熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法
【課題】ステンレス熱延鋼板の板端部近辺に長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり低下を防止することを可能とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法を提供する。
【解決手段】圧下面の平行部４両側に夫々上流側傾斜部２、下流側傾斜部３を有する幅圧下用金型１を用いたスラブ幅プレスを行うにあたり、前記スラブの最先端部は上流側傾斜部２にて、同スラブの最尾端部は下流側傾斜部３にて、同スラブの残りの部分である定常部は平行部４にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにする。即ち先尾端部の実幅圧下増大量δ１、δ２を３０〜５０ｍｍの範囲とする。
【解決手段】圧下面の平行部４両側に夫々上流側傾斜部２、下流側傾斜部３を有する幅圧下用金型１を用いたスラブ幅プレスを行うにあたり、前記スラブの最先端部は上流側傾斜部２にて、同スラブの最尾端部は下流側傾斜部３にて、同スラブの残りの部分である定常部は平行部４にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにする。即ち先尾端部の実幅圧下増大量δ１、δ２を３０〜５０ｍｍの範囲とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法に関し、詳しくは、ステンレス鋼の熱間圧延にて、熱延鋼板の幅方向板端部近辺に長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり悪化を軽減することを可能とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
熱間スラブの幅変更手段として、連続鋳造プロセスにて製造されたスラブを温度が低下しないうちに、あるいは一旦温度が低下した後に加熱炉に投入して所定の温度まで加熱した後、該熱間スラブの板幅方向に相対峙して設置された１対の金型にて熱間スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅プレス装置が用いられている。前記１対の金型の一方と他方は互いに鏡像対称形であり、圧延ライン幅方向中心面に対して面対称の位置に配置される。このような幅プレス装置では、通常、９００〜２０００ｍｍ程度の幅の熱間スラブに対して最大３００〜３５０ｍｍ程度の幅圧下が行われており、連続鋳造にて同一幅に鋳造されたスラブより異なる幅の鋼板製品の製造を可能としている。これにより、連続鋳造プロセスでのモールド変更による幅変更回数の低減、熱間圧延プロセスでの幅可変のスケジュールフリー圧延の拡大、コイル単重の増大など、鋼板製造プロセスの生産性向上や合理化に大きく寄与しており、そのメリットは幅プレス装置による幅圧下能力が大きいほど増大する。
【０００３】
しかしながら、幅プレスによる幅圧下量が増大すると、鋼種によっては板幅エッジ近辺の変形特性に起因して線状の表面欠陥が発生することがある。例えば、極低炭素鋼では、オーステナイト相からフェライト相へ変態する温度が高く、かつ両相の変形能が異なる(フェライト相は軟らかい)ことから、温度低下が大きいスラブ角部付近はフェライトへの変態に伴って軟化するため、幅プレスによる幅圧下や水平圧延にて局所的に重なった線状疵が発生することがある。この線状疵は、コイル長手全長に発生するため、製品歩留まりを大きく低下させる原因となることから、熱間スラブの角部付近の温度低下を抑制する目的にて幅プレス用金型の圧下面にカリバーと呼ばれる凹溝を形成し、幅圧下にてスラブ角部を鈍角に成形し、スラブ角部の温度低下を抑制することが提案されている(例えば特許文献１)。
【０００４】
また、ステンレス鋼の熱間圧延では、粗圧延初期でのスラブの水平圧延時に自由表面であるスラブ側面にシワ状の微小凹凸が形成され、この微小凹凸はその後の水平圧延にて生じる側面のバルジ変形によって板表裏面の板幅端近傍に廻り込むことから、熱延鋼板の状態では板幅より数十ｍｍの範囲にわたってシーム疵と呼ばれる線状欠陥の集合体を形成する。このため、予めこのシーム疵の幅を考慮した余幅を設定して熱延鋼板を製造した後にこのシーム疵部をトリムして除去しなければならないことから、大幅な歩留まり低下を招くものであった。このようなステンレス鋼のシーム疵を低減させるための技術として、幅圧下用金型の圧下面の高さ方向中央部に台形状の凸部を有する金型を使用し、かつその後の粗圧延の初期の３パスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を行わないことが提案されている(例えば特許文献２)。これは、ステンレス鋼のシーム疵がバルジ変形によるスラブ側面の廻り込みによって拡大することから、予め幅プレスにてスラブ側面を凹形状に成形してバルジ変形による幅膨らみ量を低減し、かつ粗圧延初期にて竪ロールによる幅圧下を実施しないことにより、幅プレスにて成形したスラブ側面の凹形状を維持して側面の材料が表裏面へ廻り込まないようにする効果を発揮させるものである。また、ステンレス鋼のシーム疵は、コイル長手方向の先尾端にてスラブ側面からの廻り込み量が大きくなる特徴があることから、幅プレスによる幅圧下量をスラブ長手方向で変更する技術が提案されている(例えば特許文献３、４)。尚、幅圧下用金型の圧下面に複数の傾斜部と平行部を形成したものを用いる幅圧下方法も提案されている（例えば特許文献５，６）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開昭６３−１９２５０３号公報
【特許文献２】特開平９−２５６０５０号公報
【特許文献３】特開２０１０−６４１２３号公報
【特許文献４】特開２０１０−７５９７７号公報
【特許文献５】特開２００７−２２２８９４号公報
【特許文献６】特開２００９−１９００４９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかし、前記した従来のステンレス鋼板のシーム疵低減技術は、各々以下のような問題点を有していた。
特許文献２に開示されている技術では、金型圧下面に形成する台形形状の凸部寸法を適正化することにより、大きなシーム疵低減効果が認められる。しかしながら、この効果はコイル長手方向の先尾端部近辺を除く定常部では大きいものの、依然としてコイル先尾端部近辺ではシーム疵の廻り込み量が大きいという課題を有している。特許文献２では、凸部を有する金型によってスラブ側面に凹形状を成形し、この効果を維持するために粗圧延の初期の３パスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しないため、スラブ先尾端でのフレア(鉢状の幅広がり)が大きくなる(例えば、日本鉄鋼協会「板圧延の理論と実際」ｐ．８３参照)ことが不可避である。
【０００７】
その後の粗圧延にて、水平圧延での幅広がりを補償するためにエッジャー竪ロールによる幅圧下を行うと、定常部と比較して幅が広いフレア部での幅圧下量が大きくなり、それに従って先尾端部でのシーム疵の内部への廻り込み量も大きくなってしまう。結局、熱間圧延後の鋼板全長に亘り同一幅を得るために、板幅エッジ部のトリム量はシーム疵の廻り込み量の最も大きいコイル先尾端部でのトリム量に制約されることから、鋼板全長に亘るトリム部分が多発し、歩留まりがあまり改善しないという問題点を有している。
【０００８】
特許文献３、４では、このコイル先尾端部でシーム疵の廻り込み量の低減策として、幅プレスによる幅圧下量をスラブ長手方向で変更する技術を提案している。そして、幅プレスによるスラブ定常部と先尾端部での幅圧下量の差(以後、段差量とよぶ)と段差を行う長さ(以後、段差長とよぶ)を、実験や操業データの解析から求める係数を用いた関係式にて決定することとしている。しかしながら、本発明者らの検討によると、適切な段差量や段差長は金型形状とスラブとの接触開始位置(以後、予成形長さとよぶ)との関係に大きく依存するものであるが、特許文献３、４では予成形長さに関しては一切言及されていない。
【０００９】
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、ステンレス熱延鋼板の板端部近辺に長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり低下を防止することを可能とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記課題を解決するため、本発明者らは鋭意検討を重ね、ステンレス鋼板のシーム疵による歩留まり低下を防止する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法を見出した。即ち、本発明は、以下の通りである。
（１）圧延ライン両側に対面設置した幅圧下用金型の各々の圧下面が、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部と、圧延ライン方向に平行な平行部と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部とをこの順に連ねてなる前記１対の金型を用いて幅圧下し、その後複数パスの粗圧延の間にエッジャー竪ロールを用いて幅圧下する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法であって、前記金型を用い、前記スラブの最先端部は前記上流側傾斜部にて、同スラブの最尾端部は前記下流側傾斜部にて、同スラブの残りの部分である定常部は前記平行部にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにすることを特徴とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（２）前記上流側傾斜部及び下流側傾斜部は、圧延ラインに対する傾斜角度が１２°以上であることを特徴とする、上記（１）に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（３）前記圧下面は、高さ方向中央部に台形状の凸部を有することを特徴とする、上記（１）又は（２）に熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（４）前記エッジャー竪ロールによる幅圧下は、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％以上となってから実行することを特徴とする、上記（１）〜（３）の何れかに記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【発明の効果】
