JPWO2016148030A1 - Ｈ形鋼の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造する。【解決手段】粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記複数の孔型のうち第２孔型以降では少なくとも１パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、前記複数の孔型のうち第３孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われる。

Description

（関連出願の相互参照）
本願は、２０１５年３月１９日に日本国に出願された特願２０１５−０５６６３８号に基づき、優先権を主張し、その内容をここに援用する。

本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法及び製造されるＨ形鋼製品に関する。

Ｈ形鋼を製造する場合には、加熱炉から抽出されたスラブやブルーム等の素材を粗圧延機（ＢＤ）によって粗形材（所謂ドッグボーン形状の被圧延材）に造形し、中間ユニバーサル圧延機によって上記粗形材のウェブやフランジの厚さを圧下し、併せて前記中間ユニバーサル圧延機に近接したエッジャー圧延機によって被圧延材のフランジに対し幅圧下や端面の鍛錬と整形が施される。そして、仕上ユニバーサル圧延機によってＨ形鋼製品が造形される。

このようなＨ形鋼の製造方法において、矩形断面であるスラブ素材から所謂ドッグボーン形状の粗形材を造形する際には、粗圧延工程の第１の孔型においてスラブ端面に割り込みを入れた後、第２以降の孔型において当該割り込みを割広げる、又は、割り込み深さを深くさせエッジング圧延を行い、それ以降の孔型にてスラブ端面の割り込みを消去する技術が知られている（例えば特許文献１参照）。

また、例えば特許文献２には、スラブ端面に割り込みを入れ当該割り込みを順次深くし、その後ボックス孔型において押し拡げ、Ｈ形鋼のフランジ相当部を形成させる技術が開示されている。

特開平７−８８５０１号公報 特開昭６０−２１１０１号公報

近年、構造物等の大型化に伴い大型のＨ形鋼製品の製造が望まれている。特にＨ形鋼の強度・剛性に大きく寄与するフランジを従来に比べて広幅化した製品が望まれている。フランジが広幅化されたＨ形鋼製品を製造するためには、粗圧延工程における造形から従来に比べフランジ幅の大きな被圧延材を造形する必要がある。

しかしながら、例えば上記特許文献１に開示されている技術では、スラブ等の素材の端面（スラブ端面）に割り込みを入れ、当該端面をエッジングし、その幅拡がりを利用して粗圧延を行う方法では、フランジの広幅化に限界がある。即ち、従来の粗圧延方法においてフランジの広幅化を図るためにはウェッジ設計（割り込み角度の設計）、圧下調整、潤滑調整といった技術により幅拡がりの向上が図られるが、いずれの方法もフランジ幅に大幅に寄与するものではないため、エッジング量に対するフランジ幅の拡がり量の比率を示す幅拡がり率は、エッジングの初期段階の効率が最も高い条件でも０．８程度であり、同一孔型でエッジングを繰り返す条件では、フランジ幅の拡がり量が大きくなるにつれて低下し、最終的には０．５程度になることが知られている。また、スラブ等の素材自体を大型化し、エッジング量を大きくすることも考えられるが、粗圧延機の設備規模や圧下量等には装置限界があるため十分な製品フランジの広幅化が実現されないといった事情がある。

また、例えば特許文献２に開示されている技術では、割り込みを入れたスラブ等の素材に対して、特に割り込み形状の変遷等を経ずに、即座に底面がフラット形状のボックス孔型によってエッジング圧延を行い、フランジ相当部を造形しており、このような方法では被圧延材の形状を急激に変化させることに伴う形状不良が生じやすい。特に、このような造形における被圧延材の形状変化は、被圧延材とロールとの接触部の力と、被圧延材の曲げ剛性との関係によって定まるものであり、従来に比べフランジ幅の大きなＨ形鋼を製造する場合には形状不良がより生じやすいといった問題がある。

上記事情に鑑み、本発明の目的は、Ｈ形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能なＨ形鋼の製造方法を提供することにある。

前記の目的を達成するため、本発明によれば、粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記複数の孔型のうち第２孔型以降では少なくとも１パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、前記複数の孔型のうち第３孔型以降の２以上の孔型では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、第１孔型及び第２孔型に形成される前記突起部の先端角度は４０°以下であることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法が提供される。

被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われるパスは、前記複数の孔型のうち第２孔型以降の各孔型での複数パス造形における最終パスであっても良い。

前記第２孔型においては、前記突起部の傾斜面と、当該傾斜面に隣接し被圧延材の端面と対向する孔型周面と、がなす角度が略垂直に構成されても良い。

前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は２５°以上３５°以下であっても良い。

前記複数の孔型のうち、第３孔型以降の各孔型には、前記分割部位に押し当てることで当該分割部位を折り曲げる突起部が形成され、当該突起部の傾斜面と、当該傾斜面に隣接し被圧延材の端面と対向する孔型周面と、がなす角度が略垂直に構成されても良い。

前記複数の孔型のうち、第２孔型以降の各孔型に形成される突起部の先端角度は、後段の孔型になるほど順次大きな角度となるように構成されても良い。

前記複数の孔型は、被圧延材を造形する第１孔型〜第４孔型の４つの孔型であり、前記複数の孔型のうち第３孔型及び第４孔型において、前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、前記第３孔型に形成される突起部の先端角度は７０°以上１１０°以下であり、前記第４孔型に形成される突起部の先端角度は１３０°以上１７０°以下であっても良い。

