JP5024099B2

JP5024099B2 - 熱間スラブの幅圧下用金型および幅圧下方法

Info

Publication number: JP5024099B2
Application number: JP2008031403A
Authority: JP
Inventors: 勝三宅; 拓郎矢崎; 敏樹蛭田
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2008-02-13
Filing date: 2008-02-13
Publication date: 2012-09-12
Anticipated expiration: 2028-02-13
Also published as: JP2009190048A

Description

本発明は、幅プレス装置（幅圧下装置）による熱間スラブの幅圧下において、スリップを防止して安定的に幅圧下を可能とする熱間スラブの幅圧下用金型および幅圧下方法に関するものである。

熱間スラブの幅変更手段として、連続鋳造プロセスにて製造されたスラブを温度が低下しないうちに、あるいは一旦温度が低下した後に加熱炉に投入して所定の温度まで加熱した状態にて、該熱間スラブの板幅方向に相対峙して設置された１対の金型にて熱間スラブを板幅方向に間欠的に圧下する板幅プレス装置が用いられている。

この板幅プレス装置による幅圧下では、通常、９００〜２０００ｍｍ程度の幅の熱間スラブに対して最大３００〜３５０ｍｍ程度の幅圧下が行われており、連続鋳造にて同一幅に鋳造されたスラブより異なる幅の鋼板製品の製造を可能としている。これにより、連続鋳造プロセスでの幅変更回数の低減、熱間圧延プロセスでのスケジュールフリー圧延の拡大、コイル単重の増大など、鋼板製造プロセスの生産性向上や合理化に大きく寄与しており、そのメリットは板幅プレス装置による幅圧下能力が大きいほど拡大する。

しかしながら、従来の傾斜部が１段しかない金型（以後この金型を平金型とよぶ）にて幅圧下量を増大させていくと、当該パスでは前パスにて金型傾斜部で圧下されたスラブ傾斜面と金型傾斜部から接触が開始されるようになることから、摩擦係数が小さい条件では圧下時にスラブがスリップする現象が発生し、従来の幅圧下用金型および幅圧下方法では熱間スラブの幅圧下量をあまり大きくできないという問題点があった。なお、金型とスラブの間の摩擦係数は鋼種や加熱温度による酸化スケールの状態や金型表面の状態に大きく左右されることから、スリップを防止する目的にて定常的に摩擦係数を高く維持することは困難である。

このことから、金型形状や送りピッチの設定によって大幅圧下時のスリップを防止する方法が提案されている（例えば、特許文献１、２参照）。

すなわち、特許文献１では、下式を満たすように送りピッチＰあるいは金型の傾斜角αを設定することを特徴としている。

Ｐ＞ΔＷ／（２・ｔａｎα）
ここで、ΔＷは片側の金型による幅圧下量（ｍｍ）である。通常、板幅プレス装置による幅圧下では、傾斜部の傾斜角αが１２°程度であり、例えば幅圧下量を３００ｍｍとすると、上式による設定では送りピッチＰは７０６ｍｍ以上となり、本条件では金型平行部がスラブ側面の未圧下部と接触を開始することから、幅圧下開始時にスリップが発生することはない。

また、特許文献１では、金型傾斜部の途中に中間平行部（第２の平行部）を形成して、金型傾斜部を第１の傾斜部と第２の傾斜部に分け、当該パスでは、前パスにてこの第２の平行部にて圧下された部分と金型平行部（第１の平行部）が接触を開始するように金型形状と送りピッチを設定することにより、幅圧下時のスリップを防止する方法が開示されている。以後、第１の傾斜部と第２の傾斜部を有する金型形状を２段金型とよぶ。

そして、特許文献２では、同様にスリップ防止の観点から用いる２段金型の形状に関して、幅圧下荷重の観点から下死点における金型と材料の接触長さを所定長さ以下に規定する方法が提案されている。
特開平９−２５３７８０号公報特開２００７−２２２８９４号公報

