JP6825463B2 - 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エッジング圧延を行い、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。

更に本発明は、粗圧延工程において、スラブ等の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る際に、大型の粗形材において問題となる被圧延材の溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を抑制し、圧延の安定化を実現することを目的とする。

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複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材に対し１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型は、被圧延材の幅方向上下端部に割り込みを形成させる溝付け孔型と、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れて被圧延材端部に分割部位を形成させる突起部が形成された１又は複数の割り込み孔型と、前記割り込みに当接し、前記割り込み孔型において形成された分割部位を順次折り曲げる突起部が形成された複数の折り曲げ孔型と、を含み、前記割り込み孔型に形成された突起部のうち、一部又は全部の突起部は所定高さの先端部及び根元部からなり、前記先端部は前記分割部位を形成させる際に被圧延材に接触し、前記根元部は前記分割部位を形成させる際に被圧延材に非接触であるように構成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。

前記根元部の圧延断面内における形状は、鉛直方向に略一定の厚みを有する形状であっても良い。

前記先端部及び根元部からなる突起部を備えた割り込み孔型において、前記先端部の先端角度が３０°以上５０°未満であり、当該先端部の先端曲率が１０ｍｍ以上３０ｍｍ以下であり、前記矩形断面素材の厚みが２５０ｍｍ以上３００ｍｍ以下である場合に、以下の式（２）で定まるウェッジ投影幅比Ｗが６８％以下となるように圧延造形を行っても良い。
Ｗ＝Ｂ１／Ｔ ・・・（２）
但し、Ｂ１：先端部の最大幅長さ、Ｔ：矩形断面素材の厚み、である。

前記割り込み孔型の一部又は全部には、被圧延材の左右側面に当接し、当該被圧延材を左右から拘束する孔型側面が設けられても良い。

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。更には、このような造形技術で問題となる被圧延材の溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を抑制し、圧延の安定化を実現することができる。

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２−１孔型の概略説明図である。 第２−２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５孔型（平造形孔型）の概略説明図である。 溝ずれの概略を示す説明図である。 改良後の突起部形状に関する概略説明図である。 ウェッジ投影幅の説明図である。 ウェッジ投影幅比と溝ずれ挙動との関係を示すグラフである。 本発明の変形例に係る孔型構成の概略説明図である。 本発明に係る突起部形状の最適化に関する概略説明図である。 突起部形状の最適化に関する具体例を示すグラフである。

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（後述するフランジ部８０）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程度のリバース圧延で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。

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。図２〜図７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５孔型の５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の基本的な構成が６孔型である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６孔型である必要はなく、６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７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。第１孔型Ｋ１は、スラブ端面に溝（割り込み２８、２９）を付与する孔型であることから「溝付け孔型」とも呼称される。ここで、突起部２５、２６の先端部角度（ウェッジ角度とも呼称する）θ１ａは例えば５０°未満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）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量）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２−１孔型Ｋ２−１の概略説明図である。第２−１孔型Ｋ２−１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２−１孔型Ｋ２−１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２−１孔型Ｋ２−１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５０°未満のウェッジ角度θ１ｂであることが望ましい。なお、これら突起部３５、３６等、各孔型に形成される突起部は、本明細書において「ウェッジ部」、「ウェッジ」とも呼称する場合がある。

ここで、突起部３５、３６のウェッジ角度θ１ｂの好適な数値範囲を５０°未満とすべき理由と、それに合わせて上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａの数値も好適な数値範囲とする理由について説明する。

ウェッジ角度の下限値は通常ロールの強度により決まる。被圧延材Ａがロール（第２−１孔型Ｋ２−１では上孔型ロール３０及び下孔型ロール３１、第１孔型Ｋ１では上孔型ロール２０及び下孔型ロール２１）と接触し、その間に受ける熱によりロールが膨張し、被圧延材Ａがロールから離れるとロールが冷却され収縮する。造形中はこれらのサイクルが繰り返されるが、ウェッジ角度が小さすぎると、突起部の厚みが薄いために被圧延材Ａからの入熱が当該突起部の左右から入りやすくなり、ロールがより高温になり易い。ロールが高温になると熱振れ幅が大きくなるためにヒートクラックが入り、ロール破損に至る恐れがある。このような理由によりウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂ共に２５°以上、より好ましくは３０°以上であることが望ましい。

一方、ウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂが大きくなると、ウェッジ傾斜角が拡大するために、被圧延材Ａに対して摩擦力による上下方向への押し下げ力が作用し易く、割り込み形成時にフランジ相当部の内面部において肉引けが生じ、特に第２−１孔型Ｋ２−１以降での造形においてフランジの生成効率が低下する。従って、ウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂは５０°未満であることが望ましい。
なお、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。

突起部３５、３６の高さ（突出長さ）ｈ２ａ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、ｈ２ａ＞ｈ１となっている。また、突起部３５、３６の先端部角度は上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の先端部角度と同じであることが圧延寸法精度上、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２−１孔型Ｋ２−１に形成される突起部３５、３６の高さｈ２ａ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２−１孔型Ｋ２−１の方が長くなる。第２−１孔型Ｋ２−１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ｈ２ａ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２−１孔型Ｋ２−１での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２ａはｈ１’＜ｈ２ａ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２−１孔型Ｋ２−１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。この第２−１孔型Ｋ２−１は、「割り込み孔型」とも呼称される。

また、第２−１孔型Ｋ２−１での造形は多パスにより行われるが、当該多パス造形においては、最終パスにて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と、それに対向する孔型上面３０ａ、３０ｂ及び孔型底面３１ａ、３１ｂとが接触するような造形が行われる。これは、第２−１孔型Ｋ２−１での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下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に対応する部位）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。

図４は第２−２孔型Ｋ２−２の概略説明図である。第２−２孔型Ｋ２−２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２−２孔型Ｋ２−２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２−２孔型Ｋ２−２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。これら突起部４５、４６の先端部角度は５０°未満のウェッジ角度θ１ｂであり、上記第２−１孔型Ｋ２−１のウェッジ角度と同じ角度に設計されることが望ましい。

突起部４５、４６の高さ（突出長さ）ｈ２ｂは、上記第２−１孔型Ｋ２−１の突起部３５、３６の高さｈ２ａより高く構成されており、ｈ２ｂ＞ｈ２ａとなっている。これら上孔型ロール４０と下孔型ロール４１のロール隙において、上記第２−１孔型Ｋ２−１通材後の被圧延材Ａが更に造形される。

ここで、第２−１孔型Ｋ２−１に形成される突起部３５、３６の高さｈ２ａより、第２−２孔型Ｋ２−２に形成される突起部４５、４６の高さｈ２ｂ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２−２孔型Ｋ２−２の方が長くなる。第２−２孔型Ｋ２−２での突起部４５、４６の被圧延材Ａへの侵入深さは、突起部４５、４６の高さｈ２ｂと同じである。即ち、第２−１孔型Ｋ２−１での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２ａと、第２−２孔型Ｋ２−２での突起部４５、４６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２ｂはｈ２ａ＜ｈ２ｂ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、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２−２孔型Ｋ２−２においては、第２−１孔型Ｋ２−１において形成された割り込み３８、３９が更に深くなるように造形が行われ、割り込み４８、４９が形成される。この第２−２孔型Ｋ２−２は、「割り込み孔型」とも呼称される。
なお、ここで形成される割り込み４８、４９の寸法に基づき粗圧延工程でのフランジ造形工程終了時のフランジ片幅が決定される。

また、第２−２孔型Ｋ２−２での造形は多パスにより行われるが、当該多パス造形においては、最終パスにて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と、それに対向する孔型上面４０ａ、４０ｂ及び孔型底面４１ａ、４１ｂとが接触するような造形が行われる。これは、第２−２孔型Ｋ２−２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下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に対応する部位）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。

図５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５５が形成されている。更に、下孔型ロール５１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θ２は、上記角度θ１ｂ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ｈ３は、上記突起部４５、４６の侵入深さｈ２ｂよりも短くなっている（即ち、ｈ３＜ｈ２ｂ）。この角度θ２は例えば７０°以上１１０°以下が好ましい。
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、図５に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。

図５に示すように、第３孔型Ｋ３では、第２−２孔型Ｋ２−２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２−２孔型Ｋ２−２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、割り込み５８、５９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５８、５９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２−２孔型Ｋ２−２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）が外側に折り曲げられるような造形が行われる。この第３孔型Ｋ３は「折り曲げ孔型」とも呼称される。

また、図５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）が接触した状態で行われる。この被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触した状態においては、当該端部の軽圧下が行われることが好ましい。

図６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６０と下孔型ロール６１に刻設される。上孔型ロール６０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６５が形成されている。更に、下孔型ロール６１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６６が形成されている。これら突起部６５、６６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６５と突起部６６とでそれぞれ等しく構成されている。

上記突起部６５、６６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６５、６６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ４は、上記突起部５５、５６の侵入深さｈ３よりも短くなっている（即ち、ｈ４＜ｈ３）。
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６０ａ、６０ｂ及び孔型底面６１ａ、６１ｂと、突起部６５、６６の傾斜面とのなす角度θｆは、上記第３孔型Ｋ３と同様に、図６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５８、５９が、突起部６５、６６が押し当てられることにより押し広げられ、割り込み６８、６９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６８、６９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５８、５９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）が更に外側に折り曲げられるような造形が行われる。この第４孔型Ｋ４は「折り曲げ孔型」とも呼称される。
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。

図６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）が接触した状態で行われる。この被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触した状態においては、当該端部の軽圧下が行われることが好ましい。

図７は第５孔型Ｋ５の概略説明図である。第５孔型Ｋ５は、一対の水平ロールである上孔型ロール８５と下孔型ロール８６から構成される。図７に示すように、第５孔型Ｋ５では、第４孔型Ｋ４までに造形された被圧延材Ａが９０°あるいは２７０°回転させられ、第４孔型Ｋ４までは被圧延材Ａの上下端に位置していたフランジ部８０が、圧延ピッチライン上に来るような配置となる。そして、第５孔型Ｋ５では、２か所のフランジ部８０を繋ぐ接続部であるウェブ部８２の圧下及びフランジ部８０のフランジ先端部を圧下することでフランジ幅の寸法調整が行われる。このようにしていわゆるドッグボーン形状のＨ形粗形材（図１に示すＨ形粗形材１３）が造形される。なお、この第５孔型Ｋ５はウェブ部８２を圧下して減厚させることから、「ウェブ減厚孔型」あるいは「平造形孔型」とも呼称される。なお、この平造形孔型（第５孔型Ｋ５）における圧延造形は、１又は任意の複数パスで行われる。

このように造形されたＨ形粗形材１３に対し、既知の圧延機である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、複数パスのリバース圧延が加えられ、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（図１参照）。

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、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。

ここで、上記説明した第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いた造形方法において、特に第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２といった割り込み孔型における造形では、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において孔型と被圧延材Ａをできるだけ接触させずに、積極的な圧下を行わないものとしている。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（即ち、後のフランジ部８０）の生成効率が低下するのを避けるためである。更に、第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２では、被圧延材Ａの側面を孔型によって拘束するといった構成は採っておらず、被圧延材Ａの左右方向に関する溝ずれ等のセンタリング不良が懸念される。
加えて、第３孔型Ｋ３、第４孔型Ｋ４でも被圧延材Ａの側面を孔型によって拘束するといった構成は採られないために、当該溝ずれ等のセンタリング不良は解消せず、製品形状不良につながってしまう恐れがある。
なお、溝ずれとは、第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２での圧延造形において、突起部によって割り込みを形成させる際に、形成された割り込みの中心部が、被圧延材Ａの幅方向中心部に対してずれてしまう現象である（図８参照）。

本発明者らは、上述した第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２における溝ずれ等のセンタリング不良が生じる条件について更に検討を行い、以下のような知見を得た。即ち、第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２における突起部３５、３６（４５、４６）による被圧延材Ａの誘導性には、当該突起部３５、３６（４５、４６）による圧延抵抗力（摩擦抵抗力）が関係しており、突起部３５、３６（４５、４６）の先端部分及び側面部分の摩擦抵抗に応じて誘導性が変わる。具体的には、例えば突起部３５、３６（４５、４６）の先端部分の曲率が同じである場合、圧延パスの進行による突起部３５、３６（４５、４６）の打ち込み長さ（割り込み長さ）が長くなる程、当該突起部３５、３６（４５、４６）の側面部分の摩擦抵抗が大きくなる。このような突起部３５、３６（４５、４６）による圧延抵抗力が高まった条件下において、圧延の対称性を損なう要素（温度、ロールのセットアップ等）が存在した場合、上記摩擦抵抗に比例して溝ずれ等のセンタリング不良が生じると考えられる。

このような知見に鑑み、本発明者らは、被圧延材Ａの誘導性は、突起部３５、３６（４５、４６）による圧延抵抗力（摩擦抵抗力）に関係しており、突起部３５、３６（４５、４６）の先端部分及び側面部分の摩擦抵抗に応じて誘導性が変わることに着目し、突起部３５、３６（４５、４６）の形状に工夫を施し、突起部先端部分及び側面部分の摩擦抵抗を低減させる技術を創案した。以下では、図９〜１０を参照して、割り込み孔型に形成された突起部の形状に改良を施し、当該突起部と被圧延材との間の摩擦抵抗を低減させることが可能な孔型構成について説明する。なお、以下では、上記説明した孔型構成のうち、割り込み孔型の第２−２孔型Ｋ２−２孔型に形成された突起部４５、４６の形状に改良を施した場合を例示して説明する。