本発明によれば、Ｈ形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能となる。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 第１孔型の概略説明図である。 第２孔型の概略説明図である。 第３孔型の概略説明図である。 第４孔型の概略説明図である。 ウェッジ角度θ１ｂを変えた場合のフランジ幅・フランジ厚の数値との関係を示すグラフである。 第１孔型の途中パスの概略断面図である。 ウェッジ角度θ１ａを変えた場合のフランジ幅の数値との関係を示すグラフである。 第４孔型での折り曲げ角度（θ３−θ２）とフランジ厚偏差（フランジ厚バラツキ）との関係を示すグラフである。 第３孔型における先端部角度θ２を変化させた場合のフランジ相当部の先端の厚み変化量（フランジ先端つぶし量）を示すグラフである。 本実施の形態に係る方法で第３孔型の突起部の先端部角度θ２を１１０°超とした場合の、造形後の被圧延材の形状を示す概略図である。 第４孔型の先端部角度θ３を変化させた場合の、製品疵深さの変化を示すグラフである。 ウェブ減厚孔型におけるウェブ減厚に関する概略説明図である。 θ２とθ３の好適な設計範囲を示すグラフである。

１…圧延設備
２…加熱炉
３…サイジングミル
４…粗圧延機
５…中間ユニバーサル圧延機
８…仕上ユニバーサル圧延機
９…エッジャー圧延機
１１…スラブ
１２…フランジ対応部
１３…Ｈ形粗形材
１４…中間材
１６…Ｈ形鋼製品
２０…上孔型ロール（第１孔型）
２１…下孔型ロール（第１孔型）
２５、２６…突起部（第１孔型）
２８、２９…割り込み（第１孔型）
３０…上孔型ロール（第２孔型）
３１…下孔型ロール（第２孔型）
３５、３６…突起部（第２孔型）
３８、３９…割り込み（第２孔型）
４０…上孔型ロール（第３孔型）
４１…下孔型ロール（第３孔型）
４５、４６…突起部（第３孔型）
４８、４９…割り込み（第３孔型）
５０…上孔型ロール（第４孔型）
５１…下孔型ロール（第４孔型）
５５、５６…突起部（第４孔型）
５８、５９…割り込み（第４孔型）
８０…フランジ部
Ｋ１…第１孔型
Ｋ２…第２孔型
Ｋ３…第３孔型
Ｋ４…第４孔型
Ｔ…製造ライン
Ａ…被圧延材

以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

図１は、本実施の形態にかかる圧延設備１を含むＨ形鋼の製造ラインＴについての説明図である。図１に示すように、製造ラインＴには上流側から順に、加熱炉２、サイジングミル３、粗圧延機４、中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８が配置されている。また、中間ユニバーサル圧延機５に近接してエッジャー圧延機９が設けられている。なお、以下では、説明のために製造ラインＴにおける鋼材を、総称して「被圧延材Ａ」と記載し、各図において適宜その形状を破線・斜線等を用いて図示する場合がある。

図１に示すように、製造ラインＴでは、加熱炉２から抽出された例えばスラブ１１等の被圧延材Ａがサイジングミル３ならびに粗圧延機４において粗圧延される。次いで、中間ユニバーサル圧延機５において中間圧延される。この中間圧延時には、必要に応じてエッジャー圧延機９によって被圧延材の端部等（フランジ対応部１２）に対して圧下が施される。通常の場合、サイジングミル３及び粗圧延機４のロールには、合わせて４〜６個程度の孔型が刻設されており、これらを経由して１０数パス程度のリバース圧延でＨ形粗形材１３が造形され、該Ｈ形粗形材１３を前記中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて、複数パスの圧下が加えられ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。

次に、以下では図１に示したサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型構成や孔型形状について図面を参照して説明する。なお、通常、粗圧延機４には、以下に説明する第１孔型〜第４孔型に加え、それら孔型にて造形された被圧延材Ａをいわゆるドッグボーン形状のＨ形粗形材１３とする孔型が更に設けられているが、この孔型は従来より既知のものであるため本明細書での図示・説明は省略する。また、製造ラインＴにおける加熱炉２や中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８、エッジャー圧延機９等は、従来よりＨ形鋼の製造に用いられている一般的な装置であり、その装置構成等は既知であるため本明細書では説明を省略する。

図２〜図５は粗圧延工程を行うサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型についての概略説明図である。ここで、説明する第１孔型〜第４孔型は、例えばサイジングミル３に全て刻設されても良く、サイジングミル３及び粗圧延機４に第１孔型〜第４孔型の４つの孔型が分けて刻設されても良い。即ち、第１孔型〜第４孔型はサイジングミル３及び粗圧延機４の両方に亘って刻設されても良く、どちらか一方の圧延機に刻設されても良い。通常のＨ形鋼の製造における粗圧延工程では、これら各孔型において１又は複数パスでの造形が行われる。

また、本実施の形態では刻設される孔型が４つの場合を例示して説明するが、その孔型数についても、必ずしも４孔型である必要はなく、４以上の複数の孔型数であっても良い。即ち、Ｈ形粗形材１３を造形するために好適な孔型構成であれば良い。なお、図２〜図５では、各孔型における造形時の被圧延材Ａの概略最終パス形状を破線にて図示している。

