JP3068791B2 - 鋼片の連続熱間圧延方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、鋼片の連続熱間圧
延方法に関し、特にシートバー、スラブ、ビレット、ま
たはブルーム等の鋼片を数本から数十本連続して圧延す
る場合に適した鋼片の連続熱間圧延方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来、熱間圧延ラインでは、圧延すべき
鋼片を一本づつ粗圧延して圧延素材となし次いで仕上げ
圧延して所定の厚みになるように仕上げるという方法で
熱間圧延が行われていたが、仕上げ圧延時に圧延素材噛
込み不良起因のライン停止を惹起しやすく、また、圧延
素材の先端部および尾端部の形状不良に由来する歩留り
低下が著しいことが問題視されていた。

【０００３】このため最近では、仕上げ圧延に先立ち、
予め先行鋼片の尾端と後行鋼片の先端とを次々と接合
し、この接合鋼片（圧延素材）を熱間圧延ラインに連続
的に供給する連続熱間圧延方法が提案されている（例え
ば、特開昭57-109504 号公報、特開昭57-137008 号公報
等参照）。この連続熱間圧延における鋼片の接合方式
は、例えば、仕上げ圧延設備（以下、仕上げミルともい
う）入側で先行鋼片の尾端面と後行鋼片の先端面とを該
端面の直上および／または直下に配置した誘導加熱用の
コイルで誘導加熱する途上でまたは完了後に、前記端面
同士が接触して押圧し合うように先行・後行両鋼片に力
を加えることによって、両鋼片を接合するというもので
ある（特開昭62-234679 号公報参照）。

【０００４】このように接合された圧延素材は、接合部
での形質がそれ以外の部位（定常部という）とは異なる
ので、そのような接合部のなかった従来と同じ条件で圧
延していたのでは接合部で破断してしまうという問題が
あった。そのため、かかる接合部破断の防止対策が種々
提案されている。主なものを挙げると、例えば圧延機の
剛性を大きくし（特開平7-16607 号公報参照）あるいは
接合部の周囲の温度分布をなだらかにして（特開平3-16
611 号公報参照）、接合部圧延時のスタンド間の張力変
動を抑制するという方法がある。これらは、主に仕上げ
ミル後段での接合部破断防止に有効である。

【０００５】他方、仕上げミル前段から後段にかけての
全圧延過程において接合部破断を有効に防止しうる方法
として、少なくとも第１スタンドと第２スタンドで端伸
び圧延もしくは中伸び圧延を交互に行う方法（特開平6-
39404 号公報参照）や、接合部が各スタンドを通過する
前後で、好ましくはスタンド毎に板クラウン比率を増大
させて、板形状が耳伸びになるように圧延する方法（特
開平8-90022 号公報参照）が知られている。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、本発明
者らは、とくに仕上げミル第１スタンドにおいて上記し
た従来技術ではその進展を防止することが困難な接合部
破断現象の存在に新規に着眼し、この特異な接合部破断
現象について鋭意検討した結果、その原因が接合部の脆
化（第１の原因）、および接合部幅端での歪み集中（第
２の原因）にあることを突き止めた。

【０００７】第１の原因である接合部の脆化は鋼種に依
存する。すなわち、相前後する鋼片の先・尾端面同士を
一旦溶融させたのち互いに押圧させる接合過程で、表層
のスケールや不純物等を伴って溶融メタルが排出され、
背後の清浄な固相同士が密着結合することによって強固
な接合部が得られる筈のところ、鋼種によっては接合部
近傍の結晶粒界に硫黄成分が析出するために接合部が著
しく脆化する。

【０００８】第２の原因である接合部幅端での歪み集中
は、以下の過程で生じる。すなわち、接合部近傍は加熱
されて周辺よりも高温であるから、その高温区間が圧延
される時には荷重が低下し、圧延機のロールたわみが接
合部周辺（高温区間の前後の低温区間）に比較してクラ
ウン比率を減少させる向きに変化する。このとき、ロー
ルバイト入側において接合部幅端に引張歪みが集中す
る。

【０００９】これら第１、第２の原因が重畳すると、仕
上げミル第１スタンドにおいて接合部幅端から脆性破壊
が生じるため、ここで完全破断に至らないまでも断面積
が著しく減少することによって、仕上げミル第２スタン
ド以降で完全破断する危険度が高くなるのである。本発
明は、これらの知見をもとに上述の問題点を有利に解決
するもので、仕上げ圧延において接合部での脆性破壊発
生を防止することにより圧延素材を破断させずに安定に
通板しうる鋼片の連続熱間圧延方法を提供することを目
的とする。

