[go: up one dir, main page]
More Web Proxy on the site http://driver.im/

WO2014141617A1 - 熱延鋼板の製造方法 - Google Patents

熱延鋼板の製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2014141617A1
WO2014141617A1 PCT/JP2014/001107 JP2014001107W WO2014141617A1 WO 2014141617 A1 WO2014141617 A1 WO 2014141617A1 JP 2014001107 W JP2014001107 W JP 2014001107W WO 2014141617 A1 WO2014141617 A1 WO 2014141617A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
bar
sheet
rolling
hot
sheet bar
Prior art date
Application number
PCT/JP2014/001107
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
三宅　勝
日野　善道
森　和哉
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Ｊｆｅスチール株式会社 filed Critical Ｊｆｅスチール株式会社
Priority to KR1020157013908A priority Critical patent/KR101687690B1/ko
Priority to CN201480014810.0A priority patent/CN105073289B/zh
Publication of WO2014141617A1 publication Critical patent/WO2014141617A1/ja

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B15/00—Arrangements for performing additional metal-working operations specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B15/0007—Cutting or shearing the product
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B15/00—Arrangements for performing additional metal-working operations specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B15/0085—Joining ends of material to continuous strip, bar or sheet
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B15/00—Arrangements for performing additional metal-working operations specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B15/0007—Cutting or shearing the product
    • B21B2015/0014—Cutting or shearing the product transversely to the rolling direction
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
    • B21C51/00—Measuring, gauging, indicating, counting, or marking devices specially adapted for use in the production or manipulation of material in accordance with subclasses B21B - B21F

