JPS5937121B2 - 鋼片の熱間圧延方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は鋼片の熱間圧延方法に係り、特に鋼片の両端に
発生するクロップロスを低減すると共に最終成品コイル
の幅精度を向上せしめ得る鋼片の熱間圧延方法に関する
。

熱間圧延に供される鋼片は通常次の２方法によって供給
される。

（イ）分塊圧延により分塊された鋼片を一旦冷却した後
、再び加熱炉にて圧延可能温度まで加熱した後抽出し、
粗圧延機に供する方法。

（ロ）分塊圧延により分塊された鋼片をそのまま熱間状
態で粗圧延機に供する通常「直送圧延」と称されている
方法。

これらの鋼片は数スタンドから成る粗圧延機群により幅
圧下、厚み圧下の連続的繰り返しによって規定寸法のシ
ートバーに熱間圧延され更にコイルまで熱間圧延される
。

上記粗圧延機群とは通常半連続式の可逆式粗圧延機１台
と、連続式の粗圧延機数台の組合わせより成り、各粗圧
延機にはエツジヤ−ロールと水平ロールが設置され、幅
圧下はエツジヤ−ロールで、厚み圧下は水平ロールで行
なわれる。

かかる鋼片の熱間圧延において最も重要な問題は鋼片の
リーディングエンド部位およびテールエンド部位に発生
する魚屋状のフィッシュテールもしくは舌状のタンクと
幅不足によるクロップロスの問題であり、何れもシート
バーおよび最終コイルとしてはこの部分を切断してスク
ラップとするので切断部分の大小は著しく圧延歩留を左
右する結果となる。

従来の鋼片の熱間圧延においては、先づ鋼片のデスケー
リングと称されている表層スケールの破壊による除去の
ためエツジヤ−ロールによる幅圧下を行なう。

第１図Ａ、Ｂはこの場合のメタルフローを示し、第１図
Ａにて示される鋼片２をエツジヤ−ロールにて幅（Ｗ）
圧下を行なうと鋼片２のリーディグエンド４およびテー
ルエンド６にフィッシュテール８の形成が始まるメタル
フローが起り、厚み（Ｔ）方向端部にはトングボーン１
０と称される局部的な厚み増加を伴なう複雑な塑性変形
が惹起される。

次に幅圧下後の鋼片２は水平ロールによる厚み圧下を受
けるのであるが、鋼片２の幅中央部に比しドツグボーン
部１０は高い圧下率を受けるので幅広がりのメタルフロ
ーが多く起り、第２図に示す如くリーディングエンド部
４およびテールエンド部６に比して中央部の幅が大きい
太鼓状となる。

この両端部の幅と中央部の幅の差は次のエツジヤ−ロー
ルによる幅圧下によって減少するが、両エンド部４，６
の中央部に対する幅不足は回復せず、その結果最終成品
コイルの幅精度の悪化をもたらし、更に両エンド部４，
６に第３図に示す如きフィッシュテール８と幅不足部１
２を生じクロップロスとなる。

フィッシュテール８について見ると、その大きさはリー
ディングエンド４よりもテールエンド６の方がより太き
（、テールエンドでは通常舌状のタンクとなる。

厚み圧下が粗圧延機群で１〜６パス実施される間に、上
記の現象がリーディングエンド４およびテールエンド６
で交互に起る場合もある。

粗圧延機群の各スタンドにおける厚み圧下後の幅圧下に
おいて、幅戻り部は容易に両エンド部へ流れると共に再
びドツグボーンの形成が起る。

これら現象は鋼片の熱間圧延によるシートバー製造時に
繰返される結果、鋼片両端のフィッシュテールもしくは
タンクの成長および中央部幅に対し両エンド部の幅不足
が生じ、結果的にシートバーおよびコイルのクロップロ
スの増加の原因となっている。

か（の如き鋼片の熱間圧延時の複雑なメタルフローによ
るフィッシュテールもしくはタングの生成および幅精度
の悪化に対して従来技術で本発明者等の特開昭５５−１
０３１７による「直送圧延材の分塊圧延方法」として開
示した以外、はとんど見るべき対策なしに現在に及んで
いる。