【００１０】

【課題を解決するための手段】本発明は、粗圧延した後
の先行鋼片の尾端部と後行鋼片の先端部とを接合し、連
続的に仕上げ圧延する鋼片の連続熱間圧延方法におい
て、接合後の鋼片に対する最初の圧下を、該圧下後のク
ラウン比率が該圧下前よりも増大するように、かつ、圧
下率を20％以上として施すことを特徴とする鋼片の連続
熱間圧延方法である。このクラウン比率増分（ΔＣ
〔％〕）は、鋼中硫黄含有量（Ｓ〔wt％〕）に基づいて
設定することが好ましく、さらに例えば次式(1) に示す
ように、鋼片幅Ｗ〔mm〕および接合時の未接合長Ｌ₀
〔mm〕をも考慮に入れて設定することが一層好ましい。
なお式(1) において接合時の未接合長Ｌ₀ 〔mm〕は鋼片
半幅当たりの値である。

【００１１】 ΔＣ＞40Ｓ− 0.125 log(0.075Ｗ−Ｌ₀)−0.13 ………(1) 上記本発明において、クラウン比率をΔＣだけ増大させ
るには、ΔＣから圧延荷重を予測し、該予測圧延荷重が
得られるように圧下位置を設定するのが好ましい。この
圧下位置設定は、接合部のみを対象とする動的制御によ
って行うのがより一層好ましい。

【００１２】なお、圧下位置駆動手段としては油圧圧下
装置が好適であり、また、接合後の最初の圧下に用いる
圧下手段としてはロールクロスミルが好適である。

【００１３】

【発明の実施の形態】本発明において特にことわりなく
「圧下」というときは、厚み方向の圧下を意味する。図
１は、本発明の実施に適した熱間圧延設備を例示する模
式図であり、図中、１は粗圧延機３を経た鋼片（先行鋼
片）、２は先行鋼片１に後続搬送される鋼片（後行鋼
片）、４は圧延機スタンドF1, F2, ・・・のタンデム配
列になる仕上げ圧延機（仕上げミル）、５は先行鋼片１
の尾端部と後行鋼片２の先端部とを切断加工する切断装
置、６は切断加工された先行鋼片１の尾端部と後行鋼片
２の先端部とを衝合し加熱し互いに押圧させる接合装
置、７は仕上げ圧延に先立ち鋼片１、２の表面スケール
を除去するためのスケールブレーカである。なお、接合
装置６内の加熱手段としてこの例では誘導コイルが配置
されているが、これを例えばレーザ溶接機やプラズマ溶
接機等、鋼片の端面を溶融可能な他の装置に代えた熱間
圧延設備であっても本発明は適用可能である。

【００１４】この設備による連続熱間圧延は、まず切断
装置５で先行鋼片１の尾端部を、次いで後行鋼片２の先
端部を切断加工し、次いで切断加工された先・尾端部を
接合装置６内の所定位置に移動させて衝合し、その位置
で衝合部を加熱し、先・尾端部が互いに押圧し合うよう
に先行および／または後行鋼片を移動させることによっ
て先・尾端部を接合（加熱後、接合するまでの前記処理
を以下「圧接」という。）して、鋼片１、２が接合部で
連結された圧延素材を形成し、この圧延素材を仕上げミ
ル４に送給するという手順で行われる。

【００１５】発明者らは、上記手順で連続熱間圧延を施
される圧延素材の接合部における脆性破壊挙動を調査し
て、仕上げミル第１スタンド（F1スタンドという。なお
仕上げミル第ｉスタンドを以下Fiスタンドという。）で
起こる脆性破壊が、鋼中の硫黄含有量とF1スタンドでの
クラウン比率増分とに密接に関係し、また、F2スタンド
以降で起こる脆性破壊がF1スタンドの圧下率と密接に関
係することを知見した。

【００１６】ここに脆性破壊の亀裂進展量は、図２
（ｂ）に示すように板幅片側当たりの脆性破壊亀裂長さ
Ｌであり、図２（ａ）に示すように未接合部（未接合長
Ｌ₀ ）がある場合には接合部幅端点を起点とした長さで
評価した。また、クラウン比率増分ΔＣは圧延前後のク
ラウン比率の差であって、第ｉスタンドでの増分をΔＣ
_iとすると、一般に次式(2) で表される。 ΔＣ_i ＝Ｃ_i −Ｃ_i-1 ＝（Ｃｒ_i ／ｈｃ_i ）−（Ｃｒ_i-1 ／ｈｃ_i-1 ）…(2) 式(2) において、Ｃｒ_i は第ｉスタンド出側のクラウン
（＝ｈｃ_i −ｈｅ_i ）、ｈｃ_i 、ｈｅ_i は第ｉスタンド
出側の夫々板幅中央板厚、板幅端板厚である。