Definitions

  • the breakage of the plate is improved by improving the joint characteristic around the end of the sheet ⁇ bar joint.
  • the present invention relates to a method of manufacturing a hot-rolled steel sheet that can prevent (fracture).
  • finishing sheet thickness In the manufacturing process of hot-rolled steel sheets, the thinner the finishing sheet thickness (finishing sheet thickness), the more troubles such as crushing of the tip part and crushing or pinchering of the tail part during finish rolling. Likely to happen. These troubles are factors that greatly reduce the efficiency of the line, because it takes time to change the rolls for recovery and to remove the material that has been cut.
  • Such troubles are caused by rolling asymmetry property such as looseness of each part of the rolling mill and wear of the rolling roll, asymmetric temperature distribution of the material, and nose bend of the seat bar (head camber)
  • the main cause is that the rolling mill is deformed asymmetrically with respect to the rolling direction due to a local bendness called) or a large bend over the entire length called camber.
  • an unstable rolled state (rolled state) tends to occur at the leading end where no tension is applied, and the thinner the finished plate thickness, the more easily affected.
  • the thinner the finished plate the more likely the flying phenomenon (flying phenomenon) (flying phenomenon due to air resistance) occurs on the cooling table after finish rolling and the threading becomes unstable. Therefore, it is necessary to reduce the rolling speed (rolling speed), which is a cause of reduction in rolling efficiency.
  • the minimum sheet thickness that can be manufactured is limited to about 1.2 mm. It was done.
  • the sheet bar joining method that has been put to practical use involves heating the joining surface of the seat bar to near the melting point and upsetting the joining surface.
  • Patent Document 2 In order to increase the temperature around the edge of the joint in the width direction of the joint and improve the jointability, it is proposed to install high-frequency coils for edge heating outside both edges of the joint (both edges) (For example, Patent Document 2).
  • an alternating magnetic field (alternating magnetic field) penetrating in the plate thickness direction is applied to heat and raise the temperature of the joint throughout the plate width direction.
  • alternating magnetic field alternating magnetic field
  • Patent Document 3 proposes a technique for improving the temperature distribution at the end in the plate width direction by generating an alternating magnetic flux in a direction opposite to the alternating magnetic flux in a region where the fluctuation (temperature fluctuation) is large (for example, Patent Document 3).
  • Patent Document 4 A technology has been proposed to improve the temperature distribution at the end of the plate width direction by applying an alternating magnetic field penetrating in the thickness direction of the magnetic material (magnetic material) around the end of the joint in the plate width direction.
  • Patent Documents 1 to 4 related to the above-described sheet bar bonding heating method using induction heating have the following problems.
  • Patent Documents 2 to 4 are techniques devised as a method for improving the temperature at the end in the plate width direction, which is a problem in Patent Document 1, but are as follows. There was a serious problem.
  • Patent Document 2 an induction heating coil dedicated to the end in the plate width direction, which is different from the induction heating coil for applying the alternating magnetic flux to the entire junction, is arranged to improve the temperature at the end in the plate width direction.
  • the effect of reliably improving the temperature at the end in the plate width direction is recognized, it is inevitable to increase the size of the equipment and increase the construction cost.
  • Patent Document 3 although the temperature at the end in the plate width direction is improved, the temperature rise is hardly obtained due to the bypass current in the vicinity of the end, so that the junction at the end in the plate width direction can be obtained. Left a problem with sex.
  • Patent Document 4 a magnetic substance is arranged around the end in the plate width direction, and the amount of temperature rise around the end in the plate width direction is improved by increasing the magnetic flux density (magnetic flux density).
  • magnetic flux density magnetic flux density
  • the present invention has been intensively studied to overcome the problems of the prior art described above, and does not involve an increase in the size of the joining device, and joins around the edge in the plate width direction of the seat bar joint. It aims at providing the manufacturing method of the hot-rolled steel plate which can prevent the plate fracture
  • the present inventors have intensively studied and prevented the breakage of the plate in complete continuous hot rolling by improving the bondability around the end of the sheet bar joint in the plate width direction.
  • the present inventors have conceived a method for producing a hot-rolled steel sheet that can be used.
  • the present invention has the following features.
  • the plate width of at least one of the tail end portion of the preceding seat bar or the leading end portion of the succeeding seat bar after shearing by the shear is narrower in the range of 50 to 100 mm than the plate width of the stationary portion, and
  • the planar shape (plane ⁇ view pattern) of either the tail end portion of the preceding sheet bar or the leading end portion of the succeeding sheet bar is measured, and the shearing (shearing The method for producing a hot-rolled steel sheet according to any one of [1] to [3], wherein a shear position in the machine) is determined.
  • the method for producing a hot-rolled steel sheet according to the present invention it is possible to improve the bondability around the end in the sheet width direction of the sheet bar joint, and prevent breakage of the sheet in complete continuous hot rolling. And stable rolling becomes possible.
  • FIG. 1 is a diagram showing an example of a planar shape after shear shearing of a succeeding sheet bar according to the present invention.
  • FIG. 2 is a diagram showing an induced current flow in the induction heating process in the sheet bar according to the present invention.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of a planar shape of the succeeding sheet bar according to the present invention before shear shearing.
  • FIG. 4 is a diagram showing pre-forming conditions for the slab tip by a sizing press.
  • FIG. 5 is a diagram showing a state of width reduction of the slab tip by a sizing press.
  • FIG. 6 is a view showing a planar shape when one-pass horizontal rolling is performed after the width reduction of the slab tip portion in the sizing press according to the present invention.
  • FIG. 7 is a diagram showing a planar shape after general edging and one-pass horizontal rolling.
  • FIG. 8 is a diagram illustrating a method of measuring a crop shape.
  • FIG. 9 is a view showing a temperature distribution after the induction heating process of the sheet bar according to the present invention.
  • FIG. 10 is a view showing a joining state of the sheet bar according to the present invention.
  • FIG. 11 is a view showing a temperature distribution after an induction heating process of a conventional sheet bar.
  • FIG. 12 is a diagram showing a flow of an induced current due to induction heating of the seat bar.
  • FIG. 13 is a diagram showing a conventional method for joining sheet bars.
  • FIG. 11 is a view of a conventional sheet bar joining method as seen from above.
  • FIG. 11 shows a rectangular sheet bar in which the tail of the preceding sheet bar 1 and the head of the succeeding sheet bar 2 are each sheared in a straight line with a shear in the plate width direction.
  • an alternating magnetic flux is applied by the induction heating coil 3 while keeping the joint surfaces separated by several mm (transverse-type induction heating method).
  • an induction current 5 is generated in the vicinity of the leading end of each sheet bar, and the temperature in the vicinity of the joint surface is rapidly increased.
  • the sheet bar has a thickness of about 25 mm to 50 mm, and the temperature before finish rolling is about 1000 ° C. to 1100 ° C.
  • the end of the sheet bar is heated from this temperature for joining, but the temperature at which the melting of the steel begins (solidus line) varies depending on the amount of carbon contained, but the steel grade of the component used for thin plate applications
  • complete continuous hot rolling it is necessary to join the subsequent sheet bar while finish rolling the preceding sheet bar.
  • an induction heating device induction heating apparatus
  • a heating capability of at least about 200 °C / sec is used, and bonding is performed within a few seconds from induction heating to upset. It is desirable to complete.
  • the induced current 5 generated by this method bypasses the corner portion 20 of the rectangular sheet bar, as shown in FIG. 12, due to the characteristics, so that the central portion of the plate width can be heated to a temperature equal to or higher than the solidus line. Even so, it is difficult to greatly increase the temperature around the end in the plate width direction.
  • the output of the induction heating device is extremely increased so that the ambient temperature at the edge in the plate width direction exceeds the solidus line, the temperature near the center of the plate width will melt beyond the liquidus line. For this reason, the heating conditions are usually set in a narrow range so that the temperature at the center of the plate width is between the solidus and below the liquidus.
  • FIG. 11 is a diagram showing a situation in which the vicinity of the joining surface is heated by the conventional sheet bar joining method, and both sheet bars are upset and joined.
  • a hatched region 4 represents a semi-solid state region.
  • the region from the edge in the plate width direction to about 50 mm is a region where the temperature rise is insufficient due to a detour current, and is in a completely solid state even at the time of upset.
  • the semi-molten portion 4 Due to the upset in the longitudinal direction of the plate, the semi-molten portion 4 is deformed while being pushed out in the thickness direction, and becomes a joined state.
  • plastic deformation occurs in the direction in which both edges protrude toward the outside in the plate width direction. In such a situation, the strong contact portion at the end in the plate width direction is a resistance against upset deformation, and an upset force larger than necessary is required.
  • the amount of upset here is defined as the amount of movement in the compression direction in the plate longitudinal direction of both seat bars.
  • the present inventors have used the rear end portion or the succeeding sheet bar of the preceding seat bar after shearing with a shear. Joining strength at the end in the plate width direction after upsetting by joining either the taper shape or curved shape (R shape) so that any plate width end of the tip is narrower than the plate width of the steady portion Found that it rises stably.
  • the end portion in the plate width direction of the joint surface of the seat bar (here, the succeeding seat bar 2) can be formed into a shape narrower than the steady portion (steady state state) region.
  • the flow path of the induced current 5 induced by electromagnetic induction changes as shown schematically in FIG. 2, and it is possible to drastically reduce the region of insufficient heating due to the detour phenomenon.
  • the melted portion of the joining interface flows out to the outside in the plate width direction and is easily discharged by upset, so that the bonding strength at the end in the plate width direction can be further increased. is there.
  • At the tail end portion of the preceding seat bar or the tip portion of the succeeding seat bar at least one of the end portions in the plate width direction is formed in a rough rolling process so as to have a tapered shape or a curved shape (R shape).
  • the tail end portion of the preceding seat bar and the tip end portion of the succeeding seat bar are sheared by the shear while at least a part of the tapered shape or the curved shape is left.
  • planar shape of either the tail end portion of the preceding sheet bar or the leading end portion of the succeeding sheet bar is positively formed into a steep narrow shape by width reduction control in the rough rolling process.
  • FIG. 3 shows an example of the planar shape of the front end portion of the trailing sheet bar 2 before shearing, which is molded according to the present invention. Below, the shaping
  • the width reduction of the slab is adjusted by a sizing press or edger to build into the desired product width.
  • the tip or tail end of the slab is a free end with respect to the rolling direction, so that the material can easily flow in the rolling direction under the width of the sizing press or edger.
  • the plate width becomes narrow.
  • the narrow part at the leading end is completely sheared by the shear, resulting in a large yield loss.
  • a pre-forming technique with a sizing press and a short stroke control technique with an edger are being actively implemented.
  • the present inventors have carried out these conventional sheet width control technologies (preforming technology with a sizing press, short stroke control technology with an edger) that are performed to minimize the yield loss at the leading end.
  • short-stroke control technique
  • the leading edge of the leading or trailing sheet bar becomes narrower than the width of the stationary part without incurring a large yield loss.
  • the idea was to form such a tapered shape or a curved shape (R shape). The technical idea will be described in detail below.
  • Fig. 4 shows an example of the pre-forming state of the slab tip using a sizing press die with a general shape.
  • the sizing press mold 8 includes a main pressure lower surface parallel to the traveling direction of the slab 7, and an inclined pressure lower surface that is continuous with the main pressure lower surface and is inclined with respect to the traveling direction of the slab 7. It is configured.
  • the material flow varies greatly depending on whether the sizing press mold 8 starts to reduce the main parallel surface 8a or the inclined pressure lower surface 8b.
  • the pre-forming length 9 (distance in the rolling direction between the slab 7 tip surface position and the corner of the die 8) shown in FIG. 4 is adjusted according to the conditions such as the slab temperature and the steel type, and the crop length at the sheet bar stage (crop length) is set to be the minimum.
  • the present inventors positively adjust the pre-formed length 9 and the width reduction amount at the tip of the slab 7 as a first stage of width control of the seat bar leading end.
  • the idea was to form the taper shape that would minimize the plate width at the most advanced portion of the slab 7.
  • FIG. 6 is a diagram illustrating the tip of the slab 7 after one pass of horizontal rolling is performed on the slab 7 having the shape of FIG.
  • the dog bone part is easily deformed not only in the rolling direction but also in the sheet width direction by horizontal rolling (width return), and is caused by a dog-bone profile around the tip of the slab 7.
  • the tapered portion at the tip of the slab 7 has a slightly curved profile.
  • the leading edge of the slab 7 is further narrowed by greatly reducing the width of the leading edge of the slab 7 by the inclined pressure lower surface 8b of the mold 8. Is also possible.
  • the tip of the slab 7 has been described in detail here, the same profile is formed at the tail end of the slab 1 by changing the shape of the sizing press die 8 and adjusting the pre-molding length at the tail end of the slab 1. Is possible.
  • the above-mentioned pre-forming technique with the sizing press is not necessarily required for joining general steel with a small alloy component.
  • FIG. 7 shows a planar shape after performing one-pass horizontal rolling after width reduction with an edger at the same setting over the entire length of the slab 7.
  • variety becomes narrow especially by the unsteady deformation especially the front-end
  • the width reduction amount at the slab leading edge is reduced.
  • Short stroke control is performed in which a value smaller than the set value is set and the width reduction amount is gradually increased to a set value as the slab progresses within a predetermined range in the longitudinal direction of the slab.
  • the present inventors make use of the reverse action by this short stroke control, that is, the width reduction amount at the slab leading edge is set to a value larger than the set value, and a predetermined range in the longitudinal direction of the slab By gradually reducing the width pressure to the set value as the slab progresses (inverse short-stroke-control), the width of the slab tip is actively narrowed.
  • the above short stroke control (reverse short stroke control) is performed under the width of the edger immediately before the final rolling in the rough rolling process, and the slab leading edge is narrowly formed, and one-pass horizontal It is an example of the planar shape of the trailing sheet bar 2 front-end
  • the leading end of the succeeding sheet bar 2 is formed into a steep narrow width profile, and after horizontal rolling, the portion becomes a curved plate width profile. ing.
  • the position indicated by the broken line is the shear shear position in the present invention.
  • width reduction by an edger is performed immediately before each horizontal rolling for the purpose of compensating for the amount of spread in horizontal rolling.
  • the end of the seat bar may have a large fish-tail shape. If an excessive fishtail shape occurs, shearing with a shear will completely remove the recess at the center of the plate width due to the fishtail shape. The plate width profile portion may be removed. For this reason, it is desirable that the width reduction amount other than the final rolling pass in the rough rolling process is a condition that does not generate an excessive fishtail shape. After that, it is desirable to perform reverse short stroke control under the width just before the final rolling pass in the rough rolling process to form the sheet bar tip into a steep narrow profile.
  • the narrow end can also be formed at the tail end portion of the seat bar by reverse short stroke control with an edger.
  • the plate width at the foremost or rearmost end of the sheet bar after shearing with a shear is narrower in the range of 50 to 100 mm than the plate width of the steady portion, and the length of the narrow portion in the rolling direction is 10 mm. It is preferable to perform sheet width control in the rough rolling process and shear position control with a shear so that the thickness is 50 mm or less.
  • the planar shape of either the tail end portion of the preceding sheet bar or the leading end portion of the succeeding sheet bar is measured to determine the shear position at the shear. It is preferable to do.
  • the position of the tip of the seat bar is tracked by a sensor, and the shearing timing (timing of shear) by the shear is set.
  • the crop shape is measured on the exit side of the final rolling mill 10 for rough rolling.
  • the apparatus 11 may be installed and the planar shape of the front end portion of the succeeding sheet bar 2 may be measured, for example.
  • the measurement result is sent to a signal processor (process computer).
  • the crop-shaped measuring device 11 projects light linearly in the plate width direction from the upper light projecting unit to the upper surface of the sheet bar. Since the light is blocked by the seat bar when the seat bar is running, the crop shape is recognized by connecting the ends of the light detected by the lower light receiving unit in the longitudinal direction.
  • 8 is a linear sensor camera method, and electronically processes a digital image captured by a CCD camera (charge-coupled device camera). You may use the thing of a system.
  • the leading edge of the trailing sheet bar before shearing is formed into the planar shape shown in FIG.
  • it is formed into a narrow shape with a curved surface in the range of about 25 mm in the plate width direction at the one side plate width end and about 25 mm in the longitudinal direction from the most advanced.
  • FIG. 9 is a diagram showing an example of the situation after induction heating of the seat bar according to the present invention
  • FIG. 10 is a diagram showing an example of the joining situation after the seat bar is upset.
  • the tail end of the preceding sheet bar 1 is sheared so as to have a rectangular planar shape, and the leading end of the succeeding sheet bar 2 is sheared so that the end in the plate width direction is curved.
  • the tail end portion of the preceding seat bar and the tip end portion of the succeeding seat bar 2 are brought close to each other within a distance of 10 mm in the butting direction, and a vertical magnetic flux is applied by the induction heating coil 3 (a transverse induction heating method). (Transverse-type induction heating method).
  • the tail end portion of the rectangular-shaped preceding sheet bar 1 has a temperature distribution that does not reach the melting point due to insufficient heating in a range of about 25 mm from the end portion in the plate width direction due to the detour current.
  • the induced current flows easily along the curved line at the front end of the trailing sheet bar 2 whose end in the plate width direction is curved, the amount of temperature rise is almost the same as the vicinity of the center of the plate width. It is possible to obtain After the temperatures at both interfaces at the butting position reach a semi-molten state, the induction heating power is turned off to stop the heating, and the end surfaces of both sheet bars are quickly set up and joined.
  • the upset amount at this time may be about 10 to 30 mm in terms of the approach amount between both sheet bars, but it is desirable to increase the upset amount as much as possible in order to obtain stronger bonding strength.
  • both the preceding seat bar 1 and the succeeding seat bar 2 have insufficient temperature rise due to the detour current at the end portions in the plate width direction.
  • a large upset amount could not be secured due to an increase in load.
  • the leading end of the succeeding sheet bar is formed by narrow width control, but the trailing end of the preceding sheet bar may be formed by narrow width control. Furthermore, by forming both the rear end portion of the preceding sheet bar and the front end portion of the succeeding sheet bar by narrow width control, it is possible to further increase the bonding strength in the vicinity of the plate width end portion.
  • the present invention after forming in the rough rolling process so that the tail end of the preceding sheet bar gradually becomes narrower toward the end, at least the portion where the plate width becomes narrower Rough rolling process so that the tail end of the preceding sheet bar is sheared by a shear with a part left, and / or the leading end of the succeeding sheet bar is gradually narrowed toward the leading edge.
  • the leading end of the succeeding sheet bar is sheared by the shear while at least a part of the narrowed portion is left. Therefore, it is possible to improve the bondability around the end of the sheet bar bonded portion in the plate width direction, and it is possible to reduce or prevent plate breakage in complete continuous hot rolling and to perform stable rolling.
  • a hot-rolled steel sheet was manufactured using a complete continuous hot rolling method.
  • the target steel sheet is a high-tensile steel sheet with a tensile strength at room temperature of 590 MPa. Both the preceding material and the following material are subjected to a rough rolling process from a slab having a thickness of 260 mm and a width of 1300 mm, and then a thickness of 28 mm and a sheet width of 1000 mm. Rolled into a sheet bar. The heating temperature of the slab was set so that the temperature of the sheet bar before upsetting and joining was about 1050 ° C.
  • the preceding material and the succeeding material were rolled from the slab to the seat bar as follows, and the preceding sheet bar and the succeeding sheet bar were joined.
  • the slab press mold tilt inclination angle 12 ° shown in FIG. 4 is used, the pre-molding length at the width reduction of the slab tip is 50 mm, and the total slab width is 250 mm. It was processed with. And it rolled into the sheet bar by rough rolling of 7 passes, but the width reduction amount before rough rolling was made into the normal width reduction amount (compensating for the width expansion amount in each horizontal rolling). The tail end of the preceding material (preceding sheet bar) was sheared into a rectangular shape with a shear before joining.
  • the following material uses a sage press mold (mold inclination angle of 12 °) shown in FIG. 4, the preforming length when the tip width is reduced is 50 mm, and the width of the tip is reduced by one pass.
  • the amount was 300 mm, and the width reduction amount after the second pass was 250 mm. And rolled into a sheet bar by 7-pass rough rolling, but the width reduction amount was set as small as 5 mm for the 1st to 6th passes.
  • the width reduction amount was reduced to 10 mm during the distance of 50 mm in the longitudinal direction.
  • the planar shape of the leading end portion of the succeeding material (following sheet bar) is as shown in FIG.
  • the slab feed amount between the width reduction passes was 386 mm for both the preceding material and the following material.
  • the rear end portion of the sheet bar was sheared into a rectangular shape by the shear similarly to the present invention example, but the trailing bar was also subjected to the sheet bar by the shear similarly to the preceding material.
  • the tip was sheared into a rectangular shape. That is, the comparative example is the joining of the end faces of the sheet bars having a rectangular shape, which is the conventional joining method shown in FIG.
  • the planar shape of the sheet bar after shearing by the shear was confirmed by a CCD camera installed on the upper part of the line immediately after the shear.
  • the induction heating conditions for heating the sheet bar joint were a frequency of 1 kW, an input power of 1060 kW, and an upset amount of 25 mm. And after upsetting and joining, finish rolling was performed.
  • the joint part was broken in the middle of the finish rolling line, and it took a great deal of time for the recovery, and the production efficiency was significantly reduced. High-efficiency and stable continuous hot rolling was possible without breaking inside.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)

Abstract

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エッジ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低減若しくは防止する。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。

Description

熱延鋼板の製造方法
　本発明は、完全連続熱間圧延（endless continuous hot rolling）において、シートバー接合部(sheet bar joint)の板幅方向の端部周辺の接合性(joining characteristic)を改善することにより、板の破断(fracture)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。
　熱延鋼板の製造プロセスでは、仕上板厚(finishing sheet thickness)が薄いほど仕上圧延(finish rolling)中に先端部の突っかけ(crash)や尾端部の絞りや折れ(pincher)込みといったトラブルが発生しやすい。それらのトラブルは、復旧のためのロールの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。
　このようなトラブルは、板圧延では圧延機各部のガタや圧延ロールの摩耗(wear)などのハード的な非対称性（asymmetry property）、材料の非対称な温度分布、そしてシートバーの鼻曲がり(head camber)と呼ばれる局所曲がり(local bentness)やキャンバ（camber）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に変形することが主な発生原因である。特に張力のかからない先尾端部で不安定な圧延状態(rolled state)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。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(flying phenomenon)（空気抵抗による浮き上がり現象）が発生しやすくて、通板(threading)が不安定になることから、圧延速度(rolling speed)を低下させる必要があり、圧延能率の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(slab)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（batch rolling process）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(rough rolling)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(finish rolling)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。完全連続熱間圧延方法では、走間板厚変更技術(flying gauge change technique)や走間コイル切断、巻き取り技術等と組合せることで、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(upset)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（induction heating method）にてシートバーの板厚方向に磁束(magnetic flux)を貫通させ、誘導電流によるジュール熱(Joule heat)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）。
　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(both edges)の外側にエッジ加熱専用の高周波コイル(high-frequency coils)を設置することが提案されている（例えば、特許文献２）。
　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(alternating magnetic field)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(temperature fluctuation)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）。
　接合部の板幅方向の端部周辺に磁性体（magnetic material）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）。
日本特開昭６２－２３４６７９号公報 日本特開平７－１６４０１８号公報 日本特開平８－１２０３号公報 日本特開平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。
　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誘導電流が接合部の板幅方向の端部付近を迂回する現象が発生する。そのため、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（semisolid state）となっている板幅中央部にくらべて、板幅方向の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、この板幅方向の端部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の端部の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の端部専用の誘導加熱コイルを配置して板幅方向の端部の温度の改善を図るものであり、確実に板幅方向の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。
　特許文献３では板幅方向の端部の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(bypass current)により温度上昇がほとんど得られないことから、板幅方向の端部の接合性に問題を残していた。
　特許文献４では板幅方向の端部周辺に磁性体を配置し、磁束密度（magnetic flux density）を高めることにより板幅方向の端部周辺の温度上昇量を改善するものであるが、板幅方向の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の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の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の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の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］熱間圧延ラインにおいて、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た熱延鋼板を製造方法であって、
　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の端部の形状がテーパ形状あるいは曲線形状（Ｒ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(edger)によるショートストローク制御(short stroke control)によって行うか、または、サイジングプレス(sizing press)による予成形(performing)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（plane view pattern）を測定して、シャー(shearing machine)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の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の破断を防止して安定した圧延が可能となる。
図１は、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。 図２は、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。 図３は、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。 図４は、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。 図５は、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。 図６は、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(horizontal rolling)を行った場合の平面形状を示す図である。 図７は、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。 図８は、クロップ形状(crop shape)の測定方法を示す図である。 図９は、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。 図１０は、本発明によるシートバーの接合状況を示す図である。 図１１は、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。 図１２は、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。 図１３は、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る。図１１は、先行シートバー１の尾端部(tail)と後行シートバー２の先端部(head)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(transverse-type induction heating method)）。
　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（solidus line））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。そのため、設備スペースや加熱効率(heating efficiency)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(induction heating apparatus)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５は、特性上、図１２に示すように、矩形シートバーの角部２０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、板幅方向の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の端部の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(liquidus line)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る。ハッチング領域(hatched region)４は、半溶融状態（semisolid state）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、板幅方向の端部は完全な固体状態のまま強く接触するため、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（plastic deformation）する。このような状況では、板幅方向の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（high-tensile strength steel）などの硬質材(hard material)や広幅材(broad material)ではアップセット荷重が高荷重(high-load)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および、Ｃｒといった合金成分が多用されている。これら強化合金（strengthening alloy）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（joint interface）に固体として残存しやすく、接合強度（joint strength）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。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。
　本発明者らは、この板幅方向の端部の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の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の端部を定常部（steady state region）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（electromagnetic induction）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、板幅方向の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。
　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の端部の形状がテーパ形状あるいは曲線形状（Ｒ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いる。以下に、本発明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。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（short-stroke control technique））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(sizing press die)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８ａあるいは傾斜圧下面８ｂ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(crop length)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の幅制御の第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(dog-bone)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(dog-bone profile)に起因して、スラブ７の先端のテーパ部は若干の曲面形状のプロフィルとなる。なお、スラブ７の定常部の幅圧下量にくらべ、スラブ７の最先端部を金型８の傾斜圧下面８ｂで大きく幅圧下することにより、よりスラブ７の最先端部を狭幅化することも可能である。
　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プロフィルの成形が可能である。
　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の幅制御の第２段階として、上述したサイジングプレスによる予成形に加えて、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の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(inverse short-stroke-control)）により、スラブ先端部の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。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(fish-tail shape)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（fish tail）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。
　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。
　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(roll gap)の変動を介してマスフロー(mass flow)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の破断を引き起こす可能性がある。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。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る。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の端部の昇温効果が小さくなってしまう可能性がある。
　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(sensor)によりトラッキング(tracking)して、シャーによる剪断のタイミング(timing of shear)を設定すればよい。
　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、粗圧延の最終圧延機１０の出側にクロップ形状の測定装置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。測定結果は、信号処理装置(process computer)に送られる。
　クロップ形状の測定装置１１は、上部の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光を投光する。シートバーの走行時には、シートバーにより光が遮られるので、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。図８のクロップ形状測定装置１１は、リニアセンサカメラ方式(linear sensor camera method)のものであるが、ＣＣＤカメラ（charge-coupled device camera）によって撮影したデジタル画像(digital image)を電子的に処理する方式のものを用いてもよい。
　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。
　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、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先端部は板幅方向の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（Transverse-type induction heating method））。
　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の端部より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、板幅方向の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、ほぼ板幅の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。突合せ位置の両界面の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先端部の板幅方向の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、板幅方向の端部周辺の接合状態が大幅に改善できる。
　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の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。
　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。そのため、シートバー接合部の板幅方向の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低減若しくは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。
　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。
　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、スラブ先端部の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。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。
　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。
　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。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
　８ａ　サイジングプレス金型の主平行面
　８ｂ　サイジングプレス金型の傾斜圧下面
　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
　２０　矩形シートバーの角部

Claims (4)

  1. 　熱間圧延ラインにおいて、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た熱延鋼板の製造方法であって、
    　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請求項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請求項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請求項１～３のいずれかに記載の熱延鋼板の製造方法。
PCT/JP2014/001107 2013-03-15 2014-02-28 熱延鋼板の製造方法 WO2014141617A1 (ja)

Priority Applications (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
KR1020157013908A KR101687690B1 (ko) 2013-03-15 2014-02-28 열연 강판의 제조 방법
CN201480014810.0A CN105073289B (zh) 2013-03-15 2014-02-28 热轧钢板的制造方法

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2013-052906 2013-03-15
JP2013052906A JP5884753B2 (ja) 2013-03-15 2013-03-15 熱延鋼板の製造方法

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2014141617A1 true WO2014141617A1 (ja) 2014-09-18

Family

ID=51536300

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2014/001107 WO2014141617A1 (ja) 2013-03-15 2014-02-28 熱延鋼板の製造方法

Country Status (4)

Country Link
JP (1) JP5884753B2 (ja)
KR (1) KR101687690B1 (ja)
CN (1) CN105073289B (ja)
WO (1) WO2014141617A1 (ja)

Families Citing this family (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
PL3381577T3 (pl) * 2015-11-25 2020-06-15 Jfe Steel Corporation Blacha stalowa walcowana na gorąco oraz sposób jej wytwarzania
CN113814277B (zh) * 2021-09-03 2022-07-01 燕山大学 利用电磁热辅助板带轧制的装置及其轧制方法
KR102623021B1 (ko) 2023-08-02 2024-01-09 (주)동양에스텍 롤강판 교정장치

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH07290111A (ja) * 1994-04-25 1995-11-07 Nippon Steel Corp 連続熱間圧延における被圧延材接続法
JPH08141603A (ja) * 1994-11-18 1996-06-04 Kawasaki Steel Corp 鋼片の接合方法
JP2008000804A (ja) * 2006-06-26 2008-01-10 Mitsubishi-Hitachi Metals Machinery Inc 金属板の接合方法、及び、連続圧延装置

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS62234679A (ja) 1986-04-04 1987-10-14 Meidensha Electric Mfg Co Ltd 板材の突合せ溶接方法とその装置
EP0495989B1 (en) * 1990-08-02 1995-11-08 Kawasaki Steel Corporation Method of joining billets during hot rolling and method of continuous hot rolling
KR0171424B1 (ko) * 1990-08-02 1999-02-18 도사끼 시노부 강판의 연속 열간 압연방법 및 접합방법
JPH07164018A (ja) 1993-12-10 1995-06-27 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 板材の接合方法
TW319720B (ja) * 1995-07-10 1997-11-11 Kawasaki Steel Co

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH07290111A (ja) * 1994-04-25 1995-11-07 Nippon Steel Corp 連続熱間圧延における被圧延材接続法
JPH08141603A (ja) * 1994-11-18 1996-06-04 Kawasaki Steel Corp 鋼片の接合方法
JP2008000804A (ja) * 2006-06-26 2008-01-10 Mitsubishi-Hitachi Metals Machinery Inc 金属板の接合方法、及び、連続圧延装置

Also Published As

Publication number Publication date
CN105073289A (zh) 2015-11-18
KR20150079840A (ko) 2015-07-08
JP5884753B2 (ja) 2016-03-15
JP2014176879A (ja) 2014-09-25
KR101687690B1 (ko) 2016-12-19
CN105073289B (zh) 2017-05-10

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CN106624341B (zh) 一种中间坯连接方法
WO2014141617A1 (ja) 熱延鋼板の製造方法
CN104625377B (zh) 酸连轧生产线闪光对焊低合金高强钢的焊接工艺
CN106694553B (zh) 一种中间坯连接设备及系统
JP5775378B2 (ja) 条鋼の圧延方法
JP5857989B2 (ja) 熱延鋼板の製造方法
JP2014180694A (ja) 熱延鋼板の製造装置及び製造方法
EP0528385B1 (en) Method of continuously hot-rolling sheet bars
JP2015217411A (ja) 厚鋼板の製造方法
CN206415418U (zh) 一种中间坯连接装置及系统
JP6421793B2 (ja) 連続熱間圧延における鋼片の接合方法、連続熱間圧延方法、および熱延鋼板の製造方法
JP6269548B2 (ja) 熱延鋼板の製造方法
JPH0976006A (ja) 鋼帯の連続熱間仕上圧延方法およびその装置
JP5817430B2 (ja) シートバーの接合方法
JP2014184445A (ja) 熱延鋼板の製造方法
JP6443411B2 (ja) 連続熱間圧延における鋼片の接合方法
JP5861791B2 (ja) 熱延鋼板の製造方法
JP2008000804A (ja) 金属板の接合方法、及び、連続圧延装置
JP6365626B2 (ja) スラブの形状調整方法
JP2010075977A (ja) サイジングプレスによるスラブの成形方法
KR101639893B1 (ko) 강편의 제조장치 및 제조방법
CN111760911B (zh) 热轧带钢无头轧制中间坯连接方法及设备
KR101580589B1 (ko) 연속 열간 압연에 있어서의 시트바의 접합 방법
JP5401926B2 (ja) スラブ幅圧下用金型およびそれを用いたスラブ幅圧下方法
JP6409848B2 (ja) 連続熱間圧延における鋼片の接合方法、連続熱間圧延方法および熱延鋼板の製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 201480014810.0

Country of ref document: CN

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 14765812

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20157013908

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 14765812

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1