しかしながら、前記した幅圧下時のスリップ防止に関する従来技術（特許文献１、２）では、幅圧下時の通板安定性等の観点から大きな問題点を有していた。

まず、特許文献１に開示されている送りピッチを調整する技術では、例えば金型傾斜角度αを１２°、幅圧下量Ｗを３００ｍｍとすると、送りピッチＰを７０６ｍｍ以上としなければならず、通常３５０〜４００ｍｍに設定されている送りピッチの２倍程度となってしまうことから幅圧下荷重の大幅な増大が避けられない。このことから、幅圧下量が制限されてしまい、前記した大幅圧下によってえられるメリットの縮小が避けられない。

また、従来技術による２段金型では、理想的な幅圧下条件が満たされた状態ではスリップ防止に大きな効果を有するが、幅圧下にて生ずるドッグボーン高さが長手方向に不均一となりやすく、送りピッチの周期にて長手方向に凹凸形状を形成することから、凹凸形態のドッグボーンがピンチロールや搬送ロールに突っかかり、所定のピッチのパス間送りが困難となることによってスリップを引き起こす原因となっている。このことを説明するため、図８、図９に、長手方向のドッグボーンの凹凸部の断面形状を模式的に示す。なお、凸部ドッグボーン高さＨ１と凹部ドッグボーン高さＨ２との差を以後はドッグボーン凹凸量とよぶ。通常、図１０に示すように、幅プレス装置では幅圧下を行う金型１０の前後位置に上下のピンチロール７、７’、８、８’と、入出側搬送ロール５、６とを具備しており、圧下パス間でのスラブ１１の搬送に使用されている。ピンチロールの形式として、上下の駆動ピンチロールにてスラブを狭圧してドッグボーンを軽圧下しながら所定の送りピッチの間欠運動をする形式、また上ピンチロールは非駆動とし、駆動ロールである下ピンチロールにスラブを押し付けて摩擦力を確保してスラブのパス間送りを行う形式のものがある。いずれの形式のピンチロール装置においても、ドッグボーンが大きくなると、搬送中にドッグボーンがピンチロール８、８’へ突っかかって進行不良となり、圧下パス間での所定の送りピッチの確保が困難となる。なお、図１０中の９、９’は、上下の座屈防止ロールである。

前記した従来技術では、図４に示すように、当該圧下パスでは前圧下パスにて中間平行部にて圧下された部分と金型平行部が接触を開始するように金型形状と送りピッチを設定することにより幅圧下時のスリップを防止するものであるが、進行不良により送りピッチが所定の値より小さくなった場合には、図５に示すように前圧下パスにて第１の傾斜部にて圧下された部分が、当該圧下パスにおいても同じく第１の傾斜部と接触を開始するようになる。そうすると、２段金型でのスリップ防止効果を発揮することできないという問題点を有している。

本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、幅プレス装置（幅圧下装置）による熱間スラブの幅圧下において、スリップを防止して安定的に幅圧下を可能とする熱間スラブの幅圧下用金型および幅圧下方法を提供することを目的とするものである。

上記課題を解決するため、本発明者らは幅プレス装置でのスリップを防止するための金型形状と幅圧下条件について鋭意検討を重ねた結果、２段金型によるドッグボーン凹凸に起因する通板性の悪化を改善するための金型形状と幅圧下条件を見出した。すなわち、後に詳述するように、２段金型によるドッグボーンの凹凸発生メカニズムは、当該圧下パスでは前圧下パスにて中間平行部（第２の平行部）で圧下された部分と金型平行部（第１の平行部）が接触を開始するように金型形状と送りピッチを設定してスリップを防止するという、従来技術での２段金型の基本思想自体に起因していることを知見した。

本発明はこれらの知見に基づきなされたもので、以下のような特徴を有する。

［１］熱間スラブの板幅方向に相対峙して設置され、熱間スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅圧下用金型であり、熱間スラブの進行方向出側の圧下面に熱間スラブ側面に平行な金型平行部を有し、この金型平行部に連続して熱間スラブの進行方向入側方向に向かって広がる第１の傾斜部と、第１の傾斜部の熱間スラブの進行方向入側端に連続して熱間スラブの側面に略平行な中間平行部と、中間平行部の熱間スラブ進行方向入側端に連続して熱間スラブの進行方向入側方向に向かって広がる第２の傾斜部を有し、第１の傾斜部の高さの２倍以上の幅圧下を行う際に、（１）式の関係を満たすように決定された金型形状であることを特徴とする熱間スラブの幅圧下用金型。