【００１７】ただし、本発明では、ｈｅ_i を板幅端板厚
とせず、板幅端から幅方向に100 mm入った位置（エッジ
100 mmという。なお、板幅端から幅方向にｘmm入った位
置をエッジｘmmといい、その位置の板厚をクラウン計算
に用いるとき、当該位置を定義点という。）の板厚とし
た。このように定義点をエッジ100 mmに置いたのは、板
幅方向の全体的な伸び差に注目する必要があるからであ
る。例えば、エッジプロフィルだけが変化し、局部伸び
が生じて亀裂が多少入ったとしてもそこで止まれば問題
ないが、ボディクラウンが変化した場合には亀裂が止ま
らないおそれがある。この意味から、ワークロールのイ
ニシャルクラウン、サーマルクラウン、摩耗クラウン等
の要因で全体の伸び差分布が無視できない程度に変わる
場合には、適宜、定義点および／またはクラウン比率増
分ΔＣの規制値を変更する必要があることに注意された
い。

【００１８】図３は、F1スタンドでの接合部におけるク
ラウン比率増分（以下適宜「F1クラウン比率増分」と略
称する）とF1スタンドでの接合部の脆性破壊亀裂進展量
（以下適宜「F1亀裂進展量」と略称する）との関係を鋼
中硫黄含有量をパラメータとして示すグラフである。な
お、ここでは板厚30mm、板幅1000mmの低炭素鋼（炭素含
有量0.01wt％）鋼片を用いた。また、F1スタンドのワー
クロールにはイニシャルカーブ（ワークロールの初期の
軸方向断面プロフィル（イニシャルクラウン））を種々
変化させた 650mmφのハイスロールを用い、圧下率は30
％とした。

【００１９】この図から、F1クラウン比率増分が負の場
合、すなわちF1スタンドでの圧延後のクラウン比率が圧
延前よりも減少する場合には亀裂の進展が著しいが、逆
の場合には亀裂の進展が鈍ることがわかる。したがっ
て、接合後の鋼片に最初の圧下を施すに当たり、接合部
については、圧延後のクラウン比率を圧延前よりも増大
させることにより脆性破壊亀裂の進展を抑制できる。

【００２０】図４は、鋼中硫黄含有量とF1亀裂進展量と
の関係をF1クラウン比率増分をパラメータとして示すグ
ラフである。この図から、鋼中硫黄含有量を極力低減す
ることにより脆性破壊亀裂の進展を抑止できることがわ
かる。しかし、一律に鋼中硫黄含有量を上限規制するの
は成分設計の自由度が制限されて好ましくない。他方、
図４は、F1亀裂進展量が同時にF1クラウン比率増分の単
調減少関数でもあることを示している。よって、鋼中硫
黄含有量が高いほどF1クラウン比率増分を大きくするこ
とにより、成分設計の自由度に干渉せずF1亀裂進展量を
効果的に低減できる。

【００２１】発明者らはこれらの実験データを解析し
て、F1スタンドにおける亀裂進展量Ｌ〔mm〕、クラウン
比率増分ΔＣ〔％〕、および鋼中硫黄含有量Ｓ〔wt％〕
の関係を統一的に記述できる以下の実験式(3) を得、さ
らに、亀裂の進展を抑止するに必要なクラウン比率増分
を求めるために式(3) を変形して次式(4) を得た。 Ｌ＝ exp｛−８（ΔＣ−0.03）＋ 320（Ｓ−0.004 ）｝ ……(3) ΔＣ＝40Ｓ− 0.125 logＬ−0.13 ……(4) 式(4) によるF1クラウン比率増分ΔＣ、鋼中硫黄含有量
Ｓ、F1亀裂進展量Ｌの関係を図５にグラフで示す。同図
より、例えばＳ＝ 0.015wt％、 0.020wt％の場合、Ｌ≦
10mmとするには、ΔＣ≧ 0.2％、 0.4％とすればよい。

【００２２】次に問題となるのは亀裂進展量Ｌの許容値
であるが、発明者らの検討によれば、接合部での未接合
長が板幅Ｗ〔mm〕の20％程度以上であるとそれ以降の圧
延において亀裂底に応力が集中して破断に至る危険性が
著しく高くなり、概ね15％に満たないときにはその危険
性が低い。つまり、図２に示した接合時の半幅当たりの
未接合長Ｌ₀ 〔mm〕を用いて表すと、２（Ｌ＋Ｌ₀ ）＜
0.15Ｗ（すなわち、Ｌ＜0.075 Ｗ−Ｌ₀ ）であればそれ
以降の圧延によって破断に至る危険性が低い。よって、
F2スタンド以降の圧延で亀裂の進展を抑止するには、F1
スタンドにおいて下式(1) を満たすようにクラウン比率
増分ΔＣを設定するのが有効である。

【００２３】 ΔＣ＞40Ｓ− 0.125 log(0.075Ｗ−Ｌ₀)−0.13 ………(1) なお、鋼中硫黄含有量Ｓが先行鋼片と後行鋼片とで一致
しない場合は、値の高い方を採用するのが望ましい。前
記式(1) は実験式であって多次関数等でも表現しうる
し、さらに、例えばマンガン等のマイナー要因付加、F1
スタンドのワークロールの径やイニシャルクラウンの変
更、ここではエッジ100 mmとした定義点の変更、あるい
は接合時の未接合長Ｌ₀ やF2スタンド以降のスタンド間
張力等設定変更等に応じた亀裂進展量許容値の変更、等
々から自明に演繹される形式・係数変更も、本発明の要
旨を逸脱しない限り本発明技術範囲に属する。

