JP6699415B2 - Ｈ形鋼の製造方法 - Google Patents

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。

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。

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）。

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。

特開平７−８８５０１号公報 特開昭６０−２１１０１号公報

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。

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。

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。

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。

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孔型での造形後の前記割り込みの線長である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前記割り込みの線長に相当す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、前記折り曲げ造形工程を行う孔型は当該式（２）に基づき設計さ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前記分割部位の折り曲げ角度である。

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。

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前記割り込みの線長に相当する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孔型の前記割り込みの線長に対応する孔型フランジ幅を設計しても良い。
予測された折り曲げ造形後の被圧延材のフランジ幅−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。

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。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 第１孔型の概略説明図である。 第２孔型の概略説明図である。 第３孔型の概略説明図である。 第４孔型の概略説明図である。 第２孔型における造形の様子を説明する概略説明図である。 折り曲げ角度と、フランジ幅拡がり率との関係を示すグラフである。 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。 折り曲げ孔型のウェッジ角度を横軸とし、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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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）

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）

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。
予測された折り曲げ造形後の被圧延材のフランジ幅−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。

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。

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。

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。

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。

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。

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

Claims (3)

1. 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孔型での造形後の前記割り込みの線長である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前記割り込みの線長に相当す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、
   前記折り曲げ造形工程を行う孔型は当該式（２）に基づき設計さ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前記分割部位の折り曲げ角度である。
2. 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。
3. 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前記割り込みの線長に相当する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孔型の前記割り込みの線長に対応する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。
   予測された折り曲げ造形後の被圧延材のフランジ幅−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。
   

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