(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、
矩形断面素材に対し前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、
当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、
前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、
前記第２孔型における造形では、前記第１孔型において形成された割り込みの深さを深くする造形が行われ、
前記複数の孔型のうち第３孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、
前記第２孔型に形成される突起部の先端角度が２５°以上４０°以下であり、且つ、当該突起部の先端曲率半径は３０ｍｍ以下に設計されることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法。
【請求項２】
前記第２孔型に形成される突起部の先端曲率半径が２０ｍｍ以下に設計される場合に、当該第２孔型における圧延造形１パス当たりの圧下量は最大１８０ｍｍに設定されることを特徴とする、請求項１に記載のＨ形鋼の製造方法。
【請求項３】
前記第２孔型に形成される突起部の先端曲率半径が３０ｍｍ以下に設計される場合に、当該第２孔型における圧延造形１パス当たりの圧下量は最大９０ｍｍに設定されることを特徴とする、請求項１又は２に記載のＨ形鋼の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
Ｈ形鋼を製造する場合には、加熱炉から抽出されたスラブやブルーム等の素材を粗圧延機によって粗形材（所謂ドッグボーン形状の被圧延材）に造形し、中間ユニバーサル圧延機によって上記粗形材のウェブやフランジの厚さを圧下し、併せて前記中間ユニバーサル圧延機に近接したエッジャー圧延機によって被圧延材のフランジに対し幅圧下や端面の鍛錬と整形が施される。そして、仕上ユニバーサル圧延機によってＨ形鋼製品が造形される。
【０００３】
このようなＨ形鋼の製造方法において、矩形断面であるスラブ素材から所謂ドッグボーン形状の粗形材を造形する際には、粗圧延工程の第１の孔型においてスラブ端面に割り込みを入れた後、第２以降の孔型において当該割り込みを割広げる、又は、割り込み深さを深くさせエッジング圧延を行い、それ以降の孔型にてスラブ端面の割り込みを消去する技術が知られている（例えば特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開平７−８８５０１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
近年、構造物等の大型化に伴い大型のＨ形鋼製品の製造が望まれている。特にＨ形鋼の強度・剛性に大きく寄与するフランジを従来に比べて広幅化した製品が望まれている。フランジが広幅化されたＨ形鋼製品を製造するためには、粗圧延工程における造形から従来に比べフランジ幅の大きな被圧延材を造形する必要がある。
【０００６】
しかしながら、例えば上記特許文献１に開示されている技術では、スラブ等の素材の端面（スラブ端面）に割り込みを入れ、当該端面をエッジングし、その幅拡がりを利用して粗圧延を行う方法において、フランジの広幅化に限界がある。即ち、従来の粗圧延方法においてフランジの広幅化を図るためにはウェッジ設計（割り込み角度の設計）、圧下調整、潤滑調整といった技術により幅拡がりの向上が図られるが、いずれの方法もフランジ幅に大幅に寄与するものではないため、エッジング量に対するフランジ幅の拡がり量の比率を示す幅拡がり率は、エッジングの初期段階の効率が最も高い条件でも０．８程度であり、同一孔型でエッジングを繰り返す条件では、フランジ幅の拡がり量が大きくなるにつれて低下し、最終的には０．５程度になることが知られている。また、スラブ等の素材自体を大型化し、エッジング量を大きくすることも考えられるが、粗圧延機の設備規模や圧下量等には装置限界があるため十分な製品フランジの広幅化が実現されないといった事情がある。
【０００７】
また、大型のＨ形鋼製品を製造するに際し、フランジ・ウェブ等の造形を行うために複数パスでの圧延造形が行われるが、そのパス回数は少ないことが望ましい。これは、大型のＨ形鋼製品の製造、特にフランジの広幅化を図るためにはスラブ幅の拡大が必要となるが、通常、スラブ幅が拡大されるとエッジング圧延におけるエッジング量が増え、１パス当たりの圧下量には限界があるためにパス回数が増大してしまうことが懸念されるからである。加えて、スラブ幅が拡大されると、素材におけるスラブ幅／スラブ厚比が大きくなり、エッジング圧延時に座屈現象が発生しやすく、１パス当たりの圧下量を減じてパス回数を増やすことで座屈を抑えることになるために、パス回数が増大してしまう恐れがある。
【０００８】
このような事情に鑑み、本発明の目的は、Ｈ形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させると共に、その過程において素材幅を従来に比べて小さくし、突起部の形状を好適にすることで、従来に比べ圧延造形時のパス回数の低減を実現させ、フランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能なＨ形鋼の製造技術を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
前記の目的を達成するため、本発明によれば、粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、矩形断面素材に対し前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記第２孔型における造形では、前記第１孔型において形成された割り込みの深さを深くする造形が行われ、前記複数の孔型のうち第３孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われ、前記第２孔型に形成される突起部の先端角度が２５°以上４０°以下であり、且つ、当該突起部の先端曲率半径は３０ｍｍ以下に設計されることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法が提供される。
