JPS59281B2 - 分塊圧延におけるクロツプロスの低減方法 - Google Patents
分塊圧延におけるクロツプロスの低減方法Info
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- JPS59281B2 JPS59281B2 JP12968780A JP12968780A JPS59281B2 JP S59281 B2 JPS59281 B2 JP S59281B2 JP 12968780 A JP12968780 A JP 12968780A JP 12968780 A JP12968780 A JP 12968780A JP S59281 B2 JPS59281 B2 JP S59281B2
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-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/02—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling heavy work, e.g. ingots, slabs, blooms, or billets, in which the cross-sectional form is unimportant ; Rolling combined with forging or pressing
- B21B1/026—Rolling
-
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- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
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- B21B2263/20—End shape; fish tail; tongue
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- Mechanical Engineering (AREA)
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Description
【発明の詳細な説明】
本発明は分塊圧延におけるクロップロスの低減方法に係
り、特に分塊圧延における圧延材の頭部および底部の長
さ方向両端部に生成されるフィッシュテールおよびオー
バーラツプより成るクロップロスの低減方法に関する。
り、特に分塊圧延における圧延材の頭部および底部の長
さ方向両端部に生成されるフィッシュテールおよびオー
バーラツプより成るクロップロスの低減方法に関する。
製鋼工場で鋳造される鋼塊は、はとんど熱塊のまま均熱
炉に装入され、分塊圧延されスラブやプルームとする。
炉に装入され、分塊圧延されスラブやプルームとする。
この分塊圧延時に鋼塊の頭部および底部両端には、第1
図にて示す如き魚屋状のフィッシュテール2と上下に2
枚板となるオーバーラツプ4から成るクロップが成長す
る。
図にて示す如き魚屋状のフィッシュテール2と上下に2
枚板となるオーバーラツプ4から成るクロップが成長す
る。
これを切捨てて長片のみ成品とするので、このクロップ
の切捨て量は分塊圧延歩留に著しい影響を及ぼす関係上
、フィッシュテール及びオーバーラツプの成長防止に従
来も種々の方法が講じられて来た。
の切捨て量は分塊圧延歩留に著しい影響を及ぼす関係上
、フィッシュテール及びオーバーラツプの成長防止に従
来も種々の方法が講じられて来た。
従来のフィッシュテールの減少方法としては断面厚がか
なり薄くなった段階で通常エツジングと称されるスラブ
の巾殺しのための強い圧下を行なう方法が知られている
。
なり薄くなった段階で通常エツジングと称されるスラブ
の巾殺しのための強い圧下を行なう方法が知られている
。
しかじ分塊圧延においては、通常最初の1パス目に鋼塊
表面のスケールを落とす目的で比較的強い圧下を行って
おり、この時点でのフィッシュテールの成長開始が圧延
終了時の最終クロップ形状に著しい影響を及ぼしている
ので、圧延末期における強エツジングによる従来法では
フィッシュテールの成長防止に効果が少い0 他方、オーバーラツプの減少対策としては鋼塊の厚み方
向の圧延において、lパス当りの圧下量・圧下率を大き
くすることが好ましいとされている。
表面のスケールを落とす目的で比較的強い圧下を行って
おり、この時点でのフィッシュテールの成長開始が圧延
終了時の最終クロップ形状に著しい影響を及ぼしている
ので、圧延末期における強エツジングによる従来法では
フィッシュテールの成長防止に効果が少い0 他方、オーバーラツプの減少対策としては鋼塊の厚み方
向の圧延において、lパス当りの圧下量・圧下率を大き
くすることが好ましいとされている。
しかしながら、lパス毎の圧下量については、圧延機の
能力・素材の変形能等によって異なるが、一般的には、
圧延時の噛み込み角隅界・トルク限界・荷重限界からの
制約により、採り得る圧下量には限界がある。
能力・素材の変形能等によって異なるが、一般的には、
圧延時の噛み込み角隅界・トルク限界・荷重限界からの
制約により、採り得る圧下量には限界がある。
このため、抜本的なオーバーラツプの減少対策が採られ
ていない。
ていない。
従って目下のところ分塊圧延時のフィッシュテールとオ
ーバーラツプから成る、両端部のクロップロスの低減に
効果的な方法が行なわれていない。
ーバーラツプから成る、両端部のクロップロスの低減に
効果的な方法が行なわれていない。
分塊圧延の特徴は、スラブの熱間圧延等の他の圧延に比
較すると、圧延する素材の厚みに対して圧延用ロール径
が小さいことが挙げられる。
較すると、圧延する素材の厚みに対して圧延用ロール径
が小さいことが挙げられる。
このため、鋼塊圧延初期から圧延終了までの十数パスに
及ぶパス回数の各パス毎の特に両端の塑性変形挙動は三
次元的で極めて複雑である。
及ぶパス回数の各パス毎の特に両端の塑性変形挙動は三
次元的で極めて複雑である。
本発明の目的は、分塊圧延におけるクロップロスの低減
方法の前記従来技術の欠点を克服し、極めて効果的なり
ロツプロスの低減方法を提供することにある。
方法の前記従来技術の欠点を克服し、極めて効果的なり
ロツプロスの低減方法を提供することにある。
本発明の要旨とするところは次の如くである。
すなわち、可逆式圧延機による鋼塊の厚み圧下、幅圧下
が交互に繰返えされる分塊圧、延時におけるフィッシュ
テールとオーバーラツプより成るクロップロスの低減方
法において、前記鋼塊の頭部および底部の少くとも一端
の相対する一組の面の厚み方向および幅方向に圧延用ロ
ールによって凹部を形成する工程を包含し、前記先後端
部における凹部形成のための幅圧下量と厚み圧下量との
比を厚み圧下に伴なう圧延材の側面形状がダブルバレリ
ングを呈する厚み領域においては0.40〜0.65と
し、シングルバレリングを呈する厚み領域においては0
.3以下に調整することを特徴とする分塊圧延における
クロップロスの低減方法、である。
が交互に繰返えされる分塊圧、延時におけるフィッシュ
テールとオーバーラツプより成るクロップロスの低減方
法において、前記鋼塊の頭部および底部の少くとも一端
の相対する一組の面の厚み方向および幅方向に圧延用ロ
ールによって凹部を形成する工程を包含し、前記先後端
部における凹部形成のための幅圧下量と厚み圧下量との
比を厚み圧下に伴なう圧延材の側面形状がダブルバレリ
ングを呈する厚み領域においては0.40〜0.65と
し、シングルバレリングを呈する厚み領域においては0
.3以下に調整することを特徴とする分塊圧延における
クロップロスの低減方法、である。
本発明に先立ち、フィッシュテールとオーバーラツプか
ら成るクロップの形成過程について説明する。
ら成るクロップの形成過程について説明する。
前述した如く、分塊圧延は、熱間圧延等の他の圧延に比
較して、圧延する素材の厚みに対して、圧延用ロール径
が小さいこと、又、圧延時の噛み込み角限界・トルク限
界・荷重限界からくる制約により採り得る圧下量・圧下
率に限界がある。
較して、圧延する素材の厚みに対して、圧延用ロール径
が小さいこと、又、圧延時の噛み込み角限界・トルク限
界・荷重限界からくる制約により採り得る圧下量・圧下
率に限界がある。
このため、圧延素材の表面と中心とを均一に塑性変形さ
せることが困難で第2図にて示す如く表層部のメタルフ
ローが中心部よりも大きくなる。
せることが困難で第2図にて示す如く表層部のメタルフ
ローが中心部よりも大きくなる。
可逆式圧延機では交互に噛み込み側、噛み抜は側となる
のであるが、lパス毎の圧下に伴なうメタルの移動は噛
み抜は側ではパスの終了毎に流れ集ってきたメタルが端
部に大量に流れてフィッシュテールやオーバーラツプを
増加させると共に、噛み込み側もパスの進行に従ってオ
ーバーラツプやフィッシュテールが次第に成長する。
のであるが、lパス毎の圧下に伴なうメタルの移動は噛
み抜は側ではパスの終了毎に流れ集ってきたメタルが端
部に大量に流れてフィッシュテールやオーバーラツプを
増加させると共に、噛み込み側もパスの進行に従ってオ
ーバーラツプやフィッシュテールが次第に成長する。
すなわち、第3図Aに示す如くスラブの両端にフィッシ
ュテール2が形成されると、圧延素材6をエツジヤ−ロ
ール8,8A、8Bに噛み込ませて幅圧下を行なう場合
フィッシュテール2は、第3図Bに示す如く幅方向の内
側へ廻り込んで行く。
ュテール2が形成されると、圧延素材6をエツジヤ−ロ
ール8,8A、8Bに噛み込ませて幅圧下を行なう場合
フィッシュテール2は、第3図Bに示す如く幅方向の内
側へ廻り込んで行く。
同様にスラブの厚み方向においても、第4図A。
Bに示す如くオーバーラツプ4が形成され水平ロール1
8,18A、18Bに噛み込ませて、厚み圧下をする場
合、オーバーラツプ4は、厚み方向の内側に廻り込んで
行くことになる。
8,18A、18Bに噛み込ませて、厚み圧下をする場
合、オーバーラツプ4は、厚み方向の内側に廻り込んで
行くことになる。
圧延の進行によってかかるメタルの移動が繰り返えされ
て、フィッシュテール2およびオーバーラツプ4が次第
に成長して最終的にクロップを形成する。
て、フィッシュテール2およびオーバーラツプ4が次第
に成長して最終的にクロップを形成する。
クロップは剪断されてロスとなる訳で、かかるクロップ
ロスを減少させることは分塊歩留を向上せしめるために
極めて重要である。
ロスを減少させることは分塊歩留を向上せしめるために
極めて重要である。
本発明によるクロップロスの減少方法を先ず第5図A、
B、C1第6図、第T図A、B、および第8図A、B、
によって説明する。
B、C1第6図、第T図A、B、および第8図A、B、
によって説明する。
本発明は鋼塊の頭部および底部の少なくとも一端の相対
する一組の面に厚み方向及び巾方向に圧延用ロールによ
って凹部を形成する工程を包含するものである。
する一組の面に厚み方向及び巾方向に圧延用ロールによ
って凹部を形成する工程を包含するものである。
先ず厚さ方向に凹部を形成する圧延法について説明する
。
。
頭部および底部の厚み方向に相対する面10A。
10Bを第5図Aに示す如く水平ロール18A。
18Bによって噛み戻し圧延を行ない凹部12A。
12Bを形成する。
この噛み戻し圧延は1回の圧延では、第5図Aに示すよ
うな先端部のくぼんだオーバーラツプ形状になる。
うな先端部のくぼんだオーバーラツプ形状になる。
しかし、噛み戻し圧延による凹部12の形成を複数回実
施すると、 第5図Bに示す如く、厚みの中央部14が突出してきて
、オーバーラツプがなくなり、凹部形成部位の幅方向で
は、第5図Cに示す如く、幅拡がりをともなって凸形の
平面形状となる。
施すると、 第5図Bに示す如く、厚みの中央部14が突出してきて
、オーバーラツプがなくなり、凹部形成部位の幅方向で
は、第5図Cに示す如く、幅拡がりをともなって凸形の
平面形状となる。
かかる先端部の変形挙動は、本願発明者の実操業におけ
る研究にもとづき明らかにされたものである。
る研究にもとづき明らかにされたものである。
ここで圧延用ロールによる凹部の形成寸法について説明
する。
する。
1回当りの凹部形成量さすなわち第5図Aにて示す△H
Tは圧延機の能力・素材の変形能等によって異なるが、
50mm程度で、これを複数回実施することで後述する
幅圧下量との関係から最適な凹部形成量は任意に決定す
ることができる。
Tは圧延機の能力・素材の変形能等によって異なるが、
50mm程度で、これを複数回実施することで後述する
幅圧下量との関係から最適な凹部形成量は任意に決定す
ることができる。
第5図Aにて示す凹部形成長さ△Lは、本発明者の研究
結果に基く事実より200〜400mw程度の長さに形
成することが望ましい。
結果に基く事実より200〜400mw程度の長さに形
成することが望ましい。
この理由は、鋼塊の如き厚みの大きな素材からスラブに
圧延する場合、一般に厚み方向圧延の実施により幅拡が
りを伴なうが、第6図A、Hに示す如くその時の側面形
状は、鋼塊厚みが大きい領域では、幅方向へのメタルフ
ローが太きいため第6図Aに示す如く2個の凸部16A
、16Bを有するダブルバレリング状となり、厚みが減
少してくると第6図Bに示す如き1個の凸部16を有す
るシングルバレリング状になる。
圧延する場合、一般に厚み方向圧延の実施により幅拡が
りを伴なうが、第6図A、Hに示す如くその時の側面形
状は、鋼塊厚みが大きい領域では、幅方向へのメタルフ
ローが太きいため第6図Aに示す如く2個の凸部16A
、16Bを有するダブルバレリング状となり、厚みが減
少してくると第6図Bに示す如き1個の凸部16を有す
るシングルバレリング状になる。
このため、凹部12の圧延素材6の長さ方向の長さが必
要以上に長くなると、第7図のように凹部12の先端部
12Cはシングルバレル状になるのに対し、凹部の後部
12Dはダブルバレル状になり、最終的には厚み方向圧
延におけるオーバーラツプと同様に、側面が2枚板状の
欠陥が発生する。
要以上に長くなると、第7図のように凹部12の先端部
12Cはシングルバレル状になるのに対し、凹部の後部
12Dはダブルバレル状になり、最終的には厚み方向圧
延におけるオーバーラツプと同様に、側面が2枚板状の
欠陥が発生する。
この場合極端なダブルバレリング状になる前に、幅方向
の圧下を加えてやれば、欠陥の防止は可能であるが、ク
ロップエンドにフィッシュテールを増大させるメタルフ
ローが起こり、最終的なりロツプロスの低減効果を弱め
ることになるので不都合であり又凹部形成長さを大きく
すると、圧延能率を低下させることにもなるので好まし
くない。
の圧下を加えてやれば、欠陥の防止は可能であるが、ク
ロップエンドにフィッシュテールを増大させるメタルフ
ローが起こり、最終的なりロツプロスの低減効果を弱め
ることになるので不都合であり又凹部形成長さを大きく
すると、圧延能率を低下させることにもなるので好まし
くない。
このように、厚み方向の凹部形成においては、側面がシ
ングルバレルになる程度に止めるべきであるが、そのた
めの凹部長さ△Lには限界があり、この長さ△Lは本発
明者の実験によれば、200〜400酊が適当である。
ングルバレルになる程度に止めるべきであるが、そのた
めの凹部長さ△Lには限界があり、この長さ△Lは本発
明者の実験によれば、200〜400酊が適当である。
本発明による凹部12の形成によってその後の圧延に伴
なうクロップエンドへのメタルの流出が第8図に示す如
く、凹部12によってメタルフロー14を吸収すること
が可能であり、本発明法により第4図Aにて示した如き
オーバーラツプは極限まで小さくすることが可能となる
。
なうクロップエンドへのメタルの流出が第8図に示す如
く、凹部12によってメタルフロー14を吸収すること
が可能であり、本発明法により第4図Aにて示した如き
オーバーラツプは極限まで小さくすることが可能となる
。
次に、幅方向に凹部を形成する圧延法について説明する
。
。
第9図A、Hに、幅方向の凹部の形成を示す。
第9図Aに示す如く、前に行った先端部の厚み方向の相
対する面に凹部を形成することにより、端部は拡大され
凸形を呈したばち形平面形状となる。
対する面に凹部を形成することにより、端部は拡大され
凸形を呈したばち形平面形状となる。
これは第5図Cに相当する。
これを、第9図Bに示す如く、一端の幅方向に相対する
面20A、20Bに、凹部22A、22Bを形成すると
先端は、幅方向の凹部形成量に応じて、くぼむことにな
るが、既に厚み方向の凹部12の形成によって第9図A
の如く凸形になっていることから、フィッシュテールの
形成も極限まで小さくすることが可能となり最終的には
第9図Bの斜線の凸部がなくなり図のように直線状とな
る。
面20A、20Bに、凹部22A、22Bを形成すると
先端は、幅方向の凹部形成量に応じて、くぼむことにな
るが、既に厚み方向の凹部12の形成によって第9図A
の如く凸形になっていることから、フィッシュテールの
形成も極限まで小さくすることが可能となり最終的には
第9図Bの斜線の凸部がなくなり図のように直線状とな
る。
また、幅方向凹部22において次の通常圧延によるメタ
ルフローを吸収することが、第6図に示した如く、厚み
方向における現象と同様に可能である。
ルフローを吸収することが、第6図に示した如く、厚み
方向における現象と同様に可能である。
かくの如く、鋼塊の底部および頭部のうち、少くとも一
端の相対する一組の面にそれぞれ厚み方向及び幅方向に
対し凹部を形成し、凹部形成後にそれぞれ通常の分塊圧
延を行なうことがオーバーラツプとフィッシュテールか
ら成るクロップの低減に著しい効果をあげることができ
る。
端の相対する一組の面にそれぞれ厚み方向及び幅方向に
対し凹部を形成し、凹部形成後にそれぞれ通常の分塊圧
延を行なうことがオーバーラツプとフィッシュテールか
ら成るクロップの低減に著しい効果をあげることができ
る。
この場合、本発明者は厚み方向と巾方向の凹部形成順序
は厚み方向を先に実施し、次に幅方向を実施することに
より、効果的にクロップロスを防ぐことができることを
見出した。
は厚み方向を先に実施し、次に幅方向を実施することに
より、効果的にクロップロスを防ぐことができることを
見出した。
本願発明者は、厚み圧下、幅圧下が交互に繰り返される
分塊圧延において、厚み方向、幅方向の四部形成の有効
な形成量と組み合せを研究した結果、鋼塊の厚み圧下に
伴なう側面形状がダブルバレリングを呈す比較的厚い圧
延領域において、△Hw/△HTが0.40〜0.65
、シングルバレリングを呈する比較的薄い圧延領域にお
いてへHwμHTが0.3以下となるような凹部の形成
を先ず厚み方向に形成したる後通常の厚み圧下圧延を行
い、次に幅方向に凹部を形成したる後通常の幅圧下圧延
を行うことにより、鋼塊から圧延するスラブサイズの如
何に拘らず、いっそうのクロップロスの低減を実現させ
ることを見い出した。
分塊圧延において、厚み方向、幅方向の四部形成の有効
な形成量と組み合せを研究した結果、鋼塊の厚み圧下に
伴なう側面形状がダブルバレリングを呈す比較的厚い圧
延領域において、△Hw/△HTが0.40〜0.65
、シングルバレリングを呈する比較的薄い圧延領域にお
いてへHwμHTが0.3以下となるような凹部の形成
を先ず厚み方向に形成したる後通常の厚み圧下圧延を行
い、次に幅方向に凹部を形成したる後通常の幅圧下圧延
を行うことにより、鋼塊から圧延するスラブサイズの如
何に拘らず、いっそうのクロップロスの低減を実現させ
ることを見い出した。
ここで
△Hw:幅方向に相対する面に形成する四部の深さ
△HT;厚み方向に相対する面に形成する凹部深さ
鋼塊の分塊圧延においては、圧延素材の厚さの比較的厚
い圧延初期には、圧延材の側面形状が第6図Aに示した
如きダブルバレリングとなり、圧延が進行して圧延材の
厚さが薄くなると第6図Bにて示した如きシングルバレ
リングとなり、両者の境界は鋼塊の大きさにもよるが、
通常450〜500?ILILである。
い圧延初期には、圧延材の側面形状が第6図Aに示した
如きダブルバレリングとなり、圧延が進行して圧延材の
厚さが薄くなると第6図Bにて示した如きシングルバレ
リングとなり、両者の境界は鋼塊の大きさにもよるが、
通常450〜500?ILILである。
本発明においてダブルバレリングを呈する厚み領域にに
おいて△Hw/、1.1. = 0.40〜0.65に
限定した理由は次の如くである。
おいて△Hw/、1.1. = 0.40〜0.65に
限定した理由は次の如くである。
すなわち、本発明者の研究によると第10図に示す如く
、△Hw/△HTが0.40未満においては第10図B
にて示す如く圧延材の両端が舌状に突出していわゆる「
タング」となり、クロップロスを増す結果となる。
、△Hw/△HTが0.40未満においては第10図B
にて示す如く圧延材の両端が舌状に突出していわゆる「
タング」となり、クロップロスを増す結果となる。
又反対に△Hw/△HTが0.65を越すと第10図C
にて示す如く圧延材の両端にフィッシュテールが成長し
て、クロップロスを増す結果となる。
にて示す如く圧延材の両端にフィッシュテールが成長し
て、クロップロスを増す結果となる。
ところが△Hw/△HTが0.40〜0.65の範囲内
においては第10図Aにて示す如く圧延材の両端の平面
形状が四角で切捨てるべきクロップロスがほとんどない
。
においては第10図Aにて示す如く圧延材の両端の平面
形状が四角で切捨てるべきクロップロスがほとんどない
。
本発明者の数多い実験によると△Hw/△HT<0.4
0の場合のBではAに比しクロップロスが0.3%以上
多く、△Hw/△HT=0.15の場合にはBはAに比
しクロップロスが0.8%多くなり、又△Hw/△HT
>0.65のCではAに比し0.5%以上多くち△Hw
/△HL=0.9となるとCはAに比しクロップロスが
1.9%も多くなることが確認された。
0の場合のBではAに比しクロップロスが0.3%以上
多く、△Hw/△HT=0.15の場合にはBはAに比
しクロップロスが0.8%多くなり、又△Hw/△HT
>0.65のCではAに比し0.5%以上多くち△Hw
/△HL=0.9となるとCはAに比しクロップロスが
1.9%も多くなることが確認された。
従って、これを線図にて表わすと第12図の如くなる。
次にシングルバレリングを呈する厚み領域において△H
w/△HTを0.3以下に限定した理由について説明す
る。
w/△HTを0.3以下に限定した理由について説明す
る。
この場合は第11図に示す如く、0.3以下の場合にお
いては圧延材の両端の平面形状が四角であるに対し、0
.3より大となるとフィッシュテールが形成され、クロ
ップロスは0.3以下の場合に比し0.5%以上増加す
ることが判明した。
いては圧延材の両端の平面形状が四角であるに対し、0
.3より大となるとフィッシュテールが形成され、クロ
ップロスは0.3以下の場合に比し0.5%以上増加す
ることが判明した。
これらの実験結果によるシングルバレリングを呈する厚
み領域の△Hw/△HTとクロップロスとの関係を示す
と第13図の如くなる。
み領域の△Hw/△HTとクロップロスとの関係を示す
と第13図の如くなる。
以上の結果より本発明においては、圧延材の側面形状が
ダブルバレリングを呈する厚み領域では△Hw/△HT
を0.40〜0.65とし、シングルバレリングを呈す
る厚み領域では△Hw/△HTを0.3以下に限定した
。
ダブルバレリングを呈する厚み領域では△Hw/△HT
を0.40〜0.65とし、シングルバレリングを呈す
る厚み領域では△Hw/△HTを0.3以下に限定した
。
実施例
鋳型断面が上部1200龍X 782m−下部1236
朋X882m冨の鋳型に鋳造した重量181のキャップ
ド鋼塊から276mm×920mwのスラブを製造する
に当り、従来法と本発明法を適用して圧延歩留を比較し
た。
朋X882m冨の鋳型に鋳造した重量181のキャップ
ド鋼塊から276mm×920mwのスラブを製造する
に当り、従来法と本発明法を適用して圧延歩留を比較し
た。
従来法における圧延方法は次の如くである。
先ず、複数回の幅方向の圧下を行ない、鋼塊幅を104
01mとした後、鋼塊をマニュピユレータにて90度回
転し、厚み方向、幅方向の圧下を交互に繰り返し、27
5msX920mmのスラブとするものであり、その結
果、得られる圧延歩留およびクロップロス、スケールロ
スは、第1表のとおりである。
01mとした後、鋼塊をマニュピユレータにて90度回
転し、厚み方向、幅方向の圧下を交互に繰り返し、27
5msX920mmのスラブとするものであり、その結
果、得られる圧延歩留およびクロップロス、スケールロ
スは、第1表のとおりである。
本発明法の実施は次の如くして行った。
すなわち、この場合鋼塊からスラブまでの圧下量が大き
いので両端部の厚み方向および幅方向に形成する四部は
ダブルバレリング領域とシングルバレリング領域との2
回に分けて実施した。
いので両端部の厚み方向および幅方向に形成する四部は
ダブルバレリング領域とシングルバレリング領域との2
回に分けて実施した。
その詳細は次の如くである。
先ず、鋼塊の幅方向のテーパー除去とスケール落しのた
め次の予備圧延を行う。
め次の予備圧延を行う。
すなわち圧延第1パス目の幅方向の圧下は、底部から頭
部に向けて、テーパーを消去する程度のわずかの圧下量
とし、1200nsの幅とした。
部に向けて、テーパーを消去する程度のわずかの圧下量
とし、1200nsの幅とした。
この後、マニュピユレータ−にて90度回転し厚み方向
の圧下を行なうが、この工程から本願発明法による凹部
の形成と厚み圧下を実施することになる。
の圧下を行なうが、この工程から本願発明法による凹部
の形成と厚み圧下を実施することになる。
すなわちロールへの噛み込み性を良くするために、鋼塊
底部の厚みを830mmに減じるため底部から頭部へ向
けて圧延しついで、底部の厚み方向に凹部を形成する。
底部の厚みを830mmに減じるため底部から頭部へ向
けて圧延しついで、底部の厚み方向に凹部を形成する。
このときの凹部の形成は、複数回の噛み戻し圧延を実施
し、第5図にて示す凹部の深さ△HTおよび長さを△L
を次の如くした。
し、第5図にて示す凹部の深さ△HTおよび長さを△L
を次の如くした。
△HTB=160朋、△LB中400顛とした。
つづいて、頭部から底部に向けて厚み方向の通常の圧延
を行ないながら、頭部の厚み方向に凹部を形成した。
を行ないながら、頭部の厚み方向に凹部を形成した。
このときの凹部形成は△HTT = 907n’lK
、△LTキ300nとした。
、△LTキ300nとした。
この間、圧延素材中央部の厚みは620iitまで減少
させた。
させた。
側面形状は第6図Aに示す、ダブルバレリングとなって
いるが、次の幅圧下において平担化する程度のものであ
る。
いるが、次の幅圧下において平担化する程度のものであ
る。
この後、■パス当りの幅圧下量を大きくするため、再度
、マニュピユレータ−にて90度回転転水平ロールによ
る、幅方向の凹部の形成と幅圧下を実施した。
、マニュピユレータ−にて90度回転転水平ロールによ
る、幅方向の凹部の形成と幅圧下を実施した。
幅方向の四部の形成は、鋼塊底部について、△HwB=
90i11y△LBキ400朋とし頭部から底部へ幅方
向の圧延を実施したが、クロップエンドへのメタルフロ
ーは四部で吸収すして生じない。
90i11y△LBキ400朋とし頭部から底部へ幅方
向の圧延を実施したが、クロップエンドへのメタルフロ
ーは四部で吸収すして生じない。
この時点で、圧延素材の幅は10201n11Lとした
。
。
この時頭部側の△Hw/△HT=0.62底部側の△H
w/△HT=0.56でと藁。
w/△HT=0.56でと藁。
次に、マニュピユレータ−にて90度回転転、厚み圧下
を実施し、圧延素材厚を510mIEとした。
を実施し、圧延素材厚を510mIEとした。
この後、厚み方向の凹部の形成を両端部に実施した。
凹部形成量は共に△HT = 125mm 、△LTキ
400龍とした。
400龍とした。
ついで、厚み方向に1パス圧下を加え、圧延素材厚を4
50mmとしながら、頭部の幅方向に凹部を、△HW
= 35 tnx 、△LW中300mmに形成し、底
部から頭部に向けて幅圧下を行ない、950m1Lの幅
とした。
50mmとしながら、頭部の幅方向に凹部を、△HW
= 35 tnx 、△LW中300mmに形成し、底
部から頭部に向けて幅圧下を行ない、950m1Lの幅
とした。
この時の頭部及び底部における△Hw/△HTはいずれ
も0.28であった。
も0.28であった。
その後、通常の圧延を数パス実施し、最終的に275朋
X920mmのスラブを製造した。
X920mmのスラブを製造した。
この本発明法による結果の圧延歩留、クロップロス、ス
ケールロスを第1表による従来法の結果と対比して第2
表に示す。
ケールロスを第1表による従来法の結果と対比して第2
表に示す。
第2表より明らかな如〈従来法に比較して、著しいクロ
ップロスの低減が達成でき、その結果圧延歩留が4.9
%向上した。
ップロスの低減が達成でき、その結果圧延歩留が4.9
%向上した。
上記実施例より明らかなとおり、本発明は分塊圧延にお
ける鋼塊の頭部および底部の少くとも一端の相対する一
組の面の厚み方向および幅方向に圧延ロールによって四
部を形成し、しかも、該凹部形成のための幅圧下量−1
wと厚み圧下量mTとの比を、厚み圧下に伴なう圧延材
の側面形状がダブルバレリング状となる厚さ450〜5
001n11L以上の領域においては △Hw/△HT = 0.40〜0.65とし、圧延が
進んで圧延材の側面形状がシングルバレリング状となる
厚さ450〜500隨以下の領域では △Hw/△HT≦0.3 0こ調整する圧延方法をとることによりフィッシュテー
ルおよびオーバーラツプ等のクロップの成長を極端に抑
制することができ、従来法に比し約5%という圧延歩留
の向上を実現することができた。
ける鋼塊の頭部および底部の少くとも一端の相対する一
組の面の厚み方向および幅方向に圧延ロールによって四
部を形成し、しかも、該凹部形成のための幅圧下量−1
wと厚み圧下量mTとの比を、厚み圧下に伴なう圧延材
の側面形状がダブルバレリング状となる厚さ450〜5
001n11L以上の領域においては △Hw/△HT = 0.40〜0.65とし、圧延が
進んで圧延材の側面形状がシングルバレリング状となる
厚さ450〜500隨以下の領域では △Hw/△HT≦0.3 0こ調整する圧延方法をとることによりフィッシュテー
ルおよびオーバーラツプ等のクロップの成長を極端に抑
制することができ、従来法に比し約5%という圧延歩留
の向上を実現することができた。
しかも本発明法による凹部の形成は、圧延スケジュール
の流れの中で実施することと、凹部の形成が短時間で済
むことから生産性に及ぼす影響は少ない。
の流れの中で実施することと、凹部の形成が短時間で済
むことから生産性に及ぼす影響は少ない。
又本願発明法は、現状の設備のままで実施可能であり、
作業も極めて容易である。
作業も極めて容易である。
第1図は従来の分塊圧延における圧延材の長さ方向に両
端部に発生するフィッシュテールおよびオーバーラツプ
のクロップを示す斜視図、第2図は分塊圧延時の圧延材
の厚さ方向のメタルフロー量を示す模式断面図、第3図
A、Bは幅方向圧延時に発生するフィッシュテールを示
しAは発生直後の形状を示す平面図、Bはエツジヤ−ロ
ールによる幅圧下時のフィッシュテールの変化を示す模
式平面図、第4図A、Bは厚み圧下時に発生するオーバ
ーラツプを示し、Aは発生直後の断面図、Bは水平ロー
ルによる厚み圧下時のオーバーラツプの変化を示す模式
断面図、第5図A、B、Cは本発明による圧延工程を示
し、Aは圧延材の一端に水平ロールで形成する四部を示
す模式断面図、Bは数回の噛み戻し圧延による凹部形成
によって中央部が突出してオーバーラツプがなくなる状
況を示す模式断面図、CとBと同一時点における先端部
の幅拡がりを示す斜視図、第6図A、Bはそれぞれ圧延
過程で発生するダブルバレリングおよびシングルバレリ
ングを示す斜視図、第7図は凹部形成長さが過大の場合
に発生するダブルバレリングを示す斜視図、第8図は本
発明による分塊圧・延法において圧延材の先端に形成し
た凹部はその後の圧延によるメタルフローを吸収する状
況を示す模式断面図、第9図A、Bは幅方向に形成され
る凹部による圧延材先端部の変化を示し、Aは幅方向凹
部形成直前における前工程の厚み方向の凹部形成および
厚み圧下によって先端が拡大された状況を示す平面図、
BはAをエツジヤ−ロールによる四部形成により先端の
突出が消滅して直線状となる状況を示す平面図、第10
図は厚み圧下に伴なう圧延材の側面形状がダブルバレリ
ングを呈する領域における△Hw/△HTと平面形状と
の関係を示す説明図、第11図は厚み圧下に伴なう側面
形状がシングルバレリングを呈する領域における△Hw
/△HTと平面形状との関係を示す説明図、第12図は
ダブルバレリング領域における△Hw/△HTの変化に
よるクロップロスに及ぼす影響を示す相関図、第13図
はシングルバレリング領域における△Hw/△HTの変
化によるクロップロスに及ぼす影響を示す相関図である
。
端部に発生するフィッシュテールおよびオーバーラツプ
のクロップを示す斜視図、第2図は分塊圧延時の圧延材
の厚さ方向のメタルフロー量を示す模式断面図、第3図
A、Bは幅方向圧延時に発生するフィッシュテールを示
しAは発生直後の形状を示す平面図、Bはエツジヤ−ロ
ールによる幅圧下時のフィッシュテールの変化を示す模
式平面図、第4図A、Bは厚み圧下時に発生するオーバ
ーラツプを示し、Aは発生直後の断面図、Bは水平ロー
ルによる厚み圧下時のオーバーラツプの変化を示す模式
断面図、第5図A、B、Cは本発明による圧延工程を示
し、Aは圧延材の一端に水平ロールで形成する四部を示
す模式断面図、Bは数回の噛み戻し圧延による凹部形成
によって中央部が突出してオーバーラツプがなくなる状
況を示す模式断面図、CとBと同一時点における先端部
の幅拡がりを示す斜視図、第6図A、Bはそれぞれ圧延
過程で発生するダブルバレリングおよびシングルバレリ
ングを示す斜視図、第7図は凹部形成長さが過大の場合
に発生するダブルバレリングを示す斜視図、第8図は本
発明による分塊圧・延法において圧延材の先端に形成し
た凹部はその後の圧延によるメタルフローを吸収する状
況を示す模式断面図、第9図A、Bは幅方向に形成され
る凹部による圧延材先端部の変化を示し、Aは幅方向凹
部形成直前における前工程の厚み方向の凹部形成および
厚み圧下によって先端が拡大された状況を示す平面図、
BはAをエツジヤ−ロールによる四部形成により先端の
突出が消滅して直線状となる状況を示す平面図、第10
図は厚み圧下に伴なう圧延材の側面形状がダブルバレリ
ングを呈する領域における△Hw/△HTと平面形状と
の関係を示す説明図、第11図は厚み圧下に伴なう側面
