JP5884753B2 - 熱延鋼板の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、完全連続熱間圧延によって熱延鋼板を製造するに際して、シートバー接合部の板幅方向端部周辺の接合性を改善することにより、完全連続熱間圧延での板破断を防止することを可能にした熱延鋼板の製造方法に関するものである。

熱延鋼板の製造プロセスでは、仕上板厚が薄いほど仕上圧延中に先端部の突っかけや尾端部の絞りや折れ込みといったトラブルが発生しやすく、それらのトラブルは復旧のためのロール組み替えや板切れした材料の除去に時間を要することから、ラインの能率を大きく低下させる要因となっている。

これは、板圧延では圧延機各部のガタや圧延ロール摩耗などのハード的な非対称性、材料の非対称な温度分布、そしてシートバーの鼻曲がりと呼ばれる局所曲がりやキャンバと呼ばれる全長にわたる大曲り等により、圧延方向に対して圧延機が非対称性に変形することが主な発生原因である。そして、特に張力のかからない先尾端部で不安定な圧延状態となりやすく、かつ仕上板厚が薄くなるほど影響を受けやすくなる。また、仕上板厚が薄くなるほど、仕上圧延後の冷却テーブル上にて先端部のフライング現象（空気抵抗による浮き上がり現象）が発生しやすくて、通板が不安定になることから、圧延速度を低下させる必要があり、圧延能率低下の要因となっている。

このようなことから、従来の１本のスラブから１つの熱延鋼板コイルを順番に製造するバッチ圧延プロセスでは、製造可能な最小板厚が１．２ｍｍ程度に限られていた。

このような状況を打開するための対策として、熱間スラブを粗圧延した後、先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部を接合して仕上圧延することにより、複数本のスラブから連続して複数の熱延鋼板コイルを製造する完全連続熱間圧延方法が実用化されている。

完全連続熱間圧延方法では、最先端のコイルの先端部と連続化最後のコイルの尾端部以外では、仕上圧延中は張力を負荷した状態でほぼ定常的な圧延状態となるため、仕上圧延機内での通板が非常に安定し、絞り等のトラブルもほとんど発生することなく圧延が可能である。そして、走間板厚変更技術や走間コイル切断、巻き取り技術等と組合せ、１．０ｍｍ以下の薄物熱延鋼板を含め、異なる仕上板厚の熱延鋼板コイルの連続製造も可能となっている。

実用化されているシートバーの接合方式としては、シートバーの接合面を融点近傍まで加熱し、接合面をアップセットすることにより接合するものである。

この際、接合面近傍の加熱は誘導加熱方式にてシートバーの板厚方向に磁束を貫通させ、誘導電流によるジュール熱により急速に昇温し、わずか数秒の間で加熱、アップセットして接合を終了する技術が提案されている（例えば、特許文献１）。

また、接合部の板幅方向エッジ周辺の温度を上げて接合性を向上させるため、接合部の両エッジの外側にエッジ加熱専用の高周波コイルを設置することが提案されている（例えば、特許文献２）。

また、同じく板幅方向の端部周辺の接合性を向上させる技術として、板厚方向に貫く交番磁界を印加して接合部を板幅方向の全域にわたって加熱・昇温するとともに、温度変動の大きい領域には該交番磁束と逆向きの交番磁束を発生させることにより、板幅方向端部の温度分布を改善する技術が提案されている（例えば、特許文献３）。

そして、接合部の板幅方向端部周辺に磁性体を配置して板厚方向に貫く交番磁界を印加することにより、板幅方向端部の温度分布を改善する技術が提案されている（例えば、特許文献４）。

