KR20010087247A - 열연강판의 제조장치 및 방법과 이에 이용하는 판두께프레스 장치 및 방법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 열연강판(hot-rolled steel plate)의 제조장치 및 방법과 이에 이용하는 판두께 프레스(press) 장치 및 방법에 관한 것으로, 시트바를 얻기 위해 연속주조된 슬래브의 두께를 압하(reducing)시키는 조가공(roughing process)과 이 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입(hot-rolled steel tape)을 얻는 마무리 가공(finishing rolling process)을 실시하고, 냉각시킨 후 권취하는 열연강판의 제조장치 및 방법에 관한 것이다. 또한, 조가공의 적어도 일부에 입구쪽의 테이퍼부(tapered portion)(6b)와 출구쪽의 평행부(parallel portion)(6a)를 구비한 한쌍의 금형(die)(6)을 이용한다. 또한 금형을 이용하여 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스를 실시하기 전에, 재료의 선단부 및 후단부 중 적어도 한쪽을 폭방향으로 압하하여 예비성형시킨다.

Description

열연강판의 제조장치 및 방법과 이에 이용하는 판두께 프레스 장치 및 방법 {Apparatus and method for manufacturing hot-rolled steel plate, and apparatus and method for pressing board thickness for use in said apparatus and said method}

발명의 기술분야

본 발명은 연속 주조 슬래브와 같은 긴 길이의 재료를 판두께 방향으로 프레스하는 열연강판(hot-rolled steel plate)의 제조장치 및 방법과 이에 이용하는 판두께 프레스 장치 및 방법에 관한 것이다.

종래기술의 설명

1. 열연강판 등의 박판의 열간압연은 일반적으로 슬래브(20)를 조압연기(roughing mill)(7)에 의해 중간두께로 압연하고 (이 상태의 압연재를 시트바(sheet bar)라 함), 그 후 마무리 압연기(3)로 최종 제품의 두께로 압연해 둔다. 여기에서, 슬래브(20)의 크기는 슬래브(20)를 가열하는 가열로(heating furnace)(13)의 크기가 상한이 된다. 그 결과, 하나의 컨버터 (converter)에 해당하는 강(steel)은 통상적으로 10개의 슬개브(20)로 분할된다. 또한, 본 발명에 있어서, 슬래브를 필요에 따라 열간 슬래브, 또는 간단히 재료라고 한다.

조압연기(7)에서 나오는 시트바(20A)는 통상적인 판의 압연과 같이, 선후단부에 텅(tongue)이나 피쉬테일(fishtail)이라고 불리는 형상 불량부분이 정도의 차는 있지만 반드시 발생한다. 덧붙여서 「텅」이라는 것은 단부의 판폭 중앙부가 혀의 형상으로 돌출한 형상 불량부를 말하고,「피쉬테일」이라는 것은 단부의 판폭 양단부가 물고기의 지느러미상으로 돌출한 형상 불량부를 말한다. 텅 및 피쉬테일의 어느 것이나 정상부보다 폭이 좁기 때문에 쉽게 변형된다.

이들의 형상 불량부분을 방치하여 두면 다음 공정의 마무리 압연기(3)에서 더욱 변형이 진행되고, 압연 트러블의 원인이 되기 때문에, 시트바(20A)의 단계에서 형상 불량부분을 절단 제거한다. 이 절단제거된 부분(이하, 「크롭(crop)」이라 함)이 길어지면 길어질수록 제품 생산성이 저하된다.

마무리 압연기(3)는 일반적으로 여러 스탠드(stands)로 이루어진 연속 압연기이고, 판두께가 얇아진 강테입(steel tape)에 장력을 부여한 상태로 압연을 실시한다. 그러나, 마무리 압연된 열연강판의 선단부에서 100m 전후의 부분은 선단부가 코일러(coiler)(5a, 5b)에 도달하기까지의 기간, 장력이 작용하지 않은 상태에서 압연된다. 또한, 이 사이, 선단부는 반송롤(carrier roll)과의 충돌이나 풍압(wind blast)에 의한 부상(浮上) 등에 의해 주행이 불안정하게 되기 때문에, 일반적으로 정상상태(코일러 도달후)의 절반 근처까지 압연속도를 저하시켜서 압연시킬 수 없다.

또한, 후단부(rear end)에 대해서도, 마무리 압연기(3)의 최종 스탠드를 나온 후에는 장력이 제로(0)가 되기 때문에 형상이 노화된다. 이와 같은 비정상부는 반송중의 온도 저하나 형상 불량에 수반되는 냉각의 불균일 등에 의해, 일반적으로 재질 및 형상 모두 정상부에 비해 열악하다. 이러한 재질 및 형상의 불량, 또는 형상불량에 따른 사행(meandering) 등에 기인하는 압연 트러블은 설비 이동율을 저하시키기 때문에, 생산성 저하의 큰 저해요인이 된다.

마무리 압연에 있어서의 생산성 향상에 대해서는, 복수의 시트바를 접속시켜 마무리 압연을 실시하는 방법이 개발되어 있다. 예를 들어, 일본국 특개평 4-89109호공보에는, 선행하는 시트바의 후단부에 후속의 시트바의 선단부를 순차적으로 접합시켜 복수의 시트바에 대해서 연속적으로 마무리 압연을 실시하는 방법이 제안되어 있다.

이 종래기술에서는 접합된 전후단부에 대해서도, 정상상태와 같은 압연이 가능해지기 때문에, 상기 선후단부(비정상부)의 생산성이 향상된다. 또한, 선단부에 대해서도, 정상상태(코일러 도달후)와 같은 압연속도로 압연할 수 있게 되기 때문에, 압연능률이 향상된다. 더욱이, 복수의 시트바를 접속시켜 압연하기 때문에, 간헐적으로 압연하는 경우보다도 압연능률이 향상된다.

이와는 별개로, 복수의 슬래브의 접합, 또는 연속 주조 슬래브의 직접 압연 등, 긴 길이의 시트바를 제조하는 방법도 제안되어 있다. 복수의 슬래브를 접합하는 방법으로서는, 일본국 특개소 57-106403호공보에는, 선행하는 슬래브의 후단부에 후속의 슬래브의 선단부를 순차적으로 접합시켜 이들 접합된 복수의 슬래브를 플레너터리 밀군(planetary mill group)에 의해 연속적으로 시트바로 압연시키는 방법이 제안되어 있다.

또한 일본국 특개소 59-92103호공보에는, 하나의 컨버터(converter) 분의 슬래브를 대형 압하압연기에 의해 시트바로 제조하고, 그대로 코일에 권취하며, 그 후에 이 시트바의 코일을 권여하여 마무리 압연을 실시하는 방법이 제안되어 있다. 이와 같이, 일본국 특개소 59-85305호공보에는 특수한 연속주조기(로터리 캐스터 (rotary caster)라 칭함)에 의해 고속주조된 슬래브를 압연에 의해 시트바로 제조하고, 일단 권취권여기 중에 권취시킨 후 마무리 압연을 실시하는 방법이 제안되어 있다.

이러한 종래방법들에 따르면, 크롭의 절단은 긴 길이의 시트바의 선후단부에서만 실시하는 것이 좋고, 각각 슬래브 마다 크롭 발생이 일어나지 않기 때문에, 그로 인해 생산성이 향상된다. 더욱이, 이러한 방법에서는 마무리 압연에 있어서도, 전술한 복수의 시트바를 접속하여 마무리 압연을 실시하는 방법과 동일한 효과를 얻을 수 있게 된다.

그러나, 이러한 종래기술에는 다음과 같은 문제점이 있다.

우선, 일본국 특개평 4-89109호공보 기재의 방법에서는, 복수의 시트바를 접합시키기 위해서는, 시트바의 선후단부의 형상 불량부분을 절단할 필요가 있다. 따라서, 크롭 발생에 따른 생산성 저하의 문제는 여전히 해결되지 않는다. 더욱이, 시트바의 접합부는 다른 부분과 비교하여 강도가 낮고, 마무리 압연의 한가운데서 접합부가 끊어져서 라인 정지를 부득이하게 할 수 밖에 없는 우려가 있다. 또한, 시트바의 접합은 실질적으로는 용접에 의해 실시되기 때문에, 접합부의 조직이 조대화(rough and large)되고, 재질불량 또는 표면 분할(surface crack)의 발생 원인이 될 가능성도 있다.

또한, 일본국 특개평 57-106403호공보 기재의 복수의 슬래브를 접합하는 방법에서는, 접합하는 슬래브는 판두께가 두껍기 때문에, 단시간에 완전하게 접합시키는 것이 곤란하다. 또한, 반대로 단시간에 접합시킬 수 있어도, 대압하에서 압연하면 접합부에 정수압 성분(hydrostatic pressure) 외에 인장 응력이 작용하여 접합면이 박리될 우려가 있다. 그 때문에, 압하율을 적게 할 필요가 있고, 조압연의 능률이 저하된다.

더욱이, 일본국 특개소 59-92103호공보, 특개평 59-85305호공보 기재의 연속주조된 슬래브를 직접 압연하는 방법에서는, 주조속도의 제한으로부터 압연의 능률을 저하시킨다는 문제가 있다. 주조능력(단위시간당 중량)은 후자의 공보에 따르면10mpm의 주조속도가 가능하다고 되어 있지만, 현실적으로는 작업상 및 품질상의 관점에서 이와 같은 고속의 주조에 성공하였다는 보고예는 없다.

이러한 종래기술과 같이, 연속주조된 슬래브를 직접 압연하는 방법에서는, 주조속도의 제한으로부터, 조압연기의 초기 단의 압연속도는 빨라도 수 m/min 전후로 억제된다. 이것은 압연기의 롤 회전수로 하면 1rpm (1min^-1) 전후가 되고 초저속의 압연이 된다. 그 결과, 압연기의 롤이 1200℃ 전후의 고온의 재료와 장시간 (수초간) 접촉하게 되기 때문에, 롤의 표면 분할이나 변형 또는 자국(seizure)이 발생한다는 문제가 있다. 따라서, 소규모의 경우에도 물론이고 열연강판의 제조와 같이 대규모 또는 고온재료를 대상으로 한 설비에 있어서는 실현 곤란하다.

또한, 시트바를 코일에 권취하는 방법에서는 통상의 박판의 열연공장에 적용한 경우, 이러한 시트바의 코일은 제품 코일의 수개분을 상정해 두고, 100t 가까운 거대한 코일이 된다. 그 결과, 권취 장치등의 코일링 설비가 거대화되는 것을 피할 수 없고, 설비 비용, 공장의 공간 등의 관점에서 문제가 된다.

2. 또한 열간압연 강테입 제조라인(핫 스트립밀(hot strip mill))이나 연속주조 직송 압연 강테입 제조라인에 있어서는, 가열로 또는 연속주조기와 조압연기와의 사이에 슬래브를 판두께 방향으로 프레스 주조하는 판두께 프레스 장치에 설치하고, 이 판두께 프레스 장치에 의해 열간 슬래브를 목표로 하는 판두께 사이즈까지 판두께 프레스하고, 계속해서 조압연하고 마무리 압연하도록 되어 있다. 이와 같은 판두께 프레스 장치 및 방법은, 예를 들어 일본국 특개소 61-238401호공보나특개평 2-274305호공보에 개시되어 있다.

그러나, 일본국 특개소 61-238401호의 판두께 프레스에서는 슬래브를 폭압하 압연한 후에 판두께 프레스하기 때문에, 폭압하 압연한 슬래브는 판두께 프레스시에 폭의 원상복귀가 어렵다는 이점이 있다. 그러나, 이 판두께 프레스에서는 재료의 선후단에 대해서 어떠한 폭압하를 실시하는가가 특정되어 있지 않다. 이와 같은 판두께 프레스를 이용하여 슬래브를 단순히 선단부로부터 후단부까지 폭압하 압연한 후에 판두께 방향으로부터 프레스하면, 도 1의 (b)에 나타난 바와 같이, 슬래브 선단부 및 후단부가 플레어 상(flare shape)으로 변형되기 때문에, 이들을 후공정에서 절단하여 제거할 필요가 있고, 생산성이 저하된다. 또한, 전자의 판두께 프레스에서는, 판두께 프레스 전에 폭을 압연하여도 판두께 프레스시의 압하율이 높아지면, 폭의 압연의 있고 없음에 상관없이 판두께 프레스 후에는 정상부 폭 변동이 발생한다. 더욱이, 이 판두께 프레스에서는, 선단 코너부의 길이방향 단면은 폭압연의 있고 없음에 상관없이, 도 1의 (c)에 나타난 바와 같은 랩(lap)(2겹)이나 벌지(bulge)가 발생한다.

한편, 일본국 특개평 2-274305호의 판두께 프레스는, 슬래브를 폭압하 프레스한 후에 판두께 프레스하고 있지만, 판폭, 판두께 프레스의 압하속도가 압연의 것과 비교하여 상당히 느리기 때문에, 슬래브의 온도강하가 크게 실용적이지 않다.

또한, 종래의 열간 슬래브의 판두께 프레스 방법은, 도 2의 (a)∼(d)에 나타난 바와 같이 금형(6)으로 판두께 방향에서 프레스하면 일정한 송출량 f로 슬래브(20)를 보내고, 더욱이 후속부분을 금형(6)에서 판두께 프레스하며 이것을일정한 송출량 f로 보내는 것을 반복한다. 금형(6)의 프레스 가공면은 평행부(6a)와 테이퍼부(tapered portion)(6b)로 이루어지는 것이며, 통상적으로 1단 테이퍼이다. 테이퍼각 θ가 10∼15°(테이퍼각 θ는 통상적으로 12°)의 금형(6)이 많이 사용되고 있다. 이와 같은 금형(6)을 갖는 프레스 장치에 의해 슬래브(20)를 판두께 프레스하면, 도 2의 (b)에 나타난 바와 같이, 프레스 중에 슬래브(20)가 길이방향의 전방과 후방으로 늘어지는 선진(forward elongation)과 후진(backward elongation)이 발생한다. 이와 같은 선진과 후진이 발생된 슬래브는 도 1의 (b)에 나타난 바와 같이, 비정상 부분에서는 플레어 상의 폭확장이 발생하고, 정상부분에서는 단속가공에 의한 웨이브 상의 폭분포가 발생된다.

종래의 판두께 프레스 방법에 있어서는, 테이퍼각 θ가 적으면 폭확장량이 커지며 하중도 커지는 경향이 있다. 이 경우의 폭분포 dW(=W'-W)는 적다. 또한, 테이터각을 크게 하는 것으로 폭확장의 억제, 하중증가의 억제가 가능하지만, 폭분포가 커지는 것과 프레스 조건에 따라서는 프레스 시의 재료에 슬립이 발생하여 문제가 된다.

또한, 복수의 금형을 갖는 텐덤(tandem)식 판두께 프레스기를 이용하여 복수 단계로 나누어 판두께를 감소시켜서 변형 분산(transformation dispersion)을 실시하는 수단도 있지만, 장치가 복잡 또는 고가가 되어 버린다.

더욱이, 종래에 슬래브의 두께를 감소시키는 경우, 수평 밀의 롤 사이에 슬래브를 통과시키고, 롤에 의해 압하하였다. 그러나, 1회의 롤로 압하되는 두께는 작기 때문에, 수평 밀을 몇단이나 설치하기도 하고, 한 개의 수평 밀을 왕복운동시키는 리버스 압연이 이용되어 왔다. 그러나, 이와 같은 방법으로는 설비가 대형화되고 설비면적도 커지게 되며 또한 압연중의 슬래브의 온도저하도 커지게 되기 때문에, 프레스에 의해 두께를 한번에 감소시키는 두께 압하 프레스가 개발되어 있다. 그러나, 한번에 큰 두께줄임을 실시하면, 압하된 체적은 슬래브의 폭방향으로 넓어지고 폭방향의 성형도 필요해진다.

일본국 특개소 61-235002호공보에는 두께 압하 프레스의 하류에 종형 롤(vertical roll)을 설치하고 폭 성형을 실시하는 장치가 기재되어 있다. 도 3은 이 장치의 기본적 구성을 나타내는 도이고, 슬래브(20)를 끼워서 상하에 배치된 금형(21a)을 실린더(21b)로 압하하는 두께 압하 프레스(21)와, 이 두께 압하 프레스(21)의 하류측에 배치되고, 슬래브(20)의 양폭 폭의 말단에 플랜지 부착 롤(22a)을 세로로 배치하고, 폭방향으로 플랜지 부착 롤(22a)를 압하하는 엣저(edger)(22)가 설치되어 있다. 이 엣저(22)의 하류측에 통상의 압연기(23)가 설치되어 있다. 이러한 구성에 의해, 슬래브(20)를 두께 압하 프레스(21)로 압하하여 두께를 줄이고 계속하여 엣저(22)에 의해 폭방향의 확장을 수정한다. 엣저(22)에 의한 폭방향의 압하에 의해 폭단부의 두께가 두꺼워지는 도그 본(dog bone)이 발생하기 때문에, 엣저(22)의 하류측에 배치된 압연기(23)에서 이 도그 본을 수정한다.

판두께 압하 프레스 장치를 설치한 열간 압연설비에서는, 프레스에 의한 압하량이 압연기에 비해 커지기 때문에 슬래브 등의 피성형재는 두께가 줄어들 때 금형의 네 방향으로 유동한다. 특히 폭단부에 주목하면, 압연과 비해 큰 물결모양 형상이 된다. 이 상태로 하류쪽에 설치된 압연기군에서 압연을 실시하면, 이 물결모양 형상은 더욱 증폭되기 때문에, 종래에는 상기 공보에 기재된 바와 같이 판두께 압하 프레스의 하류에 세로형 롤로 이루어진 엣저를 배치하고, 폭단부의 물결모양 형상을 수정하고 있다. 그러나, 두께 압하 프레스의 압하량이 커지면, 폭단부에 생기는 물결모양 형상도 커지고, 엣저에서의 능력을 크게 하여도 기능적으로 한계를 초과하며, 충분한 수정이 불가능한 상태가 되고 있다.

3. 더욱이, 열연강판은 통상적으로 열간 슬래브로부터 압연등에 의해 제조되고 있다. 근래, 열간 슬래브에 대해 재료 입구쪽 방향에서 테이퍼부를 갖는 금형에 의해 열간 슬래브에 주조를 가하는 기술이 개발되어 있다. 일례로서, 판두께 프레스와 같은 판두께 방향에서 주조하는 기술이 있다.

도 4는 열간 슬래브의 주조에 사용되는 일반적인 금형의 일부 측면도를 나타낸다. 또한, 금형은 열간 슬래브를 끼우도록 상하에 각각 배치된 한쌍의 금형으로 이루어지지만, 도 4에서는 편의상 한쪽의 금형만을 나타내고 있다.

금형(6)의 측면은 재료 송출방향과 평행한 평행부(6a)와, 재료의 진행방향에 대해 입구쪽 경사진 테이퍼부(6b)와, 평행부(6a) 및 테이퍼부(6b) 사이의 전이영역(6c)으로 이루어지는 주가공면(main processing surface)으로 이루어져 있다. 여기서, 상기 평행부(6a)에 대한 상기 테이퍼부(6b)의 각도 θ는 통상적으로 10∼15도이다.

계속하여, 이러한 금형을 이용하여 열간 슬래브를 주조하는 방법에 대해서 도 5의 (a)∼(c)를 참조하여 설명한다. 이 방법은 금형을 재료 길이방향(진행방향)에 대해 수직방향, 결국 재료의 판두께 방향의 극간(gap)을 주기적으로 변화시켜서 재료로부터 주조하는 방법이 있다.

우선, 도 5의 (a)에 나타난 바와 같이, 금형(6)을 열간 슬래브(20)의 진행방향에 대해 수직방향으로 배치한 후, 열간 슬래브(20)를 금형(6)쪽으로 송출한다(n패스째 프레스 전). 계속하여, 도 5의 (b)에 나타난 바와 같이, 금형(6)에 의해 열간 슬래브(20)를 프레스한다(n패스째 프레스 중). 계속하여, 도 5의 (c)에 나타난 바와 같이, 열간 슬래브(20)로부터 금형(6)을 분리한 후, 열간 슬래브(20)를 소정량 내보낸다((n+1)패스째 프레스 전). 또한, 도 5의 (b)중, H는 프레스 전의 열간 슬래브(20)의 판두께, h는 프레스 후의 열간 슬래브(20)의 판두께를 각각 나타낸다.

또한, 도 5의 방법 이외에, 플라잉 타입(flying type)과 같이 재료가 프레스 중에도 연속적으로 길이방향으로 이동하고 있고, 재료와의 상대속도를 적게 하기 때문에 금형이 길이방향으로 이동하는 것도 있다.

그러나, 상술한 주조방법에서는, 프레스 시에 슬립이 발생하는 일도 있어 조업상 문제가 되고 있다. 결국, 도 6의 (a)에 나타난 바와 같이, 프레스 전의 상태로부터 프레스 할때, 도 6의 (b)에 나타난 바와 같이 열간 슬래브(20)가 압하되지 않고 후퇴하는 현상이 일어나고 있다. 그런데, 슬립이 발생하면, 열간 슬래브(20)가 규정의 송출량분의 가공을 받을 수 없게 되기 때문에, 프레스 회수를 늘릴 수 밖에 없고, 조업 능률이 저하된다. 또한, 열간 슬래브(20)의 표면에는 슬립의 잔재가 남기 때문에, 제품의 표면품질을 저하시키는 원인이 된다.

일본국 실용신안공보평 5-5201호에는 슬래브 측면에 접하는 금형표면에 홈(groove)이나 돌기(protrusion), 보어(bore) 가공을 실시하는 등으로 하여 마찰계수를 증가시키고, 슬립을 억제하는 프레스용 금형에 대해 개시되어 있다. 그러나, 이 고안의 경우, 금형의 가공에 비용이 들기도 하고, 홈이 마모되면 금형을 사용할 수 없게 되기 때문에 금형의 교환빈도가 높아진다는 문제가 있다. 또한, 재료표면에 금형표면의 홈이나 돌기가 전사되기 때문에, 특히 판두께 방향으로부터 주조를 실시하는 경우, 자국의 원인이 되기 쉬운 문제가 있었다.

일본국 특개평 9-122706호에는, 프레스의 하중이나 반송 롤의 송출량으로부터 슬립을 검출하고, 슬립이 발생하였을 때 규정의 송출량이 되도록 재료의 반송을 반복하는 사이징 프레스의 슬립 검출방법이 개시되어 있다. 그러나, 이 발명의 경우, 판두께 방향으로부터의 주조시에, 재료표면에 대해 모든 데미지를 피할 수 없다는 문제가 있었다.

또한, 종래의 판두께 프레스 주조는 도 5의 (a)∼(c)에 나타난 바와 같이, 열간 슬래브(20)를 송출하면서 금형(6)을 재료 길이방향(진행방향)에 대해 직교하는 방향(즉 재료의 판두께 방향)의 극간을 주기적으로 변화시켜서 열간 슬래브(20)의 판두께로부터 제품의 판두께까지 주조한다. 단, 플라잉 타입과 같이 열간 슬래브(20)가 프레스 중에도 연속적으로 길이방향으로 이동하고 있고, 열간 슬래브(20)와의 상대속도를 작게 하기 위해 금형(1)이 길이방향으로 이동하는 것이다. 금형(6)에 의해 열간 슬래브(20)를 프레스하면, 도 5의 (b)에 나타난 바와 같이, 열간 슬래브(20)는 길이방향 상류의 말단측(금형 입구쪽)과 하류의 말단측(금형 출구쪽)으로 각각 늘어난다. 이러한 양단부에 있어서의 재료의 늘어난 양을 각각 후진량 RW 및 선진량 FW로 부른다.

종래의 방법에서는 사이징 프레스에 대해서 하중 저감 및 변형의 균일화를 도모하기 위해, 테이퍼부(6b)로부터 평행부(6a)에 닿을 때까지의 금형전면에 걸쳐서 윤활제를 공급하고, 열간 슬래브(20)에 대한 금형(6)의 마찰계수를 저하시키고, 하중을 저감시키고 있다.

그러나, 종래의 방법에 있어서는, 금형(6)과 열간 슬래브(20)와의 사이에 슬립을 발생시켜 버리고, 재료를 효율적으로 프레스할 수 없다. 또한, 마찰계수를 낮추면 선진량 FW이 적어지며, 프레스 회수가 증가하여 생산효율이 저하된다는 문제도 있다.

더욱이, 상술한 종래방법을 이용하여 재료의 판폭 전면에 걸쳐서의 판두께 변형이 0.5이상이 되는 것 같은 큰 압하량의 판두께 프레스를 실시하는 것도 가능하지만, 판두께 프레스 시에 과대한 부하가 압연기에 걸린다. 예를 들어, 연강 슬래브(soft steel slab)를 판두께 250mm(또는 256mm)에서 판두께 100mm까지 주조하는 경우에 대해서 발명자들이 연구한 결과에 따르면, 압연기에 대해서 단위폭(1mm)당의 하중(폭하중)으로 약 5톤이라는 과대한 부하가 걸리게 된다. 이것을 폭 1m의 열간 슬래브에 맞추어 환산하면 약 5000톤의 하중이 발생하고, 프레스 압연기에 상당히 큰 부하가 걸린다. 이와 같은 과대한 부하의 하에서 사용되는 프레스 압연기의 고장빈도가 높아지고, 그 수명이 짧아진다.

발명의 요약

1. 본 발명은 상술한 다양한 문제를 해결하기 위해 완성된 것이다. 즉, 본 발명의 제1목적은 시트바나 슬래브의 접합을 하지 않고, 긴 길이의 시트바를 제조할 수 있는 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법 및 제조장치를 제공하는데 있다.

상기 제1목적을 달성하기 위해, 본 발명의 청구항 1에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조장치는, 시트바를 얻기 위해 연속 주조설비 등으로 주조된 열간 슬래브를 두께줄임 가공하는 조가공설비와, 상기 조가공설비에서 얻어진 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입을 얻는 마무리 압연기군과, 상기 열연 강테입을 권취하는 코일러를 이 순서대로 배치한 열연강판의 제조장치에 있어서, 상기 조가공설비가 두께줄임 가공수단의 적어도 일부로서 입구쪽의 경사부와 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용한 주조 가공수단을 갖는 것과, 상기 두께줄임 가공수단의 상류에 설치된 폭 압하수단을 구비하는 것을 특징으로 한다.

또한 본 발명의 청구항 2에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법은, 시트바를 얻기 위해 연속 주조된 판두께 H의 슬래브를 두께줄임 가공하는 조가공을 실시하고, 이 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입을 얻는 마무리 압연가공을 실시하며, 냉각 후 권취하는 열연강판의 제조방법에 있어서, 상기 조가공의 적어도 일부에 입구쪽의 경사부과 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용한 판두께 방향의 압하율 r을 30% 이상으로 한 판두께 프레스 가공을 실시하는 것을 포함하는 것과, 이 판두께 프레스 가공 전에 재료에 대해 폭압하량=fn(r, H)의 식으로 결정되는 폭압하량 이상의 폭압하를 가하는 것을 특징으로 한다.

본 발명은 연속 주조된 슬래브에 대해서, 조압연의 전단의 압연을 실시하는 대신에 판두께 방향의 프레스를 실시한다. 이 경우의 판두께 방향 압하율 r은 주조 결함등의 내부 결함의 발생율의 관점에서 0.3이하로 한다.

계속하여, 도 4에 나타난 입구쪽 테이퍼부(6b)와 출구쪽의 평행부(6a)를 구비한 상하 한쌍의 금형(6)을 이용하여 판두께 프레스 가공을 실시하지만, 금형(6)의 입구쪽에 테이퍼부(6b)를 설치하는 것은 금형(6)의 단부에서 재료의 표면에 단차가 발생하지 않도록 하기 위해서이다. 금형 입구쪽의 테이퍼부(6b)와 접촉하는 재료는 압하율 r이 평행부(6a)의 0.3이상으로부터 비접촉부의 제로(r=0)까지 연속적으로 변화하기 때문에, 단차발생에 의한 표면 분할 등의 트러블을 방지할 수 있다.

그런데, 재료가 판두께 프레스 가공에 의해 두께가 줄어들 때, 재료의 판두께 방향으로 압하 변형이 분포된다. 평면 변형 상태인 판폭 중앙부쪽이 분포가 크고, 폭방향에서도 변형하는 평면 변형 상태인 판단부에서는 분포는 작다. 따라서, 내질 개선효과를 압하변형 분포의 최대치로 평가하면 판의 말단부는 내질 개선효과가 작다.

따라서, 판두께 프레스 가공전에, 폭방향 압하를 실시하고 판의 말단부에 도그 본이라고 불리는 판두께의 상승을 형성시킴과 동시에, 판의 말단부의 판두께를 증가시키고나서 판두께 프레스 가공을 실시하여 판의 말단부의 압하 변형을 증가시켜서 판중앙부와 동등한 내질 개선효과를 부여할 수 있다.

또한, 본 발명의 청구항 3에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법은, 연속 주조된 슬래브에 대해, 입구쪽에 경사부를 갖고 출구쪽에 평행부를 갖는 한쌍의 금형을 이용하여 판두께 방향으로 압하율을 30% 이상으로 하는 판두께 프레스 가공을 실시할 때, 슬래브 선단부에 대해서는 상기 금형의 평행부의 길이방향의 접촉길이 L을 슬래브의 입구쪽 판두께 0.2∼0.4배의 범위내로 하고, 이 판두께 프레스 가공후의 슬래브에 대해서 연속적으로 조압연을 실시하고, 계속하여 마무리 압연을 실시하여 열연강판을 얻는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 있어서는, 연속 주조 슬래브에 대해서, 조압연의 전단의 압연을 실시하는 대신에 판두께 방향의 프레스를 실시한다. 이 판두께 프레스의 압하율은 주조 결함등의 내부결함의 발생율의 관점에서 30% 이상으로 한다. 이와 같이 압하율을 30% 이상으로 하여 내부결함의 발생율을 0.01% 이하로 억제할 수 있게 된다.

그런데, 판두께 프레스 가공에 있어서도 롤 압연가공과 같이, 재료의 단부, 특히 선단부에 있어서 판두께 중앙부가 표리면보다도 전방쪽으로 돌출(벌지(28)의 발생)되고, 또는 특히 단부의 외면이 겹쳐진다(랩(lap)(27)의 발생). 이와 같이 변형된 부분은 조압연후의 시트바의 단계에서, 크롭으로 절단하여 제거할 필요가 있다. 특히, 도 16의 (a)에 나타난 바와 같이, 열간 슬래브(20)의 선단부에 랩(27)이 발생하고 있는 경우에는 2번째 판이 원인이 되기 때문에 이것을 완전히 제거할 필요가 있다.

본 발명자들은, 열간 슬래브의 선단부의 변형에 대해서 연구검토한 결과, 선단부의 변형 거동은 판두께 프레스 가공조건에 의해 변화하는 것을 발견하였다. 우선, 전체적인 경향으로서는, 금형 테이퍼부(6b)가 슬래브 선단부에 접촉한 경우에는 도 16의 (a)에 나타난 랩(27)의 발생율이 높아지고, 금형 평행부(6a)가 슬래브 선단부에 접촉한 경우에는, 도 16의 (c)에 나타난 바와 같이, 랩(27) 및 벌지(28) 모두가 발생하는 경우도 있다는 것이 판명되었다.

더욱이 본 발명자들이 연구검토한 결과, 랩(27)의 크기(슬래브 길이방향의 길이)도, 벌지(28)의 크기도, 도 15에 나타난 금형 평행부(6a)와 접촉하는 슬래브 선단부의 길이 L(이하, 「접촉길이 L」이라 함)을 이용하여 조정할 수 있음이 판명되었다. 즉, 도 17에 나타난 바와 같이, 랩(27)은 접촉 길이 L이 짧은 영역에 있어서 발생하기 쉽고, 접촉 길이 L의 증가에 따라 그 발생빈도 및 크기가 감소해 간다. 이에 비해, 벌지(28)는 접촉길이 L의 증가에 따라 그 발생빈도 및 크기가 증가해간다. 따라서, 접촉길이 L을 적절히 설정함으로써, 랩(27) 및 벌지(28)의 발생빈도를 낮은 수준으로 억제할 수 있고, 또한 이러한 비정상 변형부분의 크기(패스 라인(pass line) 방향의 길이)를 낮게 억제할 수 있다.

더욱이 본 발명자들은 연구검토한 결과, 슬래브 선단부의 변형은 접촉길이 L외에도, 열간 슬래브(20)의 판두께 H에도 강하게 의존하고 있음이 판명되었다. 본 발명자들은 이러한 발견에 기초하여 접촉길이 L과 판두께 H를 이용하여 슬래브 선단부의 변형(랩(27)과 벌지(28))의 크기를 추정하는 본 발명의 방법을 완성할 수 있었다.

그 결과를 도 17에 나타낸다. 도 17은 횡축에 접촉길이와 판두께와의 비 L/H를 두고 종축에 랩 길이 L1 및 벌지 길이 L2를 두어, 접촉길이 L 및 판두께 H에 미치는 영향에 대해서 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 도중에서 흰색삼각형은 랩(27)이 발생한 것을 나타내고, 흰색사각형은 벌지(28)가 발생한 것을 나타낸다. 또한 도중의 곡선 E는 벌지(28)의 다발영역을 최소 2승법에 의해 정리한 특성선을 나타내고, 곡선 F는 랩(27)의 다발영역을 최소 2승법에 의해 정리한 특성선에 해당한다.

도 17로부터 명백해지듯이, 판두께 H에 대한 접촉길이 L의 비율 L/H이 작아지면 랩(27)의 크기 L1이 길어지고, 반대로 비율 L/H이 커지면 벌지(28)의 크기 L2가 길어진다. 중간의 영역에서는, 랩(27) 또는 벌지(28)가 발생하지만, 이것은 재료의 온도분포의 분산에 의한 것이라고 추정된다.

이 중간의 영역에서, 랩(27)과 벌지(28) 모두의 발생 빈도가 낮아지는 범위를 도 17로부터 얻으면, 비율 L/H이 0.2이상, 0.4이상의 범위가 된다. 이것에 기초하여 본 발명의 제조방법에 있어서는, 비율 L/H가 0.2∼0.4의 범위내가 되도록 슬래브 선단부의 판두께 프레스 가공을 제어한다.

또한, 비율 L/H가 제로인 경우, 즉 슬래브(20)의 선단부가 금형평행부(6a)와 접촉하지 않고, 테이퍼부(6b)와 접촉하는 경우, 랩(27)의 발생빈도가 높아진다. 실작업에 있어서도, 슬래브 선단부의 금형의 경사부와 접촉하면, 롤 압연가공에 있어서의 맞물림 불량과 같이 열간 슬래브(20)가 슬립되어, 프레스 작업이 원할하게 진행되지 않기 때문에 바람직하지 않다. 이와 같이 작업성의 관점에서도 본 발명의 방법에 의해 비율 L/H를 0.2∼0.4의 범위내로 하는 것은 바람직한 결과를 얻을 수 있다.

또한, 본 발명에서는 프레스 조건에 의해 슬래브의 선단부의 변형을 제어할 수 있기 때문에, 조압연보다 양호한 형상이 기대된다. 일반적으로 압연 후 슬래브의 선단부의 형상은 슬래브의 온도분포에 의해 크게 변화되고, 슬래브의 코너부가 과열상태에 있는 경우에는 랩(27)이 발생하며, 이것과는 반대로 슬래브의 표면온도가 저하된 경우에는 벌지(28)가 발생하는 것은 피할 수 없다. 그래서, 본 발명에서는 슬래브(20)의 코너부가 과열상태에 있는 경우에는, 접촉길이 L을 길게 설정하고, 랩(27)의 발생을 제어함과 동시에 랩 사이즈 L1을 작게 억제하는 한편, 슬래브(20)의 표면온도가 저하된 경우에는 접촉길이 L을 짧게 설정하고, 벌지(28)의 발생을 억제시킴과 동시에, 그 벌지 사이즈(L2)를 작게 억제한다.

더욱이 본 발명의 청구항 4에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법은, 연속 주조된 슬래브에 입구쪽에 경사부와 출구쪽의 평행부를 구비한 한쌍의 금형을 이용하여 판두께 방향으로 압하율이 0.5이상인 프레스 가공을 가하고, 그 때의 프레스 가공조건은 상기 금형의 경사부와 재료의 길이방향의 접촉길이 L, 송출량 f, 가공전의 판폭 W, 금형 평행부에 의해 가공된 체적 V, 출구쪽 판두께 h 및 압하 변형 ε에 의해 나타나는 하기 수학식 1 및 2를 만족하는 범위 내로 하고, 프레스 가공후의 슬래브에는 연속적으로 조압연을 실시하며, 계속하여 마무리 압연을 실시하여 열연강판을 얻는 것을 특징으로 한다.

εL<W<A

Vε/(Wfh)/B

여기서, A, B는 정수이다.

이 발명은, 연속 주조된 슬래브에 대해서, 조압연의 전단의 압연을 실시하는 대신에 판두께 방향의 프레스를 실시한다. 이 경우의 압하율은 주조결함 등의 내부결함의 발생율의 관점에서 0.5이상으로 한다. 이 내부결합의 발생율은 후술한 바와 같이, 높은 품질을 얻기 위해 0.001%로 하는 것이 바람직하다. 본 발명에서는 압하율을 0.5이상으로 함으로써, 내부결함의 발생율을 0.001% 이하로 억제하고 있다.

계속하여, 입구쪽의 경사부와 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용하여 프레스 가공을 실시하지만, 금형의 입구쪽에 경사부를 설치해 둔 것은, 금형의 단부에서 재료에 단차가 발생하지 않도록 하기 위함이다. 금형의 입구쪽의 경사부와 접촉한 부분은 압하율이 평판부의 0.5이상에서 비접촉부의 0까지 연속적으로 변화하기 때문에, 단차발생에 의한 표면 분할 등의 트러블을 방지할 수 있다.

그런데, 프레스 가공에 의해 재료의 판폭이 증가하기 때문에, 그 증가량을 가능한한 억제하는 것이 바람직하다. 판폭의 증가량에 미치는 요인에 대해서, 연구검토한 결과 재료가 금형의 경사부와 접촉하는 부분의 종횡비, 즉 길이방향의 접촉길이 L와 판폭 W(가공전의 값)의 비 L/W의 영향이 커지는 것을 발견하였다. 판폭의 증가량은 후술한 바와 같이 이의 비 L/W와 압하변형 ε의 곱에 의해 거의 정리할 수 있음을 알았다. 결국, 판폭의 증가량을 소정값으로 억제하는데에는, 이 값 ε L/W을 일정값 A 이하로 하면 좋게 된다. 이것을 식으로 나타내면 상기 수학식 1과 같다.

또한, 판폭을 길이방향에 대해서 보면, 금형과 접촉한 위치의 차이로 인해, 다소의 변동이 있는 것이 발견되었다. 이 판폭의 변동에 대해서도, 영향을 미치는 요인을 조사한 결과, 금형의 평탄부에 의한 가공상황과 관계가 있는 것을 발견하였다. 그 결과, 판폭의 변동은 평탄부에 의해서만의 압하변형과 전체로서의 압하변형에 비례함을 알았다.

평판부만에 따르는 가공변형은 평탄부에 의해 가공된 부분의 가공량과, 가공후의 판두께 h의 비로 견적할 수 있다. 이 가공량은 평탄부에 의해 가공된 부분의 체적 V과 그 면적의 비에 의해 평균값으로 나타낸다. 평탄부에 의해 가공된 부분의 면적은 판폭 W과 송출량 f의 곱이기 때문에, 평탄부에 의해 가공된 부분의 가공량은 V/(Wf)로 표시된다.

이에 의해, 평탄부만에 따른 가공변형은 V/(Wf)h, 또는 V/(Wfh)가 된다. 판폭의 변동량은 후술한 바와 같이 이의 비 V/(Wfh)와 압하변형 ε의 곱 Vε/(Wfh)에 의해 거의 정리될 수 있음을 알았다. 결국, 판폭의 변동량을 소정값으로 억제하는데에는 이 값 Vε/(Wfh)를 일정값 B이하로 하면 좋게 된다. 이것을 식으로 나타내면 전술한 수학식 2와 같다.

2. 또한 본 발명의 제2목적은, (1)선후단부에 플레어(flare)가 발생하는 것을 효과적으로 방지할 수 있고, 정상부 폭 분포를 방지할 수 있으며, 재료 선단 코너부의 랩(2겹)을 효과적으로 방지할 수 있고, (2)재료를 높은 압하량으로 프레스 하는 경우에서도 폭분포 dw를 최소한으로 억제할 수 있고, 프레스 시의 하중 증대를 억제할 수 있으며, (3) 두께 압하가 큰 프레스를 이용하여서도 슬래브 폭방향의확장을 수정할 수 있는 판두께 프레스 장치 및 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

도 1의 (a)에 나타난 슬래브(20)를 판두께 프레스 하면, 일정 구분씩 압하하는 단속가공이 되기 때문에, 도 1의 (b)에 나타난 바와 같이, 슬래브 선후단부(20a)가 각각 플레어 상으로 변형된다. 또한 슬래브 선단부의 길이방향의 단면의 폭 중앙부는 도 1의 (c)에 나타난 바와 같이 프레스 조건에 의해 벌지 또는 랩(2겹)이 된다. 이러한 변형방지는 프레스 조건을 조정하여 어느 정도는 가능하지만, 선후단의 코너부분은 어떠한 프레스 조건이라도 도 1의 (c)의 우측도에 나타난 바와 같이 랩 상태가 되며, 후공정에서 반드시 절단제거하지 않으면 안된다.

그래서, 본 발명자들은 비정상부에 있어서의 변형 발생 메카니즘에 대해서 연구검토한 결과, 이하 진술한 본 발명을 완성시킬 수 있게 되었다.

즉, 제2목적을 달성하기 위해, 본 발명의 청구항 5에 따른 판두께 프레스 방법은, 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부 및 후단부 중의 적어도 한쪽을 예비성형하는 것을 특징으로 한다.

또한 본 발명의 청구항 6에 따르면, 이 경우에 판두께 프레스에 의해 재료 선단부 및 후단부 중 적어도 한쪽에서 발생하는 비정상 폭변화량 △W 및 비정상 길이 △L를 △WH=f1(W, ε, Ldt), △WT=f2(W, ε, Ldt), △LH=g1(W, h, Ldt), △LT=g2(W, H, Ldt)를 이용하여 예측하고, 이 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부를 예비성형하도록 하여도 좋다.

단, △WH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △WT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △LH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, △LT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, ε(=log(H/h)); 판두께변형, Ldt; 재료와 프레스 금형의 길이 방향 접촉길이, W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭을 각각 나타낸다.

또한, 청구항 7에 따르면, 미리 실질적으로 직사각형인 재료의 정상부의 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시해 두어도 좋다.

또한 청구항 8에 따르면, 판두께 프레스에 의해 생기는 정상부 판폭 분포량 dW 및 그 피치(pitch) dL을 dW=F(V, W, h, f, ε), dL=G(H, h, f)을 이용하여 예측하고, 그 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료 정상부의 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시해도 좋다. 단, H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, ε(= log(H/h)); 판두께변형, W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭, f; 판두께 프레스시의 실질적으로 직사각형인 재료의 송출량, V; 금형 평행부의 압하체적을 각각 나타낸다.

또한, 청구항 9에 따르면 상기 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부 및 후단부를 각각 예비성형함과 동시에, 실질적으로 직사각형인 재료의 정상부에 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시하여도 좋다.

또한 청구항 10에 따르면, 상기 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 선단부 및 후단부 중의 적어도 한쪽에서 발생하는 비정상 폭변화량 △W 및 비정상 길이 △L, 및 정상부의 폭분포 dW와 그 피치 dL을 △WH=f1(W, ε, Ldt), △WT=f2(W, ε, Ldt), △LH=g1(W, h, Ldt), △LT=g2(W, H, Ldt), dW=F(V, W, h, f, ε), dL=G(H, h, f)를 이용하여 예측하고, 이 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부를 예비성형하여도 좋다.

단, △WH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △WT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △LH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, △LT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, ε(=log(H/h)); 판두께변형, W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭, f; 판두께 프레스시의 실질적으로 직사각형인 재료의 송출량, V; 금형평행부의 압하체적, Ldt; 재료와 프레스 금형의 길이방향접촉길이, H; 재료 입구쪽 판두께, h; 재료출구쪽 두께이다.

청구항 11 및 12에 따르면, 상기 폭조정을 가공중에 열림도 변경이 가능한 견압연기에서 실시하여도 좋고, 이 경우에는 칼리버 롤(caliber roll)을 이용하여도 좋다.

청구항 13에 따르면, 상기 폭조정을 판두께 프레스와 텐덤가능한 폭방향 프레스 장치로 실시하여도 좋고, 이 경우에는 판두께와 판폭을 연속하여 성형할 수 있다.

본 발명의 청구항 14에 따른 판두께 프레스 장치는, 실질적으로 직사각형인 재료에 대해 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결된 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형과, 이 금형에 실질적으로 직사각형인 재료를 공급하는 수단과, 상기 금형을 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께 방향으로 압하 구동시키는 판두께 프레스 장치와, 이 판두께 프레스 장치보다도 패스라인 상류측에 설치되고 가공중에 열림도 변경이 가능한 견압연기를 구비하고 있는 것을 특징으로 한다.

또한, 본 발명의 청구항 15에 따른 판두께 프레스 장치는, 실질적으로 직사각형인 재료에 대해 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결된 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형과, 이 금형에 실질적으로 직사각형인 재료를 공급하는 수단과, 상기 금형을 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께 방향으로 압하 구동시키는 판두께 프레스 장치와, 이 판두께 프레스 장치보다도 패스라인 상류측에 설치되고 상기 판두께 프레스와 텐덤가능한 위치에 배치된 폭방향 프레스 장치를 구비하는 것을 특징으로 한다.

더욱이, 본 발명의 청구항 16에 따른 판두께 프레스 방법은, 실질적으로 직사각형인 열간 슬래브의 판두께를 길이방향으로 순서대로 송출하면서 주조하여 판두께를 감소시키는 판두께 프레스 방법에 있어서, 적어도 입구쪽 테이퍼부와 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 프레스 전의 열간 슬래브의 판두께 H로부터 프레스 후의 판두께 h까지 두께를 감소시키는 주가공 공정과, 상기 주가공면을 갖는 금형의 테이퍼부와 평행부와의 경계면에 있어서의 전이부에서 프레스되어야 하는 부위와 그 근방의 부위를 상기 주가공 공정보다 전에, 판두께 방향으로 두께 감소 프레스시키는 부가공 공정을 구비하는 것을 특징으로 한다.

또한 청구항 17에 따르면, 상기 부가공 공정에서는 재료의 송출량을 f, 프레스시의 재료 후진량을 BW로 한 경우에, 전이부에서 프레스되어야 하는 부위보다도 (0.9∼1.1)×f+(f-BW)×n으로 결정되는 거리만큼 상류측의 부위를 판두께 방향으로 프레스하는 것이 바람직하다. 단, n은 정수이다.

또한 청구항 18에 따르면, 상기 부가공 공정에 있어서 두께감소 프레스된 부위는 재료의 송출량을 f로 한 경우에, 상기 전이부로부터 (0.9∼1.1)×f만큼 상류측에 위치하는 부위이며, 상기 부가공 공정과 주가공 공정을 서로 번갈아가며 실시하는 것이 바람직하다.

또한 청구항 19에 따르면, 주가공의 압하량에 대한 부가공의 압하량의 비를 r로 한 경우에, 상기 부가공의 압하량을 (H-h)×r(r≥0.025) 이상으로 하는 것이 바람직하다.

더욱, 청구항 20에 따르면, 주가공의 압하량에 대한 부가공의 압하량의 비를r로 한 경우에, 상기 부가공은 주가공의 압하량이 (H-h)×(1-r)을 넘은 시점부터 개시되는 것을 특징으로 하는 것이 바람직하다. 또한 청구항 21에 따르면, 상기 주가공과 부가공을 동일한 금형을 이용하여 동시에 실시한다. 이에 의해 금형의 수를 줄일 수 있다.

더욱 상기 제2목적을 달성하기 위해, 청구항 22의 발명에서는, 슬래브를 두께압하 프레스로 두께 압하시키고, 두께 압하 프레스 개방후, 폭압하 프레스로 폭압하한다.

두께 압하 프레스로 슬래브의 두께를 줄이고, 계속하여 폭압하 프레스로 슬래브의 폭방향을 압하시킨다. 폭압하 프레스는 압하능력을 크게 할 수 있기 때문에, 폭방향의 물결모양의 확장변형이 커져도 수정할 수 있다. 또한 두께압하 프레스로 압하시키지 않을 때에 폭압하 프레스를 작동시킴으로써, 양 프레스의 동력원의 용량을 용량이 큰 두께 압하 프레스의 용량으로 할 수 있다.

또한 청구항 23의 발명에서는, 슬래브를 두께 압하하는 두께 압하 프레스와, 이 두께 압하 프레스의 하류측에 설치되고 슬래브의 폭을 압하시키는 폭압하 프레스와, 두께 압하 프레스를 개방하고 있을 때 폭압하 프레스를 작동시키는 제어장치를 구비한다.

슬래브를 먼저 두께 압하 프레스로 압하하여 두께를 줄인다. 이 두께 압하에 의해 슬래브 체적이 네방향으로 유동하고, 폭방향으로는 물결모양의 확장변형이 발생한다. 이것을 두께 압하 프레스로 직선상으로 하고 또한 소정의 폭이 되도록 압하시킨다. 제어장치는 두께 압하 프레스와 폭압하 프레스를 상호 번갈아가며 작동시키고, 양 프레스가 동시에 작동하지 않도록 하여 양 프레스의 동력원의 용량을 작게 한다.

청구항 24의 발명에서는, 상기 폭압하 프레스의 하류쪽에 슬래브폭을 계측하는 폭계측기를 설치하고, 상기 제어장치는 폭계측기의 계측값이 소정의 값이 되도록 폭압하 프레스의 열림도를 조정한다.

제어장치는 폭압하 프레스의 금형사이의 간격을 나타내는 열림도를 설정하고 폭압하 프레스를 제어하지만, 그 설정값을 폭압하한 슬래브폭이 계측값에 기초하고 일정하게 수정하여 소정의 슬래브 폭이 되도록 제어한다. 슬래브의 폭은 압하하였을 때의 금형의 간격보다도 팽창한다. 이 팽창량은 슬래브의 온도나 재질, 슬래브 두께 압하전의 슬래브 폭, 두께 압하량 등에 의해 변화하기 때문에, 이러한 조건과 슬래브 폭계측값에 기초하고, 소정의 슬래브 폭이 되는 것과 같은 열림도를 예측하여 폭압하 프레스에 지시한다. 이 예측을 실시하는 것에 대해, 지금까지의 예측과 계측값과의 상관관계를 학습하고 예측을 실시하는 학습 연산 기능을 제어장치는 이용한다.

3. 또한, 본 발명의 제3목적은 (1) 열간 슬래브와 금형의 접촉 개시면을 테이퍼부와 평행부간의 전이영역 및 평행부의 일부로서 주조하여 특별한 금형가공하는 일없이, 프레스시에 슬립이 발생하는 것을 막을 수 있고, (2) 판두께 프레스 등의 입구쪽의 테이퍼부 및 거의 평행인 평형부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형을 이용한 열간 슬래브의 주조에 있어서, 원하는 선진량 FW을 확보함과 동시에, 금형과 재료와의 사이에서 슬립 발생 빈도를 저감할 수 있고, 또한 프레스 압연기에 이러한 부하를 저감시킬 수 있는 판두께 프레스 방법을 제공하는데 있다.

상기 제3목적을 달성하기 위해, 청구항 25에 따른 본 발명은, 열간 슬래브의 진행방향에 대해 입구쪽 방향으로 경사진 테이퍼부와 상기 테이퍼부와 연속하고 상기 진행방향과 평행한 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형을 이용하여 상기 열간 슬래브를 주조하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 열간 슬래브와 금형의 접촉 개시면이 상기 테이퍼부와 평행부 사이의 전이영역 및 상기 평행부의 일부인 것을 특징으로 하는 열간 슬래브의 제조방법이다.

또한 청구항 26에 따른 본 발명에 있어서, 상기 금형의 주가공면 중 적어도 열간 슬래브의 접촉면에 윤활제를 도포하는 것이 바람직하다.

이것은 금형의 평행부로부터 접촉하는 경우에는 마찰계수를 저감시켜서도 슬립이 발생하지 않기 때문에, 윤활제를 이용함으로써 하중 저감을 도모하여 상당히 효과적인 것에 기초한다. 여기서, 윤활제로서는 예를 들어 흑연이나 이황화몰리브뎀, 그래파이트 등의 고체 윤활제를 광물유(글리즈(grease))와 혼합한 것, 광물유 단독 등, 마찰계수를 저하시키는 작용을 갖는 열간 윤활제라면 종류에 상관없다. 윤활제를 도포하는 곳은, 상기와 같은 금형의 주가공면 중 적어도 열간 슬래브와의 접촉면에서 실시되면 좋지만, 금형의 길이방향 및/또는 폭방향의 일부에서도 전체에 걸쳐서 실시하여도 좋다. 또한, 금형표면의 홈 가공 등으로 마찰계수를 변화시키는 것은, 금형 표면이 재료에 전사되고 자국의 원인이 될 수 있기 때문에 바람직하지 않다.

또한, 윤활제의 도포방법으로서는, 예를 들어 금형의 테이퍼부에 대해서는재료를 주조하여 일단 금형의 갭을 열고, 계속하여 패스의 주조를 향해 규정량 만큼 재료를 이동시키고 있는데(보내고 있고), 재료의 입구쪽 방향으로부터 금형의 테이퍼부를 향하여 노즐로 윤활제를 분사하여 실시한다. 한편, 금형의 평행부에 대해서는 재료의 출구쪽 방향으로부터 동일하게 하여 도포한다. 이와 같이, 금형의 폭방향의 단부로부터 윤활제를 분사함으로써 금형의 테이퍼부, 평행부 모두에 윤활제를 도포할 수 있다.

본 발명에 있어서, 주조된 재료는 입출구쪽 방향으로 연장되기 때문에, 금형의 평행부는 프레스 시의 송출량 이상의 길이를 갖는 것이 바람직하다. 또한, 본 발명은 열간 슬래브 선단으로부터 정상부를 경유하여 후단까지의 프레스 중, 특히 정상부에 이용하는 슬립이 방지될 수 있고 효과적이다.

또한, 본 발명의 청구항 27에 따른 판두께 프레스 방법은, 적어도 입구쪽 테이퍼부와 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형을 이용하여 열간 슬래브를 주조할 때, 금형의 평행부에만 윤활제를 공급하여 열간 슬래브와 금형 사이의 마찰계수를 저감시키는 것을 특징으로 한다.

열간 슬래브(20)를 판두께 프레스 할 때에 선진량 FW이 크면, 프레스 회수가 적어지며 보다 효율적이다. 이 선진량 FW는 금형(6)과 열간 슬래브(20)와의 사이의 마찰계수에 강하게 의존한다. 본 발명에서는 금형 평행부(6a)에만 윤활제를 공급하기 때문에, 테이퍼부(6b)에 있어서 필요한 마찰력이 발생하고, 열간 슬래브(20)에 슬립을 발생시키는 일없이, 선진량 FW는 증대한다.

본 발명의 그 밖의 목적 및 유리한 특징은, 첨부도면을 참조한 이하 설명으로부터 명백해진다.

도 1의 (a)는 프레스 전의 열간 슬래브(hot slab)를 나타내는 평면도이고, (b)는 프레스 후의 열간 슬래브의 개요를 나타내는 평면도이며, (c)는 프레스 후의 열간 슬래브의 단부를 확대하여 나타낸 평면도이다.

도 (a)∼(d)는 종래의 판두께 프레스 방법을 설명하기 위해 슬래브(slab) 및 금형(die)을 나타내는 도이다.

도 3은 종래의 슬래브 성형장치의 구성을 나타내는 도이다.

도 4는 열간 슬래브의 주조(cast)에 사용되는 일반적인 금형 형상의 평면도이다.

도 5는 종래기술에 의한 주조방법을 공정순으로 나타낸 도이며, (a)는 n패스째 프레스 전의 상태를 나타내는 금형과 슬래브를 나타내는 모식도, (b)는 n패스째 프레스 중의 상태를 나타내는 금형과 슬래브를 나타내는 모식도, (c)는 (n+1)패스째 프레스 전의 상태를 나타내는 금형과 슬래브를 나타내는 모식도이다.

도 6은 종래의 주조방법에 의한 슬립(slip) 발생의 설명도이다.

도 7의 (a)는 n패스째에 프레스된 슬래브의 프로파일(profile)을 나타내는 도, (b)는 n+1패스째에 프레스된 슬래브의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 8은 2단 테이퍼 금형의 평면도이다.

도 9는 본 발명의 제1실시예에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조장치의 개요를 나타내는 도이다.

도 10은 주조 압하율(cast reduction ratio) r(%)과 내부결함 발생율(internal defect generation ratio)(%)의 상관관계를 나타내는 특성선도이다.

도 11은 판두께 프레스 가공시에 발생하는 재료의 압하변형(reduction strain)(=1n(H/h))과 판두께 방향 최대 가성변형(maximum plastic strain in a board thickness direction)과의 상관관계를 나타내는 특성선도이다.

도 12는 폭압연(width rolling)에 의해 폭방향 단부의 판두께를 증대화시킴에 따른 판두께 프레스시의 압하변형의 증가량의 결과를 각각 플럿(plot)한 특성도이다.

도 13은 본 발명의 효과를 나타낸 도이다.

도 14는 본 발명의 제2실시예에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법에 이용되는 설비의 개요를 나타내는 도이다.

도 15는 금형이 재료(슬래브)에 접촉하는 접촉길이(contact length) L을 정의하기 위한 모식도이다.

도 16의 (a)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 발생한 랩(lap)을 나타내는 모식도, (b)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 발생한 벌지(bulge)를 나타내는 모식도, (c)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 복합적으로 발생한 랩과 벌지를 나타내는 모식도이다.

도 17은 금형의 평행부와 접촉하는 슬래브 선단부의 길이와 선단부 형상과의 상관관계를 나타내는 특성선도이다.

도 18은 본 발명의 제3실시예에 따른 재료와 금형이 접촉하는 부분의 크기의 정의를 나타내는 도면이다.

도 19는 프레스 전후의 폭변화의 기호의 정의를 나타내는 도면이다.

도 20은 프레스 가공조건과 판폭 증가량의 관계를 나타낸 도면이다.

도 21은 프레스 가공조건과 판폭 변동량의 관계를 나타낸 도면이다.

도 22는 판두께 프레스 제조 라인의 제4실시예를 나타내는 개략구성도이다.

도 23은 판두께 프레스 제조 라인의 제5실시예를 나타내는 개략구성도이다.

도 24는 비정상부의 폭 확장량의 분포를 나타내는 특성선도이다.

도 25는 비정상부의 변형길이의 분포를 나타내는 특성선도이다.

도 26의 (a)는 예비성형전의 슬래브 선단부의 평면도, (b)는 예비성형후의 슬래브 선단부의 평면도, (c)는 판두께 프레스 후의 예비성형을 갖는 슬래브 선단부의 평면도, (d)는 판두께 프레스 후의 예비성형이 없는 슬래브 선단부의 평면도이다.

도 27은 폭 압하 롤(width reduction roll) 및 열간 슬래브를 나타내는 사시도이다.

도 28은 롤에 의해 폭 압하된 슬래브 단면의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 29는 다른 폭 압하 롤 및 열간 슬래브를 나타내는 사시도이다.

도 30은 다른 롤에 의해 폭 압하된 슬래브의 단면 프로파일을 나타내는 도이다.

도 31은 금형을 판폭 방향으로부터 본 도면이다.

도 32는 다른 금형을 판폭방향으로부터 본 도면이다.

도 33은 금형을 패스 라인(pass line) 방향에서 본 도면이다.

도 34는 압하율과 정상부 폭 분포량과의 상관관계를 나타내는 특성선도이다.

도 35의 (a)는 폭 성형전의 슬래브의 평면도, (b)는 폭 성형후의 슬래브의 평면도, (c)는 판두께 프레스 후의 폭성형을 갖는 슬래브의 평면도, (d)는 판두께 프레스 후의 폭성형이 없는 슬래브의 평면도이다.

도 36은 프레스 후의 열간 슬래브의 폭 분포량(width distribution amount)에 대해 측정한 결과를 나타내는 특성선도이다.

도 37은 판두께 프레스용 금형과 재료와의 접촉길이를 정의하기 위한 확대모식도이다.

도 38은 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 39는 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 40은 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 41은 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 42는 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 도이다.

도 43의 (a)는 n패스째 주가공 중의 슬래브 및 금형을 나타내는 도, (b)는 n패스째 주가공 종료시의 슬래브 및 금형을 나타내는 도, (c)는 n패스째 부가공 중의 슬래브 및 금형을 나타내는 도, (d)는 n패스째 부가공 종료시의 슬래브 및 금형을 나타내는 도, (e)는 n+1패스째 주가공 전의 슬래브 및 금형을 나타내는 도이다.

도 44는 부가공용 금형의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 45는 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 46은 주가공과 부가공을 동시에 실시하는 금형(다른 실시예)의 프로파일을 과장하여 나타내는 모식도이다.

도 47은 각도 변형부(angle change portion)를 목귀질(chamfered) 또는 R가공(R-processed)한 주가공용 금형의 프로파일을 과장하여 나타내는 모식도이다.

도 48은 비교예의 금형(A타입: 2단 테이퍼형)의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 49는 비교예의 금형(B타입: 2단 테이퍼형)의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 50은 비교예의 금형(C타입: 3단 테이퍼형)의 프로파일을 나타내는 도이다.

도 51은 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 52는 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 53은 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 특성선도이다.

도 54는 본 발명의 작용효과를 설명하기 위한 도이다.

도 55는 본 발명의 제8실시예의 구성도이다.

도 56은 제8실시예의 제어장치의 동작을 나타내는 플로우챠트이다.

도 57은 금형의 테이퍼부가 재료와 접촉을 개시할 때의 설명도이다.

도 58은 본 발명에 의한 주조방법의 설명도이다.

도 59는 금형의 테이퍼각과 송출량(feed amount)과 압하량과의 관계를 나타내는 특성도이다.

도 60은 본 발명의 실시예에 따른 판두께 프레스 방법을 설명하기 위해 피압연재, 금형, 윤활제 공급 노즐의 관계를 모식적으로 나타내는 개략구성도이다.

도 61의 (a)는 금형의 테이퍼부에만 윤활제를 공급한 경우(비교예 방법)와 무윤활의 경우에 대한 프레스시에 있어서의 면압 분포(bearing distribution)를 비교하여 나타낸 특성선도, (b)는 금형의 평행부에만 윤활제를 공급한 경우(본 발명의 방법)와 무윤활의 경우에 대한 프레스시에 있어서의 면압분포를 비교하여 나타낸 특성선도, (c)는 금형의 전면에 윤활제를 공급한 경우(종래방법)와 무윤활의 경우에 대한 프레스시에 있어서의 면압분포를 비교하여 나타낸 특성선도, (d)는 금형의 프로파일을 모식적으로 나타낸 도이다.

이하, 첨부도면을 참조하면서 본 발명의 바람직한 실시예에 대해 설명한다.

(제1실시예)

도 9는 본 발명의 제1실시예에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조장치의 개요도이다. 연속 주조기(1)에서 연속 주조된 슬래브(20)는 가열장치(13)로 목표 온도역에서 가열되고, 폭압하장치(9)에서 폭압하 압연되며, 조가공 설비(2)내에서 판두께 프레스 가공되고, 더욱 조압연기(7)에서 조압연되어 시트바(20A)가 생성된다. 긴 길이의 시트바(20A)는 보열장치(11) 및 가열장치(12)에 의해 온도조정된 후에 마무리 압연기(3)에 도입되고, 목표 두께까지 마무리 압연되며, 강테입(steel tape)이 된다. 더욱, 강테입은 절단기(4)를 경유하여 최종적으로 코일러(5a, 5b)에 의해 권취될 수 있도록 되어 있다.

폭압하 장치(9)는 슬래브(20)를 폭방향으로부터 압연시키는 좌우 한쌍의 엣저 롤러, 또는 슬래브(20)를 폭방향으로부터 프레스하는 좌우 한쌍의 사이징 프레스로 이루어지는 것이다.

조가공설비(2)는 상하 한쌍의 금형(6)을 갖는 판두께 프레스 장치와, 보열장치(10)와 조압연기(7)를 구비하고 있다. 긴 길이의 연속주조 슬래브(20)는 금형(6)에 의해 판두께 방향으로 프레스 주조되고, 보열장치(10)에 의해 소정온도로 유지되면서 조압연기(7)에서 조압연된다. 또한, 판두께 방향의 프레스 가공은 열간 슬래브(20)를 소정의 송출량 f으로 간헐적으로 보내면서 반복실시된다.

도 10은 횡축에 주조압하율(판두께 프레스 압하율 r)(%)를 두고 종축에 내부결함 발생율(%)를 두어서 이 둘의 상관관계에 대해서 여러 조건하에서 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 재료로서 판두께 100mm와 200mm의 연속주조 슬래브를 이용하였다. 판두께 100mm의 슬래브에 대해서는 압연압하율을 10%, 20%로 각각 바꾼 것과 주조한 그대로의 상태인 것을 이용하였다. 내부결함의 발생율은 통상의 금속 조직 검사(마크로 부식법)에 의해 실시하였다. 도 중에서, 곡선 A는 연속 주조한 그대로의 판두께 100mm 슬래브의 결과를, 곡선 B는 연속 주조한 그대로의 판두께 200mm 슬래브의 결과를, 곡선 C는 압하율 10%로 압연한 판두께 100mm 슬래브의 결과를, 곡선 D는 압하율 20%로 압연한 판두께 100mm 슬래브의 결과를 각각 나타낸다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 어떠한 재료에 대해서도 압하율을 30% 이상으로 하였을 때에 내부결함 발생율이 허용치의 0.01%를 밑돌도록 되는 것이 판명되었다.

도 11은 횡축에 판두께 프레스 가공시에 발생하는 재료의 압하 변형(=1n(H/h))을 두고, 종축에 판두께 방향 최대 가성변형을 두어서, 둘 사이의 상관관계를 긴 길이 재료의 폭중앙부와 폭방향 단부에 대해 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 도 11로부터 알 수 있는 바와 같이, 판두께 방향 프레스 가공의 압하율 r이 30%인 때는, 판두께 중앙부에서는 압하율 30%에 상당하는 압하변형(약 0.357)으로 판두께 방향 최대변형 0.68정도가 되고 있지만, 폭방향 단부를 동시의 판두께 방향 최대 변형으로 하는데는 폭방향 단부의 압하 변형을 0.1정도로 크게 할 필요가 있다.

도 12는 횡축에 두께 H의 슬래브를 폭압하 압연할 때의 폭 압하량 dw를 슬래브 두께 H로 나눈 dw/H값을 두고, 종축에 폭방향 단부의 변형 증가량을 두어서, 폭압연을 실시할 때에 폭방향 단부의 판두께가 증가하고, 판두께 프레스 가공시의 압하변형이 증대하는 양을 각각 플럿한 특성도이다. 도중에서 흰원은 두께 H가 250mm의 슬래브의 결과를, 흰삼각형은 두께 H가 300mm의 슬래브의 결과를, 흰사각형은 두께 H가 200mm의 슬래브의 결과를 각각 플럿 표시한 것이다. 도로부터 명백해지듯이, 폭압하량에 대해 압하변형 증가량은 거의 정비례한다. 이와 같은 양자의 관계로부터 폭방향 단부의 압하변형을 0.1 증가시키는 데에는 폭압하량을 슬래브 두께 H의 1/4 이상으로 할 필요가 있다. 또한, 이와 같은 양자의 정비례 관계는 사이징 프레스에 있어서도 동일하다.

한편, 압하변형 0.45(압하율 36% 정도에 상당)이면, 폭압하변형을 가하지 않아도 판두께 프레스 가공에 의해 내질 개선에 충분한 판두께 압하 변형을 줄 수 있다.

따라서, 판두께 방향 프레스 압하율 r(단 r>0.3)에 대해서 필요한 폭압하량을 간략식으로 나타내면 하기 수학식 3과 같다.

폭압하량=최대{(H/4)×(0.36-r)/0.06, 0}

또한, 슬래브 길이와 비교하여 폭압하장치(9)에서 판두께 프레스 장치의 금형(6)까지의 거리가 길고 폭압하와 판두께 프레스를 동시에 실시하지 않는 경우에는, 재료의 온도강하 및 생산능률의 두 관점에서 처리속도가 빠른 폭압하 압연을 적용하는 것이 바람직하다.

또한, 폭압하와 판두께 프레스를 동시에 실시하는 경우에는 폭압하 압연을 이용하여도 좋고, 사이징 프레스를 실시해도 좋다.

도 13은 폭압연량(mm), 슬래브 폭 중앙부에서의 판두께 프레스 가공 압하율(%), 슬래브 폭 중앙부에서의 내질결함의 평가, 슬래브 폭방향 단부에서의 내질결함의 평가를 각각 나타내고, 본 발명의 여러 실시예와 비교예를 비교하여 본 발명의 효과를 나타내는 도이다. 두께 H가 250mm의 연속주조 슬래브에 대해 폭압연량을 0∼70mm의 범위에서 다양히 바꾸어 폭압하를 실시한 후에, 압하율을 20∼36%의 범위에서 여러가지로 바꾸어 판두께 프레스를 실시한 재료의 각 부위에 있어서의 내질결함 발생율에 대해 조사하였다. 그 조사결과의 평가를 도안에 기호 ○,×로 표시되었다. 기호 ○는 결함없기 때문에 합격이며, 기호 ×는 결함이 있으므로 불합격이다. 샘플 번호 3, 6, 7, 8(실시예)은 모두 폭중앙부 및 폭방향 단부 모두에서 합격이었다. 한편, 샘플 번호 1(비교예)는 폭중앙부 및 폭방향 단부 모두에서 불합격이었고, 샘플 번호 2, 4, 5(비교예)는 모두 폭방향 단부가 불합격이었다.

상술한 바와 같이 본 발명에 따르면, 연속 주조된 슬래브를 판두께 프레스 가공의 전에 있어서 판두께 프레스 압하율 r과 슬래브 두께 H와의 관계 f(r, H)를 이용하여 얻어지는 양 이상의 폭압하량을 가하는 것으로, 판의 말단부의 압하변형을 판중앙부와 비교하여 크게 하고, 판단부와 판 중앙부와의 변형상태의 차이에 다른 최대 압하변형의 차를 보완할 수 있기 때문에, 폭방향 전체에 걸쳐서 내부결함의 발생율을 저감시킬 수 있다. 이와 같이 하여 내부결함의 발생율을 저감한 슬래브를 판두께 방향으로 프레스 가공하고, 계속해서 연속적으로 압연하여 시트바를얻어서 시트바나 슬래브의 접합을 하지 않고도 긴 길이의 시트바를 얻을 수 있다.

(제2실시예)

도 14는 본 발명의 제2실시예에 따른 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법에 이용되는 설비의 개요를 나타내는 도이다. 연속 주조기(1)에서 연속주조된 슬래브(20)는 가열장치(13)로 목표 온도영역에서 가열되고, 보열장치(19)를 경유하여 조가공 설비(2)내에서 판두께 프레스 가공되고, 더욱 조압연기(7)에서 조압연되어 시트바(20A)가 된다. 시트바(20A)는 보열장치(11) 및 가열장치(12)에 의해 온도조정된 후에 마무리 압연기(3)에 도입되고, 목표 두께까지 마무리 압연되며, 강테입이 된다. 더욱이 강테입은 절단기(4)를 경유하여 최종적으로 코일러(5a, 5b)에 의해 권취되도록 되어 있다.

조가공 설비(2)는 상하 한쌍의 금형(6)을 갖는 판두께 프레스 장치와, 보열장치(10)와, 조압연기(7)를 구비한다. 긴 길이의 연속주조 슬래브(20)는 금형(6)에 의해 판두께 방향으로 프레스 주조되고, 보열장치(9)에 의해 소정온도에서 유지되면서 조압연기(7)로 조압연된다. 또한, 판두께 방향의 프레스 가공은 열간 슬래브(20)를 소정의 송출량 f로 간헐적으로 송출하면서 반복하여 실시된다. 여기서 슬래브 송출량 f는 후술한 조건에 기초하여 결정된다.

또한 상술한 도 10에서 알 수 있듯이, 어느 재료에 대해서도 압하율을 30% 이상으로 하였을 때에는 내부결함 발생율이 허용치 0.01%를 밑돌도록 되어 있음이 판명되었다.

계속하여, 도 15를 참조하면서 재료와 금형이 상호적으로 접촉하는 부분의길이(접촉길이 L)에 대해 정의한다.

판두께 H의 슬래브(20)의 선단부를 상하 한쌍의 금형(6)의 사이에 삽입한다. 이 때, 슬래브 선단부의 코너부 C로부터 접촉 길이 L만큼 금형 평행부(6a)와 접촉하도록, 슬래브(20)의 송출량 f을 제어한다. 이 슬래브 송출량 f의 제어는 도시하지 않은 제어장치에 의해 실시된다. 이에 의해 슬래브 선단부는 접촉길이 L 만큼 금형 평행부(6a)에 의해 프레스되고, 랩(27) 및 벌지(28)의 발생이 억제됨과 동시에, 이러한 비정상 변형부분의 길이 L1, L2가 최소가 된다.

도 16의 (a)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 발생한 랩을 나타내는 모식도, 도 16의 (b)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 발생한 벌지를 나타내는 모식도, 도 16의 (c)는 프레스 가공에 의해 슬래브 단부에 복합적으로 발생한 랩과 벌지를 나타내는 모식도이다. 랩(27)이 발생한 때에는 도 16의 (a)에 나타난 바와 같이 슬래브 선단부의 코너부 C가 최선단부가 되지만, 벌지(28)가 발생한 경우와 랩(27) 및 벌지(28)가 모두 발생한 경우에는, 도 16(b), 도 16(c)에 나타난 바와 같이, 슬래브 선단부가 패스라인 전방으로 확장하기 때문에, 결과로서 코너부 C는 슬래브 최선단부가 되지 않는다.

여기서, 슬래브 선단부의 단면 형상을 양적으로 평가하기 위해, 랩(27)과 벌지(28)의 크기를 정의한다. 여기서는 어느 경우에 대해서도, 상기 슬래브 선단 코너부 C를 기점으로하여 측정한다. 랩(27)의 경우는 슬래브(20)의 내측을 향하여, 중첩되어 있는 부분의 길이 L1을 측정하고, 벌지(28)의 경우에는 슬래브의 외측을 향하여 돌출하고 있는 부분의 길이 L2를 측정한다. 랩(27) 및 벌지(28)가 발생한경우는, 길이 L1 및 L2를 측정한다.

슬래브 선단의 코어부 C가 과열상태에 있는 경우에는, 랩(27)이 발생하기 쉬워지기 때문에, 접촉길이 L을 길게 설정하고, 랩(27)의 발생을 억제함과 동시에 랩 사이즈 L1을 작게 억제한다. 한편, 슬래브의 표면온도가 저하되는 경우는 벌지(28)가 발생하기 쉽기 때문에 접촉 길이 L을 짧게 설정하고 벌지(28)의 발생을 억제함과 동시에, 그 벌지 사이즈 L2를 작게 억제한다.

상기 실시예에 따르면, 크롭 손실을 큰폭으로 저감할 수 있고, 제품의 생산성이 비약적으로 향상된다.

상술한 본 발명은 연속주조된 슬래브를 판두께 방향의 프레스 가공을 실시하고, 계속해서 연속적으로 압연하여 시트바을 얻음으로써 시트바나 슬래브를 접합하는 일없이, 긴 길이의 시트바를 얻을 수 있다. 프레스 가공에서는, 압연과 비교하여 압하율을 크게 할 수 있기 때문에, 내부결함의 발생율의 저감이 가능해진다.

더욱, 판두께 프레스 가공에 있어서는, 금형과 재료의 접촉부분의 크기를 적절히 설정함으로써, 슬래브 선단부의 변형에 따른 형상불량의 발생을 저감할 수 있기 때문에, 후속의 시트바 단계에서의 크롭 절단의 제품 생산성이 향상된다.

(제3실시예)

상술한 도 14의 장치는 연속 주조설비와 열간 압연공정을 직결한 직송 압연기술을 이용하고, 열연 강테입 코일 복수개 째에 상당하며 또한 최대로 하나의 컨버터(1)분에 상당하는 길이의 슬래브를 연속주조하고, 직송압연(단, 일부에서 압연이외의 가공을 실시한다)을 실시할 수 있는 설비이며, 열간 슬래브를 연속주조하는연속주조설비와, 시트바를 얻기 위해 상기 연속주조설비에서 연속주조된 열간 슬래브를 두께줄임 가공하는 조가공설비와, 상기 조가공설비에서 얻어진 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입을 얻는 마무리 압연기군과, 상기 열연 강테입을 권취하는 코일러를 이 순서대로 배치한 설비구성을 갖는다.

도 14에 있어서, 번호(1)은 연속 주조설비, 번호(2)는 조가공 설비, 번호(3)은 마무리 압연 기구군, 번호(4)는 커터, 번호(5a, 5b)는 코일러이다. 여기서, 상기 조가공설비(2)의 두께줄임 가공수단을 전단의 한쌍의 금형(6)과, 후단의 조압연기(7)로 구성하고 있다. 금형(6)은 각각 입구쪽이 경사부, 출구쪽이 평탄부가 되고 있으며, 슬래브를 프레스의 도중의 단계에서는 테이퍼상으로 가공한다. 또한, 상기 연속주조 설비(1)내의 출구 부근에서 보열장치(8)를, 연속주조설비(1)와 조가공설비(2)의 사이에 보열장치(19)를, 조가공설비(2)내의 한쌍의 금형(6)과 조압연기(7)의 사이에 보열장치(10)를, 조가공설비(2)와 마무리 압연기군(3)의 사이에 시트바의 판말단 및/또는 판의 전면을 가열할 수 있는 가열장치(12)를 설치해둔다.

이러한 구성의 연속주조·열연 강테입의 제조설비의 예에 있어서, 긴 길이의 연속주조 슬래브(20)는 절단하지 않은 채 조가공설비(2)에 공급하고, 이 조가공설비(2)의 금형(6)의 평행부와 테이퍼부(6a, 6b)에서 주조가공하여 시트바 두께까지 두께를 줄이고(판두께 방향으로 프레스 가공하고), 그 후 연속적으로 조압연기(7)에서 압연하여 시트바로 하고, 계속하여 마무리 압연기군(3)에서 소정의 제품 판두께까지 압연하여 열연 강테입(25)으로 한다. 또한, 판두께 방향의 프레스 가공은 재료(연속주조 슬래브(20))를 소정의 송출량으로 이동하면서 반복하여 실시한다.또한, 소정의 송출량은 후술의 조건에 기초하여 결정된다. 계속하여, 상기 열연 강테입(25)을 우선 코일러(5a)에 권취하고, 제품 코일로서 조성의 권취길이가 된 후에 커터(4)에 의해 주행중의 강테입(25)를 절단하고, 상기와 같이 강테입(25)을 권취하는 코일러를 코일러(5b)로부터 코일러(5a)로 교환시킨다.

또한, 도 10에 나타난 바와 같이, 판두께 100mm 및 200mm의 연속주조 슬래브의 모든 재료에 대해서도, 압하율 0.3에서 거의 허용범위의 0.01%가 된다. 이 발명에서는, 보다 높은 품질을 확보하기 위해, 내부결함의 발생율을 1자리 아래의 0.001%로 하고 있다.

도 18은 재료와 금형이 접촉하는 부분의 크기의 정의를 나타내는 도이다. 접촉길이 L는 슬래브에 대해서 금형(6)의 테이퍼부(6b)와 접촉하는 부분의 길이방향의 길이를 나타낸다. 송출량 f는 직전의 프레스 가공으로부터의 이동량이다. 슬래브(20)의 경사면에 가공된 부분내, 이 송출량 f의 부분이 금형(6)의 평행부(6a)에 의해 프레스 가공된다. 도의 경사면의 부분은 평탄부에 의해 가공된 부분을 나타내고, 그 체적을 V로 한다. 또한 h는 프레스 가공후의 판두께를 나타낸다.

도 19(a), 19(b)는 프레스 전후의 슬래브의 판폭의 변화를 설명하는 도이고, 도 19(a)는 프레스 전의 상태를, 도 19(b)는 프레스 후의 상태를 나타낸다. 또한, 도 19에 있어서, W는 프레스 전의 슬래브의 판폭을, W₁은 프레스 후의 슬래브의 곡부간의 판폭을, W'는 프레스 후의 슬래브의 산부간의 판폭을, dw는 ,W'와 W₁의 차를 각각 나타낸다.

도 20은 프레스 가공 조건과 판폭 증가량의 관계를 나타내는 도이다. 횡축은 길이 방향의 접촉길이 L와 판폭 W의 비와 압하변형 ε의 적 εL/W, 종축은 판폭 증가량(프레스 가공후의 판폭 W₁-W)을 나타낸다. 도 20에서는, 어떠한 점에서도, 경사의 직선보다도 아래쪽 영역에 있다. 도 20에 의해, 판폭 증가량을 목표값의 범위내로 하기 위해 필요한 프레스 가공조건을 알 수 있다. 예를 들어, 판폭증가량의 목표값을 100mm 이내로 하면, εL/W는 0.3이하, 목표값을 150mm이내로 하면 εL/W는 0.5이하로 하면 좋다.

도 21은 프레스 가공조건과 판폭변동량의 관계를 나타내는 도이다. 횡축은 평탄부만에 의한 가공량 V/(Wfh)와 전체로서 압하변형 ε의 적 Vε/(Wfh), 종축은 판폭의 변동량 dw를 나타낸다. 도에서는, 어떠한 점에서도, 경사의 직선보다도 아래쪽 영역에 있다. 도 21에 의해, 판폭 증가량을 목표값의 범위내로 하기 위해 필요한 프레스 가공조건을 알 수 있다. 예를 들어, 판폭증가량의 목표값을 20mm 이내로 하면, Vε/(Wfh)는 0.6이하로 하면 좋다.

상술한 발명은, 연속주조된 슬래브를 판두께 방향의 프레스 가공을 실시하고, 계속하여 연속적으로 압연하여 시트바를 얻음으로써, 시트바나 슬래브의 접합을 하는 일없이, 긴 길이의 시트바를 얻을 수 있다. 프레스 가공에서는 압연과 비교하여, 가공변형을 크게 할 수 있기 때문에, 내부결함의 발생율의 저감이 가능해진다.

더욱이, 프레스 가공에 있어서는, 입구쪽의 경사부와 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용하여, 금형과 재료의 접촉부분의 크기나 송출량에 의해 나타나는 특성값에 기초하는 프레스 조건에 기초하고, 판두께 방향에서 가공을 가하는 것에 의해, 프레스 가공에 수반되는 재료의 폭확장을 소정값 이내로 억제하는 것이 가능해진다.

(제4실시예)

본 발명에 이용되는 제4실시예의 판두께 프레스 라인을 도 22에 나타낸다.

제4실시예의 라인에서는, 금형(6)을 갖는 판두께 프레스 장치보다도 상류쪽에 견압연기(34)가 배치되어 있다. 이 견압연기(34)는 열간 슬래브(20)를 초기 폭 Wo으로부터 W∼W'까지 폭압하하기 위한 것이고, 압연 중에 갭을 변경할 수 있는 형태로서, 폭변경 방식은 어느 것이라도 좋지만 응답성이 높은 유압 압하방식인 것이 바람직하다. 또한, 판두께 프레스와 비교하여 견압연기(34)에 의한 폭압하 압연을 높일 수 있음과 동시에, 슬래브(20)의 온도 저하를 효과적으로 방지할 수 있다. 또한 폭압하 압연과 판폭 프레스를 동시에 (텐덤) 실시하도록 해도 좋다.

(제5실시예)

본 발명에 이용되는 제5실시예의 판두께 프레스 라인을 도 23에 나타낸다.

제5실시에의 라인에서는, 금형(6)을 갖는 판두께 프레스 장치의 바로 상류쪽에 폭 프레스 장치(35)가 배치되어 있다. 이 폭 프레스 장치(35)는 열간 슬래브(20)를 초기폭 Wo에서 W∼W'까지 폭압하하기 위한 것이며, 압연 중에 폭압하량을 변경할 수 있는 형식이고, 판두께 프레스와 텐덤가능한 위치에 있다. 또한, 동일한 하우징 내에 폭 프레스와 판두께 프레스를 이 순서대로 나열하여 배치하도록 해도 좋다. 이와 같이 폭 프레스와 판두께 프레스를 동시에 (텐덤) 으로 실시하여 생산성이 향상됨과 동시에, 슬래브의 온도저하를 효과적으로 방지할 수 있다.

본 발명자들은 상기 판두께 프레스 라인을 이용하여 판두께 프레스시에 슬래브 단부에 발생하는 변형에 대해서 조사하였다. 또한, 가공조건은 판두께 200∼270mm, 판폭 600∼2000mm, 프레스 압하율을 15∼80%, 금형 테이퍼부(6b)의 테이퍼각 θ를 10°∼30°의 범위에서 여러가지로 바꾸어 봤다.

<선후단 폭변화>

그 결과, 재료 선후단의 플레어 형상은 하기 식 수학식 4 내지 7에 의해 나타낼 수 있음이 판명되었다.

WH-W=(0.15∼0.45)ε×Ldt

LH=(0.12∼0.18)×W/h×Ldt

WT-W=(0.15∼0.45)ε×Ldt

LT=(0.06∼0.3)×W/h×Ldt

단, 기호 H는 재료입구쪽 판두께(mm), 기호 h는 재료 출구쪽 판두께(mm), 기호 ε는 압하변형(mm), 기호 Ldt는 재료와 프레스 금형과의 길이방향 접촉길이(mm), 기호 W는 재료 판 폭(mm)에 각각 상당한다.

도 24는 횡축에 총변형량 εLdt를 두고 종축에 비정상부의 폭확장량 WT-Wo(또는 WH-Wo)를 두어서, 비정상부에 있어서의 폭확장량(mm)의 분포에 따라 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 도중에서 흑색원은 재료 선단부의 폭확장량 WT-Wo(mm)에, 흰색사각형은 재료후단부의 폭확장량 WH-Wo(mm)에 해당한다. 이 도에서 알 수 있는 바와 같이, 비정상부의 폭확장량 WT-Wo, WH-Wo는 재료의 총변형량 εLdt에 강하게 의존하고, 모두 도 중에서 2개의 실선으로 좁혀지는 영역내에서 출현됨이 판명되었다.

도 25는 횡축에 폭확장량 지수 W·Ldt/H를 두고, 종축에 비정상부의 변형길이 LT(또는 LH)를 두어서, 비정상부에 있어서의 변형길이(mm)의 분포에 대해서 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 도 중에서 흑색원은 재료 선단부의 변형길이 LT(mm)에, 흰색사각형은 재료후단부의 변형길이 LH(mm)에 해당한다. 이 도에서 알 수 있는 바와 같이, 비정상부의 변형길이 LT, LH는 폭확장량 지수 W·Ldt/H에 강하게 의존하고, 모두는 도 중에서 2개의 실선(점선)으로 좁혀지는 영역내에서 출현됨이 판명되었다.

이러한 발견에 기초하여 발명자들은 열간 슬래브(20)의 선후단부의 예비성형을 실시하는데 상기 수학식 4∼7의 식을 이용하여 예비 성형량 및 예비 성형길이를각각 결정할 수 있음을 발견하였다. 예를 들어, 선단에 있어서는 판폭 예비 성형량(WH-We), 예비 성형길이 LH, 후단에 있어서는 판폭 예비 성형량(WT-We), 예비 성형 길이 LT로 해도 좋다. 단, We는 선후단 및 정상부의 폭압하량을 고려하여 결정된 임의의 값이며, We≤W1이 되는 관계로 주어지는 값이다.

계속하여, 도 26의 (a)∼(d)를 참조하면서 선후단의 예비 성형량 및 예비 성형길이의 결정방법에 대해 설명한다.

우선 도 26(a)에 나타난 열간 슬래브(20)에 대해, 재료선단(20a)의 양측부를 도 중의 점선으로 나타낸 바와 같은 형상으로 예비성형한다. 또한, 선단의 예비성형부(20d)로부터 정상부로의 예비성형량 변화의 방법은, 도 26 (a)에 나타난 바와 같이 플레어 형상에 따른 포물선 형상으로 하는 것이 바람직하지만, 이것을 직선으로 해도 좋다.

계속하여, 예비성형을 실시한 슬래브(도 26의 (b))에 대해서, 판두께 방향으로부터 프레스를 실시한다. 미리 예비성형된 선단부에는 프레스후에 플레어가 발생하지만, 도 26의 (c)에 나타난 바와 같이 플레어 종료후에는 거의 직사각형의 형상이 된다. 이에 비해, 예비성형이 없는 선단부는 도 26의 (d)에 나타난 바와 같이 플레어 형상이 된다.

또한, 상술한 예비성형의 결정순서는 재료의 후단에 대해서도 동일하다.

바꾸어 말하면, 도 27에 나타난 바와 같은 플렛 롤(flat roll)(38)을 갖는 견압연기(34)를 이용하면, 도 28에 나타난 바와 같은 단면의 형상(20s)의 랩이 판두께 프레스시에 발생한다.

이에 대해 도 29에 나타난 바와 같은 칼리버(39a) 부착 롤(39)을 갖는 견압연기(34)를 이용하면, 판두께 프레스시에 발생하는 선단 폭단부의 랩에 대해서, 미리 반대의 변형을 가해 두면, 판두께 프레스 후에는 도 30에 나타난 바와 같은 거의 평활한 단면(20s)이 얻어지도록 된다.

또한, 폭 프레스 장치를 이용하는 경우에는 도 31에 나타난 평행부(6a)를 갖는 형상의 금형(6)이나, 도 32에 나타난 원호부(6c)를 갖는 형상의 금형(6A)을 이용하여 판두께 프레스하는 것으로 선후단의 예비성형이 가능해진다. 또한 도 33에 나타난 바와 같이, 금형(6B)의 측면부(6d)를 요(凹)형상으로 하고, 이 금형(6B)을 이용하여 선후단에 미리 반대의 변형을 가해두면 판두께 프레스시에 발생하는 선단 폭단부의 랩을 효과적으로 방지할 수 있다.

<정상부 폭분포>

도 34는 횡축에 압하율(H-h/H)을 두고, 횡축에 정상부 폭분포량(실기상당)을 두어서, 판두께 프레스 후의 정상부 폭분포양에 대해서 조사한 특성선도이다. 여기서는, 금형으로서 테이퍼각 12°의 것을 사용하고, 송출량 f를 250mm으로 하고, 판두께 250mm×폭 1200mm의 열간 슬래브에 대해서 프레스 압하율과 폭분포량의 관계를 조사하였다. 도 중에 검은원은 폭압연의 영향을 조사하기 위해 50mm 폭압하한 후에 판두께 방향으로부터 프레스한 것에 해당하고, 흰원은 폭압하를 실시하지 않고 판두께 방향 프레스만 실시한 것에 해당한다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 프레스 후의 정상부 폭분포는 프레스 압하율이 높아져서 커지게 되는 경향이 있다.

도와 같이 폭분포에 대한 폭압연의 영향은 거의 없고, 프레스 압하율 30% 이상에서는 폭분포량이 허용범위를 넘기 때문에, 적어도 압하율 30% 이상의 프레스를 실시할 때에는 정상부의 폭변동을 억제해야 하고, 견압연에 의해 재료 정상부에 폭분포를 형성해 둘 필요가 있다.

또한, 발명자들의 실험결과, 정상부의 폭분포량 dW 및 그 주기 dL은 하기 수학식 8 및 9에 나타난 바와 같이 나타내어짐이 판명되었다.

dW=V/Whf×ε: 폭분포량

dL=B×H/h×f : 폭분포의 간격(프레스 후)

단, f; 송출량, V; 금형평행부의 압하체적, h; 프레스 출구쪽 판두께

도 36은 횡축에 V/Whf×ε값을 두고, 종축에 폭분포량 dW(mm)을 두어서, 둘의 상관관계에 대해서 조사한 결과를 나타내는 특성선이다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 둘 사이에는 강한 상관관계가 보여진다.

따라서, 견압연 또는 폭 프레스로 미리 정상부를 성형해 두는 것으로, 프레스 후의 정상부 재료 평면 형상을 양호하게 할 수 있다. 예를 들어, 판두께 프레스에서 발생한 정상부 폭분포의 반대 형상으로 하면 좋다. 그 때에 필요한 열림도 변화량은 정상부 폭분포를 나타내는 상기 수학식 8 및 9 등에서 예측할 수 있다.

칼리버 롤(39)을 구비한 견압연기(34)를 이용하면, 폭압하 효율이 커지기 때문에 갭 변경량이 적어지며 정형하기 쉬워진다는 이점이 있다. 또한, 폭 프레스의 경우에는 도 32에 나타난 바와 같은 원호형상의 접촉면(6d)을 갖는 금형(6A)을 이용하면 좋다는 결과를 얻을 수 있다.

도 35 (a)∼(d)를 참조하면서 본 발명의 방법에 대해서 설명한다.

우선, 도 35 (a)에 나타난 열간 슬래브(20)에 대해서, 정상부를 도 중의 점선으로 나타내도록 성형한다. 또한, 이 성형시에, 판폭 변화는 도 35 (b)에 나타난바와 같은 사인(sine) 커브 형상으로 하는 것이 바람직하지만, 이것을 톱니모양으로 해도 좋다.

계속하여, 성형을 실시한 슬래브(도 35 (b))에 대해 판두께 프레스를 실시한다. 미리 성형된 재료 정상부에는 프레스에 의해 폭 분포가 발생하고, 이것이 예비성형한 형상과 상쇄되어 프레스 후에는, 도 35 (c)에 나타난 바와 같이, 열간 슬래브(20)는 거의 폭분포가 없는 평활한 형상이 된다. 즉, 폭분포의 예비성형을 하지 않은 슬래브의 경우에는 도 35 (d)에 나타난 바와 같은 형상이 된다.

또한, 상기 견압연기(34)에 의한 재료 선단부의 예비성형과 정상부의 분포상 폭성형을 동시에 실시하는 것으로, 프레스 종료후의 재료를 선후단 플레어도 정상 폭분포도 없는 형상으로 할 수 있다.

상기 실시예의 방법에 따르면, 폭압하에 의해 선후단 예비성형을 실시하는 것으로 판두께 프레스 종료후이 선후단 형상이 양호해지고 생산성이 향상된다.

또한, 폭압하에 의해 정상부에 폭분포를 형성하는 것으로 판두께 프레스 종료후의 정상부의 폭분포가 작아지기 때문에 재료 폭정밀도가 향상되고, 더 나아가서는 제품 품질이 향상된다.

또한, 선후단 예비성형과 정상부 폭분포 형성을 모두에서 함께 실시하는 것으로 판두께 프레스 종료후의 제품의 생산성향상, 제품품질의 향상 둘다 달성가능하다.

더욱이, 견압연기로 칼리버 엣저를 사용하는 것으로, 생산성을 향상시키면서 선후단 예비성형으로는 선후단의 랩 방지가 되며 제품생산성이 향상되고, 정상부폭분포 형성에서는 폭압하 효율 향상에 의해 견압연기의 조정이 간단해지고, 폭정밀도가 더욱 양호해지며, 제품품질이 향상된다.

또한, 판두께 프레스 전에 견압연 또는 폭 프레스를 실시함으로써, 동일 슬래브로부터 제조할 수 있는 판폭의 범위가 넓어지게 되는 것은 말할 것까지도 없다.

본 발명에 따르면, 열간 슬래브의 선후단부의 폭정밀도가 좋아지기 때문에 제품생산성이 큰폭으로 향상된다. 더욱이, 선후단의 랩을 방지할 수 있기 때문에 절사부가 적어지고, 제품생산성이 향상된다. 또한, 정상부의 폭정밀도가 좋아지기 때문에 제품의 품질이 향상된다.

(제6실시예)

(1단 금형의 경우)

본 발명자들은 압하량을 일정하게 하고(단, 압하변형 0.5이상), 1단 테이퍼 금형을 이용한 다음 조건하에서 모의 시험을 실시하였다.

시험조건

모의재료; 경질연(hard lead)(초기 사이즈; 판두께 H 32mm×폭 W 150mm×L)

프레스 후의 판두께 h; 12.5mm

송출량(feed amount) f; 10∼40mm

금형 테이퍼 각 θ: 12°∼30°(12°, 20°, 30°을 주체로 한다)

또한, 금형의 테이퍼각 θ가 15°이상인 경우, 테이퍼부(6b)로부터 열간 슬래브(20)에 접하는 송출량 f로는 프레스 개시시에 슬립이 발생하지만, 참고를 위해데이타를 기재한다. 후의 검토결과, 금형 테이퍼부로부터 재료에 접촉하는 경우, 테이퍼 각 15°이상에서는 슬립이 발생하기 쉬운 것이 판명되었다.

더욱이, 모의 시험결과에 대해 검토를 덧붙인 결과, 다음에 게시된 (a)∼(d)의 사항이 판명되었다.

(a) 후진량 BW는 전압하 체적 V'를 프레스 후의 판두께 h, 판폭에서 제거하며 거의 정리가능하다.

(b) 폭분포는 금형평행부의 압하체적 V에서 거의 정리가능하다.

(c) 폭확장은 금형 테이퍼부의 접촉길이 ld와 약간의 송출량 영향에서 거의 정리가능하다.

(d) 단위폭 하중은 금형과 재료의 전 접촉길리 ldt에서 거의 정리가능하다.

상기 모의시험결과에 대해 도 37을 참조하면서 설명을 보충한다. 도 37은 판두께 프레스용의 금형과 재료와의 사이의 접촉 길이에 대해 설명하기 위해 금형 및 재료를 모델화하여 나타내는 확대모식도이다. 길이방향 접촉길이 ldt는 기하학적 테이퍼부 접촉길이 ld에 송출량 f를 더한 것과 같다(ldt=ld+f). 전체 압하체적 V'는 테이퍼부의 압하체적 V1에 평행부의 압하체적 V를 더한 것과 같다(V'=V1+V). 압하변형 ε는 프레스 전 판두께 H와 프레스 후판 두께 h에서 주어진다(ε=1n(H/h)).

도 38은 횡축에 V'/W0·h(mm)를 두고, 종축에 후진량 BW(mm)를 두어서, 둘의 상관관계에 대해서 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 횡축의 V'/W0·h는 전 압하체적 V'를 판두께 h, 판폭 W0, 길이 L의 직방체에 변형시킬 때의 길이 L1에 상당하는 양이다. 도 중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각20°의 결과를, 흰삼각형은 테이퍼각 30°의 결과를 각각 나타낸다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 후진량 BW는 V'/W0·h와 거의 정비례의 관계이며, V'/W0·h가 증가하는데 따라서 후진량 BW는 증가한다.

도 39는 횡축에 V/W0를 두고, 종축에 폭분포 dW를 두어서, 둘의 상관관계에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 횡축의 V/W0는 단위폭 당의 평행부 압하면적에 상당하는 것이다. 폭분포 dW는 최대폭과 최소폭과의 차이분에 상당하는 것이다. 도 중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각 20°의 결과를, 흰삼각형은 테이퍼각 30°의 결과를 각각 나타낸다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 폭분포 dW는 V/W0와 거의 정비례의 관계이며, V/W0가 증가하는데 따라서 폭분포 dW는 증가한다.

도 40은 횡축에 테이퍼부 접촉 길이 ld(mm)를 두고, 종축에 폭확장량 W1-W0를 두어서, 둘의 상관관계에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 도 중에서 흰원은 송출량 f가 10mm인 때의 결과를, 흰사각형은 송출량 f가 20mm인 때의 결과를, 흰삼각형은 송출량 f가 30mm인 때의 결과를, 흰마름모꼴은 송출량 f가 40mm인 때의 결과를 각각 나타낸다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 폭확장량(W1-W0)은 테이퍼부 접촉길이 ld와 거의 정비례의 관계이며, 송출량 f가 증가하는데 따라서 증가한다.

도 41은 횡축에 기하학적 접촉길이 ldt(mm)를 두고, 종축에 단위하중(톤/mm)을 두어서, 양자의 상관에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 도 중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각 20°의 결과를, 흰삼각형은테이퍼각 30°의 결과를 각각 나타낸다. 도에서 알 수 있는 바와 같이, 단위폭 하중은 기하학적 접촉길이 ldt와 거의 정비례의 관계이며, ldt가 증가하는데 따라서 단위 폭중량은 증가한다.

상기 도 38∼도 41에서 얻어지는 발견을 기초로 하면, 테이퍼각 θ의 영향은 도 42에 나타난 바와 같이 나타낼 수 있다.

테이퍼각 θ가 크면, 테이퍼부 접촉길이 ld 및 기하학적 접촉길이 ldt가 작아지기 때문에, 하중 저감의 효과와 폭확장 저감의 효과가 있고, 그 정도까지 장치를 소형 경량화할 수 있는 잇점이 있다. 따라서, 하중 및 폭확장의 면으로부터는 테이퍼각 θ가 큰 것이 바람직하다. 또한, 테이퍼부(6b)의 각도가 30°를 초과하면 프레스시의 재료 후진량 BW가 증대하기 때문에, 테이퍼각 θ은 15°∼30°의 범위로 하는 것이 바람직하다. 그러나, 테이퍼각 θ을 크게 하면, 평행부(6a)의 압하 체적 V가 커지기 때문에 폭분포 dW가 증가한다는 역효과가 있다. 예를 들어, 일정한 송출량 30mm로서 테이퍼각 θ를 12°에서 20°로 변형되면 하중은 2/3으로 저감하고, 폭확장량은 거의 반감한다. 그러나, 이 경우의 폭분포 dW는 약 3배로 증가해 버린다.

또한, 마찬가지로 송출량 f를 크게 하면, 폭확장량은 테이퍼부 접촉길이 ld에 의해 결정되기 때문에 거의 변화되지 않고, 하중은 기하하적 접촉길이 ldt가 약간 증가하는 부분까지 커지게 되지만, 다소 증가하는 정도가 있다. 또한, 재료의 프레스 회수가 적어지게 되기 때문에 판두께 프레스 공정이 효율적으로 된다는 효과가 있다. 그러나, 평행부의 압하체적 V가 커지기 때문에 폭분포 dW가 커진다는문제가 있다. 예를 들어 테이퍼각 12°으로, 송출량 f를 20mm에서 40mm로 증가하면 폭확장량은 약 20% 증가하고, 하중은 30% 정도 증가할 뿐이지만, 폭분포 dW는 약 5배까지 달하고, 허용범위를 훨씬 넘어버린다.

이러한 문제를 해결하기 위해 본 발명자들은 판두께 프레스에 의한 폭방향 변형 거동에 대해 상세히 분석하였다. 그 결과를 도 7을 참조하면서 설명한다.

프레스시의 변형은 도 7 (a)에 나타난 바와 같이, 우선 금형 테이퍼부(6b)에서 압하한 부분이 크고 폭이 넓어져서 테이퍼 형상이 된 후에, 길이방향으로 보내지고, 다음의 압하에 의해 금형평행부(6a)로 폭분포 dW가 형성된다. 그리고, 폭분포 dW의 최소위치는 금형테이퍼부(6b)와 평행부(6a)의 경계근방(전이부(6c) 및 그 근방)에서 프레스한 부위(도 7b에 나타난 A부)인 것, 폭분포 dW가 문제가 되는 것은, 금형 테이퍼각 θ가 크기도 하고 송출량 f가 큰 등의 관계에서, 테이퍼부 접촉 길이 ld보다도 송출량 f가 커지는 조건이다. 따라서, 본 발명자들은 상기 금형을 이용한 주가공의 극간에 특히 부가공으로서 경압하를 가하는 것을 고려하였다.

부가공은 재료의 A부, 결국 도 7 (b)에 나타난 바와 같이 (n+1)패스째 주가공의 금형 테이퍼부(6b)와 평행부(6a)와의 각 부근방에서, 재료의 폭의 주름이 발생하는 영역에서 실시하는 것이 바람직하지만, 이 영역은 주가공 금형의 바로 아래이기 때문에, 이 영역을 부가공하는 것은 실질적으로는 불가능하다. 그래서, 본 발명자들은 상기 금형에 따른 주가공으로부터 다음의 주가공까지의 사이에, 상기 A부와 그 근방의 부위에 대해 경압하를 가하는 것에 대해 여러 검토를 실시하였다. 그 결과, n패스째 종료후, 재료를 길이방향으로 송출하기 까지의 사이에 있어서,(n+1) 패스째에 A부가 되어야 하는 부분을 미리 경압하하는 것이 좋다는 견해를 얻었다. 이 경압하량은 금형 테이퍼부 및 평행부에 따른 압하량보다도 훨씬 적은 것이다. n패스째의 프레스가 종료한 시점에서 보면, B부는 A부에서 대략 송출량 f만큼 상류쪽의 위치이고 이 부분이면 부가공용의 금형을 설치한 것이 가능해진다.

본 발명자들은 경압하를 가해야 하는 부가공의 부위에 대해 더욱 상세히 검토한 결과, 다음에 게시한 (1) 및 (2)의 의견을 얻었다.

(1) A부로부터의 거리가 0.9f이하이면, 주가공에 의한 변형에 의해 부가공의 효과가 소실된다.

(2) A부로부터의 거리가 1.1f이상이면 부가공의 효과가 관찰되지 않는다.

상기 견해 (1) 및 (2)에 기초하여, 부가공이 효과적으로 작용하는 영역은, 다음 패스에서 A부가 되어야 하는 부위로부터 (0.9∼1.1)×f만큼 상류쪽에 위치하는 부위에 있는 것이 명백해진다. 또한, 본 실시예와 같이 한 개의 테이퍼부만을 갖는 1단 금형의 경우는, 부가공과 주가공을 서로 번갈아가며 실시하게 된다.

또한, 재료의 송출량 f 및 프레스 시의 후진량 BW으로부터 부가공을 더하는 위치를 동정하면, 더욱 상류쪽에서 부가공을 가하는 것도 가능하다. 이 때의 부가공 위치는 하기 수학식 10에서 제공된다. 단, BW는 프레스 시의 후진량에 해당하고, n은 양의 정수에 해당한다.

(0.9∼1.1)×f+(f-BW)×n

상기 실험조건과 같은 조건하에서, 송출량 f 30mm, 금형 테이퍼각 20°일때, 도 44에 나타난 바와 같은 부금형(47)을 이용하여 주가공과 다음 패스의 주가공과의 사이에 있어서, 금형 테이퍼부(6b)와 평행부(6a)의 경계의 전이부(6c)부터 1.0×f만큼 상류쪽의 부위를 중심에서 부가공을 실시한다.

계속하여 도 43 (a)∼(e)를 참조하면서 부가공을 수반하는 판두께 프레스 방법에 대해서 설명한다.

도 43 (a)에 나타난 바와 같이, 주금형(6)이 n패스째의 주가공중일 때에는 부금형(47)은 대기하고 있다. n패스째의 주가공이 종료하고, 도 43 (b)에 나타난 바와 같이 주금형(6)을 후퇴시키면, 계속하여 도 43 (c)에 나타난 바와 같이 부금형(47)에 의해 주가공 부위보다도 상류쪽의 부위를 경압하(부가공)한다. 이 경우에 부가공을 가하는 범위는 길이방향으로 (0.97∼1.03)×f만큼 상류쪽으로 위치하는 부위이며, 그 압하량은 0.1mm(r=0.005), 0.5mm(r=0.025), 1.0mm(r=0.050)으로 하였다. 또한, 기호 r은 주가공의 압하량을 기준치 1로 하였을 때, 이에 대한 부가공의 압하량의 비를 나타내는 지수이다. 이 부가공에 의해 슬래브(20)의 상하면의 상류쪽 부위에 얕은 요부(凹部)(48)가 형성된다.

n패스째의 부가공이 종료되면, 도 43 (d)에 나타난 바와 같이, 부금형(47)을 후퇴시키고, 더욱 도 43 (e)에 나타난 바와 같이 슬래브(20)를 송출량 f만큼 전진시키며, 부가공된 요부(48)를 주금형(6)의 전이부(6c)에 대면시킨다. 그리고, 주금형(6)에 의해 요부(48)를 포함하는 영역을 강압하시킨다.

이하, 이 부/주 압하량 지수 r을 이용하여 부가공에 대해서 설명한다.

도 45는 횡축에 선행 프레스의 전이부(6c) 및 그 근방에서 주가공된 부위로부터의 거리(mm)를 두고, 종축에 판폭(mm)을 두어서, 부/주 압하량 지수 r을 0∼0.05의 범위내에서 여러 변화시킨 경우의 양자의 상관관계에 대해서 조사한 결과를 나타내는 특성선도이다. 주가공의 압하량은 20mm로하고, 부가공의 압하량을 0∼1.0mm의 범위에서 다양하게 바꾸어 보아 조사하였다. 그 결과, 도에서 알 수 있는 바와 같이, 부/주압하량 지수 r이 0.005(압하량 0.1mm)에서는 별로 효과가 인정되지 않았지만, r이 0.025(압하량 0.5mm) 및 0.05(압하량 1.0mm)에서는 모두 폭분포 dW가 작아짐과 동시에, 폭확장 그것도 약간 작아졌다. 또한, r=0.025와 r=0.05의 사이에서는 별로 차이가 관찰되지 않았다. 마찬가지의 부가공을 주름형상의 금형에서도 실시하였지만, 도 45에 나타난 것과 같은 동일한 효과가 있었다.

여기서, 부가공의 개시 타이밍이지만, 부가공용의 금형(47)이 주가공용의 금형(6)과 별도의 부재인 경우에는, 사용하는 금형의 형상 및 송출량 f에 의해서도지만, 금형끼리가 접촉하는 경우가 있다. 따라서, 주가공중에 부가공을 개시하는 것은 바람직하지 않다. 그러나, 도 46에 나타난 바와 같은 금형(6A)을 이용하여 주가공과 부가공을 동시에 개시하고, 주가공과 부가공을 동시에 종료시키도록 하면, 이와 같은 문게는 발생하지 않게 된다. 결국, 주가공의 압하량 (H-h) 중 (1-r)만큼 종료된 시점에서 부가공을 개시하고, 주가공과 동시에 부가공을 종료하도록 하면 좋다.

이 때 이용되는 금형으로서는, 주가공을 1단 테이퍼로 실시하는 것으로서는, 도 46에 나타난 금형(6A)을 이용한다. 이 금형(6A)은 테이퍼부(6b)의 입구쪽에 탈착가능한 부가공용 돌기(47A)를 갖는 것이다. 즉, 열간 슬래브(20)에 대해서 평행부(6a) 및 테이퍼부(6b)로 주가공을 가하면 동시에 돌기(47A)에서 부가공을 가한다. 단, 이 때는 재료 송출량 f가 금형 테이퍼부 접촉길이 ld보다도 커지는 것과, 송출량 f가 거의 일정하다는 것이 필요조건이 된다.

또한, 도 47에 나타난 금형(6B)을 이용하는 것도 가능하다. 금형(6B)은 테이퍼부(6b)의 입구쪽에 부가공용의 면(6g)을 갖는 것이다. 즉 열간 슬래브(20)에 대해서 평행부(6a) 및 테이퍼부(6b)로 주가공을 가하면 동시에 부가공면(6g)에서 경압하를 가한다. 단, 이때는 송출량 f가 테이퍼부 주가공면(6b)보다도 약간 커지는 것과, 송출량 f가 거의 일정하다는 것이 필요조건이 된다.

도 47에 나타난 금형(6B)에서는 각도변경부분에 적당한 목귀질 또는 R가공한 면(6g)을 형성한다. 금형의 가공의 용이성의 관점에서는, 이 목귀질 R 타입이 가장 바람직하다. 더욱이 금형(6A)의 부가공부분과 주가공부분의 경계부분의 목귀질 R은 더 큰 것을 형성하는데 바람직하다.

이 부가공에 의해, 폭분포의 최소 폭확장 부분이 보다 넓어지기 때문에 폭분포가 작다는 효과가 있다. 또한, 도 7 (b)에 나타난 A부 근방의 재료에 압하가 가해지기 어려운 것으로 A 부근의 (n+1)패스째의 테이퍼부 압하에 따른 폭확장에 대한 구속력을 갖고, 폭확장 그것을 작게 하는 것이 효과가 있다.

(제7실시예)

(복수단 금형의 경우)

계속하여, 도 48∼도 54를 참조하면서 각종 복수단 금형에 대해서 설명한다.

1단 테이퍼의 금형에서, 특히 압하량이 클 때에는 폭확장이 억제, 하중저감및 폭분포 억제의 양쪽의 제약조건을 성립시키는 것은 어렵기 때문에, 복수의 테이퍼부를 갖는 금형이 필요해진다. 그래서 본 발명자들은 복수의 테이퍼부를 갖는 금형에 대해서 상술한 1단 금형의 경우와 동일하게 부가공 기능을 가져야 하는 검토를 실시하였다.

그 결과, 특히 주가공면이 되는 테이퍼부를 2단(평행부측으로부터 테이퍼 , 2)으로 한 경우에는, 계속하여 부가공면(테이퍼 3)이 되는 형상이 되고, 테이퍼 각도 θ1, θ2(θ1<θ2)로서 접촉길이를 짧게 하는 것이 일반적이지만, 이 때 테이퍼 부 1∼3의 평균 각도는 15°이상으로 하는 것이 바람직하다. 여기서, 평균각도라는 것은, 규정량의 압하를 가하는 상태에서 평행부와 테이퍼부의 각도와, 테이퍼부가 재료표면과 접촉하는 점이 이루는 각도를 말한다.

각각의 테이퍼부와 재료와의 길이방향 접촉길이 L1, L2, L3에 대해서는, 테이퍼부 접촉길이가 길면, 하중증대나 폭확장 증가를 초래하기 때문에, 부가공면의 접촉길이 L3는 가능한한 짧은 편이 좋고, 현실적으로는 하기 수학식 11을 만족하는 관계에 있는 것이 바람직하다.

L3/(L1+L2+L3) < 0.1

또한, 테이퍼각 θ1이 크면 재료와의 접촉개시시에 슬립이 발생하는 일이 있다. 그래서, 테이퍼(1)부의 각도 θ1는 슬립이 발생하기 어려운 각도로서 15°미만으로 할 필요가 있다.

또한, 부가공을 실시한 가공면을 다음 패스의 테이퍼(1)와 접촉시키는 편이재료의 슬립은 발생하기 어려워진다. 이 조건은 재료 또는 금형의 길이 방향 송출량을 f로 하였을 때, 하기 수학식 12의 관계를 만족한 것이다.

(L1+L2)=(0.9∼1)×f

하한값은 접촉길이 L3의 길이가 작은 것부터 결정된다. 또한 θ1과 θ3의 각도차가 크면 슬립이 발생하기 때문에, |θ1-θ3|<5°로 할 필요가 있다.

본 발명자들은 확인을 위해, 도 48∼도 50에 나타난 복수단 금형 6M(타입 A), 6N(타입 B) 6S(타입 C)를 이용하여 하기 조건하에서 모의시험을 각각 실시하였다.

실험조건

모의재료, 경질연(초기 사이즈; 판두께 H 32mm×폭 W 150mm×L)

프레스 후의 판두께 h; 12.5mm

송출량 f; 30mm

금형 테이퍼 각 θ: 도 48∼도 50 중에 각각 표시

L1, L2, L3; 도 48∼도 50 중에 각각 표시

또한, 타입 B 금형 6N의 테이퍼부 접촉길이 ld는 송출량 f와 거의 동일하다.

실험결과를 도 51∼도 53에 나타낸다(실시예의 타입 C 금형 6S의 결과도 포함).

도 51은 횡축에 기하학적 테이퍼부 접촉길이(mm)를 두고, 종축에 최소 넓이 (mm)를 두어서, 양자의 상관에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 도중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각 20°의 결과를, 흰삼각형은 테이퍼각 30°의 결과를, 헷칭된 원은 특수금형 6S(타입 C)의 결과를 각각 나타낸다.

도 52는 횡축에 압하체적 V를 두고, 종축에 폭분포량(mm)를 두어서, 양자의 상관에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 도중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각 20°의 결과를, 흰삼각형은 테이퍼각 30°의 결과를, 헷칭된 원은 특수금형 6S(타입 C)의 결과를 각각 나타낸다.

도 53은 횡축에 기하학적 접촉길이(mm)를 두고, 종축에 하중(톤)를 두어서, 양자의 상관에 대해서 조사한 결과를 나타낸 특성선도이다. 도중에서 흰원은 테이퍼각 12°의 결과를, 흰사각형은 테이퍼각 20°의 결과를, 흰삼각형은 테이퍼각 30°의 결과를, 헷칭된 원은 특수금형 6S(타입 C)의 결과를 각각 나타낸다.

이러한 도 51, 도 52 및 도 53에 나타난 결과로부터, 타입 A 금형 6M 및 타입 B 금형 6N과 같이 저부측 테이퍼각이 작고, 상측 테이퍼각이 큰 금형으로서 접촉길이 1d를 짧게 한 경우, 금형의 평균 테이퍼각도를 15°이상으로 하는 것이고, 하중저감이나 폭확장 제어의 효과가 있지만, 1단 테이퍼의 금형보다도 복수단 금형의 편이 폭분포 dW가 약간 커짐이 판명되었다. 이것은 평형부 압하의 1패스전의 상태이고, 재료를 크게 압하하는 것이 영향을 주고 있다고 추정된다.

또한, 타입 A, B 금형과 같이, 전 패스의 프레스에 의해 생성된 재료측의 상측 테이퍼부에 금형 저부 테이퍼가 접촉하는 것같은 프레스 조건(송출, 압하량)의 시에는 금형과 재료의 슬립이 발생하고 프레스가 불안정하게 되는 것이 판명되었다.

따라서 본 발명자들은 상기 폭분포 제어 및 프레스 개시시의 슬립 방지를 목적으로 하여 주가공면의 상에 극소량의 압하를 실시하는 부가공면을 갖는 타입 C의 금형 6S를 완성시켰다.

타입 C 금형 6S의 부가공며은 재료 표면 근처를 경압하하지만, 압하량이 작기 때문에 접촉길이 및 평균 테이퍼 각도는 타입 B 금형 6N과 거의 변하지 않는다. 또한, 다음 패스의 압하시는 주가공면은 부가공면에서 압하한 12°의 경사면으로 접하기 때문에 재료의 슬립은 발생하지 않는다.

타입 C의 금형 6S에 따른 실험결과, 재료표면 가까이를 가볍게 변형시키는 것이고 폭분포의 넥(neck) 부분을 늘리고 폭분포를 억제할 뿐만 아니라, 폭확장에 대해서도 구속효과를 갖는 것, 부가공면의 각도를 주가공면에 대해 ±5°로 하는 것으로 슬립 발생이 방지될 수 있음이 판명되었다. 또한, 하중에 대해서는 타입 B의 금형 6N과 거의 동일한 결과가 되었다.

마찬가지의 결과를 부가공면의 테이퍼각도를 5°∼20°으로 한 금형(그 외의 형상은 타입 C 금형 6S와 동일)에서 실시한 결과, 7°∼17°의 테이퍼 각도에서는 재료의 슬립은 발생하지 않았지만, 그 범위를 넘으면 슬립이 발생하였다.

이상의 검토로부터, 주가공면의 테이퍼부 평균경사각을 15°이상으로 하는 것으로 하중저감이 가능해진다. 그러나, 상측 테이퍼부와 저부 테이퍼부의 각도차가 5°이상일 때 재료의 슬립이 쉽게 발생한다. 단, 1단 테이퍼의 검토결과로부터 저부의 테이퍼각이 15°이상이면, 재료가 슬립하는 일이 있기 때문에, 부가공면을주가공면의 경사각에 대해 ±5°이하로 하고, 일단 부가공 금형에서 가공한 면을 다음 패스에서 주가공 테이퍼부(1)에서 압하는 것으로 슬립의 발생의 방지 및 폭분포와 폭확장을 억제할 수 있게 된다. 또한 부가공금형의 접촉길이가 길면 하중증가나 폭확장의 증가가 초래되기 때문에, 부가공부 길이는 테이퍼부의 전체 접촉길이의 10% 이하인 것이 바람직하다. 또한, 부가공 금형가공면을 다음 패스의 주가공 테이퍼부에서 압하하기 위해서는, 주가공 테이퍼부 길이(L1+L2)는 송출량 0.9∼1.0배인 것이 바람직하다.

본 발명에 따르면 열간 슬래브의 주가공에 부가공을 가하는 것으로 폭분포의 억제와 함께 폭확장 자신을 억제할 수 있었다. 또한, 다단 테이퍼의 주가공면을 갖는 금형에 부가공면을 가하는 것으로 하중저감, 폭확장 억제, 폭분포억제, 슬립억제를 모두 실현할 수 있다.

(제8실시예)

도 55는 본 발명의 제8실시예의 슬래브 성형장치의 구성을 나타내고, 도 55a는 측면도, 도 55b는 평면도를 나타낸다. 슬래브 성형장치는 슬래브(20)의 두께를 줄이는 두께 압하 프레스(52)와, 이 하류쪽에 설치된 폭압하 프레스(53)에 의해 구성된다. 또한, 폭압하 프레스(53)의 하류측에는 압연기(54)가 배치되고, 더욱 압연이 실시된다. 폭압하 프레스(53)의 출구쪽에는 폭압하 프레스(53)에 의해 폭압하된 슬래브(20)의 폭을 계측하는 폭계측기(55)가 설치되어 있다. 이 폭 계측기(55)의 계측값을 입력하고, 두께 압하 프레스(52)와 폭압하 프레스(53)을 제어하는 제어장치(56)가 설치되어 있다.

두께 압하 프레스(52)는 슬래브(20)를 끼워서 상하로 설치한 금형(6)과, 이 금형(6)을 상하 움직이게 하는 구동장치(58)로 이루어진다. 구동장치(58)는 편심축을 회전하여 상하동을 발생시키고 로드에 의해 금형(6)을 구동시키는 기계적 장치나 액압 실린더에 의해 금형(6)을 상하 이동시키는 액압장치가 이용된다. 금형(6)은 슬래브(20)와 접하는 쪽이 수평면과 테이퍼면으로 이루어져 있는 테이퍼 설치 금형이 이용된다.

폭압하 프레스(53)는 슬래브(20)를 폭방향으로 끼워서 좌우로 설치한 금형(59)과, 이 금형(59)을 폭방향으로 왕복운동하게 하는 구동장치(50)로 이루어진다. 구동장치(50)는 양금형(59)의 폭방향의 간격(열림도)을 조정하기 위해 액정실린더가 이용된다. 금형(59)은 두께 압하 프레스(52)와 같이, 슬래브(20)와 접하는 쪽이 수평면과 테이퍼면으로 이루어져 있는 테이퍼 설치 금형이 이용된다.

다음에 동작을 설명한다.

제어장치(56)는 두께 압하 프레스(52)와 폭압하 프레스(53)를 제어하고, 두께 압하 프레스(52)와 폭압하 프레스(53)을 상호 작동시킨다. 두께 압하 프레스(52) 및 폭압하 프레스(53)의 구동원은 전동기이며, 상호적으로 작동시키는 것에 의해 전원용량을 두께 압하 프레스(52)를 작동하는데 필요한 용량(통상 두께 압하 프레스(52)의 쪽이 폭압하 프레스(53)보다도 많은 전력을 필요로 한다)으로 할 수 있다.

제어장치(56)는 폭압하 프레스(53)의 열림도(opening) 제어도 실시한다. 도 56은 폭압하 프레스(53)의 열림도 제어 플로우챠트이고, 이 도를 참조하여 열림도제어를 설명한다. 두께 압하 프레스(52)에 의해 크게 두께가 줄면, 슬래브(20)의 용적은 네 방향으로 유동하고, 폭방향으로도 팽창하고 도 55 (b)에서 모식적으로 나타난 바와 같이 물결모양 형상으로 팽창한다. 이 물결모양 형상을 직선상으로 하고, 또한 원하는 판폭 B이 되도록 폭열림도를 설정한다. 또한 원하는 판폭 B에 폭열림도를 설정하여도 압하후에 발생하는 원상복귀 때문에 원하는 판폭 B은 얻을 수 없다. 이 원상복귀에 영향을 받는 조건을 초기조건이라 칭한다. 초기조건은 슬래브(20)의 재질, 온도, 두께 압하 프레스(52)의 두께압하량, 두께 압하전의 슬래브(20)의 두께나 폭, 슬래브(20)의 송출속도 및 원하는 판폭 B이다.

제어장치(56)은 이와 같은 초기조건을 입력하고(스텝 S1), 이 초기조건보다 폭열림도를 연산한다(스텝 S2). 초기조건에 따라 폭열림도를 연산하는 방법은, 종래의 경험이나 실험에 의해 각 조건의 원상복귀에 대한 영향을 구하고, 이 데이터에 기초하여 폭열림도가 산출된다. 이와 같이 하여 산출된 폭열림도를 폭압하 프레스(53)에 지시한다(스텝 S3). 폭압하 프레스(53)는 그 폭열림도에 기초하는 슬래브(20)의 폭압하를 실시한다.

폭압하된 슬래브(20)의 폭은 폭계측기(55)에 의해 계측되고 제어장치(56)에 피드백된다(스텝 S4). 제어장치(56)에서는 원하는 판폭 B와 폭계측값과의 차이 △B를 산출한다(스텝 S5). 이 차 △B와 초기조건을 기본으로 먼저 설명한 각초기조건의 원상복귀에 대한 영향의 데이터에 의해 폭열림도를 수정한다(스텝 S6). 이 수정한 폭열림도를 다음의 폭압하 프레스에 사용하기 위해, 폭압하 프레스(53)에 지시한다(스텝 3). 이와 같이, 스텝 S3∼스텝 S6을 반복함으로써 원하는 판폭의슬래브(20)가 얻어지게 된다. 또한 스텝 S3∼스텝 S6의 수정과정에 있어서, 전의 수정결과를 다음의 수정값 계산에 이용하는 학습기능을 이용하여 신속하게 소정의 판폭 B를 얻을 수 있다.

또한 상술한 실시예에서는, 제어장치(56)에 의해 두께 압하 프레스(52)와 폭압하 프레스(53)를 상호 번갈아가며 작동시키도록 하였지만, 양자를 기계적으로 결합하고 교환적으로 동작시키도록 해도 좋다.

이상의 설명에서 알 수 있는 바와 같이, 본 발명은 두께 압하 프레스의 하류쪽에 폭압하 프레스를 설치한 것에 의해 슬래브의 폭방향의 변형을 확실하게 수정할 수 있다. 또한, 양 프레스를 상호 번갈아가며 작동시킴으로써 전원의 용량을 적게 할수 있다. 더욱 폭압하 프레스에 의한 판폭의 계측값에 기초하고 프레스의 폭열림도를 수정하기 때문에 원하는 판폭을 신속히 얻을 수 있다.

(제9실시예)

또한 본 발명자들은 판두께 프레스시의 재료의 슬립의 발생에 대해 조사를 실시하였다. 그 결과, 슬립은 금형과 재료(열간 슬래브)의 접촉 개시시에 발생하고, 어느 정도 압하가 진행된 상태에서는 슬립은 발생하지 않는 것을 알았다. 여기서, 주조에서는 압하량이나 송출, 금형 테이퍼 각도에 의해 금형과 재료의 접촉 장소는 금형의 약 평행부(본 발명에서는 금형의 평행부와 전이영역중의 경사면각 5도이내의 부분을 맞추어 약 평행부라고 부른다)이기도 하고, 테이퍼부이기도 하다.

도 57은 금형의 접촉개시면이 테이퍼부일 때의, 접촉개시 시점에서 금형으로 움직이는 힘을 모식적으로 나타내는 것이다. 도 57에 있어서, P는 금형(61a, 61b)을 열간 슬래브(20)에 밀어붙이는 외력을, N은 열간 슬래브(20)으로부터 금형에 움직이는 반력을, f는 열간 슬래브와 금형간에 움직이는 마찰력을 나타낸다. 도 57에 있어서, 금형(61a, 61b)이 슬립되지 않고 주조를 계속하기 위해서는, 도 57의 마찰력 f가 압하력의 테이퍼 방향의 분력 P∥와 같게 되지 않으면 안된다. 그리고, 분력 P∥가 최대정지마찰력 μN을 초과하면 금형(61a, 61b)과 열간 슬래브(20)은 슬립하기 시작한다. 따라서, 슬립하지 않은 조건을 열간 슬래브(20)와 금형(61a, 61b) 사이의 마찰계수 μ 및 각도 θ를 이용하여 나타내면, μ≥tanθ가 된다. 또한 도 57에 있어서, H는 열간 슬래브(20)의 프레스 전의 판두께를, h는 열간 슬래브(20)의 프레스 후의 판두께를 나타낸다.

열간주조에서는, 주조면의 거칠기 때문에 재료와 금형의 접촉상태가 나쁘고, 또한 주조면에서 스케일이 발생하기 때문에 재료와 금형간의 마찰계수 μ는 낮게 된다. 따라서, 접촉개시면이 금형의 테이퍼부인 경우에는, 슬립의 발생빈도가 높아지게 된다.

그런데, 테이퍼부의 각도가 15도이하이고, 압하량이 크지 않은 경우, 또는 재료의 송출량이 적은 경우에는, 일단 금형의 테이퍼부에서 주조된 재료면을 다음 주기의 주조에서도 금형의 테이퍼부에서 접촉시키는 것이 빈번히 발생하기 때문에, 슬립하는 빈도가 높아진다.

또한, 발명자들의 실험에서는, 금형의 테이퍼부가 5도정도의 경사까지는 슬립은 발생하지 않았다. 이것은 압하력의 입구쪽 방향의 분력이 적기 때문이라고 추정된다. 그러나, 테이퍼부의 경사가 5도 이하이면, 재료와 금형의 길이방향의 접촉길이가 상당히 커지고, 하중증가나 주조와 수직방향(도의 경우는 폭방향)의 변형의 증가를 초래하기 위해 실용적이지 않다.

한편, 도 57에 대해서, 도 58과 같이 금형(61a, 61b)와 열간 슬래브(20)의 접촉개시면이 금형(61a, 61b)의 평행부(6a)인 때는, 압하력의 테이퍼부 방향의 분력이 움직이지 않기 때문에, 슬립은 발생하지 않는다. 또한, 발명자들의 실험결과에 의해, 금형(61a, 61b)의 평행부(6a)가 5도정도의 경사를 가져도 슬립이 발생하지 않기 때문에, 평행부(6a)로부터 테이퍼부(6b)로의 전이영역(6c) 중, 경사각이 5도 이내의 부분으로부터 접촉을 개시하여도 슬립은 발생하지 않는다.

또한, 금형의 평행부로부터 접촉하는 경우에는 마찰계수를 저감시켜서도 슬립이 발생하지 않기 때문에, 윤활제를 금형의 주가공면에 도포하여 하중저감을 도모하는 것에 상당히 효과적이다.

(구체예)

이하, 본 발명의 실시예를 도면을 참조하여 설명한다.

본 실시예에서는 도 4에 나타난 바와 같이 입구쪽의 테이퍼부가 1단의 금형을 이용한 경우를 나타낸다. 도 59는 이 1단의 금형을 이용한 경우의, 테이퍼각과 송출량과 압하량과의 관계를 나타낸다. 도 59에 있어서, (a)는 압하량이 50mm의 경우를, (b)는 압하량이 100mm의 경우를, (c)는 압하량이 150mm의 경우를 각각 나타낸다. 도 59의 화살표의 범위(곡선의 상측범위)이면, 프레스시에 슬립이 발생하지 않고, 안정하여 프레스가 가능하다. 또한, 송출량, 압하량이 일정하고 금형의 테이퍼 각도만을 변경한 경우를 생각하면 금형의 테이퍼 각도의 증가에 따라 프레스 하중은 감소하기 때문에, 도 59의 범위에서 프레스를 실시하여 프레스 하중의 저감이라는 효과도 있다.

또한, 본 발명의 범위내의 프레스 조건에서 윤활제를 상기 금형의 주가공면 중, 평행부, 테이퍼부, 주가공면 전체에 실시하여 마찰계수를 저감시킨 때의 하중저감효과를 조사한 결과, 평행부, 테이퍼부 및 주가공부면 전체에 있어서의 하중저감율은 각각 10%, 20%, 30%이었다. 이 때도, 슬립은 발생하지 않고, 프레스의 안정성을 유지하면서 윤활제에 의한 하중저감을 실시할 수 있다.

또한 상기 실시예에서는, 입구쪽 테이퍼부가 1단의 금형인 경우에 대해서 설명하였지만, 이에 한정되지 않고 예를 들어 도 8에 나타난 바와 같이 입구쪽의 테이퍼부(6b)가 2단의 경사를 갖도록 다단의 경사를 갖는 금형(6)에도 적용할 수 있다.

이상 상술한 바와 같이 본 발명에 따른 열간 슬래브의 주조방법에 따르면, 열간 슬래브와 금형의 접촉개시면을 테이퍼부와 평행부사이의 전이영역 및 평행부의 일부로서 주조하는 것에 의해, 특별한 금형가공하는 일없이, 프레스시에 슬립이 발생하는 것을 피할 수 있다. 따라서, 슬립 발생에 따른 조업상의 문제를 피할 수 있다. 또한 동일 압하량, 동일 송출량으로 금형의 테이퍼 각도를 본 발명의 범위 밖으로부터 서서히 증가시키는 것을 생각하면, 본 발명은 금형의 테이퍼 각도가 커지는 방향이기 때문에, 프레스 하중의 저감이 된다. 더욱, 금형표면에 특수한 가공을 실시할 필요가 없기 때문에, 금형가공비가 싸지고, 슬립 발생시에 필요한 복잡한 제어를 실시하지 않아도 좋다.

(제10실시예)

더욱 본 발명자들은 윤활제의 공급부위를 다양하게 변화시켜서 마찰계수를 다양히 변화시키고, 하중저감 효과 및 선진량 FW의 변화에 대해서 실험적으로 조사하였다. 즉, 금형 평행부(6a)만에 윤활제를 공급한 경우와, 금형 테이퍼부(6b)에만 윤활제를 공급한 경우와, 금형전면(6a, 6b, 6c)에 윤활제를 공급한 경우에 대해서 각각 하중 및 선진량 FW를 측정하였다. 그 결과를 하기 표 1에 나타내었다. 또한, 하기 표 1중에서 선진량비 FW/(FW+RW)에 의해 부여된 지수이다. 바꾸어말하면, 동일한 프레스 조건하에서 (FW+RW)의 값은 거의 일정하다.

표 1에서 알 수 있는 바와 같이, 금형테이퍼부(6b)의 윤활에 의한 하중저감 효과가 크지만, 평행부(6a)만의 윤활에서도 효과가 있다. 또한, 선진량 FW은 금형 테이퍼부(6b)를 윤활시키면 저하하지만, 금형 평행부의 윤활에서는 거의 변화하지 않음이 판명되었다.

윤활에 따른 하중저감, 선진량 변화

윤활부위	없음	테이터부만	평행부만	전면
하중저감효과	0%	20%	10%	30%
선진량비	0.42	0.35	0.40	0.33

이 이유는 프레스에 의한 면압이 금형 접촉면의 길이방향에 분포되어 있기 때문으로 추정된다. 그래서 슬래브 법을 이용한 해석에 의해 길이방향 면압분포를 구하였다. 그 결과를 도 61 (a)∼(d)에 각각 나타낸다.

