. In other words, any hole configuration suitable for modeling the H-shaped
図2は第1孔型K1の概略説明図である。第1孔型K1は、一対の水平ロールである上孔型ロール20と下孔型ロール21に刻設され、これら上孔型ロール20と下孔型ロール21のロール隙において被圧延材Aが圧下・造形される。また、上孔型ロール20の周面(即ち、第1孔型K1の上面)には、孔型内部に向かって突出する突起部25が形成されている。更に、下孔型ロール21の周面(即ち、第1孔型K1の底面)には、孔型内部に向かって突出する突起部26が形成されている。これら突起部25、26はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部25と突起部26とでそれぞれ等しく構成されている。突起部25、26の高さ(突出長さ)をh1とし、先端部角度をθ1aとする。
FIG. 2 is a schematic explanatory view of the first hole mold K1. The first hole mold K1 is engraved in the
この第1孔型K1においては、突起部25、26が被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に押し当てられ、割り込み28、29が形成される。ここで、突起部25、26の先端部角度(ウェッジ角度とも呼称される)θ1aは例えば25°以上40°以下であることが望ましい。
In the first hole mold K1, the
ここで、第1孔型K1の孔型幅は、被圧延材Aの厚み(即ち、スラブ厚)とほぼ等しいことが好ましい。具体的には、第1孔型K1に形成された突起部25、26の先端部における孔型の幅と、スラブ厚を同一にすることで、被圧延材Aの左右センターリング性が好適に確保される。また、このような孔型寸法の構成とすることで、図2に示すように、第1孔型K1での造形時において、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)においては、上記突起部25、26及び孔型側面(側壁)の一部が被圧延材Aと接していて、割り込み28、29により4つの要素(部位)に分割されたスラブ上下端部に対して、第1孔型K1の上面及び底面にて積極的な圧下が行われない方が好ましい。孔型の上面及び底面による圧下は、被圧延材Aの長手方向への伸びを生じさせてしまい、フランジ(後述するフランジ部80)の生成効率を低下させてしまうからである。即ち、第1孔型K1においては、突起部25、26が被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に押し当てられ、割り込み28、29が形成される際の突起部25、26における圧下量(ウェッジ先端圧下量ΔT)は、スラブ上下端部における圧下量(スラブ端面圧下量ΔE)よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み28、29が形成される。
Here, the hole width of the first hole mold K1 is preferably substantially equal to the thickness of the material A to be rolled (that is, the slab thickness). Specifically, by making the hole mold width and the slab thickness the same at the tip portions of the
図3は第2孔型K2の概略説明図である。第2孔型K2は、一対の水平ロールである上孔型ロール30と下孔型ロール31に刻設される。上孔型ロール30の周面(即ち、第2孔型K2の上面)には、孔型内部に向かって突出する突起部35が形成されている。更に、下孔型ロール31の周面(即ち、第2孔型K2の底面)には、孔型内部に向かって突出する突起部36が形成されている。これら突起部35、36はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部35と突起部36とでそれぞれ等しく構成されている。これら突起部35、36の先端部角度は25°以上40°以下のウェッジ角度θ1bであることが望ましい。
FIG. 3 is a schematic explanatory diagram of the second hole mold K2. The 2nd hole type | mold K2 is engraved by the upper hole type |
また、上記第1孔型K1のウェッジ角度θ1aは、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第2孔型K2のウェッジ角度θ1bと同じ角度であることが好ましい。 The wedge angle θ1a of the first hole mold K1 is preferably the same angle as the wedge angle θ1b of the second hole mold K2 in the subsequent stage in order to enhance the inductivity and ensure the stability of rolling.
また、突起部35、36の高さ(突出長さ)h2は、上記第1孔型K1の突起部25、26の高さh1より高く構成されており、h2>h1となっている。ここで、上述したように、突起部35、36の先端部角度(ウェッジ角度θ1b)は上記第1孔型K1の突起部25、26の先端部角度と同じ(即ち、θ1a=θ1b)であることが好ましい。これら上孔型ロール30と下孔型ロール31のロール隙において、上記第1孔型K1通材後の被圧延材Aが更に造形される。
Further, the height (projection length) h2 of the
ここで、第1孔型K1に形成される突起部25、26の高さh1より、第2孔型K2に形成される突起部35、36の高さh2の方が高く、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)への侵入長さも同様に第2孔型K2の方が長くなる。第2孔型K2での突起部35、36の被圧延材Aへの侵入深さは、突起部35、36の高さh2と同じである。即ち、第1孔型K1での突起部25、26の被圧延材Aへの侵入深さh1’と、第2孔型K2での突起部35、36の被圧延材Aへの侵入深さh2はh1’<h2との関係になっている。
また、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に対向する孔型上面30a、30b及び孔型底面31a、31bと、突起部35、36の傾斜面とのなす角度θfは、図3に示す4箇所ともに約90°(略直角)に構成されている。
Here, the height h2 of the
Further, an angle θf formed by the hole top surfaces 30a and 30b and the hole bottom surfaces 31a and 31b facing the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material A to be rolled and the inclined surfaces of the
図3に示すように、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)へ押し当てられた時の突起部の侵入長さが長いことから、第2孔型K2においては、第1孔型K1において形成された割り込み28、29が更に深くなるように造形が行われ、割り込み38、39が形成される。
As shown in FIG. 3, since the intrusion length of the protrusion when pressed against the upper and lower ends (slab end face) of the material A is long, in the second hole type K2, the first hole type K1. Modeling is performed so that the interrupts 28 and 29 formed in
また、図3に示す第2孔型K2での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形のうちの少なくとも1パス以上は、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部(第2孔型K2の上面及び底面)が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔEが正の値となる(ΔE>0)ことが望ましい。これは、第2孔型K2での全てのパスにおいて被圧延材Aの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部(後述するフランジ部80)が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)において上記突起部35、36を除き孔型と被圧延材Aは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Aの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Aの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部(後述するフランジ部80に相当)の生成効率を低下させてしまうからである。
In addition, the second hole mold K2 shown in FIG. 3 is formed by multiple passes, and at least one of the multiple pass formations includes the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material to be rolled A and the hole mold. The inside (the upper surface and the bottom surface of the second hole mold K2) needs to be in contact. However, it is not desirable that all the passes are in contact. For example, the upper and lower ends (slab end surface) of the material A to be rolled contact with the inside of the hole mold only in the final pass, and the slab end surface reduction amount ΔE is a positive value. (ΔE> 0) is desirable. This is because when the upper end of the material A to be rolled and the inside of the hole mold are not in contact with each other in the second hole mold K2, a flange equivalent part (a