【００２４】F1スタンドにおいてクラウン比率をΔＣ
（＝ΔＣ₁ ）だけ増大させるには、以下に説明するよう
に、ΔＣから導かれる予測圧延荷重と実際の圧延荷重を
一致させるように圧下位置（ロールギャップ）を設定す
るのが好ましい。鋼片のクラウン比率をＣ₀ とすると、
F1スタンド出側クラウン比率Ｃ₁ は、前記式(2) より、 Ｃ₁ ＝Ｃ₀ ＋ΔＣ ……(A1) で与えられる。

【００２５】一方、F1スタンド出側クラウンＣｒ₁ は、
例えば分割モデル（例えば、K.N.Shohet, & N.A.Tawnse
nt : JISI, 206 (1968) 11, P.1088参照）等の好適なク
ラウン予測式によれば、圧延荷重Ｐと次のように関係づ
けられる。 Ｃｒ₁ ＝Ｃ₁ ｈ₁ ＝αＰ＋β ……(A2) ∴ Ｃ₁ ＝（αＰ＋β）／ｈ₁ ＝Ｃ₀ ＋ΔＣ ……(A3) ここに、αは荷重の影響係数、βは鋼片イニシャルクラ
ウン（Ｃｒ₀ ）等から定まる定数項、ｈ₁ はF1スタンド
出側の幅中央板厚（式(2) のｈｃ₁ ）である。

【００２６】また、F1スタンドの圧延荷重Ｐは例えば以
下のように記述される。 Ｐ＝ｋ・Ｗ・ｌ_d ・Ｑ ……(A4) ここに、ｋは変形抵抗、Ｗは板幅、ｌ_d は接触弧長、Ｑ
は圧下力関数であって、夫々、圧下量（Δｈ＝ｈ₀ −ｈ
₁ ；ｈ₀ は鋼片幅中央板厚）によって変化する。なお、
ｋは鋼片の材質、温度にも依存するが、材質は既知であ
り、F1スタンド圧延温度は接合後の温度から推定できる
ので、その値を決定できる。

【００２７】よって、式(A3)、(A4)を連立させて解い
て、Ｐおよびｈ₁ を決定するのが好ましい。例えば、簡
単のため圧延荷重Ｐが圧下量Δｈに単純に比例する（次
式(A5)；Ｋは比例定数）と仮定して説明すると、式(A5)
を式(A3)に代入して得られる一次方程式(A6)から、所望
のΔＣ（例えば式(1) を満たす適当なΔＣ）に対応する
Ｐを算出でき、この値を式(A5)に代入してｈ₁ が決定で
きる。

【００２８】 Ｐ＝ＫΔｈ＝Ｋ（ｈ₀ −ｈ₁ ） ……(A5) （αＰ＋β）／（ｈ₀ −Ｐ／Ｋ）＝Ｃ₀ ＋ΔＣ ……(A6) このように、クラウン予測式等から所望のクラウン比率
増分ΔＣに対応する圧延荷重Ｐを予測し、該Ｐが得られ
る出側板厚ｈ₁ を求め、該ｈ₁ が得られるように圧下位
置（ロールギャップ）を設定することにより、接合部の
クラウン比率を増大できて脆性破断を効果的に防止でき
る。

【００２９】この圧下位置設定は、圧延材の全長にわた
って施してもよいが、定常部（接合部以外の部位）が接
合部に比較して荷重が高くなって、F1スタンドのクラウ
ン比率が低クラウン製品製造用の適正クラウンスケジュ
ールと整合困難なレベルにまで過大となる場合も起こり
うる。そのため、この圧下位置設定は接合部のみ対象の
動的制御によって行うのがより一層好ましい。これによ
り、定常部の品質に悪影響を及ぼす懸念なく接合部の安
定通板が可能となる。

【００３０】図６は、接合部のみ対象の圧下位置動的制
御を例示するタイミングチャートである。この図に示す
ように、接合後に搬送される鋼片の接合部を、例えばメ
ジャーリングロールまたは距離演算（通板速度×時間）
等により追跡（トラッキング）してそのF1スタンド通過
タイミングを検出し、接合部通過タイミングより制御所
要時間（Ｔ₀ （過渡時間）＋Ｔ₁ （保持時間）[sec] ）
だけ遡った時点から、圧下位置を定常部用から接合部用
に変更開始し、接合部通過後に定常部用に復帰させるこ
とによって、接合部のみ対象とした圧下位置動的制御に
よるクラウン比率増大制御が容易に実施可能である。

【００３１】なお、保持時間Ｔ₁ は、トラッキング等に
係る誤差を考慮して接合部から先行鋼片側に約半幅相当
長さまでの区間が圧延される時間に等しくしておけば足
り、これに圧下位置移動速度に依存する過渡時間Ｔ₀ を
加算して圧下位置変更開始時点を決定すればよい。ま
た、過渡時間Ｔ₀ は極力短縮するに越したことはないの
で、本発明を実施する圧延スタンドには、圧下位置を所
望の位置に強制移動させる圧下位置駆動手段として、現
状最も応答性に優れるとされる油圧圧下装置を具備する
ことが好ましい。

【００３２】ところで、F1スタンドで接合後の最初の厚
み圧下の際に接合部におけるクラウン比率を増大させる
というクラウン制御を実施するには、かかる制御機能を
備えたミルを必要とするが、F1スタンドにその備えがな
い場合は追加装備等の改造を要する。その場合に採用可
能なクラウン制御方式としては、ワークロールイニシ
ャルクラウン変更方式、ワークロールシフト方式、
ワークロールベンディング方式、ロールクロス方式が
考えられるが、は対象圧延サイズが限定され、、
は能力的に問題があるので、を採用する、すなわち、
F1スタンドをロールクロスミルとする、あるいは接合装
置〜F1スタンド間に専用のロールクロスミルを設置する
のが好ましい。該ロールクロスミルとしては、ペアクロ
スミル、ワークロールクロスミルのいずれであってもよ
く、勿論ワークロールベンディング装置（ワークロール
ベンダ）を付属させたものであってもよい。

【００３３】次に、接合後の最初の圧下における圧下率
の限定理由について述べる。図７は、図３のデータを得
たのと同じ鋼片を接合した圧延素材について得た、F1ス
タンドにおける圧下率（F1圧下率）とF2スタンド以降で
の亀裂進展量（F2亀裂進展量）との関係を示すグラフで
ある。ここで、F1スタンドでは式(1) に従い亀裂の全く
発生しない条件で圧延し、F2スタンドでは、クラウン比
率増分を亀裂の進展しやすい−0.4 ％（すなわち幅端部
に引張応力が生じる腹伸び圧延）とし、圧下率30％で圧
延した。なお、図中ΔＣ₁ はF1クラウン比率増分であ
る。

【００３４】この図に示すように、F1圧下率が20％未満
ではF2スタンド以降で発生した亀裂が著しく進展する
が、20％以上では発生したとしてもほとんど進展しな
い。この現象は、F1スタンドでの加工歪み誘起再結晶に
基づくもので、接合部の脆化組織を再結晶させ延性の回
復をもたらすに足る歪みを導入するためのF1圧下率の下
限が20％付近にあることを物語る。

【００３５】よって、F2スタンド以降で、板厚・形状・
品質制御上の制約から亀裂が進展しやすい腹伸び圧延
（ΔＣ＜０の圧延）を行わねばならない場合であって
も、F1圧下率（すなわち、接合後の鋼片に対する最初の
圧下における圧下率）を20％以上としておけば、F2スタ
ンド以降での接合部破断を効果的に防止できる。この圧
下率条件と前記クラウン比率増大条件とが両立するよう
に圧延を行うには、例えば前記式(A3)、(A4)にさらにΔ
ｈ／ｈ₀ ≧0.2 なる条件を連立させてＰおよびｈ₁ を求
めてF1スタンドの圧下位置を設定すればよい。

【００３６】

【実施例】

＜比較例１＞図１に示した熱間圧延設備を用い、鋼片に
は先行、後行とも鋼中の炭素含有量0.01％、硫黄含有量
0.015 wt％、幅1000mm、厚み30mm、イニシャルクラウン
約150 μm （クラウン比率で約0.5 ％）のシートバーを
用いて、以下の要領で連続熱間圧延を実施して比較例１
とした。

【００３７】先行シートバーの尾端部と後行シートバー
の先端部とを夫々切断装置５により切断し、切断後の尾
端と先端を接合装置６内に誘導し、高周波誘導コイルに
より先・尾端面を10秒間加熱して溶融させた後、圧接し
た。このとき、シートバー幅端から50mmまでの幅区間は
昇温不足で未接合状態（すなわち未接合長Ｌ₀ ＝50mm）
であった。こうして接合されたシートバーを仕上げミル
４に送給し、スタンド間張力を前段（F1スタンド〜F3ス
タンド、以下同じ）で５〜10MPa 、後段（F4スタンド〜
F6スタンド、以下同じ）で15〜20MPa とし、F1スタンド
出側クラウンを、常用の−50μm のイニシャルクラウン
をつけたワークロールによって付与して、厚み３mmの熱
延板に仕上げた。

【００３８】なお、F1スタンドのワークロールには650
mmφのハイスロールを用いた。また、F1スタンド入側で
のシートバー温度は、定常部で約1000℃、接合部で約11
00℃であり、F1スタンド出側の目標板厚は20mm（目標圧
下率33％）であり、前記したようにクラウンを計算する
際の定義点は特に断らない限りエッジ100 mmに置いてい
る（以下同じ）。

【００３９】その結果、F1スタンド出側で、板厚が20mm
（圧下率33％）、クラウンが80μm（クラウン比率で0.4
％）となり、クラウン比率が入側よりも0.1 ％減少し
て本発明を逸脱したため、接合部半幅当たり約100 mmの
脆性亀裂が生じ、接合時の未接合長50mmと合わせて半幅
当たり約150 mm（全幅で約300 mm）の未接合部が発生し
て、接合健全部は接合部全幅の７割にまで減少した。こ
のような未接合部を含む圧延材をさらにF2スタンド以降
に通板したところ、F5、F6スタンド間で接合部が全幅に
わたり破断するという事故に至った。 ＜実施例１＞そこで、比較例１において、ワークロール
のイニシャルクラウンを常用の−50μm に代えて−300
μm として実施例１とした。

【００４０】その結果、F1スタンド出側で、板厚が20mm
（圧下率33％）、クラウンが140 μm （クラウン比率で
0.7 ％）となり、クラウン比率が入側よりも0.2 ％増大
して式(1) による本発明の規定を満たしたため、脆性亀
裂が接合部半幅当たり高々10mmに抑制され、接合時の未
接合長50mmと合わせた未接合部は、半幅当たり高々60mm
（全幅で高々120 mm）に留められた。この程度の未接合
部を含む圧延材をさらにF2スタンド以降に通板したとこ
ろ、亀裂のさらなる進展はなく、安定して連続圧延する
ことができた。 ＜比較例２＞比較例１において、ワークロールのイニシ
ャルクラウンを−50μm に代えて−180 μm とし、圧下
位置（ロールギャップ）の設定値を17.99 mmとして比較
例２とした。

【００４１】その結果、F1スタンドにおいて、圧延荷重
は10060kN となり、出側のクラウンは定常部で100 μm
、クラウン比率は0.5 ％となって入側と同じであった
が、接合部で圧延荷重が8770kNに低下し、出側板厚は1
9.74mm （圧下率37.53 ％）、クラウンは91μm （クラ
ウン比率で0.46％）となり、クラウン比率が入側よりも
0.04％減少して本発明を逸脱したため接合部半幅当たり
約75mmの脆性亀裂が生じ、接合時の未接合長50mmと合わ
せて半幅当たり約125 mm（全幅で約250 mm）の未接合部
が発生して、接合健全部は板全幅の7.5 割にまで減少し
た。このような未接合部を含む圧延材をさらにF2スタン
ド以降に通板したところ、F5、F6スタンド間で接合部が
全幅にわたり破断するという事故に至った。 ＜実施例２＞そこで、比較例２において、接合部におい
て本発明による式(1) を満たすクラウン比率増分ΔＣ＝
0.2 ％が得られるように前記式(A3)、(A4)を解いて、接
合部圧延時の圧延荷重を12300kN 、圧下位置を定常部、
接合部で変えず13.99mm に設定して実施例２とした。

【００４２】その結果、F1スタンド出側において、接合
部では、板厚が16.45mm （圧下率45.17 ％）、クラウン
が115 μm （クラウン比率で0.7 ％）となり、本発明の
規定が満たされたため、脆性亀裂が接合部半幅当たり高
々10mmに抑制され、接合時の未接合長50mmと合わせた未
接合部は、半幅当たり高々60mm（全幅で高々120 mm）に
留められた。この程度の未接合部を含む圧延材をさらに
F2スタンド以降に通板したところ、亀裂のさらなる進展
はなく、安定して連続圧延することができた。

【００４３】しかしながら、定常部では、板厚が16.8mm
（圧下率44％）、クラウンが127 μm （クラウン比率で
0.76％）となり、仕上げミル出側におけるクラウンが、
比較例２と比べて、約10μm 、エッジ25mmでは約20μm
増加して、品質がやや低下した。 ＜実施例３＞そこで、本発明のさらに好ましい規定に従
い、定常部は比較例２の設定（圧下率33％，圧下位置1
7.99 mm）とし、接合部のみ対象とした動的制御（前掲
図６参照）によって実施例２の設定（圧延荷重12300kN
となる圧下位置13.99mm ）に変更して実施例３とした。

【００４４】ここでは、F1スタンドに関し、入側での圧
延速度は１m/s であり、圧下位置駆動手段として圧下位
置を４mm/sで強制移動できる油圧圧下装置を備え、接合
部のトラッキング用にメジャーリングロールを用い、図
６に示すように、保持時間Ｔ ₁ を、接合部から先行シー
トバー側に半幅分（0.5m）までの区間の圧延に要する時
間0.5 秒にトラッキング誤差0.1 秒を加算した時間と
し、過渡時間Ｔ₀ を、圧下位置を定常部用の17.99 mmか
ら接合部用の13.99 mmに移動させるに要する時間1.0 秒
にとり、接合部のF1スタンド通過予定タイミングから制
御所要時間Ｔ₀ ＋Ｔ₁ ＝1.6 秒だけ遡った時点で、４mm
/sの速度で定常部用から接合部用への圧下位置の移動を
開始し、接合部通過の0.2 秒後に４mm/sの速度で定常部
用に復帰するという動的制御を行った。

【００４５】その結果、定常部に関しては比較例２と同
一条件で圧延でき、接合部に関しては実施例２同様脆性
亀裂が抑制され、定常部の品質を損なうことなく接合部
を安定的に圧延できた。 ＜比較例３＞図１に示した熱間圧延設備において、F1ス
タンドに最大2500kN／チョックのベンダ力をもつワーク
ロールベンダを備えたものを用い、鋼片には先行、後行
とも鋼中の炭素含有量0.01％、硫黄含有量0.015 wt％、
幅1800mm，800mm の二水準、厚み40mm、イニシャルクラ
ウン約150 μm （クラウン比率で0.5 ％）のシートバー
を用いて、以下の要領で連続熱間圧延を実施して、本発
明の好ましい実施形態であるロールクロスミルによる後
述の実施例４に対比すべき比較例３−、とした。

【００４６】先行シートバーの尾端部と後行シートバー
の先端部とを夫々切断装置５により切断し、切断後の尾
端と先端を接合装置６内に誘導し、高周波誘導コイルに
より先・尾端面を10秒間加熱して溶融させた後、圧接し
た。このとき、シートバー幅端から50mmまでの幅区間は
昇温不足で未接合状態（すなわち未接合長Ｌ₀ ＝50mm）
であった。こうして接合されたシートバーを仕上げミル
４に送給し、スタンド間張力を前段で５〜10MPa 、後段
で15〜20MPa として、厚み３mmの熱延板に仕上げた。な
お、F1スタンド入側でのシートバー温度は、定常部で約
1000℃、接合部で約1100℃であり、F1スタンド出側の目
標板厚は20mm（目標圧下率50％）である。

【００４７】比較例３−では、F1スタンドのワークロ
ールには650 mmφのハイスロールを用い、該ロールのイ
ニシャルクラウンを、1800mm幅の圧延において最大ベン
ダ力負荷時に出側のクラウン比率が本発明の規定（式
(1) ）に従い入側よりも0.2 ％増加して0.7 ％となる値
（−130 μm ）に設定した。その結果、幅1800mmのシー
トバーに関しては、F1スタンドで接合部が圧延されると
き、荷重が28000kN 、出側のクラウン比率が目標どおり
0.7 ％となり、脆性亀裂の進展なく安定して圧延ができ
たが、幅800 mmのシートバーに関しては、ベンダ力を０
kN／チョックにまで下げたにもかかわらず、出側のクラ
ウン比率が0.45％と、入側よりも0.05％減少して本発明
を逸脱したため、接合部半幅当たり約80mmの脆性亀裂が
生じ、接合時の未接合長50mmと合わせて半幅当たり約13
0 mm（全幅で約260 mm）の未接合部が発生して、接合健
全部は540mm と接合部全幅の67.5％にまで減少した。こ
のような未接合部を含む圧延材をさらにF2スタンド以降
に通板したところ、F5、F6スタンド間で接合部が全幅に
わたり破断するという事故に至った。

【００４８】比較例３−では、F1スタンドのワークロ
ールには650 mmφのハイスロールを用い、該ロールのイ
ニシャルクラウンを、800mm 幅の圧延においてベンダ力
を０kN／チョックに下げたときに出側のクラウン比率が
本発明の規定（式(1) ）に従い入側よりも0.2 ％増加し
て0.7 ％となる値（−300 μm ）に設定した。その結
果、幅800mm のシートバーに関しては、F1スタンドで接
合部が圧延されるとき、出側のクラウン比率が目標どお
り0.7 ％となり、脆性亀裂の進展なく安定して圧延がで
きたが、幅1800mmのシートバーに関しては、最大ベンダ
力を負荷したにもかかわらず、出側のクラウン比率が1.
45％と過大な値となり、製品のクラウン比率が著しく増
大するとともに、板幅中央部に過大な張力がかかって亀
裂が発生する等の悪影響が及んだ。 ＜実施例４＞図１に示した熱間圧延設備において、F1ス
タンドに最大クロス角1.2 °のペアクロスミルを配置し
たものを用い、鋼片には先行、後行とも鋼中の炭素含有
量0.01％、硫黄含有量0.015 wt％、幅1800mm，800mm の
二水準、厚み40mm、イニシャルクラウン約150 μm （ク
ラウン比率で0.5 ％）のシートバーを用い、F1スタンド
のクロス角を、1800mm幅の場合には0.88°、800 mm幅の
場合には0.30°として、以下の要領で連続熱間圧延を実
施して実施例４とした。

【００４９】先行シートバーの尾端部と後行シートバー
の先端部とを夫々切断装置５により切断し、切断後の尾
端と先端を接合装置６内に誘導し、高周波誘導コイルに
より先・尾端面を10秒間加熱して溶融させた後、圧接し
た。このとき、シートバー幅端から50mmまでの幅区間は
昇温不足で未接合状態（すなわち未接合長Ｌ₀ ＝50mm）
であった。こうして接合されたシートバーを仕上げミル
４に送給し、スタンド間張力を前段で５〜10MPa 、後段
で15〜20MPa として、厚み３mmの熱延板に仕上げた。

【００５０】なお、F1スタンド入側でのシートバー温度
は、定常部で約1000℃、接合部で約1100℃であり、F1ス
タンド出側の目標板厚は20mm（目標圧下率50％）であ
り、ワークロールのイニシャルクラウンを−350 μm と
してワークロールベンダは使用しなかった。その結果、
1800mm幅、800 mm幅の両シートバーとも、F1スタンドで
の圧延の際に、出側のクラウン比率を入側よりも0.2 ％
大きい（式(1) を満たす）0.7 ％とすることができ、接
合部に脆性亀裂を発生させることなく圧延でき、これを
さらにF2スタンド以降に通板したところ、亀裂のさらな
る進展はなく、安定して連続圧延することができたばか
りか、製品のクラウンへの悪影響も全く認められなかっ
た。

【００５１】

【発明の効果】本発明によれば、とくに仕上げミル第１
スタンドにおいて従来技術ではその進展を防止すること
が困難な鋼片接合部の脆性破壊を効果的に抑止でき、接
合部がスタンド間で破断するような憂いなしに圧延する
ことが可能となり、生産性の高い連続熱間圧延が実現す
るという格段の効果を奏する。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施に適した熱間圧延設備を例示する
模式図である。

【図２】本発明における亀裂進展量の定義説明図であ
る。

【図３】F1クラウン比率増分とF1亀裂進展量との関係を
鋼中硫黄含有量をパラメータとして示すグラフである。

【図４】鋼中硫黄含有量とF1亀裂進展量との関係をF1ク
ラウン比率増分をパラメータとして示すグラフである。

【図５】式(4) によるF1クラウン比率増分ΔＣ、鋼中硫
黄含有量Ｓ、F1亀裂進展量Ｌの関係を示すグラフであ
る。

【図６】接合部のみ対象の圧下位置動的制御を例示する
タイミングチャートである。

【図７】F1圧下率とF2亀裂進展量との関係を示すグラフ
である。

【符号の説明】

１ 鋼片（先行鋼片） ２ 鋼片（後行鋼片） ３ 粗圧延機 ４ 仕上げ圧延機（仕上げミル） ５ 切断装置 ６ 接合装置 ７ スケールブレーカ

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 二階堂 英幸 千葉県千葉市中央区川崎町１番地 川崎 製鉄株式会社 千葉製鉄所内 (56)参考文献 特開 平８−99107（ＪＰ，Ａ) 特開 平９−76006（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B21B 37/28 B21B 1/26

Claims (6)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 粗圧延した後の先行鋼片の尾端部と後行
   鋼片の先端部とを接合し、連続的に仕上げ圧延する鋼片
   の連続熱間圧延方法において、接合後の鋼片に対する最
   初の圧下を、該圧下後のクラウン比率が該圧下前よりも
   増大するように、かつ、圧下率を20％以上として施すこ
   とを特徴とする鋼片の連続熱間圧延方法。
2. 【請求項２】 クラウン比率増分を、鋼中硫黄含有量に
   基づいて設定する請求項１記載の鋼片の連続熱間圧延方
   法。
3. 【請求項３】 クラウン比率増分を、鋼中硫黄含有量、
   鋼片幅、接合時の未接合長に基づいて設定する請求項１
   記載の鋼片の連続熱間圧延方法。
4. 【請求項４】 クラウン比率増分ΔＣ〔％〕を、鋼中硫
   黄含有量Ｓ〔wt％〕、鋼片幅Ｗ〔mm〕、接合時の半幅当
   たりの未接合長Ｌ₀ 〔mm〕に基づいて、下記式(1) を満
   たすように設定する請求項１記載の鋼片の連続熱間圧延
   方法。 記 ΔＣ＞40Ｓ− 0.125 log(0.075Ｗ−Ｌ₀)−0.13 ………(1)
5. 【請求項５】 クラウン比率増分から圧延荷重を予測
   し、該予測圧延荷重が得られるように圧下位置を設定す
   る請求項１〜４のいずれかに記載の鋼片の連続熱間圧延
   方法。
6. 【請求項６】 圧下位置の設定を、接合部のみを対象と
   する動的制御によって行う請求項５に記載の鋼片の連続
   熱間圧延方法。