上記本発明者らによる特開昭５５−１０３１７は、［可
逆式分塊圧延機により鋼塊からスラブを製造し、分塊剪
断機により両端のクロップを切断したる後直ちに熱間圧
延を行なう直送圧延材の分塊圧延方法において、分塊圧
延の仕上り前に前記スラブのテールエンド部に厚み方向
に圧延用ロールによって凹部を形成する工程を包含し、
該凹部を前記熱間圧延時のメタルフローにて充填するこ
とを特徴とする直送圧延材の分塊圧延方法。

」である。

この発明は分塊圧延後のスラブ剪断時の刃返り表面疵に
よる粗圧延時の鋼片切断損失を最少限とすることを目的
としたものであって、粗圧延時の鋼片のクロップロスの
低減に多大の成果を収めることができたが、コイルの幅
不足部の減少等に対しては、なお不満足の点を残してい
た。

本発明の目的は、鋼片の熱間圧延時におけるフィンシュ
テールもしくはタンクの成長を防止すると共に、シート
バーおよびコイルのリーディングエンド部およびテール
エンド部における板幅と中央部幅との差を最少限とし、
以ってクロップロスの著しい低減を図り、かつコイル幅
精度を向上せしめる効果的な方法を提供するにある。

本発明の要旨とするところは次のとおりである。

すなわち、鋼片のリーディングエンド部およびテールエ
ンド部の何れか一方または双方の相対する少くとも１組
の面に圧延用ロールによって凹部を形成する工程を有し
て成る鋼片の熱間圧延方法において、前記凹部の形成は
前記リーディングエンド部およびテールエンド部のそれ
ぞれの端面から長さ方向５０〜５００ｍｍの範囲にて行
い、かつ熱間圧延に供給される鋼片の幅：Ｗ 最終シートバーまでの総圧上置に伴なう幅拡がり量：△
Ｗ 最終シートバーの設定幅：Ｗ８ 熱間圧延に供給される鋼片の厚さ二Ｔ 最終シートバーの厚さ：Ｔ８ とするとき （Ｗ＋△Ｗ）−Ｗ ／Ｔ−Ｔ８＝Ｒ にて表わされるＲ値が該鋼片のリーディングエンド部に
おいては０．０５〜０．２０、テールエンド部において
は０．２５〜０．５０となるように前記凹部を形成する
ことを特徴とする鋼片の熱間圧延方法である。

本発明による凹部形成は単に鋼片の熱間圧延時の粗圧延
機のみならず、分塊圧延機、プレスその個連続鋳造鋳片
のリダクションロール等何れの装置によって形成しても
よい。

先に第１図、第２図、第３図により鋼片の熱間圧延時の
フィッシュテールおよびタンクの成長ならびに両エンド
部の幅不足をもたらす原因について説明したが、本発明
の説明に先立ち本発明と関連のある熱間圧延時のメタル
フローについて説明する。

既に第１図によって説明した如（、供給された鋼片２の
スケール落しを兼ねた幅圧下を行なうことにより鋼片２
の厚み方向両側にドッグボーア１０が形成されリーディ
ングエンド４およびテールエンド６には幅圧下時のメタ
ル７０−によってフィッシュテール８の形成が始まる。

この場合のトングボーン１０の形成は両エンド部４，６
の先端から４００ｍ一度は比較的小さく、中央部で最大
となることを確認した。

またフィッシュテール８の大きさについては、リーディ
ングエンド４よりもテールエンド６により大きく発生す
ることも判明した。

幅圧下後の第１図Ｂに示した状態の圧延素材を次に水平
ロールによって厚み圧下な行なうと、第２図に示す如（
鋼片２０幅中央部に比較してトングボーン部１０が高い
圧下率を受けて幅拡がりを呈するメタルフローによって
両エンド部４．６に比して中央部の幅が大きい太鼓状と
なる。

