JPH0513721B2 - - Google Patents
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- JPH0513721B2 JPH0513721B2 JP20386888A JP20386888A JPH0513721B2 JP H0513721 B2 JPH0513721 B2 JP H0513721B2 JP 20386888 A JP20386888 A JP 20386888A JP 20386888 A JP20386888 A JP 20386888A JP H0513721 B2 JPH0513721 B2 JP H0513721B2
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- Metal Rolling (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
〔産業上の利用分野〕
本発明は被圧延材が連続鋳造法による鋳片であ
る製品板厚８０mm以上の極厚鋼板の圧延方法に関
するものである。 〔従来技術〕 従来、連続鋳造で得られる鋳片は、最終凝固位
置が鋳片中央部であるため、その鋳片中央部には
連続鋳造特有の中心偏析およびセンターポロシテ
イが不可避である。特にセンターポロシテイは微
小な空隙であり、圧延工程で圧着されないと製品
の出荷検査ではUST欠陥で不合格となる。現在
の連続鋳造法では鋳片厚300mm程度まで可能とな
つているが、センターポロシテイを完全圧着する
ためには、圧延工程での圧下を充分に加える必要
がある。製品板厚80mm以上では連続鋳造法で得ら
れる鋳片では十分な圧下が不可能であり、UST
欠陥のない製品を製造することはできない。その
ために従来技術での極厚鋼板の製造法では、特開
昭62−151201号公報および特公昭62−13083号公
報に示されているように、被圧延材は、鋼塊法に
よる被圧延材を用いている。 このような従来技術での課題は鋼塊法による製
造原価は連続鋳造法によるものと比較すると鋼材
トン当り数千円コスト高になり、コスト的に不利
になる点があげられる。 一方、連続鋳造法による鋳片を用いて極厚鋼板
を製造する方法で特公昭62−54561号公報で開示
しているように“厚板圧延機のミルライン入側に
被圧延素材をその肉厚をその向きに圧下する鋳造
プレスを配置してなる厚板圧延設備”があり、連
続鋳造法による鋳片において、UST欠陥を考慮
した場合鋳造プレスを用いないと極厚鋼板を製造
を不可能であることを示唆している。 このような鋳造プレス設備の課題は、ロールを
有する圧延設備に比べると莫大な設備費用が必要
であり、電力等の用役コストも高い点があげられ
る。 上記の如き従来技術の課題を解決するために、
設備投資を必要としない手法として、特開昭61−
238404号公報で示すように“表面と中心部に400
℃以上の温度差を設けた鋼材を形状比（長さ方向
有効接触長さ（mm）／厚み（mm）≧0.5で厚さ方向
及び／又は巾方向に圧下を加えることを特徴とす
る鋼材の熱間加工方法”がある。かゝる技術の課
題は鋳造プレスの設備投資が不要であるというメ
リツトのある反面に、“表面と中心部に400℃以上
の温度差を設けた鋼材”という面で (1) 連続鋳造法で得られる鋳片の表面と中心部に
400℃以上の温度差を設けるために、鋳片の表
面に水冷が必要となり、熱量原単位のロスが大
きくなる。 (2) 鋳片の表面が中心部に対して400℃以上も低
い状態で形状比0.5以上の大圧下するためには、
圧延機での圧延能力は、通常の圧延に比べて、
数倍を要する。そのため、圧延機の能力増強と
いう大きな設備投資が必要である。 一方、圧延工程でセンターポロシテイを圧着さ
せる技術と異なり、連続鋳造工程で中心偏析・セ
ンターポリシテイの発生を抑制する技術として
は、特公昭59−16862号公報で示すように“溶融
金属の連続鋳造における２次冷却帯に続く引抜工
程において、一対若しくは複数対の圧下ロールに
より鋳片の液相線クレーター先端と固相線クレー
ター先端との間を定常引抜過程で一対のロール当
りの圧下率が1.5％以下で定常引抜過程を連続的
に圧下することを特徴とする連続鋳造方”があ
る。 この従来技術の特徴は、完全凝固する前後でロ
ールによる圧下を行い、クレーター先端部におい
て凝固界面のデンドライト樹枝間に生じた濃化溶
鋼が移動しないようにして中心偏析およびセンタ
ーポリシテイの発生を抑制するところにある。
かゝる技術の課題は、中心偏析はある程度軽減さ