［２］第１の傾斜部がスラブの進行方向に対してなす角度が、第２の傾斜部がスラブの進行方向に対してなす角度より大きいことを特徴とする前記［１］に記載の熱間スラブの幅圧下用金型。

［３］第１の傾斜部の角度を一定として、（２）式の関係を満たすように決定された金型形状であることを特徴とする前記［１］または［２］に記載の熱間スラブの幅圧下用金型。

［４］前記［１］〜［３］のいずれかに記載の幅圧下用金型を用いて熱間スラブの幅圧下を行うことを特徴とする熱間スラブの幅圧下方法。

本発明においては、熱間スラブの幅圧下を行う際に、スリップを防止して安定的した幅圧下が可能となる。

以下、本発明の実施形態について説明する。

熱間スラブの幅圧下に用いられる２段金型は、一般的に図６に示すように進行方向出側の圧下面に熱間スラブ１１の側面に平行な金型平行部３（ａ点〜ｂ点）を有し、この金型平行部３に連続して熱間スラブ１１の進行方向入側方向に向かって傾斜角α_１で広がる第１の傾斜部１（ｂ点〜ｃ点）と、第１の傾斜部１の熱間スラブ１１の進行方向入側端に連続して熱間スラブ１１の側面に略平行な中間平行部４（ｃ点〜ｄ点）と、中間平行部４の熱間スラブ１１進行方向入側端に連続して熱間スラブ１１の進行方向入側方向に向かって傾斜角α_２で広がる第２の傾斜部２（ｄ点〜ｅ点）を有している。

そして、従来技術では、当該圧下パスでは金型平行部３を前圧下パスにて中間平行部４で圧下された面に当てることによりスラブ１１が進行方向にスリップすることを防止するものであるが、前述したように、この従来技術ではドッグボーンが長手方向に不均一な凹凸形状となるので、そのメカニズムについて詳しく説明する。

実際のスラブ１１内部の材料流れは複雑であるが、従来技術では図７に模式的に示すように、金型平行部３で圧下される領域Ａおよび中間平行部４で圧下される領域Ｃでは材料は圧下方向に流れるが、第１の傾斜部１で圧下される領域Ｂおよび第２の傾斜部２で圧下される領域Ｄでは材料はそれぞれ傾斜角α_１、α_２に略垂直方向に流れることとなる。したがって、領域Ａ、Ｃでは、材料は圧下方向だけに流れようとするが、領域Ｂ、Ｄでは長手方向にも流れることから、領域Ａ、Ｃの圧下方向の流れは領域Ｂ、Ｄにて若干拘束されることとなる。塑性変形では体積変化は起こらないことから、圧下方向の流れが拘束された場合には、その分の体積は進行方向と板厚方向に流れることとなるが、同様に変形部周囲の材料の拘束により進行方向には材料は流れにくいため、端部が自由表面である板厚方向に材料は大きく流れることとなる。すなわち、領域Ａ、Ｃでは領域Ｂ、Ｄに比べて板厚方向の流れが増加することにより、ドッグボーンの高さが高くなることが不可避である。それに加え、従来技術では当該圧下パスにて中間平行部４にて圧下された領域Ｃは、次の圧下パスにて金型平行部３で圧下されることとなるため、周囲に比べて更にドッグボーンが高くなるものである。すなわち、従来技術ではスリップを防止する目的にて金型１０とスラブ１１の平行部同士にて圧下を開始するように送りピッチｆ、第１の傾斜部角度α_１、第１の傾斜部高さｗ_１を決定していたものであるが、実はこの関係自体がドッグボーンの長手方向の凹凸を拡大する原因となっている。そして、この長手方向のドッグボーンの凹凸が搬送ロール６やピンチロール８、８’に突っかかることにより搬送不良を引き起こし、結果として、図５のような幅圧下形態となってしまうことから、進行方向のスリップを引き起こす大きな原因となっているものである。

