JPH0798201B2 - Ｈ形鋼の粗圧延方法 - Google Patents
Ｈ形鋼の粗圧延方法Info
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- JPH0798201B2 JPH0798201B2 JP63011532A JP1153288A JPH0798201B2 JP H0798201 B2 JPH0798201 B2 JP H0798201B2 JP 63011532 A JP63011532 A JP 63011532A JP 1153288 A JP1153288 A JP 1153288A JP H0798201 B2 JPH0798201 B2 JP H0798201B2
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Description
この発明はＨ形鋼の粗圧延方法に係り、狭幅かつ薄肉の
粗形鋼片または連続鋳造スラブより大寸法のＨ形鋼を高
能率、低コストで製造可能な方法に関する。
粗形鋼片または連続鋳造スラブより大寸法のＨ形鋼を高
能率、低コストで製造可能な方法に関する。
近年、Ｈ形鋼は省エネルギーおよび歩留の観点から連続
鋳造スラブから圧延する方法が一般的となっている。 すなわち、従来の一般的な製造工程としては、連続鋳造
された粗形鋼片（スラブ、ビームブランク）を加熱工程
−粗圧延工程−中間圧延工程−仕上圧延工程を経てＨ形
鋼が製造されている。 しかし、このＨ形鋼製造方法は粗圧延工程で粗形鋼片を
ドッグボーン形状に圧延するため、広幅系Ｈ形鋼の場合
非常に大きい圧下量を必要とする。このため粗形鋼片先
後端部に大きなフィッシュテールが発生し、粗圧延後の
クロップ切捨て量が大きくなり圧延歩留りの低下を招い
ていた。 また、幅方向の圧下にかなりのパス回数を必要とするた
め圧延能率も大幅に低下する等の問題があった。 そこで、上記の問題を解決する方法として、特公昭59−
18124号公報には、第３図に示すごとく粗形鋼片（１）
の両サイド端面にＶ字形の割り（２）を入れ、この割り
を順次深くした後、この割りを押し広げてビームブラン
ク（３）を形成する方法が開示されている。 すなわち、この粗圧延方法は第４図に示すごとく、ロー
ルに孔設された割り孔型（Ｋ−１）、（Ｋ−２）、（Ｋ
−３）によって鋼片の幅方向を上下にして粗圧延を行な
い、両端面にＶ字形割り（２）を入れ、続いてボックス
孔型（Ｋ−４）により両端面のＶ字形割りを押し広げて
平らにした後、造形孔型（Ｋ−５）により仕上圧延を行
なう方法である。 この方法によれば、粗形鋼片の先後端部に大きなフィッ
シュテールが発生しないので歩留が向上し、フランジ幅
出し効率がよくなり圧延パス回数を減少できる結果圧延
能率を向上でき、厚みの薄い偏平鋼片から大寸法のＨ形
鋼を製造する場合も１回の加熱だけで製造が可能となる
等の効果を奏する。
鋳造スラブから圧延する方法が一般的となっている。 すなわち、従来の一般的な製造工程としては、連続鋳造
された粗形鋼片（スラブ、ビームブランク）を加熱工程
−粗圧延工程−中間圧延工程−仕上圧延工程を経てＨ形
鋼が製造されている。 しかし、このＨ形鋼製造方法は粗圧延工程で粗形鋼片を
ドッグボーン形状に圧延するため、広幅系Ｈ形鋼の場合
非常に大きい圧下量を必要とする。このため粗形鋼片先
後端部に大きなフィッシュテールが発生し、粗圧延後の
クロップ切捨て量が大きくなり圧延歩留りの低下を招い
ていた。 また、幅方向の圧下にかなりのパス回数を必要とするた
め圧延能率も大幅に低下する等の問題があった。 そこで、上記の問題を解決する方法として、特公昭59−
18124号公報には、第３図に示すごとく粗形鋼片（１）
の両サイド端面にＶ字形の割り（２）を入れ、この割り
を順次深くした後、この割りを押し広げてビームブラン
ク（３）を形成する方法が開示されている。 すなわち、この粗圧延方法は第４図に示すごとく、ロー
ルに孔設された割り孔型（Ｋ−１）、（Ｋ−２）、（Ｋ
−３）によって鋼片の幅方向を上下にして粗圧延を行な
い、両端面にＶ字形割り（２）を入れ、続いてボックス
孔型（Ｋ−４）により両端面のＶ字形割りを押し広げて
平らにした後、造形孔型（Ｋ−５）により仕上圧延を行
なう方法である。 この方法によれば、粗形鋼片の先後端部に大きなフィッ
シュテールが発生しないので歩留が向上し、フランジ幅
出し効率がよくなり圧延パス回数を減少できる結果圧延
能率を向上でき、厚みの薄い偏平鋼片から大寸法のＨ形
鋼を製造する場合も１回の加熱だけで製造が可能となる
等の効果を奏する。
しかし、従来の前記割りを入れてビームブランクを形成
する方法では、以下に示す問題点があった。 大寸法のＨ形鋼の場合、粗圧延工程においてスラブを立
てて、強力な幅圧下により両端部を押し広げてビームブ
ランクを形成するので、必要とされるスラブ幅が非常に
大きなものとなる。このため、粗圧延のパス回数が多く
なるという問題があった。 すなわち、スラブの両端面中央に入れた割りを押し開い
た後に行なわれるウエブの圧下工程において、ウエブの
圧下に伴いフランジ幅が著しく減少する。これは、圧下
されるウエブのボリュームに対しフランジのボリューム
が小さいため、メタルがフランジからウエブに流れるた
めである。このため、ウエブ圧下に伴うフランジ幅を補
償する必要があり、スラブ幅を大きくせざるを得ず、Ｖ
字形の割りの深さも必然的に深くなる。したがって、粗
圧延のパス回数が増大することになるのである。 第５図は上記従来法を採用したH600×300の場合粗圧延
工程におけるパス毎のフランジ幅の変化を示したもので
ある。 この場合の素材は、250mm厚×1200mm幅である。造形孔
型幅は770mmであるため、エッジング工程において、120
0mmから750mmまで450mm幅圧下を行なう。このときの孔
型（Ｋ−２）におけるＶ字形割りの深さは120mmであ
る。この場合、粗圧延放しのビームブランクのウエバ厚
は60mmであり、フランジ幅は350mmである。 造形孔型でのウエブ圧下は250mm〜60mmと190mmであり、
190mm圧下に伴うフランジ幅の減少量は120mmとなる。つ
まり、エッジング圧延においては、470mm（350mm＋120m
m）以上の端部幅が必要である。また、フランジの先端
を圧下し、造形孔型でのフランジ充満度を改善する必要
があり、そのため少なくとも480mmは必要となる。した
がって、エッジングの最終孔型（Ｋ−４）の最大幅は51
0mmとなる。 第６図は割り入れ幅圧下における幅圧下量とフランジ幅
の関係を示す図であり、250mm厚のスラブから480mmのフ
ランジ幅を得るためには、素材スラブ幅1200mmが必要と
なるのである。 また、スラブ幅が大きくなると、加熱炉での収容本数が
少なくなり、加熱能率も低下する。すなわち、在炉本数
が少ない場合、スラブ厚さが薄いため加熱能率が低下す
る。 したがって、広幅のスラブからの大寸法のＨ形鋼の圧延
能率は、他の小、中寸法のＨ形鋼製品単重より大きいに
も係らず非常に低い結果となっている。 さらに、超大寸法のＨ形鋼（例えばH900×400,H1000×3
00）を圧延しようとする場合、スラブの割り入れエッジ
ング圧延後のフランジ幅が大きくなる。つまり、第４図
に示す造形孔型圧延（Ｋ−５）の幅が大きくなる。一
方、一般の粗圧延のロール胴長は、ロール強度上から3m
以下のものが大部分である。 したがって、造形孔型の幅が大きくなると必要とされる
孔型（少なくとも割り入れ，押し広げ用のエッジング孔
型４個と造形孔型１個）をこの3m以下のロール胴長内に
収容することが不可能となる。 このように、エッジング圧延後、続いてウエブ厚を減少
させる造形孔型圧延方式では、必要とされる粗圧延放し
の粗形鋼片のフランジ幅に対し、エッジング工程におい
て粗圧延後のビームブランクのフランジ幅の1.5倍以上
のフランジ幅を確保する必要があり、大寸Ｈ形鋼では圧
延能率の低下、広幅のスラブ使用による加熱能力の低
下、さらにはロール胴長制約により、超大寸Ｈ形鋼の製
造は不可能であった。 この発明は従来の前記Ｖ字形割りを入れるＨ形鋼の製造
方法における圧延能率および加熱能率の低下の問題を解
決するためになされたものであり、狭幅、薄肉の連続鋳
造スラブまたは粗形鋼片より前記超大寸Ｈ形鋼を含む大
型Ｈ形鋼を高能率、低コストで製造し得る粗圧延方法を
提案しようとするものである。
する方法では、以下に示す問題点があった。 大寸法のＨ形鋼の場合、粗圧延工程においてスラブを立
てて、強力な幅圧下により両端部を押し広げてビームブ
ランクを形成するので、必要とされるスラブ幅が非常に
大きなものとなる。このため、粗圧延のパス回数が多く
なるという問題があった。 すなわち、スラブの両端面中央に入れた割りを押し開い
た後に行なわれるウエブの圧下工程において、ウエブの
圧下に伴いフランジ幅が著しく減少する。これは、圧下
されるウエブのボリュームに対しフランジのボリューム
が小さいため、メタルがフランジからウエブに流れるた
