JP4900003B2 - 熱間圧延ｔ形鋼 - Google Patents

Description

本発明は、例えば船体補強部材であるロンジ材として用いるのに好適な熱間圧延Ｔ形鋼に関する。

船舶の船体は、一般貨物船（ｇｅｎｅｒａｌ ｃａｒｇｏ ｓｈｉｐ）、原油タンカ（ｃｒｕｄｅ ｏｉｌ ｔａｎｋｅｒ）さらにはばら積貨物船（ｂｕｌｋ ｃａｒｒｉｅｒ）といった用途によっても相違するが、基本的には、主として軟鋼からなるとともに部位によっては高張力鋼からなる船体用圧延鋼材を多数組み合わせて溶接することにより箱型に構築し、その内部に船体補強部材を固定して防撓することにより、建造される。

この船体の強度として、（ａ）材料力学的に一本のはりとみなす船体に負荷される荷重によって発生する曲げモーメントや剪断力に抵抗する船体の強度である縦強度と、（ｂ）波浪荷重や貨物荷重等が加わることによる、船体の横断面形状の変化に起因して、船体の横方向に配置された横部材に発生する応力に抵抗する横部材の強度である横強度とが知られる。特に縦強度は、波の山が船体中央に存在する場合に生じるホギングモーメント（ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ）と、波の谷が船体中央に存在する場合に生じるサギングモーメント（ｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ）とに対する抵抗性を直接的に示す指標であり、船体に求められる最も基本的な強度である。この縦強度を確保するために、甲板縦通ばりや船底縦通肋骨といった、骨材からなる船体補強部材であるロンジ材を、船底や船壁に長手方向へ向けて多数溶接して配置する縦式構造（ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｓｙｓｔｅｍ）が採用される。

船体補強部材用の骨材として、古くは球形平鋼が用いられたがその後は、ロンジ材の断面性能の向上と使用鋼材の重量低減とを目的として不等辺不等厚山形鋼が用いられてきた。不等辺不等厚山形鋼はＪＩＳに２００ｍｍ×９０ｍｍから４００ｍｍ×１００ｍｍまでの５シリーズが規格化される。また、ＪＩＳの規格外として４５０ｍｍ×１００ｍｍから５５０ｍｍ×１５０ｍｍのシリーズも用いられる。

しかし、不等辺不等厚山形鋼は、Ｌ形の横断面形状を呈するので、断面性能に方向性を有する。これに対し、特に船底に用いられる船体補強部材の断面剛性には対称性が要求される。このため、本来、不等辺不等厚山形鋼は船底に用いられる船体補強部材として適当ではない。

そこで、近年では、ウェブを中心として線対称な横断面形状を有するＴ形鋼が船体補強部材として用いられるようになってきた。Ｔ形鋼は、これまでにも建築用鋼材として相当の使用実績を有するが、船体補強部材用としても使用されるようになったのは近年に至ってからである。船体補強部材用としてのＴ形鋼は、ウェブの先端を船底等の船体の内壁面に、長手方向へ向けて溶接されて配置される。

Ｔ形鋼は、一般的には、例えば特許文献１に開示されるように、３ロ−ル又は４ロ−ルを用いて熱間圧延することにより製造される。しかし、特許文献１により開示された発明は、ウェブ高さがフランジ幅よりも小さい横断面形状を有する機械部品用のＴ形鋼を対象とする。また、そのフランジの厚みは水平ロ−ルの水平面を用いて圧下される。これに対し、船体補強部材用のＴ形鋼は、フランジ幅に対してウェブ高さが３倍以上大きく、かつウェブ高さが３５０ｍｍ以上となる横断面形状を有する。このため、特許文献１により開示される発明では、船体補強部材用のＴ形鋼を製造することはできない。

また、建築用鋼材として用いられてきた、例えば１５０×９〜３００×３２といった小寸法のＴ形鋼は、２重式圧延機の孔型圧延ロールに設けられる多数の孔型を順次用いる孔型圧延法によってブルームから直接に圧延Ｔ形鋼として製造される。しかし、この方法は、圧延ロールの組み替え、管理さらには製作等といった複雑な工程管理や多大な製造工数を要するので、生産性が低い。また、孔型の摩耗による製品形状の不良や表面肌荒れ等といった、製品品質の低下も発生し易い。さらに、Ｔ形鋼は、ウェブ以外については非対称な横断面形状を有するために孔型圧延法を用いた場合におけるウェブ及びフランジそれぞれの圧下率は不可避的に異なることに起因して、圧延後に材料が曲がり易い。

そこで、特許文献２、３には、ユニバーサル圧延機を用いて、製造するＴ形鋼のウェブ高さの２倍のウェブ高さを有する圧延Ｈ形鋼を製造し、製造した圧延Ｈ形鋼のウェブを、高さ方向の中央の位置で長手方向へ２分割して２条の圧延Ｔ形鋼を製造することにより、良好な生産性及び製品寸法精度で圧延Ｔ形鋼を製造する発明が開示される。しかし、特許文献２、３により開示された発明では、圧延Ｈ形鋼のウェブを長手方向に切断する工程を新たに設ける必要があるため、製造コストの上昇は避けられない。

さらに、最近の船体の大型化や船体構造のさらなる最適化の推進に伴って、ウェブ高さが５００ｍｍ以上である大寸法の船体補強部材用Ｔ形鋼も要求されるようになってきた。
図１０は、Ｔ形鋼１（フランジ幅Ｂ、ウェブ高さＨ、フランジ厚みｔ_ｈ及びウェブ厚みｔ_ｗ）の横断面形状を模式的に示す説明図である。また、図１１（ａ）は、特許文献２、３により開示された発明により製造される圧延Ｈ形鋼のうちウェブ高さＨが最大である圧延Ｔ形鋼１−１の横断面形状を示す説明図であり、図１１（ｂ）は、ウェブ高さＨが５００ｍｍ以上である大寸法の船体補強部材用Ｔ形鋼１−２の一例の横断面形状を示す説明図である。なお、図１１（ａ）及び図１１（ｂ）において、符号４は幅可変の水平ロールを示し、符号５は竪ロールを示す。

図１１（ａ）に示すように、特許文献２、３により開示される発明により製造される圧延Ｔ形鋼１−１は、圧延Ｈ形鋼２のウェブ３の中央を長手方向へ切断することにより製造される。このため、圧延Ｔ形鋼１−１のウェブ高さＨは、実際に製造される圧延Ｈ形鋼２のウェブ高さ（１０００ｍｍ）の制約を受ける。このため、ウェブの切断代を考慮すると例えば図１１（ｂ）に示すウェブ高さＨが５００ｍｍ以上（図示例では９５０ｍｍ）の圧延Ｔ形鋼１−２を製造することはできない。

なお、ウェブ３の中央ではなく幅方向にずらした位置で切断すれば、ウェブ高さＨが５００ｍｍ以上の圧延Ｔ形鋼１−２を簡単に製造することができるのでは、とも一見考えられる。しかし、これでは、切り落とされた、ウェブ高さが５００ｍｍ未満となる他方の圧延Ｔ形鋼１−２は、この圧延Ｔ形鋼に対する需要が存在しないと、スクラップとせざるを得なくなる。このため、この方法では、圧延Ｔ形鋼１−２の製造コストが相当上昇するので、この方法は非現実的である。

一方、ウェブ高さＨが３５０ｍｍ以上５００ｍｍ未満の圧延Ｔ形鋼１−１は、特許文献２、３により開示される発明によっても製造可能である。しかし、この場合、熱間圧延でのウェブの切断は困難であるので、熱間圧延及び冷却後にガス切断することとなる。このガス切断によりウェブは不可避的に加熱されるので、切断後のＴ形鋼はウェブがフランジより伸び大きく曲がる。このため、切断後に逆Ｔ字形状に配置してからフランジを冷間圧延することによってフランジにウェブの伸びに近い伸びを与えることにより曲がりを修正しなければならない。しかし、フランジを冷間圧延することからフランジ表面が加工硬化し、伸びや靭性等といった重要な機械的性質の劣化は避けられない。

つまり、圧延Ｈ形鋼からウェブを切断してＴ形鋼を製造する場合、Ｈ形鋼を一旦冷却し、ガス等で切断する工程と、切断により発生する曲がりを修正する工程とが必要となるので製造コストが嵩むとともに、これにより製品の機械的性質も劣化する。

特に、船体補強部材であるロンジ材は、長さが２０ｍ程度と長大なものが多い。このような長くてかつ曲がった部材を矯正することは材料の搬送を含めて、製造コストを上昇させる。また、製品の工程管理上からも圧延後のＴ形鋼の仕上がりまでの時間が長くなるため、納期の短縮という要求にも反する。

さらに、特許文献４（特に第１８図〜第２２図及びその説明参照）には、粗ユニバーサル圧延機を用いてＴ形鋼の粗形鋼片のウェブ及びフランジの厚み圧下を行った後にエッジャー圧延機を用いてフランジ幅圧下を行い、さらに、仕上げユニバーサル圧延機の水平ロールに設けたスリッターによって目標値を超えて延びたウェブを切断して所望の高さとすることにより、圧延Ｔ形鋼を製造する発明が開示されている。