本発明者等は、この２段金型による幅圧下での搬送不良を解決すべく鋭意検討を重ねた結果、送りピッチｆ、第１傾斜部１の傾斜角α_１、第１傾斜部１の高さｗ_１、中間平行部４の長さＬを（１）式を満たすように決定することが有効であることを見出した。

前述したごとく、２段金型を使用する場合には材料流れの観点から多少のドッグボーンの凹凸が生ずることは不可避であるが、従来技術では図７に示した領域Ａと領域Ｃ間の距離と送りピッチｆを同じに設定していたことから、より一層、長手方向のドッグボーンの凹凸量を増大させていたものである。このようなことから、本発明者等は領域Ａと領域Ｃ間の距離と送りピッチｆをずらすことにより、ドッグボーンの長手方向の凹凸を低減することを着想した。

図１は、本発明の一実施形態を示す図であり、この実施形態による幅圧下用２段金型２０にて幅圧下する際のその金型２０とスラブ１１の接触開始時点を表している。この実施形態では、前述の（１）式の関係を満たすことにより、当該圧下パスでは前圧下パスでの領域Ｄから圧下を開始させるものであり、従来技術の問題であったドッグボーンの長手方向の凹凸の低減が可能である。

更に、本発明者等はドッグボーンの凹凸量を低減するための条件として、第１傾斜部角度α_１を一定として第１傾斜部１の高さｗ_１と送りピッチｆを（２）式の関係を満たす範囲で設定することが非常に有効であることを見出した。

図２は有限要素法による計算結果であり、板厚２３５ｍｍ、板幅１５００ｍｍの熱間スラブを、前述の（１）式の関係を満たす２段金型２０にて３５０ｍｍの幅圧下を行った際の圧下条件とドッグボーン凹凸量との関係を示したものである。横軸は（２）式中の数式の値であり、α_１＝１７°、ｆ＝４００ｍｍの条件にてｗ_１を変更したものである（以後、（２）式中の数式を金型形状パラメータとよぶ）。また、縦軸は傾斜部が１段しかない平金型（傾斜角α＝１２°）による幅圧下時のドッグボーン凹凸量に対するこの実施形態による２段金型２０でのドッグボーン凹凸量の比率を示している（以後、この比率をドッグボーン凹凸係数とよぶ）。ドッグボーン凹凸係数は、金型形状パラメータが０．５程度より大きい範囲にて急激に増加していることから、（２）式に示すように、金型形状パラメータが０．５以下となるように金型形状と圧下条件を決定することが好適である。送りピッチｆが一定の場合、金型形状パラメータを小さくするためにはｗ_１を小さくする、すなわち金型形状が平金型に近づくことを意味しており、このことからドッグボーン凹凸量が小さくなるものである。

さて、（１）式の関係を満たす２段金型２０による幅圧下では、従来の２段金型によるスリップ防止の思想である金型１０とスラブ１１の平行部同士からの接触は成り立たないことを意味している。しかしながら、図１に示したこの実施形態による幅圧下用２段金型２０による幅圧下において、さらに、第１の傾斜部１がスラブ１１の進行方向に対してなす角度α_１が第２の傾斜部２がスラブ１１の進行方向に対してなす角度α_２より大きくしており、これによって当該圧下パスでは前圧下パスにて第２傾斜部２にて圧下された面（領域Ｄ）に金型平行部４と第１の傾斜部１が交わる頂点（ｂ点）付近が楔状につきささるように圧下が開始されるため、大きなスリップ防止効果があることを見出した。