【００１０】
前記第２孔型に形成される突起部の先端曲率半径が２０ｍｍ以下に設計される場合に、当該第２孔型における圧延造形１パス当たりの圧下量は最大１８０ｍｍに設定されても良い。
【００１１】
前記第２孔型に形成される突起部の先端曲率半径が３０ｍｍ以下に設計される場合に、当該第２孔型における圧延造形１パス当たりの圧下量は最大９０ｍｍに設定されても良い。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、Ｈ形鋼を製造する際の孔型を用いた粗圧延工程において、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で深く割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を順次折り曲げることによって、被圧延材における形状不良の発生を抑制させると共に、その過程において素材幅を従来に比べて小さくし、突起部の形状を好適にすることで、従来に比べ圧延造形時のパス回数の低減を実現させ、フランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。
【図２】第１孔型の概略説明図である。
【図３】第２孔型の概略説明図である。
【図４】第３孔型の概略説明図である。
【図５】第４孔型の概略説明図である。
【図６】第５孔型（平造形孔型）の概略説明図である。
【図７】第２孔型における圧延造形の途中パスでの被圧延材の状態を示す概略説明図である。
【図８】第２孔型におけるウェッジ先端曲率半径Ｒと圧延荷重ｔの関係を示すグラフである。
【図９】第２孔型における１パス当たりのエッジング量と被圧延材の座屈量との関係を示すグラフである。
【図１０】座屈量に関する説明図である。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。
【００１５】
図１は、本実施の形態にかかる圧延設備１を含むＨ形鋼の製造ラインＴについての説明図である。図１に示すように、製造ラインＴには上流側から順に、加熱炉２、サイジングミル３、粗圧延機４、中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８が配置されている。また、中間ユニバーサル圧延機５に近接してエッジャー圧延機９が設けられている。なお、以下では、説明のために製造ラインＴにおける鋼材を、総称して「被圧延材Ａ」と記載し、各図において適宜その形状を破線・斜線等を用いて図示する場合がある。
【００１６】
図１に示すように、製造ラインＴでは、加熱炉２から抽出された例えばスラブ１１である矩形断面素材（後の被圧延材Ａ）がサイジングミル３ならびに粗圧延機４において粗圧延される。次いで、中間ユニバーサル圧延機５において中間圧延される。この中間圧延時には、必要に応じてエッジャー圧延機９によって被圧延材のフランジ先端部（フランジ対応部１２）に対して圧下が施される。通常の場合、サイジングミル３及び粗圧延機４のロールには、エッジング孔型及びウェブ部分を減厚し、フランジ部分の形状を成形するいわゆる平造形孔型が刻設されており、これらを経由して複数パスのリバース圧延でＨ形粗形材１３が造形され、該Ｈ形粗形材１３を前記中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて、複数パスの圧下が加えられ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。
【００１７】
ここで、加熱炉２から抽出されるスラブ１１のスラブ厚Ｔは、例えば、２４０ｍｍ以上３１０ｍｍ以下の範囲内である。これは、一般的なＨ形鋼製品を製造する際に用いられるスラブ寸法である。
【００１８】
次に、以下では図１に示したサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型構成や孔型形状について図面を参照して説明する。図２〜図６は粗圧延工程を行うサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型についての概略説明図である。ここで、説明する第１孔型〜第４孔型は、例えばサイジングミル３に全て刻設されても良く、サイジングミル３及び粗圧延機４に第１孔型〜第５孔型の５つの孔型が分けて刻設されても良い。即ち、第１孔型〜第５孔型はサイジングミル３及び粗圧延機４の両方に亘って刻設されても良く、どちらか一方の圧延機に刻設されても良い。通常のＨ形鋼の製造における粗圧延工程では、これら各孔型において１又は複数パスでの造形が行われる。
【００１９】
また、本実施の形態では刻設される孔型が５つの場合を例示して説明するが、その孔型数についても、必ずしも５孔型である必要はなく、５以上の複数の孔型数であっても良い。即ち、Ｈ形粗形材１３を造形するために好適な孔型構成であれば良い。なお、図２〜図６では、各孔型における造形時の被圧延材Ａの概略最終パス形状を破線にて図示している。
【００２０】
図２は第１孔型Ｋ１の概略説明図である。第１孔型Ｋ１は、一対の水平ロールである上孔型ロール２０と下孔型ロール２１に刻設され、これら上孔型ロール２０と下孔型ロール２１のロール隙において被圧延材Ａが圧下・造形される。また、上孔型ロール２０の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２５が形成されている。更に、下孔型ロール２１の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２６が形成されている。これら突起部２５、２６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部２５と突起部２６とでそれぞれ等しく構成されている。突起部２５、２６の高さ（突出長さ）をｈ１とし、先端部角度をθ１ａとする。
【００２１】