形状がシングルバレリングを呈する領域における△Hw
/△HTと平面形状との関係を示す説明図、第12図は
ダブルバレリング領域における△Hw/△HTの変化に
よるクロップロスに及ぼす影響を示す相関図、第13図
はシングルバレリング領域における△Hw/△HTの変
化によるクロップロスに及ぼす影響を示す相関図である
。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 1 可逆式圧延機による鋼塊の厚み圧下、幅圧下が交互
に繰返えされる分塊圧延時におけるフィッシュテールと
オーバーラツプより成るクロップロスの低減方法におい
て、前記鋼塊の頭部および底部の少くとも一端の相対す
る一組の面の厚み方向および幅方向に圧延ロールによっ
て凹部を形成する工程を包含し、前記先後端部における
凹部形成のための幅圧下量と厚み圧下量との比を厚み圧
下に伴なう圧延材の側面形状がダブルバレリングを呈す
る厚み領域においては0.40〜0.65とし、シング
ルバレリングを呈する厚み領域においては0.3以下に
調整することを特徴とする分塊圧延におけるクロップロ
スの低減方法。 2 前記凹部の形成は最初に圧延素材の厚み方向に実施
したる後通常の厚み圧下圧延を行い次に幅方向に実施し
たる後通常の幅圧下圧延を行うことを特徴とする特許請
求の範囲の第1項に記載の分塊圧延におけるクロップロ
スの低減方法。 3 前記凹部の形成を厚み方向および幅方向に複数回実
施することを特徴とする特許請求の範囲の第1項に記載
の分塊圧延におけるクロップロスの低減方法。 4 前記凹部の長さは200〜400nであることを特
徴とする特許請求の範囲の第1項に記載の分塊圧延にお
けるクロップロスの低減方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP12968780A JPS59281B2 (ja) | 1980-09-18 | 1980-09-18 | 分塊圧延におけるクロツプロスの低減方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP12968780A JPS59281B2 (ja) | 1980-09-18 | 1980-09-18 | 分塊圧延におけるクロツプロスの低減方法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS5756101A JPS5756101A (en) | 1982-04-03 |
JPS59281B2 true JPS59281B2 (ja) | 1984-01-06 |
Family
ID=15015695
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP12968780A Expired JPS59281B2 (ja) | 1980-09-18 | 1980-09-18 | 分塊圧延におけるクロツプロスの低減方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS59281B2 (ja) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS6099789U (ja) * | 1983-12-14 | 1985-07-08 | 岩崎通信機株式会社 | コネクタの固定構造 |
JPH0447906Y2 (ja) * | 1984-02-24 | 1992-11-11 |
Families Citing this family (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US8381385B2 (en) | 2004-12-27 | 2013-02-26 | Tri-Arrows Aluminum Inc. | Shaped direct chill aluminum ingot |
US20060137851A1 (en) | 2004-12-27 | 2006-06-29 | Gyan Jha | Shaped direct chill aluminum ingot |
-
1980
- 1980-09-18 JP JP12968780A patent/JPS59281B2/ja not_active Expired
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS6099789U (ja) * | 1983-12-14 | 1985-07-08 | 岩崎通信機株式会社 | コネクタの固定構造 |
JPH0447906Y2 (ja) * | 1984-02-24 | 1992-11-11 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPS5756101A (en) | 1982-04-03 |
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