れても、センターポロシテイの発生を全く抑える
ことができない点にある。連続鋳造設備のロール
は、溶鋼静圧によるロール間のバルジングを抑え
るため、特に湾曲型連続鋳造設備ではロール径を
最大でも400〜500mm程度しかとれない。このよう
に圧延工程でのロールに比べ、連続鋳造設備では
ロールがかなり小型なので、連続鋳造工程でセン
ターポロシテイを完全に圧着するだけの圧着能力
がない。 〔発明が解決すべき課題〕 本発明は連続鋳造法により極厚鋳片を製造する
方法において、上記のような従来技術の課題、即
ち、多額な設備費やセンターポロシテイ発生抑制
の不十分さを解決するものである。 〔課題を解決するための手段〕 本発明は上記の従来技術の課題を有利に解決す
るものであつて以下の特徴よりなるものである。
即ち、 連続鋳造設備により鋳片を製造し、その後、該
鋳片を粗圧延工程で幅出し圧延を行い、さらに仕
上圧延工程で製品厚みまで圧延する極厚鋼板の製
造方法において、 上記連続鋳造設備の定常引抜工程では鋳片の液
相線クレーター先端との固相線クレーター先端と
の間を圧下量0.5〜2.0mm／の範囲で連続的に圧下
し、 上記仕上圧延工程では圧延速度を200〜350mm／
secの範囲で複数パス圧延することを特徴とし、
更に、上記仕上圧延工程でのパス圧延の全てを
0.5以上の形状比により鋳片厚さ方向に圧下を加
えることを特徴とするものである。 以下、本発明の内容について具体的に説明す
る。垂直部を有する湾曲形連続鋳造設備で鋳片を
製造する際鋳片が完全凝固する領域は一般に水平
部ロール帯である。第１図は上記鋳造設備におい
て、鋳片の完全凝固する前後の領域でのロール間
隔を示す。第１図ａは鋳片の完全凝固する前後の
領域を示す。実線の１，２は各々本発明による軽
圧下を加えたときの固相線および波相線である。
点線３，４は各々軽圧下を加えないときの固相線
および液相線である。第１図ｂは鋳片の完全凝固
する前後のロール間隔の推移を示す。 本発明は液相終了点（A1）前より固相終了点
（B1）後まで、圧下量0.5〜2.0mm／分の軽圧下を
加え、完全凝固領域前の溶鋼流動を完全に抑え
る。なお、A2、B2は軽圧下を加えない場合で凝
固収縮のみの影響を考慮した軽圧下0.1〜0.2mm／
分のときの液相終了点、および固相終了点であ
る。 上記の軽圧下条件で、圧下量が0.5mm／分未満
であると、溶鋼流動を抑えることができず、中心
偏析およびセンターポロシテイが軽減されないの
で0.5mm／分を下限する。一方、圧下量が2.0mm／
を越えた軽圧下を行うと、通常のロール径即ち
300〜500mmφ程度の場合ロール剛性に対して圧下
能力がないためにロール曲りが生じる。これによ
り鋳片幅方向の溶鋼流動が生じ、中心偏析および
センターポロシテイが増加する。また、ロールの
剛性を強くするためには分割ロールで強度を増す
ことが望ましいが、かゝる場合でも2.0mm／分を
越えた軽圧下では特公昭59−16862号公報で示す
ように内部割れが多発する。従つて、本発明によ
る軽圧下の圧下量の上限を2.0mm／分とする。 連続鋳造工程では上記のように鋳片の内部割れ
が発生し易く、このため、完全凝固領域の前で大
圧下量がとれないので鋳片品質としては、中心偏
析は抑えられるが、センターポロシテイの消却は
完全にできない。本発明の如く鋳片の特定箇所に
軽圧下を加える場合は軽圧下を加えない場合に比
較してセンターポロシテイの相当直径（約３〜４
mmφ）はぼゞ半減するが、それでも相当直径１〜
２mmφ程度のセンターポロシテイが存在する。こ
のようなセンターポロシテイは鋳片に圧延工程で
大圧下を加えないと、そのまま製品鋼板内部の欠
陥として残り、具体的にはUST欠陥として不合
格となる。 本発明はかゝる欠点を無くすため、仕上圧延工
程で次のような圧延を行うものである。 先ず、上記のようにして鋳片（例：鋳片厚300
mm程度）を製造したのち、上記鋳片を直接、また
は加熱炉で加熱してから粗圧延機に送り、こゝで
圧延を行う。この粗圧延機による圧延は主に幅出
し圧延をするためであり複数パス圧延を行い、被
圧延材の厚みは製品板厚（例：100〜150mm）の
1.5〜２倍程度（例：200〜250mm程度）とする。
その後、仕上げ圧延機で複数パス圧延で製品厚ま
で圧延を行うわけであるが、本発明ではその際ロ
ールの回転速度を200〜350mm／secの範囲とする
低速圧延を行うのである。 即ち、上記圧延工程において、複数パス圧延を
行うに従い、センターポロシテイが徐々に小さく
なり、圧着するまでいたるのが最も望ましいこと