図３も有限要素法による計算結果であり、板厚２３５ｍｍ、板幅１５００ｍｍの熱間スラブを、（１）式の関係を満たす２段金型２０にて３５０ｍｍの幅圧下を行った際の、幅圧下条件と幅圧下によるスラブの先後進挙動を示した図である。ここでは、金型２０とスラブ１１間の摩擦係数を０．１としてスリップを発生しやすくした条件であり、縦軸は圧下開始から下死点にかけた金型２０の動きに対するスラブ１１の先端と尾端の進行方向の平均相対変位量である。前述したごとく、この実施形態による金型２０では第１の傾斜部１がスラブ１１の進行方向に対してなす角度α_１が第２の傾斜部がスラブの進行方向に対してなす角α_２より大きいことから、当該圧下パスでは前圧下パスにて第２傾斜部２で圧下された面（領域Ｄ）に対し、金型平行部３と第１の傾斜部１が交わる頂点（ｂ点）付近が楔状につきささるように圧下が開始されることによりスリップ防止効果が得られるものであるが、金型形状パラメータが小さい条件では、当該圧下パスでは前圧下パスにて第２の傾斜部２にて圧下された面（領域Ｄ）と第２傾斜部２が接触し、かつ金型形状パラメータが小さくなるほどのその部分の接触長が長くなる。このため、摩擦係数が小さい条件では、平金型でのスリップ現象と同じく金型２０とスラブ１１間に働く摩擦力が低減するため、圧下中のスラブ１１の後進量が拡大することとなる。このスラブの後退現象は、図３に示したように金型形状パラメータが略０．３以上の範囲にて急激に拡大することから、（２）式に示すように、金型形状パラメータを０．３以上とすることが好ましい。

以下、本発明の実施例を述べる。ここでは、幅プレス装置を用い、厚み２３５ｍｍ、幅１５００ｍｍ、長さ９０００ｍｍの普通鋼スラブに対し、送りピッチ４００ｍｍ、加熱温度１２００℃、幅圧下サイクル毎分５０回として、下記の（イ）〜（へ）、（イ’）〜（へ’）の条件にて幅圧下を実施した。なお、幅圧下量Ｐは全て３５０ｍｍである。

（イ）実施例１は、本発明による２段金型Ａによる幅圧下での結果であり、第１傾斜部の傾斜角度α₁＝１７°、第２傾斜部の傾斜角α₂＝１２°、第１傾斜部の高さｗ₁＝４０ｍｍ、中間平行部の長さＬ＝５７ｍｍとし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

（ロ）実施例２は、本発明による２段金型Ｂによる幅圧下での結果であり、第１傾斜部の傾斜角度α₁＝１７°、第２傾斜部の傾斜角α₂＝１２°、第１傾斜部の高さｗ₁＝５０ｍｍ、中間平行部の長さＬ＝７２ｍｍとし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

（ハ）実施例３は、本発明による２段金型Ｃによる幅圧下での結果であり、第１傾斜部の傾斜角度α₁＝１７°、第２傾斜部の傾斜角α₂＝１２°、第１傾斜部の高さｗ₁＝６０ｍｍ、中間平行部の長さＬ＝１００ｍｍとし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

（ニ）比較例１は、従来の平金型Ｄによる幅圧下での結果であり、傾斜部の傾斜角度α₁＝１２°とし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

（ホ）比較例２は、本発明の範囲外の形状を有する２段金型Ｅによる幅圧下での結果であり、第１傾斜部の傾斜角度α₁＝１７°、第２傾斜部の傾斜角α₂＝１２°、第１傾斜部の高さｗ₁＝８７．５ｍｍ、中間平行部の長さＬ＝１２５．５ｍｍとし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

（ヘ）比較例３は、本発明の範囲外の形状を有する２段金型Ｆによる幅圧下での結果であり、第１傾斜部の傾斜角度α₁＝１７°、第２傾斜部の傾斜角α₂＝１２°、第１傾斜部の高さｗ₁＝３０ｍｍ、中間平行部の長さＬ＝４３ｍｍとし、金型に潤滑剤を塗布しないで幅圧下を実施した。

なお、（イ’）〜（へ’）の条件は、各々（イ）〜（へ）の条件にて圧下パス間にて金型に潤滑剤を塗布して幅圧下を行った。

表１は金型に潤滑剤を塗布しなかった（イ）〜（へ）の条件における本発明による効果を示す表であり、本発明による２段金型を用いた実施例１〜３と比較例３の条件では、基準としている平金型でのドッグボーン凹凸量（比較例１）に比べて２０％以下のドッグボーン凹凸量となっており、全長にわたり全く問題が無く幅圧下が可能であった。これに対し、比較例２の本発明の範囲外の形状を有する２段金型Ｅによる幅圧下では、ドッグボーン凹凸係数が２．８８と大きく、幅プレス出側のピンチロールにドッグボーンがつっかかって搬送不良を引き起こし、１本のスラブの幅圧下を完了する時間が３０％程度増加した。

また、表２は圧下パス間にて金型に潤滑剤を塗布した（イ’）〜（へ’）の条件の場合であり、本発明による２段金型を用いた実施例１’〜３’と比較例２’の条件では金型と材料間のスリップは発生せず、安定した通板が可能であった。これに対し、従来の平金型である金型Ｄを用いた比較例１’と本発明の範囲外の形状を有する従来の２段金型である金型Ｆを用いた比較例３’では、圧下時に金型とスラブ間にスリップが生じて安定した幅圧下が困難であり、特に金型Ｄでは１本のスラブの幅圧下を完了することができなかった。

以上のように、本発明によれば、幅圧下にて生ずる長手方向のドッグボーンの凹凸量が低減して搬送が安定化するとともに、金型とスラブの間のグリップ力が増大することから、非常に安定したスラブの幅圧下が可能であった。

本発明の一実施形態による幅圧下用金型での圧下状況を示す図である。本発明の一実施形態による幅圧下用金型でのドッグボーン凹凸低減量を示す計算結果図である。本発明の一実施形態による幅圧下用金型でのスラブの先進後挙動を示す計算結果図である。従来の２段金型による圧下開始点における状況を示す図である。従来の２段金型にて、送りピッチが短くなった場合の状況を示す図である。２段金型の形状を説明する図である。２段金型の金型平行部、中間平行部、第１傾斜部、第２傾斜部の各々にて圧下される領域を示す模式図である。２段金型にて幅圧下した際の、長手方向のドッグボーン凸部の断面形状を表す模式図である。２段金型にて幅圧下した際の、長手方向のドッグボーン凹部の断面形状を表す模式図である。幅プレス装置の各種ロールの配置を示す模式図である。

符号の説明

１２段金型の第１傾斜部
２２段金型の第２傾斜部
３２段金型の金型平行部
４２段金型の中間平行部
５幅プレス装置の入側搬送ロール
６幅プレス装置の出側搬送ロール
７幅プレス装置の入側上ピンチロール
７’ 幅プレス装置の入側下ピンチロール
８幅プレス装置の出側上ピンチロール
８’ 幅プレス装置の出側下ピンチロール
９幅プレス装置の上座屈防止ロール
９’ 幅プレス装置の下座屈防止ロール
１０幅プレス装置の金型
１１スラブ
２０２段金型

Claims

熱間スラブの板幅方向に相対峙して設置され、熱間スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅圧下用金型であり、熱間スラブの進行方向出側の圧下面に熱間スラブ側面に平行な金型平行部を有し、この金型平行部に連続して熱間スラブの進行方向入側方向に向かって広がる第１の傾斜部と、第１の傾斜部の熱間スラブの進行方向入側端に連続して熱間スラブの側面に略平行な中間平行部と、中間平行部の熱間スラブ進行方向入側端に連続して熱間スラブの進行方向入側方向に向かって広がる第２の傾斜部を有し、第１の傾斜部の高さの２倍以上の幅圧下を行う際に、（１）式の関係を満たすように決定された金型形状であることを特徴とする熱間スラブの幅圧下用金型。
第１の傾斜部がスラブの進行方向に対してなす角度が、第２の傾斜部がスラブの進行方向に対してなす角度より大きいことを特徴とする請求項１に記載の熱間スラブの幅圧下用金型。
第１の傾斜部の角度を一定として、（２）式の関係を満たすように決定された金型形状であることを特徴とする請求項１または２に記載の熱間スラブの幅圧下用金型。
請求項１〜３のいずれかに記載の幅圧下用金型を用いて熱間スラブの幅圧下を行うことを特徴とする熱間スラブの幅圧下方法。