めである。このため、ウエブ圧下に伴うフランジ幅を補
償する必要があり、スラブ幅を大きくせざるを得ず、Ｖ
字形の割りの深さも必然的に深くなる。したがって、粗
圧延のパス回数が増大することになるのである。 第５図は上記従来法を採用したH600×300の場合粗圧延
工程におけるパス毎のフランジ幅の変化を示したもので
ある。 この場合の素材は、250mm厚×1200mm幅である。造形孔
型幅は770mmであるため、エッジング工程において、120
0mmから750mmまで450mm幅圧下を行なう。このときの孔
型（Ｋ−２）におけるＶ字形割りの深さは120mmであ
る。この場合、粗圧延放しのビームブランクのウエバ厚
は60mmであり、フランジ幅は350mmである。 造形孔型でのウエブ圧下は250mm〜60mmと190mmであり、
190mm圧下に伴うフランジ幅の減少量は120mmとなる。つ
まり、エッジング圧延においては、470mm（350mm＋120m
m）以上の端部幅が必要である。また、フランジの先端
を圧下し、造形孔型でのフランジ充満度を改善する必要
があり、そのため少なくとも480mmは必要となる。した
がって、エッジングの最終孔型（Ｋ−４）の最大幅は51
0mmとなる。 第６図は割り入れ幅圧下における幅圧下量とフランジ幅
の関係を示す図であり、250mm厚のスラブから480mmのフ
ランジ幅を得るためには、素材スラブ幅1200mmが必要と
なるのである。 また、スラブ幅が大きくなると、加熱炉での収容本数が
少なくなり、加熱能率も低下する。すなわち、在炉本数
が少ない場合、スラブ厚さが薄いため加熱能率が低下す
る。 したがって、広幅のスラブからの大寸法のＨ形鋼の圧延
能率は、他の小、中寸法のＨ形鋼製品単重より大きいに
も係らず非常に低い結果となっている。 さらに、超大寸法のＨ形鋼（例えばH900×400,H1000×3
00）を圧延しようとする場合、スラブの割り入れエッジ
ング圧延後のフランジ幅が大きくなる。つまり、第４図
に示す造形孔型圧延（Ｋ−５）の幅が大きくなる。一
方、一般の粗圧延のロール胴長は、ロール強度上から3m
以下のものが大部分である。 したがって、造形孔型の幅が大きくなると必要とされる
孔型（少なくとも割り入れ，押し広げ用のエッジング孔
型４個と造形孔型１個）をこの3m以下のロール胴長内に
収容することが不可能となる。 このように、エッジング圧延後、続いてウエブ厚を減少
させる造形孔型圧延方式では、必要とされる粗圧延放し
の粗形鋼片のフランジ幅に対し、エッジング工程におい
て粗圧延後のビームブランクのフランジ幅の1.5倍以上
のフランジ幅を確保する必要があり、大寸Ｈ形鋼では圧
延能率の低下、広幅のスラブ使用による加熱能力の低
下、さらにはロール胴長制約により、超大寸Ｈ形鋼の製
造は不可能であった。 この発明は従来の前記Ｖ字形割りを入れるＨ形鋼の製造
方法における圧延能率および加熱能率の低下の問題を解
決するためになされたものであり、狭幅、薄肉の連続鋳
造スラブまたは粗形鋼片より前記超大寸Ｈ形鋼を含む大
型Ｈ形鋼を高能率、低コストで製造し得る粗圧延方法を
提案しようとするものである。
この発明に係るＨ形鋼の粗圧延方法は、素材の連続鋳造
スラブまたは粗形鋼片両端面にＶ字形割りを入れ、この
割りを順次深くした後平らにするエッジング圧延（幅圧
下）と、このエッジング圧延に引き続いて行ないウエブ
厚を薄くするウエブ圧下圧延を複数回繰返す方法であ
り、エッジング圧延→ウエブ圧下圧延→エッジング圧延
→ウエブ圧下圧延と繰返すことによって、途中材料のフ
ランジ幅を一定以上に大きくすることなく所定の寸法を
有する粗圧延放し形状を得る方法である。 すなわち、この発明は端部幅が粗圧延放しで必要とされ
るフランジ幅の1.1倍となったところで初期のエッジン
グ圧延を停止し、ここで一度ウエブを圧下する。この時
ウエブ圧下に伴いフランジ幅も減少する。このウエブ圧
下に伴い減少するフランジ幅がもとのＶ字形割り押し広
げ用孔型幅以下となったところでこのウエブ圧下を停止
し、再度初期の割り入れと同じ孔型を用い、初期エッジ
ング量の1/2以上の幅圧下を行ない再度材料のフランジ
幅を粗圧延放しの必要フランジ幅程度まで広げる。次
に、別の造形孔型を用いウエブ厚さを減少させ、所定の
粗圧延仕上形状とする。
スラブまたは粗形鋼片両端面にＶ字形割りを入れ、この
割りを順次深くした後平らにするエッジング圧延（幅圧
下）と、このエッジング圧延に引き続いて行ないウエブ
厚を薄くするウエブ圧下圧延を複数回繰返す方法であ
り、エッジング圧延→ウエブ圧下圧延→エッジング圧延
→ウエブ圧下圧延と繰返すことによって、途中材料のフ
ランジ幅を一定以上に大きくすることなく所定の寸法を
有する粗圧延放し形状を得る方法である。 すなわち、この発明は端部幅が粗圧延放しで必要とされ
るフランジ幅の1.1倍となったところで初期のエッジン
グ圧延を停止し、ここで一度ウエブを圧下する。この時
ウエブ圧下に伴いフランジ幅も減少する。このウエブ圧
下に伴い減少するフランジ幅がもとのＶ字形割り押し広
げ用孔型幅以下となったところでこのウエブ圧下を停止
し、再度初期の割り入れと同じ孔型を用い、初期エッジ
ング量の1/2以上の幅圧下を行ない再度材料のフランジ
幅を粗圧延放しの必要フランジ幅程度まで広げる。次
に、別の造形孔型を用いウエブ厚さを減少させ、所定の
粗圧延仕上形状とする。
第１図はこの発明で用いる孔型を示すもので、エッジン
グ用割り入れ孔型（Kal−１）、押し広げ孔型（Kal−
２）およびボックス孔型（Kal−３）と、ウエブ圧下用
の造形孔型（Kal−４）、仕上孔型（Kal−５）をそれぞ
れ示す。 この発明ではまずエッジング工程において、割り入れ孔
型（Kal−１）により素材スラブ両端面にＶ字形割りを
入れる。次に、押し広げ孔型（Kal−２）により割り部
を左右に押し広げた後、ボックス孔型（Kal−３）にお
いて強圧下し中央の凹部深さを浅くする。これで第１回
目のエッジング圧延が終了する。 続いて、ウエブ圧下工程に入り、造形孔型（Kal−４）
によりウエブ厚を薄くする。このとき材料のフランジ幅
はウエブの圧下に伴って減少する。ここでは、この減少
するフランジ幅が押し広げ孔型（Kal−３）の幅以下と
なったところでウエブ圧下を停止する。 次に、再度エッジング工程において、押し広げ孔型（Ka
l−２）によりフランジ中央に浅い割りを入れる。続い
て、ボックス孔型（Kal−３）により強圧下し凹みを浅
くするとともに、フランジ幅を広げる。しかる後、ウエ
ブ圧下による仕上圧延工程に入り、仕上孔型（Kal−
５）にてウエブ厚を所定量圧下するとともに、フランジ
先端も圧下し、仕上孔型に充満したビームブランクを仕
上げるのである。 ここで、前記H600×300の粗圧延にこの発明を適用した
場合について説明する。 この寸法のＨ型鋼の粗圧延放しのビームブランクのウエ
ブ厚およびフランジ幅はそれぞれ60mm、350mmであるか
ら、一回のエッジング圧延に要求されるフランジ幅は粗
圧延放しのフランジ幅の1.1倍程度の385mmとなり、これ
を得るための必要圧下量は第６図より160mmとなる。 次に、一回目のエッジング圧延後のウエブ圧延工程にお
いて、フランジ幅が押し広げ用孔型（Kal−２）の孔型
幅320mm以下つまり300mmとなったところでウエブ圧下を
停止する。この時のウエブ厚は100mmとなる。 続いて、押し広げ用孔型（Kal−２）を用いて材料のフ
ランジ中央に再度深さ50mm程度のＶ字形割りを入れ、さ
らにボックス孔型（Kal−３）で幅圧下し、フランジ幅
を再度385mmとする。この時の必要圧下量は第６図より
約90mmとなる。つまり、第一回目の幅圧下量が160mm、
第二回目の幅圧下量が90mmの合計250mmとなる。 最後に仕上孔型（Kal−５）によりウエブを100mmから60
mmまで圧下する。このときのフランジの減少量は18mmで
あり、385mmから18mmを減ずることにより367mmとなるこ
とから、フランジの先端は17mm（367mm−350mm）程度圧
下され従来法以上の孔型充満度を有する粗圧延放しの粗
形鋼片が得られる。 上記のごとく、この発明においては粗圧延途中の材料フ
ランジ幅は385mm以上になることがないため、Ｈ型鋼の
製品フランジ幅300mm以上のサイズにおける割り入れエ
ッジングにおいては、従来法では第４図に示すように第
１割り入れ孔型（Ｋ−１）、第２割り入れ孔型（Ｋ−
２）、押し広げ孔型（Ｋ−３）、ボックス孔型（Ｋ−
４）の４個必要としたのに対し、この発明では割り入れ
深さが60mm程度と浅くなるため、第２割り入れ孔型（Ｋ
−２）を省略できる。さらに、ボックス孔型幅も400mm
程度となる。 このように、エッジング用孔型の個数と孔型幅の減少に
より造形孔型（Kal−４）、仕上孔型（Kal−５）の孔型
を設けられることになる。つまり、造形用孔型の増加に
より、材料の上下、左右の均一性を高め、製品の寸法精
度の向上に大きく寄与することになる。 一方、スラブ幅は仕上孔型幅770mmに対し幅圧下量が250