であるが、センターポロシテイが徐々に小さくな
る際センターポロシテイ回りは圧延ロールからの
荷重を受けて塑性変形を行う。この塑性変形の進
行は、圧延ロールの圧下能力に比例しままは圧延
ロールの圧下能力が同じ場合、被圧延材とロール
との接触時間が大きいほど進行する。このように
圧延ロールの圧下能力を増強しないでセンターポ
ロシテイを効率よく小さくしながら圧着させるた
めには、被圧延材とロールとの接触時間を大きく
する手法として低速圧延が極めて有効である。 本発明はかゝる低速圧延を行つてセンターポロ
シテイを許容範囲内に圧着するものであるが、そ
の圧延ロールの回転速度を上記のように特定した
のは次の理由による。即ち、 ロールの回転速度が200mm／sec未満であると、
被圧延材とロールとの接触時間が多くなり、これ
により、一般的な圧延ロールではロール自身に熱
負荷によるヒートクラツク・肌荒れが生じやすく
なるのでロールの回転速度の下限を200mm／secと
した。 また、仕上げ圧延機のロールの回転速度を350
mm／sec超にして圧延すると、形状比を多く（１
〜３程度）とつても製品にUST欠陥が生じるの
で仕上げ圧延機のロールの回転速度の上限を350
mm／secとしたものである。 このような低速圧延を行うためには、仕上げ圧
延機のバツクアツプロール軸受は、一般的なモー
ゴイル式油膜軸受の場合、軸受の油膜形成が困難
となつて油膜焼付けが生じるため、耐荷重性能の
すぐれたころがり軸受が最もよい。 次に、鋳片の内質状態に更に良好にするために
上記の本発明の方法に加えて、仕上圧延機により
被圧延機に対して大圧下圧延を加えることが望ま
しい。 以下、大圧下圧延について説明する。 本発明では鋳造時軽圧下を加えた鋳片に、低速
圧延の条件のもとで大圧下を加えるのであるが、
大圧下圧延の指標として圧延形状比Mjを制限す
る。 各パス毎の形状比Mjは Mj＝ld／hm ＝√（j-1−j）／〔hj-1＋hj／２〕 (1) Mj：圧延形状比 ld：ロール投影接触長さ（mm） hm：ロール間隙内平均板厚（mm） Ｒ：ロール径（mm） hj：板厚（ｊ＝０、１、２、……） （hp：圧延前板厚） （hj：圧延後ｊパス後の板厚） ｊ：圧延パス数 であつて、この圧延形状比Mjの全てが0.5未満で
あると仕上げ圧延工程ではセンターポロシテイが
板厚の減少に比例して小さくはなるが圧延回数を
多くしても圧着にいたらない。この現象は鋼材中
心部に引張応力が作用し圧縮応力が全く作用しな
いため、圧延回数を多くしてもセンターポロシテ
イの圧着に及ばない。このため圧延形状比Mjの
下限は0.5とする。一方、圧延形状比の上限は現
状での連続鋳造法で製造可能な鋳片厚は300〜350
mm程度、極厚鋼板の製品厚100〜200mmを考慮する
と３程度である。 連続鋳造法による鋳片で圧延前のセンターポロ
シテイの等価直径をdp、Ｋパス圧延後のセンター
ポロシテイの等価直径をdkとすると、dK／dpは、 dK／dp＝hk／hp−k 〓j （Mj）ｇ（Vj）hk／hj (2) ｆ（Mj）；ポロシテイ圧縮応力関数 ｇ（Vj）；ポロシテイ圧着速度影響係数 ｊ；１、……ｋ である。ただしMj＜0.5、Vj≧0.5ｍ／secのとき
の(2)式は dk／dp≒hk／hp (3) となる。第２図は圧延前後のセンターポロシテイ
形状を示す図である。第２図ａは圧延前のセンタ
ーポロシテイを示し、等価直径dp、鋳片厚hpであ
る。第２図ｂはｋパス圧延後のセンターポロシテ
イを示し等価直径dkでδは、 δ＝１／２k 〓j （Mj）ｇ（Vj）hk／hj (4) であつて、低速圧延および大圧下圧延によつて、
ロールと被圧延材との接触する長さ、接触する時
間を大きくとつたために生じる材質の塑性変形に
よる圧着進行度合を示すものである。 通常、圧延速度が0.5ｍ／sec以上ではδ＝０と
なり、(3)式に示すように圧延前後のセンターポロ
シテイの等価直径比dk／dpは圧延前後の被圧延材
の厚みは比hk／hpに等しいため、理論的にはセン
ターポロシテイの圧着による消失はできない。セ
ンターポロシテイの圧着効果について(4)式の内容
を説明する。 第３図は圧延形状比Mjとポロシテイ圧縮応力
関数ｆ（Mj）との関係を示す図であるが、両者は
以下の式(5)により関係づけられる。 ｆ（Mj）＝aMj2＋bMj＋ｃ (5) 以上の式より、ポロシテイ圧縮応力関数ｆ
（Mj）は圧延形状比Mjの増加関数であり、１パ
スの圧下が小さく、Mj＜0.4領域では圧延形状比
によるポロシテイ圧縮効果は非常に小さく、 ｆ（Mj）＝０ となる。 第４は圧延速度Vjとポロシテイ圧着速度影響
係数ｇ（Vj）との関係を示す図であるが、両者は
式(6)により関係づけられる。 ｇ（Vj）＝ｄ／Vj＋ｅ (6) ポロシテイ厚みは歪速度の減少に伴い縮小し、
また、圧着時間の増加に伴いポロシテイ内面の接
合が促進する。即ち、ポロシテイ圧着速度影響係
数ｇ（Vj）は圧延速度Vjの減少関数として表わさ
れる。また、この低速効果ｇ（Vj）は、大圧下効
果ｆ（Mj）との相乗効果としてポロシテイ圧着を
促進し、圧延形状比の小さい領域では、低速効果
は小さい。 第８図は形状比0.5の場合の圧延速度と残存ポ
ロシテイ厚さ比dk／dpの関係を示す。圧延速度
0.35ｍ／sec以下ではほぼ残存ポロシテイ厚さdk
は０となる。 なお、本発明にように低速仕上圧延を行う場
合、通常仕上圧延を行う従来例に比し、１パス当
りの圧延形状比を大きく取ることが出来るので、
鋳造時軽圧下、低速圧延効果と相まつて、優れた
内部性状の厚鋼板を得る事が出来る。 第５図（一般圧延：仕上圧延温度900℃）、第６
図（制御圧延：仕上圧延温度750℃）は圧延各パ
ス間の板厚と圧延形状比との関係を示すもので、
従来圧延（圧延速度2000mm／sec）に対して、低
速圧延（圧延速度300mm／sec）の場合、約0.1増
の圧延形状比を得ることが出来る事を示す。 一般圧延ではスラブ厚300mmにおいて、製品厚
最大200mmの製造が可能である。第５図の圧延条
件は次の通りである。
る製品板厚８０mm以上の極厚鋼板の圧延方法に関
するものである。 〔従来技術〕 従来、連続鋳造で得られる鋳片は、最終凝固位
置が鋳片中央部であるため、その鋳片中央部には
連続鋳造特有の中心偏析およびセンターポロシテ
イが不可避である。特にセンターポロシテイは微
小な空隙であり、圧延工程で圧着されないと製品
の出荷検査ではUST欠陥で不合格となる。現在
の連続鋳造法では鋳片厚300mm程度まで可能とな
つているが、センターポロシテイを完全圧着する
ためには、圧延工程での圧下を充分に加える必要
がある。製品板厚80mm以上では連続鋳造法で得ら
れる鋳片では十分な圧下が不可能であり、UST
欠陥のない製品を製造することはできない。その
ために従来技術での極厚鋼板の製造法では、特開
昭62−151201号公報および特公昭62−13083号公
報に示されているように、被圧延材は、鋼塊法に
よる被圧延材を用いている。 このような従来技術での課題は鋼塊法による製
造原価は連続鋳造法によるものと比較すると鋼材
トン当り数千円コスト高になり、コスト的に不利
になる点があげられる。 一方、連続鋳造法による鋳片を用いて極厚鋼板
を製造する方法で特公昭62−54561号公報で開示
しているように“厚板圧延機のミルライン入側に
被圧延素材をその肉厚をその向きに圧下する鋳造
プレスを配置してなる厚板圧延設備”があり、連
続鋳造法による鋳片において、UST欠陥を考慮
した場合鋳造プレスを用いないと極厚鋼板を製造
を不可能であることを示唆している。 このような鋳造プレス設備の課題は、ロールを
有する圧延設備に比べると莫大な設備費用が必要
であり、電力等の用役コストも高い点があげられ
る。 上記の如き従来技術の課題を解決するために、
設備投資を必要としない手法として、特開昭61−
238404号公報で示すように“表面と中心部に400
℃以上の温度差を設けた鋼材を形状比（長さ方向
有効接触長さ（mm）／厚み（mm）≧0.5で厚さ方向
及び／又は巾方向に圧下を加えることを特徴とす
る鋼材の熱間加工方法”がある。かゝる技術の課
題は鋳造プレスの設備投資が不要であるというメ
リツトのある反面に、“表面と中心部に400℃以上
の温度差を設けた鋼材”という面で (1) 連続鋳造法で得られる鋳片の表面と中心部に
400℃以上の温度差を設けるために、鋳片の表
面に水冷が必要となり、熱量原単位のロスが大
きくなる。 (2) 鋳片の表面が中心部に対して400℃以上も低
い状態で形状比0.5以上の大圧下するためには、
圧延機での圧延能力は、通常の圧延に比べて、
数倍を要する。そのため、圧延機の能力増強と
いう大きな設備投資が必要である。 一方、圧延工程でセンターポロシテイを圧着さ
せる技術と異なり、連続鋳造工程で中心偏析・セ
ンターポリシテイの発生を抑制する技術として
は、特公昭59−16862号公報で示すように“溶融
金属の連続鋳造における２次冷却帯に続く引抜工
程において、一対若しくは複数対の圧下ロールに
より鋳片の液相線クレーター先端と固相線クレー
ター先端との間を定常引抜過程で一対のロール当
りの圧下率が1.5％以下で定常引抜過程を連続的
に圧下することを特徴とする連続鋳造方”があ
る。 この従来技術の特徴は、完全凝固する前後でロ
ールによる圧下を行い、クレーター先端部におい
て凝固界面のデンドライト樹枝間に生じた濃化溶
鋼が移動しないようにして中心偏析およびセンタ
ーポリシテイの発生を抑制するところにある。
かゝる技術の課題は、中心偏析はある程度軽減さ
れても、センターポロシテイの発生を全く抑える
ことができない点にある。連続鋳造設備のロール
は、溶鋼静圧によるロール間のバルジングを抑え
るため、特に湾曲型連続鋳造設備ではロール径を
最大でも400〜500mm程度しかとれない。このよう
に圧延工程でのロールに比べ、連続鋳造設備では
ロールがかなり小型なので、連続鋳造工程でセン
ターポロシテイを完全に圧着するだけの圧着能力
がない。 〔発明が解決すべき課題〕 本発明は連続鋳造法により極厚鋳片を製造する
方法において、上記のような従来技術の課題、即
ち、多額な設備費やセンターポロシテイ発生抑制
の不十分さを解決するものである。 〔課題を解決するための手段〕 本発明は上記の従来技術の課題を有利に解決す
るものであつて以下の特徴よりなるものである。
即ち、 連続鋳造設備により鋳片を製造し、その後、該
鋳片を粗圧延工程で幅出し圧延を行い、さらに仕
上圧延工程で製品厚みまで圧延する極厚鋼板の製
造方法において、 上記連続鋳造設備の定常引抜工程では鋳片の液
相線クレーター先端との固相線クレーター先端と
の間を圧下量0.5〜2.0mm／の範囲で連続的に圧下
し、 上記仕上圧延工程では圧延速度を200〜350mm／
secの範囲で複数パス圧延することを特徴とし、
更に、上記仕上圧延工程でのパス圧延の全てを
0.5以上の形状比により鋳片厚さ方向に圧下を加
えることを特徴とするものである。 以下、本発明の内容について具体的に説明す
る。垂直部を有する湾曲形連続鋳造設備で鋳片を
製造する際鋳片が完全凝固する領域は一般に水平
部ロール帯である。第１図は上記鋳造設備におい
て、鋳片の完全凝固する前後の領域でのロール間
隔を示す。第１図ａは鋳片の完全凝固する前後の
領域を示す。実線の１，２は各々本発明による軽
圧下を加えたときの固相線および波相線である。
点線３，４は各々軽圧下を加えないときの固相線
および液相線である。第１図ｂは鋳片の完全凝固
する前後のロール間隔の推移を示す。 本発明は液相終了点（A1）前より固相終了点
（B1）後まで、圧下量0.5〜2.0mm／分の軽圧下を
加え、完全凝固領域前の溶鋼流動を完全に抑え
る。なお、A2、B2は軽圧下を加えない場合で凝
固収縮のみの影響を考慮した軽圧下0.1〜0.2mm／
分のときの液相終了点、および固相終了点であ
る。 上記の軽圧下条件で、圧下量が0.5mm／分未満
であると、溶鋼流動を抑えることができず、中心
偏析およびセンターポロシテイが軽減されないの
で0.5mm／分を下限する。一方、圧下量が2.0mm／
を越えた軽圧下を行うと、通常のロール径即ち
300〜500mmφ程度の場合ロール剛性に対して圧下
能力がないためにロール曲りが生じる。これによ
り鋳片幅方向の溶鋼流動が生じ、中心偏析および
センターポロシテイが増加する。また、ロールの
剛性を強くするためには分割ロールで強度を増す
ことが望ましいが、かゝる場合でも2.0mm／分を
越えた軽圧下では特公昭59−16862号公報で示す
ように内部割れが多発する。従つて、本発明によ
る軽圧下の圧下量の上限を2.0mm／分とする。 連続鋳造工程では上記のように鋳片の内部割れ
が発生し易く、このため、完全凝固領域の前で大
圧下量がとれないので鋳片品質としては、中心偏
析は抑えられるが、センターポロシテイの消却は
完全にできない。本発明の如く鋳片の特定箇所に
軽圧下を加える場合は軽圧下を加えない場合に比
較してセンターポロシテイの相当直径（約３〜４
mmφ）はぼゞ半減するが、それでも相当直径１〜
２mmφ程度のセンターポロシテイが存在する。こ
のようなセンターポロシテイは鋳片に圧延工程で
大圧下を加えないと、そのまま製品鋼板内部の欠
陥として残り、具体的にはUST欠陥として不合
格となる。 本発明はかゝる欠点を無くすため、仕上圧延工
程で次のような圧延を行うものである。 先ず、上記のようにして鋳片（例：鋳片厚300
mm程度）を製造したのち、上記鋳片を直接、また
は加熱炉で加熱してから粗圧延機に送り、こゝで
圧延を行う。この粗圧延機による圧延は主に幅出
し圧延をするためであり複数パス圧延を行い、被
圧延材の厚みは製品板厚（例：100〜150mm）の
1.5〜２倍程度（例：200〜250mm程度）とする。
その後、仕上げ圧延機で複数パス圧延で製品厚ま
で圧延を行うわけであるが、本発明ではその際ロ
ールの回転速度を200〜350mm／secの範囲とする
低速圧延を行うのである。 即ち、上記圧延工程において、複数パス圧延を
行うに従い、センターポロシテイが徐々に小さく
なり、圧着するまでいたるのが最も望ましいこと
であるが、センターポロシテイが徐々に小さくな
る際センターポロシテイ回りは圧延ロールからの
荷重を受けて塑性変形を行う。この塑性変形の進
行は、圧延ロールの圧下能力に比例しままは圧延
ロールの圧下能力が同じ場合、被圧延材とロール
との接触時間が大きいほど進行する。このように
圧延ロールの圧下能力を増強しないでセンターポ
ロシテイを効率よく小さくしながら圧着させるた
めには、被圧延材とロールとの接触時間を大きく
する手法として低速圧延が極めて有効である。 本発明はかゝる低速圧延を行つてセンターポロ
シテイを許容範囲内に圧着するものであるが、そ
の圧延ロールの回転速度を上記のように特定した
のは次の理由による。即ち、 ロールの回転速度が200mm／sec未満であると、
被圧延材とロールとの接触時間が多くなり、これ
により、一般的な圧延ロールではロール自身に熱
負荷によるヒートクラツク・肌荒れが生じやすく
なるのでロールの回転速度の下限を200mm／secと
した。 また、仕上げ圧延機のロールの回転速度を350
mm／sec超にして圧延すると、形状比を多く（１
〜３程度）とつても製品にUST欠陥が生じるの
で仕上げ圧延機のロールの回転速度の上限を350
mm／secとしたものである。 このような低速圧延を行うためには、仕上げ圧
延機のバツクアツプロール軸受は、一般的なモー
ゴイル式油膜軸受の場合、軸受の油膜形成が困難
となつて油膜焼付けが生じるため、耐荷重性能の
すぐれたころがり軸受が最もよい。 次に、鋳片の内質状態に更に良好にするために
上記の本発明の方法に加えて、仕上圧延機により
被圧延機に対して大圧下圧延を加えることが望ま
しい。 以下、大圧下圧延について説明する。 本発明では鋳造時軽圧下を加えた鋳片に、低速
圧延の条件のもとで大圧下を加えるのであるが、
大圧下圧延の指標として圧延形状比Mjを制限す
る。 各パス毎の形状比Mjは Mj＝ld／hm ＝√（j-1−j）／〔hj-1＋hj／２〕 (1) Mj：圧延形状比 ld：ロール投影接触長さ（mm） hm：ロール間隙内平均板厚（mm） Ｒ：ロール径（mm） hj：板厚（ｊ＝０、１、２、……） （hp：圧延前板厚） （hj：圧延後ｊパス後の板厚） ｊ：圧延パス数 であつて、この圧延形状比Mjの全てが0.5未満で
あると仕上げ圧延工程ではセンターポロシテイが
板厚の減少に比例して小さくはなるが圧延回数を
多くしても圧着にいたらない。この現象は鋼材中
心部に引張応力が作用し圧縮応力が全く作用しな
いため、圧延回数を多くしてもセンターポロシテ
イの圧着に及ばない。このため圧延形状比Mjの
下限は0.5とする。一方、圧延形状比の上限は現
状での連続鋳造法で製造可能な鋳片厚は300〜350
mm程度、極厚鋼板の製品厚100〜200mmを考慮する
と３程度である。 連続鋳造法による鋳片で圧延前のセンターポロ
シテイの等価直径をdp、Ｋパス圧延後のセンター
ポロシテイの等価直径をdkとすると、dK／dpは、 dK／dp＝hk／hp−k 〓j （Mj）ｇ（Vj）hk／hj (2) ｆ（Mj）；ポロシテイ圧縮応力関数 ｇ（Vj）；ポロシテイ圧着速度影響係数 ｊ；１、……ｋ である。ただしMj＜0.5、Vj≧0.5ｍ／secのとき
の(2)式は dk／dp≒hk／hp (3) となる。第２図は圧延前後のセンターポロシテイ
形状を示す図である。第２図ａは圧延前のセンタ
ーポロシテイを示し、等価直径dp、鋳片厚hpであ
る。第２図ｂはｋパス圧延後のセンターポロシテ
イを示し等価直径dkでδは、 δ＝１／２k 〓j （Mj）ｇ（Vj）hk／hj (4) であつて、低速圧延および大圧下圧延によつて、
ロールと被圧延材との接触する長さ、接触する時
間を大きくとつたために生じる材質の塑性変形に
よる圧着進行度合を示すものである。 通常、圧延速度が0.5ｍ／sec以上ではδ＝０と
なり、(3)式に示すように圧延前後のセンターポロ
シテイの等価直径比dk／dpは圧延前後の被圧延材
の厚みは比hk／hpに等しいため、理論的にはセン
ターポロシテイの圧着による消失はできない。セ
ンターポロシテイの圧着効果について(4)式の内容
を説明する。 第３図は圧延形状比Mjとポロシテイ圧縮応力
関数ｆ（Mj）との関係を示す図であるが、両者は
以下の式(5)により関係づけられる。 ｆ（Mj）＝aMj2＋bMj＋ｃ (5) 以上の式より、ポロシテイ圧縮応力関数ｆ
（Mj）は圧延形状比Mjの増加関数であり、１パ
スの圧下が小さく、Mj＜0.4領域では圧延形状比
によるポロシテイ圧縮効果は非常に小さく、 ｆ（Mj）＝０ となる。 第４は圧延速度Vjとポロシテイ圧着速度影響
係数ｇ（Vj）との関係を示す図であるが、両者は
式(6)により関係づけられる。 ｇ（Vj）＝ｄ／Vj＋ｅ (6) ポロシテイ厚みは歪速度の減少に伴い縮小し、
また、圧着時間の増加に伴いポロシテイ内面の接
合が促進する。即ち、ポロシテイ圧着速度影響係
数ｇ（Vj）は圧延速度Vjの減少関数として表わさ
れる。また、この低速効果ｇ（Vj）は、大圧下効
果ｆ（Mj）との相乗効果としてポロシテイ圧着を
促進し、圧延形状比の小さい領域では、低速効果
は小さい。 第８図は形状比0.5の場合の圧延速度と残存ポ
ロシテイ厚さ比dk／dpの関係を示す。圧延速度
0.35ｍ／sec以下ではほぼ残存ポロシテイ厚さdk
は０となる。 なお、本発明にように低速仕上圧延を行う場
合、通常仕上圧延を行う従来例に比し、１パス当
りの圧延形状比を大きく取ることが出来るので、
鋳造時軽圧下、低速圧延効果と相まつて、優れた
内部性状の厚鋼板を得る事が出来る。 第５図（一般圧延：仕上圧延温度900℃）、第６
図（制御圧延：仕上圧延温度750℃）は圧延各パ
ス間の板厚と圧延形状比との関係を示すもので、
従来圧延（圧延速度2000mm／sec）に対して、低
速圧延（圧延速度300mm／sec）の場合、約0.1増
の圧延形状比を得ることが出来る事を示す。 一般圧延ではスラブ厚300mmにおいて、製品厚
最大200mmの製造が可能である。第５図の圧延条
件は次の通りである。
【表】
制御圧延は海洋構造材料のように低温靱性を要
求される鋼板の製造において用いられ、圧延温度
が低く大圧下圧延に不利であるが、低速大圧下圧
延によつて製品厚100mmの内部性状の優れた鋼板
を製造することが可能である。第６図の圧延条件
は次の通りである。
求される鋼板の製造において用いられ、圧延温度
が低く大圧下圧延に不利であるが、低速大圧下圧
延によつて製品厚100mmの内部性状の優れた鋼板
を製造することが可能である。第６図の圧延条件
は次の通りである。
スラブ厚300mmの鋳片を連続鋳造設備で引抜く
工程において、鋳片の液相線クレーター先端と固
相線クレーター先端との間を下記表に示す圧下量
で軽圧下を連続的に施し、次に粗圧延において、
幅出し圧延を行い、幅出し後、750℃の温度で下
記表に示す圧延速度で仕上圧延を行つた。成品サ
イズは100mm×2500mmであつた。
工程において、鋳片の液相線クレーター先端と固
相線クレーター先端との間を下記表に示す圧下量
で軽圧下を連続的に施し、次に粗圧延において、
幅出し圧延を行い、幅出し後、750℃の温度で下
記表に示す圧延速度で仕上圧延を行つた。成品サ
イズは100mm×2500mmであつた。
【表】
上述したように、本発明は連続鋳造時の軽圧下
と仕上圧延時の低速圧延の組合せにより、鋼板内
のUST欠陥を極めて効果的に低減せしめるもの
であるから、極厚鋼板例えば80mm以上の鋼板でも
連続鋳造鋳片より容易に製造することができるの
で、その工業的価値は極めて高い。
と仕上圧延時の低速圧延の組合せにより、鋼板内
のUST欠陥を極めて効果的に低減せしめるもの
であるから、極厚鋼板例えば80mm以上の鋼板でも
連続鋳造鋳片より容易に製造することができるの
で、その工業的価値は極めて高い。
第１図は本発明による鋳片の完全凝固領域前後
の状態図ａとロール間隔を示す図ｂ、第２図は圧
延前後のセンターポロシテイを示す図でａは圧延
前ｂは圧延後のものを示し、第３図は圧延形状比
（Mj）とポロシテイ圧縮応力関数ｆ（Mj）との関
係を示す図、第４図は圧延速度（Vj）とポロシ
テイ圧着速度影響数ｇ（Vj）との関係を示す図、
第５図は一般圧延（仕上げ圧延温度900℃）の場
合の各パス間の板厚と圧延形状比との関係を示す
図、第６図は制御圧延（仕上げ圧延温度750℃）
の場合の各パス間の板厚と圧延形状比との関係を
示す図、第７図は本発明と従来法との効果を示す
UST欠陥個数のヒストグラムであり、第８図は
圧延速度と残存ポロシテイ厚比との関係を示す図
である。
の状態図ａとロール間隔を示す図ｂ、第２図は圧
延前後のセンターポロシテイを示す図でａは圧延
前ｂは圧延後のものを示し、第３図は圧延形状比
（Mj）とポロシテイ圧縮応力関数ｆ（Mj）との関
係を示す図、第４図は圧延速度（Vj）とポロシ
テイ圧着速度影響数ｇ（Vj）との関係を示す図、
第５図は一般圧延（仕上げ圧延温度900℃）の場
合の各パス間の板厚と圧延形状比との関係を示す
図、第６図は制御圧延（仕上げ圧延温度750℃）
の場合の各パス間の板厚と圧延形状比との関係を
示す図、第７図は本発明と従来法との効果を示す
UST欠陥個数のヒストグラムであり、第８図は
圧延速度と残存ポロシテイ厚比との関係を示す図
である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 連続鋳造設備により鋳片を製造し、その後、
該鋳片を粗圧延工程で幅出し圧延を行い、さらに
仕上げ圧延工程で製品厚みまで圧延する極厚鋼板
の製造方法において、 上記連続鋳造設備の定常引抜工程では鋳片の液
相線クレーター先端と固相線クレーター先端との
間を圧下量0.5〜2.0mm／分の範囲で連続的に圧下
し、 上記仕上げ圧延工程では圧延速度を200〜350
mm／secの範囲で複数パス圧延することを特徴と
する内部性状の優れた極厚鋼板の製造方法。 ２ 連続鋳造設備により鋳片を製造し、その後、
該鋳片を粗圧延工程で幅出し圧延を行い、さらに
仕上げ圧延工程で製品厚みまで圧延する極厚鋼板
の製造方法において、 上記連続鋳造設備の定常引抜工程では鋳片の液
相線クレーター先端と固相線クレーター先端との
間を圧下量0.5〜2.0mm／分の範囲で連続的に圧下
し、 上記仕上げ圧延工程では圧延速度を200〜350
mm／secの範囲で複数パス圧延すると共に、パス
圧延の全てを下記式に基づく圧延形状比0.5以上
により鋳片厚さ方向に圧下を加えることを特徴と
する内部性状の優れた極厚鋼板の製造方法。 Mj＝ld／hm＝√（j-1−j）／〔hj-1＋hj／２〕 但し、 Mj：圧延形状比 ld：ロール投影接触長さ（mm） hm：ロール間隙内平均板厚（mm） Ｒ：ロール径（mm） hj：板厚（ｊ＝０、１、２、……） （h0：圧延前板厚） （hj：圧延後ｊパス後の板厚） ｊ：圧延パス数
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP20386888A JPH0255606A (ja) | 1988-08-18 | 1988-08-18 | 内部性状の優れた極厚鋼板の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP20386888A JPH0255606A (ja) | 1988-08-18 | 1988-08-18 | 内部性状の優れた極厚鋼板の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0255606A JPH0255606A (ja) | 1990-02-26 |
| JPH0513721B2 true JPH0513721B2 (ja) | 1993-02-23 |
Family
ID=16481037
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP20386888A Granted JPH0255606A (ja) | 1988-08-18 | 1988-08-18 | 内部性状の優れた極厚鋼板の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0255606A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4813817B2 (ja) * | 2005-04-11 | 2011-11-09 | 株式会社神戸製鋼所 | 鋼材の製造方法 |
| JP5073356B2 (ja) * | 2007-04-24 | 2012-11-14 | 株式会社神戸製鋼所 | 最終製品厚みＤｆ［ｍｍ］が９０以上である厚板製品向けの熱間圧延用連鋳スラブ鋳片 |
| CN108941494B (zh) * | 2018-09-25 | 2020-07-07 | 湖南华菱湘潭钢铁有限公司 | 一种中厚板连铸坯的热送热装工艺 |
-
1988
- 1988-08-18 JP JP20386888A patent/JPH0255606A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0255606A (ja) | 1990-02-26 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |