WO2000053349A1

WO2000053349A1 - Dispositif et procede de fabrication de tole d'acier laminee a chaud et dispositif et procede de pressage de l'epaisseur de la tole, utiles dans ces procede et dispositif

Info

Publication number: WO2000053349A1
Application number: PCT/JP2000/001195
Authority: WO
Inventors: Takashi Nishii; Masao Mikami; Hajime Ishii; Kenichi Ide; Toshio Iwanami; Shirou Osada; Satoshi Murata; Sadakazu Masuda
Original assignee: Ishikawajima-Harima Heavy Industries Co., Ltd.; Nkk Corporation
Priority date: 1999-03-10
Filing date: 2000-03-01
Publication date: 2000-09-14
Also published as: ATE297266T1; TR200502555T1; DE60020673T2; DE60020673D1; TR200502554T1; US6722174B1; EP1145777A4; EP1145777B1; TR200100429T1; EP1145777A1

Description

熱延鋼板の製造装置および方法とこれに用いる板厚プレス装置および方法発明の背景

発明の技術分野

本発明は、連続錶造スラブのような長尺の材料を板厚方向にプレスする熱延鋼板の製造装置および方法とこれに用いる板厚プレス装置および方法に関する。関連技術の説明

1 . 熱延鋼板等の薄板の熱間圧延は、一般に、スラブ 2 0を粗圧延機 7により中間厚さに圧延し（この状態の圧延材をシートバーと呼ぶ）、その後、仕上圧延機 3で最終製品の厚さに圧延している。ここで、スラブ 2 0の寸法は、スラブ 2 0を加熱する加熱炉 1 3の寸法が上限となる。その結果、転炉 1杯分の鋼は、通常 1 0数本のスラブ 2 0に分割される。なお、本発明において、スラブを、必要に応じて熱間スラブ、又は単に材料と呼ぶ。

粗圧延機 7から出てくるシートバー 2 O Aは、通常の板の圧延と同様に、先後端部に夕ングゃフィッシュテールと呼ばれる形状不良部分が、程度の差はあるものの必ず生じる。ちなみに、「夕ング」とは端部の板幅中央部が舌状に突出した形状不良部をいい、「フィッシュテール」とは端部の板幅両端部が魚の尻尾状に突出した形状不良部をいう。タング及びフィッシュテールのいずれも正常部より幅が狭いので変形し易い。

これらの形状不良部分を放置しておくと次工程の仕上圧延機 3でさらに変形が進み、圧延トラブルの原因となるので、シートバー 2 O Aの段階で形状不良部分を切断除去する。この切断除去された部分（以下「クロップ」という）が長くなればなるほど製品歩留りが低下する。

仕上圧延機 3は、一般に数スタンドからなる連続圧延機であり、板厚の薄くなつた鋼帯に張力を付与した状態で圧延を行う。しかしながら、仕上圧延された熱延鋼板の先端部から 1 0 0 m前後の部分は、先端部がコイラ 5 a， δ bに到達するまでの期間、張力が作用しない状態で圧延される。また、この間、先端部は搬送ロールとの衝突や風圧による浮き上がり等により走行が不安定となるため、一般に定常状態（コイラ到達後）の半分近くまで、圧延速度を低下させて圧延せざるを得ない。

また、後端部についても、仕上圧延機 3の最終スタンドを出た後は、張力ゼロとなるため形状が劣化する。このような非定常部は、搬送中の温度低下や形状不良に伴う冷却の不均一等により、一般に材質および形状ともに定常部に比べて劣る。これらの材質および形状の不良、あるいは形状不良に伴う蛇行等に起因する圧延トラブルは、設備稼働率を低下させるので、歩留り低下の大きな阻害要因となる。

仕上圧延における歩留りの向上については、複数のシー卜バーを接続して仕上げ圧延を行う方法が開発されている。例えば、特開平 4一 8 9 1 0 9号公報には、先行するシー卜バーの後端部に後続のシー卜バーの先端部を順次接合して、複数のシートバーに対して連続的に仕上げ圧延を行う方法が提案されている。

この従来技術では、接合された前後端部についても、定常状態と同様の圧延が可能となるので、上記の先後端部（非定常部）の歩留りが向上する。また、先端部についても、定常状態（コイラ到達後）と同じ圧延速度で圧延することが可能となるので、圧延能率が向上する。さらに、複数のシートバーを接続して圧延するので、間欠的に圧延する場合よりも圧延能率が向上する。

これとは別に、複数のスラブの接合、あるいは連続錶造スラブの直接圧延等、長尺のシー卜バーを製造する方法も提案されている。複数のスラブを接合する方法としては、特開昭 5 7— 1 0 6 4 0 3号公報には、先行するスラブの後端部に後続のスラブの先端部を順次接合して、これら接合された複数のスラブを、ブラネタリミル群により連続的にシートバーに圧延する方法が提案されている。また、特開昭 5 9— 9 2 1 0 3号公報には、転炉 1杯分のスラブを大圧下圧延機によりシートバーとし、そのままコイルに巻取り、その後このシートバーのコィルを巻戻して仕上圧延を行う方法が提案されている。同様に、特開昭 5 9— 8 5 3 0 5号公報には、特殊な連続铸造機（ロータリキャス夕と呼ぶ）により高速錶造されたスラブを、圧延によりシートバ一とし、一旦巻取り巻戻し機の中に巻き取った後、仕上圧延を行う方法が提案されている。

これらの従来方法によれば、クロップの切断は、長尺のシートバーの先後端部だけでよく、個々のスラブ毎のクロップ発生がなくなるので、その分、歩留りが向上する。さらに、これらの方法では、仕上圧延においても、前述の複数のシー卜バーを接続して仕上げ圧延を行う方法と同様の効果が得られることになる。し力、し、これらの従来技術には、次のような問題点がある。

まず、特開平 4一 8 9 1 0 9号公報記載の方法では、複数のシートバーを接合するためには、シートバーの先後端部の形状不良部分を切断する必要がある。従つて、クロップ発生による歩留り低下の問題は、依然として解決されていない。さらに、シ一卜バーの接合部は、他の部分に比べて強度が低く、仕上圧延の最中に接合部で破断して、ライン停止を余儀なくされるおそれがある。また、シートバーの接合は実際には溶接により行われるため、接合部の組織が粗大化し、材質不良あるいは表面割れ発生の原因となる可能性もある。

また、特開昭 5 7 - 1 0 6 4 0 3号公報記載の複数のスラブを接合する方法では、接合するスラブは板厚が厚いため、短時間で完全に接合するのは困難である。また、仮に短時間で接合できたとしても、大圧下で圧延すると接合部に静水圧成分の他に、引張り応力が作用して接合面が剥離するおそれがある。そのため、圧下率を小さくする必要があり、粗圧延の能率が低下する。

さらに、特開昭 5 9— 9 2 1 0 3号公報、特開昭 5 9— 8 5 3 0 5号公報記載の連続铸造されたスラブを直接圧延する方法では、铸造速度の制限から、圧延の能率を低下させるという問題がある。铸造能力（単位時間当り重量）は、後者の公報によれば 1 O m p mの铸造速度が可能としているが、現実には操業上および品質上の観点から、このような高速の铸造に成功したという報告例はない。これらの従来技術のように、連続铸造されたスラブを直接圧延する方法では、錶造速度の制限から、粗圧延機の初段の圧延速度は、速くても数 mZm i n前後に抑えられる。これは、圧延機の口一ル回転数にすると 1 r p m ( l m i n" ¹ ) 前後となり超低速の圧延となる。その結果、圧延機のロールが 1 2 0 0 °C前後の高温の材料と長時間（数秒間）接触することになるため、ロールの表面割れや変形あるいは焼付きが発生するという問題がある。従って、小規模な場合はともかく、熱延鋼板の製造のように大規模かつ高温材料を対象とする設備においては実現困難である。また、シートバーをコイルに巻き取る方法では、通常の薄板の熱延工場に適用した場合、これらのシートバーのコイルは製品コイルの数個分を想定しており、 1 0 0 t近くの巨大なコイルとなる。その結果、巻取り装置等のコィリング設備が巨大化することが避けられず、設備コスト、工場のスペース等の観点から問題である。

2 . また熱間圧延鋼帯製造ライン（ホットストリップミル）や連続铸造直送圧延鋼帯製造ラインにおいては、加熱炉又は連続铸造機と粗圧延機との間にスラブを板厚方向にプレス鍛造する板厚プレス装置に設け、この板厚プレス装置により熱間スラブを目標板厚サイズまで板厚プレスし、引き続き粗圧延し、仕上圧延するようになっている。このような板厚プレス装置および方法は、例えば特開昭 6 1 - 2 3 8 4 0 1号公報ゃ特開平 2— 2 7 4 3 0 5号公報に開示されている。しかし、特開昭 6 1 - 2 3 8 4 0 1号の板厚プレスではスラブを幅圧下圧延した後に板厚ブレスするので、幅圧下圧延したスラブは板厚プレス時に幅戻りがしにくいという利点がある。しかし、この板厚プレスでは材料の先後端に対してどのような幅圧下を行うかが特定されていない。このような板厚プレスを用いてスラブを単純に先端部から後端部まで幅圧下圧延した後に板厚方向からブレスすると、図 1 ( b ) に示すようにスラブ先端部および後端部がフレア状に変形するので、これらを後工程で切断除去する必要があり、歩留まりが低下する。また、前者の板厚プレスでは、板厚プレス前に幅圧延したとしても板厚プレス時の圧下率が高ければ、幅圧延の有無にかかわりなく、板厚プレス後には定常部幅変動が発生する。さらに、この板厚プレスでは、先端コーナ一部の長手方向断面は幅圧延の有無にかかわらず、図 1 ( c ) に示すようなラップ（2枚折れ）やバルジが発生する。

一方、特開平 2— 2 7 4 3 0 5号の板厚ブレスは、スラブを幅圧下プレスした後に板厚プレスしているが、板幅、板厚プレスの圧下速度が圧延のそれに比べて非常に遅いので、スラブの温度降下が大きく実用的でない。

また、従来の熱間スラブの板厚プレス方法は、図 2 ( a ) 〜（d ) に示すように金型 6で板厚方向にプレスすると、一定の送り量 fでスラブ 2 0を送り、さらに後続部分を金型 6で板厚プレスし、これを一定の送り量 f で送ることを繰り返す。金型 6のブレス加工面は平行部 6 aとテ一パ部 6 bからなるものであり、通常は 1段テーパである。テーパ角 0が 1 0〜 1 5。（テーパ角は通常 1 2 ) の金型 6が多く使われている。このような金型 6をもつプレス装置によりスラブ 2 0を板厚プレスすると、図 2 ( b ) に示すように、プレス中にスラブ 2 0が長手方向の前方と後方に延び出す先進と後進が発生する。このような先進と後進を生じたスラブは、図 1 ( b ) に示すように、非定常部分にはフレア状の幅広がりが、定常部分には断続加工によるウエーブ状の幅分布が発生する。

従来の板厚プレス方法においては、テーパ角 0が小さいと幅広がり量が大きくなり、荷重も大きくなる傾向がある。この場合の幅分布 d W ( = W 一 W) は小さい。また、テーパ角を大きくすることで幅広がりの抑制、荷重増加の抑制が可能であるが、幅分布が大きくなること、およびブレス条件によってはブレス時の材料に滑りが発生して問題である。

また、複数の金型を持つタンデム式板厚プレス機を用いて、複数段階に分けて板厚を減肉することにより変形分散を行う手段もあるが、装置が複雑かつ高価になってしまう。

さらに従来、スラブの厚みを減厚する場合、水平ミルのロール間にスラブを通過させ、ロールによって圧下していた。しかし 1回のロールで圧下される厚みは少ないので、水平ミルを何段も設けたり、一つの水平ミルを往復動させるリバ一ス圧延が用いられてきた。しかし、このような方法では設備が大がかりになり、設置面積が大きくなり、かつ圧延中のスラブの温度低下も大きくなるので、ブレスにより厚みを一気に減厚する厚み圧下プレスが開発されている。しかし、一気に大きな減厚みを行なうと圧下された体積はスラブの幅方向に広がり、幅方向の成形も必要になる。

特開昭 6 1 - 2 3 5 0 0 2号公報には厚み圧下プレスの下流に縦型ロールを設け幅成形を行なう装置が記載されている。図 3はこの装置の基本的構成を示す図で、スラブ 2 0を挟んで上下に配置された金型 2 1 aをシリンダ 2 1 bで圧下する厚み圧下プレス 2 1と、この厚み圧下プレス 2 1の下流側に配置され、スラブ 2 0の両幅端に鍔付ロール 2 2 aを竪に配置し、幅方向に鍔付ロール 2 2 aを圧下するエッジャ一 2 2が設けられている。このエッジヤー 2 2の下流側に通常の圧延機 2 3が設けられている。かかる構成により、スラブ 2 0を厚み圧下プレス 2 1で圧下して減厚し、次にエッジャ一2 2により幅方向の拡張を修正する。ェッジャー 2 2による幅方向の圧下により幅端部の厚みが盛り上がるドッグボーンが発生するので、エッジヤー 2 2の下流側に配置された圧延機 2 3でこのドッグボーンを修正する。

板厚圧下プレス装置を設けた熱間圧延設備では、プレスによる圧下量が圧延機に較べて大きいため、スラブ等の被成形材は厚み圧下に伴い金型の四方に流動する。特に幅端部に注目すると、圧延に較べて大きな波型形状となる。この状態で下流側に設けられた圧延機群で圧延すると、この波型形状はさらに増幅されるため、従来は上記公報に記載のように、板厚圧下ブレスの下流に竪型ロールよりなるエッジャ一を配置し、幅端部の波型形状を修正していた。しかし、厚み圧下ブレスの圧下量が大きくなると、幅端部に生じる波型形状も大きくなり、エッジャ一では能力を大きくしても機能的に限界を越え、十分な修正ができない状態になつている。

3 . 更に、熱延鋼板は、通常、熱間スラブから圧延などにより製造されている。近年、熱間スラブに対し、材料入り側方向にテーパ部を持つ金型によって熱間スラブに鍛造を加える技術が開発されている。一例として、板厚ブレスのように板厚方向から鍛造する技術がある。

図 4は、熱間スラブの鍛造に使用される一般的な金型の一部の側面図を示す。なお、金型は熱間スラブを挟むように上下にそれぞれ配置された一対の金型からなるが、図 4では便宜上片側の金型のみを示している。

金型 6の側面は、材料送り方向と平行な平行部 6 aと、材料の進行方向に対して入側に傾斜したテーパ部 6 bと、平行部 6 a及びテーパ部 6 b間の遷移領域 6 cからなる主加工面となっている。ここで、前記平行部 6 aに対する前記テ一パ部 6 bの角度 0は、通常 1 0〜1 5度である。

次に、こうした金型を用いて熱間スラブを鍛造する方法について図 5 ( a ) 〜 ( c ) を参照して説明する。この方法は、金型を材料長手方向（進行方向）に対し垂直方向、つまり材料の板厚方向隙間を周期的に変化させて材料から鍛造する方法である。

まず、図 5 ( a ) に示すように金型 6を熱間スラブ 2 0の進行方向に対し垂直方向に配置した後、熱間スラブ 2 0を金型 6側に送る（nパス目ブレス前）。次に、図 5 ( b ) に示すように金型 6により熱間スラブ 2 0をブレスする（nパス目プレス中）。つづいて、図 5 ( c ) に示すように熱間スラブ 2 0から金型 6を離した後、熱間スラブ 2 0を所定量送る（（n + 1 ) パス目プレス前）。なお、図 5 ( b ) 中、 Hはプレス前の熱間スラブ 2 0の板厚、 hはプレス後の熱間スラブ 2 0の板厚をそれぞれ示す。

また、図 5の方法以外に、フライング夕イブのように材料がブレス中も連続的に長手方向に移動しており、材料との相対速度を小さくするため金型が長手方向に移動するものもある。

しかし、上述した鍛造方法では、ブレス時にスリップが発生することがあり、操業上問題となっている。つまり、図 6 (A ) に示すようにブレス前の状態からブレスする際、図 6 ( B ) に示すように熱間スラブ 2 0が圧下されず後退するという現象が生じていた。ところで、スリツフが発生すると、熱間スラブ 2 0が規定の送り量分の加工を受けないことになるため、プレス回数を増やさざるを得ず、操業能率が低下する。また、熱間スラブ 2 0の表面にはスリッブの痕が残るため、製品の表面品質を低下させる原因ともなる。

実開平 5— 5 2 0 1号には、スラブ側面に接する金型表面に溝や突起、穴加工を施すなどして摩擦係数を増加させ、スリップを抑制するプレス用金型について開示されている。しかし、この考案の場合、金型の加工に費用がかかったり、溝が摩耗すれば金型が使えなくなるため金型の交換頻度が高くなるといった問題があった。また、材料表面に金型表面の溝や突起が転写するため、特に板厚方向から鍛造を行う場合、疵の原因となりやすいという問題があつた。

特開平 9一 1 2 2 7 0 6号には、プレス荷重や搬送ロールの送り量からスリッブを検出し、スリッブが発生したときに規定の送り量となるように材料の搬送をやり直すサイジングプレスのスリップ検出方法が開示されている。しかし、この発明の場合、板厚方向からの鍛造に際し、材料表面に対し何らかのダメージは避けられないという問題があった。

また、従来の板厚プレス鍛造は、図 5 ( a ) 〜（c ) に示したように、熱間スラブ 2 0を送りながら金型 6を材料長手方向（進行方向）に対して直交する方向 (すなわち材料の板厚方向）の間隙を周期的に変化させて熱間スラブ 2 0の板厚から製品の板厚まで鍛造する。ただし、フライングタイプのように熱間スラブ 2 0がプレス中も連続的に長手方向に移動しており、熱間スラブ 2 0との相対速度を小さくするために金型 1が長手方向に移動するものもある。金型 6により熱間スラブ 2 0をブレスすると、図 5 ( b ) に示すように熱間スラブ 2 0は長手方向上流端側（金型入側）と下流端側（金型出側）とにそれぞれ延び出す。これら両端部における材料の延び出し量をそれぞれ後進量 R Wおよび先進量 F Wと呼んでいる。

従来の方法ではサイジンダフレスに関して荷重低減および変形の均一化を図るために、テ一パ部 6 bから平行部 6 aに至るまでの金型全面にわたって潤滑剤を供給し、熱間スラブ 2 0に対する金型 6の摩擦係数を低下させ、荷重を低減させている。

しかし、従来の方法においては金型 6と熱間スラブ 2 0との間に滑りを生じてしまい、材料を効率的にブレスすることができない。また、摩擦係数を下げると先進量 F Wが小さくなり、ブレス回数が増えて生産効率が低下するという問題もある。

さらに、上述の従来方法を用いて材料の板幅全面にわたる板厚歪が 0 . 5以上となるような大圧下量の板厚プレスを行うことも可能ではあるが、板厚ブレス時に過大な負荷が圧延機にかかる。例えば、軟鋼スラブを板厚 2 5 0 mm (又は 2 5 6 mm) から板厚 1 0 0 mmまで鍛造する場合について発明者らが試算したところによると、圧延機に対して単位幅（1 mm) あたりの荷重（幅荷重）で約 5 トンという過大な負荷がかかることになる。これを幅 l mの熱延スラブにあてはめて換算すると約 5 0 0 0 トンもの荷重が発生し、プレス圧延機に非常に大きな負荷がかかる。このような過大な負荷の下で使用されるとプレス圧延機の故障頻度が高くなり、その寿命が短くなる。発明の要約

1 . 本発明は上述した様々な課題を解決するためになされたものである。すなわち、本発明の第 1の目的はシートバーやスラブの接合をすることなく、長尺のシ一卜バーを製造することが可能な板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法および製造装置を提供することにある。

上記第 1の目的を達成するため、本発明の請求項 1に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造装置は、連続铸造設備等で铸造された熱間スラブをシー卜バーに減厚加工する粗加工設備と、該粗加工設備で得られたシー卜バーを圧延して所定の板厚の熱延鋼帯とする仕上圧延機群と、該熱延鋼帯を巻き取るコイラをこの順に配置した熱延鋼板の製造装置であって、前記粗加工設備が減厚加工手段の少なくとも一部として入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いた鍛造加工手段を有することと、前記減厚鍛造加工手段の上流に設けられる幅圧下手段と、を具備することを特徴とする。

また本発明の請求項 2に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法は、連続铸造された板厚 Hのスラブを、シートバーに減厚加工する粗加工と、このシ一トバ一を圧延して所定の板厚の熱延鋼帯とする仕上げ圧延加工を行い、冷却した後に巻き取る熱延鋼板の製造方法であって、前記粗加工の少なくとも一部に入側の傾斜部と出側の平坦部とを備えた一対の金型を用いた板厚方向圧下率 rを 3 0 %以上とした板厚プレス加工を含むことと、この板厚ブレス加工の前に材料に対して下式で決定される幅圧下量以上の幅圧下を加えることを特徴とする。

幅圧下量 = f n ( r， H)

本発明は、連続錶造されたスラブについて、粗圧延の前段の圧延を行う代りに板厚方向のプレスを行う。この場合の板厚方向圧下率 rは、铸造欠陥等の内部欠陥の発生率の観点から 0 . 3以下とする。

次に、図 4に示す入側のテ一パ部 6 bと出側の平行部 6 aとを備えた上下一対の金型 6を用いて板厚プレス加工を行うが、金型 6の入側にテーパ部 6 bを設けているのは、金型 6の端部で材料の表面に段差が生じないようにするためである。金型入側のテーパ部 6 bと接触する材料は、圧下率 rが平行部 6 aの 0 . 3以上から非接触部のゼロ（r = 0 ) まで連続的に変化するので、段差発生による表面割れ等のトラブルを防止することができる。

ところで、材料が板厚プレス加工によって減厚されたとき、材料の板厚方向に圧下歪が分布する。平面歪状態である板幅中央部の方が分布が大きく、幅方向にも変形する平面歪状態である板端部では分布は小さい。したがって、内質改善効果を圧下歪分布の最大値で評価すると板端部は内質改善効果が小さい。

したがって板厚ブレス加工の前に、幅方向圧下を行い、板端部にドッグボーンと呼ばれる板厚の盛り上がりを形成させるとともに、板端部の板厚を増加させてから板厚プレス加工を行うことにより、板端部の圧下歪を増加させて板中央部と同等の内質改善効果を与えることができる。

また、本発明の請求項 3に係る板厚ブレスによる熱延鋼板の製造方法は、連続铸造されたスラブに対して、入り側に傾斜部を有し出側に平行部を有する一対の金型を用いて、板厚方向に圧下率を 3 0 %以上とする板厚プレス加工を施す際に、スラブ先端部については、前記金型の平行部の長手方向の接触長さ Lをスラブの入側板厚の 0 . 2〜0 . 4倍の範囲内とし、この板厚プレス加工後のスラブに対して、連続的に粗圧延を施し、引き続き仕上圧延を施して熱延鋼板とすることを特徴とする。

本発明においては、連続錶造スラブについて、粗圧延の前段の圧延を行う代りに板厚方向のブレスを行う。この板厚ブレスの圧下率は、铸造欠陥等の内部欠陥の発生率の観点から 3 0 %以上とする。このように圧下率を 3 0 %以上とすることにより内部欠陥の発生率を 0 . 0 1 %以下に抑えることが可能になる。

ところで、板厚プレス加工においてもロール圧延加工と同様に、材料の端部、特に先端部において板厚中央部が表裏面よりも前方へ突出し（バルジ 2 8の発生）、あるいは陥没して端部の外面が重なり合う（ラップ 2 7の発生）。このように変形した部分は、粗圧延後のシ一卜バーの段階で、クロップとして切断して除去する必要がある。特に、図 1 6 ( a ) に示すように熱間スラブ 2 0の先端部にラップ 2 7が発生している場合は、二枚板の原因となるので、これを完全に除去する必要がある。

本発明者らは、熱間スラブの先端部の変形について鋭意研究したところ、先端部の変形挙動は板厚プレスの加工条件によって変化することを見い出した。先ず、全体的な傾向としては、金型テーパ部 6 bがスラブ先端部に接触した場合は図 1 6 ( a ) に示すラップ 2 7の発生率が高くなり、金型平行部 6 aがスラブ先端部に接触した場合は、図 1 6 ( c ) に示すようにラップ 2 7およびバルジ 2 8の両方が発生する場合があることが判明した。

さらに本発明者らは鋭意研究した結果、ラップ 2 7の大きさ（スラブ長手方向の長さ）もバルジ 2 8の大きさも、図 1 5に示す金型平行部 6 aと接触するスラブ先端部の長さ L (以下「接触長し」という）を用いて整理できることが判明した。すなわち、図 1 7に示すように、ラップ 2 7は接触長 Lが短い領域において発生し易く、接触長 Lの増加に伴い、その発生頻度および大きさが減少していく。これに対して、バルジ 2 8は、接触長 Lの増加に伴い、その発生頻度および大きさが増加していく。従って、接触長 Lを適切に設定することにより、ラップ 2 7 およびバルジ 2 8の発生頻度を低いレベルに抑制することができ、また、これら非定常変形部分の大きさ（パスライン方向の長さ）を低く抑えることができる。さらに本発明者らは鋭意研究した結果、スラブ先端部の変形は、接触長 Lの他にも、熱間スラブ 2 0の板厚 Hにも強く依存していることが判明した。本発明者らはこれらの知見に基づき接触長 Lと板厚 Hを用いてスラブ先端部の変形（ラッブ 2 7とバルジ 2 8 ) の大きさを推定する本発明方法を完成することができた。その結果を図 1 7に示す。図 1 7は、横軸に接触長と板厚との比 L ZHをとり、縦軸にラップ長 L 1およびバルジ長 L 2をとつて、接触長 Lおよび板厚 Hがラッブ長 L 1およびバルジ長 L に及ぼす影響について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白三角はラップ 2 7が発生したものを表わし、白四角はバルジ 2 8が発生したものを表わす。また、図中の曲線 Eはバルジ 2 8の多発領域を最小二乗法によりまとめた特性線を示し、曲線 Fはラップ 2 7の多発領域を最小二乗法によりまとめた特性線にあたる。

図 1 7から明らかなように、板厚 Hに対する接触長 Lの比率 L ZHが小さくなるとラップ 2 7の寸法 L 1が長くなり、逆に比率 L /Hが大きくなると、バルジ 2 8の寸法 L 2が長くなる。中間の領域では、ラップ 2 7あるいはバルジ 2 8が発生するが、これは材料の温度分布のバラツキによるものと推察される。この中間の領域で、ラップ 2 7とバルジ 2 8の双方の発生頻度が低くなる範囲を図 1 7から求めると、比率 L ZHが 0 . 2以上、 0 . 4以下の範囲となる。これに基づき本発明の製造方法においては、比率 L ZHが 0 . 2〜0 . 4の範囲内となるようにスラブ先端部の板厚プレス加工を制御する。

また、比率 L ZHがゼロの場合、即ちスラブ 2 0の先端部が金型平行部 6 aと接触せず、テ一パ部 6 bと接触する場合は、ラップ 2 7の発生頻度が高くなる。実作業においても、スラブ先端部の金型の傾斜部と接触すると、ロール圧延加工における嚙み込み不良と同様に熱間スラブ 2 0がスリップして、プレス作業が円滑に進まないので好ましくない。このように作業性の観点からも本発明方法のように比率 L /Hを 0 . 2〜0 . 4の範囲内とすることは好ましい結果が得られる。また、本発明では、ブレス条件によりスラブの先端部の変形を制御できるので、粗圧延より良好な形状が期待できる。一般に、圧延後のスラブの先端部の形状は、スラブの温度分布により大きく変化し、スラブのコーナ部が過熱状態にある場合はラップ 2 7が発生し、これとは逆にスラブの表面温度が低下した場合はバルジ 2 8が発生することを回避できない。そこで、本発明では、スラブ 2 0のコーナ部が過熱状態にある場合は、接触長 Lを長めに設定し、ラップ 2 7の発生を抑制するとともにラップサイズ L 1を小さく抑える一方で、スラブ 2 0の表面温度が低下した場合は、接触長 Lを短めに設定し、バルジ 2 8の発生を抑制するとともに、そのバルジサイズ L 2を小さく抑える。

さらに本発明の請求項 4にかかる板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法は、連続铸造されたスラブに、入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いて、板厚方向に圧下率が 0 . 5以上のプレス加工を加え、その際のプレス加工条件は、前記金型の傾斜部と材料の長手方向の接触長さし、送り量 f 、加工前の板幅 W、金型平行部により加工される体積 V、出側板厚 h及び圧下歪 εにより表される下記の不等式をともに満足する範囲内とし、ブレス加工後のスラブには連続的に粗圧延を施し、引き続き仕上圧延を施して熱延鋼板とすることを特徴とする。

ε L /W<A ( 1 )

V ε / (W f h ) < B ( 2 ) ここで、 A, Bは定数である。

この発明は、連続銪造されたスラブについて、粗圧延の前段の圧延を行う代りに板厚方向のブレスを行う。この場合の圧下率は、铸造欠陥等の内部欠陥の発生率の観点から 0 . 5以上とする。この内部欠陥の発生率は後述のように、高い品質を得るために 0 . 0 0 1 %とすることが望ましい。本発明では圧下率を 0 . 5 以上とすることにより、内部欠陥の発生率を 0 . 0 0 1 %以下に抑えている。次に、入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いてプレス加工を行うが、金型の入り側に傾斜部を設けているのは、金型の端部で材料に段差が生じないようにするためである。金型の入り側の傾斜部と接触した部分は、圧下率が平坦部の 0 . 5以上から非接触部の 0まで連続的に変化するので、段差発生による表面割れ等のトラブルが防止できる。

ところで、プレス加工により材料の板幅が増加するので、その増加量をできるだけ抑えることが望ましい。板幅の増加量に及ぼす要因について、鋭意検討した結果、材料が金型の傾斜部と接触する部分の縦横比、即ち長手方向の接触長さ L と板幅 W (加工前の値）の比 L ZWの影響が大きいことを突止めた。板幅の増加量は、後述のようにこの比 L ZWと圧下歪 εの積によりほぼ整理できることが分つた。結局、板幅の増加量を所定値に抑えるには、この値 £ L /Wを一定値 Α以下とすればよいことになる。これを式で表すと、前述の式（1 ) のようになる。また、板幅を長手方向について見ると、金型と接触した位置の違いにより、多少の変動があることを見出した。この板幅の変動についても、影響する要因を調ベたところ、金型の平坦部による加工状況と関係があることを見出した。その結果、板幅の変動は、平坦部のみによる圧下歪と全体としての圧下歪に比例することが分った。

平坦部のみによる加工歪は、平坦部により加工された部分の加工量と、加工後の板厚 hの比で見積ることができる。この加工量は、平坦部により加工された部分の体積 Vとその面積の比により平均値として表される。平坦部により加工された部分の面積は、板幅 Wと送り量 f の積であるから、平坦部により加工された部分の加工量は、 VZ (W f ) と表される。

これより、平坦部のみによる加工歪は、 VZ (W f ) / h、あるいは V/ (W f h) となる。板幅の変動量は、後述のようにこの比 VZ (W f h ) と圧下歪 ε の積 V s/ (Wf h) によりほぼ整理できることが分った。結局、板幅の変動量を所定値に抑えるには、この値 Vs/ (Wf h) を一定値 B以下とすればよいことになる。これを式で表すと、前述の式（3) のようになる。

2. また、本発明の第 2の目的は、（1) 先後端部にフレアが生じるのを有効に防止することができ、定常部幅分布を防止でき、材料先端コーナー部のラップ (2枚折れ）を有効に防止することができ、（2) 材料を高い圧下量でプレスする場合であっても、幅分布 dwを最小限に抑制することができ、プレス時の荷重増大を抑制することができ、（3) 厚み圧下の大きなブレスを用いてもスラブの幅方向の拡張を修正することができる板厚プレス装置および方法を提供することを目的とする。

図 1 (a) に示すスラブ 20を板厚プレスすると、一定区分ずつ圧下する断続加工となるため、図 1 (b) に示すようにスラブ先後端部 20 aがそれぞれフレァ状に変形する。また、スラブ先端部の長手方向断面の幅中央部は図 1 (c) に示すようにブレス条件によりバルジあるいはラップ（2枚折れ）となる。これらの変形防止はプレス条件を調整することによりある程度は可能であるが、先後端のコーナー部分はどのようなプレス条件であっても図 1 (c) の右側の図に示すようにラッブ状態となり、後工程で必ず切断除去しなければならない。

そこで、本発明者らは非定常部における変形発生メカニズムについて鋭意研究した結果、以下に述べる本発明を完成させるに至った。

すなわち第 2の目的を達成するため、本発明の請求項 5に係る板厚プレス方法は、略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚ブレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記略矩形材料の先端部および後端部のうちの少なくとも一方を予成形することを特徴とする。

また本発明の請求項 6によれば、この場合に、板厚プレスにより材料先端部および後端部のうちの少なくとも一方に生じる非定常幅変化量 Δ\νおよび非定常長 ^ P TJP000

さを下式を用いて予測し、この予測に基づき略矩形材料の先端部を予成形するようにしてもよい。

△ WH= f 1 (W, c , Ld t) , AWT= ί' 2 (W. c , L d t ) Δ LH= 1 (W, h, Ld t) , Λ LT = g 2 (W, H, Ld t) ただし、 AWH；板厚プレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常幅変化量、 AWT；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常幅変化量、 Δ LH；板厚プレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常長さ、 ALT；板厚ブレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常長さ、 H；プレス入側での略矩形材料の板厚、 h ；ブレス出側での略矩形材料の板厚、 ί (- 1 o g (H/h) ) ；板厚歪、 Ld t ；材料とブレス金型の長手方向接触長さ、 W；略矩形材料の板幅をそれぞれ表わす。

更に、請求項 7によれば、あらかじめ略矩形材料の定常部の板幅に分布を与える予成形をしておいてもよい。

また、請求項 8によれば、板厚ブレスにより生じる定常部板幅分布量 dWおよびそのピッチ d Lを下式を用いて予測し、その予測に基づき略矩形材料定常部の板幅に分布を与える予成形を行うようにしてもよい。ただし、 dW= F (V, W, h , f , c ) , tl L = G (H, h , f ) 、 H；プレス入側での略矩形材料の板厚、 h；プレス出側での略矩形材料の板厚、と (= 1 o g (H/h) ) ；板厚歪、 W；略矩形材料の板幅、 f ；板厚ブレス時の略矩形材料の送り量、 V ；金型平行部の圧下体積をそれぞれ表わす。

また、請求項 9によれば、前記略矩形材料の先端部および後端部をそれぞれ予成形するとともに、略矩形材料の定常部に板幅の分布を与える予成形を行うようにしてもよい。

また、請求項 10によれば、前記板厚プレスにより略矩形材料の先端部および後端部のうちの少なくとも一方に生じる非定常幅変化量 Δ Wおよび非定常長さ Δ し、および定常部の幅分布 dWとそのピッチ d Lを下式を用いて予測し、その予測に基づき略矩形材料の先端部および後端部をそれぞれ予成形し、かつ、略矩形材料定常部の板幅分布を与える予成形をするようにしてもよい。

ただし、 AWH= f l (W. c , Ld t) , AWT= f 2 (W, ε , Ld t) Δ LH=g 1 (W, h, L d t ) , Δ LT=g 2 (W, H, L d t ) dW=F (V, W, h, f , a )

d L = G (H, h, f ) であり、かつ、

AWH；板厚ブレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常幅変化量、 Δ\'νΤ；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常幅変化量、 ALH；板厚プレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常長さ、 ALT；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常長さ、 H；プレス入側での略矩形材料の板厚、 h ；プレス出側での略矩形材料の板厚、 _£ (= 1 o g (H/h) ) ；板厚歪、 W ;略矩形材料の板幅、 f ；板厚ブレス時の略矩形材料の送り量、 V；金型平行部の圧下体積、 Ld t ；略矩形材料とプレス金型の長手方向接触長さ、 H ;材料入側板厚、 h ;材料出側板厚である。

請求項 1 1、 12によれば、上記の幅調整を、加工中に開度変更が可能な竪圧延機で行うようにしてよく、この場合には力リバロ一ルを用いることが好ましい。請求項 1 3によれば、上記の幅調整を、板厚ブレスとタンデム可能な幅方向ブレス装置で行うようにしてよく、この場合には板厚と板幅を連続して成形できる。

本発明の請求項 14に係る板厚プレス装置は、略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型と、この金型に略矩形材料を送給する手段と、前記金型を略矩形材料の板厚方向に圧下駆動させる板厚プレス装置と、この板厚プレス装置よりもパスライン上流側に設けられ、加工中に開度変更が可能な竪圧延機と、を具備することを特徴とする。

また本発明の請求項 15に係る板厚プレス装置は、略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型と、この金型に略矩形材料を送給する手段と、前記金型を略矩形材料の板厚方向に圧下駆動させる板厚プレス装置と、この板厚プレス装置よりもパスライン上流側に設けられ、該板厚ブレス装置とタンデム可能な位置に配置された幅方向プレス装置と、を具備することを特徴とする。

さらに本発明の請求項 16に係る板厚プレス方法は、略矩形の熱間スラブの板厚を、長手方向に順に送りながら鍛造して減肉する板厚プレス方法であって、少なくとも入側テーパ部と平行部からなる主加工面をもつ金型によってブレス前の熱間スラブの板厚 Hからプレス後の板厚 hまで減肉する主加工工程と、前記主加工面をもつ金型のテーパ部と平行部との境界にあたる遷移部でプレスされるべき部位とその近傍の部位とを、前記主加工工程よりも前に、板厚方向に減肉プレスする副加工工程と、を具備することを特徴とする。

なお、請求項 1 7によれば、上記副加工工程では、材料の送り量をブレス時の材料後進量を B Wとした場合に、遷移部でブレスされるべき部位よりも下式で決定される距離だけ上流側の部位を板厚方向にブレスすることが好ましい。

( 0 . 9〜 1 . 1 ) X f + ( f — B W) X n

ただし、 nは正の整数である。

また、請求項 1 8によれば、副加工工程において減肉ブレスされる部位は、材料の送り量を f とした場合に、遷移部から（0 . 9〜 1 . 1 ) X f だけ上流側に位置する部位であり、副加工と主加工とを交互に行うことが好ましい。

また、請求項 1 9によれば、主加工の圧下量に対する副加工の圧下量の比を r とした場合に、上記副加工の圧下量を（H— h ) X r ( r≥0 . 0 2 5 ) 以上とすることが好ましい。

さらに、請求項 2 0によれば、主加工の圧下量に対する副加工の圧下量の比を rとした場合に、上記副加工は主加工の圧下量が（H— h ) X ( 1 一 r ) を越えた時点から開始することが望ましい。また、請求項 2 1によれば、上記主加工と副加工とを同一の金型を用いて同時に行う。これにより、金型数を低減できる。さらに上記第 2の目的を達成するため、請求項 2 2の発明では、スラブを厚み圧下プレスで厚み圧下し、厚み圧下プレス開放後、幅圧下プレスで幅圧下する。厚み圧下ブレスでスラブを減厚し、次に幅圧下ブレスでスラブの幅方向を圧下する。幅圧下ブレスは圧下能力を大きくすることができるので幅方向の波型の拡張変形が大きくても修正することができる。また、厚み圧下ブレスで圧下していない時に幅圧下ブレスを作動させることにより、両プレスの動力源の容量を容量の大きい厚み圧下プレスの容量とすることができる。

また請求項 2 3の発明では、スラブを厚み圧下する厚み圧下ブレスと、この厚み圧下プレスの下流側に設けられスラブの幅を圧下する幅圧下プレスと、厚み圧下プレスを開放しているとき幅圧下ブレスを作動させる制御装置と、を備える。スラブを先ず厚み圧下ブレスで圧下して減厚する。この厚み圧下によりスラブ体積が四方に流動し、幅方向には波型の拡張変形が生じる。これを厚み圧下プレスで直線状にしかつ所定の幅になるように圧下する。制御装置は厚み圧下ブレスと幅圧下プレスを交互に作動させ、両プレスが同時に作動しないようにして、両プレスの動力源の容量を少くする。

請求項 2 4の発明では、前記幅圧下プレスの下流側にスラブ幅を計測する幅計測器を設け、前記制御装置は幅計測器の計測値が所定の値になるよう幅圧下プレスの開度を調整する。

制御装置は、幅圧下ブレスの金型間の間隔を示す開度を設定し幅圧下プレスを制御するが、その設定値を幅圧下したスラブ幅の計測値に基づき絶えず修正して所定のスラブ幅となるように制御する。スラブの幅は圧下したときの金型の間隔よりも膨張する。この膨張量はスラブの温度や材質、スラブ厚み圧下前のスラブの幅、厚み圧下量等により変化するので、これらの条件とスラブ幅計測値に基づき、所定のスラブ幅となるような開度を予測して幅圧下プレスに指示する。この予測を行なうに当たり、これまでの予測と計測値との関係を学習し予測を行なう学習演算機能を制御装置は用いる。

3 . 更に、本発明の第 3の目的は、（1 ) 熱間スラブと金型の接触開始面を、テーパ部と平行部間の遷移領域及び平行部の一部として鍛造することにより、特別な金型加工することなく、プレス時にスリップが発生するのを回避しえ、（2 ) 板厚ブレス等の、入り側テーパ部および略平行部からなる主加工面を持つ金型を用いた熱間スラブの鍛造において、所望の先進量 F Wを確保するとともに、金型と材料との間での滑り発生頻度を低減することができ、かつ、プレス圧延機にかかる負荷を低減することができる板厚プレス方法を提供することにある。

上記第 3の目的を達成するため、請求項 2 5に係る本発明は、熱間スラブの進行方向に対し入側方向に傾斜したテ一パ部と該テーパ部と連続し前記進行方向と平行な平行部からなる主加工面を持つ金型を用いて前記熱間スラブを鍛造する方法において、前記熱間スラブと金型の接触開始面が、前記テーパ部と平行部間の遷移領域及び前記平行部の一部であることを特徴とする熱間スラブの製造方法である。

また請求項 2 6に係る本発明において、前記金型の主加工面のうち少なくとも熱間スラブとの接触面には潤滑剤を塗布することが好ましい。

これは、金型の平行部から接触する場合には摩擦係数を低減させてもスリップが発生しないため、潤滑剤を用いることにより荷重低減を図ることにより非常に効果的であることに基づく。ここで、潤滑剤としては、例えば黒鉛や二硫化モリブデン、グラフアイト等の固体潤滑剤を鉱物油（グリース）と混合したもの、鉱物油単独等、摩擦係数を低下させる作用を持つ熱間潤滑剤であれば種類を問わなレ潤滑剤を塗布する箇所は、上記のように金型の主加工面のうち少なくとも熱間スラブとの接触面に施せばよいが、金型の長手方向及び Z又は幅方向の一部でも全体にわたって施してもよい。なお、金型表面の溝加工等で摩擦係数を変化させることは、金型表面が材料に転写し疵の原因となり得るため望ましくない。また、潤滑剤の塗布方法としては、例えば金型のテ一パ部については、材料を鍛造して一旦金型のギヤップを開き、次パスの鍛造に向けて規定量だけ材料を移動させている（送っている）に、材料の入側方向から金型のテーパ部に向けてノズルで潤滑剤を噴射することにより行う。一方、金型の平行部については、材料の出側方向から同様にして塗布する。同様に、金型の幅方向の端部から潤滑剤を噴射することにより、金型のテ一パ部、平行部の両方に潤滑剤を塗布することが可能である。

本発明において、鍛造された材料は入出側方向に伸びるため、金型の平行部はプレス時の送り量以上の長さを持つことが望ましい。また、本発明は、熱間スラブ先端から定常部を経て後端までのプレスのうち、特に定常部に用いるとスリッブが防止でき効果的である。

また本発明の請求項 2 7に係る板厚プレス方法は、少なくとも入り側テーパ部と平行部からなる主加工面を持つ金型を用いて熱間スラブを鍛造する際に、金型の平行部のみに潤滑剤を供給して熱間スラブと金型との間の摩擦係数を低減することを特徴とする。熱間スラブ 20を板厚ブレスする際に先進量 FWが大きいと、ブレス回数が少なくなり、より効率的である。この先進量 F Wは金型 6と熱間スラブ 20との間の摩擦係数に強く依存する。本発明では金型平行部 6 aのみに潤滑剤を供給するので、テーパ部 6 bにおいて必要な摩擦力が発生し、熱間スラブ 20に滑りを生じることなく、先進量 FWは増大する。

本発明のその他の目的及び有利な特徴は、添付図面を参照した以下の説明から明らかとなろう。図面の簡単な説明

図 1 (a) はプレス前の熱間スラブを示す平面図、図 1 (b) はブレス後の熱間スラブの概要を示す平面図、図 1 (c) はプレス後の熱間スラブの端部を拡大して示す平面図である。

図 2 (a) 〜（d) は従来の板厚プレス方法を説明するためにスラブ及び金型を示す図である。

図 3は、従来のスラブ成形装置の構成を示す図である。

図 4は、熱間スラブの鍛造に使用される一般的な金型形状の平面図である。図 5は従来技術による鍛造方法を工程順に示す図であり、図 5 (a) は nパス目のブレス前の状態を示す金型とスラブを示す模式図、図 5 (b) は nパス目のプレス中の状態を示す金型とスラブを示す模式図、図 5 (c) は（n+ 1) パス目のプレス前の状態を示す金型とスラブを示す模式図である。

図 6は、従来の鍛造方法によるスリッブ発生の説明図である。

図 7 (a) は nパス目にプレスされたスラブのプロファイルを示す図、図 7 (b) は η+ 1パス目にブレスされたスラブのプロファイルを示す図である。

図 8は、 2段テ一パ金型の平面図である。

図 9は、本発明の第 1実施例に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造装置の概要を示す図である。

図 10は、鍛造圧下率 r ( ) と内部欠陥発生率（％) との相関を示す特性線図である。

図 1 1は、板厚プレス加工時に発生する材料の圧下歪（=l n (H/h) ) と板厚方向最大塑性歪との相関を示す特性線図である。

図 1 2は、幅圧延により幅方向端部の板厚を増大化させることによる板厚プレス時の圧下歪の増加量の結果をそれぞれブロットした特性図である。

図 1 3は、本発明の効果を示す図である。

図 1 4は、本発明の第 2実施例に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法に用いられる設備の概要を示す図である。

図 1 5は、金型が材料（スラブ）に接触する接触長さ Lを定義するための模式図である。

図 1 6 ( a )はプレス加工によりスラブ端部に発生したラップを示す模式図、図 1 6 ( b ) はブレス加工によりスラブ端部に発生したバルジを示す模式図、図 1 6 ( c ) はブレス加工によりスラブ端部に複合的に発生したラップとバルジを示す模式図である。

図 1 7は、金型の平行部と接触するスラブ先端部の長さと先端部形状との相関を示す特性線図である。

図 1 8は、本発明の第 3実施例に係る材料と金型が接触する部分の寸法の定義を示す図である。

図 1 9は、ブレス前後の幅変化の記号の定義を示す図である。

図 2 0は、プレス加工条件と板幅増加量の関係を示す図である。

図 2 1は、ブレス加工条件と板幅変動量の関係を示す図である。

図 2 2は、板厚プレス製造ラインの第 4実施例を示す概略構成図である。図 2 3は、板厚プレス製造ラインの第 5実施例を示す概略構成図である。図 2 4は、非定常部の幅拡張量の分布を示す特性線図である。

図 2 5は、非定常部の変形長さの分布を示す特性線図である。

図 2 6 ( a ) は予成形前のスラブ先端部の平面図、図 2 6 ( b ) は予成形後のスラブ先端部の平面図、図 2 6 ( c ) は板厚ブレス後の予成形有りスラブ先端部の平面図、図 2 6 ( d ) は板厚プレス後の予成形無しスラブ先端部の平面図である。

図 2 7は、幅圧下ロールおよび熱間スラブを示す斜視図である。

図 2 8は、ロールにより幅圧下されたスラブ端面のプロファイルを示す図である。

図 2 9は、他の幅圧下ロールおよび熱間スラブを示す斜視図である。

図 3 0は、他のロールにより幅圧下されたスラブ端面のプロファイルを示す図である。

図 3 1は、金型を板幅方向から見て示す図である。

図 3 2は、他の金型を板幅方向から見て示す図である。

図 3 3は、金型をパスライン方向から見て示す図である。

図 3 4は、圧下率と定常部幅分布量との相関を示す特性線図である。

図 3 5 ( a ) は幅成形前のスラブの平面図、図 3 5 ( b ) は幅成形後のスラブの平面図、図 3 5 ( c ) は板厚プレス後の幅成形有りスラブの平面図、図 3 5 ( d ) は板厚プレス後の幅成形無しスラブの平面図である。

図 3 6は、プレス後の熱間スラブの幅分布量について測定した結果を示す特性線図である。

図 3 7は、板厚プレス用の金型と材料との接触長さを定義するための拡大模式図である。

図 3 8は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 3 9は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 4 0は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 4 1は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 4 2は、本発明の作用効果を説明するための図である。

図 4 3 ( a )は nパス目の主加工中のスラブおよび金型を示す図、図 4 3 ( b ) は nパス目の主加工終了時のスラブおよび金型を示す図、図 4 3 ( c ) は nパス目の副加工中のスラブおよび金型を示す図、図 4 3 ( d ) は nパス目の副加工終了時のスラブおよび金型を示す図、図 4 3 ( e ) は n + 1パス目の主加工前のスラブおよび金型を示す図である。

図 4 4は、副加工用の金型のプロファイルを示す図である。

図 4 5は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 4 6は、主加工と副加工を同時に行なう金型（他の実施例）のプロフアイルを誇張して示す模式図である。図 4 7は、角度変更部を面取り又は R加工した主加工用の金型のプロフアイルを誇張して示す模式図である。

図 4 8は、比較例の金型（Aタイプ；二段テ一パ型）のプロファイルを示す図である。

図 4 9は、比較例の金型（Bタイプ；二段テーパ型）のプロファイルを示す図である。

図 5 0は、比較例の金型（Cタイプ；三段テ一パ型）のプロファイルを示す図である。

図 5 1は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 5 2は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 5 3は、本発明の作用効果を説明するための特性線図である。

図 5 4は、本発明の作用効果を説明するための図である。

図 5 5は、本発明の第 8実施例の構成図である。

図 5 6は、第 8実施例の制御装置の動作を示すフロー図である。

図 5 7は、金型のテーパ部が材料と接触開始する時の説明図である。

図 5 8は、本発明による鍛造方法の説明図である。

図 5 9は、金型のテーパ角と送り量と圧下量との関係を示す特性図である。図 6 0は、本発明の実施例に係る板厚ブレス方法を説明するために被圧延材、金型、潤滑剤供給ノズルの関係を模式的に示す概略構成図である。

図 6 1 ( a ) は金型のテーパ部のみに潤滑剤を供給した場合（比較例の方法）と無潤滑の場合とにっきプレス時における面圧分布を比較して示す特性線図、図 6 1 ( b ) は金型の平行部のみに潤滑剤を供給した場合（本発明方法）と無潤滑の場合とにっきブレス時における面圧分布を比較して示す特性線図、図 6 1 ( c ) は金型の全面に潤滑剤を供給した場合（従来の方法）と無潤滑の場合とにっきプレス時における面圧分布を比較して示す特性線図、図 6 1 ( d ) は金型のプロフアイルを模式的に示す図である。好ましい実施例の説明以下、添付の図面を参照しながら本発明の好ましい実施例について説明する。 (第 1実施例）

図 9は、本発明の第 1実施例に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造装置の概要図である。連続铸造機 1で連続铸造されたスラブ 2 0は、加熱装置 1 3で目標温度域に加熱され、幅圧下装置 9で幅圧下圧延され、粗加工設備 2内で板厚プレス加工され、さらに粗圧延機 7で粗圧延されてシートバー 2 O Aとなる。長尺のシートバー 2 0 Aは、保熱装置 1 1および加熱装置 1 2により温度調整された後に仕上圧延機 3に導入され、目標厚さまで仕上圧延され、鋼帯となる。さらに、鋼帯は、切断機 4を経由して最終的にコイラ 5 a， 5 bにより巻き取られるようになっている。

幅圧下装置 9は、スラブ 2 0を幅方向から圧延する左右一対のエッジヤーローラ、あるいはスラブ 2 0を幅方向からブレスする左右一対のサイジングプレスからなるものである。

粗加工設備 2は、上下一対の金型 6を有する板厚ブレス装置と、保熱装置 1 0 と、粗圧延機 7とを具備している。長尺の連続铸造スラブ 2 0は、金型 6により板厚方向にプレス鍛造され、保熱装置 1 0により所定温度に保持されながら粗圧延機 7で粗圧延される。なお、板厚方向のブレス加工は、熱間スラブ 2 0を所定の送り量 fで間欠的に送りながら繰返し行われる。

図 1 0は、横軸に鍛造圧下率（板厚プレス圧下率 r ) ( ) をとり、縦軸に内部欠陥発生率（％) をとつて、両者の相関について種々の条件下で調べた結果を示す特性線図である。材料として板厚 1 0 0 mmと 2 0 0 mmの連続铸造スラブを用いた。板厚 1 0 0 mmのスラブに対しては圧延圧下率を 1 0 %、 2 0 %とそれぞれ変えたものと铸造したままの状態のものとを用いた。内部欠陥の発生率は通常の金属組織検査（マクロ腐食法）により行った。図中にて曲線 Aは連続錶造したままの板厚 1 0 0 mmスラブの結果を、曲線 Bは連続鍀造したままの板厚 2 0 0 mmスラブの結果を、曲線 Cは圧下率 1 0 %で圧延した板厚 1 0 0 mmスラブの結果を、曲線 Dは圧下率 2 0 %で圧延した板厚 1 0 0 mmスラブの結果をそれぞれ示す。図から明らかなように、いずれの材料についても圧下率を 30%以上としたときに内部欠陥発生率が許容値の 0. 01 %を下回るようになることが判明した。

図 1 1は、横軸に板厚ブレス加工時に発生する材料の圧下歪（= 1 n (H/h)) をとり、縦軸に板厚方向最大塑性歪をとつて、両者の相関を長尺材料の幅中央部と幅方向端部とにっき調べた結果を示す特性線図である。図から明らかなように、板厚方向プレス加工の圧下率 rが 30%のときは、板厚中央部では圧下率 30% に相当する圧下歪（約 0. 357) で板厚方向最大歪 0. 68程度となっているが、幅方向端部を同等の板厚方向最大歪にするには幅方向端部の圧下歪を 0. 1 程度大きくする必要がある。

図 12は、横軸に厚さ Hのスラブを幅圧下圧延する際の幅圧下量 dwをスラブ厚さ Hで割った dwZH値をとり、縦軸に幅方向端部の歪増加量をとつて、幅圧延を行ったときに幅方向端部の板厚が増加し、板厚プレス加工時の圧下歪が増加する量をそれぞれプロッ卜した特性図である。図中にて白丸は厚さ Hが 250m mのスラブの結果を、白三角は厚さ Hが 300mmのスラブの結果を、白四角は厚さ Hが 200mmのスラブの結果をそれぞれプロット表示したものである。図から明らかなように、幅圧下量に対して圧下歪増加量はほぼ正比例する。このような両者の関係から、幅方向端部の圧下歪を 0. 1増加させるには幅圧下量をスラブ厚 Hの 1Z4以上とする必要がある。なお、このような両者の正比例関係はサイジングプレスにおいても同様である。

一方、圧下歪 0. 45 (圧下率 36%程度に相当）であれば、幅圧下歪を加えなくても、板厚ブレス加工によって内質改善に十分な板厚圧下歪を与えることができる。

したがって、板厚方向プレス圧下率 r (ただし r>0. 3) に対して必要な幅圧下量を簡略式で表わすと、例えば下式（3) のようになる。

幅圧下量=1113 { (H/4) X (0. 36 - r) /0. 06, 0} (3) なお、スラブ長に比べて幅圧下装置 9から板厚プレス装置の金型 6までの距離が長く、幅圧下と板厚プレスを同時に行わない場合には、材料の温度降下および 26

生産能率の両親点から処理速度の速い幅圧下圧延を適用することが望ましい。また、幅圧下と板厚プレスとを同時に行う場合は、幅圧下圧延を用いてもよいし、サイジングブレスを用いてもよい。

図 1 3は、幅圧延量（mm) 、スラブ幅中央部での板厚ブレス加工圧下率（％) 、スラブ幅中央部での内質欠陥の評価、スラブ幅方向端部での内質欠陥の評価をそれぞれ表わし、本発明の種々の実施例と比較例とを比べることにより本発明の効果を示す図である。厚さ Hが 2 5 0 mmの連続錶造スラブに対して幅圧延量を 0 〜7 0 mmの範囲で種々変えて幅圧下を行った後に、圧下率を 2 0〜3 6 %の範囲で種々変えて板厚プレスを行った材料の各部位における内質欠陥発生率につき調査した。その調査結果の評価を図中にて記号〇Xで表わした。記号〇は欠陥無しのため合格であり、記号 Xは欠陥有りのため不合格である。サンプル番号 3 , 6 , 7 , 8 (実施例）はいずれも幅中央部および幅方向端部ともに合格であった。一方、サンプル番号 1 (比較例）は幅中央部および幅方向端部ともに不合格であり、サンプル番号 2 , 4 , 5 (比較例）はいずれも幅方向端部が不合格であった。上述したように本発明によれば、連続铸造されたスラブを、板厚ブレス加工の前において板厚プレス圧下率 rとスラブ厚 Hとの関数 f ( r , H) を用いて求められる量以上の幅圧下量を加えることで、板端部の圧下歪を板中央部に比べて大きくし、板端部と板中央部との歪状態の違いによる最大圧下歪の差を補うことができるため、幅方向全体にわたり内部欠陥の発生率を低減することができる。このようにして内部欠陥の発生率を低減したスラブを板厚方向にプレス加工し、引き続き連続的に圧延してシートバ一とすることにより、シ一トバ一やスラブの接合をすることなく、長尺のシートバーを得ることができる。

(第 2実施例）

図 1 4は、本発明の第 2実施例に係る板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法に用いられる設備の概要を示す図である。連続鍀造機 1で連続铸造されたスラブ 2 0は、加熱装置 1 3で目標温度域に加熱され、保熱装置 1 9を経由して粗加工設備 2内で板厚プレス加工され、さらに粗圧延機 7で粗圧延されてシートバ一 2 0 Aとなる。シートバー 2 O Aは、保熱装置 1 1および加熱装置 1 2により温度調整された後に仕上圧延機 3に導入され、目標厚さまで仕上圧延され、鋼帯となる。さらに、鋼帯は、切断機 4を経由して最終的にコイラ 5 a , 5 bにより巻き取られるようになっている。

粗加工設備 2は、上下一対の金型 6を有する板厚プレス装置と、保熱装置 1 0 と、粗圧延機 7とを具備する。長尺の連続铸造スラブ 2 0は、金型 6により板厚方向にプレス鍛造され、保熱装置 9により所定温度に保持されながら粗圧延機 7 で粗圧延される。なお、板厚方向のプレス加工は、熱間スラブ 2 0を所定の送り量 fで間欠的に送りながら繰返し行われる。ここで、スラブ送り量 f は後述の条件に基づき決定される。

また、上述した図 1 0から明らかなように、いずれの材料についても圧下率を 3 0 %以上としたときに内部欠陥発生率が許容値の 0 . 0 1 %を下回るようになることが判明した。

次に、図 1 5を参照しながら材料と金型が相互に接触する部分の長さ（接触長 L ) にっき定義する。

板厚 Hのスラブ 2 0の先端部を上下一対の金型 6の間に挿入する。このときスラブ先端部のコーナ部 Cから接触長 Lだけ金型平行部 6 aと接触するように、スラブ 2 0の送り量 ίを制御する。このスラブ送り量 f の制御は図示しない制御装置により行われる。これによりスラブ先端部は接触長 Lだけ金型平行部 6 aによりプレスされ、ラップ 2 7およびバルジ 2 8の発生が抑制されるとともに、これら非定常変形部分の長さ L 1 , L 2が最小になる。

図 1 6 ( a ) はプレス加工によりスラブ端部に発生したラップを示す模式図、図 1 6 ( b ) はプレス加工によりスラブ端部に発生したバルジを示す模式図、図 1 6 ( c ) はプレス加工によりスラブ端部に複合的に発生したラップとバルジを示す模式図である。ラップ 2 7が発生したときは図 1 6 ( a ) に示すようにスラブ先端部のコーナ部 Cが最先端部となるが、バルジ 2 8が発生した場合とラップ 2 7及びバルジ 2 8が発生した場合とでは、図 1 6 ( b ) , ( c ) に示すようにスラブ先端部がパスライン前方に拡張するので、結果としてコーナ部 Cはスラブ最先端部とならない。

ここで、スラブ先端部の断面形状を量的に評価するために、ラップ 2 7とバルブ 2 8の寸法を定義する。ここでは、いずれの場合についても、上記のスラブ先端コーナ部 Cを起点として測定する。ラップ 2 7の場合はスラブ 2 0の内側に向かって、重なっている部分の長さ L 1を測定し、バルジ 2 8の場合はスラブの外側に向かって突出している部分の長さ L 2を測定する。ラップ 2 7及びバルジ 2 8が発生した場合は、長さ L 1および L 2を測定する。

スラブ先端のコーナ部 Cが過熱状態にある場合はラップ 2 7が発生しゃすくなるので、接触長 Lを長めに設定し、ラップ 2 7の発生を抑制するとともにラップサイズ L 1を小さく抑える。一方、スラブの表面温度が低下した場合はバルジ 2 8が発生しやすくなるので、接触長 Lを短めに設定し、バルジ 2 8の発生を抑制するとともに、そのバルジサイズ L 2を小さく抑える。

上記実施例によれば、クロップ損失を大幅に低減することができ、製品の歩留まりが飛躍的に向上した。

上述した本発明は、連続踌造されたスラブを、板厚方向のプレス加工を行い、引き続き連続的に圧延してシ一卜バ一とすることにより、シ一トバーやスラブの接合をすることなく、長尺のシートバーを得ることができる。プレス加工では、圧延に比べて圧下率を大きくできるので、内部欠陥の発生率の低減が可能となる。さらに、板厚プレス加工においては、金型と材料の接触部分の寸法を適切に設定することにより、スラブ先端部の変形による形状不良の発生を低減できるので、後続のシー卜バー段階でのクロッブ切断の歩留りが向上する。

(第 3実施例）

上述した図 1 4の装置は、連続踌造設備と熱間圧延工程とを直結した直送圧延技術を利用し、熱延鋼帯コイル複数本分に相当しかつ最大で転炉 1チヤ一ジ分に相当する長さのスラブを連続铸造し、直送圧延（但し、一部で圧延以外の加工を行う）を行なうことを可能とする設備であり、熱間スラブを連続铸造する連続鍩造設備と、該連続錶造設備で連続铸造された熱間スラブをシ一トバーに減厚加工する粗加工設備と、該粗加工設備で得られたシートバ一を圧延して所定の板厚の熱延鋼帯とする仕上げ圧延機群と、該熱延鋼帯を巻き取るコイラとをこの順に配置した設備構成を有する。図 1 4において、符番 1は連続铸造設備、符番 2は粗加工設備、符番 3は仕上圧延機構群、符番 4は走間シャ一、符番 5 a， 5 bはコイラである。ここで、前記粗加工設備 2の減厚加工手段を、前段の一対の金型 6と、後段の粗圧延機 7とで構成している。金型 6は、夫々入り側が傾斜部、出側が平坦部となっており、スラブをブレスの途中の段階ではテーパ状に加工する。また、前記連続铸造設備 1内の出側付近に保熱装置 8を、連続踌造設備 1と粗加工設備 2の間に保熱装置 1 9を、粗加工設備 2内の一対の金型 6と粗圧延機 7の間に保熱装置 1 0を、粗加工設備 2と仕上圧延機群 3との間に保熱装置 1 1を夫々設け、更に前記保熱装置 1 1と仕上圧延機群 3との間にシートバーの板端及び/又は板全面を加熱できる加熱装置 1 2を設けている。

こうした構成の連続铸造 ·熱延鋼帯製造設備列において、長尺の連続铸造スラブ 2 0は、切断しないまま粗加工設備 2に供給し、この粗加工設備 2の金型 6の平行部とテーパ部 6 a， 6 bで鍛造加工してシートバー厚さまで減厚し（板厚方向にプレス加工し）、その後連続的に粗圧延機 7にて圧延してシートバーとし、引き続き仕上圧延機構群 3にて所定の製品板厚まで圧延して熱延鋼帯 2 5とする。なお、板厚方向のプレス加工は、材料（連続铸造スラブ 2 0 ) を所定の送り量で移動しながら繰り返して行なわれる。また、所定の送り量は、後述の条件に基づき決定される。次に、前記熱延鋼帯 2 5を先ずコイラ 5 aで巻き取り、製品コィルとして所定の巻き取り長さになったところで走間シャ一 4によって走行中の鋼帯 2 5を切断し、この切断部より後行の鋼帯 2 5をコイラ 5 bで巻き取る。そして、このコイラ 5 bについても製品コイルとして所定の巻き取り長さになったところで走間シャ一 4によって鋼帯 2 5を切断し、上記と同様に鋼帯 2 5を巻き取るコイラをコイラ 5 bからコイラ 5 aへと切り替える。

また図 1 0に示したように、板厚 1 0 0 mm及び 2 0 0 mmの連続錶造スラブのいずれの材料についても、圧下率 0 . 3でほぼ許容範囲の 0 . 0 1 %となる。この発明では、より高い品質を確保するために、内部欠陥の発生率を 1桁下の 0 . 0 0 1 %としている。

図 1 8は、材料と金型が接触する部分の寸法の定義を示す図である。接触長さ Lは、スラブについて、金型 6のテ一パ部 6 bと接触する部分の長手方向の長さを表す。送り量 f は、直前のプレス加工からの移動量である。スラブ 20の斜面に加工された部分の内、この送り量 f の部分が、金型 6の平行部 6 aによりブレス加工される。図の斜線の部分は、平坦部により加工された部分を示し、その体積を Vとする。また、 hはプレス加工後の板厚を示す。

図 19 (A) , (B) はプレス前後のスラブの板幅の変化を説明する図であり、図 19 (A) はプレス前の状態を、図 19 (B) はブレス後の状態を示す。なお、図 1 9において、 Wはプレス前のスラブの板幅を、はプレス後のスラブの谷部間の板幅を、 W' はプレス後のスラブの山部間の板幅を、 dw は W' と W , の差を夫々示す。

図 20は、ブレス加工条件と板幅増加量の関係を示す図である。横軸は長手方向の接触長さ Lと板幅 Wの比と圧下歪 εの積 ε LZW、縦軸は板幅増加量（プレス加工後の板幅 — W) を示す。図 20では、いずれの点も、斜めの直線よりも下の領域にある。この図 20より、板幅増加量を目標値の範囲内とするために必要なブレス加工条件が分る。例えば、板幅増加量の目標値を 100mm以内とすれば、 s LZWは 0. 3以下、目標値を 1 50mm以内とすれば ε LZWは 0. 5以下とすればよい。

図 2 1は、ブレス加工条件と板幅変動量の関係を示す図である。横軸は、平坦部のみによる加工量 VZ (W f h) と全体としての圧下歪 εの積 V £/ (W f h)、縦軸は板幅の変動量 dw を示す。図では、いずれの点も、斜めの直線よりも下の領域にある。この図 2 1より、板幅変動量を目標値の範囲内とするために必要なブレス加工条件が分る。例えば、板幅変動量の目標値を 20 mm以内とすれば、 V ε/ (Wf h) は 0. 6以下とすればよい。

上述した発明は、連続铸造されたスラブを、板厚方向のブレス加工を行い、引き続き連続的に圧延してシートバ一とすることにより、シ一卜バーやスラブの接合をすることなく、長尺のシ一卜バーを得ることができる。プレス加工では、圧延に比べて加工歪を大きくできるので、内部欠陥の発生率の低減が可能となる。さらに、ブレス加工においては、入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いて、金型と材料の接触部分の寸法や送り量等により表される特性値に基づくブレス条件に基づき、板厚方向に加工を加えることにより、プレス加工に伴う材料の幅広がりを所定値以内に抑えることが可能となる。

(第 4実施例）

本発明に用いられる第 4実施例の板厚プレスラインを図 2 2に示す。

第 4実施例のラインでは、金型 6をもつ板厚プレス装置よりも上流側に竪圧延機 3 4が配置されている。この竪圧延機 3 4は、熱間スラブ 2 0を初期幅 W oから¼⁷〜 '\' ' まで幅圧下するためのものであり、圧延中にギャップが変更できる形式であって、幅変更方式はどのようでも良いが応答性の高い油圧圧下方式であることが望ましい。なお、板厚プレスに比べて竪圧延機 3 4による幅圧下圧延は加ェ速度が速いので、幅圧下圧延の後に板厚ブレスを行うことにより生産性を高めることができるとともに、スラブ 2 0の温度低下を有効に防止できる。また、幅圧下圧延と板厚プレスとを同時に（タンデム）行なうようにしてもよい。

(第 5実施例）

本発明に用いられる第 5実施例の板厚プレスラインを図 2 3に示す。

第 5実施例のラインでは、金型 6をもつ板厚プレス装置の直ぐ上流側に幅プレス装置 3 5が配置されている。この幅プレス装置 3 5は、熱間スラブ 2 0を初期幅 W oから W〜 V ' まで幅圧下するためのものであり、圧延中に幅圧下量が変更できる形式であり、板厚ブレスとタンデム可能な位置にある。なお、同一ハウジング内に幅ブレスと板厚フレスをこの順に並べて配置するようにしてもよい。このように幅ブレスと板厚プレスとを同時に（タンデム）で行うことにより生産性が向上するとともに、スラブの温度低下を有効に防止できる。

本発明者らは、上記の板厚ブレスラインを用いて板厚プレス時にスラブ端部に生じる変形について調査した。なお、加工条件は、板厚 2 0 0〜2 7 0 mm、板幅 6 0 0〜 2 0 0 0 mm、ブレス圧下率を 1 5〜8 0 %、金型テーパ部 6 bのテ —パ角 Θを 1 0 ^C 〜 3 0 ° の範囲で種々変えてみた。

<先後端幅変化 >

その結果、材料先後端のフレア形状は下式（4 ) 〜（7 ) により表わすことができることが判明した。 WH-W= (0. 15〜0. 45) ε X L d t -" (4)

LH= (0. 12〜0. 18) XW/h X L d t ■·· (5)

WT-W= (0. 15〜0. 45) ε X L d t ··· (6)

LT= (0. 06〜0, 3) XW/hXLd t ··· (7)

ただし、記号 Hは材料入側板厚（mm) 、記号 hは材料出側板厚（mm) 、記号は圧下歪（mm)、記号し d tは材料とプレス金型との長手方向接触長さ（m m) 、記号 Wは材料板幅（mm) にそれぞれ相当する。

図 24は、横軸に総変形量 ε L d tをとり、縦軸に非定常部の幅拡張量 WT— Wo (又は WH— Wo) をとつて、非定常部における幅拡張量（mm) の分布につき調べた結果を示す特性線図である。図中にて黒丸は材料先端部の幅拡張量 W T- o (mm) に、白四角は材料後端部の幅拡張量 WH— Wo (mm) にあたる。この図から明らかなように、非定常部の幅拡張量 WT— Wo, WH— Woは材料の総変形量 ε L d tに強く依存し、両者は図中にて 2つの実線で挟まれる領域内に出現することが判明した。

図 25は、横軸に幅拡張量指数 W ' Ld tZHをとり、縦軸に非定常部の変形長さ LT (又は LH) をとつて、非定常部における変形長さ（mm) の分布について調べた結果を示す特性線図である。図中にて黒丸は材料先端部の変形長さ L T (mm) に、白四角は材料後端部の変形長さ LH (mm) にあたる。この図から明らかなように、非定常部の変形長さ L T， L Hは幅拡張量指数 W · L d t/ Hに強く依存し、両者は図中にて 2つの実線（破線）で挟まれる領域内に出現することが判明した。

これらの知見に基づき発明者らは、熱間スラブ 20の先後端部の予成形を行うには上記（4) 〜（7) 式を用いて予成形量および予成形長さをそれぞれ決定することができることを見い出した。例えば、先端においては板幅予成形量（WH -We) 、予成形長さ LH、後端においては板幅予成形量（WT— We) 、予成形長さ LT、とすればよい。ただし、 Weは先後端および定常部の幅圧下量を考慮して決定される任意の値であり、 W e≤W 1なる関係で与えられる値である。次に、図 26 (a) 〜（d) を参照しながら先後端の予成形量および予成形長さの決定方法につき説明する。先ず図 2 6 ( a ) に示す熱間スラブ 2 0に対して、材料先端 2 0 aの両側部を図中の破線で示すような形状に予成形する。なお、先端の予成形部 2 0 dから定常部への予成形量の変化の仕方は、図 2 6 ( a ) に示すようにフレア形状に沿つた放物線状とすることが望ましいが、これを直線としてもよい。

次に、予成形を行ったスラブ（図 2 6 ( b ) ) に対して、板厚方向からブレスを行う。あらかじめ予成形された先端部には、プレス後にフレアが発生するが、図 2 6 ( c ) に示すようにプレス終了後はほぼ矩形の形状となる。これに対して予成形無しの先端部は、図 2 6 ( d ) に示すようにフレア形状となる。

なお、上述の予成形決定手順は材料の後端に対しても同様である。

ちなみに、図 2 7に示すようなフラッ卜ロール 3 8を有する竪圧延機 3 4を用いると、図 2 8に示すような端面の形状 2 0 sのラップが板厚プレス時に生じる。これに対して図 2 9に示すような力リバ 3 9 a付きロール 3 9を有する竪圧延機 3 4を用いると、板厚プレス時に生じる先端幅端部のラップに対して、あらかじめ逆の変形を加えておけば、板厚プレス後は図 3 0に示すようなほぼ平滑な端面 2 0 sが得られるようになる。

また、幅プレス装置を用いる場合には、図 3 1に示す平行部 6 aをもつ形状の金型 6や、図 3 2に示す円弧部 6 cをもつ形状の金型 6 Aを用いて板厚プレスすることで先後端の予成形が可能である。また、図 3 3に示すように、金型 6 Bの側面部 6 dを凹形状とし、この金型 6 Bを用いて先後端にあらかじめ逆の変形を加えておけば、板厚プレス時に生じる先端幅端部のラップを有効に防止できる。

<定常部幅分布 >

図 3 4は、横軸に圧下率（H— h /H) をとり、横軸に定常部幅分布量（実機相当）をとつて、板厚プレス後の定常部幅分布量について調べた特性線図である。ここでは金型としてテ一パ角 1 2 ° のものを使用し、送り量 f を 2 5 0 mmとして、板厚 2 5 O mm X幅 1 2 0 0 mmの熱間スラブについてブレス圧下率と幅分布量の関係を調べた。図中にて黒丸は幅圧延の影響を調査するため 5 O mm幅圧下した後に板厚方向からプレスしたものにあたり、白丸は幅圧下を行わず板厚方向プレスのみ行ったものにあたる。図から明らかなように、ブレス後の定常部幅分布はプレス圧下率が高くなるにともなって大きくなる傾向がある。

図のように幅分布に対する幅圧延の影響はほとんど無く、プレス圧下率 30% 以上では幅分布量が許容範囲を超えるため、少なくとも圧下率 30%以上のプレスを行う際には定常部の幅変動を抑制すべく、竪圧延により材料定常部に幅分布を形成しておく必要がある。

また、発明者らの実験の結果、定常部の幅分布量 dWおよびその周期 d Lは次式（8) 及び（9) のように表せることが判明した。

dW=V/Wh f X c 幅分布量 … （8) d L = B XH/h X f 幅分布の間隔（プレス後） … （9)

ただし、 ί ；送り量、 V 金型平行部の圧下体積、 h ；プレス出側板厚図 36は、横軸に V/ (WH f ) Χ ε値をとり、縦軸に幅分布量 dW (mm) をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線である。図から明らかなように、両者には強い相関関係が見られる。

したがって、竪圧延あるいは幅プレスであらかじめ定常部を成形しておくことで、ブレス後の定常部材料平面形状を良好にすることができる。たとえば板厚ブレスで生じる定常部幅分布の逆形状とすれば良い。その際に必要な開度変更量は定常部幅分布を示す上式（8) 及び（9) などから予測することができる。力リバロール 39を備えた竪圧延機 34を用いると、幅圧下効率が大きいためギャップ変更量が小さくなり整形しやすくなると言う利点がある。また、幅プレスの場合には図 32に示すような円弧形状の接触面 6 dをもつ金型 6 Aを用いると良い結果が得られる。

図 35 (a) 〜（d) を参照しながら本発明の方法について説明する。

先ず図 35 (a) に示す熱間スラブ 20に対して、定常部を図中の破線で示すように成形する。なお、この成形の際に、板幅変化は図 35 (b) に示すようなサインカーブ形状とすることが望ましいが、これを鋸刃状としてもよい。

次に、成形を行ったスラブ（図 3 5 (b) ) に対して板厚プレスを行う。あらかじめ成形された材料定常部には、プレスにより幅分布が発生し、これが予成形した形状と相殺されてプレス後は、図 35 (c) に示すように熱間スラブ 20はほぼ幅分布の無い平滑な形状となる。ちなみに、幅分布の予成形をしないスラブの場合は図 3 5 ( d ) に示すような形状となる。

また、上記竪圧延機 3 4による材料先後端の予成形と定常部の分布状幅成形を同時に行うことで、プレス終了後の材料を先後端フレアも定常部幅分布も無い形状とすることができる。

上記実施例の方法によれば、幅圧下により先後端予成形を実施することで板厚プレス終了後の先後端形状が良好となり歩留まりが向上する。

また、幅圧下により定常部に幅分布を形成することで板厚フレス終了後の定常部の幅分布が小さくなるため材料幅精度が向上、ひいては製品品質が向上する。また、先後端予成形と定常部幅分布形成を両方とも行うことで板厚プレス終了後の製品の歩留まり向上、製品品質の向上が両立できる。

さらに、竪圧延機で力リバエッジャを使うことで、生産性を向上させつつ、先後端予成形では先後端のラップ防止になり歩留まりが向上し、定常部幅分布形成では幅圧下効率向上により竪圧延機の調整が簡単となり幅精度がさらに良くなり製品品質が向上する。

なお、板厚ブレス前に竪圧延あるいは幅プレスを行うことによって同一スラブから製造できる板幅の範囲が広くなることは言うまでも無い。

本発明によれば、熱間スラブの先後端部の幅精度が良くなるので歩留まりが大幅に向上する。さらに、先後端のラップが防止できるため切捨て部が小さくなり、歩留まりが向上する。また、定常部の幅精度が良くなるため製品の品質が向上する。

(第 6実施例）

( 1段金型の場合）

本発明者らは圧下量を一定とし（ただし圧下歪 0 . 5以上）、 1段テーパ金型を用いた次の条件下で模擬試験を行った。

実験条件

模擬材料、硬質鉛（初期サイズ；板厚 H 3 2 mm X幅 W 1 5 O mm X L ) プレス後の板厚 h ; 1 2 . 5 mm

送り量 ί ； 1 0〜 4 0 mm 金型テーパ角 ø : 12。〜30= (12。， 20 ， 30。を主体とする）なお、金型のテ一パ角 0が 15° 以上の場合、テーパ部 6 bから熱間スラブ 2

0に接する送り量 fではプレス開始時にスリップが発生したが参考のためデータを記載する。後の検討の結果、金型テーパ部から材料に接触する場合、テーパ角

15。以上ではスリップが発生しゃすいことが判明した。

さらに、模擬試験結果につき検討を加えた結果、次に掲げる（a) 〜（d) の事項が判明した。

(a) 後進量 BWは全圧下体積 V' をプレス後の板厚 h、板幅で除したものでほぼ整理できること、

( b ) 幅分布は金型平行部の圧下体積 Vでほぼ整理できること、

(c) 幅広がりは金型テ一パ部の接触長 1 dと若干の送り量影響でほぼ整理できること、

(d) 単位幅荷重は金型と材料の全接触長 1 d tとでほぼ整理できること上記の模擬試験結果につき図 37を参照しながら説明を補足する。図 37は板厚プレス用の金型と材料との間の接触長さにつき説明するために金型および材料をモデル化して示す拡大模式図である。長手方向接触長さ 1 d tは幾何学的テーパ部接触長さ 1 dに送り量 ίを加えたものに等しい（ 1 d t = 1 d + f ) 。全圧下体積 V' はテ一パ部の圧下体積 V 1に平行部の圧下体積 Vを加えたものに等しレ (V' =V 1 +V) 。圧下歪 £はプレス前板厚 Hとプレス後板厚 hとで与えられる（ £ = 1 n (H,h) ) 。

図 38は、横軸に V' ZW0 · h (mm) をとり、縦軸に後進量 BW (mm) をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。横軸の V' / W0 · hは全圧下体積 V' を板厚 h、板幅 W0、長さ Lの直方体に変形させたときの長さ L 1に相当する量である。図中にて白丸はテーパ角 12。の結果を、白四角はテーパ角 20 ° の結果を、白三角はテーパ角 30 ° の結果をそれぞれ示す。図から明らかなように、後進量 BWは V' ZW0 · hとほぼ正比例の関係にあり、 V ZW0 · hが増加するに従って後進量 BWは増加する。

図 39は、横軸に VZW0をとり、縦軸に幅分布 dWをとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。横軸の VZW0は単位幅あたりの平行部圧下面積に相当するものである。幅分布 d Wは最大幅と最小幅との差分に相当するものである。図中にて白丸はテ一パ角 1 2 ° の結果を、白四角はテーパ角 2 0 ° の結果を、白三角はテーパ角 3 0。の結果をそれぞれ示す。図から明らかなように、幅分布 d Wは VZW 0とほぼ正比例の関係にあり、 VZW 0が増加するに従つて幅分布 d Wは増加する。

図 4 0は、横軸にテーパ部接触長さ 1 d (mm) をとり、縦軸に幅広がり量 W 1 一 W 0をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白丸は送り量 fが 1 0 mmのときの結果を、白四角は送り量 fが 2 0 mmのときの結果を、白三角は送り量 fが 3 0 mmのときの結果を、白ひし形は送り量 ίが 4 0 mmのときの結果をそれぞれ示す。図から明らかなように、幅広がり量 (W l - W 0 ) は、テ一パ部接触長さ 1 dとほぼ正比例の関係にあり、送り量 f が増加するに従つて増加する。

図 4 1は、横軸に幾何学的接触長さ 1 d t (mm) をとり、縦軸に単位幅荷重 (トン Zmm) をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白丸はテーパ角 1 2 ° の結果を、白四角はテ一パ角 2 0。の結果を、白三角はテーパ角 3 0。の結果をそれぞれ示す。図から明らかなように、単位幅荷重は幾何学的接触長さ 1 d tとほぼ正比例の関係にあり、 1 d tが増加するに従つて単位幅重量は増加する。

上記図 3 8〜図 4 1で得られた知見をまとめると、テーパ角 0の影響は図 4 2 に示すように表わすことができる。

テーパ角 0が大きいと、テーパ部接触長 1 dおよび幾何学的接触長 1 d tが小さくなるため、荷重低減の効果と幅広がり低減の効果とがあり、その分だけ装置を小型軽量化することができる利点がある。したがって荷重および幅広がりの面からはテ一パ角 Sが大きいほうが望ましい。なお、テーパ部 6 bの角度が 3 0。を超えるとプレス時の材料後進量 B Wが増大するため、テーパ角 0は 1 5。〜3 0 ° の範囲とすることが望ましい。しかし、テーパ角を大きくすると、平行部 6 aの圧下体積 Vが大きくなるため幅分布 d Wが増加するという逆効果がある。例えば一定の送り量 3 0 mmとしてテーパ角 Sを 1 2。から 2 0 ° に変更すると荷重は 2 Z 3に低減し、幅広がり量はほぼ半減する。しかし、この場合の幅分布 d Wは約 3倍に増加してしまう。

また、同様に送り量 f を大きくすると、幅広がり量はテーパ部接触長 1 dによつて決定されるためほとんど変化せず、荷重は、幾何学的接触長 1 d tが若干増加する分だけ大きくなるが、多少増加する程度である。また、材料のブレス回数が少なくなるため板厚プレス工程が効率的になるという効果がある。し力 ^し、平行部の圧下体積 Vが大きくなるため幅分布 d Wが大きくなるという不都合がある。たとえばテーパ角 1 2 ° で、送り量 f を 2 0 mmから 4 0 mmに増加すると、幅広がり量は約 2 0 %増加し、荷重は 3 0 %程度増加するだけであるが、幅分布 d Wは約 5倍にも達し、許容範囲をはるかに越えてしまう。

これらの問題を解決するために本発明者らは板厚プレスによる幅方向変形挙動にっき詳細に分析した。その結果を図 7を参照しながら説明する。

プレス時の変形は、図 7 ( a ) に示すように、まず金型テーパ部 6 bで圧下した部分が大きく幅広がりしてテ一パ形状となった後に、長手方向に送られ、次の圧下により金型平行部 6 aで幅分布 d Wが形成される。そして、幅分布 d Wの最小位置は、金型テーパ部 6 bと平行部 6 aとの境界近傍（遷移部 6 c及びその近傍）でブレスした部位（図 7 ( b ) に示す A部）であること、幅分布 d Wの最大位置は平行部圧下の中央部であることが判明した。なお、幅分布 d Wが問題となるのは、金型テーパ角 0が大であったり、送り量 fが大きいなどの関係から、テーパ部接触長さ 1 dよりも送り量 f が大となる条件である。そこで、本発明者らは上記金型による主加工の合間に、特に副加工として軽圧下を加えることを考えた。

副加工は材料の A部、つまり図 7 ( b ) に示すように（n + 1 ) パス目の主加ェの金型テ一パ部 6 bと平行部 6 aとの角部近傍で、材料の幅のくびれが発生する領域で行うのが好ましいが、この領域は主加工金型の直下であることから、この領域を副加工することは実際には不可能である。そこで、本発明者らは、上記金型による主加工から次の主加工までの間に、上記の A部とその近傍の部位に対して軽圧下を加えることにつき種々検討をした。その結果、 nパス目の終了後、材料を長手方向に送るまでの間において、（n + 1 ) パス目に A部となるべき部分を予め軽圧下することがよいという知見を得た。この軽圧下量は金型テ一パ部および平行部による圧下量よりもはるかに小さいものである。 nパス目のブレスが終了した時点でみると、 B部は、 A部からおよそ送り量 f だけ上流側の位置であり、この部分なら副加工用の金型を設置することが可能になる。

本発明者らは、軽圧下を加えるべき副加工の部位につきさらに詳細に検討した結果、次に掲げる（1) および（2) の知見を得た。

(1) A部からの距離が 0. 9 f以下であると、主加工による変形によって副加ェの効果が消失すること、

(2) A部からの距離が 1. 1 f以上であると、副加工の効果が認められないこと、

上記の知見（1) と（2) に基づき、副加工が有効に機能する領域は、次パスで A部となるべき部位から（0. 9〜1. 1) X f だけ上流側に位置する部位であることが明らかとなる。なお、本実施例のように 1つのテーパ部のみをもつ 1 段金型の場合は、副加工と主加工とを交互に行うことになる。

また、材料の送り量 f およびプレス時の後進量 BWから副加工を加える位置を同定すれば、さらに上流側で副加工を加えることも可能である。この際の副加工位置は下式（1 0) で与えられる。ただし、 B\Vはブレス時の後進量にあたり、 nは正の整数にあたる。

(0. 9〜1. 1 ) X f + ( f — BW) X n … （10) 上記実験条件と同じ条件下で、送り量 f 30mm、金型テーパ角 02 (T のときに、図 44に示すような副金型 47を用いて主加工と次パスの主加工との間において、金型テーパ部 6 bと平行部 6 aの境界の遷移部 6 cから 1. 0 X ίだけ上流側の部位を中心に副加工を行った。

次に、図 43 (a) 〜（e) を参照しながら副加工を伴う板厚プレス方法について説明する。

図 43 (a) に示すように、主金型 6が nパス目の主加工中のときは副金型 4 7は待機している。 nパス目の主加工が終了し、図 43 (b) に示すように主金型 6を退避させると、次いで図 43 (c) に示すように、副金型 47により主加ェ部位よりも上流側の部位を軽圧下（副加工）する。この場合に副加工を加える範囲は長手方向に（0. 97〜 1. 03) X f だけ上流側に位置する部位であり、その圧下量は 0. 1mm (r = 0. 005) 、 0. 5mm (r = 0. 025) 、 1. 0mm (r = 0. 050) とした。なお、記号 rは、主加工の圧下量を基準値 1としたときに、これに対する副加工の圧下量の比を示す指数である。この副加工によりスラブ 20の上下面の上流側部位に浅い凹み 48が形成される。

nパス目の副加工が終了すると、図 43 (d) に示すように副金型 47を退避させ、さらに図 43 (e) に示すようにスラブ 20を送り量 ίだけ前進させ、副加工された凹み 48を主金型 6の遷移部 6 cに対面させる。そして、主金型 6により凹み 48を含む領域を強圧下する。

以下、この副 Ζ主圧下量指数 rを用いて副加工について説明する。

図 45は、横軸に先行プレスの遷移部 6 c及びその近傍で主加工された部位からの距離（mm) をとり、縦軸に板幅（mm) をとつて、副 Z主圧下量指数 rを 0〜 0. 05の範囲内で種々変えた場合の両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。主加工の圧下量を 20mmとし、副加工の圧下量を 0〜1. 0 mmの範囲で種々変えてみて調べた。その結果、図から明らかなように、副/主圧下量指数 rが 0. 005 (圧下量 0. 1 mm) ではあまり効果が認められないが、 rが 0. 025 (圧下量 0. 5 mm) および 0. 05 (圧下量 1 · 0 mm) では共に幅分布 d Wが小さくなるとともに、幅広がりそのものも若干小さくなつた。なお、 r = 0. 025と r = 0. 05との間には有意の差が認められなかつた。同様の副加工をくさび状の形状の金型でも行ったが図 45に示すものと同様の結果であった。

ここで、副加工の開始タイミングであるが、副加工用の金型 47が主加工用の金型 6と別の部材である場合は、使用する金型の形状および送り量 Πこもよるが金型同士が接触する場合がある。したがって主加工中に副加工を開始するのは好ましくない。しかし、図 46に示すような金型 6 Aを用いて主加工と副加工とを同時に開始し、主加工と副加工とを同時に終了させるようにすれば、このような問題は生じなくなる。つまり、主加工の圧下量（H— h) のうち（1— r) だけ終了した時点から副加工を開始し、主加工と同時に副加工を終了するようにすればよい。

このとき用いられる金型としては、主加工を 1段テーパで行うものとしては、図 4 6に示す金型 6 Aを用いる。この金型 6 Aは、テーパ部 6 bの入側に着脱可能な副加工用の突起 4 7 Aを有するものである。すなわち、熱間スラブ 2 0に対して平行部 6 aおよびテーパ部 6 bで主加工を加えると同時に突起 4 7 Aで副加ェを加える。ただし、このときは材料送り量 fが金型テ一パ部接触長 1 dよりも大きいことと、送り量 ίがほぼ一定であることとが必要条件となる。

また、図 4 7に示す金型 6 Βを用いることも可能である。金型 6 Βはテ一パ部 6 bの入側に副加工用の面 6 gを有するものである。すなわち熱間スラブ 2 0に対して平行部 6 aおよびテーパ部 6 bで主加工を加えると同時に副加工面 6 gで軽圧下を加える。ただし、このときは送り量 ίがテ一パ部主加工面 6 bよりも若干大きいことと、送り量 fがほぼ一定であることとが必要条件となる。

図 4 7に示す金型 6 Bでは、角度変更部分に適当な面取りあるいは R加工した面 6 gを形成する。金型の加工の容易性の観点からはこの面取 Rタイプがもっとも望ましい。さらに、金型 6 Aの副加工部分と主加工部分の境界部分の面取 Rは大き目にすることが望ましい。

この副加工により、幅分布の最小幅広がり部分をより広げるため幅分布が小さくなるという効果がある。また、図 7 ( b ) に示す A部近傍の材料に圧下が加わりにくくすることで A部付近の（n + 1 ) パス目のテ一パ部圧下による幅広がりに対する拘束力を持たせ、幅広がりそのものを小さくするという効果がある。

(第 7実施例）

(複数段金型の場合）

次に、図 4 8〜図 5 4を参照しながら各種の複数段金型について説明する。

1段テーパの金型で、特に圧下量が大きいときには幅広がり抑制、荷重低減および幅分布抑制の両方の制約条件を成立させるのは困難なため、複数のテ一パ部をもつ金型が必要になってくる。そこで本発明者らは複数のテーパ部を持つ金型について、上述の 1段金型の場合と同様に副加工機能を持たせるべく検討を行つた。

その結果、特に主加工面となるテーパ部を 2段（平行部側からテ一パ 1， 2 ) とした場合には、引き続いて副加工面（テーパ 3 ) となる形状とし、テ一パ角度 Θ 1, Θ 2 (0 1く S 2) として接触長を短くすることが一般的であるが、このときテ一パ部 1〜3の平均角度は 1 5° 以上とすることが望ましい。ここで、平均角度とは、規定量の圧下を加えた状態で、平行部とテーパ部の角度と、テーパ部が材料表面と接触する点のなす角度のことをいう。

それぞれのテーパ部と材料との長手方向接触長さ L 1 , L 2, L 3については、テーパ部接触長が長いと、荷重増大や幅広がり増加を招くため、副加工面の接触長さ L 3はなるべく短いほうが良く、現実的には下記の不等式（1 1) を満たす関係にあることが望ましい。

L 3/ (L 1 +L 2 + L 3) <0. 1 ·'· (1 1)

また、テ一パ角 0 1が大であると材料との接触開始時にスリッブが発生することがある。そこで、テーパ 1部の角度 S 1はスリップが発生しにくい角度として 1 5° 未満とする必要がある。

また、副加工を行った加工面を次パスのテ一パ 1と接触させるほうが材料のスリップは発生しにくくなる。この条件は材料または金型の長手方向送り量を f としたときに、下式（12) の関係を満たすものとする。

(L 1 +L 2) = (0. 9〜 1 ) X f ··· (1 2)

下限値は接触長 L 3の長さが小さいことから決定される。また S 1と 03の角度差が大きいとスリップが発生するため、 I 3 1— 03 I <5 ⁼ とする必要がある。

本発明者らは確認のため、図 48〜図 50に示す複数段金型 6 M (タイプ A) , 6N (タイプ B) , 6 S (タイプ C) を用いて下記条件下で模擬試験をそれぞれ行った。

実験条件

模擬材料；硬質鉛（初期サイズ；板厚 H 32 mm X幅 W 1 50 mm X L ) ブレス後の板厚 h ; 1 2. 5mm

送り量 f ； 30mm

金型テ一パ角 Θ ；図 48〜図 50および図 54中にそれぞれ表示

L 1 , L 2, L 3 ；図 48〜図 50および図 54中にそれぞれ表示

なお、タイプ B金型 6 Nのテーパ部接触長 1 dは送り量 ίとほぼ等しいものである。

実験結果を図 5 1〜図 5 3に示す（実施例のタイプ C金型 6 Sの結果も含む）。図 5 1は、横軸に幾何学的テーパ部接触長さ（mm) をとり、縦軸に最小広がり（mm) をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白丸はテーパ角 1 2 ° の結果を、白四角はテ一パ角 2 0 ° の結果を、白三角はテ一パ角 3 0 ° の結果を、網掛け丸は特殊金型 6 S (夕イブ C) の結果をそれぞれ示す。

図 5 2は、横軸に圧下体積 Vをとり、縦軸に幅分布量（mm) をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白丸はテ一パ角 1 2 ° の結果を、白四角はテーパ角 2 (T の結果を、白三角はテーパ角 3 0 ° の結果を、網掛け丸は特殊金型 6 S (夕イブ C ) の結果をそれぞれ示す。

図 5 3は、横軸に幾何学的接触長さ（mm) をとり、縦軸に荷重（トン）をとつて、両者の相関について調べた結果を示す特性線図である。図中にて白丸はテーパ角 1 2。の結果を、白四角はテーパ角 2 0 ° の結果を、白三角はテーパ角 3 0 ° の結果を、網掛け丸は特殊金型 6 S (タイプ C) の結果をそれぞれ示す。これら図 5 1、図 5 2、図 5 3に示す結果から、タイプ A金型 6 Mおよびタイプ B金型 6 Nのように底部側テーパ角が小さく、上側テ一パ角が大きい金型として接触長 1 (iを短くした場合、金型の平均テーパ角度を 1 5 ° 以上とすることで荷重低減や幅広がり抑制の効果はあるが、 1段テーパの金型よりも複数段金型のほうが幅分布 d Wが若干大きくなることが判明した。これは平行部圧下の 1パス前の状態で、材料を大きく圧下することが影響していると推定される。

また、タイプ A, B金型のように、前パスのブレスによって生成した材料 ·側の上側テーパ部に金型底部テーパが接触するようなブレス条件（送り、圧下量）の際には金型と材料のスリップが発生しブレスが不安定になることが判明した。そこで本発明者らは、上記の幅分布抑制およびプレス開始時のスリップ防止を目的として主加工面の上に極少量の圧下を行う副加工面を有する夕イブ Cの金型 6 Sを完成させた。

タイプ C金型 6 Sの副加工面は材料表層近くを軽圧下するが、圧下量が小さいため接触長および平均テーパ角度は夕イブ B金型 6 Nとほとんど変わらない。また、次パスの圧下の際は、主加工面は副加工面で圧下した 1 2 ° の傾斜面で接するため材料のスリップは発生しない。

タイプ Cの金型 6 Sによる実験の結果、材料表面近くを軽く変形させることで幅分布のネック部分を広げ幅分布を抑制するばかりでなく、幅広がりに対しても拘束効果を持つこと、副加工面の角度を主加工面に対し土 5 ° とすることでスリップ発生が防止できることが判明した。また、荷重についてはタイプ Bの金型 6 Nとほとんど同じ結果となった。

同様の検討を副加工面のテーパ角度を 5。〜2 0 ° とした金型（その他の形状はタイプ C金型 6 Sと同じ）で実施したところ、 7 ° 〜 1 7。のテーパ角度では材料のスリッブは発生しなかったが、その範囲を超えるとスリッブが発生した。以上の検討より、主加工面のテーパ部平均斜角を 1 ,3。以上とすることで荷重低減が可能である。しかし、上側テーパと底部テーパとの角度差が 5。以上のときに材料のスリップが発生しやすくなる。ただし、 1段テーパの検討結果から底部のテ一パ角が 1 5 ° 以上であると材料がスリップすることがあることから、副加工面を主加工面の傾斜角に対し ± 5 ° 以下とし、一旦副加工金型で加工した面を次パスで主加工テーパ部 1で圧下することでスリッブ発生の防止および幅分布と幅広がりを抑制することが可能である。なお、副加工金型の接触長が長いと荷重増加や幅広がり増加を招くため、副加工部長さはテ一パ部の全接触長の 1 0 % 以下であることが望ましい。また副加工金型加工面を次パスの主加工テーパ部で圧下するためには、主加工テーパ部長さ（L 1 + L 2 ) は送り量の 0 . 9〜 1 . 0倍であることが望ましい。

本発明によれば、熱間スラブの主加工に副加工を加えることで幅分布の抑制とともに幅広がり自身を抑制することができた。また、多段テ一パの主加工面を持つ金型に副加工面を加えることで荷重低減、幅広がり抑制、幅分布抑制、スリツプ抑制をすベて実現することができる。

(第 8実施例）

図 5 5は本発明の第 8実施例のスラブ成形装置の構成を示し、図 5 5 (A) は側面図、図 5 5 ( B ) は平面図を示す。スラブ成形装置はスラブ 2 0の厚みを減厚する厚み圧下ブレス 5 2と、この下流側に設けられた幅圧下プレス 5 3より構成される。なお、幅圧下プレス 5 3の下流側には、圧延機 5 4が配置され、さらに圧延が行われる。幅圧下ブレス 5 3の出側には幅圧下プレス 5 3により幅圧下されたスラブ 2 0の幅を計測する幅計測器 5 5が設けられている。この幅計測器 5 5の計測値を入力し、厚み圧下プレス 5 2と幅圧下ブレス 5 3を制御する制御装置 5 6が設けられている。

厚み圧下ブレス 5 2はスラブ 2 0を挟んで上下に設けられた金型 6と、この金型 6を上下動する駆動装置 5 8とからなる。駆動装置 5 8は偏心軸を回転して上下動を発生しロッドにより金型 6を駆動する機械的装置や液圧シリンダにより金型 6を上下動する液圧装置が用いられる。金型 6はスラブ 2 0と接する側が水平面とテーパー面とからなつているテーパー付金型が用いられる。

幅圧下フレス 5 3はスラブ 2 0を幅方向に挟んで左右に設けられた金型 5 9と、この金型 5 9を幅方向に往復動する駆動装置 5 0からなる。駆動装置 5 0は両金型 5 9の幅方向の間隔（開度）を調整するため液圧シリンダが用いられる。金型 5 9は厚み圧下ブレス 5 2と同様に、スラブ 2 0と接する側が水平面とテーパー面とからなつているテーパー付金型が用いられる。

次に動作を説明する。

制御装置 5 6は厚み圧下プレス 5 2と幅圧下プレス 5 3を制御し、厚み圧下プレス δ 2と幅圧下プレス 5 3を交互に作動させる。厚み圧下ブレス 5 2及び幅圧下プレス 5 3の駆動源は電動機であり、交互に作動させることにより電源容量を厚み圧下プレス 5 2を作動するに必要な容量（通常厚み圧下プレス 5 2の方が幅圧下ブレス 5 3よりも多くの電力を必要とする）とすることができる。

制御装置 5 6は幅圧下プレス 5 3の開度制御も行なう。図 5 6は幅圧下プレス 5 3の開度制御フロー図であり、本図を参照して開度制御を説明する。厚み圧下プレス 5 2により大きく減厚されると、スラブ 2 0の容積は四方に流動し、幅方向にも膨張し図 5 5 ( Β ) で模式的に示すように波型形状に膨らむ。この波型形状を直線状にし、かつ所望の板幅 Βになるように幅開度を設定する。なお、所望の板幅 Βに幅開度を設定しても、圧下後に生ずる戻りのため所望の板幅 Βは得られない。この戻りに影響する条件を初期条件と称する。初期条件は、スラブ 2 0 の材質、温度、厚み圧下プレス 5 2の厚み圧下量、厚み圧下前のスラブ 2 0の厚みや幅、スラブ 2 0の送り速度等及び所望の板幅 Bである。

制御装置 5 6はこのような初期条件を入力し（ステップ S 1 ) 、この初期条件より幅開度を演算する（ステップ S 2 ) 。初期条件より幅開度を演算する方法は、従来の経験や実験により各条件の戻りに対する影響を求め、このデータに基づき幅開度が算出される。このようにして算出された幅開度を幅圧下ブレス 5 3に指示する（ステップ S 3 ) 。幅圧下プレス 5 3はこの幅開度に基づきスラブ 2 0の幅圧下を行なう。

幅圧下されたスラブ 2 0の幅は幅計測器 5 5により計測され制御装置 5 6にフイードバックされる（ステップ S 4 ) 。制御装置 5 6では所望の板幅 Bと幅計測値との差 Δ Βを算出する（ステップ S 5 ) 。この差 Δ Βと初期条件をベースに先に説明した各初期条件の戻りに対する影響のデ一夕により幅開度を修正する（ステツブ S 6 ) 。この修正した幅開度を次の幅圧下プレスに使用するため、幅圧下プレス 5 3に指示する（ステップ 3 ) 。このように、ステップ S 3〜ステップ S 6を繰り返すことにより所望の板幅のスラブ 2 0が得られるようになる。なお、ステップ S 3〜ステップ S 6の修正過程において、前の修正結果を次の修正値算出に用いる学習機能を用いることにより、迅速に所望の板幅 Bを得ることができる。

なお、上述の実施例では、制御装置 5 6により厚み圧下ブレス 5 2と幅圧下プレス 5 3を交互に作動させるようにしたが、両者を機械的に結合し、交互に作動させるようにしてもよい。

以上の説明から明らかなように、本発明は、厚み圧下プレスの下流側に幅圧下プレスを設けることによりスラブの幅方向の変形を確実に修正することができる。また両プレスを交互に作動させることにより電源の容量を少くすることができる。さらに幅圧下プレスによる板幅の計測値に基づきプレスの幅開度を修正するので、所望の板幅を迅速に得ることができる。

(第 9実施例）

また、本発明者らは、板厚プレス時の材料のスリップ発生について調査を行つた。その結果、スリップは金型と材料（熱間スラブ）の接触開始時に発生し、ある程度圧下が進んだ状態ではスリップは発生しないことがわかった。ここで、鍛造では、圧下量や送り、金型テーパ角度により、金型と材料の接触箇所は金型の略平行部（本発明では、金型の平行部と、遷移領域中の傾斜角 5度以内の部分を合わせて略平行部と呼ぶ）であったり、テ一パ部であったりする。

図 5 7は、金型の接触開始面がテーパ部であるときの、接触開始時点で金型に働く力を模式的に示すものである。図 5 7において、 Pは金型 6 l a , 6 l bを熱間スラブ 2 0に押し付ける外力を、 Nは熱間スラブ 2 0から金型に働く反力を、 f は熱間スラブと金型間に働く摩擦力を示す。図 5 7において、金型 6 1 a , 6 1 bがスリップせずに鍛造を続けるためには、図 5 7の摩擦力 f が圧下力のテ一パ方向の分力 P I！と等しくなければならない。そして、分力？ IIが最大静止摩擦力を超えると、金型 6 1 a， 6 1 bと熱間スラブ 2 0はスリップし始める。従って、スリッブしない条件を熱間スラブ 2 0と金型 6 1 a , 6 1 b間の摩擦係数及び角度 0を用いて表すと、 ≥ t a n Sとなる。なお、図 5 7において、 Hは熱間スラブ 2 0のプレス前の板厚を、 hは熱間スラブ 2 0のプレス後の板厚を示す。

熱間鍛造では、鍛造面の荒れのため材料と金型の接触状態が悪く、また鍛造面にスケールが発生するため材料と金型間の摩擦係数 / は低いものとなる。従って、接触開始面が金型のテ一パ部である場合は、スリッブの発生頻度が高くなることになる。

ところで、テ一パ部の角度が 1 5度以下であり、圧下量が大きくない場合あるいは材料の送り量が小さい場合には、一旦金型のテ一パ部で鍛造した材料面を次周期の鍛造でも金型のテ一パ部から接触させることが頻繁に発生するため、スリップする頻度が高くなる。

また、発明者らの実験では、金型のテーパ部が 5度程度の傾斜まではスリップは発生しなかった。これは、圧下力の入側方向の分力が小さいためと推測される。しかし、テーパ部の傾斜が 5度以下であると、材料と金型の長手方向の接触長さが非常に大きくなり、荷重増加や鍛造と垂直方向（図の場合は幅方向）の変形の増加を招くため実用的でない。一方、図 5 7に対し、図 5 8のように金型 6 1 a , 6 1 bと熱間スラブ 2 0の接触開始面が金型 6 1 a , 6 1 bの平行部 6 aであるときは、圧下力のテーパ部方向の分力が働かないため、スリップは発生しない。また、発明者らの実験結果により、金型 6 1 a , 6 1 bの平行部 6 aが 5度程度の傾斜をもっていてもスリップが発生しないため、平行部 6 aからテーパ部 6 bへの遷移領域 6 c中、傾斜角が 5度以内の部分から接触を開始してもスリップは発生しない。

なお、金型の平行部から接触する場合には摩擦係数を低減させてもスリップが発生しないため、潤滑剤を金型の主加工面に塗布して荷重低減を図る等すると非常に効果的である。

(具体例）

以下、本発明の実施例を図面を参照して説明する。

本実施例では、図 4に示したように入り側のテーパ部が 1段の金型を用いた場合を示す。図 5 9は、この 1段の金型を用いた場合の、テーパ角と送り量と圧下量との関係を示す。図 5 9において、（A) は圧下量が 5 0 mmの場合を、（B ) は圧下量が 1 0 0 mmの場合を、（C) は圧下量が 1 5 O mmの場合をそれぞれ示す。図 5 9の矢印の範囲（曲線の上側の範囲）であれば、プレス時にスリップが発生せず、安定してプレスが可能である。また、送り量、圧下量が一定で金型のテーパ角度のみを変更した場合を考えると、金型のテーパ角度の増加にしたがつてプレス荷重は減少するから、図 5 9の範囲でプレスを行うことによってプレス荷重の低減という効果もある。

また、本発明の範囲内のプレス条件で潤滑剤を前記金型の主加工面のうち、平行部、テーパ部、主加工面全体に施して摩擦係数を低減させたときの荷重低減効果を調べたところ、平行部、テ一パ部及び主加工面全体における荷重低減率はそれぞれ 1 0 %、 2 0 %、 3 0 %であった。このときも、スリップは発生せず、プレスの安定性を保ちながら潤滑剤による荷重低減を行うことが可能である。なお、上記実施例では、入り側のテーパ部が 1段の金型の場合について述べたが、これに限らず、例えば図 8に示すように入り側のテーパ部 6 bが 2段の傾斜を持つように多段の傾斜をもつ金型 6にも適用できる。

以上詳述したように本発明による熱間スラブの鍛造方法によれば、熱間スラブと金型の接触開始面を、テーパ部と平行部間の遷移領域及び平行部の一部として鍛造することにより、特別な金型加工することなく、プレス時にスリップが発生するのを回避できる。従って、スリツブ発生による操業上の問題を回避できる。また、同一圧下量、同一送り量で金型のテーパ角度を本発明範囲外から徐々に増加させることを考えると、本発明は金型のテ一パ角度が大きくなる方向であるから、プレス荷重の低減にもなる。更に、金型表面に特殊な加工を施す必要がないため、金型加工費が安価となるし、スリップ発生時に必要な複雑な制御を行わなくてもよい。

また、金型の主加工面の一部又は全体に潤滑剤を塗布して、主加工面の一部又は全体の摩擦係数を低下させてもスリップが発生しないため、プレスの安定性を保ちながら荷重低減を行うことが可能となる。

(第 1 0実施例）

さらに発明者らは、潤滑剤の供給部位を種々変えることにより摩擦係数を様々に変え、荷重低減効果および先進量 F Wの変化について実験的に調査した。すなわち、金型平行部 6 aのみに潤滑剤を供給する場合と、金型テーパ部 6 bのみに潤滑剤を供給する場合と、金型全面 6 a , 6 b , 6 cに潤滑剤を供給する場合とにっきそれぞれ荷重および先進量 F Wを測定した。その結果を表 1に示す。なお、表 1中にて先進量比は F WZ ( FW + R W) により与えられる指数である。ちなみに同一プレス条件下では（FW+ RW) の値はほとんど一定である。

表 1から明らかなように、金型テ一パ部 6 bの潤滑による荷重低減効果が大きいが、平行部 6 aのみの潤滑でも効果がある。また、先進量 FWは金型テ一パ部 6 bを潤滑すると低下するが、金型平行部の潤滑ではほとんど変わらないことが判明した。【表 1】

潤滑による荷重低減、先進量変化

この理由はブレスによる面圧が金型接触面の長手方向に分布しているためと推定される。そこでスラブ法を用いた解析により長手方向面圧分布を求めた。その結果を図 6 1 (a) 〜（d) にそれぞれ示す。

図 6 1の（a) は金型のテーパ部のみに潤滑剤を供給した場合（比較例の方法）と無潤滑の場合とにっきブレス時における面圧分布を比較して示す特性線図であり、図 6 1の（b) は金型の平行部のみに潤滑剤を供給した場合（本発明方法）と無潤滑の場合とにっきプレス時における面圧分布を比較して示す特性線図であり、図 6 1の（c) は金型の全面に潤滑剤を供給した場合（従来の方法）と無潤滑の場合とにっきプレス時における面圧分布を比較して示す特性線図である。なお、プレス圧力条件は金型の出側で約 8 kg fZmm² (面圧力）とした。また、平行部 6 aに対するテ一パ部 6 bの傾斜角 0を 12° とした。また、材料の送り量 S Dは 400mmとした。

図 6 1 (a) 〜（c) に示すように、面圧は材料入り側テーパ部で増加する。そして金型平行部側の中央からテ一パ部寄りのところで最大値となり、この箇所で材料速度が金型速度と一致する、いわゆる中立点となる。この中立点から材料出側では面圧は徐々に低下する。面圧の増加の仕方はテーパ部 6 bではなだらかであるが平行部 6 aでは急峻である。そしていずれも摩擦係数が低いほうが増加度合いが小さくなる。一般的なテ一パ角 0 (10° 〜1 5° ) では金型テーパ部 6 bの接触長は平行部 6 aの接触長よりも長くなる。

一般的な金型 6ではテーパ部 6 bとの接触長が平行部 6 aのそれよりも大きくなるため、金型テ一パ部 6 bでの摩擦係数を変化させた時の面圧の変化量が大きくなるが、この場合には図 6 1 (a) に示すように中立点が出側に移動し、先進量 F Wが小さくなる。一方、金型平行部 6 aの摩擦係数を低減させた時は面圧分布が若干小さくなり、図 6 1 ( b ) に示すように中立点の位置はあまり変化しないということが判明した。

次に、発明者らは、板厚プレス時における材料の滑り発生について調査を行つた。その結果、材料の滑りは金型 6と熱間スラブ 2 0との接触が開始した時に発生し、ある程度まで圧下が進んだ状態では熱間スラブ 2 0は滑りを生じなくなることが判明した。

板厚プレスでは金型テーパ部 6 bによりプレスした面を、次工程以降において金型平行部 6 aによりプレスすることにより材料進行方向とほぼ平行に鍛造することになる。このため、金型 1と材料 2との接触開始箇所は、圧下量（H— h ) や送り量 S D、あるいは金型テ一パ角 Θに応じて種々変わることになる。

図 6 0は、接触開始面がテーパ部 6 bであるときの、接触開始時点で金型 6 1 に作用する種々の力を記入した模式図である。図中にて記号 Fは金型 6 1を熱間スラブ 2 0に押し付ける圧下力、記号 Nは材料（スラブ） 2 0から金型 6 1に作用する反力、記号 ίは熱間スラブ 2 0と金型 6 1との間に生じる摩擦力にそれぞれ相当する。金型 6 1が熱間スラブ 2 0の滑りを生じることなくプレス鍛造を続けるためには、摩擦力 ίが圧下力 Ρのテーパ方向分布 Ρ II と等しくなければならない。この場合に、テーパ方向分力 F IIが最大静止摩擦力 Νを超えると、金型 6 1に対して熱間スラブ 2 0がスリップし始める。ここで、熱間スラブ 2 0がスリップしない条件を、材料と金型間の摩擦係数 / およびテーパ角 0を用いてあらわすと下式（1 3 ) の関係が成り立つ。

/x≥ t a η θ … （ 1 3 )

熱間鍛造では鍛造面の荒れのため熱間スラブ 2 0と金型 6 1との接触状態が悪く、さらに鍛造面にスケールが発生するため熱間スラブ 2 0と金型 6 1との間の摩擦係数 / は低いものとなる。従って接触開始面が金型テーパ部 6 bである場合はスリッブ発生の可能性がある。

テ一パ角が 1 5 ° 以下であり、かつ圧下量（H— h ) が大きい場合あるいは熱間スラブ 2 0の送り量 S Dが小さい場合には、金型テーパ部 6 bで鍛造した材料面を、次工程のプレス鍛造でも金型テ一パ部 6 bから接触させる場合が多く、スリップ発生の可能性はある。しかし接触開始面でない金型平行部の摩擦係数を低下させてもスリップ発生頻度は変わらない。

一方、金型 6 1と熱間スラブ 2 0との接触開始面が金型平行部 6 aであるときは、圧下力の入側方向分力（テーパ方向分力 P II ) が働かないため、金型平行部 6 aを潤滑してもスリップは発生しないのは当然である。なお、この場合には接触開始面でない金型テ一パ部 6 bを潤滑してもかまわない。

また、発明者らの実験では、金型テーパ部 6 bが 5 ° 程度の傾斜まではスリツブは発生しなかった（圧下力の入側方向分力が小さいためと推定される）。したがって金型の遷移領域 6 cについては、テーパ角が 5 ° 以内の部分であれば潤滑してもよい。

なお、本発明は板厚プレスのみにとどまるものではなく、少なくとも入側テーパ部と平行部からなる金型を用いた熱間材料の鍛造（たとえばサイジングプレスなど）において一般的に使用可能であることは言うまでもない。

なお、熱間スラブの鍛造に用いる潤滑剤は、プレス時における金型 Zスラブ間の摩擦係数を低減させる特性を有するものであればよく、例えば黒鉛、二硫化モリブデン、あるいはグラフアイ卜等の固体潤滑剤を鉱物油（グリース）と混合した混合物などを用いる。なお、摩擦係数を調整するために金型表面に溝などを形成する表面加工を施すと、スラブの表面に疵を生じる原因となるため望ましくない。

潤滑剤の金型への塗布方法についても、プレスの最中に材料と金型が離間した間隙にスプレー式で塗布する、あるいはスラブとスラブのあいだのアイドリング時に塗布するなどさまざまな方法が考えられるが金型と材料間の平行部摩擦係数を低下させるに充分な潤滑剤が塗布出来れば方法は問わない。

上記実施例によれば、表 1に示すように、平行部 6 aのみの潤滑を行っても材料 2の滑りは発生せず、荷重は約 1 0 %も低減できる一方で、先進量 FWはほとんど変わらないために熱間スラブを効率的に板厚プレスすることができる。本発明によれば、少なくとも入り側テーパ部と平行部からなる主加工面を持つ金型を用いて熱間スラブを鍛造する際に、金型の平行部のみに潤滑剤を供給して熱間スラブと金型との間の摩擦係数を低減することにより、熱間スラブの滑り発生頻度を高めることなく、プレス荷重を低減させることができ、かつ所望の先進量 F Wを確保することができる。

なお、本発明をいくつかの好ましい実施例により説明したが、本発明に包含される権利範囲は、これらの実施例に限定されないことが理解できょう。反対に本発明の権利範囲は、添付の請求の範囲に含まれるすべての改良、修正及び均等物を含むものである。

Claims

請求の範 SI

1 . 連続铸造設備等で铸造された熱間スラブをシ一卜バーに減厚加工する粗加工設備と、該粗加工設備で得られたシートバーを圧延して所定の板厚の熱延鋼帯とする仕上圧延機群と、該熱延鋼帯を巻き取るコイラをこの順に配置した熱延鋼板の製造装置であって、前記粗加工設備が減厚加工手段の少なくとも一部として入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いた鍛造加工手段を有することと、前記減厚鍛造加工手段の上流に設けられる幅圧下手段と、を具備することを特徴とする板厚プレスによる熱延鋼板の製造装置。

2 . 連続铸造された板厚 Hのスラブを、シートバーに減厚加工する粗加工と、このシートバーを圧延して所定の板厚の熱延鋼帯とする仕上げ圧延加工を行レ、冷却した後に巻き取る熱延鋼板の製造方法であって、前記粗加工の少なくとも一部に入側の傾斜部と出側の平坦部とを備えた一対の金型を用いた板厚方向圧下率 rを 3 0 %以上とした板厚プレス加工を含むことと、この板厚プレス加工の前に材料に対して下式の関数で決定される幅圧下量以上の幅圧下を加えることを特徴とする板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法。

幅圧下量二 f n ( r ， H)

3 . 連続铸造されたスラブに対して、入り側に傾斜部を有し出側に平行部を有する一対の金型を用いて、板厚方向に圧下率を 3 0 %以上とする板厚プレス加工を施す際に、スラブ先端部については、前記金型の平行部の長手方向の接触長さ Lをスラブの入側板厚の 0 . 2 〜 0 . 4倍の範囲内とし、この板厚プレス加ェ後のスラブに対して、連続的に粗圧延を施し、引き続き仕上圧延を施して熱延鋼板とすることを特徴とする板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法。

4. 連続铸造されたスラブに、入り側の傾斜部と出側の平坦部を備えた一対の金型を用いて、板厚方向に圧下率が 0 . 5以上のプレス加工を加え、その際のプレス加工条件は、前記金型の傾斜部と材料の長手方向の接触長さ L、送り量 f 、加工前の板幅 W、金型平行部により加工される体積 V、出側板厚 h及び圧下歪 εにより表される下記の不等式をともに満足する範囲内とし、プレス加工後のスラブには連続的に粗圧延を施し、引き続き仕上圧延を施して熱延鋼板とする板厚プレスによる熱延鋼板の製造方法。

£ L/W<A

V c / (W f h) <B

ここで、 A， Bは定数である。

5. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記略矩形材料の先端部および後端部のうちの少なくとも一方を予成形することを特徴とする板厚プレス方法。

6. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記板厚プレスにより材料先端部および後端部のうちの少なくとも一方に生じる非定常幅変化量および非定常長さ Δ Lを下式を用いて予測し、この予測に基づき略矩形材料の先端部を予成形することを特徴とする板厚プレス方法。

AWH= f 1 (W, ε , L d t ) , AWT= f 2 (W, ε , L d t ) ALH=g 1 (W， h, L d t ) , ALT = g 2 (W， H, Ld t) ただし、 AWH ；板厚ブレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常幅変化量、 AWT ；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常幅変化量、 ALH；板厚ブレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常長さ、 ALT；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常長さ、 H；プレス入側での略矩形材料の板厚、 h ；プレス出側での略矩形材料の板厚、 ε (= 1 o g (H/h) ) ；板厚歪、 Ld t ；材料とプレス金型の長手方向接触長さ、 W ;略矩形材料の板幅。

7. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレスの幅調整方向において、あらかじめ略矩形材料の定常部の板幅に分布を与える予成形を行うことを特徴とする板厚プレス方法。

8. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記板厚プレスにより生じる定常部板幅分布量 d Wおよびそのピッチ d Lを下式を用いて予測し、その予測に基づき略矩形材料定常部の板幅に分布を与える予成形を行うことを特徴とする板厚プレス方法。

ただし、 dW=F (V, W, h, f , ε)

d L = G (Η h f )

H；プレス入側での略矩形材料の板厚

h ；プレス出側での略矩形材料の板厚

ε (= 1 o g (H/h) ) ；板厚歪

W；略矩形材料の板幅。

f ；板厚プレス時の略矩形材料の送り量

V；金型平行部の圧下体積

9. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記略矩形材料の先端部および後端部をそれぞれ予成形するとともに、略矩形材料の定常部に板幅の分布を与える予成形を行うことを特徴とする板厚プレス方法。

10. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型により前記略矩形材料を板厚方向に板厚プレスする前に、前記略矩形材料を幅方向に圧下して幅調整する板厚プレス方法において、前記板厚プレスにより略矩形材料の先端部および後端部のうちの少なくとも一方に生じる非定常幅変化量 Δ\νおよび非定常長さ Δ L、および定常部の幅分布 dW とそのピッチ d Lを下式を用いて予測し、その予測に基づき略矩形材料の先端部および後端部をそれぞれ予成形し、かつ、略矩形材料定常部の板幅分布を与える予成形をすることを特徴とする板厚プレス方法。

ただし、 z\WH= f l (W, ε, Ld t) , AWT= f 2 (W, ε , Ld t)

ALH= 1 (W, h, Lcl t) , ALT = g 2 (W, H, Ld t) dW=F (V, W, h, f， ε )

d L = G (H, h, f )

△WH；板厚プレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常幅変化量、 AWT；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常幅変化量、 ALH；板厚プレスにより矩形材料進行方向の先端部に生じる予測非定常長さ、 ALT；板厚プレスにより矩形材料進行方向の後端部に生じる予測非定常長さ、 H；ブレス入側での略矩形材料の板厚、 h ；プレス出側での略矩形材料の板厚、 ε (= 1 o g (H/h) ) ；板厚歪、 W ;略矩形材料の板幅、 f ；板厚プレス時の略矩形材料の送り量、 V；金型平行部の圧下体積、 L d t ；略矩形材料とプレス金型の長手方向接触長さ、 H ;材料入側板厚、 h ;材料出側厚

1 1. 上記の幅調整を、加工中に開度変更が可能な竪圧延機で行うことを特徴とする請求項 5乃至 1 0のいずれか 1記載の板厚プレス方法。

1 2. 竪圧延機には力リバロールを用いることを特徴とする請求項 1 1記載の板厚プレス方法。

1 3. 上記の幅調整を、板厚プレスとタンデム可能な幅方向プレス装置で行うことを特徴とする請求項 5乃至 1 0のいずれか 1記載の板厚プレス方法。

1 4. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型と、この金型に略矩形材料を送給する手段と、前記金型を略矩形材料の板厚方向に圧下駆動させる板厚プレス装置と、この板厚プレス装置よりもパスライン上流 1に設けられ、加工中に開度変更が可能な竪圧延機と、を具備することを特徴とする板厚プレス方法。

1 5. 略矩形材料に対して少なくとも入側の傾斜部とそれに引き続く平行部からなる主加工面を持つ金型と、この金型に略矩形材料を送給する手段と、前記金型を略矩形材料の板厚方向に圧下駆動させる板厚プレス装置と、この板厚プレス装置よりもパスライン上流側に設けられ、該板厚プレス装置とタンデム可能な位置に配置された幅方向プレス装置と、を具備することを特徴とする板厚プレス装置。

1 6. 略矩形の熱間スラブの板厚を、長手方向に順に送りながら鍛造して減肉する板厚プレス方法であって、少なくとも入側テ一パ部と平行部からなる主加工面をもつ金型によってプレス前の熱間スラブの板厚 Hからプレス後の板厚 hまで減肉する主加工工程と、前記主加工面をもつ金型のテーパ部と平行部との境界にあたる遷移部でプレスされるべき部位とその近傍の部位とを、前記主加工工程よりも前に、板厚方向に減肉プレスする副加工工程と、を具備することを特徴とする板厚プレス方法。

1 7. 上記副加工工程では、材料の送り量を f、プレス時の材料後進量を BWとした場合に、遷移部でプレスされるべき部位よりも下式で決定される距離だけ上流側の部位を板厚方向にプレスすることを特徴とする請求項 1記載の板厚プレス方法。

(0. 9〜1. 1) Χ ί+ (卜 BW) X n

ただし、 nは正の整数。

18. 上記副加工工程において減肉プレスされる部位は、材料の送り量を f とした場合に、上記遷移部から（0. 9〜1. 1) X f だけ上流側に位置する部位であり、上記の副加工工程と主加工工程とを交互に行うことを特徴とする請求項 16記載の板厚プレス方法。

19. 主加工の圧下量に対する副加工の圧下量の比を rとした場合に、上記副加工の圧下量を（H— h) X r (r≥0. 025) 以上とすることを特徴とする請求項 16乃至 18のいずれか 1記載の板厚ブレス方法。

20. 主加工の圧下量に対する副加工の圧下量の比を rとした場合に、上記副加工は主加工の圧下量が（H— h) X (1 - r) を越えたところから開始することを特徴とする請求項 16乃至 1 8のいずれか 1記載の板厚プレス方法。

2 1. 上記主加工と副加工とを同一の金型を用いて同時に行うことを特徴とする請求項 20記載の板厚プレス方法。

22. スラブを厚み圧下プレスで厚み圧下し、厚み圧下プレス開放後、幅圧下プレスで幅圧下することを特徴とするスラブ成形方法。

23. スラブを厚み圧下する厚み圧下プレスと、この厚み圧下プレスの下流側に設けられスラブの幅を圧下する幅圧下プレスと、厚み圧下プレスを開放しているとき幅圧下プレスを作動させる制御装置と、を備えたことを特徴とする板厚プレス装置。

2 4 . 前記幅圧下ブレスの下流側にスラブ幅を計測する幅計測器を設け、前記制御装置は幅計測器の計測値が所定の値になるよう幅圧下プレスの開度を調整することを特徴とする請求項 2 3記載の板厚プレス装置。

2 5 . 熱間スラブの進行方向に対し入側方向に傾斜したテ一パ部と該テーパ部と連続し前記進行方向と平行な平行部からなる主加工面を持つ金型を用いて前記熱間スラブを鍛造する板厚プレス方法において、

前記熱間スラブと金型の接触開始面が、前記テーパ部と平行部間の遷移領域及び前記平行部の一部であることを特徴とする板厚プレス方法。

2 6 . 前記金型の主加工面のうち少なくとも熱間スラブとの接触面に潤滑剤を塗布することを特徴とする請求項 2 5記載の板厚ブレス方法。

2 7 . 少なくとも入り側テ一パ部と平行部からなる主加工面を持つ金型を用いて熱間スラブを鍛造する際に、金型の平行部のみに潤滑剤を供給して熱間スラブと金型との間の摩擦係数を低減することを特徴とする板厚プレス方法。