特開昭６２−２３４６７９号公報 特開平７−１６４０１８号公報 特開平８−１２０３号公報 特開平８−１２０２号公報

「板圧延の理論と実際」社団法人日本鉄鋼協会、ｐ．８３

しかし、前記した誘導加熱によるシートバー接合加熱方式に関する従来技術（特許文献１〜４）では、各々以下のような問題点を有していた。

まず、特許文献１に開示されている技術では、交番磁界によって発生する周回電流が接合部の板幅方向端部付近を迂回する現象が発生するため、板幅方向端部近傍の温度が上がらないことから、半溶融状態となっている板幅中央部にくらべて、板幅方向端部は低温で硬度が高くなる。このため、接合面を突合せてアップセットする際、この板幅方向エッジ周辺の未溶融部分が抵抗となってアップセット荷重が増大し、アップセット量が不足するなど板幅方向全体の接合状態に悪影響を及ぼすことが不可避であり、仕上圧延の通板中に接合部からの板破断が起こる確率が高くなるという問題点があった。

これに対し、特許文献２〜特許文献４に開示されている技術は、特許文献１にて問題となる板幅方向端部温度の改善方法として考案された技術であるが、以下のような問題点があった。

特許文献２は接合部全域に交番磁束を印加するための誘導加熱コイルとは別の板幅方向端部専用の誘導加熱コイルを配置して板幅方向端部温度の改善を図るものであり、確実に板幅方向端部の温度を改善する効果は認められるものの、設備の大型化と建設コストの増大が不可避であった。

そして、特許文献３では板幅方向端部温度の改善は認められるものの、依然として最端部近傍では迂回電流により温度上昇がほとんど得られないことから、板幅方向端部の接合性に問題を残していた。

また、特許文献４では板幅方向端部周辺に磁性体を配置し、磁束密度を高めることにより板幅方向端部周辺の温度上昇量を改善するものであるが、板幅方向端部の温度を改善する効果は認められるものの、磁性体の配置のために加熱用コイルの上下位置調整等が必要であり、設備の大型化が不可避であった。

本発明は、上述した従来技術の問題点を克服すべく鋭意検討を重ねてなされたものであり、接合装置の大型化を伴うことなく、シートバー接合部の板幅方向端部周辺の接合性を改善することにより、完全連続熱間圧延での板破断を防止することが可能な熱延鋼板の製造方法を提供することを目的とするものである。

上記課題を解決するため、本発明者らは鋭意検討を重ね、シートバー接合部の板幅方向端部周辺の接合性を改善することにより、完全連続熱間圧延での板破断を防止することが可能な熱延鋼板の製造方法を想到した。

すなわち、本発明は以下のような特徴を有している。

［１］熱間圧延ラインの仕上圧延の直前にて、先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部をシャーにて剪断した後、誘導加熱、アップセットして接合し、連続的に仕上圧延することにより、複数本のスラブから連続して複数の熱延鋼板コイルを製造する完全連続熱間圧延方法を用いて熱延鋼板を製造するに際して、
先行シートバーの尾端部あるいは後行シートバーの先端部の少なくとも一方の板幅方向端部の形状がテーパ形状あるいは曲線形状になるように粗圧延工程で成形した後、そのテーパ形状あるいは曲線形状の少なくとも一部を残した状態で先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部をシャーにより剪断することを特徴とする熱延鋼板の製造方法。

［２］シャーによる剪断後の、先行シートバーの尾端部または後行シートバーの先端部の少なくともいずれか一方の板幅が、定常部の板幅より５０〜１００ｍｍの範囲で狭く、かつその狭幅部の圧延方向の長さが５０ｍｍ以下になるように、粗圧延工程での板幅制御とシャーによる剪断位置制御を行うことを特徴とする前記［１］に記載の熱延鋼板の製造方法。

［３］粗圧延工程での板幅制御を行う際には、エッジャーによるショートストローク制御によって行うか、または、サイジングプレスによる予成形とエッジャーによるショートストローク制御を組み合わせて行うことを特徴とする前記［２］に記載の熱延鋼板の製造方法。

［４］粗圧延工程の最終圧延パス出側にて、先行シートバーの尾端部または後行シートバーの先端部のいずれか一方の平面形状を測定して、シャーでの剪断位置を決定することを特徴とする前記［１］〜［３］のいずれかに記載の熱延鋼板の製造方法。

本発明による熱延鋼板の製造方法によれば、シートバー接合部の板幅方向端部周辺の接合性を改善することが可能であり、完全連続熱間圧延での板破断を防止して安定した圧延が可能となる。

本発明による後行シートバーのシャー剪断後の平面形状の一例を示す図である。 本発明によるシートバー中の誘導加熱工程における誘導電流の流れを示す図である。 本発明による後行シートバーのシャー剪断前の平面形状の一例を示す図である。 サイジングプレスによるスラブ先端部の予成形条件を示す図である。 サイジングプレスによるスラブ先端部の幅圧下状態を示す図である。 本発明によるサイジングプレスでのスラブ先端部の幅圧下後、１パス水平圧延を行った場合の平面形状を示す図である。 一般的なエッジングと１パス水平圧延後の平面形状を示す図である。 クロップ形状の測定方法を示す図である。 本発明によるシートバーの誘導加熱工程後の温度分布を示す図である。 本発明によるシートバーの接合状況を示す図である。 従来のシートバーの誘導加熱工程後の温度分布を示す図である。 シートバーの誘導加熱による誘導電流の流れを示す図である。 従来のシートバーの接合方法を示す図である。

本発明の実施形態について、図面を用いて説明する。

図１１は、従来のシートバー接合方法を上面から見た図であり、先行シートバー１の尾端部と後行シートバー２の先端部を、各々、シャーにて板幅方向に一直線に剪断し、矩形形状となったシートバーの接合面同士を数ｍｍ隔てた状態に保ちながら誘導加熱コイル３にて交番磁束を印加している状態である（トランスバース誘導加熱方式）。

この際、図１２に示すように、各々のシートバー先尾端近傍に誘導電流５が発生して接合面近傍の温度が急激に上昇する。通常、シートバーの板厚は２５ｍｍ〜５０ｍｍ程度であり、仕上圧延前の温度は１０００℃〜１１００℃程度である。この温度よりシートバー端部を加熱して接合を行うが、鋼の溶融が始まる温度（固相線）は含有する炭素量によって変化するものの、薄板用途として使われる成分の鋼種を半溶融状態として接合するためには、少なくとも１４５０℃〜１５００℃程度まで加熱する必要がある。完全連続熱間圧延では、先行シートバーを仕上圧延しながら後行シートバーとの接合を行う必要があることから、設備スペースや加熱効率の観点から少なくとも２００℃／ｓｅｃ程度以上の昇温能力を持つ誘導加熱装置を用い、誘導加熱からアップセットまで数秒の間に接合を完了することが望ましい。

しかしながら、この方式によって発生する誘導電流は、特性上、図１２に示すように、矩形シートバーの角部を迂回してしまうため、板幅中央部を固相線以上の温度まで加熱できたとしても、板幅方向端部周辺の温度を大きく上昇させることは困難である。誘導加熱装置の出力を極端に上げて板幅方向端部周辺温度を固相線以上とした場合、板幅中央部付近の温度が液相線を超えて溶け落ちてしまうため、通常は板幅中央部の温度が固相線以上、液相線未満の間となるように加熱条件を狭い範囲で設定している。

上述したように、図１１は、従来のシートバー接合法にて接合面近傍を加熱し、両シートバーをアップセットして接合する状況を示す図であり、ハッチング領域４は半溶融状態の領域を表している。通常、板幅方向エッジから５０ｍｍ程度までは迂回電流による昇温不足領域であり、アップセット時にも完全な固体の状態である。板長手方向のアップセットにより、半溶融部４は板厚方向に押し出されながら変形が進行して接合状態となるが、板幅方向端部は完全な固体状態のまま強接触するため、図１３に示すように、板幅方向の外側に向かって両エッジが張り出す方向に塑性変形する。このような状況では、板幅方向端部の強接触部がアップセット変形に抗する抵抗となっており、必要以上に大きなアップセット力が必要となる。

このため、特に高張力鋼などの硬質材や広幅材ではアップセット荷重が高荷重となって設備能力を超えてしまうことから、仕上圧延を実施するために十分な接合強度を得るためのアップセット変形を加えることが困難となる。

特に、近年、地球環境問題により自動車軽量化のニーズが急拡大し、薄板の高張力化に対する要求が急速に高まっており、強度を上げるためにＳｉ、Ｃｒといった合金成分が多用されている。これら強化合金の酸化物の融点は鋼の融点より百数十℃から数百℃も高いことから、シートバーの接合時には接合界面に固体として残存しやすく、接合強度を低下させる要因となっている。

このことから、アップセット変形による板厚方向の材料半溶融部の流れにより、接合界面付近の酸化物を接合界面より排出することが望ましく、必要十分なアップセット量を実現することが重要である。なお、ここでのアップセット量は、両シートバーの板長手方向での圧縮方向の移動量と定義する。

そこで、本発明者らは、この板幅方向エッジ低温部の未接合状態を解消して安定した接合状態を確保する手段として、シャーによる剪断後の先行シートバー後端部または後行シートバー先端部のいずれかの板幅端を定常部の板幅より狭くなるようなテーパ形状あるいは曲線形状（Ｒ形状）とすることにより、アップセットして接合後の板幅方向端部の接合強度が安定的に上昇することを見出した。

すなわち、図１に示すごとく、シートバー（ここでは、後行シートバー２）の接合面の板幅方向端部を定常部に比べて狭くなった形状に成形することができれば、図２に模式的に示すように、電磁誘導にて誘起される誘導電流５の流路が変化し、迂回現象による昇熱不足領域を大幅に縮小させることが可能である。また、板幅方向端部近傍ではアップセットにより接合界面の溶融部が板幅方向外側に流れて排出されやすくなるため、より一層、板幅方向端部の接合強度を上昇させることが可能である。

そこで、本発明では、先行シートバーの尾端部あるいは後行シートバーの先端部の少なくとも一方の板幅方向端部の形状がテーパ形状あるいは曲線形状になるように粗圧延工程で成形した後、そのテーパ形状あるいは曲線形状の少なくとも一部を残した状態で先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部をシャーにより剪断するようにしている。

すなわち、先行シートバー尾端部あるいは後行シートバー先端部のいずれかの平面形状を、粗圧延工程での幅圧下制御により積極的に急峻な狭幅形状に成形するようにしている。

図３は、本発明によって成形した、シャー剪断前の後行シートバー２先端部の平面形状の一例を示しており、その成形方法について以下に述べる。

通常、粗圧延工程では、サイジングプレスやエッジャーによるスラブの幅圧下量を調整して、所望の製品幅への造り込みを実施している。その際、スラブの先端部あるいは尾端部は圧延方向に対して自由端であることから、サイジングプレスあるいはエッジャーによる幅圧下にて材料が圧延方向にも流れやすく、そのままでは定常圧延部に比べて板幅が狭くなることが不可避である。この場合、先尾端の狭幅部はシャーにて完全に剪断することとなり、大きな歩留まりロスとなる。このことから、先尾端部の歩留まりロスを最小限に抑制する技術として、サイジングプレスでの予成形技術やエッジャーでのショートストローク制御技術が積極的に実施されている。

本発明者らは、先尾端部の歩留まりロスを最小限に抑制するために行われている、これら従来の板幅制御技術（サイジングプレスでの予成形技術、エッジャーでのショートストローク制御技術）を応用して、大きな歩留まりロスを招くことなく、先行シートバー尾端部あるいは後行シートバー先端部のいずれかの板幅端部を定常部の板幅より狭くなるようなテーパ形状あるいは曲線形状（Ｒ形状）に成形することを着想した。以下、その技術思想について詳述する。

図４に、一般的な形状のサイジングプレス金型によるスラブ先端部の予成形の状況の例を示す。図４に示すように、サイジングプレス金型８はスラブ７の進行方向に対して平行な主圧下面と、その主圧下面に連続してスラブ７の進行方向に対して傾斜した傾斜圧下面から構成されている。サイジングプレスによるスラブ７最先端部の圧下では、サイジングプレス金型８の主平行面あるいは傾斜圧下面にて圧下を開始するかによって材料流れが大きく異なるため、通常、スラブ幅、幅圧下量、スラブ温度、鋼種等の条件により、図４中に示した予成形長さ９（スラブ７先端面位置と金型８角部との圧延方向距離）を調整し、シートバー段階でのクロップ長が最小になるように設定されている。

本発明者らは、シートバー先尾端部幅制御の第１段階として、この予成形長さ９とスラブ７先端の幅圧下量を調整することにより、積極的に、図５に示すような、スラブ７最先端部にて板幅が最小となるテーパ形状に成形することを着想した。

図５では、スラブ７最先端部の材料は圧延方向前方に大きく流れることから、幅圧下による板厚方向の増厚はほとんど生じず、最先端部より若干下流側の領域から定常圧下部にかけてドッグボーンと呼ばれる板幅端周辺の凸型の増厚形状が形成される。

図６は、図５の形状のスラブ７に１パスの水平圧延を施した後のスラブ７先端部を表す図である。図６に示すように、ドッグボーン部は水平圧延によって圧延方向のみならず板幅方向にも変形しやすく（幅戻り）、スラブ７先端部周辺のドッグボーンプロフィルに起因して、スラブ７の先端テーパ部は若干の曲面形状の幅プロフィルとなる。なお、定常部の幅圧下量にくらべ、最先端部を金型８の傾斜部で大きく幅圧下することにより、よりスラブ７最先端部を狭幅化することも可能である。

また、ここではスラブ７の先端部について詳述したが、サイジングプレス金型８の形状変更とスラブ１の尾端部での予成形長さの調整により、スラブ１の尾端部でも同様の幅プロフィルの成形が可能である。

ただし、上述したサイジングプレスでの予成形技術は、合金成分の少ない一般鋼の接合に対しては、必ずしも必要ではない。

次に、シートバー先尾端部幅制御の第２段階として、エッジャーでのショートストローク制御技術を活用する。

図７は、スラブ７の全長にわたり同一設定にてエッジャーで幅圧下後、１パスの水平圧延を実施した後の平面形状を示している。図７に示すように、特にスラブ７最先端部は非定常変形により板幅が狭くなることが知られている（例えば、非特許文献１）。

このため、従来は、この狭幅部を改善して、熱延鋼板全長の板幅精度を向上させる技術として、エッジャーでスラブの幅圧下を行う際に、スラブ最先端部での幅圧下量を設定値より小さな値に設定しておき、スラブの長手方向の所定範囲にてスラブの進行にともなって徐々に幅圧下量を設定値まで増大させるショートストローク制御が行われている。

それに対して、本発明者らは、このショートストローク制御による逆作用を利用すること、すなわち、スラブ最先端部での幅圧下量を設定値より大きな値に設定し、スラブの長手方向の所定範囲にてスラブの進行にともなって徐々に幅圧量を設定値まで低減すること（逆ショートストローク制御）により、スラブ先端部幅を積極的に狭く成形することを着想した。

ちなみに、前述した図３は、粗圧延工程の最終圧延直前でのエッジャーの幅圧下にて、上記のショートストローク制御（逆ショートストローク制御）を行い、スラブ最先端を狭幅成形し、１パス水平圧延を実施した後の後行シートバー２先端部の平面形状の一例である。

このように、エッジャーでのショートストローク制御（逆ショートストローク制御）により、後行シートバー２先端部が急峻な狭幅プロフィルに成形され、水平圧延後にはその部分が曲線状の板幅プロフィルとなっている。なお、図３中、破線で示した位置が本発明におけるシャー剪断位置である。

ここで、若干の補足説明を行う。

通常、熱間圧延の粗圧延工程では、水平圧延での幅広がり量を補償する目的にて、各水平圧延直前でエッジャーでの幅圧下が実施されている。

しかしながら、各水平圧延パス前に幅圧下を施した場合、スラブ幅と幅圧下量によっては、シートバー先端部が大きなフィッシュテール形状になることがある。過度のフィッシュテール形状が生じた場合、シャーでの剪断にて、フィッシュテール形状による板幅中央部の凹み部を完全に除去するためには、成形したシートバー先端部の曲線状の板幅プロフィル部分も除去されてしまうことがある。このため、粗圧延工程の最終圧延パス以外での幅圧下量は、過度のフィッシュテール形状が生成しない条件とすることが望ましい。その後、粗圧延工程の最終圧延パス直前の幅圧下で逆ショートストローク制御を行って、シートバー先端部を急峻な狭幅プロフィルに成形することが望ましい。

なお、ここでは、シートバーの先端部について詳述したが、シートバーの尾端部においても、エッジャーでの逆ショートストローク制御により狭幅成形が可能である。

そして、本発明では、シャーによる剪断後のシートバーの最先端あるいは最尾端の板幅は、定常部の板幅より５０〜１００ｍｍの範囲で狭く、かつその狭幅部の圧延方向の長さが１０ｍｍ以上５０ｍｍ以下になるように、粗圧延工程での板幅制御とシャーによる剪断位置制御を行うことが好ましい。

これは、シートバーの接合部の板幅を狭くしすぎた場合、その後の仕上圧延にて接合部通板時の圧延荷重が大きく変動するため、仕上圧延機のロールギャップの変動を介してマスフローが乱れて、仕上圧延機間の張力変動を引き起こし、ひどい場合には仕上圧延機内での接合部破断を引き起こす可能性があり、逆に、定常部の板幅からの偏差が小さい場合には、誘導加熱時に板幅方向端部の昇温効果が小さくなってしまう可能性があるからである。また、狭幅部の圧延方向の長さが長すぎる場合には、製品幅に対する幅落ち部の長さ、すなわち歩留まりが悪化する可能性があり、逆に、狭幅部の圧延方向の長さが短すぎる場合には、誘導加熱時に板幅方向端部の昇温効果が小さくなってしまう可能性があるからである。

さらに、本発明では、粗圧延工程の最終圧延パス出側にて、先行シートバーの尾端部または後行シートバーの先端部のいずれか一方の平面形状を測定して、シャーでの剪断位置を決定することが好ましい。その決定した剪断位置にて剪断するには、シートバー先端部の位置をセンサーによりトラッキングして、シャーによる剪断タイミングを設定すればよい。

なお、上記のように、シートバーの尾端部や後行シートバーの先端部の平面形状を測定するには、図８に示すように、粗圧延最終圧延機１０の出側にクロップ形状測定装置１１を設置して、例えば、後行シートバー２の先端部の平面形状を測定すればよい。

図８のクロップ形状測定装置１１は、上部投光部からシートバーの上面に対して板幅方向に線状に投光した光がシートバーにより遮られるので、下部受光部にて感知した光の端を長手方向につなげることによってクロップ形状を認識するリニアセンサカメラ方式のものであるが、ＣＣＤカメラによって撮影したデジタル画像を電子的に処理する方式のものでもよい。

次に、誘導加熱・アップセット・接合工程でのシートバー接合状況について詳述する。

上述したように、本発明では、例えば、シャー剪断前の後行シートバー先端部を図３に示した平面形状に成形している。具体的な数値例としては、片側板幅端で板幅方向に約２５ｍｍ、最先端より長手方向約２５ｍｍの範囲で曲面状に狭幅形状に成形している。

そして、図９は本発明によるシートバーの誘導加熱後の状況の一例、図１０はシートバーのアップセット後の接合状況の一例を示す図である。

図９に示すように、ここでは、先行シートバー１の尾端部は矩形平面形状となるようにシャー剪断され、後行シートバー２先端部は板幅方向端部が曲線状となるようにシャー剪断されている。この状態にて、先行シートバー１尾端部と後行シートバー２先端部を突合せ方向に１０ｍｍ以内の距離まで近接させ、誘導加熱コイル３によって上下方向の磁束を印加する（トランスバース誘導加熱方式）。

この場合、矩形形状の先行シートバー１の尾端部では、迂回電流によって板幅方向端部より２５ｍｍ程度の範囲にて昇温不足となって融点まで達しない温度分布となる。しかし、板幅方向端部が曲線状になっている後行シートバー２先端部では、その曲線に沿って誘導電流が流れやすいことから、ほぼ板幅中央部近辺と同様な温度上昇量を得ることが可能である。そして、突合せ位置の両界面温度が半溶融状態まで達した後、誘導加熱電力をオフにして加熱を停止し、速やかに両シートバー端面をアップセットして接合を行う。この際のアップセット量は、両シートバーの接近量で１０〜３０ｍｍ程度とすればよいが、より強固な接合強度を得るためには、なるべくアップセット量を大きくすることが望ましい。

このように、後行シートバー２先端部の板幅方向端部が半溶融状態になるまで十分に昇温されているため、溶融状態まで昇温されていない先行シートバー１尾端部の板幅方向端部とアップセットして保持することにより、板幅方向端部周辺の接合状態が大幅に改善できる。

また、従来技術では、上述したように、先行シートバー１と後行シートバー２ともに板幅方向端部が迂回電流により昇温不足となり、その昇温不足部は硬度が高いことからアップセットに対する抵抗となり、荷重が増大して大きなアップセット量が確保できないという問題を抱えていた。

これに対して、本発明では、シートバーの板幅方向端部まで昇温させることが可能であるため、アップセット荷重の過度の増大を招くことなく、十分なアップセット量を確保することが可能である。

なお、上記では、後行シートバー先端部を狭幅制御にて成形しているが、先行シートバー後端部を狭幅制御にて成形してもよい。さらには、先行シートバー後端部と後行シートバー先端部の両方を狭幅制御にて成形することにより、より一層、板幅端部付近の接合強度を高めることが可能である。

このように、本発明においては、先行シートバーの尾端部が最尾端に向かって徐々に板幅が狭くなるように粗圧延工程で成形した後、その板幅が狭くなった部分の少なくとも一部を残した状態で先行シートバーの尾端部をシャーにより剪断するか、または／および、後行シートバーの先端部が最先端に向かって徐々に板幅が狭くなるように粗圧延工程で成形した後、その板幅が狭くなった部分の少なくとも一部を残した状態で後行シートバーの先端部をシャーにより剪断するようにしているので、シートバー接合部の板幅方向端部周辺の接合性を改善することが可能であり、完全連続熱間圧延での板破断を防止して安定した圧延が可能となる。

本発明の実施例として、完全連続熱間圧延方法を用いて熱延鋼板を製造した。

対象とした鋼板は、常温での引張強さが５９０ＭＰａ級の高張力鋼板であり、先行材および後行材ともに、厚み２６０ｍｍ、幅１３００ｍｍのスラブより粗圧延工程を経て、厚み２８ｍｍ、板幅１０００ｍｍのシートバーに圧延した。なお、アプセットして接合する前のシートバーの温度が１０５０℃程度となるように、スラブの加熱温度を設定した。

そして、本発明例では、以下のようにして、先行材と後行材をスラブからシートバーに圧延し、その先行シートバーと後行シートバーを接合した。

まず、先行材は、図４に示したサイングプレス金型（金型傾斜角度１２°）を使用して、スラブ先端部幅圧下時の予成形長さを５０ｍｍとして、スラブ全長を幅圧下量２５０ｍｍで加工した。そして、７パスの粗圧延にてシートバーに圧延したが、粗圧延前の幅圧下量は通常の幅圧下量（各水平圧延での幅広がり量を補償）とした。そして、先行材（先行シートバー）の尾端部は接合前にシャーにて矩形形状に剪断した。

一方、後行材は、図４に示したサイングプレス金型（金型傾斜角度１２°）を使用して、先端部幅圧下時の予成形長さを５０ｍｍ、先端部１パスの幅圧下量を３００ｍｍ、２パス目以降の幅圧下量を２５０ｍｍとした。そして、７パスの粗圧延にてシートバーに圧延したが、１〜６パスまでは幅圧下量５ｍｍと小さく設定し、７パス目にて最先端部幅圧下量を６０ｍｍとして、エッジャーロール間距離を広げる方向のショートストローク制御により、長手方向５０ｍｍの距離の間に幅圧下量を１０ｍｍまで低減した。この際の後行材（後行シートバー）の先端部の平面形状は、図３に示した通りであり、破線位置にてシャー剪断した。

なお、幅圧下パス間のスラブ送り量は、先行材、後行材ともに３８６ｍｍであった。

これに対して、比較例として、先行材については本発明例と同様にシャーにてシートバー後端部を矩形形状に剪断したが、後行材についても先行材と同様にシャーにてシートバー先端部を矩形形状に剪断した。つまり、比較例は、矩形形状同士のシートバー端面の接合であり、図１１に示した従来の接合方法である。

なお、本発明例および比較例とも、シャーによる剪断後のシートバーの平面形状は、シャー直後にライン上部に設置したＣＣＤカメラにて確認した。また、シートバー接合部を加熱するための誘導加熱条件は、周波数１ｋＷ、投入電力は１０６０ｋＷとし、アップセット量は２５ｍｍとした。そして、アップセットして接合した後、仕上圧延を行った。

その結果、比較例では、仕上圧延ラインの途中にて接合部が破断し、その復旧のために多大な時間を要して著しく生産能率を低下させたのに対し、本発明例では、仕上圧延中に破断することなく、高能率に安定した完全連続熱間圧延が可能であった。

１ 先行シートバー
２ 後行シートバー
３ 誘導加熱コイル
４ 半溶融部
５ 誘導電流
６ シャーによるシートバー剪断位置
７ スラブ
８ サイジングプレス金型
９ 予成形長さ
１０ 粗圧延最終圧延機
１１ クロップ形状測定装置

Claims (3)

1. 熱間圧延ラインの仕上圧延の直前にて、先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部をシャーにて剪断した後、誘導加熱、アップセットして接合し、連続的に仕上圧延することにより、複数本のスラブから連続して複数の熱延鋼板コイルを製造する完全連続熱間圧延方法を用いて熱延鋼板を製造するに際して、
   粗圧延工程で、エッジャーによるショートストローク制御、または、サイジングプレスによる予成形とエッジャーによるショートストローク制御を組み合わせて、先行シートバーの尾端部あるいは後行シートバーの先端部の少なくとも一方の板幅方向端部の形状が板幅方向にテーパ形状あるいは曲線形状になるように成形した後、その板幅方向のテーパ形状あるいは曲線形状の少なくとも一部を残した状態で先行シートバーの尾端部と後行シートバーの先端部をシャーにより剪断することを特徴とする熱延鋼板の製造方法。
2. シャーによる剪断後の、先行シートバーの尾端部または後行シートバーの先端部の少なくともいずれか一方の板幅が、定常部の板幅より５０〜１００ｍｍの範囲で狭く、かつその狭幅部の圧延方向の長さが５０ｍｍ以下になるように、粗圧延工程での板幅制御とシャーによる剪断位置制御を行うことを特徴とする請求項１に記載の熱延鋼板の製造方法。
3. 粗圧延工程の最終圧延パス出側にて、先行シートバーの尾端部または後行シートバーの先端部のいずれか一方の平面形状を測定して、シャーでの剪断位置を決定することを特徴とする請求項１または２に記載の熱延鋼板の製造方法。

Images