mmとなるため約1000mmとなり、従来の1200mm幅に対し20
0mmも減少する。 また、パス回数においても従来の450mm圧下について11
パスを要していたのが、この発明では第一回エッジング
で４パス、第二回エッジングで３パスの合計７パスです
むことになる。 このように、粗圧延のパス回数の低減による粗圧延能率
の向上、狭幅スラブ使用による加熱能力の向上により、
生産能率は大幅に向上する。 また、従来ブレイクダウンロールの胴長不足により連続
鋳造スラブから１ヒートで圧延できなかった超大寸サイ
ズのＨ形鋼（H900×400,H1000×300等）についても、仕
上孔型によるウエブ圧下工程をユニバーサル粗圧延機群
へ移すことにより１ヒート圧延が可能となる。この場合
の粗圧延においては、第一回のエッジング圧延→造形孔
型によるウエブ圧下圧延→第二回のエッジング圧延で終
了となる。この場合、粗圧延ロールの孔型はエッジング
孔型が３個、ウエブ圧下用の造形孔型１個の合計４個で
すむため、1000mm以上のウエブ高さを有する超大寸Ｈ形
鋼でも必要ロール孔型を粗ロール内に収容することが充
分可能となる。
グ用割り入れ孔型（Kal−１）、押し広げ孔型（Kal−
２）およびボックス孔型（Kal−３）と、ウエブ圧下用
の造形孔型（Kal−４）、仕上孔型（Kal−５）をそれぞ
れ示す。 この発明ではまずエッジング工程において、割り入れ孔
型（Kal−１）により素材スラブ両端面にＶ字形割りを
入れる。次に、押し広げ孔型（Kal−２）により割り部
を左右に押し広げた後、ボックス孔型（Kal−３）にお
いて強圧下し中央の凹部深さを浅くする。これで第１回
目のエッジング圧延が終了する。 続いて、ウエブ圧下工程に入り、造形孔型（Kal−４）
によりウエブ厚を薄くする。このとき材料のフランジ幅
はウエブの圧下に伴って減少する。ここでは、この減少
するフランジ幅が押し広げ孔型（Kal−３）の幅以下と
なったところでウエブ圧下を停止する。 次に、再度エッジング工程において、押し広げ孔型（Ka
l−２）によりフランジ中央に浅い割りを入れる。続い
て、ボックス孔型（Kal−３）により強圧下し凹みを浅
くするとともに、フランジ幅を広げる。しかる後、ウエ
ブ圧下による仕上圧延工程に入り、仕上孔型（Kal−
５）にてウエブ厚を所定量圧下するとともに、フランジ
先端も圧下し、仕上孔型に充満したビームブランクを仕
上げるのである。 ここで、前記H600×300の粗圧延にこの発明を適用した
場合について説明する。 この寸法のＨ型鋼の粗圧延放しのビームブランクのウエ
ブ厚およびフランジ幅はそれぞれ60mm、350mmであるか
ら、一回のエッジング圧延に要求されるフランジ幅は粗
圧延放しのフランジ幅の1.1倍程度の385mmとなり、これ
を得るための必要圧下量は第６図より160mmとなる。 次に、一回目のエッジング圧延後のウエブ圧延工程にお
いて、フランジ幅が押し広げ用孔型（Kal−２）の孔型
幅320mm以下つまり300mmとなったところでウエブ圧下を
停止する。この時のウエブ厚は100mmとなる。 続いて、押し広げ用孔型（Kal−２）を用いて材料のフ
ランジ中央に再度深さ50mm程度のＶ字形割りを入れ、さ
らにボックス孔型（Kal−３）で幅圧下し、フランジ幅
を再度385mmとする。この時の必要圧下量は第６図より
約90mmとなる。つまり、第一回目の幅圧下量が160mm、
第二回目の幅圧下量が90mmの合計250mmとなる。 最後に仕上孔型（Kal−５）によりウエブを100mmから60
mmまで圧下する。このときのフランジの減少量は18mmで
あり、385mmから18mmを減ずることにより367mmとなるこ
とから、フランジの先端は17mm（367mm−350mm）程度圧
下され従来法以上の孔型充満度を有する粗圧延放しの粗
形鋼片が得られる。 上記のごとく、この発明においては粗圧延途中の材料フ
ランジ幅は385mm以上になることがないため、Ｈ型鋼の
製品フランジ幅300mm以上のサイズにおける割り入れエ
ッジングにおいては、従来法では第４図に示すように第
１割り入れ孔型（Ｋ−１）、第２割り入れ孔型（Ｋ−
２）、押し広げ孔型（Ｋ−３）、ボックス孔型（Ｋ−
４）の４個必要としたのに対し、この発明では割り入れ
深さが60mm程度と浅くなるため、第２割り入れ孔型（Ｋ
−２）を省略できる。さらに、ボックス孔型幅も400mm
程度となる。 このように、エッジング用孔型の個数と孔型幅の減少に
より造形孔型（Kal−４）、仕上孔型（Kal−５）の孔型
を設けられることになる。つまり、造形用孔型の増加に
より、材料の上下、左右の均一性を高め、製品の寸法精
度の向上に大きく寄与することになる。 一方、スラブ幅は仕上孔型幅770mmに対し幅圧下量が250
mmとなるため約1000mmとなり、従来の1200mm幅に対し20
0mmも減少する。 また、パス回数においても従来の450mm圧下について11
パスを要していたのが、この発明では第一回エッジング
で４パス、第二回エッジングで３パスの合計７パスです
むことになる。 このように、粗圧延のパス回数の低減による粗圧延能率
の向上、狭幅スラブ使用による加熱能力の向上により、
生産能率は大幅に向上する。 また、従来ブレイクダウンロールの胴長不足により連続
鋳造スラブから１ヒートで圧延できなかった超大寸サイ
ズのＨ形鋼（H900×400,H1000×300等）についても、仕
上孔型によるウエブ圧下工程をユニバーサル粗圧延機群
へ移すことにより１ヒート圧延が可能となる。この場合
の粗圧延においては、第一回のエッジング圧延→造形孔
型によるウエブ圧下圧延→第二回のエッジング圧延で終
了となる。この場合、粗圧延ロールの孔型はエッジング
孔型が３個、ウエブ圧下用の造形孔型１個の合計４個で
すむため、1000mm以上のウエブ高さを有する超大寸Ｈ形
鋼でも必要ロール孔型を粗ロール内に収容することが充
分可能となる。
第２図に示すレイアウトの製造工程において、素材寸法
250mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブよりH600×300のＨ
形鋼を製造した。 第２図において、（20）は加熱炉、（21）は可逆式二重
粗圧延機、（22）はユニバーサル粗圧延機、（23）は二
重整形圧延機、（24）はユニバーサル仕上圧延機、（2
5）はクロップ・ソーをそれぞれ示す。 粗圧延機のロール胴長は3mであり、第１図に示す孔型５
個を有し、造形孔型（Kal−４）の孔型幅l4は仕上孔型
（Kal−５）の孔型幅l5より90mm大きい。この量は第２
回のエッジングでの圧下量に相当する。 連続鋳造スラブは加熱炉（20）にて1250℃まで加熱し、
可逆式二重粗圧延機（21）により15パスのレバース圧延
によりウエブ厚60mm、フランジ幅350mmのビームブラン
クに造形される。この粗圧延工程の初期４パスはスラブ
の幅圧下圧延である。 すなわち、まず割り入れ孔型（Kal−１）において頂角6
0度の割り孔型でスラブ端面中央に深さ80mmのＶ字形割
りを２パスで入れる。続いて、先端部が円弧状となした
押し広げ孔型（Kal−２）にて端部幅を310mmまで１パス
で広げる。次に、ボックス孔型（Kal−３）により強圧
下し、端面の凹部の深さを浅くするとともに端部幅を38
5mmまで１パスで広げる。 上記４パスの幅のトータル圧下量は160mmである。ここ
で第１回目のエッジング圧延が終了する。この段階にお
ける材料の幅は840mmである。 次に、材料を90度転回し、860mmの孔型幅を有する造形
孔型（Kal−４）により５パスでウエブ厚を250mmから90
mmまで圧下する。このとき材料のフランジ幅は385mmか
ら300mmまで減少する。 続いて、材料を90度転回し、第２回目のエッジングを行
なう。まず、押し広げ孔型（Kal−２）において２パス
で深さ50mmの割りを両フランジの中央に入れる。ついで
ボックス孔型（Kal−３）おいて１パス強圧下し、凹み
を浅くするとともに、フランジ幅を385mmまで広げる。
この第２回目のエッジング圧延における幅圧下量は90mm
で、材料幅は750mmとなる。 ここで材料を90度転回し、ウエブ圧下による仕上孔型圧
延工程に入る。ここでは、３パスでウエブ厚を90mmから
60mmまで圧下するとともに、フランジ先端も積極的に圧
下し、仕上孔型に充満したビームブランクを粗圧延で仕
上げる。 この粗圧延におけるトータルパス回数は15パスである。
ちなみに、従来法では250mm厚×1200mm幅のスラブを必
要とし、最終のビームブランクを形成するのにエッジン
グ圧延に11パス、ウエブ圧下圧延で８パスの合計19パス
を要する。 また、H1000×300の場合、粗ロールの仕上孔型を省略
し、初期エッジング４パス、造形圧延10パス、第２回の
エッジング５パスの19パスでウエブ厚90mm、フランジ幅
385mmの粗形鋼片を圧延し、ユニバーサル粗圧延機群へ
送ることができる。
250mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブよりH600×300のＨ
形鋼を製造した。 第２図において、（20）は加熱炉、（21）は可逆式二重
粗圧延機、（22）はユニバーサル粗圧延機、（23）は二
重整形圧延機、（24）はユニバーサル仕上圧延機、（2
5）はクロップ・ソーをそれぞれ示す。 粗圧延機のロール胴長は3mであり、第１図に示す孔型５
個を有し、造形孔型（Kal−４）の孔型幅l4は仕上孔型
（Kal−５）の孔型幅l5より90mm大きい。この量は第２
回のエッジングでの圧下量に相当する。 連続鋳造スラブは加熱炉（20）にて1250℃まで加熱し、
可逆式二重粗圧延機（21）により15パスのレバース圧延
によりウエブ厚60mm、フランジ幅350mmのビームブラン
クに造形される。この粗圧延工程の初期４パスはスラブ
の幅圧下圧延である。 すなわち、まず割り入れ孔型（Kal−１）において頂角6
0度の割り孔型でスラブ端面中央に深さ80mmのＶ字形割
りを２パスで入れる。続いて、先端部が円弧状となした
押し広げ孔型（Kal−２）にて端部幅を310mmまで１パス
で広げる。次に、ボックス孔型（Kal−３）により強圧
下し、端面の凹部の深さを浅くするとともに端部幅を38
5mmまで１パスで広げる。 上記４パスの幅のトータル圧下量は160mmである。ここ
で第１回目のエッジング圧延が終了する。この段階にお
ける材料の幅は840mmである。 次に、材料を90度転回し、860mmの孔型幅を有する造形
孔型（Kal−４）により５パスでウエブ厚を250mmから90
mmまで圧下する。このとき材料のフランジ幅は385mmか
ら300mmまで減少する。 続いて、材料を90度転回し、第２回目のエッジングを行
なう。まず、押し広げ孔型（Kal−２）において２パス
で深さ50mmの割りを両フランジの中央に入れる。ついで
ボックス孔型（Kal−３）おいて１パス強圧下し、凹み
を浅くするとともに、フランジ幅を385mmまで広げる。
この第２回目のエッジング圧延における幅圧下量は90mm
で、材料幅は750mmとなる。 ここで材料を90度転回し、ウエブ圧下による仕上孔型圧
延工程に入る。ここでは、３パスでウエブ厚を90mmから
60mmまで圧下するとともに、フランジ先端も積極的に圧
下し、仕上孔型に充満したビームブランクを粗圧延で仕
上げる。 この粗圧延におけるトータルパス回数は15パスである。
ちなみに、従来法では250mm厚×1200mm幅のスラブを必
要とし、最終のビームブランクを形成するのにエッジン
グ圧延に11パス、ウエブ圧下圧延で８パスの合計19パス
を要する。 また、H1000×300の場合、粗ロールの仕上孔型を省略
し、初期エッジング４パス、造形圧延10パス、第２回の
エッジング５パスの19パスでウエブ厚90mm、フランジ幅
385mmの粗形鋼片を圧延し、ユニバーサル粗圧延機群へ
送ることができる。
以上説明したごとく、この発明方法によれば、フランジ
幅を一定以上に大きくすることなく所定の寸法を有する
粗圧延放し形状を得ることができるので、大寸法および
超大寸のＨ形鋼を狭幅かつ薄肉の連続鋳造スラブより、
１ヒートで圧延でき、かつスラブ幅を小さくできること
により、加熱能力、粗圧延能力を大幅に改善することが
できるという大なる効果を奏するものである。
幅を一定以上に大きくすることなく所定の寸法を有する
粗圧延放し形状を得ることができるので、大寸法および
超大寸のＨ形鋼を狭幅かつ薄肉の連続鋳造スラブより、
１ヒートで圧延でき、かつスラブ幅を小さくできること
により、加熱能力、粗圧延能力を大幅に改善することが
できるという大なる効果を奏するものである。
第１図はこの発明で用いる粗ロール孔型を示す概略図で
ある。 第２図はこの発明の実施例における設備レイアウトを示
す概略図である。 第３図は従来の粗圧延工程を示す概略図である。 第４図は同上における粗ロール孔型を示す概略図であ
る。 第５図は同上におけるフランジ幅の変化を示す図であ
る。 第６図は割り入れ幅圧下におけるフランジ幅の変化を示
す図である。 Kal−１……割り入れ孔型 Kal−２……押し広げ孔型 Kal−３……ボックス孔型 Kal−４……造形孔型 Kal−５……仕上孔型
ある。 第２図はこの発明の実施例における設備レイアウトを示
す概略図である。 第３図は従来の粗圧延工程を示す概略図である。 第４図は同上における粗ロール孔型を示す概略図であ
る。 第５図は同上におけるフランジ幅の変化を示す図であ
る。 第６図は割り入れ幅圧下におけるフランジ幅の変化を示
す図である。 Kal−１……割り入れ孔型 Kal−２……押し広げ孔型 Kal−３……ボックス孔型 Kal−４……造形孔型 Kal−５……仕上孔型
Claims (1)
- 【請求項１】連続鋳造スラブまたは粗形鋼片の両端部に
Ｖ字形割りを入れ、この割りを順次深くした後、押し広
げ、平らにするエッジング圧延と、このエッジング圧延
後に行いウエブ厚を薄くするウエブ圧下圧延とを複数回
繰返すＨ形鋼の粗圧延方法において、端部幅が粗圧延放
しで必要とされるフランジ幅の1.1倍となったところで
初期のエッジング圧延を停止した後、ウエブを圧下しフ
ランジ幅がもとのＶ字形割り押し広げ用孔型幅以下とな
ったところで該ウエブ圧下圧延を停止し、エッジング圧
延により再度初期の割り入れと同じ孔型を用い、初期エ
ッジング量の1/2以上の幅圧下を行い再度材料のフラン
ジ幅を粗圧延放しの必要フランジ幅程度まで広げ、しか
る後別の造型孔型を用いウエブ圧下圧延を行うことを特
徴とするＨ形鋼の粗圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63011532A JPH0798201B2 (ja) | 1988-01-21 | 1988-01-21 | Ｈ形鋼の粗圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63011532A JPH0798201B2 (ja) | 1988-01-21 | 1988-01-21 | Ｈ形鋼の粗圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01186201A JPH01186201A (ja) | 1989-07-25 |
| JPH0798201B2 true JPH0798201B2 (ja) | 1995-10-25 |
Family
ID=11780579
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63011532A Expired - Fee Related JPH0798201B2 (ja) | 1988-01-21 | 1988-01-21 | Ｈ形鋼の粗圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0798201B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPWO2016148031A1 (ja) * | 2015-03-19 | 2018-01-18 | 新日鐵住金株式会社 | Ｈ形鋼の製造方法 |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US20190009315A1 (en) * | 2016-01-07 | 2019-01-10 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Method for producing h-shaped steel and rolling apparatus |
| JP6668963B2 (ja) * | 2016-06-13 | 2020-03-18 | 日本製鉄株式会社 | Ｈ形鋼の製造方法 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5942563A (ja) * | 1982-09-03 | 1984-03-09 | Canon Inc | 電子写真方法 |
| JPS6156702A (ja) * | 1984-08-27 | 1986-03-22 | Nippon Steel Corp | Ｈ形鋼の粗圧延方法 |
-
1988
- 1988-01-21 JP JP63011532A patent/JPH0798201B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPWO2016148031A1 (ja) * | 2015-03-19 | 2018-01-18 | 新日鐵住金株式会社 | Ｈ形鋼の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01186201A (ja) | 1989-07-25 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |