JP7420131B2 - 分塊圧延材の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、継目無鋼管素材、棒鋼素材、線材素材等として用いることが可能な、高耐食性が求められる高Ｃｒ鋼やその他の高合金鋼といった難加工鋼材等に分塊圧延を施す技術に関し、特には、得られる分塊圧延材表面に疵が発生することを抑制する技術に関する。

従来の分塊圧延工程においては、まず、スラブ等の被圧延材を加熱炉で８００℃以上１３００℃以下に加熱する。次に、上下にセットされ所定の隙間がある分塊圧延機の孔型形状の圧延ロールの間を被圧延材が通り抜けて圧延され、その後被圧延材は周方向に９０度回転させられる。
被圧延材を圧延方向に対して反対方向に動かし、ロールも逆回転させるリバース圧延を繰り返し行い、所定の断面形状を有するブルーム等の分塊圧延材を得られるまで圧延する。
リバース圧延では、少ないものは５～８パス程度で所望の断面寸法を得ることが可能であるが、小さな断面寸法を得るまで圧延する場合は、１５パス以上のリバース圧延を行う必要がある。

圧延が進むにつれ、被圧延材の温度は低下する。炭素鋼等の熱間加工性に優れる鋼材については、一度の加熱で所望の断面寸法を得るまで圧延することが可能である。しかしながら、高Ｃｒ鋼やその他の高合金鋼等の熱間加工性が悪い鋼材（以下、難加工鋼材とも記す。）については、得られる分塊圧延材表面に疵が形成され、表面性状を悪化させることがある。このとき、表面、特に角部付近に疵が形成されることで、手入れ時間が増加したり、歩留まりが悪化したりすることになる。

そこで、分塊圧延において、分塊圧延材表面に疵が形成されないようにすることを目的に、熱間加工性を向上させるための成分組成が提案されている（例えば、特許文献１、２参照）。
また、加工温度領域を高温化させることで、熱間強度を下げ、熱間加工性を向上させる方法が提案されている（例えば、特許文献３参照）。また、予加工工程として鍛造工程を含むようにした熱間加工方法も提案されている（例えば、特許文献４参照）。

特開昭６１－２０１７２７号公報 特開２００５－２０５４５４号公報 特開平１－２６２０４８号公報 特開２００２－１９４４３１号公報

特許文献１や特許文献２に記載の技術のように、熱間加工性を向上させるためのＭｎ、Ｎｂ、Ｂ等の成分の添加は、コストを増加させるという問題があるばかりか、圧延後の被加工材の表面品質は十分とは言い難い。

また、特許文献３に記載されているような高温領域での加工については、高温領域においてフェライト分率が高い二相ステンレス鋼やフェライト系ステンレス鋼等は、高温にすると熱間強度が著しく低下することで、炉内で垂れが発生したり、炉材が鋼材に食い込むことで疵が発生したりする。
また、フェライト系ステンレス鋼は、熱間加工性が高いため、疵は発生しにくいが、一方で、二相ステンレス鋼は、熱間加工温度領域でフェライト相とオーステナイト相の強度が異なる相が存在することとなり、一般的に熱間加工性は低く、疵は発生しやすい。そのため、二相ステンレス鋼等においては、加熱温度を高くすることができず、熱間加工性に劣る材質には適用できないという問題がある。

また、特許文献４に記載の技術のように、予加工工程として鍛造工程を含むことで、工数が増加し、コストが増加するという問題がある。

このように、加工温度を調整したり、鍛造工程を含むようにしたりせずとも、得られる分塊圧延材に疵が形成されることを抑制できる技術の確立が希求されていた。

本発明は従来技術の問題点を解決するべくなされたものであり、分塊圧延材に疵が形成されることを抑制する技術を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討した結果、孔型圧延ロールのフランジ長さ、被圧延材長短比、圧下率の関係に着目し、得られる分塊圧延材に疵が形成されることを抑制する圧下パターンを知見した。

具体的には、疵は、その疵が発生する部位付近に引張応力が作用することで形成される。圧延ロールによって厚さ方向に圧縮された鋼板等の被圧延材は長さ方向だけでなく、幅方向にも延伸する。
被圧延材が延伸する際、被圧延材の圧延ロールと接触している箇所と、圧延ロールと接触していない被圧延材中心とでは、圧延ロールとの摩擦の程度により延伸する量が異なり、被圧延材の中心側の方が大きく延伸する。
そのため、圧延ロールとの接触面に対して被圧延材は山型に変形し、この山型になる変形をバルジング（以降、バルジ変形）と呼ぶ。バルジ変形は、ロール径、圧下率、被圧延材の厚みや幅、摩擦抵抗等の大きさによって変化する。

被圧延材の厚みが小さい時は、厚みの中心にバルジ変形のトップ（変形が最も大きくなる部位）が形成される。

一方、被圧延材の厚みが大きく、圧下率が小さい時は、厚みの中心ではなく、被圧延材の幅方向の両端部にバルジ変形が生じる。このようなバルジング形状をダブルバルジと呼ぶ。

分塊圧延においては、このダブルバルジが形成され、圧延の際にバルジングが発生する部位（バルジング部）が、圧延ロールに先に接触して圧延されるため、引張応力が作用し、疵が形成されると考えられる。
特に、バルジング部が被圧延材の角部に近い位置で生じた場合、バルジング部の圧延により変形する部位が自由変形部となり、周囲の拘束が少ないことから多軸引張が生じやすいため、角部に疵が形成される。

本発明者らは、このような分塊圧延における問題点に着目し、フランジ比、被圧延材長短比、圧下率を制御することで、疵が形成されやすい被圧延材の角部等に多軸引張を生じさせず、疵を低減させた分塊圧延材を得られることを知見した。

本発明はかかる知見に基づいて、さらに検討を加えて完成されたものであり、本発明の要旨はつぎのとおりである。
［１］圧延方向に垂直な断面形状が矩形である被圧延材を１対の孔型圧延ロール間に通すことで圧延して分塊圧延材を製造する方法であって、
全パス数を２Ｎパス又は２Ｎ＋１パスとした場合（Ｎ：０以上の整数）、第Ｎ＋１パス以降、最終パスまでの後半パス中５０％以上のパスの圧下において、以下の式（１）及び／又は式（２）を満たし、且つ式（３）を満たす、分塊圧延材の製造方法。
１．４０≦被圧延材長短比 ・・・式（１）
２０％≦圧下率≦３５％、又は圧下率≦１０％ ・・・式（２）
０．７０≦フランジ比≦１．００ ・・・式（３）
ここで、式（１）で、前記被圧延材長短比は、前記矩形における第１辺と、該第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが前記第１辺の長さ以上である第２辺とに関し、各パスの圧延後における、前記第２辺の長さ（ｍｍ）／前記第１辺の長さ（ｍｍ）である。
式（２）で、圧下率（％）は、各パスにおいて、
（（圧延前の前記第１辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の前記第１辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の前記第１辺の長さ（ｍｍ））×１００、及び
（（圧延前の前記第２辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の前記第２辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の前記第２辺の長さ（ｍｍ））×１００のうち、より大きな値である。
但し、前記式（２）において、連続する２パス以上で、圧下率≦１０％となる場合は含まない。
式（３）で、フランジ比は、第１辺及び第２辺の長さのうち、各パス前後において長さが縮小する方のパス後辺長Ａと、
前記孔型圧延ロールの外表面に形成され、前記被圧延材を支持可能であって孔状部を形成するフランジの先端部から前記被圧延材が当接可能な前記孔状部最深部までの長さであるフランジ長さＸとの比について、２Ｘ／Ａである。
［２］前記圧延では、前記被圧延材を、８００℃以上の加熱温度に加熱した後、前記１対の孔型圧延ロール間に通し、
全パスにおける１パス当たりの前記圧下率を７０％以下とする、前記［１］に記載の分塊圧延材の製造方法。
［３］前記被圧延材として、Ｃｒを５．０質量％以上含有するＣｒ鋼を用いる、前記［１］又は［２］に記載の分塊圧延材の製造方法。
［４］漏洩磁束探傷により測定される疵深さが３．０ｍｍ以上である表面疵が、圧延方向に１００個／ｍ以下である、分塊圧延材。
［５］前記［１］～［３］のいずれかに記載の分塊圧延材の製造方法により得られた分塊圧延材を用いて鋼管を製造する、鋼管の製造方法。

本発明によれば、分塊圧延材に疵が形成されることを抑制できる。

図１は、被圧延材（スラブ）の断面形状を説明するための図である。 図２は、圧延ロールにおけるフランジ長さを説明するための図である。 図３は、分塊圧延機の概要を説明するための図である。 図４は、ＦＥＭに使用した応力ひずみ曲線の一例を示す。 図５は、本発明の範囲外（比較例）となる圧延条件により圧延した場合の解析結果（相当塑性ひずみ、延性破壊基準、応力三軸度）を示すグラフである。 図６は、本発明例の圧延条件により圧延した場合の解析結果を示すグラフである。 図７は、応力三軸度τと応力状態を説明するための図である。

本発明の分塊圧延材の製造方法は、圧延方向に垂直な断面形状が矩形である被圧延材を１対の孔型圧延ロール間に通すことで圧延して分塊圧延材を製造する分塊圧延材の製造方法であって、全パス数を２Ｎパス又は２Ｎ＋１パスとした場合（Ｎ：０以上の整数）、第Ｎ＋１パス以降、最終パスまでの後半パス中５０％以上のパスの圧下において、以下の式（１）及び／又は式（２）を満たし、且つ式（３）を満たす、分塊圧延材の製造方法である。
１．４０≦被圧延材長短比 ・・・式（１）
２０％≦圧下率≦３５％、又は圧下率≦１０％ ・・・式（２）
０．７０≦フランジ比≦１．００ ・・・式（３）
ここで、式（１）で、被圧延材長短比は、矩形における第１辺と、該第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが第１辺の長さ以上である第２辺とに関し、各パスの圧延後における、第２辺の長さ（ｍｍ）／第１辺の長さ（ｍｍ）である。
式（２）で、圧下率（％）は、各パスにおいて、
（（圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第１辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ））×１００、及び
（（圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第２辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ））×１００のうち、より大きな値である。
但し、式（２）において、連続する２パス以上で、圧下率≦１０％となる場合は含まない。
式（３）で、フランジ比は、第１辺及び第２辺の長さのうち、各パス前後において長さが縮小する方のパス後辺長Ａと、孔型圧延ロールの外表面に形成され、被圧延材を支持可能であって孔状部を形成するフランジの先端部から被圧延材が当接可能な孔状部最深部までの長さであるフランジ長さＸとの比について、２Ｘ／Ａである。
本発明で、分塊圧延を施す被圧延材は、鋼塊（インゴット）だけでなく、鍛造によって得られるビレット、ブルーム、スラブなどの鋳片も含む。

図１は、本発明で用いるスラブ等の被圧延材Ｓの断面形状を説明するための図である。図２は、圧延ロールにおけるフランジ長さを説明するための図である。
図１に示すように、被圧延材Ｓは圧延方向垂直断面視で、形状が矩形であり、第１辺（短辺）と、第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが第１辺の長さ以上である第２辺（長辺）を有する。
そして、対向する孔型圧延ロールＲの外表面に設けられ、被圧延材Ｓを支持可能であるフランジにより形成される孔状部に被圧延材Ｓを挿入させながら、被圧延材Ｓに対して分塊圧延がなされる。図２中、符号Ｘは、フランジの先端部から被圧延材Ｓが当接可能な孔状部最深部までの長さであるフランジ長さのことを指す。

図３は、分塊圧延機を説明するための図である。
被圧延材Ｓは、加熱炉で８００℃以上に加熱することができ、その後、図３（ａ）に示す分塊圧延機Ｂが有する１対の孔型圧延ロールＲ間を通り抜けることで、圧延方向に圧延される。その後、被圧延材Ｓは、周方向に９０度回転させられ、上記の圧延方向に対して逆方向に移動しながら再度圧延される。このように、被圧延材Ｓが孔型圧延ロールＲを通り抜けると、その度にロールを逆回転させながらリバース圧延を繰り返し行い、被圧延材Ｓが所定の断面形状の分塊圧延材（ブルーム等）になるまで圧延する。
ここで、第１辺、第２辺は、周方向に９０度回転させても、各パス後において夫々同じ部位を指す。第２辺の第１パスの圧延開始前における長さが前記第１辺の長さ以上であればよく、第１パスより後の長さにおいては、第２辺の長さが第１辺の長さ以下となる場合もある。

ロールＲは、詳細には、図３（ｂ）に示すように、ロール幅方向（圧延方向の垂直方向）に形状の異なる複数の孔を有する。各パスでの第１辺と第２辺の長さ比に応じて、被圧延材Ｓを通す孔を適宜選択することができる。

次に、本発明で特定する式（１）、式（２）、式（３）の説明をする前に、本発明の圧下パターンにより、分塊圧延材の疵の形成が抑制されていることを調べた評価方法及び結果を説明する。
以下の表１と表２は、評価した圧延条件を示す。
表１は本発明の範囲外となる比較例の圧延条件を示し、表２は本発明の範囲内となる本発明例の圧延条件を示す。
また、フランジ比は、表１の圧延条件ではいずれのパスにおいても０．６であり、表２の圧延条件ではいずれのパスにおいても０．９であった。被圧延材としては、ＳＵＳ３２９Ｊ１を用いた。また、その他採用した条件は、表３に示す通りである。

被圧延材の初期断面寸法は長辺７１０ｍｍ×短辺２７５ｍｍである。
加熱炉で１１００℃まで加熱した被圧延材を表１又は表２に示す圧延条件で圧延した。圧延が終わった後の分塊圧延材に対して、フェルスター社製の漏洩磁束探傷機を用いて、漏洩磁束探傷試験法（Ｍａｇｎｅｔｉｃ Ｌｅａｋａｇｅ Ｆｌｕｘ Ｔｅｓｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ、以下、ＭＬＦＴとも記す。）により、表面の疵の深さを非破壊検査し、３．０ｍｍ以上の疵深さを圧延方向に測定し、個数をカウントし、評価項目とした。
それぞれのＭＬＦＴによる評価結果は、表１の条件では１１５．１個／ｍであり、表２の条件では１５．６個／ｍであった。これより、表１に示す条件に対し、表２に示す条件により圧延をすることで、疵の形成が抑制されることが認められた。ＭＬＦＴによる疵個数が多いほど、分塊圧延材表面の疵を除去するためのグラインダー等による手入れをする時間が増加し、歩留まりも悪くなる。

本発明では、歩留まりを悪くしないように、分塊圧延材の表面において、漏洩磁束探傷により測定される疵深さが３．０ｍｍ以上である疵が、圧延方向に１００個／ｍ以下とする。また、３．０ｍｍ以上の疵深さは３０個／ｍ以下であることが好ましい。

上記のように、表１に示す圧延条件に比べ、表２に示す圧延条件で圧延を行うことにより、疵の発生を低減することができた。

次に、疵の形成が抑制された要因について調査した。
各種圧下パターンを有限要素法（以下、ＦＥＭとも記す。）で解析した。疵の評価としては、応力三軸度と相当塑性ひずみの関係から算出される、延性破壊基準Ｄを元に評価した。ＦＥＭは、Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ ２０１７を使用した。延性破壊基準Ｄとは、応力とひずみ履歴を用いた積分型の延性破壊条件式に基づき、延性破壊の進行度を示すものである。延性破壊基準Ｄは以下の式によって求めることができる。

ここで、Ｄは延性破壊基準、ε^ｐｌは相当塑性ひずみ、ε_０ ^ｐｌは延性破壊開始時の相当塑性ひずみ（延性開始ひずみ）、τは応力三軸度（静水圧応力／Ｍｉｓｅｓの相当応力)である。
延性破壊基準Ｄは、破壊開始ひずみε_０ ^ｐｌに対するひずみ増分ｄε^ｐｌの割合を積算したパラメータであり、Ｄ＝１となった時に延性破壊が開始し、疵が形成されることを意味する。延性破壊開始時の相当塑性ひずみε_０ ^ｐｌは、応力三軸度τに依存して決まるパラメータである。

被圧延材としては、難加工材である二相ステンレス鋼ＳＵＳ３２９Ｊ１を用いた。
表１、表２に示す圧延条件以外の条件は、表３と図４に示す。

表１に示す圧延条件（比較例の条件）での解析結果において、最初にＤ＝１となった要素に着目した。その要素について、横軸に時間（ｓｅｃ）をとり、縦軸に、延性破壊基準Ｄと、それに関する応力三軸度τと相当塑性ひずみε^ｐｌの値をとったグラフを図５に示す。
これに対し、図６では、表２に示す圧延条件（本発明例の条件）に基づき、その他は、図５に示す比較例の条件と同様に評価した結果を示す。図５、６では、時間が経過するほど圧延が進んでいることを表す。具体的には、図５、６中、相当塑性ひずみを示す実線は、時間と共に階段状に増加しており、段が上がると圧延が次パスに移行していることを示す。

まず、図５及び図６の夫々において、延性破壊基準Ｄに着目する。比較例での条件ではＤ＝１に到達し、破壊が起きていることが分かる。一方、本発明例での条件ではＤ＝１に到達しておらず、破壊が起きていない。このことから、本発明例での条件は、破壊、すなわち疵の形成が抑制される条件であると言える。

次に、式（４）より、延性破壊基準Ｄに関係する相当塑性ひずみε^ｐｌに着目する。
図５及び図６に示す条件では、圧下パターンは異なるが、初期寸法と圧延後寸法が同一であるため、最終的な相当塑性ひずみε^ｐｌはほぼ同様である。そのため、比較例の条件と本発明例の条件の間で、延性破壊基準Ｄ値に差が付いた要因は、応力三軸度τに由来すると考えられる。

次に、その応力三軸度τについて着目する。
比較例の条件では、応力三軸度τが全体的に引張応力側に存在する。ここで図７を参照する。図７は、応力三軸度τと応力状態を説明するための図である。図７中のグラフはここでの評価で用いた値に基づいており、グラフに示された実線よりも高τ、高ひずみ側（グラフの右上側）では、Ｄ＝１となり破壊する。ここでの評価で用いた値によれば、せん断や圧縮応力では破壊せず、引張応力で割れると判断できる。図中に示すように、τ＝０のときがせん断、τ＜０のときが圧縮応力、τ＞０の時は引張応力で破壊することになる。より具体的に、図５に示す比較例条件の場合、応力三軸度は正の値を示している時間が長く、引張応力が作用することになる。特に、後半パス（約１４秒以降）では、多軸（二軸）引張状態が続くことになる。比較例条件では、応力三軸度τが多軸（二軸）引張となる２／３以上の時に、延性破壊基準Ｄが増加し、後半パスの圧延ではＤ＝１に達し、破壊が起きている。

一方、本発明例の条件では、比較例に比べ、応力三軸度τが小さい値を示す。具体的には、応力三軸度が負の値を示しているので圧縮応力が作用していることが分かる。
特に、後半パスの圧延では、図５に示す比較例では多軸引張になっているのに対し、図６に示す本発明例では、応力三軸度τが圧縮応力側に存在し、延性破壊基準Ｄは増加していない。このように、応力三軸度τの推移が延性破壊基準Ｄに大きく影響したと言える。

以上より、深い疵の要因は多軸引張にあると考えられた。

上記の検討に基づいて、被圧延材の断面寸法比（被圧延材長短比）、拘束長さ、応力三軸度、相当塑性ひずみ量の関係から疵の形成を抑制する圧下パターンを知見した。
ここで、拘束長さとは、「フランジ長さ×２＋ロール孔底（カリバー底）の幅」であり、図３（ｂ）中の「ａ＋ｂ＋ｃ」である。拘束長さが長いほど、フランジ長さが長くなり、被圧延材のＣ断面（圧延方向に垂直な断面）の周方向を広範囲で接触していることになる。同じ寸法の被圧延材を圧延する時に、フランジ長さが長いほど拘束長さが長いという関係にある。

上記知見に基づいて鋭意検討の結果、本発明で規定した式（１）、式（２）、式（３）の詳細について以下で説明する。

１．４０≦被圧延材長短比 ・・・式（１）
式（１）において、被圧延材長短比は、被圧延材の圧延方向に垂直な断面形状である矩形における第１辺と、該第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが前記第１辺の長さ以上である第２辺とに関し、各パスの圧延後における、第２辺の長さ（ｍｍ）／第１辺の長さ（ｍｍ）である。本発明では、バルジ変形を抑えることで、疵を抑制している。本発明では、被圧延材に対して、高い圧下率によりひずみを浸透させ、長いフランジによる物理的な抑え込みをしている。被圧延材長短比が１．４０未満の場合、圧下量を大きくすると、ロールギャップ（開度）を確保できず、上下のロールが接触し、圧延できなくなる。よって、本発明では、被圧延材長短比を１．４０以上とする。好ましくは１．５０以上であり、より好ましくは１．８０以上である。また、被圧延材長短比は、大きすぎると、被圧延材のハンドリング性が悪くなり、圧延時に倒れる可能性があるため、好ましくは３．００以下であり、より好ましくは２．５０以下である。

２０％≦圧下率≦３５％、又は圧下率≦１０％ ・・・式（２）
式（２）において、圧下率（％）は、各パスにおいて、（（圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第１辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ））×１００、及び（（圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第２辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ））×１００のうち、より大きな値である。
後半パスの圧下において、圧下率が１０％超え２０％未満であると、ひずみが材料中にまで浸透せず、表面ばかりが圧延され、ひずみ量の増加や、バルジ変形の抑制を実現できなくなる。また、圧下率が３５％超えであると、通常のロールと被圧延材との摩擦状態では、被圧延材がロールバイト内に入っていかず、噛み込み不良となる。よって、本発明では、後半パスの圧下において、２０％≦圧下率≦３５％、又は圧下率≦１０％とする。
但し、式（２）において、連続する２パス以上で、圧下率≦１０％となる場合は含まない。本発明では、圧下率≦１０％となる圧延を２パス以上連続で行わないようにすることで、材料温度が低下し、熱間加工性が低下することを抑制し、この点からも疵の形成を抑制できる。
式（２）については、好ましくは、圧下率は２２％以上であり、より好ましくは、２５％以上である。また、圧下率は、好ましくは、３２％以下であり、より好ましくは、３０％以下である。
なお、式（２）において、圧下率が低過ぎると所定の寸法にするために時間がかかりすぎ、被圧延材の温度が下がる可能性があるため、圧下率≦１０％とする場合には、５％≦圧下率＜１０％とすることが好ましい。

０．７０≦フランジ比≦１．００ ・・・式（３）
式（３）において、フランジ比は、第１辺及び第２辺の長さのうち、各パス前後において長さが縮小する方のパス後辺長Ａと、孔型圧延ロールの外表面に形成され、被圧延材を支持可能であって孔状部を形成するフランジの先端部から被圧延材が当接可能な孔状部最深部までの長さであるフランジ長さＸとの比について、２Ｘ／Ａである。
フランジ比が０．７０未満であると、バルジ変形位置が被圧延材の角部付近に形成され、多軸引張応力状態になりやすくなり、疵が増加する。一方、フランジ比が１．００超えであると、上下ロールが接触することになり、物理的に圧延ができなくなる。よって、本発明では、フランジ比を０．７０以上１．００以下とする。好ましくは、０．７５以上であり、より好ましくは、０．８０以上である。また、フランジ比は、大きい場合、ロールバイト内の被圧延材の充填率が高くなり、幅広がりがなくなり、全て圧延方向にしか伸びることができず、周方向の疵が形成されるため、好ましくは、０．９５以下であり、より好ましくは、０．９０以下である。

本発明では、全パス数を２Ｎパス又は２Ｎ＋１パスとした場合（Ｎ：０以上の整数）、第Ｎ＋１パス以降、最終パスまでの後半パス中５０％以上のパスの圧下において、上記式（１）及び／又は式（２）を満たし、且つ式（３）を満たすようにする。
式（１）、式（２）のいずれも満たさない場合、または式（３）を満たさない場合、バルジトップが高く形成し、ロールとバルジが最初に接触することで、幅方向の引張応力が働き、疵が形成される。また、バルジの位置が被圧延材の角部付近に形成され、多軸引張応力となり、疵が形成される。式（１）、式（２）、式（３）は３つ全てを満たすことが好ましい。

また、上記の条件を満たすのが、後半パス中５０％未満のパスの圧下である場合、疵の深さが増加する。上記の条件は、応力三軸度を低減させ、疵を抑制するための条件式である。応力三軸度の低減には、疵抑制効果だけでなく、すでに形成された疵の深さを増加させない効果も得られる。この点、上記条件を満たすのが、後半パス中５０％未満のパスの圧下である場合、形成された疵が圧延によって深く形成されやすくなる。よって、本発明において、上記の条件を満たすのは、後半パス中５０％以上のパスの圧下とする。
また、上記の条件を満たすのは、好ましくは、後半パス中６５％以上のパスであり、より好ましくは、後半パス中８０％以上のパスである。

上記の圧延では、被圧延材を、８００℃以上の加熱温度に加熱した後、１対の孔型圧延ロール間に通すことが好ましい。また、全パスにおいて、１パス当たりの圧下率を７０％以下とすることが好ましい。すなわち、全パス数を２Ｎパス又は２Ｎ＋１パスとした場合（Ｎ：０以上の整数）、第Ｎ＋１パス以降は、圧下率を２０～３５％又は１０％以下とするため、第１パスから第Ｎパスまでを７０％以下とすることが好ましい。
また、前半パス（第１パスから第Ｎパスまで）では、第Ｎパス終了時に疵が発生していることを抑制するためにも、被圧延材の表面温度の低下による熱間加工性の低下を抑制できる条件で圧延することが好ましい。具体的には、１パス当たりの圧下率を５％以上とすることが好ましい。より好ましくは、１０％以上とすることが好ましい。
加熱温度が８００℃未満では、被圧延材の変形抵抗が高くなり、ロールの耐荷重を超える場合がある。よって、上記加熱温度は、８００℃以上とすることが好ましい。また、より好ましくは、１０００℃以上であり、さらに好ましくは、１２００℃以上である。一方、加熱温度の上限値は特に限定されないが、１３００℃超えでは、２２質量％Ｃｒ等の高Ｃｒ鋼はフェライトの分率が高いため、被圧延材の変形抵抗が低く、炉内で材料が垂れる場合がある。よって、上記加熱温度は、１３００℃以下とすることが好ましい。また、より好ましくは、１２９０℃以下であり、さらに好ましくは、１２５０℃以下である。
また、１パス当たりの圧下率が７０％超えでは、一様な変形挙動がされず、材料の対角線上にズレるように割れ、せん断割れのような現象となる場合がある。よって、上記圧下率は、７０％以下とすることが好ましい。また、より好ましくは、５０％以下であり、さらに好ましくは、３５％以下である。また、前半パス（第１パスから第Ｎパスまで）については、圧下率が低過ぎると所定の寸法にするために時間がかかりすぎ、被圧延材の温度が下がるため、前述の通り、より好ましくは、５％以上であり、さらに好ましくは、１０％以上である。

上記の本発明の分塊圧延材の製造方法で用いる被圧延材としては、Ｃｒを５．０質量％以上含有するＣｒ鋼やステンレス鋼等の難加工鋼材（難加工高合金鋼）が挙げられる。ここで難加工鋼材とは圧延温度領域時に二相以上の状態となる鋼材のことを指し、具体的には、１７質量％Ｃｒ、２２質量％Ｃｒ、２５質量％Ｃｒなどの高Ｃｒ量を有するステンレス鋼が挙げられる。難加工鋼材は、単相の鋼材に比べ、相の強度差を有することから加工が難しいものの、本発明の分塊圧延材の製造方法では、被圧延材がこれらの難加工鋼材であっても、疵の発生を抑制することができる。

被圧延材は以下のプロセスで作製される。まず、高炉で鉄鉱石を溶かしながら、コークスを同時に溶かすことで銑鉄を作製する。その後、脱珪処理、脱硫処理など溶銑予備処理を行い、転炉で炭素を除去し、溶鋼を作製する。溶鋼に必要な合金元素など成分を微調整する二次精錬を行った後に、連続鋳造機に運び、被圧延材を得る。

また、本発明では、前述した分塊圧延材の製造方法により得られた分塊圧延材を用いて鋼管を製造することができる。
鋼管の製造条件としては、好ましくは、矩形形状の分塊圧延材を連続タンデム圧延設備によって製造される丸鋼片を材料とし、加熱炉で１１００～１３００℃に加熱し、マンネスマン穿孔機で中空素管にする。中空素管は、マンドレルミルで圧延し、外径と厚さを減少させ長尺素管にする。次に、これを再加熱炉において７００～１０００℃で１時間保持し、再加熱してからストレッチレデューサーで仕上がり寸法とし、冷却、矯正、切断を経て鋼管とする。

本発明の疵抑制技術を調査するために、本発明条件と比較条件を用意し、圧延後のＭＬＦＴ結果を調査した。
被圧延材としてはＳＵＳ３２９Ｊ１を用いた。被圧延材の初期断面寸法は長辺７１０ｍｍ×短辺２７５ｍｍであった。加熱炉で被圧延材を１１００℃まで加熱したものを圧延した。その他の条件は表３と図４に示す通りである。各圧下パターンを表４～表１２に示す。表４～表１２に示す例の各条件は以下の通りである。

表４は、式（１）～（３）の全てを満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（１）に関しては、後半パスとなる第６パス～第１１パスの６パス中、５０％以上となる第６～８、１０の４パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（２）に関しては、後半パスとなる第６パス～第１１パスの６パス中、５０％以上となる第７、９～１１パスの４パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（３）に関しては、後半パスとなる第６パス～第１１パスの６パス中、全てのパスが本発明の範囲内となっている。

表５は、式（１）と式（３）を満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（１）に関しては、後半パスとなる第６～第１１パスの６パス中、５０％以上となる第６～１０パスの５パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（３）に関しては、後半パスとなる第６パス～第１１パスの６パス中、全てのパスが本発明の範囲内となっている。

表６は、式（２）と式（３）を満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（２）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１２パスの６パス中、５０％以上となる第７～９、１１、１２パスの５パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（３）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１２パスの６パス中、５０％以上となる第８～１２の５パスが本発明の範囲内となっている。

表７は、式（２）のみを満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（２）に関しては、後半パスとなる第８パス～第１５パスの８パス中、５０％以上となる第８、１０、１２～１４の５パスが本発明の範囲内となっている。
しかしながら、式（１）に関しては、第８、１０、１２パスの３パスのみしか本発明の範囲内となっていない。
また、式（３）に関しては、第１２パスの１パスのみしか本発明の範囲内となっていない。

表８は、式（３）のみを満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（３）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１３パスの７パス中、５０％以上となる第８～１３パスの６パスが本発明の範囲内となっている。
しかしながら、式（１）に関しては、第７、８、１０の３パスのみしか本発明の範囲内となっていない。
また、式（２）に関しては、第９、１０、１２パスの３パスのみしか本発明の範囲内となっていない。

表９は、いずれの式も満たさない条件で圧延した例である。
具体的には、式（１）に関しては、後半パスとなる第８パス～第１５パスの８パス中、第８、１２の２パスのみしか本発明の範囲内となっていない。
また、式（２）に関しては、第１０、１４パスの２パスのみしか本発明の範囲内となっていない。
また、式（３）に関しては、本発明の範囲内となるパスはない。

表１０～１２は、表４～９に示した例に比べて最終寸法が小さくなる例である。すなわち、ひずみ量が大きい場合の例である。図７を参照しながら説明したように、ひずみ量が大きいと応力三軸度が正になることで破壊しやすくなる。

表１０は、式（３）のみを満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（３）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１２パスの６パス中、５０％以上となる第８～１２パスの５パスが本発明の範囲内となっている。
しかしながら、式（１）に関しては、第８パスの１パスのみしか本発明の範囲内となっていない。
また、式（２）に関しては、第９、１２パスの２パスのみしか本発明の範囲内となっていない。