図２は第１孔型Ｋ１の概略説明図である。第１孔型Ｋ１は、一対の水平ロールである上孔型ロール２０と下孔型ロール２１に刻設され、これら上孔型ロール２０と下孔型ロール２１のロール隙において被圧延材Ａが圧下・造形される。また、上孔型ロール２０の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２５が形成されている。更に、下孔型ロール２１の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２６が形成されている。これら突起部２５、２６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部２５と突起部２６とでそれぞれ等しく構成されている。突起部２５、２６の高さ（突出長さ）をｈ１とし、先端部角度をθ１ａとする。

この第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される。ここで、突起部２５、２６の先端部角度（ウェッジ角度とも呼称される）θ１ａは例えば２５°以上４０°以下であることが望ましく、更には２５°以上３５°以下であることが望ましい。この理由については図６〜図８を参照して後述する。

ここで、第１孔型Ｋ１の孔型幅は、被圧延材Ａの厚み（即ち、スラブ厚）とほぼ等しいことが好ましい。具体的には、第１孔型Ｋ１に形成された突起部２５、２６の先端部における孔型の幅と、スラブ厚を同一にすることで、被圧延材Ａの左右センタリング性が好適に確保される。また、このような孔型寸法の構成とすることで、図２に示すように、第１孔型Ｋ１での造形時において、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）においては、上記突起部２５、２６及び孔型側面（側壁）の一部が被圧延材Ａと接していて、割り込み２８、２９により４つの要素（部位）に分割されたスラブ上下端部に対して、第１孔型Ｋ１の上面及び底面にて積極的な圧下が行われない方が好ましい。孔型の上面及び底面による圧下は、被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせてしまい、フランジ（後述するフランジ部８０）の生成効率を低下させてしまうからである。即ち、第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される際の突起部２５、２６における圧下量（ウェッジ先端圧下量ΔＴ）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量ΔＥ）よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み２８、２９が形成される。

図３は第２孔型Ｋ２の概略説明図である。第２孔型Ｋ２は、一対の水平ロールである上孔型ロール３０と下孔型ロール３１に刻設される。上孔型ロール３０の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３５が形成されている。更に、下孔型ロール３１の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３６が形成されている。これら突起部３５、３６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部３５と突起部３６とでそれぞれ等しく構成されている。これら突起部３５、３６の先端部角度は２５°以上４０°以下のウェッジ角度θ１ｂであることが望ましく、更には２５°以上３５°以下であることが望ましい。

ここで、突起部３５、３６のウェッジ角度θ１ｂの好適な数値範囲を２５°以上４０°以下（より好ましくは、２５°以上３５°以下）とすべき理由と、それに合わせて上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａの数値も好適な数値範囲とする理由について説明する。

ウェッジ角度の下限値は通常ロールの強度により決まる。被圧延材Ａがロール（第２孔型Ｋ２では上孔型ロール３０及び下孔型ロール３１、第１孔型Ｋ１では上孔型ロール２０及び下孔型ロール２１）と接触し、その間に受ける熱によりロールが膨張し、被圧延材Ａがロールから離れるとロールが冷却され収縮する。造形中はこれらのサイクルが繰り返されるが、ウェッジ角度が小さすぎると、突起部（第２孔型Ｋ２では突起部３５、３６、第１孔型Ｋ１では突起部２５、２６）の厚みが薄いために被圧延材Ａからの入熱が当該突起部の左右から入りやすくなり、ロールがより高温になり易い。ロールが高温になると熱振れ幅が大きくなるためにヒートクラックが入り、ロール破損に至る恐れがある。このような理由によりウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂ共に２５°以上であることが望ましい。

一方、ウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂが大きくなると、ウェッジ傾斜角が拡大するために、被圧延材Ａに対して摩擦力による上下方向への押し下げ力が作用し易く、割り込み形成時にフランジ相当部の内面部において肉引けが生じ、特に第２孔型Ｋ２以降での造形においてフランジの生成効率が低下する。ここで、図６を参照し、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと最終的に造形される被圧延材Ａのフランジ幅との関係について説明し、好適なウェッジ角度θ１ｂの上限値について説明する。

図６はＦＥＭによる解析結果であり、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂを変えた場合の後段の工程（以下に説明する第３孔型Ｋ３での工程）におけるフランジ厚・フランジ幅の数値との関係を示すグラフである。計算条件としては素材のスラブ幅２３００ｍｍ、スラブ厚３００ｍｍとし、本実施の形態にて説明する方法を用いた際に、ウェッジ角度θ１ｂを所定の角度である約２０°〜約７０°で変化させて被圧延材Ａの造形を行うものとした。

図６に示すように、ウェッジ角度θ１ｂを４０°超として粗圧延工程を実施し、Ｈ形鋼製品を造形した場合、フランジ幅・フランジ厚ともに顕著に低下するようなグラフとなっており、フランジ生成効率が低下していることが分かる。即ち、ウェッジ角度θ１ｂを４０°超とした場合には、グラフの傾きが顕著に上昇しており、ウェッジ角度θ１ｂが４０°以下の場合と比べてフランジ幅・フランジ厚が大きく低下している。ウェッジ角度θ１ｂの鈍角化によりフランジ相当部の肉引け（被圧延材Ａの長手方向へのメタルフローの誘起）が大きくなる。このような観点から、ウェッジ角度θ１ｂを４０°以下とすることで高いフランジ生成効率を実現することが可能であることが分かる。また、図６からは、より高いフランジ生成効率を実現させるためには、ウェッジ角度θ１ｂを３５°以下とすることが望ましいことも分かる。

また、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。
特に第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａはフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みに大きく寄与することが知られており、その点からは、ウェッジ角度θ１ａはできるだけ小さくすることが好ましい。図７は、第１孔型Ｋ１の途中パスの概略断面図であり、一方のスラブ端面（図２における上方端部）に割り込み２８、２９を付与している状態を示している。図７では割り込み２８、２９を付与する際のウェッジ角度θ１ａの大小による差異について記載しており、それぞれの場合の割り込み形状を図示している。また、図８は第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａとフランジ相当部の先端厚み（フランジ先端厚）との関係を示すグラフであり、一例としてウェッジ高さが１００ｍｍ、スラブ厚が３００ｍｍの場合を示している。

図７、８に示すように、ウェッジ角度θ１ａが小さい場合の断面に比べ、ウェッジ角度θ１ａが大きい場合の断面では、スラブ端面のメタルがそがれ、スラブ端面のフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みが減厚される。フランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みが減厚されることは後のＨ形鋼製品の形状に鑑みて好ましくないため、フランジ相当部の先端部厚みを確保するためには、好適なウェッジ角度θ１ａの上限値を定める必要がある。

以上説明したように、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂを２５°以上４０°以下とすることに加え、フランジ相当部の先端部厚みを確保し、且つ、誘導性や圧延安定性を担保するといった観点から第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａも２５°以上４０°以下とすることが望ましい。更にこれらのウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂは、高いフランジ生成効率を実現させるとの観点からは２５°以上３５°以下とすることが望ましい。

また、突起部３５、３６の高さ（突出長さ）ｈ２は、上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の高さｈ１より高く構成されており、ｈ２＞ｈ１となっている。ここで、上述したように、突起部３５、３６の先端部角度（ウェッジ角度θ１ｂ）は上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の先端部角度と同じ（即ち、θ１ａ＝θ１ｂ）であることが好ましい。これら上孔型ロール３０と下孔型ロール３１のロール隙において、上記第１孔型Ｋ１通材後の被圧延材Ａが更に造形される。

ここで、第１孔型Ｋ１に形成される突起部２５、２６の高さｈ１より、第２孔型Ｋ２に形成される突起部３５、３６の高さｈ２の方が高く、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）への侵入長さも同様に第２孔型Ｋ２の方が長くなる。第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さは、突起部３５、３６の高さｈ２と同じである。即ち、第１孔型Ｋ１での突起部２５、２６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ１’と、第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２はｈ１’＜ｈ２との関係になっている。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面３０ａ、３０ｂ及び孔型底面３１ａ、３１ｂと、突起部３５、３６の傾斜面とのなす角度θｆは、図３に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。

図３に示すように、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）へ押し当てられた時の突起部の侵入長さが長いことから、第２孔型Ｋ２においては、第１孔型Ｋ１において形成された割り込み２８、２９が更に深くなるように造形が行われ、割り込み３８、３９が形成される。なお、ここで形成される割り込み３８、３９の寸法に基づき粗圧延工程でのフランジ造形工程終了時のフランジ片幅が決定される。

また、図３に示す第２孔型Ｋ２での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第２孔型Ｋ２の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第２孔型Ｋ２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部３５、３６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

即ち、第２孔型Ｋ２での多パス造形においては、必要最小限のパス（例えば最終パスのみ）において被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部を接触させて圧下を行い、その他のパスにおいては積極的な圧下を行わないといったパススケジュールを設定することが好ましい。また、この第２孔型Ｋ２においても、上記第１孔型Ｋ１同様、突起部３５、３６における圧下量（ウェッジ先端圧下量ΔＴ）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量ΔＥ）よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み３８、３９が形成される。

図４は第３孔型Ｋ３の概略説明図である。第３孔型Ｋ３は、一対の水平ロールである上孔型ロール４０と下孔型ロール４１に刻設される。上孔型ロール４０の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４５が形成されている。更に、下孔型ロール４１の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４６が形成されている。これら突起部４５、４６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部４５と突起部４６とでそれぞれ等しく構成されている。

上記突起部４５、４６の先端部角度θ２は、上記角度θ１ｂに比べ広角に構成され、突起部４５、４６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ３は、上記突起部３５、３６の侵入深さｈ２よりも短くなっている（即ち、ｈ３＜ｈ２）。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面４０ａ、４０ｂ及び孔型底面４１ａ、４１ｂと、突起部４５、４６の傾斜面とのなす角度θｆは、図４に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。

図４に示すように、第３孔型Ｋ３では、第２孔型Ｋ２通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第２孔型Ｋ２において形成された割り込み３８、３９が、突起部４５、４６が押し当てられることにより、割り込み４８、４９となる。即ち、第３孔型Ｋ３での造形における最終パスでは、割り込み４８、４９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ２となる。換言すると、第２孔型Ｋ２において割り込み３８、３９の形成と共に造形された分割部位（後述するフランジ部８０に対応する部位）が外側に折り曲げられるような造形が行われる。

また、図４に示す第３孔型Ｋ３での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、このうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第３孔型Ｋ３での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部４５、４６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

なお、この第３孔型Ｋ３における造形では、被圧延材Ａの上下端部の４箇所の部位に対する曲げ加工が同時に行われる。そのため、４箇所の部位が均一に曲げ加工されないといった事情により通材が不安定になる恐れがあり、１パスでの造形が好ましい。この場合、１パス造形では被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触した状態で造形が行われる。