第２図に示した状態の圧延素材を次の幅圧下圧延を実施
すると、幅拡がり部は容易に両エンド部４．６方向へメ
タル７０−すると共に、中央部では厚み方向の両端に一
部ドツグボーンを形成するようにメタルフローが行なわ
れる。

その結果両エンド部４，６０幅と中央部の幅の差は減少
するが、リーディングエンド４およびテールエンド６近
傍の中央部に対する幅不足は回復されない。

第４図Ａ、Ｂ、Ｃは熱間圧延に供給された鋼片２を最初
に水平ロールにより厚み圧下を行った場合のメタルフロ
ーを示したもので、第４図Ａの如き供給された鋼片２を
水平ロールにより厚み圧下すると第４図Ｂに示す如く、
リーディングエンド４およびテールエンド６ともタンク
状を呈し、特にテールエンド６で顕著なタンク状を示し
、全体としてつづみ状の平面形状を呈する。

この時の側面形状は厚み方向の中央部が突出したシング
ルバレリング形状を呈した幅拡がりを起していることが
認められる。

第４図Ｂの形状の素材は次の幅圧下によって第４図Ｃに
示す如（、幅拡がり部は容易に両エンド部４，６万両へ
メタルフローしてフィッシュテール８を成長させ、厚み
方向両端部にトングボーン１０を形成することは既に第
３図によって述べたと同様のメタルフローの結果である
。

上記の如く、第１〜３図によって、供給された鋼片２を
最初にエツジヤ−ロールによる幅圧下を行い、次に水平
ロールによる厚み圧下、更にその次にエツジヤ−ロール
による幅圧下によるメタルフローを説明し、第４図Ａ、
Ｂ、Ｃによって供給された鋼片２を最初に水平ロールに
よる厚み圧下、次にエツジヤ−ロールによる幅圧下時の
メタル７０−について説明したが、これらは単に最初の
１〜３パスにおける鋼片２の熱間圧延時のメタルフロー
を示したものであって、かかるエツジヤ−ロールおよび
水平ロールによる幅圧下および厚み圧下を交互に連続し
て粗圧延機群によって行なうことによりシートバーが形
成されるので、上記メタルフロー現象よりフィッシュテ
ールもしくはタンクの成長を防止し、かつコイル幅精度
を改善するために次の如くメタルフローを改善すべきで
あることが判明した。

（イ）幅圧下時のフィッシュテール形成へのメタルフロ
ーを最少にすること。

（０）幅圧下時に形成されるトングボーン部が次の厚み
圧下により幅拡がりをもたらすので、この幅拡がり量を
長手方向で可能な限り均一にすること。

ｆ′つ 厚み圧下時の両エンド部のタンク形状形成への
メタルフローを適正に制御すること。

上記要件を達成する具体的対策として鋼片のリーディン
グエンド部およびテールエンド部の何しか一方または双
方の少（とも相対する１組の面に限定された四部を形成
し、該凹部をメタルフローによって充填させる方法を見
出し本発明を得たものである。

本発明の詳細ならびに実施例を添附第５〜７図によって
説明する。

第５図Ａ、Ｂは鋼片の一端テールエンド部に幅方向に凹
部を形成した場合を示す。

すなわち、第５図Ａに示す如（鋼片２のテールエンド部
６に凹部１４を形成することにより鋼片２の最初の幅Ｗ
１がテールエンド６でＷ３となり、かつ該凹部の形成長
さは△Ｌである場合である。

凹部形成後の幅Ｗ３は粗圧延機群における厚み圧下に伴
なう総幅波がり量を考慮して粗圧延機群の最終スタンド
のエツジヤ−ロール設定幅によって極めて僅かな幅圧下
を受けるように設定することが好ましい。

この理由は、粗圧延機群の最初のエツジヤ−ロールによ
り幅方向に凹部を形成する場合、四部先端部の塑性変形
はミルスプリングを考慮しても最終エツジヤ−ロールに
よる幅圧下時の塑性変形を最小にすることと、形成した
四部において、幅圧下および厚み圧下後の幅圧下時のメ
タルフローを十分に吸収することができるようにするた
め一挙に最大限の四部を形成する方が工程の節約からも
有利であるためである。

次に凹部１４の形成長さ△Ｌは、厚み圧下時の幅拡がり
を少くするため幅圧下によるトングボーン１０の形成の
少い領域範囲に止める目的から供給鋼片換算で５０〜５
００ｍｍの範囲に限定すべきであって、５０ｍｍ未満も
しくば５００ｍｍを越す場合はクロップロス低減効果が
極めて少く、通常５０〜１０（Ｊｍｍの短い方がよい。

か（の如（して形成した凹部は、後続の厚み圧下および
幅圧下に伴なうメタルフローを第５図Ｂにて示す如く徐
々に吸収して、凹部形成がない場合にはフィッシュテー
ルに形成されるメタルフローをすべて吸収し、シートバ
ー幅を規定する最終スタンドのエツジヤ−ロールによる
幅圧下直前に至れば形成した四部の幅は、中央部の幅と
ほぼ等しい程度に充填され、フィッシュテールの成長も
ほとんどな（クロップロスを最少限に抑制することがで
きる。

また、凹部１４の先端は塑性変形を受ける機会が極めて
少いので、凹部を形成した先端部とシートバーの中央部
との幅の差が著しく減少することにより成品コイルの幅
精度の著しい向上が達成される。

本発明はフィッシュテールの太き（発生し易い鋼片２の
テールエンド部６のみに適応しても効果があるが、第６
図に示す如く、テールエンド部６およびリーディングエ
ンド部４の双方に適応した方がクロップロスの低減効果
およびコイル幅精度の向上効果からはるかに有利である
。

すなわち、この場合は第６図Ａに示す如き幅Ｗ１ の鋼
片２を、第６図Ｂにて示す如（厚み方向に１往復の圧下
を加えつづみ状の平面形状にした後、鋼片２のリーディ
ングエンド４およびテールエンド６の双方の相対する幅
方向の面に圧延用ロールによって第６図Ｃに示す如く、
幅Ｗ３、長さへし、すなわち深さ△Ｗの四部１４をそれ
ぞれ形成する方法をとる。

この場合は第６図Ｂに示す如く、点線で示す鋼片形状が
１往復の厚み圧下により実線にて示す如きつづみ状とな
り、その両端のクロップ形状はタンク状を呈しているの
で、この部分に凹部１４を第６図Ｃの如（形成すれば、
凹部形成時のフィンシュテール形成に向けられるメタル
７０−がすべて該凹部１４に吸収されるばかりでな（、
その後の厚み圧下および幅圧下に伴なうメタルフローを
吸収してフィンシュテールもしくはタンクの発生が全（
防止されクロップロスが最少限に抑制され、更に四部１
４の先端部が塑性変形の機会が極めて少いので中央部幅
に対する両エンド部４，６における幅の落ち込み量が大
幅に減少し、成品コイルの幅精度の著しい改善が達成さ
れる。

以上本発明の凹部形成を鋼片の幅方向に形成する場合に
ついて説明したが、第１図Ａ、Ｂ、Ｃにて示す如く、厚
み（Ｔ）方向に四部を形成しても効果がある。

この場合は、第７図Ａにて示される如き厚みＴ、の鋼片
２のリーディングエンドもしくはテールエンドに第７図
Ｂおよび第γ図Ｃに示す如（圧延用ロールによって長さ
△Ｌの範囲に深さ△Ｔの凹部１６を形成し、先端部の厚
さをＴ２にまで局部的に圧下する方法をとればよい。

かかる凹部１６の形成によって凹部形成部の先端はタン
ク状となるため、後続の幅圧下に伴なうフィンシュテー
ル成長への先端部へのメタルフローがあっても四部１６
に吸収されクロップロスが著しく減少し、更にフィッシ
ュテール成長へのメタル７０−が相対的に減少すること
によりテールエンド部６における幅の落ち込み量が減少
する結果幅精度の向上が達成される。

次に本発明による凹部形成の具体的方法について説明す
る。

四部形成に肖っては、その長さへＬは５０〜５００＋＋
ｍの範囲に限定すべきであることは既に述べたとおりで
あるが、更に本発明者は多数の実験結果から最も良好な
結果を得ることができる必須要件を見出すことができた
。

その要件は次の如（である。

熱間圧延に供給される鋼片のリーディングエンド部およ
びテールエンド部の長さ方向５０〜５００ｍｍ範囲の凹
部の形成において、 熱間圧延に供給される鋼片の幅：Ｗ 最終シートバーまでの総圧工事に伴なう幅拡がり量：△
Ｗ 最終シートバーの設定幅：Ｗ８ 熱間圧延に供給される鋼片の厚さ：Ｔ 最終シートバーの厚さ：Ｔ８ とするとき （Ｗ十へｗ）−ｗ ／Ｔ −Ｔ ＝Ｒ・・・・・・・
・・・・・・・・（１）Ｓ Ｓ にて表わされる（１）式のＲ値が該鋼片のリーディング
エンド部においては０．０５〜０．２０、テールエンド
部においては０．２５〜０．５０となるように前記四部
を形成することがその要件、である。

かくの如くＲ値を限定した理由は上記下限値未満ではク
ロップ形状がいずれもタンク状となり、また上限値を越
すとフィンシュテール状となって共にクロップロスを増
加するからである。

上記要件を満足することにより熱間圧延工程における平
均フィッシュテールの長さが１００ｍ１１Ｌ以下となり
、テールエンド部の平均タンク長さが５０ｍｎ以下に制
御することができ、しかもコイルの中央幅と両端部の最
小幅との差を４闘以下に維持することができることを確
認した。

これにより鋼片の熱間圧延時のシートバーのクロップロ
スの大幅な低減と成品コイル幅精度の著しい改善が常に
安定して可能となり本発明の目的を達成することができ
た。

本発明の実施例を従来方法と対比して説明する３すなわ
ち、２６０ｍｍＸ］、２３０朋Ｘ９００ｍｍのサイズの
供給された鋼片を、粗圧延機群を経由して更に仕上圧延
機群によって最終サイズにおいて４、９ ｍｍ厚Ｘ１２
１５ｍｍ幅のコイルに熱間圧延する場合に、従来方法と
本発明による各種方法とを実施し、フィッシュテール長
さ、タングクロップ長さ等をリーディングエンドおよび
テールエンドについて比較し、更に最終コイルの中央幅
と両エンド部の最小幅との差を比較しコイル幅精度を対
比した。

この場合の従来法の詳細ならびに結果は次の如くであっ
た。

粗圧延機群において鋼片の幅圧下５パス、厚み圧下６パ
スの合計パス回数で、幅圧下と厚み圧下を交互に実施し
３５ｍｍ厚のシートバーに圧延された。

この場合、シートバーのリーディングエンド部のクロッ
プ形状はフィッシュテール状となり、テールエンド部で
はタンク状を呈していた。

シートバークロップシャーで切断されたクロップ長さは
それぞれ次の如くであった。

リーディングエンド部の平均クロップ ２１０ｍｍ長さ テールエンド部の平均クロップ長さ ２３０ｍｍ更に
上記シートバーを熱間圧延した成品コイルの中央部の幅
と、リーディングエンド部位およびテールエンド部位の
最小幅との差はそれぞれ８ｍｍ、９１ｎ７１１であった
。

以下に、同一鋼片サイズ、同一圧延機群による同一シー
トバー厚およびコイル寸法を得る本発明の実施例につい
て説明する。

実施例 １ 本発明による四部形成を第５図に示した如く鋼片２０幅
方向のリーディングエンド部４の相対する１組の面に実
施した。

この場合の 凹部の深さ△Ｗ＝ −（Ｗｌ −Ｗｓ ） ＝ ２５
ｍｍ凹部の長さへＬ＝ ３００＋ｙ＋ｍ 得られたシートバーのリーディングエンド部のフィッシ
ュテールクロップ長さは１４０ｍｍであり、従来法の６
１％に短縮できた。

該シートバーによる成品コイルの中央部幅とり−デイン
グエンド部位の最小幅との差は５ｍｍであり、従来法に
よる場合の６２％に縮小できた。

凹部を形成しなかったテールエンド部６では、従来法と
の差異は認められなかった。

なお前記（１）式のＲ値は０．１４４であり、０．０５
〜０．２０の範囲内にあることを確認した。

実施例 ２ 本発明による凹部形成を第１図に示す如（鋼片２の厚み
方向のテールエンド部６の相対する１組の面に実施した
。

四部の深さ△Ｔ＝ （Ｔ１−Ｔ２）＝３０ｍｍ凹部の
長さ△Ｌ＝４５０龍 とした。

得られたシートバーのテールエンド部のタンク状のクロ
ップ長さは平均３０闘となり、従来法の１３％に減少し
た。

また、該シートバーによるホントコイルの中央部幅とテ
ールエンド部位の最小幅との差は４闘であって、従来法
に比し半減以上の効果を収めることができた。

凹部を形成しなかったリーディングエンド部４では、従
来法との差異は認められなかった。

なお前記（１）式のＲ値は０．３９１であり、０．２５
〜０．５０の範囲内にある。

実施例 ３ 本発明による四部形成をリーディングエンド部４の厚み
方向の相対する面に ■ 深さ△Ｔ＝ （ＴＩ Ｔ２ ） −１０ｍｍ長さ△
Ｌ＝３００ｍｍ 更に、リーディングエンド部４の幅方向の相対する面に 四部の深さ△Ｗ＝ （Ｗｌ Ｗ３）＝２０酊凹部の長
さへＬ ＝ ３５０ｍｍ 〆とした。

更にテールエンド部６も実施例２と同様に鋼片２の厚み
方向の相対する面に次の寸法の凹部を形成した。

凹部の深さ△Ｔ −−（Ｔｔ −Ｔ２ ） −３０ｍｍ
凹部の長さ△Ｌ＝４５０１ｎｍ 得られたシートバーのリーディングエンド部４のクロッ
プ長さは９０ｍｍ、テールエンド部６のクロップ長さは
３０ｏ＋でそれぞれ従来法に比較し４３％および１３％
に減少していることが確認された。

更にこのシートバーによる成品コイルの中央部幅と両エ
ンド部の最小幅との差は何れも４龍であって、従来法に
比し半減以上の効果を収めることができた。

なお、リーディングエンド部およびテールエンド部の（
１）式のＲ値はそれぞれ０．１７８および０．３９１で
あった。

実施例 ４ 本発明による凹部形成をテールエンド部６の厚み方向お
よび幅方向の双方に実施した。

その凹部寸法は次のとおりである。

なおリーディングエンド部は実施例３と同様の凹部を形
成した。

テールエンドの厚み方向：。

テールエンドの幅方向： 得られたシートバーの平均クロップ長さはリーディング
エンド部において９０ｍｍ、テールエンド部で６０７Ｉ
Ｌ１１Ｌであり従来法に比較してそれぞれ４３％、２６
％の長さに減少した。

また、このシートバーによる最終コイルの中央部幅と、
リーディングエンド部およびテールエンド部の最小幅と
の差は、それぞれ４ｍｍおよび５ｍｍであって従来法よ
り半減しており、著しい幅精度の向上が認められた。

なお、リーディングエンド部およびテールエンド部の（
１）式のＲ値はそれぞれ０．１７８および０．２５３で
あった。

上記実施例より明らかな如（、本発明は鋼片のシートバ
ーへの熱間圧延において、鋼片のリーディングエンド部
およびテールエンド部の何、ｔＬか一方または双方の相
対する少（とも１組の面に圧延用ロール等によって凹部
を形成し、かつ該凹部の形成に当ってはいずれも両エン
ド端面より鋼片換算で５０〜５００ｍ７１Ｌの長さとし
、その凹部の深さは（１）式を満足する範囲とすること
により、次の如き大きな効果を収めることができた。

（イ）鋼片のリーディングエンドおよびテールエンド部
位のシートバーに発生するフィッシュテール、またはタ
ンク等の成長を形成した凹部にて吸収することにより、
その成長を防止し、凹部■ を形成しない従来法に比しクロップ長さを一以下とし、
特にテールエンド部では従来法の１３％と著しいクロッ
プ長さの減少を達成することができ、これによってクロ
ップロスの減少を達成し、鋼片歩留を約０．５％向上せ
しめることができた。

（リ 本発明によって鋼片の熱間圧延時のメタルフロー
を円滑に実施できる結果、最終成品コイルの中央幅と両
エンド部の最小幅との差を従来法■ の−以下と著しく減少できたのでコイルの幅精度を向上
することができ、これによって良品歩留を約１％向上す
ることができた。

（・ウ 本発明の実施にはなんらの新設装置を要せず
、従来のそのままの設備で可能であり、しかも凹部の形
成は極めて短時間で実施可能であるので生産性を阻害す
ることは全くない。

【図面の簡単な説明】 第１図から第４図までは本発明を得る基礎となつた鋼片
の熱間圧延時のメタルフローの説明図であり、第１図Ａ
は熱間圧延に供給される鋼片（スラブ）を示す斜視図、
第１図Ｂは第１図Ａに示す鋼片をエツジヤ−ロールで圧
延した時のメタルフローを示す斜視図、第２図は第１・
図Ｂにて示す幅圧下した圧延素材を次に水平ロールにて
厚み圧下を施した時の形状を示す斜視図、第３図は第２
図にて示した厚み圧下素材を更に幅圧下した時の形状を
示す斜視図、第４図Ａ、Ｂ、Ｃは熱間圧延に供給される
鋼片を先づ水平ロールによる厚み圧下、次にエツジヤ−
ロールによる幅圧下を施した時のメタルフローを示し、
第４図Ａは供給された鋼片、第４図Ｂは水平ロールによ
る厚み圧下後の素材、第４図Ｃは第４図Ｂにて示す素材
を更に幅圧下した後の素材の形状を示すいずれも斜視図
、第５図から第１図までは本発明の圧延法を示す説明図
であって、第５図Ａは鋼片のテールエンド部に形成した
凹部を示す断面図、第５図Ｂは第５図Ａにて示す鋼片を
幅圧下した時のメタルフローを示す断面図、第６図Ａ、
Ｂ 、Ｃは熱間圧延に供給された鋼片の両エンド部の幅
方向に凹部を形成する工程を示す説明図であって、第６
図Ａは供給された鋼片、第６図Ｂは第６図Ａにて示す鋼
片を１パス厚み圧下した時の素材の形状を示し、第６図
Ｃは第６図Ｂにて示す素材の両エンド部の幅方向に形成
した四部を示すいずれも平面図、第１図Ａ、Ｂ。 Ｃは熱間圧延に供給された鋼片の厚み方向に凹部な形成
する工程を示す説明図であって、第７図Ａは供給された
鋼片を示す部分斜視図、第７図Ｂは該鋼片のテールエン
ド部に形成された凹部を示す部分斜視図、第７図Ｃは形
成した凹部の寸法を示す断面図である。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 鋼片のリーディングエンド部およびテールエンド部
   の何れか一方または双方の相対する少くとも１組の面に
   圧延用ロールによって凹部を形成する工程を有して成る
   鋼片の熱間圧延方法において、前記凹部の形成は前記リ
   ーディングエンド部およびテールエンド部のそれぞれの
   端面から長さ方向５０〜５００關の範囲にて行い、かつ 熱間圧延に供給される鋼片の幅：Ｗ 最終シートバーまでの総圧工事に伴なう幅拡がり量：△
   Ｗ 最終シートバーの設定幅：Ｗ８ 熱間圧延に供給される鋼片の厚さ：Ｔ 最終シートバーの厚さ：Ｔ８ とするとき （Ｗ＋△Ｗ）−Ｗ ／Ｔ−Ｔ８＝Ｒ にて表わされるＲ値が該鋼片のリーディングエンド部に
   おいては０．０５〜０．２０、テールエンド部において
   は０．２５〜０．５０となるように前記凹部を形成する
   ことを特徴とする鋼片の熱間圧延方法。