船体補強部材であるロンジ材では、船壁の高さ方向の設置位置に応じて、ウェブ高さＨ及びフランジ幅Ｂについては各部位に適した異なる値の多種のサイズが要求される。これに対し、特許文献４により開示された発明によれば粗ユニバーサル圧延機及びエッジャー圧延機を用いて圧延Ｔ形鋼を製造することは確かに可能にはなるものの、この発明は、ウェブ高さ圧下することなく仕上げ圧延の際に切断することによりはじめてウェブ高さを所定の値とすることを前提とするので、ウェブ高さ（ステム高さ）を圧延により自在に制御するといった作り分けの自由度が低い。このため、例えばウェブ高さＨ及びフランジ幅Ｂが同一である同一シリーズの圧延Ｔ形鋼の量産においてフランジ厚が変化するとウェブ高さＨを一定に維持できなくなり、上述した多種の船体補強部材用の圧延Ｔ形鋼を作り分けることはできない。これに対し、いうまでもないが、溶接Ｔ形鋼では同一シリーズでフランジ厚が変わってもウェブ高さを一定に維持することは容易である。

また、特許文献４により開示された発明では、特許文献４の第２１図及び第２２図に示すように、仕上ユニバーサル圧延機の水平ロールに設けられたスリッターによってウェブを切断する際に同時にウェブ先端（ステム先端）に開先を設けて船体への溶接に備えるとしている。しかし、この発明では、被圧延材のウェブ厚（ステム厚）が変化するとウェブの切断が不完全な状態となるので所望の開先を形成することは難しく、後工程での開先加工やウェブの切断を改めて行う必要を生じる。また、この発明では、ウェブ端部（ステム端部）が切断されるため、その分歩留りが低下する。

さらに、特に近年新造される原油タンカでは、改正された海洋汚染防止条約により、（ａ）船底及び船側の構造を二重にして座礁や衝突等により船体が破れても原油が流出し難いように構成する二重船殻（ダブルハル）構造、又は（ｂ）原油タンクを上下の２層に分け船側だけを二重構造にするとともに上下のタンクを分ける中間デッキを喫水線より下に配置することにより下のタンクの原油の圧力を常に周囲の水圧よりも低く保つことによって、座礁等により船底に穴が開いても下のタンクの原油が、進入する海水の圧力により上に押し上げられてタンク内に閉じ込められるミッドデッキ構造を採用することが義務付けられている。このため、船底や船壁に配置されるロンジ材は、海水に直接的に浸漬されることとなるので十分な耐食性を備えるための防錆塗装を施され、この塗膜の密着性を確保するために船体補強用部材のＴ形鋼のフランジ先端には面取り加工を行う必要がある。しかし、特許文献４にはフランジ端部に圧延により面取りを施す方法は開示も示唆もされていないので、後工程で面取り加工を施さなければならず、製造コストが嵩む。

このように、ウェブの高さが３５０ｍｍ以上の船体補強部材用の圧延Ｔ形鋼は、特許文献２〜４により開示されたいずれの発明に基づいても工業的規模で実用的かつ経済的に製造することはできないので、ウェブ及びフランジをなす２枚の鋼板をＴ字状に組み合わせて溶接することによる溶接Ｔ形鋼として製造される。

他方で、様々な荷重を受ける船体補強部材用の熱間圧延Ｔ形鋼には、良好な引張特性や靱性も要求される。特許文献５〜７には、Ｔ形鋼の組成を最適化することにより、これらの特性を満足するための発明が開示されている。

しかし、特許文献５〜７により開示されるＴ形鋼は、そもそもＨ形鋼をウエブ中心で縦切りして製造されるＴ形鋼（スプリットＴ形鋼）に関するものであり、圧延ままで製造される熱間圧延Ｔ形鋼に好適な組成を示すものではない。圧延ままで製造される熱間圧延Ｔ形鋼において、特許文献５に開示された発明鋼Ａ、ＢおよびＣ並びに特許文献６に開示された発明鋼Ａ、ＢおよびＣのように本願明細書の（１）式で計算されるＰｃｍの値が０．２３％（本明細書においては特にことわりがない限り組成に関する「％」は「質量％」を意味するものとする）を超えている場合、特許文献７に開示された鋼のようにＣ含有量が０．２１％以上である場合には、圧延後の冷却速度の大きいウェブ先端や圧下量の小さいフィレット部などで靱性低下、超音波欠陥や溶接割れが生じ易いという問題がある。また、スプリットＴ形鋼である場合には、上述した特許文献２、３により開示された発明が有する課題と同様の課題がある。
特開昭６０−１０２２０５号公報 特開昭５８−１３５７０４号公報 特開昭６４−１５２０３号公報 特公昭４３−１９６７１号公報 特開平１０−１９２９１３号公報 特開平１０−１９５６０２号公報 特開平１１−８１４５９号公報

上述したように、甲板縦通ばりや船底縦通肋骨といった船体補強用部材には、航海時に縦曲げ応力及び捩じり応力が繰り返し作用する。このため、船体補強部材である溶接Ｔ形鋼の溶接部の破壊に対する抵抗性を高めるために、一般的に、フランジとウェブの接合部（溶接ビード部）について超音波探傷検査を行う必要がある。さらに、この超音波探傷検査により溶接欠陥が発見されると、一般的に、欠陥の除去と所定の鋼材断面の確保を目的とした補修を行う必要がある。

また、上述したように船体補強部材は海水に浸漬される状態でも使用されるので防錆塗料が塗布されるため、塗膜の密着性を確保するためにフランジ、さらには必要によりウェブの先端部を面取りする必要がある。一方、溶接Ｔ形鋼のフランジ及びウェブの接合部（溶接ビード部）は、溶接ままではその表面の凹凸により塗膜の密着性が低下するため、一般的に、溶接ビード部が滑らかになるようにグラインダー等を用いた補修が行われる。これら面取りや溶接ビード部に対する補修が不十分であると、塗装性が悪化したり、フランジの先端部や溶接部の耐食性が低下する。

さらに、溶接Ｔ形鋼は、ウェブとフランジとを接合するための溶接、溶接部の補修ならびに溶接欠陥部の補修を別途行う必要がある。また、フランジ、さらには必要によりウェブの先端部に面取りを行うための加工は、溶接後に専用の面取り加工ラインで機械加工により行うこととなるので、この点からも製造コストが嵩み、また納期も長期化する。

このように、ウェブ高さが３５０ｍｍ以上である従来の船体補強部材用溶接Ｔ形鋼には、溶接部の破壊、溶接部の耐食性の低下、製造コストの上昇、製造能率の低下さらには組成が最適でないことといった様々な課題があり、その解決が強く求められる。

本発明は、（ｉ）熱間圧延Ｔ形鋼の組成を最適化することによって、良好な引張特性や靱性を有し、（ｉｉ）Ｔ形鋼の粗形鋼片に対して、平坦な形状を有する水平ロール及び竪ロールを備える第１のユニバーサル圧延機を用いる複数パスの圧延（例えば中間圧延）を行うことによってウェブ及びフランジそれぞれの厚み圧下を行い、さらに、小径部及び大径部を有する段差状の水平ロールと、小径部を有する一方の竪ロールと、通常のロールを有する他方の竪ロールとを備える第２のユニバーサル圧延機を用いる圧延（例えば中間圧延又は仕上げ圧延）を行うことによってウェブ高さ及びフランジ幅を制御することにより、従来の製法では工業的規模で実用的かつ経済的には製造することができなかった、ウェブ高さが３５０ｍｍ以上であるとともにフランジ幅が２００ｍｍ以下である横断面形状を有する熱間圧延Ｔ形鋼を、工業的規模で圧延素材であるブルームから熱間圧延により直接かつ確実に製造でき、さらに（ｉｉｉ）この圧延によりこの熱間圧延Ｔ形鋼の先端部の形状を特定の形状とすることによって、熱間圧延Ｔ形鋼として望ましい、特に船体補強部材用として好適な特性を得られるという、新規かつ重要な技術思想に基づくものである。

本発明は、Ｃ：０．０１％以上０．２％以下、Ｓｉ：０．００１％以上１％以下、Ｍｎ：０．１％以上３％以下、Ａｌ：０．００１％以上０．２％以下、任意添加元素として（ｉ）Ｃｕ：２％以下、Ｎｉ：４％以下、Ｃｒ：２％以下、Ｍｏ：２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｂ：０．１％以下又はＢ：０．００４％以下のうち１種又は２種以上、（ｉｉ）Ｔｉ：０．１％以下、又は（ｉｉｉ）Ｎ：０．０１２％以下、残部Ｆｅ及び不純物からなり、不純物としてＰ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下を含むとともに、下記（１）式により規定されるＰｃｍの値が０．２３％以下である鋼組成を有し、かつ、ウェブの先端面が圧延ロールによる圧下をされた面取り加工された圧延面であることを特徴とする熱間圧延Ｔ形鋼である。

Ｐｃｍ＝Ｃ＋（Ｓｉ／３０）＋（Ｍｎ／２０）＋（Ｃｕ／２０）＋（Ｎｉ／６０）＋（Ｃｒ／２０）＋（Ｍｏ／１５）＋（Ｖ／１０）＋５Ｂ ・・・・・・・（１）
ただし、（１）式における各元素記号は当該元素の含有量（質量％）を意味する。

この本発明において「圧延ロールによる圧下をされた・・・圧延面」とは、圧延ロールに接して圧下をされたままの表面であることを意味し、通常の圧延工程では酸化被膜である黒皮が残存したままの面を意味する。このため、例えば特許文献４により開示された圧延Ｈ形鋼のウェブの先端面は仕上げ圧延において切断されて形成される切断面であるので、本発明における「圧延ロールによる圧下をされた圧延面」との相違は目視によっても容易に識別される。

この本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、ウェブの高さが３５０ｍｍ以上であるとともにフランジの幅が２００ｍｍ以下であることが好ましい。従来は、このようなウェブ高さ及びフランジ幅の熱間圧延Ｔ形鋼は、工業的にブルームから熱間圧延により直接かつ確実に製造できなかった。以下に示すような製造方法を用いれば、このようなウェブ高さ及びフランジ幅を有する熱間圧延Ｔ形鋼も製造することができる。

この本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼では、さらに、フランジの先端部が、圧延ままの、半径が２〜６ｍｍの円弧形状部又は２〜６Ｃの面取り部を有することが望ましい。
この本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、ウェブがフランジの幅方向の中央に配置された形状である場合のみならず、ウェブがフランジの中央よりフランジの幅方向にずれて配置された形状である場合であっても適用可能である。

より具体的に、本発明の熱間圧延Ｔ形鋼は、鋼片に粗圧延を行って造形されたＴ形鋼の粗形鋼片に、タンデム配列された少なくとも２台のユニバーサル圧延機による往復圧延を行うにあたり、一方のユニバーサル圧延機でこの粗形鋼片のウェブ及びフランジを厚み方向へ圧下し、他方のユニバーサル圧延機でこの粗形鋼片のフランジを幅方向へ圧下すること、又は、フランジの幅方向の圧下とウェブの高さ方向の圧下とを同時に行うことで製造が可能である。

この場合、前記タンデム配列された少なくとも２台のユニバーサル圧延機の間に２重式圧延機を配置することにより、１シリ−ズ中に厚みが異なるサイズが存在する場合には、２重式圧延機の孔型深さを、この異なるサイズに合わせておくことにより、ユニバーサル仕上げ圧延機のロールを交換することなく、厚みが異なる多種のサイズを圧延により作り分けることができる。

また、本発明の熱間圧延Ｔ形鋼は、鋼片に粗圧延を行って造形されたＴ形鋼の粗形鋼片に、少なくとも１台の粗ユニバーサル圧延機とこの粗ユニバーサル圧延機に隣接配置された少なくとも一台の２重式圧延機とによる往復圧延を行って、粗ユニバーサル圧延機により粗形鋼片のウェブの厚み及びフランジの厚みの圧下と粗形鋼片のウェブの高さの調整とを行うとともに、２重式圧延機により粗形鋼片のフランジの幅の圧下とウェブの端部の厚みの圧下とを行う中間圧延を行うことによりＴ形鋼を造形した後に、仕上げユニバーサル圧延機によりフランジの厚み、ウェブの厚み又はウェブの高さのうち少なくとも一つの寸法調整を行う仕上げ圧延を行うことによっても、製造可能である。

これらの熱間圧延Ｔ形鋼の製造方法では、仕上げユニバーサル圧延機の竪ロールに付与された孔型による圧下によりフランジの先端、及び／又はウェブの先端の面取り加工を行うことが望ましい。

これらの熱間圧延Ｔ形鋼の製造方法では、中間圧延を終了した後であって仕上げ圧延を開始する前に、中間圧延を行う圧延機の下流に配置された２重式圧延機の水平ロールに設けられたフランジ先端面取り加工用孔型によって、Ｔ形鋼のフランジ先端の面取り加工を行うことが望ましい。

これらのように熱間圧延Ｔ形鋼の製造方法を行えば、フランジの先端部が、圧延ままの、半径が２〜６ｍｍの円弧形状部又は２〜６Ｃの面取り部を有する熱間圧延Ｔ形鋼を製造することができる。

本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、大寸法のＴ形鋼であるにもかかわらず溶接部を有さない。このため、高い強度及び剛性と優れた耐食性とを、いずれも高い次元で兼ね備えている。さらに、一定の組成を有することから高い引張強度及び靭性を有する。このため、特に船体補強部材として極めて優れた性能を有する。

また、本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、圧延のままで、フランジの先端部に半径が２〜６ｍｍの円弧又は２〜６Ｃの面取り部を有する横断面形状を備える。このため、熱間圧延終了後に、ウェブの切断工程や、フランジ先端の専用の面取り工程を設ける必要がなく、低コストで製造することができる。

また、本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、フランジとウェブの接合作業や、フランジとウェブの接合部の手入れ、超音波探傷検査及び補修作業やフランジ端部における面取り作業といった、不安定作業を経ないで製造される。このため、低コスト化を図れるとともに製品品質が安定する。

また、本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、ユニバーサル圧延機によりＨ形鋼を圧延した後にウェブを長手方向に切断する工程を廃して製造されるものであるので、ウェブの先端面が圧延ロールによる圧下をされた圧延面であり、特許文献４により開示された圧延Ｈ形鋼のように切断面ではないので、Ｈ形鋼を切断して製造することに起因した製品寸法についての制約を、取り除くことができる。

（実施の形態１）
以下、本発明を実施するための最良の形態について説明する。
まず、本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼の組成及びパラメータＰｃｍの限定理由を説明する。
Ｃ：０．０１％以上０．２％以下
Ｃは、母材及び溶接部の強度を高める作用を有する。しかし、Ｃ含有量が０．０１％未満ではこのような効果に乏しい。一方、Ｃ含有量が０．２％を超えると、母材及び溶接部の靱性の低下、鋳造後のスラブの内部欠陥の発生、Ｔ形鋼の超音波欠陥の発生、さらには溶接割れの発生を生じ易くなる。したがって、Ｃ含有量は０．０１％以上０．２％以下と限定する。同様の観点から、Ｃ含有量の下限は０．０４％であることが望ましい。上限は０．１７％であることが望ましく、０．１５％であることがさらに望ましい。
Ｓｉ：０．００１％以上１％以下
Ｓｉは、０．００１％以上含有することにより脱酸作用、及び母材及び溶接部の強度を確保する作用を奏するが、Ｓｉ含有量が１％を超えると、溶接割れや靱性低下を生じ易くなる。したがって、Ｓｉ含有量は０．００１％以上１％以下と限定する。同様の観点から、Ｓｉ含有量の下限は０．０１％であることが望ましく、０．１％であることがさらに望ましいとともに、上限は０．６％であることが望ましく、０．４％であることがさらに望ましい。
Ｍｎ：０．１％以上３％以下
Ｍｎは、０．１％以上含有することにより母材及び溶接部の強度及び靱性を確保することができるが、Ｍｎ含有量が３％を超えると、溶接割れや靱性低下を生じ易くなる。したがって、Ｍｎ含有量を０．１％以上３％以下と限定する。同様の観点から、Ｍｎ含有量の下限は０．５％であることが望ましく、上限は１．６％であることが望ましい。
Ａｌ：０．００１％以上０．２％以下
Ａｌは、０．００１％以上含有することにより製鋼時の脱酸に有効であるが、Ａｌ含有量が０．２％を超えると靱性が低下し易くなる。したがって、Ａｌ含有量を０．００１％以上０．２％以下と限定する。同様の観点から、Ａｌ含有量の下限は０．０１％であることが望ましく、上限は０．０６％であることが望ましい。

さらに、以下に説明する元素を任意添加元素として含有してもよい。
Ｃｕ：２％以下
Ｃｕは、強度を高める作用を有するが、Ｃｕ含有量が２％を超えると熱間加工時の表面割れや靱性の劣化を生じ易くなる。したがって、Ｃｕを含有する場合にはその含有量は２％以下とする。同様の観点からＣｕ含有量は０．５％以下とすることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｃｕ含有量は０．０１％以上であることが望ましい。
Ｎｉ：４％以下
Ｎｉは、強度を高める作用を有するが、Ｎｉ含有量が４％を超えると鋳造時に表面疵が発生し易くなる。したがって、Ｎｉを含有する場合にはその含有量は４％以下とする。同様の観点から、Ｎｉ含有量は０．５％以下とすることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｎｉ含有量は０．０１％以上であることが望ましい。
Ｃｒ：２％以下
Ｃｒは、強度を高める作用を有するが、Ｃｒ含有量が２％を超えると母材と溶接部の靱性の低下が著しくなる。したがって、Ｃｒを含有する場合にはその含有量は２％以下とする。同様の観点から、Ｃｒ含有量は０．５％以下とすることが好ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｃｒ含有量は０．０１％以上であることが望ましい。
Ｍｏ：２％以下
Ｍｏは、強度を高める作用を有するが、Ｍｏ含有量が２％を超えると母材と溶接部の靱性の低下が著しくなる。したがって、Ｍｏを含有する場合にはその含有量は２％以下とする。同様の観点から、Ｍｏ含有量は０．５％以下とすることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｍｏ含有量は０．０１％以上であることが望ましい。
Ｖ：０．２％以下
Ｖは、強度を高める作用を有するが、Ｖ含有量が０．２％を超えると母材と溶接部の靱性の低下が著しくなる。したがって、Ｖを含有する場合にはその含有量は０．２％以下とする。同様の観点から、Ｖ含有量は０．０６％以下とすることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｖ含有量は０．００１％以上であることが望ましい。
Ｎｂ：０．１％以下
Ｎｂは、強度を向上させる作用を有するが、Ｎｂ含有量が０．１％を超えると強度の向上効果が飽和してコストが嵩むばかりか、溶接部の靱性が著しく低下する。したがって、Ｎｂを含有する場合にはその含有量は０．１％以下とする。同様の観点から、Ｎｂ含有量は０．０４％以下であることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｎｂ含有量は０．００１％以上であることが望ましい。
Ｂ：０．００４％以下
Ｂは、強度を向上させる作用を有するが、Ｂ含有量が０．００４％を超えると靱性の低下が著しくなる。したがって、Ｂを含有する場合にはその含有量は０．００４％以下とする。同様の観点から、Ｂ含有量は０．００２％以下であることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｂ含有量は０．０００１％以上であることが望ましい。
Ｔｉ：０．１％以下
Ｔｉは、鋳片の表面性状を改善したり、強度を向上させたりするが、Ｔｉ含有量が０．１％を超えると、靱性の低下が著しくなる。したがって、Ｔｉを含有する場合にはその含有量は０．１％以下とする。同様の観点から、Ｔｉ含有量は０．０３％以下であることが望ましい。一方、強度を高める作用を確実に得るためには、Ｔｉ含有量は０．００１％以上であることが望ましい。
Ｎ：０．０１２％以下
Ｎは、ＴｉＮやＢＮを形成し、これら窒化物が微細な場合には、高温加熱時のオーステナイト粒の粗大化を抑制し、また、相変態を促進することによって、靱性を高める作用を奏する。しかしながら、Ｎ含有量が０．０１２％を超えると、母材や溶接部の靱性が低下する。したがって、Ｎを含有する場合にはその含有量は０．０１２％以下とする。同様の観点から、Ｎ含有量は０．００９％であることが望ましく、０．００５％以下であることがより望ましい。一方、上述した効果を確実に得るためには、Ｎ含有量は０．００１％以上であることが望ましく、０．００２％以上であることがさらに望ましい。

これらの各任意添加元素は、単独で含有してよいし、あるいは２種以上を複合して含有してもよい。
また、上述したこれらの任意添加元素以外の元素、例えば、Ｃａ、Ｍｇ、Ｗ、ＲＥＭ、Ｃｏ、Ｙ、Ｚｒ、Ｃｅ、Ｎｄ、Ｓｃ、Ｇｅ、ＳｎさらにはＳｂ等についても、本発明の効果を阻害しない範囲で含有してもよいことは言うまでもない。
Ｐｃｍ：０．２３％以下
Ｐｃｍは下記（１）式で示されるパラメータである。Ｐｃｍの値が大きくなりすぎると、鋳造後のスラブの内部欠陥、Ｔ形鋼の超音波欠陥、母材靱性の低下や溶接性の低下が生じ易くなるので、Ｐｃｍの値は０．２３％以下とする。同様の観点から、Ｐｃｍの値は０．２２％以下であることが望ましい。一方、強度を確実に確保するためには、Ｐｃｍの値は０．１％以上であることが望ましく、０．１２％以上であることがさらに望ましい。

Ｐｃｍ＝Ｃ＋（Ｓｉ／３０）＋（Ｍｎ／２０）＋（Ｃｕ／２０）＋（Ｎｉ／６０）＋（Ｃｒ／２０）＋（Ｍｏ／１５）＋（Ｖ／１０）＋５Ｂ ・・・・（１）
これら以外は、Ｆｅ及び不純物である。不純物として、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｏ：０．００５％以下を含むので、これらの不純物についても説明する。

Ｐは、不純物として鋼中に不可避的に存在する。Ｐは、粒界に偏析して靱性の低下をきたし、さらに溶接時に高温割れを生じさせる。したがって、Ｐ含有量は０．０３％以下とする。さらにＰ含有量は０．０１５％以下であることが望ましい。

一方、Ｓは、不純物として鋼中に不可避的に存在する。Ｓは、介在物であるＭｎＳを生成し、靱性の低下の原因となる。したがって、Ｓ含有量を０．０３％以下とする。Ｓ含有量は、０．０１％以下であることが望ましく、０．００５％以下であることがさらに望ましい。

Ｐ、Ｓ以外の不純物としてＯ（酸素）がある。Ｏ含有量が０．００５％を超えると、母材及び溶接部の靱性や延性の低下を招く。したがって、Ｏ含有量は０．００５％以下とする。同様の観点から、Ｏ含有量は０．００２％以下とすることが望ましい。

本実施の形態の熱間圧延Ｔ形鋼は、このような組成を有する鋼塊又は鋼片を用い、以下に示すような一連の工程により製造することができる。
まず、鋼塊又は鋼片を熱間圧延に際し、加熱する。このとき、鋼片を１０００℃以上１３５０℃以下の温度域に加熱することが好ましい。加熱温度を１０００℃以上にすることにより、ＮｂやＶ等が基地に固溶し易くなるので、最終製品の強度の増大を図ることができる。一方、鋼片の加熱温度の上限を１３５０℃以下とすることにより、結晶粒の著しい粗大化に伴う靱性の劣化を抑制できる。同様の観点から、鋼片の加熱温度の下限は１２００℃とすることがより好ましく、上限は１３００℃とすることがより好ましい。特に、鋼塊又は鋼片の中心部の温度を１２００℃以上１３００℃以下とすることがより好ましい。このようにして鋼塊又は鋼片を加熱した後に圧延を行う。

図１は、本実施の形態によりＴ形鋼を圧延により製造する工程の一例を模式的に示す説明図である。同図における符号ＢＤはブレイクダウンミル（粗圧延機）を示し、符号ＵＲは第１のユニバーサル圧延機である粗ユニバーサル圧延機を示し、符号Ｅは２重式（２Ｈｉ）のエッジャー圧延機を示し、さらに、符号ＵＦは第２のユニバーサル圧延機である仕上げユニバーサル圧延機を示す。また、表１には、船体補強部材用不等辺不等厚山形鋼の寸法の一例をまとめて示す。

以降の説明では、表１に寸法を示す船体補強部材用不等辺不等厚山形鋼のうち呼称５５０×１５０（×１２／２１）を置換することができるＴ形鋼を製造する場合を例にとる。

５５０×１５０×１２／２１のＴ形鋼を製造する場合、Ｔ形鋼を２つ連結した対称形状のＨ形鋼、つまり１１００×１５０×１２／２１のＨ形鋼を圧延により製造し、このＨ形鋼のウェブを二分割すれば、圧延作業は極めて容易となる。しかしながら、国内に既存のＨ形鋼製造用ユニバーサル圧延機により製造可能なＨ形鋼のウェブ高さの最大値は１０００ｍｍである。したがって、上記寸法を有するＨ形鋼を圧延により製造することはできない。

これに対し、本実施の形態では、図１に示す、一般的なＨ形鋼のミル配列であるＢＤ−ＵＲ／Ｅ／ＵＦを有する圧延工程を流用して、５５０×１５０×１２／２１のＴ形鋼を圧延により直接的に製造する。

本実施の形態によりＴ形鋼を圧延により直接的に製造する場合に用いる圧延素材である鋼片は、連続鋳造によって製造したビ−ムブランクであってもよいし、あるいはブル−ムであってもよい。

図１における粗圧延機ＢＤでは、この圧延素材に粗圧延を行って左右対称のビームブランクを造形し、引き続いて一方のフランジ部を平坦に圧下することにより、Ｔ形鋼の粗形鋼片を造形する。

この場合、被圧延材の左右曲がりを低減するために、例えば、一方のフランジ部に対して幅圧下を行うのに対して他方のフランジ部に対して厚み圧下を行うといったように、孔型及び圧延パススケジュールを工夫して左右のフランジ部の延伸率を近づけることが望ましい。

次に、このようにして粗圧延を行われた粗形鋼片をユニバ−サル圧延機群に移送して中間圧延を行う。
図２は、第１のユニバーサル圧延機である粗ユニバーサル圧延機ＵＲにより粗形鋼片である被圧延材Ａの圧延を行う状況を示す説明図である。

図２に示すように、上水平ロール６及び下水平ロール７と、左竪ロール８及び右竪ロール９とによって図２に示すＴ形の孔型を構成する。そして、上水平ロール６及び下水平ロール７により被圧延材ＡのウェブＡｗをその厚み方向へ圧下するとともに、左竪ロール８の外周面８ａと上水平ロール６の側面６ａ及び下水平ロール７の側面７ａとにより被圧延材ＡのフランジＡｆをその厚み方向へ圧下する。これにより、被圧延材ＡのウェブＡｗ及びフランジＡｆそれぞれの厚さを低減する。この際、被圧延材Ａに生じる左右曲がりを抑制するために、被圧延材Ａの各部の延伸率が概ね同じ値となるように圧延することが望ましい。

また、被圧延材ＡのウェブＡｗ及びフランジＡｆの厚みの圧下の際には、上水平ロ−ル６及び下水平ロール７それぞれの軸方向への位置ずれを防止するために、フランジＡｆを圧延しない右竪ロ−ル９の外周面９ａが上水平ロ−ル６の側面６ａ及び下水平ロール７の側面７ａに押し付けられるように、竪ロール９を配置することが望ましい。

図３は、図１において、粗ユニバーサル圧延機ＵＲと仕上げユニバーサル圧延機ＵＦとの間に配置される２重式（２Ｈｉ）のエッジャー圧延機Ｅにより構成される孔型形状を模式的に示す説明図である。

このエッジャー圧延機Ｅは、被圧延材Ａの造形に使用してもよいし、あるいは使用しなくてもよい。このエッジャー圧延機Ｅの上ロール６−１及び下ロール７−１にそれぞれ刻設する孔型は、被圧延材Ａの通過を容易にするため、図３に示すように、ユニバーサル粗圧延機ＵＲにより圧延された被圧延材Ａの横断面形状と同じ形状とすることが望ましい。しかし、これに限定されるものではなく、例えば、テーブルローラの代替として機能させる場合には、孔型を有さないフラットな形状のロールを用いてもよい。

図４は、第２のユニバーサル圧延機である仕上げユニバーサル圧延機ＵＦにより構成される孔型形状を模式的に示す説明図である。
仕上げユニバーサル圧延機ＵＦは、小径部６−２ａ及び大径部６−２ｂをロール軸方向へ並べて有する上水平ロール６−２と、小径部７−２ａ及び大径部７−２ｂをロール軸方向へ並べて有する下水平ロール７−２と、ロール軸方向の中央に被圧延材Ａのフランジ幅よりも小さいロール幅の大径部８−２ｂ及びこの両側にそれぞれ小径部８−２ａを有する左竪ロール８−２と、通常のロールからなる右竪ロール９−２とを備える。

仕上げユニバーサル圧延機ＵＦは、上下の水平ロール６−２、７−２の大径部６−２ｂ、７−２ｂにより被圧延材ＡのウェブＡｗを厚み方向に圧下率数％程度の軽圧下又は拘束しながら、上下の水平ロール６−２、７−２の小径部６−２ａ、７−２ａにより被圧延材ＡのフランジＡｆを幅方向へ圧下してフランジＡｆの幅を制御するとともに、左竪ロール８−２の大径部８−２ｂ及び右竪ロール９−２により被圧延材ＡのウェブＡｗを高さ方向へ圧下してウェブＡｗの高さを制御する。このように、本例では、フランジＡｆの幅方向の圧下とウェブＡｗの高さ方向の圧下とを同時に行うのである。

この仕上げユニバーサル圧延機ＵＦによる圧下では、フランジＡｆの幅の圧下と同時にフランジＡｆの厚みの圧下を行うようにしてもよいが、フランジＡｆの外面に左竪ロール８−２の大径部８−２ｂが接する圧延部と接しない非圧延部との境界付近に疵が発生し易くなるので、左竪ロール８−２の大径部８−２ｂが被圧延材Ａの外面に接する程度、又は圧下率数％程度の軽圧下とすることが望ましい。ウェブＡｗについても同様である。

一方、同一のシリ−ズ内に厚みが異なる２以上のサイズが存在する場合、例えば、５５０×１５０×１４／２５の被圧延材Ａの場合には仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの水平ロール６−２、７−２の孔型深さ、すなわち｛大径部６−２ｂ（７−２ｂ）と小径部６−２ａ（７−２ａ）との外径差｝／２は５５０×１５０×１２／２１にあわせて設定するので、この水平ロール６−２、７−２により圧延した場合フランジＡｆの幅は２ｍｍ大きくなり、５５０×１５２×１４／２５となってしまう。この場合、仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの６−２、７−２を適正な孔型深さを有するものに交換すればよいが、ロール保有数の増加やロール交換時間の増大により製造コストが上昇する。

そこで、このような場合は、エッジャー圧延機Ｅの水平ロール６−１、６−２の孔型深さを、厚みが異なる５５０×１５０×１４／２５の被圧延材Ａに合わせた寸法に設定しておくことにより、仕上げユニバーサル圧延機ＵＦのロールを交換することなく、厚みが異なる２サイズを圧延することができる。つまり、この場合には、粗ユニバーサル圧延機ＵＲと仕上げユニバーサル圧延機ＵＦとにより５５０×１５２×１４／２５の近くの寸法まで圧延しておき、次いで、粗ユニバーサル圧延機ＵＲとエッジャー圧延機Ｅとを用いて目標の５５０×１５０×１４／２５の寸法へ仕上げ圧延を行う。

ところで、一般的に、エッジャー圧延機Ｅはロール長さが２ｍ以上あるので、一組のロールに数種類の孔型を刻設することができる。図５は、本実施の形態で用いることができる、エッジャー圧延機Ｅの他の形状例を示す説明図である。本実施の形態におけるエッジャー圧延機Ｅのロール幅は２．５ｍであるので、図５に示すように、上ロール６−３、下ロール７−３の一方側（紙面左側）から順に、５５０×１５０×１２／２１用孔型ｋａｌ．１、５５０×１５０×１４／２５用孔型ｋａｌ．２、５５０×１５０×１６／２８用孔型ｋａｌ．３が順次刻設される。

そして、５５０×１５０×１２／２１用孔型ｋａｌ．１を用いた圧延が終了すると、エッジャー圧延機Ｅを使用して５５０×１５０×１４／２５用孔型ｋａｌ．２を用いた圧延を行う。次いで、５５０×１５０×１６／２８用孔型ｋａｌ．３を用いた圧延を行う場合、台車でエッジャー圧延機Ｅを約７００ｍｍ移動させ、エッジャー圧延機Ｅのロール孔型を５５０×１５０×１６／２８用孔型ｋａｌ．３とし、かつ、粗ユニバーサル圧延機ＵＲ及び仕上げユニバーサル圧延機ＵＦそれぞれのパスセンターに一致させればよい。このスタンドの移動は１０分間程度で行うことができる。

また、被圧延材ＡのウェブＡｗの位置を、フランジＡｆの中央から幅方向左右にずらして配置させる場合、例えば５５０×１５０×１２／２１の場合にウェブＡｗの中心位置がフランジＡｆの先端から７５ｍｍであればフランジＡｆの中央であるが、５０ｍｍであればウェブＡｗは２５ｍｍ一方にずれる。

このような非対称のＴ形鋼を圧延する場合は、粗ユニバーサル圧延機ＵＲについては対称形の場合と同じでよい。そして、仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの上下の水平ロ−ル６−２、７−２の孔型を、図６に例示するように上下方向に所定距離だけずらして配置すればよい。

なお、以上に説明した圧延を行うことにより、被圧延材Ａの温度は順次低下するが、このときの圧延終了温度が９８０℃以下７００℃以上の温度域となるように圧延を行うことが好ましい。圧延終了温度が９８０℃を超えると、所望の衝撃特性を確保することが困難になり易い。また、圧延終了温度が７００℃未満であると、鋼の変形抵抗が上昇し、目標の形状に仕上げることが難しくなる。同様の観点から圧延終了温度の上限は８８０℃であることが望ましい。

熱間圧延終了後には、制御冷却によりＴ形鋼の強度を増加させることも可能である。制御冷却は、９８０℃以下６５０℃以上の温度域から開始することが好ましい。制御冷却の開始温度が９８０℃を超えると所望の衝撃特性を確保することが困難になり易い。一方、制御冷却の開始温度が６５０℃よりも低いと所望の強度増加を得ることが困難になり易い。同様の観点から、制御冷却の開始温度の上限は８８０℃であることが望ましく、下限は７００℃であることが望ましい。

制御冷却の開始温度から終了温度までの鋼の平均冷却速度は１℃／秒以上２０℃／秒以下であることが望ましい。冷却速度が２０℃／秒を超えると、部位による機械的性質のばらつきが大きくなることがあり、一方、冷却速度が１℃／秒を下回ると、所望の強度増加を得ることが困難になることがある。同様の観点から、冷却速度の上限は１０℃／秒であることが望ましい。

さらに、制御冷却の停止温度は、７５０℃以下２００℃以上の温度域とすることが望ましい。制御冷却の停止温度が７５０℃を超えると、所望の強度増加を得ることが困難になる。また、制御冷却の停止温度が２００℃よりも低いと、鋼中の水素の大気中への拡散が不十分となってＴ形鋼の超音波欠陥が生じ易くなる。同様の観点から、制御冷却の停止温度の上限は６００℃であることが望ましく、下限は４００℃であることが望ましい。

以上説明したように、実施の形態１によれば、第１のユニバーサル圧延機である粗ユニバーサル圧延機ＵＲを用いてＴ形鋼の粗形鋼片のウェブ、及びフランジそれぞれの厚み圧下を行った後に、特定形状（図４に示す形状）の水平ロール及び竪ロールを備える第２のユニバーサル圧延機である仕上げユニバーサル圧延機ＵＦを用いてフランジ幅圧下及びウェブ高さ圧下を行うことによって、ウェブ高さ３５０ｍｍ以上、フランジ幅２００ｍｍ以下の圧延Ｔ形鋼を、熱間圧延により直接的に製造することができる。

また、実施の形態１によれば、熱間圧延Ｔ形鋼を直接造形するため、従来のようなユニバーサル圧延機によりＨ形鋼を圧延した後にウェブを長手方向に切断する工程を省略でき、Ｈ形鋼を切断して製造するために制約を受けていた製品寸法も拡大できる。さらに、上述した図１１（ｂ）に示すようにフランジの造形が片側だけでよいため、従来のＨ形鋼の圧延ではフランジを造形していたフランジ部とは反対側の部分にまでウェブを拡大すること、すなわち製造可能な製品ウェブ高さを粗ユニバーサル圧延機及び仕上げユニバーサル圧延機の最大水平ロール幅まで拡大することができ、同一の圧延機を用いて製造可能な製品のウェブ高さを、拡大することができる。

また、実施の形態１により製造される熱間圧延Ｔ形鋼は、大寸法のＴ形鋼であるにもかかわらず溶接部を有さないことから、船体補強部材に要求される高い強度・剛性と優れた耐食性とをともに高い次元で兼ね備えており、船体補強部材として極めて優れた性能を有する。

また、実施の形態１では、第２のユニバーサル圧延機である仕上ユニバーサル圧延機ＵＦあるいはエッジャー圧延機Ｅを用いてフランジ幅圧下を行う際に、仕上ユニバーサル圧延機の水平ロールを孔型化することにより圧延工程においてフランジの面取り加工ができるので、塗膜の密着性を高めたり、溶接性を向上するために施されていたフランジ専用の面取り加工を省略でき、製造コストを低減できる。

このようにして、本実施の形態によれば、従来の溶接Ｔ形鋼に比較して、溶接部の破壊、溶接部の耐食性の低下、さらには製造コストの上昇をいずれも抑制でき、特に船体補強部材として好適な熱間圧延Ｔ形鋼を提供することができる。

なお、以上の説明では、第２のユニバーサル圧延機が仕上ユニバーサル圧延機ＵＦである場合を例にとったが、これに限定されるものではなく、例えば、第２のユニバーサル圧延機を粗ユニバーサル圧延機ＵＲ２とし、仕上ユニバーサル圧延機ＵＦを下流側に別に設けるようにしてもよい。
（実施の形態２）
次に、本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼を好ましいＴ形鋼の製造方法とともに、添付図面を参照しながら説明する。

本実施の形態では、圧延素材であるブルームに対して粗圧延を行ってＴ形鋼の粗形鋼片を造形し、この粗形鋼片に対して中間圧延を行ってＴ形鋼を造形し、さらに仕上げ圧延を行うものであるので、以下、粗圧延、中間圧延及び仕上げ圧延について順次説明する。

なお、ブルームの組成、圧延を行うに際してのブルームの加熱温度、圧延終了温度等については、上述した実施の形態１と同様であるので、以下説明を省略する。
（粗圧延）
図７は、本実施の形態で用いる、既存のＨ形鋼の圧延工程１０を模式的に示す説明図である。

同図に示すように、粗圧延機ＢＤにより、圧延素材である連続鋳造ブル−ム（図示しない。本例では１０００×２５０ｍｍ）を、図示しない加熱炉に装入して１２５０℃まで加熱して均熱する。次に、加熱炉から抽出してから、３個のボックス孔型Ｋ−１、Ｋ−２、Ｋ−３（図示しない）と２個の造形孔型Ｋ−４、Ｋ−５（図示しない）とが刻設された上下のロールを備える粗圧延機ＢＤを用いて、表２に示すパススケジュ−ルで複数パスの往復圧延による粗圧延を行って、Ｔ形鋼（本例では５００×１５０シリーズ）の粗形鋼片１１を造形する。

なお、表２のウェブ厚ならびに材料幅は、各パスにおける圧延終了後の材料の冷間寸法（熱間圧延終了後、常温まで冷却した後の寸法）により示す。

この粗圧延では、表２に示すように、圧延素材であるブル−ムは、ボックス孔型Ｋ−１により幅方向へ１０００ｍｍから５７５ｍｍまで約４２５ｍｍ圧下される。次いで、圧延パス間で被圧延材を９０度転回し、造形孔型（Ｋ−４、Ｋ−５）による造形圧延ならびにボックス孔型（Ｋ−１、Ｋ−２、Ｋ−３）によるウェブ高さ方向のエッジング圧延を繰り返すことによりＴ形鋼の粗形鋼片１１に造形される。

本実施の形態では、このようにして、粗圧延によりブルームがＴ形鋼の粗形鋼片１１に造形される。
（中間圧延）
このようにして造形されたＴ形鋼の粗形鋼片１１は、粗ユニバーサル圧延機ＵＲ及びエッジャー圧延機Ｅからなる中間圧延機に送られて、中間圧延が行われる。

図８（ａ）には粗ユニバーサル圧延機ＵＲのロール形状を示し、図８（ｂ）にはエッジャー圧延機Ｅのロール形状を示す。
図８（ａ）に示すように、粗ユニバーサル圧延機ＵＲの上水平ロ−ル１２ａ、下水平ロール１２ｂ及び左竪ロ−ル１３ａ、右竪ロール１３ｂのフランジ圧下部の角度θ_１、及びエッジャ−圧延機Ｅの上ロール１４ａ、下ロール１４ｂのフランジ内面の角度θ_２は、いずれも０度以上５度以下であることが望ましく、粗ユニバーサル圧延機ＵＲのウェブ先端を圧下する竪ロール１３ｂはフラットな形状であることが望ましい。

また、粗ユニバーサル圧延機ＵＲにおける上水平ロ−ル１２ａ、下水平ロール１２ｂの側面と粗形鋼片１１のウェブの先端を圧下する竪ロ−ル１３ｂとの隙間の距離ｄは、圧延におけるウェブの高さの広がりとウェブの先端を圧下したときのウェブの先端の座屈防止とを考慮して、５ｍｍ以上３０ｍｍ以下程度とすることが望ましい。

一方、エッジャー圧延機Ｅのエッジャー深さ（図８（ｂ）におけるフランジ深さ）は、シリーズ中最もウェブ厚が厚いサイズのフランジ深さを基準に設定することが望ましく、５００×１５０シリーズについて５００×１５０×１０×２０と、５００×１５０×１５×２５を製造する場合には、５００×１５０×１５×２５のフランジ深さ６７．５ｍｍを基準としてエッジャー圧延機Ｅのエッジャー深さは、６５ｍｍとすることが例示される。

そして、Ｔ形鋼の粗形鋼片１１に対して、近接して配置される粗ユニバーサル圧延機ＵＲとエッジャー圧延機Ｅとからなる中間圧延機群を少なくとも１組以上用いる往復圧延により、粗ユニバーサル圧延機ＵＦではウェブ及びフランジの厚み圧下とウェブの高さ調整とを行うとともに、エッジャー圧延機Ｅではフランジの幅とウェブの端部の厚み圧下とを行う中間圧延を行う。

通常、非対称形状の形鋼の圧延時には、断面内の厚み圧下が不均一となり圧延方向の延伸差が生じることにより、圧延機の出側で曲がりを生じる。しかし、本例では、Ｔ形鋼の粗形鋼片１１の圧延に粗ユニバーサル圧延機ＵＲを用いるので、ウェブの厚みの圧下率と、フランジの厚み圧下率とを、上下の水平ロール１２ａ、１２ｂの開度及び左右の竪ロール１３ａ、１３ｂの開度を、各部の圧延方向の延伸率が略等しくなる値にそれぞれ独自に設定することができる。これにより、被圧延材である粗形鋼片１１の曲がりを防止することができる。

さらに、エッジャー圧延機Ｅの上下のロール１４ａ，１４ｂや後述する仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの左右の竪ロール１６ａ、１６ｂに孔型を付与することにより、中間圧延工程及び仕上げ圧延工程において、フランジの先端及びウェブの先端に圧延時に面取り加工を施すことができる。つまり、図９（ａ）に示すように、エッジャー圧延機Ｅの上下のロール１４ａ、１４ｂのフランジ先端圧下部分に面取り加工用の孔型１７ａ、１７ｂを付与すること、又は、図９（ｂ）に示すように、仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの左右の竪ロール１６ａ、１６ｂのロール胴長方向の略中央部に面取り加工用の孔型１８ａ、１８ｂを付与することにより、中間圧延又は仕上げ圧延の際にフランジ先端及びウェブ先端の面取り加工を行うことができる。

本実施の形態では、このようにして、中間圧延により粗形鋼片からＴ形鋼を直接熱間圧延による造形する。
（仕上げ圧延）
図７、さらには仕上げユニバーサル圧延機ＵＦのロ−ル形状を示す図８（ｃ）及び図９（ｂ）に示すように、中間圧延を終えて造形されたＴ形鋼に、望ましくは、ロール幅が変更可能な上下の水平ロール１５ａ、１５ｂを有する仕上げユニバーサル圧延機ＵＦを用いて、フランジの厚み、ウェブの厚み又はウェブの高さのうち少なくとも一つの寸法調整を行って、フランジの成形及びウェブの高さの仕上げを行う。

仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの上下の水平ロール１５ａ、１５ｂに、ロール幅が変更可能なロールを使用することが望ましいのは、圧延する製品のフランジ厚に応じてロール幅を変更して圧延することが可能になるからである。

仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの上下の水平ロ−ル１５ａ、１５ｂ及び左右の竪ロ−ル１６ａ、１６ｂの角度は、０〜０．３度であることが望ましく、粗ユニバーサル圧延機ＵＲ及び仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの各ロ−ル１２ａ、１２ｂ、１３ａ、１３ｂ、１５ａ、１５ｂ、１６ａ、１６ｂに摩耗が少ない材質を選択することにより、上下の水平ロ−ル１５ａ、１５ｂ及び左右の竪ロ−ル１６ａ、１６ｂの傾斜角度をいずれも０度に設定することが望ましい。

ロール幅が変更可能な水平ロール１５ａ、１５ｂを有する仕上げユニバーサル圧延機ＵＦを用いてフランジ成形及びウェブ高さの寸法の仕上げを行うことにより、フランジ厚みに関係なくウェブ高さが一定である圧延Ｔ形鋼１９を製造する際に、ウェブの先端部の板厚及び直角度に関する寸法精度を向上させることができる。

仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの上下の水平ロール１５ａ、１５ｂの幅を製品のウェブ高さに対する基準幅よりも広く設定すると、ウェブの先端が右竪ロール１６ｂにより圧下されないために圧延方向について製品のウェブ高さの寸法がばらつく。一方、上下の水平ロール１５ａ、１５ｂの幅を製品のウェブ高さに対する基準幅よりも狭く設定すると、ウェブの先端の水平ロールにより圧下されない部分に板厚の増加が発生する。これに対し、上下の水平ロール１５ａ、１５ｂの幅を製品のウェブ高さに対する基準幅に設定すれば、ウェブの先端は上下の水平ロール１５ａ、１５ｂ及び左右の竪ロール１６ａ、１６ｂにより圧下されており、目標の製品寸法が得られる。

本実施の形態では、エッジャー圧延機Ｅの上下のロール１４ａ、１４ｂに孔型１７ａ、１７ｂを付与してフランジの先端の面取り加工を行うこととしたが、孔型１７ａ、１７ｂを付与することにより粗ユニバーサル圧延機ＵＲでの往復圧延時のフランジの内面側の先端部の圧下が少なくなり、表面に線状の肌荒れが発生し易くなる。そこで、図８（ｂ）に示すような通常のロールを有するエッジャー圧延機Ｅの後段にフランジ先端面取り加工専用のエッジャーミルＥ’（図示しない）をもう一基配置しておき、粗ユニバーサル圧延機ＵＲでの往復圧延を終了した後に、エッジャーミルＥ’によりフランジの先端の面取り加工を行うことにより、線状の肌荒れもなく良好な面取り加工を施すことができる。

さらに別の方法として、仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの左右の竪ロール１６ａ、１６ｂに孔型１８ａ、１８ｂを設けてフランジの先端及びウェブ先端の面取り加工を行うことにより、線状の肌荒れもなく良好な面取り加工を施すことができる。

このようにして、本実施の形態によれば、Ｔ形鋼の粗形鋼片１１に対して、第１のユニバーサル圧延機である粗ユニバーサル圧延機ＵＲを用いる複数パスの中間圧延を行ってＴ形鋼を造形し、さらに第２のユニバーサル圧延機である仕上げユニバーサル圧延機ＵＦを用いる軽圧下の仕上げ圧延を行う。このため、所望の寸法の熱間圧延Ｔ形鋼１９を、ブルームから熱間圧延により直接的に製造することができる。

また、本実施の形態によれば、熱間圧延Ｔ形鋼１９を直接造形するため、従来のようなユニバーサル圧延機によりＨ形鋼を圧延した後にウェブを長手方向に切断する工程を省略でき、Ｈ形鋼を切断して製造するために制約を受けていた製品寸法も拡大できる。さらに、上述した図１１（ｂ）に示すようにフランジの造形が片側だけでよいため、従来のＨ形鋼の圧延ではフランジを造形していたフランジ部とは反対側の部分にまでウェブを拡大すること、すなわち製造可能な製品ウェブ高さを粗ユニバーサル圧延機及び仕上げユニバーサル圧延機の最大水平ロール幅まで拡大することができ、同一の圧延機を用いて製造可能な製品のウェブ高さを、拡大することができる。

また、本実施の形態によれば、この本発明に係る熱間圧延Ｔ形鋼は、大寸法のＴ形鋼であるにもかかわらず溶接部を有さない。このため、船体補強部材と要求される高い強度・剛性と優れた耐食性とをともに高い次元で兼ね備えており、船体補強部材として極めて優れた性能を有する。

また、本実施の形態により、エッジャロール及び仕上げユニバーサル圧延機の竪ロールに孔型を付与することにより圧延工程においてフランジ及びウェブ先端の面取り加工ができる。このため、塗装のノリをよくしたり、溶接性をよくするために施されていたフランジ及びウェブ先端の専用の面取り加工を省略でき、製造コストを低減できる。

さらに、本実施の形態により、ロール幅が変更可能な水平ロールを有する仕上げユニバーサル圧延機を用いてフランジ成形及びウェブ高さ寸法の調整を行う。このため、フランジ厚に関係なくウェブ高さの寸法精度を確保することができる。

このようにして、本実施の形態によれば、従来の溶接Ｔ形鋼に比較して、溶接部の破壊、溶接部の耐食性の低下、さらには製造コストの上昇をいずれも抑制でき、特に船体補強部材用熱間圧延Ｔ形鋼を提供することができる。

なお、以上の説明では粗ユニバーサル圧延機ＵＲ及びエッジャー圧延機Ｅ各々１基からなる中間圧延工程を例にとったが、粗ユニバーサル圧延機ＵＲ及びエッジャー圧延機Ｅ各々１基からなる中間圧延機群を複数設けるようにしてもよい。

さらに、本発明を実施例とともに詳細に説明する。本発明の熱間圧延Ｔ形鋼は、その配列がＢＤ−ＵＲ／Ｅ／ＵＦであるミル配列を用いて製造した。対象となる製品サイズ（５５０×１５０×１２／２１と５５０×１５０×１４／２５のＴ形鋼）について説明する。

表３には、熱間圧延Ｔ形鋼の製造に用いた、連続鋳造によって製造されたブル−ム（８００×２５０ｍｍ）の組成を示す。表３に示す組成を有するブルームを加熱炉で１２５０℃まで加熱及び均熱する。そして、加熱炉から抽出した後に粗圧延に供する。

粗圧延機ＢＤは１個のボックス孔型Ｋ−１（図示しない）と３個の造形孔型Ｋ−２，３，４（図示しない）を有する。粗圧延機ＢＤにおけるパススケジュールを表４に示す。素材のブルームは、ボックス孔型Ｋ−１で幅方向に８００ｍｍから６４０ｍｍまで約１６０ｍｍ圧下される。なお、表４のウェブ厚さならびに材料幅は、各パスにおける圧延終了後の材料の冷間寸法（熱間圧延終了後、常温まで冷却した後の寸法）により示す。

次いで材料は９０度回転され、造形孔型Ｋ−２でビームブランクに造形され、造形孔型Ｋ−３，４で一方のフランジ部が圧下され、Ｔ形鋼の粗形鋼片が造形される。

次いで、圧延材はＵＲ／Ｅ／ＵＦタンデム圧延機群に移送される。
第１のユニバーサル圧延機である粗ユニバーサル圧延機ＵＲのロール形状は図２に示す通りであり、上下の水平ロール６、７、左右の竪ロール８、９のフランジ相当部の角度は０度とした。

一方、図３に示すように、エッジャー圧延機Ｅの上下のロール６−１、７−１により構成されるロール孔型は、５５０×１５０×１４／２５用の孔型である。さらに、第２のユニバーサル圧延機である仕上げユニバーサル圧延機ＵＦのロール形状は図４に示す通りであり、上下の水平ロール６−２、７−２、左右の竪ロール８−２、９−２の角度は０度とした。

最終前パスにおける仕上げユニバーサル圧延機ＵＦの水平ロール６−２、７−２の側面とウェブ幅を圧下する竪ロール９−２との間隔は、圧延におけるウェブ幅の広がりを考慮して適宜調整した。

９パスの往復圧延を行い、その後冷却することにより、目的とする５５０×１５０×１２／２１のＴ形鋼を製造することができる。そのときのユニバーサル圧延機群ＵＲ，ＵＦのパススケジュールを表５に示す。また、仕上圧延温度およびその後の冷却方法を表６に示す。ここで、形鋼Ｎｏ．７、８のみ加速冷却で冷却を行った。このときのフランジの幅方向１／４の冷却速度を表７に示す。表７で、７００／６００℃の欄は７００℃から６００℃までの平均冷却速度を示し、７００／５００℃の欄は７００℃から５００℃までの平均冷却速度を示す。

なお、表５におけるウェブ厚さ、フランジ厚さ、フランジ幅ならびにウェブ高さは、各々図１０に示すＴ形鋼のｔｗ、ｔｈ、Ｂ、Ｈに相当する寸法を表し、各パスにおける圧延終了後のＴ形鋼の冷間寸法（熱間圧延終了後、常温まで冷却した後の寸法）により示す。

また、５５０×１５０×１４／２５のＴ形鋼についても圧延して製造した。最終前の８パス目においてエッジャー圧延機Ｅでフランジ幅を２ｍｍ圧下する。そして、９パス目の粗ユニバーサル圧延機ＵＲで、目標の５５０×１５０×１４／２５に圧延する。そのときのユニバーサル圧延機群ＵＲ、ＵＦ及びエッジャー圧延機Ｅのパススケジュールを表８に示す。

また、仕上圧延温度およびその後の冷却方法を表６（形鋼Ｎｏ．偶数番）に示す。ここで、形鋼Ｎｏ．８のみ加速冷却で冷却を行った。このときの冷却速度は表７に示すとおりである。以上示した以外についての製造条件等は、上述の５５０×１５０×１２／２１のＴ形鋼と同じである。

なお、以上の実施例の説明では、５５０×１５０シリーズのＴ形鋼の圧延について例示したが、ウェブ高さが５５０ｍｍを除く３５０ｍｍ以上のＴ形鋼、あるいはフランジ幅が１００ｍｍや２００ｍｍのＴ形鋼についても本実施例の製造方法を同様に適用できる。

以上のようにして作成した鋼板の強度や靱性を調査するため、製造したＴ形鋼のフランジの幅方向１／４の厚さ１／２の部位から圧延方向（鋼板の長さ方向）と平行に、丸棒引張試験片（平行部の直径が８．５ｍｍ、平行部の長さが５０ｍｍ）を採取し、引張試験を実施した。

引張試験は室温で行い、降伏強度（ＹＳ。ただし、０．２％耐力）、引張強さ（ＴＳ）、伸び（Ｅｌ。ただし、全伸び）を測定した。
また、同部位より圧延方向と平行にＪＩＳ Ｚ ２２４２（２００５）に記載のＶノッチ試験片を採取してシャルピー衝撃試験を行い、延性−脆性破面遷移温度（ｖＴｓ）と０℃、−４０℃での吸収エネルギー（ｖＥ０、ｖＥ−４０）を測定した。

表９に、上記の各試験結果を示す。

表９において、化学組成が本発明で規定する条件を満たす本発明例の形鋼Ｎｏ．１〜３４の形鋼は、所望の引張特性を有していることに加えて、ｖＴｓが−４０℃以下という良好な靱性を有している。

これに対して、比較例の形鋼Ｎｏ．３５、３６の形鋼は、靱性に劣っている。

第１の実施の形態によりＴ形鋼を圧延により製造する工程の一例を模式的に示す説明図である。 粗ユニバーサル圧延機により粗形鋼片である被圧延材の圧延を行う状況を示す説明図である。 ２重式のエッジャー圧延機より構成される孔型形状を模式的に示す説明図である。 仕上げユニバーサル圧延機により構成される孔型形状を模式的に示す説明図である。 実施の形態１で用いることができるエッジャー圧延機の他の形状例を示す説明図である。 水平ロ−ルを上下方向にずらして配置した仕上げユニバーサル圧延機により構成される孔型形状を模式的に示す説明図である。 実施の形態２で用いる、既存のＨ形鋼の圧延工程１０を模式的に示す説明図である。 図８（ａ）は、粗ユニバーサル圧延機のロール形状を示す説明図であり、図８（ｂ）は、エッジャー圧延機のロール形状を示す説明図であり、さらに、図８（ｃ）は、仕上げユニバーサル圧延機のロ−ル形状を示す説明図である。 図９（ａ）は、エッジャー圧延機のロールのフランジ先端圧下部分に設けられた面取り加工用の孔型を示す説明図であり、図９（ｂ）は、仕上げユニバーサル圧延機の竪ロールのロール胴長方向の略中央部に設けられた面取り加工用の孔型を示す説明図である。 Ｔ形鋼（フランジ幅Ｂ、ウェブ高さＨ、フランジ厚みｔ_ｈ及びウェブ厚みｔ_ｗ）の横断面形状を示す説明図である。 図１１（ａ）は、特許文献２、３により開示された発明により製造可能な圧延Ｈ形鋼のうちでウェブ高さが最大な圧延Ｈ形鋼の横断面形状を示す説明図であり、図１１（ｂ）は、ウェブ高さが５００ｍｍ以上である大寸法の船体補強部材用Ｔ形鋼の一例の横断面形状を示す説明図である。

符号の説明

１ Ｔ形鋼
１−１ 圧延Ｔ形鋼
１−２ 船体補強部材用Ｔ形鋼
２ 圧延Ｈ形鋼
３ ウェブ
４ 幅可変の水平ロール
５ 竪ロール
６ 上水平ロール
６ａ 側面
６−１ 上ロール
６−２ 上水平ロール
６−２ａ 小径部
６−２ｂ 大径部
６−３ 上ロール
７ 下水平ロール
７ａ 側面
７−１ 下ロール
７−２ 下水平ロール
７−２ａ 小径部
７−２ｂ 大径部
７−３ 下ロール
８ 左竪ロール
８−２ 左竪ロール
８−２ａ 小径部
８−２ｂ 大径部
９ 右竪ロール
９ａ 外周面
９−２ 右竪ロール
１０ 実施の形態２で用いる既存のＨ形鋼の圧延工程
１１ Ｔ形鋼の粗形鋼片
１２ａ 上水平ロ−ル
１２ｂ 下水平ロ−ル
１３ａ 左竪ロ−ル
１３ｂ 右竪ロ−ル
１４ａ 上ロール
１４ｂ 下ロール
１５ａ 上水平ロ−ル
１５ｂ 下水平ロ−ル
１６ａ 左竪ロール
１６ｂ 右竪ロール
１７ａ、１７ｂ 面取り加工用の孔型
１８ａ、１８ｂ 面取り加工用の孔型
１９ 圧延Ｔ形鋼
Ａ 圧延材
Ａｆ フランジ
Ａｗ ウェブ
ＢＤ 粗圧延機（ブレイクダウンミル）
ＵＲ 粗ユニバーサル圧延機
Ｅ エッジャー圧延機
ＵＦ 仕上げユニバーサル圧延機
ｋａｌ．１〜ｋａｌ．３ 孔型

Claims (7)

1. 質量％で、Ｃ：０．０１〜０．２％、Ｓｉ：０．００１〜１％、Ｍｎ：０．１〜３％、Ａｌ：０．００１〜０．２％、残部Ｆｅ及び不純物からなり、不純物としてＰ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下を含むとともに、下記（１）式により規定されるＰｃｍの値が０．２３％以下である鋼組成を有し、かつ、ウェブの先端面が圧延ロールによる圧下をされた面取り加工された圧延面であることを特徴とする熱間圧延Ｔ形鋼。
   Ｐｃｍ＝Ｃ＋（Ｓｉ／３０）＋（Ｍｎ／２０）＋（Ｃｕ／２０）＋（Ｎｉ／６０）＋（Ｃｒ／２０）＋（Ｍｏ／１５）＋（Ｖ／１０）＋５Ｂ ・・・・・・・（１）
   ただし、（１）式における各元素記号は当該元素の含有量（質量％）を意味する。
2. さらに、質量％で、Ｃｕ：２％以下、Ｎｉ：４％以下、Ｃｒ：２％以下、Ｍｏ：２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｂ：０．１％以下又はＢ：０．００４％以下のうち１種又は２種以上を含有することを特徴とする請求項１に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。
3. さらに、質量％で、Ｔｉ：０．１％以下を含有することを特徴とする請求項１又は請求項２に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。
4. さらに、質量％で、Ｎ：０．０１２％以下を含有することを特徴とする請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。
5. 前記ウェブの高さが３５０ｍｍ以上であるとともにフランジの幅が２００ｍｍ以下である、請求項１から請求項４までのいずれか１項に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。
6. 前記フランジの先端部が、圧延ままの、半径が２〜６ｍｍの円弧形状部又は２〜６Ｃの面取り部を有する請求項１から請求項５までのいずれか１項に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。
7. 前記ウェブが前記フランジの中央より該フランジの幅方向にずれて配置される請求項１から請求項６までのいずれか１項に記載された熱間圧延Ｔ形鋼。

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