図５は第４孔型Ｋ４の概略説明図である。第４孔型Ｋ４は、一対の水平ロールである上孔型ロール５０と下孔型ロール５１に刻設される。上孔型ロール５０の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５５が形成されている。更に、下孔型ロール５１の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５６が形成されている。これら突起部５５、５６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部５５と突起部５６とでそれぞれ等しく構成されている。

上記突起部５５、５６の先端部角度θ３は、上記角度θ２に比べ広角に構成され、突起部５５、５６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ４は、上記突起部４５、４６の侵入深さｈ３よりも短くなっている（即ち、ｈ４＜ｈ３）。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面５０ａ、５０ｂ及び孔型底面５１ａ、５１ｂと、突起部５５、５６の傾斜面とのなす角度θｆは、上記第３孔型Ｋ３と同様に、図５に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。

第４孔型Ｋ４では、第３孔型Ｋ３通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第３孔型Ｋ３において形成された割り込み４８、４９が、突起部５５、５６が押し当てられることにより押し広げられ、割り込み５８、５９となる。即ち、第４孔型Ｋ４での造形における最終パスでは、割り込み５８、５９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ３となる。換言すると、第３孔型Ｋ３において割り込み４８、４９の形成と共に造形された分割部位（後述するフランジ部８０に対応する部位）が更に外側に折り曲げられるような造形が行われる。このようにして造形された被圧延材Ａの上下端部の部位は、後のＨ形鋼製品のフランジに相当する部位であり、ここではフランジ部８０と呼称する。なお、第４孔型Ｋ４の割り込み角度θ３は１８０°よりもやや小さい角度に設定されることが望ましい。これは、割り込み角度θ３を１８０°としてしまうと、次工程である平造形孔型においてウェブ厚の減厚を行う際に、フランジ部８０の外側に拡がりが生じ、平造形孔型での圧延においてかみ出しが生じやすいからである。即ち、次工程の平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量に応じてフランジ部８０の外側での拡がり量が決まるため、ここでの割り込み角度θ３は、平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量を勘案して好適に定められることが望ましい。

また、図５に示す第４孔型Ｋ４での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第４孔型Ｋ４での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部５５、５６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部８０の生成効率を低下させてしまうからである。

なお、この第４孔型Ｋ４における造形では、被圧延材Ａの上下端部の４箇所の部位に対する曲げ加工が同時に行われる。そのため、４箇所の部位が均一に曲げ加工されないといった事情により通材が不安定になる恐れがあり、１パスでの造形が好ましい。この場合、１パス造形では被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触した状態で造形が行われる。

以上説明した第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４によって造形された被圧延材Ａに対し、既知の孔型を用いて更に圧下・造形が行われ、いわゆるドッグボーン形状であるＨ形粗形材１３が造形される。通常はこの後、スラブ厚に相当する部分を減厚する平造形孔型でウェブ厚が減厚される。その後、図１に示す中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて、通常７〜１０数パスの圧下が加えられ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。

上述したように、本実施の形態にかかる第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に割り込みを入れ、それら割り込みによって左右に分かれた各部分を左右に折り曲げる加工を行い、フランジ部８０を形成するといった造形をすることで、被圧延材Ａ（スラブ）の上下端面を上下方向に圧下することなくＨ形粗形材１３の造形を行うことができる。即ち、従来行われていたスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法に比べ、フランジ幅を広幅化させてＨ形粗形材１３を造形することが可能となり、その結果、フランジ幅の大きな最終製品（Ｈ形鋼）を製造することができる。また、サイジングミル３あるいは粗圧延機４における圧下量や設備規模に装置限界があるといったことに影響されずにＨ形粗形材１３の造形を行うことができるため、素材のスラブサイズを従来に比べ小型化（スラブ幅の縮小）させることができ、フランジ幅の大きな最終製品を効率的に製造することができる。

また、特に第２孔型Ｋ２での造形においては、必要最小限のパス（例えば最終パスのみ）において被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部を接触させて圧下を行い、その他のパスにおいては積極的な圧下を行わないものとしている。これにより、割り込み３８、３９を形成する際に、左右のフランジ相当部（後のフランジ部８０）の肉量が不均一になることにより生じる形状不良を抑制し、効率的で安定した粗圧延工程を実現することが可能となる。

また、特に第３孔型Ｋ３、第４孔型Ｋ４での造形においては、多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（孔型の上面及び底面）が接触している構成としている。ここで、全てのパスにおいて接触している必要はなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）構成とされる。これにより、分割部位（後のフランジ部８０）を折り曲げて造形を行う際に、左右の分割部位の肉量が不均一となり通材が安定しないといった問題を回避することができる。

また、上記のように、各孔型（例えば第２孔型Ｋ２〜第４孔型Ｋ４）においては、必要最小限のパス数において圧下を行い、その他のパスにおいては積極的な圧下は行われないため、従来に比べ被圧延材Ａの圧下に伴う長手方向の伸びが抑えられ、従来のＨ形鋼の圧延に比べクロップ部の発生が抑制され、歩留まりの向上が実現される。

また、第２孔型Ｋ２〜第４孔型Ｋ４においては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する２箇所の孔型上面及び２箇所の孔型底面と、孔型に形成された突起部の傾斜面とのなす角度θｆは約９０°（略直角）に構成されている。
これにより、第２孔型Ｋ２〜第４孔型Ｋ４にて行われる造形時の通材性を向上させることができる。上記角度θｆが約９０°よりも大きい構成の場合、フランジ相当部（後のフランジ部８０）が孔型ロールに沿って折り曲がらない恐れがある。具体的には、孔型ロール形状以上に曲がってしまう恐れがある。その結果、４箇所のフランジ相当部の寸法形状が不均一となり通材性が悪くなってしまうと共に、製品寸法の低下にもつながるからである。
また、フランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部を早い造形段階で略直角に造形しておくことで、造形後の製品形状の向上が見込める。特に、大型でフランジが広幅化されたＨ形鋼製品を製造する場合には、より早い段階でフランジ相当部の造形を好適に行うことで、製造可能なサイズの拡大化が見込める。

以上、本発明の実施の形態の一例を説明したが、本発明は図示の形態に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

上記実施の形態においては、第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２はθ１ｂよりも大きい角度であり、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３はθ２よりも大きい角度であると説明したが、これらの角度θ２、θ３については、更に好適な範囲を具体的な角度で定めることができる。即ち、第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２を７０°以上１１０°以下と規定し、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３を１３０°以上１７０°以下と規定することが好ましい。このように規定することで、被圧延材における形状不良の発生を抑制させ、従来に比べフランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能となる。以下では上記θ２及びθ３の好適な角度の範囲が規定される根拠について説明する。

先ず、本発明者らは、第３孔型Ｋ３で造形が完了した被圧延材Ａに対し、第４孔型Ｋ４において実施される折り曲げ加工の加工限界（加工限界角度）について検討を行った。図９は、第４孔型Ｋ４での折り曲げ角度（即ち、θ３−θ２）とフランジ厚偏差（フランジ厚バラツキ）との関係を示すグラフである。ここで、図９のグラフの縦軸であるフランジ厚偏差は、割り広げて造形された４つのフランジ相当部の平均フランジ厚からのバラツキ３σを示している。

図９に示すように、第４孔型Ｋ４において、折り曲げ角度（即ち、θ３−θ２）が６０°を超えると、フランジ厚偏差が５％を超えるため、粗圧延工程の後工程である中間圧延工程や仕上圧延工程において寸法を収束させることが困難となり、好適な寸法精度でもって造形を実施することができなくなる。

なお、左右のフランジ相当部の厚みバラツキは５％以下に抑えられることが好ましい理由は以下の通りである。大型サイズのＨ形鋼の形状寸法の許容差は、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ Ｇ ３１９２）によると、フランジ厚が４０ｍｍを超える場合、当該フランジ厚の公差範囲は４ｍｍ（即ち、±２ｍｍ）であり、製品のフランジ厚の１０％に相当する。製品のフランジ寸法が上記公差から外れた場合、加工修正は困難であり、所定品質の製品として認められないため、製造効率やコストの面で問題が大きい。従って、各造形工程の工程能力を十分とし、左右のフランジ相当部の厚みバラツキを抑えてＨ形鋼製品を製造する必要がある。通常、各造形工程の工程能力を十分とするためには、フランジ厚の公差範囲を６σに設定することが望ましい。上記ＪＩＳ規格に基づき、Ｈ形鋼製品のフランジ厚の１０％を６σに合わせるため、左右のフランジ相当部の厚みバラツキ３σの目標値は５％以下とすることが望ましい。

図９に示すように、第４孔型Ｋ４での加工角度は６０°以下である必要がある。即ち、第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２と、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３との差は６０°以下とする必要があり、以下の式（１）を満たす条件に設計される必要がある。
θ３−θ２≦６０° ・・・（１）

次に、本発明者らは、第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２の上限値について検討を行った。図１０は、第３孔型Ｋ３における先端部角度θ２を変化させた場合のフランジ相当部の先端における幅変化量（フランジ先端つぶし量）を示すグラフである。
フランジ先端つぶし量は、第３孔型Ｋ３において折り曲げられたフランジ相当部の先端幅方向に関する潰された距離Δｉ（ｉ＝１〜４：４箇所の先端に対応）の平均値によって定義される。なお、以下に説明する図１１には、このフランジ先端つぶし量Δ１〜Δ４を図示している。

図１０に示すように、上記角度θ２が１００°以下であれば、フランジ相当部の先端幅変化量は５ｍｍ以下の小さなレベルで留まる。しかしながら、角度θ２が１１０°以上になると、フランジ相当部の先端幅変化量も大きくなり、４箇所のフランジ相当部の肉量アンバランスが生じてしまう（以下に説明する図１１参照）。

図１１は、本実施の形態に係る方法で第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２を１１０°超とした場合の、造形後の被圧延材の形状を示す概略図である。図１１に示すように、角度θ２を１１０°超に設定して第３孔型Ｋ３での造形を実施すると、曲げ加工による変形よりもフランジ相当部の外側面が押し潰される変形の方が容易となり、フランジ相当部の外側のメタルが削がれる変形モードとなってしまうことが確認される。
以上、図１０、１１を参照して説明したことから、第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２は以下の式（２）を満たす条件に設計される必要がある。
θ２≦１１０° ・・・（２）

続いて、本発明者らは、ウェブ減厚孔型での造形に基づき、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３の上限値ならびに下限値について検討を行った。図１２は、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３を変化させた場合の、ウェブ減厚孔型において実施される後段の工程での肉溜まりの発生に伴って生じる製品疵深さを示すグラフである。なお、ウェブ減厚孔型で生じる肉溜まりとは、フランジ相当部の外面において生じる突起状の形状不良であり、その詳細は図１３を参照して後述する。

図１２に示すように、上記角度θ３が１３０°未満である場合には、製品疵が生じてしまい、その製品疵深さは角度θ３が小さければ小さい程、増大してしまう。そして、最終製品のフランジ外面にこの製品疵が残ってしまう。

図１３はウェブ減厚孔型におけるウェブ減厚に関する概略説明図であり、（ａ）は上記角度θ３が１７０°超である場合にフランジ部の外面に形状不良が生じている場合を示し、（ｂ）は上記角度θ３が１３０°未満である場合にフランジ部の外面に形状不良が生じている場合を示し、（ｃ）は製品疵を示している。

図１３（ａ）に示すように、ウェブ減厚孔型においてウェブ減厚を行った場合、ウェブ部８１の減厚に伴い、フランジ部８０の外側（図中左右方向）へのメタルの拡がり量が大きくなる。全断面に対するウェブ部８１の断面割合が大きい程、その拡がり量は大きくなる。これにより、図中の破線部に示す突起上の膨らみ部６０が形成される。この膨らみ部６０は形状不良の要因であるため、対応策として、フランジ部８０の外面に拡がりを見込んで凹みを設けておくことが考えられる。その凹み量を調整するために、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３を好適に定めることが有効である。実験上、角度θ３を１７０°超とした場合に、図１３（ａ）に示すような形状不良が生じることが分かっており、角度θ３の上限値は１７０°となる。
また、上記式（１）及び式（２）から、角度θ２の上限値は１１０°であり、角度θ３と角度θ２の差は最大で６０°であることからも、角度θ３の上限値は１７０°と定まる。

また、図１３（ｂ）に示すように、ウェブ減厚孔型では、ウェブ部８１の減厚と同時にフランジ部８０の幅圧下も行われ、フランジ部８０の幅圧下により、当該フランジ部８０の中央部に上下からの圧下歪が加わるが、角度θ３が１３０°未満になるとフランジ部８０の外側面中央部（図中破線で囲んだ部分）に形成されている溝６１が消えずに疵として残存し、それに伴う製品疵が発生し、最終製品であるＨ形鋼において当該製品疵が残存してしまう。実験上、角度θ３を１３０°未満とした場合に、図１３（ｂ）に示す溝６１が疵の起点となり残存し、図１３（ｃ）のような製品疵６３が生じてしまうことが分かっている。
以上、図１２、１３を参照して説明したことから、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３は上限値を１７０°とすることが望ましく、下限値を１３０°とすることが望ましい。
特に、図１２に基づき、角度θ３は以下の式（３）を満たす条件に設計される必要がある。
θ３≧１３０° ・・・（３）

以上説明した式（１）〜（３）を同時に満たすような設計条件を構成する場合、θ２の下限値は７０°（＝１３０°−６０°）となり、θ３の上限値は１７０°（＝１１０°＋６０°）となる。図１４は、上記式（１）〜（３）に示した設計条件をまとめたグラフであり、θ２とθ３の好適な設計範囲を示すものである。図１４中の各条件を示す線（図中破線）に囲まれた範囲が好適な設計範囲となる。即ち、角度θ２は以下の式（４）を満たす条件に設計される必要があり、角度θ３は以下の式（５）を満たす条件に設計される必要があり、且つ、上記式（１）を満たすことが必要となる。
７０°≦θ２≦１１０° ・・・（４）
１３０°≦θ３≦１７０° ・・・（５）

上記式（１）、（４）、（５）を満たすような設計条件によって第３孔型Ｋ３の突起部４５、４６の先端部角度θ２、ならびに第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３が定められる。これにより、左右のフランジ部８０の変形アンバランスが生じることなく造形が実施され、更に、フランジ相当部の外側面が押し潰される変形といった形状不良（図１１参照）や、ウェブ減厚孔型においてフランジ部８０の外側面中央部が肉溜まり形状となり製品疵が発生してしまうといった形状不良（図１３参照）が生じることなく、各造形工程を実施することが可能となる。

また、例えば、上記実施の形態において、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４の４つの孔型を刻設して被圧延材Ａの造形を行うものとして説明したが、粗圧延工程を実施するための孔型数はこれに限られるものではない。即ち、サイジングミル３や粗圧延機４に刻設される孔型の数は任意に変更可能であり、好適に粗圧延工程を実施することができる程度に適宜変更される。
なお、上記実施の形態では、フランジ相当部（後のフランジ部８０）を折り曲げる造形を第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４で行うものとして説明した。これは、折り曲げ角度（即ち、各孔型でのウェッジ角度）を急激に大きくして折り曲げ造形を行うと、突起部と被圧延材Ａとの摩擦力によって肉引けが起こり易くなることや、折り曲げ加工力が大きくなり、４箇所のフランジ相当部（後のフランジ部８０）の肉量の均等化が損なわれる恐れがあるため、複数の孔型（上記実施の形態では第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４）にて分担して折り曲げ造形を実施することが望ましいからである。本発明者らの実験結果によれば、上記実施の形態で説明した第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４の２孔型において折り曲げ造形を実施することが望ましい。