図９は、改良後の突起部形状に関する概略説明図であり、本実施の形態で上述した第２−２孔型Ｋ２−２において、突起部４５、４６の形状に改良を施し、突起部４５’、４６’とした場合の構成を示す説明図である。なお、図９には、上方の突起部４５’周辺を拡大した拡大図も併せて示している。
図９に示すように、改良後の突起部４５’、４６’は、孔型内部に向かって突出するテーパー形状の先端部４５ａ（４６ａ）と、テーパー形状を有さず厚みがほぼ一定であるような形状の根元部４５ｂ（４６ｂ）からなり、図示の通り、根元部４５ｂ（４６ｂ）の側方には被圧延材Ａと孔型内面とが非接触であるような逃がし部９０が形成されることになる。即ち、改良後の突起部４５’、４６’においては、突起部高さ方向において、被圧延材Ａと接触する先端部４５ａ（４５ｂ）の区間（高さｈ）と、非接触である根元部４５ｂ（４６ｂ）の区間（高さｈ’）とに分けられ、高さｈ’の区間において根元部４５ｂ（４６ｂ）の側方に逃がし部９０が形成されることになる。なお、先端部４５ａ（４６ａ）の先端部角度（ウェッジ角度）は従前と同じくθ１ｂとされる。

以上図９を参照して説明した改良後の突起部４５’、４６’に係る構成を有する割り込み孔型においては、従前の突起部４５、４６に係る構成に比べ突起部側面と被圧延材Ａとの接触長さ（以下、単に接触長さとも記載）が短くなっている。具体的に、図４に係る孔型構成と図９に係る孔型構成を比較すると、従前の突起部４５、４６における一方の側面での接触長さはｈ２ｂ／ｃｏｓ（θ１ｂ／２）であるのに対し、改良後の突起部４５’、４６’における一方の側面での接触長さはｈ／ｃｏｓ（θ１ｂ／２）である。図９に示す通り、ｈ２ｂ＞ｈであることから、改良後の突起部における接触長さは従前の接触長さに比べて短くなっていることは明らかである。

上述した通り、割り込み孔型における被圧延材Ａの誘導性は、突起部による圧延抵抗力（摩擦抵抗力）に関係しており、突起部の先端部分及び側面部分の摩擦抵抗に応じて誘導性が変わることが分かっている。図９に示す改良後の突起部４５’、４６’を備えた孔型構成によれば、改良後の突起部における接触長さは従前の接触長さに比べて短くなっていることから、従前の構成に比べ突起部による圧延抵抗力（摩擦抵抗力）が低減され被圧延材Ａの誘導性の向上が実現される。誘導性の向上に伴い、溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を抑制し、圧延の安定性を向上させることが可能となる。

ここで、本発明者らは、図９に示したような改良後の突起部４５’、４６’について、被圧延材Ａの誘導性（通材性）をより向上させるための寸法条件等が存在すると考え、更なる検討を行った。具体的には、ウェッジ角度θ１ｂ及びウェッジ先端曲率Ｒ等を所定の条件下とした場合の、先端部４５ａ（４６ａ）の最大幅長さＢ１の好適な範囲について検討を行った。なお、ウェッジ角度θ１ｂ及びウェッジ先端曲率Ｒ等の所定の条件が定まっている場合、改良後の突起部４５’、４６’における先端部４５ａ（４６ａ）の高さｈ、根元部４５ｂ（４６ｂ）の高さｈ’の値は、上記Ｂ１が定まれば一義的に定まる。

先端部４５ａ（４６ａ）の最大幅長さＢ１の好適な範囲を定めるにあたり、本発明者らは、割り込み孔型での圧延造形によって生じる恐れのある溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を評価する指標としてウェッジ投影幅比Ｗを規定し、このウェッジ投影幅比Ｗの値と溝ずれ挙動（センタリング性に関する挙動）について検討を行った。なおウェッジ投影幅比Ｗは以下の式（１）で示される。
Ｗ＝Ｂ／Ｔ ・・・（１）
Ｂ：ウェッジ投影幅、Ｔ：スラブ厚
なお、図１０はウェッジ投影幅Ｂの説明図であり、ある所定のパスにおける割り込み孔型の突起部近傍を拡大した図である。

表１は、割り込み孔型での圧延造形において、ウェッジ角度θ１ｂ（表中、単に角度と記載）、ウェッジ先端曲率Ｒ、ウェッジ高さＨ、スラブ厚Ｔを変化させた場合の溝ずれ挙動との関係を示すデータである。また、図１１は、表１に記載のデータをプロットしたものであり、ウェッジ投影幅比Ｗと溝ずれ挙動との関係を示すグラフである。なお、表１及び図１１における溝ずれ挙動の記載としては、＋１が溝ずれ挙動が良好である場合を示し、０が溝ずれ挙動が許容範囲内である場合を示し、−１が溝ずれ挙動が変動大である場合（即ち、センタリング不良である場合）を示している。
溝ずれ挙動が許容範囲内である場合（表１、図１１における溝ずれ挙動０）とは、具体的には、圧延造形時に溝ずれは発生するものの、当該溝ずれ量が３０ｍｍ以下であり、後段の孔型（例えば第３孔型Ｋ３、第４孔型Ｋ４）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での圧延工程により、寸法矯正が可能な程度である場合を示している。
表１及び図１１において、ウェッジ角度θ１ｂは３０〜５０°、ウェッジ先端曲率Ｒは１０〜３０ｍｍ、スラブ厚Ｔは２５０〜３００ｍｍとした。

幾何学上、同一ロール隙の状態でも、ウェッジ角度θ１ｂが大きくなる程、ウェッジ投影幅Ｂは大きくなり、ウェッジ投影幅比Ｗは大きくなる傾向がある。同様に、ウェッジ先端曲率Ｒが大きくなる程、ウェッジ投影幅Ｂは大きくなり、ウェッジ投影幅比Ｗは大きくなる傾向がある。また、スラブ厚Ｔが薄くなる程、ウェッジ投影幅比Ｗが大きくなる傾向がある。

また、表１及び図１１に示すように、本実験・検討によれば、ウェッジ投影幅比Ｗが６８％以下の範囲内に設定される条件下であれば、ウェッジ角度θ１ｂ、ウェッジ先端曲率Ｒ、ウェッジ高さＨ、スラブ厚Ｔがどのような値であったとしても、溝ずれ挙動は良好（表１、図１１中の＋１表記）となっており、圧延の安定化が実現される。
一方、ウェッジ投影幅比Ｗが６８％〜８２％の範囲内に設定される条件下では、溝ずれ挙動が許容範囲内である場合と変動大である場合が混在しており、溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良が十分に抑制されず、圧延の安定化が図られない。
更には、ウェッジ投影幅比Ｗが８２％超の範囲に設定される条件下では、溝ずれ挙動が変動大となり、圧延の安定化が図られない。

表１及び図１１を参照して説明したように、ウェッジ角度θ１ｂは３０°以上５０°未満、ウェッジ先端曲率Ｒは１０〜３０ｍｍ、スラブ厚Ｔは２５０〜３００ｍｍとの条件下においては、ウェッジ投影幅比Ｗを６８％以下の範囲内に設定することで、溝ずれ挙動が良好に保たれ、圧延の安定化が実現されることが分かる。

以上説明したウェッジ投影幅比Ｗに関する条件を、本実施の形態に係る改良後の突起部４５’、４６’を有する孔型構成に適用し、先端部４５ａ（４６ａ）の最大幅長さＢ１を、以下の式（２）で定まるウェッジ投影幅比Ｗ（＝Ｂ１／Ｔ）が６８％以下の範囲となるような長さにすることが好ましいことが分かる。
Ｗ＝Ｂ１／Ｔ ・・・（２）
ウェッジ角度θ１ｂ、ウェッジ先端曲率Ｒ、スラブ厚Ｔが定まっている条件下において、先端部４５ａ（４６ａ）の好適な最大幅長さＢ１が決まることで、先端部４５ａ（４６ａ）の好適な高さも定まることになる。即ち、図９に示す先端部４５ａ（４６ａ）の高さｈが定まり、突起部４５（４６）の全体の高さｈ２ｂも決まっていることから、根元部４５ｂ（４６ｂ）の高さｈ’も定まることになる。逃がし部９０の高さは根元部４５ｂ（４６ｂ）の高さｈ’と同じ値であるため、溝ずれ挙動が良好に保たれる（即ち、ウェッジ投影幅比Ｗ（＝Ｂ１／Ｔ）が６８％以下となる）ような逃がし部９０の高さｈ’の値が定まることになる。

また、本実施の形態に係る改良後の突起部４５’、４６’を有する孔型構成における先端部４５ａ（４６ａ）の最大幅長さＢ１は、第１孔型Ｋ１に形成された突起部２５、２６の最大幅長さＢ２（図２参照）よりも大きく設計される必要がある。これは、先端部４５ａ（４６ａ）の最大幅長さＢ１が突起部２５、２６の最大幅長さＢ２以下であった場合、前段において形成された割り込みを更に深くするような圧延造形（いわゆる割り込み圧延造形）が実現できない恐れがあるからである。

以上説明した、改良後の突起部４５’、４６’を備えた割り込み孔型による圧延造形を行うＨ形鋼の製造方法によれば、第２−１孔型Ｋ２−１や第２−２孔型Ｋ２−２といった割り込み孔型、特に第２−２孔型Ｋ２−２での圧延造形において従前の割り込み孔型に比べ突起部と被圧延材Ａとの間の摩擦抵抗を低減させることが可能となるため、被圧延材Ａの誘導性を向上させ、溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を抑制し、圧延の安定性を向上させることが可能となる。具体的には、ウェッジ角度θ１ｂが３０°以上５０°未満、ウェッジ先端曲率Ｒが１０〜３０ｍｍ、スラブ厚Ｔが２５０〜３００ｍｍとの条件下において、ウェッジ投影幅比Ｗ（＝Ｂ１／Ｔ）が好適な範囲内（６８％以下）となるように逃がし部９０の高さｈ’（＝根元部４５ｂ（４６ｂ）の高さｈ’）を設定することで、溝ずれ等のセンタリング不良や通材不良を抑制し、圧延の安定性を向上させることができる。

例えば、スラブ厚Ｔが２５０ｍｍの素材を用い、フランジ幅４５０ｍｍのＨ形鋼製品を製造する場合に、製品フランジ片幅はおよそ２２５ｍｍである。粗圧延工程においてフランジ片幅は所望の値に造形されていることが圧延造形上好ましいため、粗圧延工程後のフランジ幅は、スラブ厚２５０ｍｍ＋片幅２２５ｍｍ×２＝７００ｍｍとなる。ここで、ウェッジ投影幅Ｂはウェッジ角度が３０°の場合、７００ｍｍ×１／２×ｓｉｎ（３０°／２）×２≒１８１ｍｍである。この時のウェッジ投影幅比Ｗは１８１／２５０≒０．７３であり、本実施の形態で説明した範囲内（６８％＝０．６８以下）とはなっておらず、溝ずれ挙動が生じる範囲内である（図１１参照）。このような場合に、本実施の形態で説明した改良後の突起部４５’、４６’を備えた割り込み孔型設計を適用し、圧延造形を行うことで、ウェッジ投影幅比Ｗの値の増加を抑制させ、圧延安定性の向上が実現される。

また、例えば、スラブ厚Ｔが３００ｍｍの素材を用い、フランジ幅５００ｍｍのＨ形鋼製品を製造する場合に、製造フランジ片幅は２５０ｍｍである。粗圧延工程においてフランジ片幅は所望の値に造形されていることが圧延造形上好ましいため、粗圧延工程後のフランジ幅は、スラブ厚３００ｍｍ＋片幅２５０ｍｍ×２＝８００ｍｍとなる。ここで、ウェッジ投影幅Ｂはウェッジ角度が３０°の場合、８００ｍｍ×１／２×ｓｉｎ（３０°／２）×２≒２０７ｍｍである。この時のウェッジ投影幅比Ｗは２０７／３００＝０．６９であり、本実施の形態で説明した範囲内（６８％＝０．６８以下）とはなっておらず、溝ずれ挙動が生じる範囲内である（図１１参照）。このような場合に、本実施の形態で説明した改良後の突起部４５’、４６’を備えた割り込み孔型設計を適用し、圧延造形を行うことで、ウェッジ投影幅比Ｗの値の増加を抑制させ、圧延安定性の向上が実現される。

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は、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４として図示・説明した孔型群を用いて被圧延材Ａの造形を行い、その後、第５孔型Ｋ５を用いて平造形圧延を行う技術を説明したが、粗圧延工程を実施する孔型数はこれに限られるものではなく、更に多くの孔型を用いて実施しても良い。即ち、上記実施の形態に示した孔型構成は一例であり、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。

また、上記実施の形態では、割り込み孔型としてウェッジ高さの異なる第２−１孔型Ｋ２−１及び第２−２孔型Ｋ２−２が刻設されているものとして説明した。その場合、上述したように第２−２孔型Ｋ２−２において改良された形状の突起部４５’、４６’が形成されても良く、また、同様の形状の突起部が第２−１孔型Ｋ２−１にも形成されても良い。特に、後段の第２−２孔型Ｋ２−２に形成される突起部を改良した形状（突起部４５’、４６’）とすることで、割り込み圧延の最終段階において被圧延材Ａの十分な誘導性を担保することができるため、圧延の安定性をより高めることが可能となる。

また、割り込み孔型を１孔型のみとし、当該割り込み孔型に形成される突起部について、上記実施の形態で説明した改良を施すといった事もできる。製造するＨ形鋼製品の寸法がそれ程大型でない場合には、割り込み孔型を１孔型とした孔型構成であっても十分な寸法精度での圧延造形が可能であり、且つ、孔型を刻設するロールに関し大幅なロール胴幅の削減、ロール胴幅寸法の効率化が図られる。

（本発明の変形例）
上記実施の形態では、割り込み孔型としてウェッジ高さの異なる第２−１孔型Ｋ２−１及び第２−２孔型Ｋ２−２が刻設されている場合を図示し説明したが、これらの孔型では、被圧延材Ａの側面を孔型によって拘束するといった構成を採っていないために、被圧延材Ａの左右方向に関する溝ずれ等のセンタリング不良が懸念され、これにより、造形されるフランジ相当部の厚みが上下左右方向において不均一になり、特にフランジ左右厚みに差異が生じ易いといった事が問題となる場合がある。特に、例えば、フランジ幅を５００ｍｍ以上に造形するために第２−１孔型Ｋ２−１の突起部高さと第２−２孔型Ｋ２−２の突起部高さとの差が大きい場合や、スラブ厚２６０ｍｍ未満の素材から製品フランジ幅４００ｍｍ以上の大型Ｈ形鋼製品を製造する場合には、このような問題が顕著に起こり易い。
また、ロール胴長制約等の理由により割り込み孔型が１孔型しか刻設できない場合も考えられる。そのような場合には、被圧延材の誘導性が不十分となり、溝ずれ等に起因し、造形されるフランジ相当部の厚みが上下左右方向において不均一になり、特にフランジ左右厚みに差異が生じるといった問題が懸念される。

上記問題点に鑑み、本発明の変形例として、割り込み孔型の左右に形成されている孔型側面が被圧延材Ａを拘束するように、当該被圧延材Ａに当接する構成（いわゆる袋孔型形状）が創案される。

図１２は、本発明の変形例に係る孔型構成の概略説明図であり、いわゆる袋孔型形状である割り込み孔型１２０において、上記実施の形態で説明した改良後の突起部形状を適用した場合の概略図である。図１２に示す通り、袋孔型形状の割り込み孔型１２０においては、孔型側面１２２及び１２３が被圧延材Ａを拘束するように孔型の左右に形成されている。

被圧延材Ａにおける孔型側面１２２、１２３との当接箇所は、第１孔型Ｋ１で造形され、割り込み孔型１２０に導入された直後の被圧延材Ａの厚みにおいて最も厚みが大きい箇所とすることが望ましく、その箇所は、通常、被圧延材Ａのフランジ相当部（後のフランジ部８０）の外側面の中央部近傍である。
また、図１２に示す孔型構成において、孔型側面１２２、１２３の形状は、被圧延材Ａを左右から効率的に拘束するという観点から、孔型ロール軸に対して垂直となる鉛直形状が好ましいが、ロール摩耗に伴うロールの修復を容易にするために、鉛直方向に対し例えば５〜１０％程度のテーパー角度を付けた形状とすることが望ましい。

本変形例に係る割り込み孔型１２０に示した孔型側面１２２、１２３を被圧延材Ａの側面に当接させるような構成を採ることで、上記実施の形態で説明した誘導性の向上といった作用効果に加え、造形されるフランジ相当部の厚みが上下左右方向において不均一になり、特にフランジ左右厚みに差異が生じるといった形状不良が抑制され、製品寸法精度の向上が実現される。特に、割り込み孔型を１孔型のみとし、フランジ幅の広い大型Ｈ形鋼を製造する場合に側壁拘束型の本変形例に係る孔型形状を採ることで更なる圧延安定化が達成される。

また、上記実施の形態では、図９を参照し、改良後の突起部形状として、孔型内部に向かって突出するテーパー形状の先端部４５ａ（４６ａ）と、テーパー形状を有さず厚みがほぼ一定であるような形状の根元部４５ｂ（４６ｂ）からなる形状を例示し、このような形状により逃がし部９０が形成されていると説明している。但し、このような根元部４５ｂの形状は本発明の一例であり、突起部形状としては割り込み時に根元部４５ｂが被圧延材に対し非接触であるような種々の形状が設計可能である。ここでは、根元部４５ｂの厚み（ウェッジ幅とも呼称される）の最適化について簡単に説明する。

図１３は、本発明に係る突起部形状の最適化に関する概略説明図である。根元部４５ｂの形状としては、圧延造形時に当該根元部４５ｂに生じる応力が一定となるような形状に設計することが好ましい。被圧延材Ａの中央と突起部中央とがずれて噛み込んだ場合、先端部４５ａにオフセットした荷重Ｐが負荷される。図示の割り込み孔型において、前段の割り込み孔型のウェッジ高さをＬ、ウェッジ幅をＹ１とし、圧延方向に応力が及ぶ範囲をｂとすると、ウェッジ先端部からウェッジ高さがＬの位置での応力σ１は、以下の式（３）で表される。
σ１＝６ＰＬ／（ｂＹ１^２） ・・・（３）

図示の割り込み孔型において、被圧延材Ａとウェッジ側面とが非接触となるように逃がし部を設けた場合、例えば、根元部４５ｂの厚みを前段の割り込み孔型のウェッジ幅Ｙ１と同じ厚みとした場合、負荷される応力はウェッジの付根（根元）に近づくに従い漸増し、任意の位置でのウェッジ高さをＸとした場合、当該高さＸに比例して増大する。
そこで、ウェッジ高さＸの値（位置）にかかわらず、応力σの値が一定となるような根元部４５ｂの形状を考えると、変更できる寸法項目はウェッジ幅Ｙである。応力値σをσ１で一定とすると、以下の式（４）が成り立つ。
Ｙ^２＝６ＰＸ／（ｂσ１） ・・・（４）
更に、上記式（３）より、以下の式（５）が成り立つ。
Ｙ^２＝（Ｘ／Ｌ）Ｙ１^２ ・・・（５）
即ち、ウェッジ幅Ｙはウェッジ高さＸ^０．５に比例するように決定することが好ましい。
なお、このような考え方は、圧延方向にロール形状が同一である場合に成り立つものであり、正確にはロール形状は円柱状であることから発生する応力はウェッジ高さによらず、完全に一定にはならないが、従来形状に対し応力の変動が大きく改善されると言える。

図１４は、上述した突起部形状の最適化に関する具体例を示すグラフであり、前段の割り込み孔型のウェッジ高さを２００ｍｍ、ウェッジ先端角度を３０°とした場合に、後段の改良された割り込み孔型における突起部に発生する応力を一定にするための形状について計算し、ウェッジ高さＸとウェッジ幅Ｙとの関係を示したグラフである。なお、図１４には、説明のため、従来のテーパー形状の突起部の場合（従来形状）と、改良後の突起部の場合（改良後形状）を図示している。

図１４に示されるように、例えばウェッジ高さＸが４００ｍｍの位置において、従来形状ではウェッジ幅Ｙは約２２０ｍｍであるが、改良後の形状では約１５０ｍｍまで小さくできる。その結果、ウェッジ高さが２００ｍｍを超える全領域において、逃がし部を設ける形状となっており、上記実施の形態で説明したように圧延の安定性が図られていることは明らかである。同時に、ウェッジ高さが２００ｍｍを超える領域では、突起部に発生する曲げ応力はウェッジ高さによらずほぼ一定となる。

なお、上記実施の形態ならびにその変形例等においては、Ｈ形鋼を製造する際の素材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。

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
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２−１孔型）
３１…下孔型ロール（第２−１孔型）
３５、３６…突起部（第２−１孔型）
３８、３９…割り込み（第２−１孔型）
４０…上孔型ロール（第２−２孔型）
４１…下孔型ロール（第２−２孔型）
４５、４６…突起部（第２−２孔型）
４５’、４６’…（改良後の）突起部
４５ａ、４６ａ…先端部
４５ｂ、４６ｂ…根元部
４８、４９…割り込み（第２−２孔型）
５０…上孔型ロール（第３孔型）
５１…下孔型ロール（第３孔型）
５５、５６…突起部（第３孔型）
５８、５９…割り込み（第３孔型）
６０…上孔型ロール（第４孔型）
６１…下孔型ロール（第４孔型）
６５、６６…突起部（第４孔型）
６８、６９…割り込み（第４孔型）
８０…フランジ部
８２…ウェブ部
８５…上孔型ロール（第５孔型）
８６…下孔型ロール（第５孔型）
９０…逃がし部
１２０…（袋孔型形状の）割り込み孔型
１２２、１２３…孔型側面
Ｋ１…第１孔型
Ｋ２−１…第２−１孔型
Ｋ２−２…第２−２孔型
Ｋ３…第３孔型
Ｋ４…第４孔型
Ｋ５…第５孔型（平造形孔型）
Ｔ…製造ライン
Ａ…被圧延材

Claims (4)

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複数の孔型が刻設され、
   当該複数の孔型では被圧延材に対し１又は複数パス造形が行われ、
   前記複数の孔型は、被圧延材の幅方向上下端部に割り込みを形成させる溝付け孔型と、
   被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れて被圧延材端部に分割部位を形成させる突起部が形成された１又は複数の割り込み孔型と、
   前記割り込みに当接し、前記割り込み孔型において形成された分割部位を順次折り曲げる突起部が形成された複数の折り曲げ孔型と、を含み、
   前記割り込み孔型に形成された突起部のうち、一部又は全部の突起部は所定高さの先端部及び根元部からなり、
   前記先端部は前記分割部位を形成させる際に被圧延材に接触し、前記根元部は前記分割部位を形成させる際に被圧延材に非接触であるように構成されることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法。
2. 前記根元部の圧延断面内における形状は、鉛直方向に略一定の厚みを有する形状であ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. 前記先端部及び根元部からなる突起部を備えた割り込み孔型において、
   前記先端部の先端角度が３０°以上５０°未満であり、当該先端部の先端曲率が１０ｍｍ以上３０ｍｍ以下であり、前記矩形断面素材の厚みが２５０ｍｍ以上３００ｍｍ以下である場合に、以下の式（２）で定まるウェッジ投影幅比Ｗが６８％以下となるように圧延造形を行うことを特徴とする、請求項１又は２に記載のＨ形鋼の製造方法。
   Ｗ＝Ｂ１／Ｔ ・・・（２）
   但し、Ｂ１：先端部の最大幅長さ、Ｔ：矩形断面素材の厚み、である。
4. 前記割り込み孔型の一部又は全部には、被圧延材の左右側面に当接し、当該被圧延材を左右から拘束する孔型側面が設けられることを特徴とする、請求項１〜３のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
   

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