도 61 (a)는 금형의 테이퍼부에만 윤활제를 공급한 경우(비교예의 방법)과무윤활의 경우에 대해 프레스시에 있어서의 면압 분포를 비교하여 나타내는 특성선도이고, 도 61 (b)는 금형의 평행부에만 윤활제를 공급한 경우(본 발명의 방법)과 무윤활의 경우에 대해 프레스시에 있어서의 면압분포를 비교하여 나타내는 특성선도이며, 도 61 (c)는 금형의 전면에 윤활제를 공급한 경우(종래의 방법)과 무윤활의 경우에 대해 프레스시에 있어서의 면압분포를 비교하여 나타낸 특성선도이다. 또한, 프레스 압력 조건은 금형의 출구쪽에서 약 8kgf/mm²(면압력)로 하였다. 또한, 평행부(6a)에 대한 테이퍼부(6b)의 경사각 θ를 12°로 하였다. 또한, 재료의 송출량 SD는 400mm로 하였다.

도 61 (a)∼(c)에 나타난 바와 같이, 면압은 재료 입구쪽 테이퍼부에서 증가된다. 그리고, 금형 평행부쪽의 중앙으로부터 테이퍼부의 가까운 곳에서 최대값을 갖고, 이 곳에서 재료속도가 금형속도와 일치한다. 즉, 중립점이 된다. 이 중립점에서 재료 출구쪽에서는 면압은 서서히 저하된다. 면압의 증가의 방법은 테이퍼부(6b)에서는 완만하지만, 평행부(6a)에서는 급격하다. 그리고 어느 것에서나 마찰계수가 낮은 편이지만, 증가 정도는 작아진다. 일반적인 테이퍼각 θ(10°∼15°)에서는 금형 테이퍼부(6b)의 접촉길이는 평행부(6a)의 접촉길이보다도 길어진다.

일반적인 금형(6)에서는 테이퍼부(6b)의 접촉길이가 평행부(6a)의 그것보다도 커지기 때문에, 금형 테이퍼부(6b)에서의 마찰계수를 변화시킨 때의 면압의 변화량이 커지지만, 이 경우에는 도 61 (a)에 나타난 바와 같이, 중립점이 출구쪽에서 이동하고, 선진량 FW이 작아진다. 한편, 금형평행부(6a)의 마찰계수를 저감시킨 때는 면압분포가 약간 작아지며, 도 61 (b)에 나타난 바와 같이 중립점의 위치는 별로 변화하지 않는다는 것이 판명되었다.

계속하여, 발명자들은 판두께 프레스 시에 있어서의 재료의 슬립 발생에 대해서 조사를 실시하였다. 그 결과, 재료의 슬립은 금형(6)과 열간 슬래브(20)와의 접촉이 개시한 때에 발생하고, 어느정도까지 압하가 진행된 상태에서는 열간 슬래브(20)는 발생하지 않게 되는 것이 판명되었다.

판두께 프레스에서는 금형 테이퍼부(6b)에 의해 프레스한 면을, 다음 공정이후에 있어서 금형평행부(6a)에 의해 프레스 하는 것으로 재료진행방향과 거의 평행하게 주조하게 된다. 이 때문에, 금형(1)과 재료(2)와의 접촉 개시장소는 압하량(H-h)이나 송출량 SD, 또는 금형 테이퍼각 θ에 따라 다양하게 변하게 된다.

도 60은 접촉개시면이 테이퍼부(6b)인 때의, 접촉 개시시점에서 금형(61)에 작용하는 다양한 힘을 기입한 모식도이다. 도 중에서 기호 P는 금형(61)을 열간 슬래브(20)에 밀어붙이는 압하력, 기호 N은 재료(슬래브(20))로부터 금형(61)에 작용하는 반력, 기호 f는 열간 슬래브(20)와 금형(61)과의 사이에 발행한 마찰력에 각각 상당한다. 금형(61)이 열간 슬래브(20)의 슬립을 발생시키는 일없이 프레스 주조를 계속하기 때문에, 마찰력 f가 압하력 P의 테이퍼 방향 분포 P∥와 같지 않으면 안된다. 이 경우에, 테이퍼 방향 분력 P∥이 최대 정지마찰력 μN을 초과하면 금형(61)에 대해 열간 슬래브(20)가 슬립하기 시작한다. 여기서, 열간 슬래브(20)가 슬립하지 않는 조건을 재료와 금형간의 마찰계수 μ 및 테이퍼 각도 θ를 이용하여 나타내면, μ≥tanθ의 관계가 성립된다.

열간주조에서는, 주조면의 거칠기 때문에 열간 슬래브(20)와 금형(61)의 접촉상태가 나쁘고, 또한 주조면에서 스케일이 발생하기 때문에 열간 슬래브(20)와 금형(61)간의 마찰계수 μ는 낮게 된다. 따라서, 접촉개시면이 금형의 테이퍼부(6b)인 경우에는, 슬립의 발생의 가능성이 있다.

테이퍼각 θ가 15°이하이고, 또한 압하량(H-h)이 큰 경우, 또는 열간 슬래브(20)의 송출량 SD가 적은 경우에는, 금형의 테이퍼부(6b)에서 주조된 재료면을 다음 공정의 프레스 주조에서도 금형의 테이퍼부(6b)에서 접촉시키는 경우가 많고, 슬립의 발생의 가능성이 있다. 그러나 접촉개시면이 아닌 금형 평행부의 마찰계수를 저하시켜서도 슬립 발생빈도가 변하지 않는다.

한편, 금형(61)과 열간 슬래브(20)와의 접촉개시면이 금형 평행부(6a)일 때는 압하력의 입구쪽 방향 분력(테이퍼 방향 분력 P∥)이 움직이지 않기 때문에, 금형평행부(6a)를 윤활시켜도 슬립은 발생하지 않는 것은 당연하다. 또한, 이 경우에는 접촉개시면이 아닌 금형 테이퍼부(6b)를 윤활시켜도 상관없다.

또한, 발명자들의 실험에서는, 금형 테이퍼부(6b)가 5°정도의 경사까지는 슬립은 발생하지 않았다(압하력의 입구쪽 방향 분력이 적기 때문이라고 추정한다). 따라서, 금형의 전이영역(6c)에 대해서는 테이퍼 각 θ가 5°이내의 부분이면 윤활시켜도 좋다.

또한, 본 발명은 판두께 프레스에만 한정되는 것이 아니라, 적어도 입구쪽 테이퍼부로 이루어지는 금형을 이용한 열간 재료의 주조(예를 들어 사이징 프레스등)에 있어서 일반적으로 사용가능하다는 것은 말할 것까지도 없다.

또한, 열간 슬래브의 주조에 이용되는 윤활제는 프레스시에 있어서의 금형/슬래브 간의 마찰계수를 저감시키는 특성을 갖는 것이라도 좋고, 예를 들어 흑연, 이산화몰리브뎀, 또는 그래파인트 등의 고체 윤활제를 광물유(글리즈)와 혼합한 혼합물 등을 이용하였다. 또한 마찰계수를 조정하기 위해 금형 표면에 홈 등을 형성하는 표면가공을 실시하면, 슬래브의 표면에 자국을 발생시키는 원인이 되기 때문에 바람직하지 않다.

윤활제의 금형으로의 도포방법에 대해서도, 프레스의 가장 가운데에 재료와 금형이 이간된 극간에 스프레이식으로 도포한거나 슬래브와 슬래브의 사이의 아이들링(idling)시에 도포하는 등 다양한 방법이 고려되지만 금형과 재료간의 평행부 마찰계수를 저하시키는데 충분한 윤활제가 도포가능하다면 문제는 없다.

상기 실시예에 따르면, 표 1에 나타난 바와 같이, 평행부(6a)만의 윤활을 실시해도 재료(2)의 슬립은 발생하지 않고, 하중은 약 10%나 감소가능한 한편, 선진량 FW은 거의 변하지 않기 때문에 열간 슬래블 효율적으로 판두께 프레스할 수 있다.

또한, 본 발명을 몇가지 바람직한 실시예에 의해 설명하였지만, 본 발명에 포함되는 권리범위는 이러한 실시예에 한정되지 않는 것임을 이해할 것이다. 반대로 본 발명의 권리범위는 첨부된 청구범위내에 포함된 모든 개량, 수정 및 균등물을 포함하는 것이다.

본 발명에 따르면 적어도 입구쪽 테이퍼부와 평행부로 이루어지는 주가공면을 갖는 금형을 이용하여 열간 슬래브를 주조할 시에, 금형의 평행부만에 윤활제를 공급하여 열간 슬래브와 금형과의 사이의 마찰계수를 저감시킴으로써, 열간 슬래브의 슬립 발생빈도를 높이는 일없이, 프레스 하중을 저감시킬 수 있고, 또한 원하는 선진량 FW을 확보할 수 있다.

Claims (27)

1. 시트바를 얻기 위해 연속 주조설비 등으로 주조된 열간 슬래브를 두께줄임 가공하는 조가공설비와, 상기 조가공설비에서 얻어진 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입을 얻는 마무리 압연기군과, 상기 열연 강테입을 권취하는 코일러를 이 순서대로 배치한 열연강판의 제조장치에 있어서, 상기 조가공설비가 두께줄임 가공수단의 적어도 일부로서 입구쪽의 경사부와 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용한 주조 가공수단을 갖는 것과, 상기 두께줄임 가공수단의 상류에 설치된 폭 압하수단을 구비하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조장치.
2. 시트바를 얻기 위해 연속 주조된 판두께 H의 슬래브를 두께줄임 가공하는 조가공을 실시하고, 이 시트바를 압연하여 소정의 판두께의 열연 강테입을 얻는 마무리 압연가공을 실시하며, 냉각 후 권취하는 열연강판의 제조방법에 있어서, 상기 조가공의 적어도 일부에 입구쪽의 경사부과 출구쪽의 평탄부를 구비한 한쌍의 금형을 이용한 판두께 방향의 압하율 r을 30% 이상으로 한 판두께 프레스 가공을 실시하는 것을 포함하는 것과, 이 판두께 프레스 가공 전에 재료에 대해 폭압하량=fn(r, H)의 식으로 결정되는 폭압하량 이상의 폭압하를 가하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법.
3. 연속 주조된 슬래브에 대해, 입구쪽에 경사부를 갖고 출구쪽에 평행부를 갖는 한쌍의 금형을 이용하여 판두께 방향으로 압하율을 30% 이상으로 하는 판두께 프레스 가공을 실시할 때, 슬래브 선단부에 대해서는 상기 금형의 평행부의 길이방향의 접촉길이 L을 슬래브의 입구쪽 판두께 0.2∼0.4배의 범위내로 하고, 이 판두께 프레스 가공후의 슬래브에 대해서 연속적으로 조압연을 실시하고, 계속하여 마무리 압연을 실시하여 열연강판을 얻는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법.
4. 연속 주조된 슬래브에 입구쪽에 경사부와 출구쪽의 평행부를 구비한 한쌍의 금형을 이용하여 판두께 방향으로 압하율이 0.5이상인 프레스 가공을 가하고, 그 때의 프레스 가공조건은 상기 금형의 경사부와 재료의 길이방향의 접촉길이 L, 송출량 f, 가공전의 판폭 W, 금형 평행부에 의해 가공된 체적 V, 출구쪽 판두께 h 및 압하 변형 ε에 의해 나타나는 하기 수학식 1 및 2를 만족하는 범위 내로 하고, 프레스 가공후의 슬래브에는 연속적으로 조압연을 실시하며, 계속하여 마무리 압연을 실시하여 열연강판을 얻는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스에 의한 열연강판의 제조방법:

   수학식 1

   εL<W<A

   수학식 2

   Vε/(Wfh)/B

   여기서, A, B는 정수이다.
5. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부 및 후단부 중의 적어도 한쪽을 예비성형하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
6. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 판두께 프레스에 의해 재료 선단부 및 후단부 중 적어도 한쪽에서 발생하는 비정상 폭변화량 △W 및 비정상 길이 △L를 △WH=f1(W, ε, Ldt), △WT=f2(W, ε, Ldt), △LH=g1(W, h, Ldt), △LT=g2(W, H, Ldt)를 이용하여 예측하고, 이 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부를 예비성형하도록 하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 방법:

   단, △WH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량,

   △WT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량,

   △LH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 길이,

   △LT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 길이,

   H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께,

   h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께,

   ε(=log(H/h)); 판두께변형,

   Ldt; 재료와 프레스 금형의 길이 방향 접촉길이,

   W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭.
7. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스의 폭조정 방향에 있어서, 미리 실질적으로 직사각형인 재료의 정상부의 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 방법.
8. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 판두께 프레스에 의해 생기는 정상부 판폭 분포량 dW 및 그 피치(pitch) dL을 dW=F(V, W, h, f, ε), dL=G(H, h, f)을 이용하여 예측하고, 그 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료 정상부의 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 방법:

   단, H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께,

   h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께,

   ε(= log(H/h)); 판두께변형,

   W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭,

   f; 판두께 프레스시의 실질적으로 직사각형인 재료의 송출량,

   V; 금형 평행부의 압하체적.
9. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부 및 후단부를 각각 예비성형함과 동시에, 실질적으로 직사각형인 재료의 정상부에 판폭에 분포를 부여하는 예비성형을 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 방법.
10. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해서 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결되는 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 판두께 방향으로 판두께 프레스하기 전에 상기 실질적으로 직사각형인 재료를 폭방향으로 압하하여 폭조정하는 판두께 프레스 방법에 있어서, 상기 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 선단부 및 후단부 중의 적어도 한쪽에서 발생하는 비정상 폭변화량 △W 및 비정상 길이 △L, 및 정상부의 폭분포 dW와 그 피치 dL을 △WH=f1(W, ε, Ldt), △WT=f2(W, ε, Ldt), △LH=g1(W, h, Ldt), △LT=g2(W, H, Ldt), dW=F(V, W, h, f, ε), dL=G(H, h, f)를 이용하여 예측하고, 이 예측에 기초하여 실질적으로 직사각형인 재료의 선단부를 예비성형하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 방법:

    단, △WH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △WT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 폭변화량, △LH; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 선단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, △LT; 판두께 프레스에 의해 직사각형인 재료 진행방향의 후단부에서 일어나는 예측 비정상 길이, H; 프레스 입구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, h; 프레스 출구쪽에서의 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께, ε(=log(H/h)); 판두께변형, W; 실질적으로 직사각형인 재료의 판폭, f; 판두께 프레스시의 실질적으로 직사각형인재료의 송출량, V; 금형평행부의 압하체적, Ldt; 재료와 프레스 금형의 길이방향 접촉길이, H; 재료 입구쪽 판두께, h; 재료출구쪽 두께.
11. 제5항 내지 10항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 폭조정을 가공중에 열림도 변경이 가능한 견압연기(vertical rolling mill)에서 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
12. 제11항에 있어서, 상기 견압연기에는 칼리버 롤(caliber roll)을 이용하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
13. 제5항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 폭조정을 판두께 프레스와 텐덤가능한 폭방향 프레스장치로 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
14. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결된 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형과, 이 금형에 실질적으로 직사각형인 재료를 공급하는 수단과, 상기 금형을 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께 방향으로 압하 구동시키는 판두께 프레스 장치와, 이 판두께 프레스 장치보다도 패스라인 상류측에 설치되고 가공중에 열림도 변경이 가능한 견압연기를 구비하고 있는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 장치.
15. 실질적으로 직사각형인 재료에 대해 적어도 입구쪽의 경사부와 그에 연결된 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형과, 이 금형에 실질적으로 직사각형인 재료를 공급하는 수단과, 상기 금형을 실질적으로 직사각형인 재료의 판두께 방향으로 압하 구동시키는 판두께 프레스 장치와, 이 판두께 프레스 장치보다도 패스라인 상류측에 설치되고 상기 판두께 프레스와 텐덤가능한 위치에 배치된 폭방향 프레스 장치를 구비하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스 장치.
16. 실질적으로 직사각형인 열간 슬래브의 판두께를 길이방향으로 순서대로 송출하면서 주조하여 판두께를 감소시키는 판두께 프레스 방법에 있어서,

    적어도 입구쪽 테이퍼부와 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형에 의해 프레스 전의 열간 슬래브의 판두께 H로부터 프레스 후의 판두께 h까지 두께를 감소시키는 주가공 공정과,

    상기 주가공면을 갖는 금형의 테이퍼부와 평행부와의 경계면에 있어서의 전이부에서 프레스되어야 하는 부위와 그 근방의 부위를 상기 주가공 공정보다 전에, 판두께 방향으로 두께 감소 프레스시키는 부가공 공정을 구비하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
17. 상기 부가공 공정에서는 재료의 송출량을 f, 프레스시의 재료 후진량을 BW로 한 경우에, 전이부에서 프레스되어야 하는 부위보다도 (0.9∼1.1)×f+(f-BW)×n (단, n은 정수)으로 결정되는 거리만큼 상류측의 부위를 판두께 방향으로 프레스하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
18. 제16항에 있어서, 상기 부가공 공정에 있어서 두께감소 프레스된 부위는 재료의 송출량을 f로 한 경우에, 상기 전이부로부터 (0.9∼1.1)×f만큼 상류측에 위치하는 부위이며, 상기 부가공 공정과 주가공 공정을 서로 번갈아가며 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
19. 제16항 내지 제18항 중 어느 한 항에 있어서, 주가공의 압하량에 대한 부가공의 압하량의 비를 r로 한 경우에, 상기 부가공의 압하량을 (H-h)×r(r≥0.025) 이상인 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
20. 제16항 내지 제18항 중 어느 한 항에 있어서, 주가공의 압하량에 대한 부가공의 압하량의 비를 r로 한 경우에, 상기 부가공은 주가공의 압하량이 (H-h)×(1-r)을 넘은 시점부터 개시되는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
21. 제20항에 있어서, 상기 주가공과 부가공을 동일한 금형을 이용하여 동시에 실시하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
22. 슬래브를 두께압하 프레스로 두께 압하시키고, 두께 압하 프레스 개방후, 폭압하 프레스로 폭압하하는 것을 특징으로 하는 슬래브 성형방법.
23. 슬래브를 두께 압하하는 두께 압하 프레스와, 이 두께 압하 프레스의 하류측에 설치되고 슬래브의 폭을 압하시키는 폭압하 프레스와, 두께 압하 프레스를 개방하고 있을 때 폭압하 프레스를 작동시키는 제어장치를 구비하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스장치.
24. 제23항에 있어서, 상기 폭압하 프레스의 하류쪽에 슬래브폭을 계측하는 폭계측기를 설치하고, 상기 제어장치는 폭계측기의 계측값이 소정의 값이 되도록 폭압하 프레스의 열림도를 조정하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스장치.
25. 열간 슬래브의 진행방향에 대해 입구쪽 방향으로 경사진 테이퍼부와 상기 테이퍼부와 연속하고 상기 진행방향과 평행한 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형을 이용하여 상기 열간 슬래브를 주조하는 판두께 프레스 방법에 있어서,

    상기 열간 슬래브와 금형의 접촉 개시면이 상기 테이퍼부와 평행부 사이의 전이영역 및 상기 평행부의 일부인 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
26. 제25항에 있어서, 상기 금형의 주가공면 중 적어도 열간 슬래브의 접촉면에 윤활제를 도포하는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.
27. 적어도 입구쪽 테이퍼부와 평행부로 이루어진 주가공면을 갖는 금형을 이용하여 열간 슬래브를 주조할 때, 금형의 평행부에만 윤활제를 공급하여 열간 슬래브와 금형 사이의 마찰계수를 저감시키는 것을 특징으로 하는 판두께 프레스방법.