表１１は、式（２）と式（３）を満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（２）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１２パスの６パス中、５０％以上となる第７～９、１１、１２パスの５パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（３）に関しては、後半パスとなる第７パス～第１２パスの６パス中、５０％以上となる第８～１２の５パスが本発明の範囲内となっている。

表１２は、式（１）～（３）の全てを満たす条件で圧延した例である。
具体的には、式（１）に関しては、後半パスとなる第５パス～第９パスの５パス中、５０％以上となる第５～６、８の３パスが本発明の範囲内となっている。
また、式（２）に関しては、後半パスとなる第５パス～第９パスの５パス中、全てのパスが本発明の範囲内となっている。
また、式（３）に関しては、後半パスとなる第５パス～第９パスの５パス中、第５～６、第８～９の４パスが本発明の範囲内となっている。

なお、各表中、被圧延材長短比、圧下率（％）、フランジ比は以下の通りである。
被圧延材長短比は、矩形における第１辺と、該第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが第１辺の長さ以上である第２辺とに関し、各パスの圧延後における、第２辺の長さ（ｍｍ）／第１辺の長さ（ｍｍ）である。

圧下率（％）は、各パスにおいて、（（圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第１辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第１辺の長さ（ｍｍ））×１００、及び（（圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の第２辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の第２辺の長さ（ｍｍ））×１００のうち、より大きな値である。

フランジ比は、第１辺及び第２辺の長さのうち、各パス前後において長さが縮小する方のパス後辺長Ａと、孔型圧延ロールの外表面に形成され、被圧延材を支持可能であって孔状部を形成するフランジの先端部から被圧延材が当接可能な孔状部最深部までの長さであるフランジ長さＸとの比について、２Ｘ／Ａである。

また、得られた分塊圧延材の表面において、漏洩磁束探傷により測定される疵深さが３．０ｍｍ以上である疵の個数の結果を表１３に示す。表１３には本発明の条件として、式（１）、式（２）、式（３）を満たしているか否かを記載する。表１３中「○」は、後半パス中５０％以上のパスが各式を満たしていることを示す。

表１３より、本発明の条件で圧延することにより、疵が形成されることを抑制できることが明らかになった。

Ｓ 被圧延材
Ｂ 分塊圧延機
Ｒ 孔型圧延ロール
Ｘ フランジ長さ

Claims (2)

1. 圧延方向に垂直な断面形状が矩形である被圧延材を１対の孔型圧延ロール間に通すことで圧延して分塊圧延材を製造する方法であって、
   前記被圧延材として、Ｃｒを５．０質量％以上含有するＣｒ鋼を用い、
   全パス数を２Ｎパス又は２Ｎ＋１パスとした場合（Ｎ：０以上の整数）、第Ｎ＋１パス以降、最終パスまでの後半パス中５０％以上のパスの圧下において、以下の式（１）及び／又は式（２）を満たし、且つ式（３）を満たす、分塊圧延材の製造方法。
   １．４０≦被圧延材長短比 ・・・式（１）
   ２０％≦圧下率≦３５％、又は圧下率≦１０％ ・・・式（２）
   ０．７０≦フランジ比≦１．００ ・・・式（３）
   ここで、式（１）で、前記被圧延材長短比は、前記矩形における第１辺と、該第１辺に隣接し、第１パスの圧延開始前における長さが前記第１辺の長さ以上である第２辺とに関し、各パスの圧延後における、前記第２辺の長さ（ｍｍ）／前記第１辺の長さ（ｍｍ）である。
   式（２）で、圧下率（％）は、各パスにおいて、
   （（圧延前の前記第１辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の前記第１辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の前記第１辺の長さ（ｍｍ））×１００、及び
   （（圧延前の前記第２辺の長さ（ｍｍ）－圧延後の前記第２辺の長さ（ｍｍ））／圧延前の前記第２辺の長さ（ｍｍ））×１００のうち、より大きな値である。
   但し、前記式（２）において、連続する２パス以上で、圧下率≦１０％となる場合は含まない。
   式（３）で、フランジ比は、第１辺及び第２辺の長さのうち、各パス前後において長さが縮小する方のパス後辺長Ａと、
   前記孔型圧延ロールの外表面に形成され、前記被圧延材を支持可能であって孔状部を形成するフランジの先端部から前記被圧延材が当接可能な前記孔状部最深部までの長さであるフランジ長さＸとの比について、２Ｘ／Ａである。
2. 前記圧延では、前記被圧延材を、８００℃以上の加熱温度に加熱した後、前記１対の孔型圧延ロール間に通し、
   全パスにおける１パス当たりの前記圧下率を７０％以下とする、請求項１に記載の分塊圧延材の製造方法。

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