この第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される。ここで、突起部２５、２６の先端部角度（ウェッジ角度とも呼称される）θ１ａは例えば２５°以上４０°以下であることが望ましい。
【００２２】
ここで、第１孔型Ｋ１の孔型幅は、被圧延材Ａの厚み（即ち、スラブ厚）とほぼ等しいことが好ましい。具体的には、第１孔型Ｋ１に形成された突起部２５、２６の先端部における孔型の幅と、スラブ厚を同一にすることで、被圧延材Ａの左右センタリング性が好適に確保される。また、このような孔型寸法の構成とすることで、図２に示すように、第１孔型Ｋ１での造形時において、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）においては、上記突起部２５、２６及び孔型側面（側壁）の一部が被圧延材Ａと接していて、割り込み２８、２９により４つの要素（部位）に分割されたスラブ上下端部に対して、第１孔型Ｋ１の上面及び底面にて積極的な圧下が行われない方が好ましい。孔型の上面及び底面による圧下は、被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせてしまい、フランジ（後述するフランジ部８０）の生成効率を低下させてしまうからである。即ち、第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される際の突起部２５、２６における圧下量（ウェッジ先端圧下量）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量）よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み２８、２９が形成される。
【００２３】
図３は第２孔型Ｋ２の概略説明図である。第２孔型Ｋ２は、一対の水平ロールである上孔型ロール３０と下孔型ロール３１に刻設される。上孔型ロール３０の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３５が形成されている。更に、下孔型ロール３１の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３６が形成されている。これら突起部３５、３６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部３５と突起部３６とでそれぞれ等しく構成されている。これら突起部３５、３６の先端部角度は２５°以上４０°以下のウェッジ角度θ１ｂであることが望ましい。
【００２４】
なお、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、フランジ相当部の先端部厚みを確保し、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するために、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。
【００２５】
突起部３５、３６の高さ（突出長さ）ｈ２は、上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の高さｈ１より高く構成されており、ｈ２＞ｈ１となっている。また、突起部３５、３６の先端部角度は上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の先端部角度と同じであることが圧延寸法精度上、好ましい。これら上孔型ロール３０と下孔型ロール３１のロール隙において、上記第１孔型Ｋ１通材後の被圧延材Ａが更に造形される。
【００２６】
ここで、第１孔型Ｋ１に形成される突起部２５、２６の高さｈ１より、第２孔型Ｋ２に形成される突起部３５、３６の高さｈ２の方が高く、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）への侵入長さも同様に第２孔型Ｋ２の方が長くなる。第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さは、突起部３５、３６の高さｈ２と同じである。即ち、第１孔型Ｋ１での突起部２５、２６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ１’と、第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２はｈ１’＜ｈ２との関係になっている。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面３０ａ、３０ｂ及び孔型底面３１ａ、３１ｂと、突起部３５、３６の傾斜面とのなす角度θｆは、図３に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。
【００２７】
図３に示すように、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）へ押し当てられた時の突起部の侵入長さが長いことから、第２孔型Ｋ２においては、第１孔型Ｋ１において形成された割り込み２８、２９が更に深くなるように造形が行われ、割り込み３８、３９が形成される。なお、ここで形成される割り込み３８、３９の寸法に基づき粗圧延工程でのフランジ造形工程終了時のフランジ片幅が決定される。
【００２８】
また、図３に示す第２孔型Ｋ２での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形では、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部３５、３６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。
但し、全てのパスにおいて接触していることが必要不可欠ではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ような構成でも良い。これは、第２孔型Ｋ２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
【００２９】
図４は第３孔型Ｋ３の概略説明図である。第３孔型Ｋ３は、一対の水平ロールである上孔型ロール４０と下孔型ロール４１に刻設される。上孔型ロール４０の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４５が形成されている。更に、下孔型ロール４１の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４６が形成されている。これら突起部４５、４６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部４５と突起部４６とでそれぞれ等しく構成されている。
【００３０】
上記突起部４５、４６の先端部角度θ２は、上記角度θ１ｂに比べ広角に構成され、突起部４５、４６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ３は、上記突起部３５、３６の侵入深さｈ２よりも短くなっている（即ち、ｈ３＜ｈ２）。この角度θ２は例えば７０°以上１１０°以下が好ましい。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面４０ａ、４０ｂ及び孔型底面４１ａ、４１ｂと、突起部４５、４６の傾斜面とのなす角度θｆは、図４に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。
【００３１】
図４に示すように、第３孔型Ｋ３では、第２孔型Ｋ２通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第２孔型Ｋ２において形成された割り込み３８、３９が、突起部４５、４６が押し当てられることにより、割り込み４８、４９となる。即ち、第３孔型Ｋ３での造形における最終パスでは、割り込み４８、４９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ２となる。換言すると、第２孔型Ｋ２において割り込み３８、３９の形成と共に造形された分割部位（後述するフランジ部８０に対応する部位）が外側に折り曲げられるような造形が行われる。
【００３２】
また、図４に示す第３孔型Ｋ３での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、このうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第３孔型Ｋ３での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部４５、４６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。
【００３３】
図５は第４孔型Ｋ４の概略説明図である。第４孔型Ｋ４は、一対の水平ロールである上孔型ロール５０と下孔型ロール５１に刻設される。上孔型ロール５０の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５５が形成されている。更に、下孔型ロール５１の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５６が形成されている。これら突起部５５、５６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部５５と突起部５６とでそれぞれ等しく構成されている。
【００３４】
上記突起部５５、５６の先端部角度θ３は、上記角度θ２に比べ広角に構成され、突起部５５、５６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ４は、上記突起部４５、４６の侵入深さｈ３よりも短くなっている（即ち、ｈ４＜ｈ３）。
また、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に対向する孔型上面５０ａ、５０ｂ及び孔型底面５１ａ、５１ｂと、突起部５５、５６の傾斜面とのなす角度θｆは、上記第３孔型Ｋ３と同様に、図５に示す４箇所ともに約９０°（略直角）に構成されている。
【００３５】
第４孔型Ｋ４では、第３孔型Ｋ３通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第３孔型Ｋ３において形成された割り込み４８、４９が、突起部５５、５６が押し当てられることにより押し広げられ、割り込み５８、５９となる。即ち、第４孔型Ｋ４での造形における最終パスでは、割り込み５８、５９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ３となる。換言すると、第３孔型Ｋ３において割り込み４８、４９の形成と共に造形された分割部位（後述するフランジ部８０に対応する部位）が更に外側に折り曲げられるような造形が行われる。このようにして造形された被圧延材Ａの上下端部の部位は、後のＨ形鋼製品のフランジに相当する部位であり、ここではフランジ部８０と呼称する。
【００３６】
また、図５に示す第４孔型Ｋ４での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第４孔型Ｋ４での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部５５、５６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部８０の生成効率を低下させてしまうからである。
【００３７】
図６は第５孔型Ｋ５の概略説明図である。第５孔型Ｋ５は、一対の水平ロールである上孔型ロール８５と下孔型ロール８６から構成される。図６に示すように、第５孔型Ｋ５では、第４孔型Ｋ４までに造形された被圧延材Ａが９０°あるいは２７０°回転させられ、第４孔型Ｋ４までは被圧延材Ａの上下端に位置していたフランジ部８０が、圧延ピッチライン上に来るような配置となる。そして、第５孔型Ｋ５では、２か所のフランジ部８０を繋ぐ接続部であるウェブ部８２の圧下及びフランジ部８０のフランジ先端部を圧下することでフランジ幅の寸法調整が行われる。このようにしていわゆるドッグボーン形状のＨ形粗形材（図１に示すＨ形粗形材１３）が造形される。なお、この第５孔型Ｋ５はウェブ部８２を圧下して減厚させることから、ウェブ減厚孔型あるいは平造形孔型とも呼称される。
【００３８】
このように造形されたＨ形粗形材１３に対し、既知の圧延機である中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて、複数パスのリバース圧延が加えられ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される（図１参照）。
【００３９】
上述したように、本実施の形態にかかる第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に割り込みを入れ、それら割り込みによって左右に分かれた各部分を左右に折り曲げる加工を行い、フランジ部８０を形成するといった造形をすることで、被圧延材Ａ（スラブ）の上下端面をほぼ上下方向に圧下することなくＨ形粗形材１３の造形を行うことができる。即ち、従来行われていたスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法に比べ、フランジ幅を広幅化させてＨ形粗形材１３を造形することが可能となり、その結果、フランジ幅の大きな最終製品（Ｈ形鋼）を製造することができる。
【００４０】
ここで、上記説明した第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いた造形方法において、特に第１孔型Ｋ１及び第２孔型Ｋ２における圧延造形では、原則として、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において孔型と被圧延材Ａをできるだけ接触させずに、積極的な圧下を行わないものとしている。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（即ち、後のフランジ部８０）の生成効率が低下するのを避けるためである。
【００４１】
即ち、第１孔型Ｋ１及び第２孔型Ｋ２における圧延造形は、当該孔型に形成される突起部２５、２６（あるいは突起部３５、３６）と被圧延材Ａが接触することで行われる。図７は、第２孔型Ｋ２における圧延造形の途中パスでの被圧延材Ａの状態を示す概略説明図であり、被圧延材Ａの上半分を図示したものである。第２孔型Ｋ２における圧延造形は、途中のパスにおいて図７に示すような突起部３５、３６のみが被圧延材Ａに接触している状態となっており、フランジ相当部をせん断変形によって２分割させることを目的としているために圧延荷重（圧延負荷）は極めて小さい。そのため、圧延荷重を大きく増大させることなく１パス当たりの圧下量を増やすことができる。なお、１パス当たりの圧下量（エッジング量）は、突起部２５、２６（あるいは突起部３５、３６）の先端形状（ウェッジ先端の曲率半径Ｒ）を好適にすることで適宜変更することが可能である。
【００４２】
本発明者らは、上述のように、第１孔型Ｋ１及び第２孔型Ｋ２では、突起部を除き、被圧延材Ａと孔型はできるだけ接触せずに圧延造形が行われることから、圧延荷重を低減させて、従来に比べ１パスあたりの圧下量を大きな値として大圧下圧延とすることが可能となると考え、その結果、形状不良を引き起こすことなく、従来に比べパス回数の大幅な低減を図ることができるとの知見に至った。
【００４３】
このような知見に鑑み、本発明者らは、上述した孔型構成において実施される被圧延材Ａに対するエッジング圧延に関し、特に第１孔型Ｋ１及び第２孔型Ｋ２での圧延造形に着目し、それぞれの孔型における圧延造形の好適な条件について鋭意検討を行った。なお、ここで着目した圧延造形の条件は、「圧下量（エッジング量）」と「突起部の先端部曲率半径Ｒ」であり、特に１パス当たりの圧下量（エッジング量）が重要となる。以下、好適な圧延造形の条件について説明する。
【００４４】
先ず、本実施の形態に係るＨ形鋼の製造方法において、第２孔型Ｋ２でのウェッジ先端曲率半径Ｒと圧延荷重ｔとの関係について検証を行った。図８は、第２孔型Ｋ２におけるウェッジ先端曲率半径Ｒと圧延荷重ｔの関係を示すグラフである。ここで、図８のグラフは、１８００幅×３００厚のスラブを素材とし、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度を３０°、１パス当たりの圧下量を１８０ｍｍとした時に、ウェッジ先端曲率半径Ｒを１０ｍｍ、２０ｍｍ、３０ｍｍとして複数パス圧延（１パス〜５パス）を実施した際の圧延荷重ｔの変化を示したものである。
【００４５】
図８に示すように、ウェッジ先端曲率半径Ｒを変えることで圧延荷重は変動しており、例えば第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを小さくするほど圧延荷重ｔが低減していることが分かる。即ち、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを小さくするほど圧延負荷を抑えて圧延造形を実施することができるため、圧下量を大きくとることができる。但し、ウェッジ先端曲率半径Ｒには設備的な下限値が存在し、例えば５ｍｍ未満とするとロール損傷が懸念されるため、５ｍｍ以上とすることが好ましい。
なお、従来のＨ形鋼製品の製造での粗圧延工程では、例えば圧下量６５ｍｍで約３００ｔ程度の圧延荷重が負荷されており、それと比較し、図８に示す圧下量１８０ｍｍで圧延荷重ｔの値は約３５０ｔ〜５００ｔとなっており、本発明の条件では圧延荷重が低減されていることが分かる。
【００４６】
また、図９は、第２孔型Ｋ２における１パス当たりのエッジング量と被圧延材Ａの座屈量との関係を示すグラフである。なお、図９のグラフは１８００幅×３００厚のスラブを素材とし、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度を３０°、１パス当たりの圧下量（エッジング量）を１８０ｍｍとした時に、ウェッジ先端曲率半径Ｒを１０ｍｍ、２０ｍｍ、３０ｍｍとして複数パス圧延（１パス〜５パス）を実施した際（図中、スプリット法Ｒ１０、Ｒ２０、Ｒ３０）のデータである。また、図９には、従来の粗圧延工程におけるエッジング圧延（従来法Ｒ２０）での被圧延材の座屈量も記載している。
また、図１０は、座屈量に関する説明図である。図１０に示すａ−ｂの絶対値（＝｜ａ−ｂ｜）が座屈量である。なお、図１０に示すような被圧延材Ａの座屈は、通常、被圧延材Ａの長手方向非定常部において発生・成長しやすく、且つ、圧延の蹴出し端部において成長し易いことが知られている。
【００４７】
図９に示す座屈量は、この数値が大きくなると後段プロセスにおいてフランジ部８０の４点肉量にバラツキが生じ、寸法精度が低下し、圧延続行が不可能となる恐れがある。
図９に示すように、従来の粗圧延工程では、圧下力が被圧延材の中心部に及ぶ範囲が広く、温度変動や噛み込み変動等による微小な非対称影響を受け易いといった要因により、１パス当たりの圧下量が約６０ｍｍを超えると、急激に寸法精度が低下する（座屈量が増加する）といった特徴が見受けられる。
一方で、本実施の形態に係る技術において第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを１０ｍｍ、２０ｍｍとした場合には、エッジング圧延による圧下浸透効果が小さいために、耐座屈安定性が極めて高くなり、座屈量は低い値で推移している。具体的には、１パス当たりのエッジング量が１８０ｍｍである場合でも、座屈量は低く推移し、形状悪化は見られないため、安定的な圧延が実施可能であることが分かる。
また、本実施の形態に係る技術において第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを３０ｍｍとした場合には、１パス当たりのエッジング量が９０ｍｍを超えると、座屈量が増加し、形状悪化が顕著となる。
【００４８】
なお、座屈量は例えば３０ｍｍ以内であれば許容範囲内とされる。上述したように、図８に示す圧延荷重ｔの変化は、スラブ厚が３００ｍｍである場合の結果を示すものであり、例えばウェブ高さ１０００ｍｍ以上、フランジ幅４００ｍｍ以上といった大型の最終製品を製造する際には、スラブ厚は製品厚みの２０ｍｍ程度にまで圧下（即ち、トータル延伸１５倍程度の圧下）が行われる。ここで、エッジング圧延ではスラブ厚はほとんど変化しないため、スラブ厚の圧下は主にエッジング仕上がり以降の工程で行われる。
一方で、座屈量に相当する製品の偏りの公差は例えば４ｍｍ程度であることから、粗造形段階（粗圧延段階）での公差限界のばらつきは約６０ｍｍ（４ｍｍ×１５倍）と考えられる。この値に工程能力を見込んで、例えば工業生産として許容できる座屈量を３０ｍｍ以下に設定される。
【００４９】
以上図９を参照して説明したことから、本実施の形態に係る技術において第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒが２０ｍｍ以下である場合、座屈量を低く抑え安定的な圧延を行うに際し、１パス当たりの圧下量は最大１８０ｍｍまで拡大して任意に設定可能であることが分かる。
また、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒが３０ｍｍ以下である場合、座屈量を低く抑え安定的な圧延を行うためには、１パス当たりの圧下量は最大９０ｍｍまで拡大して設定することが必要であることが分かる。
【００５０】
即ち、従来の粗圧延工程では、１パス当たりの圧下量が約６０ｍｍを超えると、急激に寸法精度が低下するといった理由から、１パス当たりの圧下量を６０ｍｍ超に増やすことは困難であったのに対し、本実施の形態に係る技術では、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを２０ｍｍ以下とすることで１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍまで拡大して設定することが可能となる。更には、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを３０ｍｍ以下とすることで１パス当たりの圧下量を最大９０ｍｍまで拡大して設定することが可能となる。これにより、１パス当たりの圧下量を増大させることで、圧延造形時のパス回数の低減等の効率化が図られる。
【００５１】
第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒは、上述したように、１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍまで拡大して設定するといった観点からは、２０ｍｍ以下とすることが好ましい。但し、図９に示すように、本実施の形態に係る技術において第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを３０ｍｍとした場合であっても、１パス当たりの圧下量を最大９０ｍｍまで拡大して設定する際に座屈量の低減効果が見られることから、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒは３０ｍｍ以下としても良い。
【００５２】
ここで、第１孔型Ｋ１での圧延造形後に第２孔型Ｋ２での圧延造形が実施されることに鑑み、第１孔型Ｋ１のウェッジ先端曲率半径Ｒに比べ第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを小さくすることで、第２孔型Ｋ２での圧延造形におけるせん断効果が高まり、圧延荷重が更に低減されることが見込まれる。例えば、第１孔型Ｋ１におけるウェッジ先端曲率半径Ｒを３０ｍｍとし、第２孔型Ｋ２におけるウェッジ先端曲率半径Ｒを２０ｍｍに設計することで、圧延荷重の低減が図られる。
【００５３】
従来のＨ形鋼の製造技術においては、本実施の形態に係る方法のように、せん断変形を主とする圧延造形を採用しておらず、スラブ幅方向全体を圧下していたために、当該圧下がスラブ中央方向に浸透し、例えばスラブ非定常部（特に圧延蹴出し端）の座屈や、ウェブの増厚が問題となっていた。このような問題に起因し、従来の１パス当たりの圧下量の限界（圧延限界）は約７０ｍｍ未満とされていた。
しかしながら、図８、９を参照して分かるように、本実施の形態に係る方法によれば、第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを２０ｍｍ以下とした場合には、１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍとしても座屈量は増大せず、圧延荷重を小さく抑えることができ、安定して有効な圧延造形が実施できる。また、１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍとした場合であっても、圧延荷重は約５００ｔ以下に抑えられていることが分かるため、１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍ且つ圧延荷重５００ｔ以下との条件でもって圧延造形を実施することが可能となる。
【００５４】
以上説明したように、上述した孔型構成において実施される被圧延材Ａに対するエッジング圧延に関し、特に第１孔型Ｋ１及び第２孔型Ｋ２での圧延造形では、第１孔型Ｋ１におけるウェッジ先端曲率半径Ｒよりも第２孔型Ｋ２におけるウェッジ先端曲率半径Ｒを小さい値とすることが望ましい。
また、従来は約７０ｍｍ未満が限界値であった１パス当たりの圧下量に関しても、本実施の形態に係る方法においては、１パス当たりの圧下量を最大１８０ｍｍとすることができ、パス回数の低減を図ることが圧延能率上望ましいといった観点から、１パス当たりの圧下量はなるべく大きい値とすることが望ましい。なお、１パス当たりの圧下量の具体例は、後述する実施例に記載している。
【００５５】
以上説明した、本実施の形態に係るＨ形鋼の製造方法によれば、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に割り込みを入れ、それら割り込みによって左右に分かれた各部分を左右に折り曲げる加工を行い、フランジ部８０を形成するといった造形をすることで、被圧延材Ａ（スラブ）の上下端面の圧下量を最小限に抑えて、Ｈ形粗形材１３の造形を行うことができる。即ち、従来行われていたスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法に比べ、フランジ幅を広幅化させてＨ形粗形材１３を造形することが可能となり、その結果、例えばウェブ高さ１０００ｍｍ以上、フランジ幅４００ｍｍ以上といった大型の最終製品（Ｈ形鋼製品）を製造することができる。
【００５６】
更に、上述したように、第１孔型Ｋ１のウェッジ先端曲率半径Ｒに比べ第２孔型Ｋ２のウェッジ先端曲率半径Ｒを小さくする（例えば３０ｍｍ以下）ことで、圧延荷重の低減を図り、１パス当たりの圧下量を最大で１８０ｍｍまで拡大して設定したとしても、問題無く圧延造形を実施することが可能となる。また、１パス当たりの圧下量を大きくとれるため、従来に比べパス回数の低減を図ることが可能となる。
【００５７】
以上、本発明の実施の形態の一例を説明したが、本発明は図示の形態に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
【００５８】
上記実施の形態において、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４の４つの孔型を用いて被圧延材Ａの造形を行い、その後、第５孔型Ｋ５を用いて平造形圧延を行う技術を説明したが、粗圧延工程を実施する孔型数はこれに限られるものではなく、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４に示す圧延造形工程を更に多くの孔型を用いて実施しても良い。即ち、上記実施の形態に示した孔型構成は一例であり、サイジングミル３や粗圧延機４に刻設される孔型の数は任意に変更可能であり、好適に粗圧延工程を実施することができる程度に適宜変更される。
【実施例】
【００５９】
本発明の実施例として、以下のような検証を行った。先ず、比較例１として、従来のスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法でもって第１孔型〜第３孔型（Ｇ１〜Ｇ３）において圧延造形を行った場合のパススケジュールの一例を表１に示す。なお、比較例１では２３００ｍｍ幅のスラブを素材として、ウェブ高さが１２００ｍｍになるまで圧延造形を行っており、１パス当たりの圧下量は６０ｍｍ以下にとどまっている。従来の粗圧延方法の一例としては、例えば特許第３４５７３６２号に記載したようなエッジング圧延による被圧延材の幅拡がりを利用した方法が挙げられる。このような方法では、孔型内における被圧延材の誘導性が乏しいため、１パス当たりの圧下量は６０ｍｍ以下に留めざるを得ないといった事情がある。
【００６０】
【表１】
0006627641.tif 000002
【００６１】
表１に示す通り、比較例１では、所定のウェブ高さの被圧延材まで造形するのに、合計で２１パスの圧延造形が必要となっている。
【００６２】
一方、実施例１として、上記実施の形態において説明した方法でもって第１孔型〜第３孔型（Ｇ１〜Ｇ３）において圧延造形を行った場合のパススケジュールの一例を以下の表２に示す。但し、表２のパススケジュールは、圧延造形のスケジュールにおいてオペレータが監視を行うことが必要であるといった観点から、パス数を全て偶数回数のパスとし、圧延機の前面において被圧延材のロール軸方向位置を変更できるような装置（例えばサイドガイド、マニプレータ等）を用いて変更させるようなスケジュール構成としたものである。なお、実施例１では、上記実施の形態で説明した通り、従来に比べ幅の小さいスラブから所定のウェブ高さの被圧延材を得ることができることから、２０００ｍｍ幅のスラブを素材として、ウェブ高さが１２００ｍｍになるまで圧延造形を行っている。
【００６３】
【表２】
0006627641.tif 000003
【００６４】
表２に示すパススケジュールでは、上記実施の形態でも説明したように、１パス当たりの圧下量を大きくとることができるため、一部パスにおいて圧下量７０ｍｍ以上で最大１８０ｍｍとしている。そのため、所定のウェブ高さの被圧延材まで造形するのに、合計で１２パスとなっている。
【００６５】
また、実施例２として、上記実施の形態において説明した方法でもって第１孔型〜第３孔型（Ｇ１〜Ｇ３）において圧延造形を行った場合のパススケジュールであって、被圧延材を圧延機の前後面の両方において転回させるようなスケジュール構成としたものを以下の表３に示す。なお、実施例２では、実施例１と同様の理由により、２０００ｍｍ幅のスラブを素材として、ウェブ高さが１２００ｍｍになるまで圧延造形を行っている。
【００６６】
【表３】
0006627641.tif 000004
【００６７】
表３に示すパススケジュールでは、１パス当たりの圧下量を大きくとることができるため、一部パスにおいて圧下量７０ｍｍ以上で最大１８０ｍｍとしており、そのため、所定のウェブ高さの被圧延材まで造形するのに、合計で９パスとなっている。
【００６８】
表１の比較例１と表２及び表３の実施例１、２を比べると、先ず、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４を用いて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に割り込みを入れ、それら割り込みによって左右に分かれた各部分を左右に折り曲げる加工を行い、フランジ部８０を形成するといった造形を採用していることで、素材としてのスラブの幅を小さくすることができ、それによりパス回数の低減が実現されていることが分かる。加えて、比較例１に比べ実施例１、２では、１パス当たりの圧下量を大きくとることができているために、更なるパス回数の低減が実現されていることが分かる。
【００６９】
また、上記実施の形態に係るＨ形鋼の製造方法においては、粗圧延造形された被圧延材Ａのフランジ部８０の形状が、従来の製造方法における平孔型造形前のフランジ部の形状に比べ、製品フランジの形状に近い形状である。これは、素材として用いる矩形断面の素材（スラブ）の端部形状を変えることなく、割り込みを入れて造形した分割部位（フランジ部８０）を折り曲げる加工を行うといった造形技術を採用していることに起因する。
そのため、従来の製造方法に比べ、フランジ部８０にメタルフローを流入させるためのウェブ厚の薄肉化が顕著に求められない。
ウェブ厚の薄肉化は、主に平造形孔型（上記実施の形態に係る第５孔型Ｋ５）において行われるが、ここでは、その平孔型造形のパススケジュールの具体的な例を比較例２、実施例３として記載する。
【００７０】
以下の表４に示す比較例２は、平造形孔型（Ｇ４）において３００厚スラブを素材とした場合の、ウェブ厚３００ｍｍの被圧延材をウェブ厚７０ｍｍまで減厚させる場合のパススケジュールの一例である。表４に示すように、特に後段パスにおいてはウェブ圧下率が高くなるために反力が増大し、１パス当たりの圧下量を少なくせざるを得ず、例えば１パス当たりの圧下量が５ｍｍ程度となる。そのためにパス回数が増え、表４のスケジュールでは１７パスとなっている。
【００７１】
【表４】
0006627641.tif 000005
【００７２】
一方、以下の表５に示す実施例３は、平造形孔型（Ｇ４）において３００厚スラブを素材とした場合の、ウェブ厚３００ｍｍの被圧延材をウェブ厚１００ｍｍまで減厚させる場合のパススケジュールの一例である。表５に示すスケジュールは、上記実施の形態に係るＨ形鋼の製造方法を採用した場合の平造形圧延であり、ウェブ厚を７０ｍｍまで減厚させることは求められていない。そのため、パス回数は１２パスに留まっている。
【００７３】
【表５】
0006627641.tif 000006
【００７４】
以上、表１〜表５に比較例１、２及び実施例１〜３に係るパススケジュールの具体例を示した。これによれば、従来のスラブ端面を常に圧下する粗圧延方法を採用すると、比較例１と比較例２を加えたパス回数である３８パスが必要とされる。一方、上記実施の形態で説明した本発明に係るＨ形鋼の製造方法を採用すると、実施例１と実施例３を加えたパス回数である２４パス、あるいは実施例２と実施例３を加えたパス回数である２１パスで粗圧延工程が完了できることが分かる。この結果から、本発明に係るＨ形鋼の製造方法によれば、従来に比べ圧延造形時のパス回数の低減を実現させ、フランジ幅の大きなＨ形鋼製品を効率的且つ安定的に製造することができることが示される。
【産業上の利用可能性】
【００７５】
本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法に適用できる。
【符号の説明】
【００７６】
１…圧延設備
２…加熱炉
３…サイジングミル
４…粗圧延機
５…中間ユニバーサル圧延機
８…仕上ユニバーサル圧延機
９…エッジャー圧延機
１１…スラブ
１３…Ｈ形粗形材
１４…中間材
１６…Ｈ形鋼製品
２０…上孔型ロール（第１孔型）
２１…下孔型ロール（第１孔型）
２５、２６…突起部（第１孔型）
２８、２９…割り込み（第１孔型）
３０…上孔型ロール（第２孔型）
３１…下孔型ロール（第２孔型）
３５、３６…突起部（第２孔型）
３８、３９…割り込み（第２孔型）
４０…上孔型ロール（第３孔型）
４１…下孔型ロール（第３孔型）
４５、４６…突起部（第３孔型）
４８、４９…割り込み（第３孔型）
５０…上孔型ロール（第４孔型）
５１…下孔型ロール（第４孔型）
５５、５６…突起部（第４孔型）
５８、５９…割り込み（第４孔型）
８０…フランジ部
８２…ウェブ部
８５…上孔型ロール（第５孔型）
８６…下孔型ロール（第５孔型）
Ｋ１…第１孔型
Ｋ２…第２孔型
Ｋ３…第３孔型
Ｋ４…第４孔型
Ｋ５…第５孔型（平造形孔型）
Ｔ…製造ライン
Ａ…被圧延材
【図１】
0006627641.tif 000007
【図２】
0006627641.tif 000008
【図３】
0006627641.tif 000009
【図４】
0006627641.tif 000010
【図５】
0006627641.tif 000011
【図６】
0006627641.tif 000012
【図７】
0006627641.tif 000013
【図８】
0006627641.tif 000014
【図９】
0006627641.tif 000015
【図１０】
0006627641.tif 000016