On the other hand, in the other passes, the hole mold and the material to be rolled A are not in contact with each other except for the
即ち、第2孔型K2での多パス造形においては、必要最小限のパス(例えば最終パスのみ)において被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部を接触させて圧下を行い、その他のパスにおいては積極的な圧下を行わないといったパススケジュールを設定することが好ましい。また、この第2孔型K2においても、上記第1孔型K1同様、突起部35、36における圧下量(ウェッジ先端圧下量ΔT)は、スラブ上下端部における圧下量(スラブ端面圧下量ΔE)よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み38、39が形成される。なお、第2孔型K2は、このように割り込み38、39を形成させる孔型であることから「割り込み孔型」とも呼称される。
That is, in multi-pass modeling with the second hole mold K2, the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material A to be rolled are brought into contact with the inside of the hole mold in the minimum necessary path (for example, only the final path) to perform the reduction. In other passes, it is preferable to set a pass schedule that does not perform active reduction. Also in the second hole mold K2, similarly to the first hole mold K1, the amount of reduction at the
図4は第3孔型K3の概略説明図である。第3孔型K3は、一対の水平ロールである上孔型ロール40と下孔型ロール41に刻設される。上孔型ロール40の周面(即ち、第3孔型K3の上面)には、孔型内部に向かって突出する突起部45が形成されている。更に、下孔型ロール41の周面(即ち、第3孔型K3の底面)には、孔型内部に向かって突出する突起部46が形成されている。これら突起部45、46はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部45と突起部46とでそれぞれ等しく構成されている。
FIG. 4 is a schematic explanatory diagram of the third hole mold K3. The third hole type K3 is engraved in the upper
上記突起部45、46の先端部角度θ2は、上記角度θ1bに比べ広角に構成され、突起部45、46の被圧延材Aへの侵入深さh3は、上記突起部35、36の侵入深さh2よりも短くなっている(即ち、h3<h2)。また、突起部45、46の先端部角度θ2は70°以上110°以下であることが望ましい。
また、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に対向する孔型上面40a、40b及び孔型底面41a、41bと、突起部45、46の傾斜面とのなす角度θfは、図4に示す4箇所ともに約90°(略直角)に構成されている。
The tip end angle θ2 of the
Further, an angle θf formed by the hole top surfaces 40a and 40b and the hole bottom surfaces 41a and 41b facing the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material A to be rolled and the inclined surfaces of the
図4に示すように、第3孔型K3では、第2孔型K2通材後の被圧延材Aに対し、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)において第2孔型K2において形成された割り込み38、39が、突起部45、46が押し当てられることにより、割り込み48、49となる。即ち、第3孔型K3での造形における最終パスでは、割り込み48、49の最深部角度(以下、割り込み角度とも呼称する)がθ2となる。換言すると、第2孔型K2において割り込み38、39の形成と共に造形された分割部位(後述するフランジ部80に対応する部位、フランジ相当部とも呼称される)が外側に折り曲げられるような造形が行われる。
As shown in FIG. 4, in the 3rd hole type | mold K3, it forms in the 2nd hole type | mold K2 in the upper and lower end part (slab end surface) of the to-be-rolled material A with respect to the to-be-rolled material A after 2nd hole type | mold K2 passing material. The interrupts 38 and 39 thus generated become interrupts 48 and 49 when the
また、図4に示す第3孔型K3での造形は少なくとも1パス以上によって行われ、このうちの少なくとも1パス以上は、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部(第3孔型K3の上面及び底面)が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔEが正の値となる(ΔE>0)ことが望ましい。これは、第3孔型K3での全てのパスにおいて被圧延材Aの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部(後述するフランジ部80)が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)において上記突起部45、46を除き孔型と被圧延材Aは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Aの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Aの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部(後述するフランジ部80に相当)の生成効率を低下させてしまうからである。
In addition, the shaping with the third hole mold K3 shown in FIG. 4 is performed by at least one pass, and at least one of these passes is the upper and lower ends (slab end surface) of the material A to be rolled and the inside of the hole mold (second The top surface and bottom surface of the three-hole type K3 must be in contact. However, it is not desirable that all the passes are in contact. For example, the upper and lower ends (slab end surface) of the material A to be rolled contact with the inside of the hole mold only in the final pass, and the slab end surface reduction amount ΔE is a positive value. (ΔE> 0) is desirable. This is because when the upper limit end of the material A to be rolled and the inside of the hole mold are not in contact with each other in the third hole mold K3, a flange-corresponding portion (
On the other hand, in the other passes, the hole mold and the material to be rolled A are not in contact with each other except for the
図5は第4孔型K4の概略説明図である。第4孔型K4は、一対の水平ロールである上孔型ロール50と下孔型ロール51に刻設される。上孔型ロール50の周面(即ち、第4孔型K4の上面)には、孔型内部に向かって突出する突起部55が形成されている。更に、下孔型ロール51の周面(即ち、第4孔型K4の底面)には、孔型内部に向かって突出する突起部56が形成されている。これら突起部55、56はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部55と突起部56とでそれぞれ等しく構成されている。
FIG. 5 is a schematic explanatory view of the fourth hole type K4. The 4th hole type | mold K4 is engraved by the upper hole type |
上記突起部55、56の先端部角度θ3は、上記角度θ2に比べ広角に構成され、突起部55、56の被圧延材Aへの侵入深さh4は、上記突起部45、46の侵入深さh3よりも短くなっている(即ち、h4<h3)。また、突起部55、56の先端部角度θ3は130°以上170°以下であることが望ましい。
また、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に対向する孔型上面50a、50b及び孔型底面51a、51bと、突起部55、56の傾斜面とのなす角度θfは、上記第3孔型K3と同様に、図5に示す4箇所ともに約90°(略直角)に構成されている。
The tip end angle θ3 of the
Further, the angle θf formed by the hole top surfaces 50a and 50b and the hole bottom surfaces 51a and 51b facing the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material A to be rolled and the inclined surfaces of the
第4孔型K4では、第3孔型K3通材後の被圧延材Aに対し、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)において第3孔型K3において形成された割り込み48、49が、突起部55、56が押し当てられることにより押し広げられ、割り込み58、59となる。即ち、第4孔型K4での造形における最終パスでは、割り込み58、59の最深部角度(以下、割り込み角度とも呼称する)がθ3となる。換言すると、第3孔型K3において割り込み48、49の形成と共に造形された分割部位(後述するフランジ部80に対応する部位、フランジ相当部とも呼称される)が更に外側に折り曲げられるような造形が行われる。このようにして造形された被圧延材Aの上下端部の部位は、後のH形鋼製品のフランジに相当する部位であり、ここではフランジ部80と呼称する。
なお、上記説明した第3孔型K3及び第4孔型K4は、折り曲げ造形によってフランジ部80の造形を行うことから、「折り曲げ孔型」とも呼称される。
In the fourth hole mold K4, the
In addition, since the 3rd hole type | mold K3 and the 4th hole type | mold K4 demonstrated above shape the
なお、第4孔型K4の割り込み角度θ3は180°よりもやや小さい角度に設定されることが望ましく、例えば130°以上170°以下の角度に設定される。これは、割り込み角度θ3を180°としてしまうと、次工程である平造形孔型においてウェブ厚の減厚を行う際に、フランジ部80の外側に拡がりが生じ、平造形孔型での圧延においてかみ出しが生じやすいからである。即ち、次工程の平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量に応じてフランジ部80の外側での拡がり量が決まるため、ここでの割り込み角度θ3は、平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量を勘案して好適に定められることが望ましい。
The interrupt angle θ3 of the fourth hole type K4 is desirably set to an angle slightly smaller than 180 °, and is set to an angle of 130 ° to 170 °, for example. This is because if the interruption angle θ3 is set to 180 °, when the web thickness is reduced in the flat shaping hole mold which is the next process, the outside of the
また、図5に示す第4孔型K4での造形は少なくとも1パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも1パス以上は、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部(第4孔型K4の上面及び底面)が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔEが正の値となる(ΔE>0)ことが望ましい。これは、第4孔型K4での全てのパスにおいて被圧延材Aの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部(後述するフランジ部80)が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)において上記突起部55、56を除き孔型と被圧延材Aは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Aの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Aの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部80の生成効率を低下させてしまうからである。
Further, the modeling with the fourth hole mold K4 shown in FIG. 5 is performed by at least one pass or more, and at least one or more of the multi-pass modeling includes the upper and lower ends (slab end face) and the hole of the material A to be rolled. The inside of the mold (the upper surface and the bottom surface of the fourth hole mold K4) needs to be in contact. However, it is not desirable that all the passes are in contact. For example, the upper and lower ends (slab end surface) of the material A to be rolled contact with the inside of the hole mold only in the final pass, and the slab end surface reduction amount ΔE is a positive value. (ΔE> 0) is desirable. This is because when the upper limit end of the material A to be rolled and the inside of the hole mold are not in contact with each other in the fourth hole mold K4, a flange-corresponding portion (a
On the other hand, in the other passes, the hole mold and the material to be rolled A are not in contact with each other except for the
以上説明した第1孔型K1〜第4孔型K4によって造形された被圧延材Aに対し、既知の孔型を用いて更に圧下・造形が行われ、いわゆるドッグボーン形状であるH形粗形材13が造形される。通常はこの後、スラブ厚に相当する部分を減厚する平造形孔型でウェブ厚が減厚される。その後、図1に示す中間ユニバーサル圧延機5−エッジャー圧延機9の2つの圧延機からなる圧延機列を用いて、通常7〜10数パスの圧下が加えられ、中間材14が造形される。そして中間材14は、仕上ユニバーサル圧延機8において製品形状に仕上圧延され、H形鋼製品16が製造される。
The material A to be rolled formed by the first hole mold K1 to the fourth hole mold K4 described above is further reduced and formed using a known hole mold, and the H-shaped rough shape which is a so-called dogbone shape. The
上述したように、本実施の形態にかかる第1孔型K1〜第4孔型K4を用いて被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)に割り込みを入れ、それら割り込みによって左右に分かれた各部分を左右に折り曲げる加工を行い、フランジ部80を形成するといった造形をすることで、被圧延材A(スラブ)の上下端面をほぼ上下方向に圧下することなくH形粗形材13の造形を行うことができる。即ち、従来行われていたスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法に比べ、フランジ幅を広幅化させてH形粗形材13を造形することが可能となり、その結果、フランジ幅の大きな最終製品(H形鋼)を製造することができる。また、サイジングミル3あるいは粗圧延機4における圧下量や設備規模に装置限界があるといったことに影響されずにH形粗形材13の造形を行うことができるため、素材のスラブサイズを従来に比べ小型化(スラブ幅の縮小)させることができ、フランジ幅の大きな最終製品を効率的に製造することができる。
As described above, the upper and lower ends (slab end surfaces) of the material A to be rolled are interrupted using the first hole mold K1 to the fourth hole mold K4 according to the present embodiment, and each divided into right and left by these interrupts. Forming the H-shaped
ところで、本実施の形態においては、第3孔型K3のウェッジ角度θ2(突起部45、46の先端部角度θ2)を70°以上110°以下に構成し、第4孔型K4のウェッジ角度θ3(突起部55、56の先端部角度θ3)を130°以上170°以下に構成することで、被圧延材Aのフランジ相当部(後のフランジ部80)を折り曲げる造形を実施している。
本発明者らは、このような第3孔型K3及び第4孔型K4で行われるいわゆる折り曲げ造形について鋭意検討を行った結果、これら折り曲げ造形においては、被圧延材Aのフランジ相当部の変形は曲げ変形が支配的になり、ロール(孔型)と接触するフランジ外面部には引張力が働き、且つ、フランジ内面部には圧縮力が働くことが知見された。このような引張力、圧縮力により、折り曲げ造形での折り曲げ角度に応じて、フランジ相当部の幅長さ(以下、単にフランジ幅とも記載する)が拡がるとの知見が得られた。
By the way, in the present embodiment, the wedge angle θ2 of the third hole mold K3 (the tip angle θ2 of the
As a result of intensive studies on the so-called folding modeling performed in the third hole mold K3 and the fourth hole mold K4, the present inventors have found that the deformation of the portion corresponding to the flange of the material A to be rolled is performed in these folding modeling. It has been found that bending deformation becomes dominant, a tensile force acts on the outer surface portion of the flange contacting the roll (hole type), and a compressive force acts on the inner surface portion of the flange. According to such a tensile force and compressive force, it was found that the width and length of the flange-corresponding portion (hereinafter also simply referred to as the flange width) is expanded according to the bending angle in the folding modeling.
一方で、上述したように、第3孔型K3や第4孔型K4での圧延造形においては、通材性の面から、少なくとも1パス以上の圧延造形で被圧延材Aの上下端部(スラブ端面)と孔型内部(孔型の上面及び底面)が接触していることが必要とされている。
即ち、本実施の形態に係る第3孔型K3及び第4孔型K4での圧延造形では、フランジ幅の拡がりを考慮しつつ、且つ、通材性やフランジ寸法精度を確保するといった観点から、被圧延材Aの上下端部を孔型内部に接触させ、且つ、フランジ幅ができるだけ最大になるような孔型設計を実現させることが求められる。
On the other hand, as described above, in the rolling modeling with the third hole mold K3 and the fourth hole mold K4, from the viewpoint of material permeability, the upper and lower ends of the material A to be rolled by rolling modeling of at least one pass ( The slab end face) and the inside of the hole mold (the upper surface and the bottom surface of the hole mold) are required to be in contact with each other.
That is, in the rolling modeling in the third hole mold K3 and the fourth hole mold K4 according to the present embodiment, while considering the expansion of the flange width, and from the viewpoint of ensuring the material permeability and flange dimension accuracy, It is required to realize a hole design in which the upper and lower ends of the material A to be rolled are brought into contact with the inside of the hole mold and the flange width is maximized as much as possible.
そこで以下では、上述した知見に基づいて好適に設計される孔型寸法の条件について図面を参照して説明する。先ず、上記フランジ幅のもととなる、割り込み線長Lの定義について説明する。図6は、第2孔型K2における造形の様子を説明する概略説明図であり、図3の一部(上半分)を拡大したものである。具体的には、図3に示す第2孔型K2の上半分を拡大して図示したものである。
図6に示すように、フランジ相当部(後のフランジ部80)の幅長さ、即ち、フランジ幅は、上記割り込み38の割り込み線長Lの長さに基いて定まる。割り込み線長Lは、割り込み38の両側の側壁における直線部の長さL1及びL3と、割り込み38の深さ端部の曲率を有する部位の曲線長さL2の合計である。即ち、L=L1+L2+L3である。
Therefore, in the following, conditions for the hole dimensions that are suitably designed based on the above-described knowledge will be described with reference to the drawings. First, the definition of the interrupt line length L that is the basis of the flange width will be described. FIG. 6 is a schematic explanatory view for explaining the modeling in the second hole mold K2, and is an enlarged view of a part (upper half) of FIG. Specifically, the upper half of the second hole mold K2 shown in FIG. 3 is enlarged and illustrated.
As shown in FIG. 6, the width of the flange equivalent part (the rear flange part 80), that is, the flange width is determined based on the length of the interrupt line length L of the interrupt 38. The interrupt line length L is the sum of the lengths L1 and L3 of the straight line portions on the side walls on both sides of the interrupt 38 and the curve length L2 of the portion having the curvature at the depth end of the interrupt 38. That is, L = L1 + L2 + L3.
第3孔型K3における折り曲げ造形では、上記割り込み線長Lが拡大しつつ造形が実施される。更に、第4孔型K4における折り曲げ造形では、第3孔型K3で折り曲げられたフランジ相当部が更に折り曲げられる。本発明者らは、この割り込み線長Lの拡大に所定の法則性を見出すべく解析を行い、図7を参照して以下に説明する知見を得た。 In the bending modeling in the third hole mold K3, modeling is performed while the interruption line length L is enlarged. Furthermore, in the bending modeling in the fourth hole mold K4, the flange equivalent part bent in the third hole mold K3 is further bent. The inventors of the present invention analyzed to find a predetermined law in the extension of the interrupt line length L, and obtained the knowledge described below with reference to FIG.
図7は、第2孔型K2での造形において形成された割り込み38、39を、1又は複数の折り曲げ孔型(例えば第3孔型K3及び第4孔型K4)での折り曲げ造形によって拡げる場合の、折り曲げ角度Δθ(突起部による角度変更量Δθ)と、フランジ幅拡がり率との関係を示すグラフである。なお、図7には素材スラブの厚みが約300mm(290mm〜310mm)の場合を記載し、また、折り曲げ角度が約30°〜150°の範囲内である場合を記載している。
また、上記フランジ幅拡がり率とは、第2孔型K2(割り込み孔型)での圧延造形仕上がり後のフランジ幅(割り込み線長)と、折り曲げ造形後のフランジ幅(割り込み線長)との比であり、以下の式(1)で示す値である。
フランジ幅拡がり率=折り曲げ孔型仕上がり幅/割り込み孔型仕上がり幅 ・・・(1)
FIG. 7 shows a case where the interrupts 38 and 39 formed in the modeling with the second hole mold K2 are expanded by the folding modeling with one or a plurality of folding hole molds (for example, the third hole mold K3 and the fourth hole mold K4). It is a graph which shows the relationship between bending angle (DELTA) (theta) (angle change amount (DELTA) (theta) by a projection part), and a flange width expansion rate. FIG. 7 shows a case where the thickness of the material slab is about 300 mm (290 mm to 310 mm), and a case where the bending angle is in the range of about 30 ° to 150 °.
The flange width expansion rate is the ratio of the flange width (interrupt line length) after the rolling modeling finish in the second hole type K2 (interrupt hole type) and the flange width (interrupt line length) after bending modeling. It is a value shown by the following formula (1).
Flange width expansion ratio = Folded hole type finished width / Interrupt hole type finished width (1)
図7に示すように、折り曲げ角度Δθが約30°〜150°の範囲内において、素材スラブ厚が300mmの場合、折り曲げ角度にほぼ比例してフランジ幅拡がり率が増加している。即ち、フランジ幅拡がり率は、図7に示すグラフにおいて所定の定数として、傾きa、切片bとした場合に以下の式(2)で表すことが可能である。
フランジ幅拡がり率=a×Δθ+b ・・・(2)
As shown in FIG. 7, when the material slab thickness is 300 mm within the range of the bending angle Δθ of about 30 ° to 150 °, the flange width expansion rate increases almost in proportion to the bending angle. That is, the flange width expansion rate can be expressed by the following equation (2) when the slope a and the intercept b are given as predetermined constants in the graph shown in FIG.
Flange width expansion ratio = a × Δθ + b (2)
また、ここで図7に示したデータは、折り曲げ造形を行う孔型の数に依るものではなく、折り曲げ造形が1段階、2段階、あるいは3段階以上の種々の方法で行われる場合全般についてのデータである。具体的には、例えば本実施の形態に係る第3孔型K3及び第4孔型K4の2段階で折り曲げ造形を行う場合についても適用でき、本データの適用に際しては、折り曲げ造形は必ずしも2段階で行わなくとも良く、例えば3段階で行っても良い。その場合には、本実施の形態に係る孔型構成に加え、折り曲げ造形を行う孔型が1つ増える構成となる。 In addition, the data shown in FIG. 7 does not depend on the number of hole molds to be folded, but the general case where the bending is performed by various methods such as one stage, two stages, or three stages or more. It is data. Specifically, for example, the present invention can also be applied to a case where folding modeling is performed in two stages of the third hole mold K3 and the fourth hole mold K4 according to the present embodiment. For example, it may be performed in three stages. In that case, in addition to the hole mold configuration according to the present embodiment, the number of hole molds to be bent is increased by one.
図8は折り曲げ造形を2段階とした場合と、3段階とした場合とのフランジ幅の比較を行った解析図である。図8に示す破線が折り曲げ造形が2段階の場合、実線が折り曲げ造形が3段階の場合を示している。図8の圧延条件は、ウェッジ(突起部)先端での圧下量を900mmとし、2段階での折り曲げ造形は、折り曲げ角度を30°、90°、120°として実施した場合であり、3段階での折り曲げ造形は、折り曲げ角度を30°、60°、90°、120°として実施した場合である。なお、図8に示す解析図は、被圧延材の1/4断面を拡大して図示したものである。 FIG. 8 is an analysis diagram in which the flange width is compared between the case where the bending modeling is performed in two stages and the case where the folding modeling is performed in three stages. The broken line shown in FIG. 8 indicates the case where the folding modeling is in two stages, and the solid line indicates the case where the bending modeling is in three stages. The rolling conditions in FIG. 8 are the case where the amount of reduction at the tip of the wedge (projection) is 900 mm, and the folding modeling in two stages is performed at a folding angle of 30 °, 90 °, 120 °, and in three stages. The folding modeling is performed when the bending angles are 30 °, 60 °, 90 °, and 120 °. In addition, the analysis figure shown in FIG. 8 expands and shows the 1/4 cross section of a to-be-rolled material.
図8に示すように、破線の被圧延材形状と実線の被圧延材形状はほぼ同じ形状であり、折り曲げ造形の段階数によるフランジ幅への影響は極めて小さいものであると考えられる。この結果から、本実施の形態に係る粗圧延工程では、割り込み孔型(第1孔型K1及び第2孔型K2)のウェッジ角度を所定の角度、例えば25°以上40°以下、に設計することで、折り曲げ造形での途中経過(段階数等)にかかわらず、フランジ幅が一定のH形粗形材13が造形されると推定される。
As shown in FIG. 8, the shape of the rolled material of the broken line and the shape of the rolled material of the solid line are substantially the same shape, and it is considered that the influence on the flange width due to the number of stages of bending shaping is extremely small. From this result, in the rough rolling process according to the present embodiment, the wedge angle of the interrupt hole type (first hole type K1 and second hole type K2) is designed to be a predetermined angle, for example, 25 ° to 40 °. Thus, it is presumed that the H-shaped rough shaped
上述したように、素材スラブ厚が300mmの場合、折り曲げ角度にほぼ比例してフランジ幅拡がり率が増加するため、折り曲げ造形後のフランジ幅の値は、予測可能な数値であることが分かる(図7参照)。即ち、このような特性に基づき、折り曲げ造形後のフランジ幅を予測し、予測した値に基づいて被圧延材Aの長手方向全長に亘ってフランジ相当部の先端(スラブ端面)と孔型内部(孔型ロール)が接触するように第3孔型K3や第4孔型K4の孔型設計を行うことで、通材性やフランジ寸法精度を確保しつつ、フランジ幅ができるだけ最大になるような折り曲げ造形が実現され、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼製品を製造するためのH形粗形材を圧延造形することが可能となる。 As described above, when the material slab thickness is 300 mm, the flange width expansion rate increases substantially in proportion to the bending angle, so that the flange width value after the bending modeling is a predictable value (see FIG. 7). That is, based on such characteristics, the flange width after bending modeling is predicted, and based on the predicted value, the front end (slab end surface) of the flange-corresponding portion and the inside of the hole mold (over the entire length in the longitudinal direction of the material A to be rolled) By designing the hole types of the third hole type K3 and the fourth hole type K4 so that the hole type rolls are in contact with each other, the width of the flange is maximized as much as possible while ensuring the material permeability and flange dimension accuracy. Folding shaping is realized, and it becomes possible to roll-shape an H-shaped rough shape material for producing an H-shaped steel product having a larger flange width than before.
本発明者らは、素材スラブ厚が300mmの場合において、最終的な折り曲げ造形を行う孔型(本実施の形態では第4孔型K4)の具体的な孔型幅の設定方法について更なる検討を行った。図9は、折り曲げ孔型(本実施の形態では例えば第4孔型K4)のウェッジ角度(本実施の形態におけるθ3)を横軸とし、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値と、実際に設計される折り曲げ孔型(本実施の形態では例えば第4孔型K4)の孔型幅設定値との差を縦軸とし、それぞれの条件における圧延安定性の評価を行ったグラフである。即ち、図9は、折り曲げ孔型の1孔型当たりの折り曲げ角度に応じた圧延安定性(通材特性)の評価を示すデータである。 The present inventors have further studied a method for setting a specific hole width of a hole mold (fourth hole mold K4 in the present embodiment) that performs final folding modeling when the material slab thickness is 300 mm. Went. FIG. 9 shows the predicted value of the flange width after bending modeling, with the wedge angle (θ3 in the present embodiment) of the folding hole mold (for example, the fourth hole mold K4 in the present embodiment) as the horizontal axis. 6 is a graph obtained by evaluating the rolling stability under each condition with the vertical axis being the difference from the hole width setting value of the bent hole mold designed in this embodiment (for example, the fourth hole mold K4 in the present embodiment). That is, FIG. 9 is data showing evaluation of rolling stability (material passing characteristics) according to the bending angle per one hole type of the bent hole mold.
図9に示すように、折り曲げ孔型のウェッジ角度が所定の角度である場合に、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値と、実際に設計される折り曲げ孔型の孔型幅設定値との差が所定値以上であると、圧延安定(グラフ中の◆)が図られている。
一方、折り曲げ孔型のウェッジ角度が所定の角度である場合に、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値と、実際に設計される折り曲げ孔型の孔型幅設定値との差が所定値以下であると、圧延不安定(グラフ中の×)となってしまう。
圧延不安定になる要因としては、折り曲げ孔型のウェッジ角度が大きい程、被圧延材Aに対するセンターリング作用が低下するからである。圧延不安定の具体例としては、被圧延材誘導性が低下し、座屈等の圧延不良が生じてしまう。
As shown in FIG. 9, when the wedge angle of the folding hole mold is a predetermined angle, the predicted flange width value after the bending modeling, and the hole width setting value of the actually designed folding hole mold, If the difference is equal to or greater than a predetermined value, rolling stability (♦ in the graph) is achieved.
On the other hand, when the wedge angle of the folding hole mold is a predetermined angle, the difference between the predicted flange width value after folding modeling and the hole width setting value of the actually designed folding hole mold is a predetermined value. If it is below, rolling will become unstable (x in the graph).
The reason why the rolling becomes unstable is that the centering action on the material A to be rolled decreases as the wedge angle of the bent hole mold increases. As a specific example of rolling instability, rolling material inductivity is lowered, and rolling failure such as buckling occurs.
即ち、折り曲げ孔型のウェッジ角度が大きい程、孔型幅の設計を、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値に対し十分に小さく設計して被圧延材Aの拘束を行うことでセンターリングを実現させることが求められる。また、折り曲げ孔型のウェッジ角度が小さい程、被圧延材Aのセンターリング性が向上するため、孔型幅の設計を、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値に対しそれほど小さく設計しなくとも圧延安定性が確保されることが分かる。
例えば、図9からは、折り曲げ孔型のウェッジ角度が90°以下であると、被圧延材Aのセンターリング性が十分であるために、折り曲げ孔型においてフランジ相当部の先端(スラブ端面)と孔型内部(孔型ロール)を接触させて被圧延材Aの拘束を行うことなく圧延安定が実現されることが分かる。
That is, the larger the wedge angle of the folding hole mold, the narrower the design of the hole mold width than the predicted value of the flange width after the folding modeling, thereby restraining the material A to be rolled. Is required to be realized. Also, the smaller the wedge angle of the folding hole mold, the better the centering property of the material A to be rolled. Therefore, the design of the hole mold width is not designed to be so small with respect to the predicted flange width value after folding modeling. It can be seen that rolling stability is ensured.
For example, from FIG. 9, when the wedge angle of the folding hole mold is 90 ° or less, the centering property of the material A to be rolled is sufficient, so that the front end (slab end face) of the flange equivalent part in the folding hole mold It can be seen that rolling stability is realized without bringing the inside of the hole mold (hole roll) into contact and restraining the material A to be rolled.
一方で、本願発明では、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼製品を製造することを目的としていることから、折り曲げ孔型の孔型幅の設計はできる限り大きな値として設定されることが望ましいのは明らかである。従って、図9に示す圧延安定が実現される範囲内においてフランジ幅が最も大きくなる条件、即ち、孔型幅の設計を、予測された折り曲げ造形後のフランジ幅の値に対し可能な限り大きく設定することが望ましい。
以上のことから、以下の式(3)を満たす条件で折り曲げ孔型の孔型幅の設計を行うことが、フランジ幅の値をできるだけ大きな値とし、且つ、圧延安定性を確保するといった観点から望ましい。
予測される折り曲げ孔型フランジ幅−孔型フランジ幅=c×θ−d ・・・(3)
ここで、cは図9に示すグラフの傾き、dは図9に示すグラフの切片であり、所定の定数である。また、θは、孔型幅の設計対象である折り曲げ孔型のウェッジ角度である。
On the other hand, in the present invention, since the purpose is to produce an H-shaped steel product having a larger flange width than the conventional one, it is desirable that the design of the hole width of the bent hole type is set as large as possible. It is clear. Therefore, the condition that the flange width is maximized within the range in which the rolling stability shown in FIG. 9 is realized, that is, the design of the hole width is set as large as possible with respect to the predicted flange width value after bending modeling. It is desirable to do.
From the above, from the viewpoint of designing the hole width of the bent hole mold under the condition satisfying the following expression (3), the flange width value should be as large as possible and the rolling stability should be ensured. desirable.
Predicted bending hole flange width−hole flange width = c × θ−d (3)
Here, c is the slope of the graph shown in FIG. 9, d is the intercept of the graph shown in FIG. 9, and is a predetermined constant. Further, θ is a wedge angle of a bent hole type which is a design target of the hole type width.
以上説明したように、図7に示す折り曲げ角度(Δθ)とフランジ幅拡がり率との関係から、折り曲げ造形後の被圧延材のフランジ幅の値を予測し、当該予測されたフランジ幅の値に基づき、図9を参照して上述した折り曲げ孔型の孔型幅の設計方法により、圧延安定性が確保され、且つ、フランジ幅ができるだけ大きい値となるような孔型幅が算出される。このように算出された孔型幅に設計した折り曲げ孔型を、折り曲げ造形時の最終孔型(本実施の形態における第4孔型K4)として用いることで、圧延安定性を確保し、且つ、フランジ幅をできるだけ大きな値とし、従来に比べフランジ幅の大きなH形鋼製品を製造するためのH形粗形材を圧延造形することができる。 As described above, from the relationship between the bending angle (Δθ) and the flange width expansion rate shown in FIG. 7, the flange width value of the material to be rolled after bending modeling is predicted, and the predicted flange width value is obtained. Based on this, the hole width is calculated by the method for designing the hole width of the bent hole type described above with reference to FIG. 9 so that the rolling stability is ensured and the flange width is as large as possible. By using the folding hole mold designed to the hole mold width calculated in this way as the final hole mold at the time of bending modeling (fourth hole mold K4 in the present embodiment), the rolling stability is ensured, and It is possible to roll shape a H-shaped rough shape material for manufacturing an H-shaped steel product having a flange width as large as possible and having a flange width larger than that in the past.
以上、本発明の実施の形態の一例を説明したが、本発明は図示の形態に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。 As mentioned above, although an example of embodiment of this invention was demonstrated, this invention is not limited to the form of illustration. It is obvious for those skilled in the art that various modifications or modifications can be conceived within the scope of the idea described in the claims, and these naturally belong to the technical scope of the present invention. It is understood.
例えば、上記実施の形態において、第1孔型K1〜第4孔型K4の4つの孔型を刻設して被圧延材Aの造形を行うものとして説明したが、粗圧延工程を実施するための孔型数はこれに限られるものではない。即ち、サイジングミル3や粗圧延機4に刻設される孔型の数は任意に変更可能であり、好適に粗圧延工程を実施することができる程度に適宜変更される。
なお、折り曲げ造形を行う孔型を多段とした場合に関し、上記実施の形態で図8を参照して説明したように、折り曲げ造形の段階数によるフランジ幅への影響は極めて小さいものであるため、本発明技術は、折り曲げ造形を行う孔型の段階数に依らず適用可能である。
For example, in the said embodiment, although demonstrated as what shape | molds the to-be-rolled material A by engraving four hole types, the 1st hole type K1-the 4th hole type K4, in order to implement a rough rolling process However, the number of hole types is not limited to this. That is, the number of hole molds engraved in the sizing mill 3 or the rough rolling mill 4 can be arbitrarily changed, and is appropriately changed to such an extent that the rough rolling process can be suitably performed.
In addition, regarding the case where the hole mold for performing folding modeling is multi-staged, as described with reference to FIG. 8 in the above embodiment, the influence on the flange width by the number of stages of folding modeling is extremely small. The technology of the present invention can be applied regardless of the number of hole-type stages for performing bending modeling.
また、H形鋼を製造する際の素材(被圧延材A)としてはスラブを例示して説明したが、類似形状のその他素材についても本発明は当然適用可能である。即ち、例えばビームブランク素材を造形してH形鋼を製造する場合にも適用できる。 Moreover, although the slab was illustrated and demonstrated as a raw material (rolled material A) at the time of manufacturing H-section steel, naturally this invention is applicable also to the other raw material of a similar shape. That is, for example, the present invention can also be applied to the case where an H-shaped steel is manufactured by shaping a beam blank material.
本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてH形鋼を製造する製造方法に適用できる。 The present invention can be applied to a manufacturing method for manufacturing H-section steel using, for example, a slab having a rectangular cross section as a raw material.
1…圧延設備
2…加熱炉
3…サイジングミル
4…粗圧延機
5…中間ユニバーサル圧延機
8…仕上ユニバーサル圧延機
9…エッジャー圧延機
11…スラブ
12…フランジ対応部
13…H形粗形材
14…中間材
16…H形鋼製品
20…上孔型ロール(第1孔型)
21…下孔型ロール(第1孔型)
25、26…突起部(第1孔型)
28、29…割り込み(第1孔型)
30…上孔型ロール(第2孔型)
31…下孔型ロール(第2孔型)
35、36…突起部(第2孔型)
38、39…割り込み(第2孔型)
40…上孔型ロール(第3孔型)
41…下孔型ロール(第3孔型)
45、46…突起部(第3孔型)
48、49…割り込み(第3孔型)
50…上孔型ロール(第4孔型)
51…下孔型ロール(第4孔型)
55、56…突起部(第4孔型)
58、59…割り込み(第4孔型)
80…フランジ部
K1…第1孔型
K2…第2孔型
K3…第3孔型
K4…第4孔型
T…製造ライン
A…被圧延材
DESCRIPTION OF
21 ... Preliminary hole type roll (first hole type)
25, 26 ... Projection (first hole type)
28, 29 ... Interrupt (first hole type)
30 ... Upper hole type roll (second hole type)
31 ... Pilot hole roll (second hole type)
35, 36... Projection (second hole type)
38, 39 ... Interrupt (second hole type)
40 ... Upper hole type roll (third hole type)
41 ... pilot hole type roll (third hole type)
45, 46 ... Projection (third hole type)
48, 49 ... Interrupt (3rd hole type)
50 ... Upper hole type roll (4th hole type)
51. Pre-hole type roll (fourth hole type)
55, 56 ... Projection (fourth hole type)
58, 59 ... Interrupt (4th hole type)
80 ... Flange K1 ... 1st hole type K2 ... 2nd hole type K3 ... 3rd hole type K4 ... 4th hole type T ... Production line A ... Rolled material
Claims (3)
矩形断面素材に対し前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する4以上の複数の孔型が刻設され、
当該複数の孔型では被圧延材の1又は複数パス造形が行われ、
前記複数の孔型のうち第1孔型及び第2孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、
前記複数の孔型のうち第2孔型以降では少なくとも1パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、
前記複数の孔型のうち第3孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる、折り曲げ造形工程が行われ、
前記矩形断面素材の厚みが290mm以上310mm以下である場合に、前記第2孔型での造形後の被圧延材フランジ幅と、前記折り曲げ造形工程の最終形状における被圧延材フランジ幅との比であるフランジ幅拡がり率は、以下の式(2)で定められることを特徴とする、H形鋼の製造方法。
フランジ幅拡がり率=a×Δθ+b ・・・(2)
但し、a、bは所定の定数であり、Δθは前記折り曲げ造形工程での折り曲げ角度である。 A method for producing an H-section steel comprising a rough rolling process, an intermediate rolling process, and a finish rolling process,
A rolling mill that performs the rough rolling process on a rectangular cross-section material is engraved with a plurality of four or more perforations that form the material to be rolled,
In the plurality of hole molds, one or a plurality of passes of the material to be rolled are formed,
Among the plurality of hole molds, the first hole mold and the second hole mold are formed with protrusions that vertically interrupt the width direction of the material to be rolled,
After the second hole mold among the plurality of hole molds, the rolling is performed in a state where the end surface of the material to be rolled and the peripheral surface of the hole mold are in contact with each other in modeling of at least one pass.
Of the plurality of hole molds, after the third hole mold, a bending molding process is performed in which the divided parts formed by the interruption are sequentially bent,
When the thickness of the rectangular cross-section material is 290 mm or more and 310 mm or less, the ratio of the rolled material flange width after shaping in the second hole mold and the rolled material flange width in the final shape of the bending shaping process A certain flange width expansion rate is defined by the following formula | equation (2), The manufacturing method of H-section steel characterized by the above-mentioned.
Flange width expansion ratio = a × Δθ + b (2)
However, a and b are predetermined constants, and Δθ is a bending angle in the bending modeling step.
前記複数の孔型のうち、第3孔型及び第4孔型には、前記分割部位に押し当てることで当該分割部位を折り曲げる突起部が形成され、
前記第1孔型及び第2孔型に形成される突起部の先端角度は25°以上40°以下であり、
前記第3孔型及び/又は前記第4孔型における折り曲げ造形工程での折り曲げ角度Δθが30°以上150°以下の範囲内において、前記式(2)に基づき前記フランジ幅拡がり率は定められることを特徴とする、請求項1に記載のH形鋼の製造方法。 The plurality of hole molds are four hole molds of a first hole mold to a fourth hole mold for forming a material to be rolled,
Among the plurality of hole molds, the third hole mold and the fourth hole mold are formed with a protrusion that bends the divided part by pressing against the divided part,
The tip angle of the protrusions formed in the first hole mold and the second hole mold is 25 ° or more and 40 ° or less,
The flange width expansion rate is determined based on the formula (2) when the bending angle Δθ in the bending modeling process in the third hole mold and / or the fourth hole mold is in the range of 30 ° to 150 °. The manufacturing method of the H-section steel of Claim 1 characterized by these.
当該予測された被圧延材のフランジ幅と、折り曲げ造形工程を行う第4孔型との関係が以下の式(3)を満たすように前記第4孔型の孔型フランジ幅を設計することを特徴とする、請求項2に記載のH形鋼の製造方法。
予測される折り曲げ孔型フランジ幅−孔型フランジ幅=c×θ−d ・・・(3)
但し、c、dは所定の定数であり、θは第4孔型に形成される突起部の先端角度である。 Based on the flange width expansion rate determined by the equation (2), predict the flange width value of the material to be rolled after the folding shaping process,
Designing the hole flange width of the fourth hole mold so that the relationship between the predicted flange width of the material to be rolled and the fourth hole mold performing the bending shaping process satisfies the following expression (3): The method for producing an H-section steel according to claim 2, wherein the method is characterized in that:
Predicted bending hole flange width−hole flange width = c × θ−d (3)
However, c and d are predetermined constants, and θ is the tip angle of the protrusion formed in the fourth hole mold.
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