また、Ｈ形鋼を製造する際の素材（被圧延材Ａ）としてはスラブを例示して説明したが、類似形状のその他素材についても本発明は当然適用可能である。即ち、例えばビームブランク素材を造形してＨ形鋼を製造する場合にも適用できる。

本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法に適用できる。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 第１孔型の概略説明図である。 第２孔型の概略説明図である。 第３孔型の概略説明図である。 第４孔型の概略説明図である。 ウェッジ角度θ１ｂを変えた場合のフランジ幅・フランジ厚の数値との関係を示すグラフである。 第１孔型の途中パスの概略断面図である。 ウェッジ角度θ１ａを変えた場合のフランジ先端厚の数値との関係を示すグラフである。 第４孔型での折り曲げ角度（θ３−θ２）とフランジ厚偏差（フランジ厚バラツキ）との関係を示すグラフである。 第３孔型における先端部角度θ２を変化させた場合のフランジ相当部の先端の厚み変化量（フランジ先端つぶし量）を示すグラフである。 本実施の形態に係る方法で第３孔型の突起部の先端部角度θ２を１１０°超とした場合の、造形後の被圧延材の形状を示す概略図である。 第４孔型の先端部角度θ３を変化させた場合の、製品疵深さの変化を示すグラフである。 ウェブ減厚孔型におけるウェブ減厚に関する概略説明図である。 θ２とθ３の好適な設計範囲を示すグラフである。

また、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。
特に第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａはフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みに大きく寄与することが知られており、その点からは、ウェッジ角度θ１ａはできるだけ小さくすることが好ましい。図７は、第１孔型Ｋ１の途中パスの概略断面図であり、一方のスラブ端面（図２における上方端部）に割り込み２８を付与している状態を示している。図７では割り込み２８を付与する際のウェッジ角度θ１ａの大小による差異について記載しており、それぞれの場合の割り込み形状を図示している。また、図８は第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａとフランジ相当部の先端厚み（フランジ先端厚）との関係を示すグラフであり、一例としてウェッジ高さが１００ｍｍ、スラブ厚が３００ｍｍの場合を示している。

また、図３に示す第２孔型Ｋ２での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第２孔型Ｋ２の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第２孔型Ｋ２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部３５、３６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

また、図４に示す第３孔型Ｋ３での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、このうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第３孔型Ｋ３での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部４５、４６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

また、図５に示す第４孔型Ｋ４での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第４孔型Ｋ４での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部５５、５６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部８０の生成効率を低下させてしまうからである。

図１３（ａ）に示すように、ウェブ減厚孔型においてウェブ減厚を行った場合、ウェブ部８１の減厚に伴い、フランジ部８０の外側（図中左右方向）へのメタルの拡がり量が大きくなる。全断面に対するウェブ部８１の断面割合が大きい程、その拡がり量は大きくなる。これにより、図中の破線部に示す突起状の膨らみ部６０が形成される。この膨らみ部６０は形状不良の要因であるため、対応策として、フランジ部８０の外面に拡がりを見込んで凹みを設けておくことが考えられる。その凹み量を調整するために、第４孔型Ｋ４の突起部５５、５６の先端部角度θ３を好適に定めることが有効である。実験上、角度θ３を１７０°超とした場合に、図１３（ａ）に示すような形状不良が生じることが分かっており、角度θ３の上限値は１７０°となる。
また、上記式（１）及び式（２）から、角度θ２の上限値は１１０°であり、角度θ３と角度θ２の差は最大で６０°であることからも、角度θ３の上限値は１７０°と定まる。

Claims (7)

1. 粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、
   前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、
   当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、
   前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、
   前記複数の孔型のうち第２孔型以降では少なくとも１パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、
   前記複数の孔型のうち第３孔型以降の２以上の孔型では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、
   第１孔型及び第２孔型に形成される前記突起部の先端角度は４０°以下であることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法。
2. 被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われるパスは、前記複数の孔型のうち第２孔型以降の各孔型での複数パス造形における最終パスであることを特徴とする、請求項１に記載のＨ形鋼の製造方法。
3. 前記第２孔型においては、前記突起部の傾斜面と、当該傾斜面に隣接し被圧延材の端面と対向する孔型周面と、がなす角度が略垂直に構成されることを特徴とする、請求項１又は２に記載のＨ形鋼の製造方法。
4. 前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は２５°以上３５°以下であることを特徴とする、請求項１〜３のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
5. 前記複数の孔型のうち、第３孔型以降の各孔型には、前記分割部位に押し当てることで当該分割部位を折り曲げる突起部が形成され、
   当該突起部の傾斜面と、当該傾斜面に隣接し被圧延材の端面と対向する孔型周面と、がなす角度が略垂直に構成されることを特徴とする、請求項１〜４のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
6. 前記複数の孔型のうち、第２孔型以降の各孔型に形成される突起部の先端角度は、後段の孔型になるほど順次大きな角度となるように構成されることを特徴とする、請求項５に記載のＨ形鋼の製造方法。
7. 前記複数の孔型は、被圧延材を造形する第１孔型〜第４孔型の４つの孔型であり、
   前記複数の孔型のうち第３孔型及び第４孔型において、前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、
   前記第３孔型に形成される突起部の先端角度は７０°以上１１０°以下であり、
   前記第４孔型に形成される突起部の先端角度は１３０°以上１７０°以下であることを特徴とする、請求項１〜６のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。

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