【００１１】
本発明によれば、ステンレス鋼板の熱延製造時に板端部近辺で長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり低下を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１２】
【図１】本発明によるフレアの低減効果の１例を示すグラフである。
【図２】本発明によるフレアの低減効果のもう１つの例を示すグラフである。
【図３】本発明によるフレアの低減効果の１例を示す平面図である。
【図４】本発明に用いる金型の１例を示す平面図である。
【図５】本発明によるスラブ先端部の幅プレス（金型を用いた幅圧下）方法の１例を示す説明図である。
【図６】本発明によるスラブ尾端部の幅プレス（金型を用いた幅圧下）方法の１例を示す説明図である。
【図７】予成形長さの定義説明図である。
【図８】段差幅圧下量の定義説明図である。
【図９】圧下面の高さ方向中央部に台形状の凸部を有する金型の１例を示す立体図である。
【図１０】図９の要部断面図である。
【発明を実施するための形態】
【００１３】
以下、本発明の実施形態について図１〜図１０を援用して説明する。
ステンレス鋼板の製造では前述のごとくシーム疵が発生することから、圧延によるスラブ側面の廻り込み量を低減する目的にて金型圧下面の高さ方向中央部付近に台形状の凸部を有する幅圧下用金型１が使用されている（図９、図１０参照）。このような金型を用いたスラブ幅圧下である幅プレスを行うとスラブ側面に凹みが形成されるため、適正な寸法の凸形状を付与することにより、その後の水平圧延によるスラブ側面のバルジ変形をほぼ相殺することが可能となる。つまり、このような幅プレスをステンレス鋼スラブに適用することにより、ステンレス鋼板のエッジシーム疵の発生領域を大きく低減できるものである。
【００１４】
一方、図３の点線は板圧延での材料の幅広がり挙動を模式的に示したものであり、材料の先端部と尾端部は圧延での非定常変形域となることから、前記したフレアと呼ばれる鉢広がり形状となる。これは、板圧延では材料の先尾端部（前記非定常変形域であり、以下、先尾端非定常部ともいう）を除く定常部でのロールバイト内での幅広がりは、ロールバイトの前後に位置する非変形の材料部分の存在により拘束されることから、幅広がりがあまり大きくないが、最先端部はその前方に幅広がり変形を拘束する材料がない、また最尾端部はその後方に幅広がり変形を拘束する材料がない、ことから幅広がりが大きくなるものである。通常、熱間スラブの粗圧延工程では、スラブ幅を変更する目的、そして水平圧延での幅広がりを補償する目的にて、各粗圧延機に具備されたエッジャー竪ロールにて幅圧下を行っている。そして、先尾端非定常部での幅変動を低減するため、スラブ先端と尾端付近にてエッジャー竪ロールによる幅圧下量制御するショートストローク制御が行われている。
【００１５】
また、ステンレス鋼板の製造では、前記したごとく圧下面が凸形状である幅圧下用金型を用いてスラブ側面を凹形状に成形してシーム疵の低減を図るため、水平圧延による側面のバルジ変形の大きい粗圧延前半のパスではエッジャー竪ロールによる幅圧下をするとスラブ側面の凹みの深さが減少するため、通常はこれを実施しない。従来技術(例えば特許文献２)では、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％超になるまではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しないことが提案されており、本発明者らの検討でも本技術はシーム疵の廻り込み量低減の観点から大きな効果を有していることを確認している。よって本発明では前記総圧下率が５０％以上となってからエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行することが好ましい。但し、前記総圧下率を９５％超とすると圧延機の圧下能力限界を超えてパス数を増しても更なる減厚が困難となるため、より好ましくは、前記総圧下率が５０〜９５％となる範囲内でエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行することである。
【００１６】
しかしながら、前記したごとく、エッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しない場合には先尾端のフレアが大きくなるため、先尾端のエッジシーム廻り込み量が増加して後工程でトリム代が大きくなって鋼板歩留まりがより大きく低下することが不可避となる。このため、粗圧延後半のパスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施してフレア部を圧下し、長手方向全長に亘って板幅分布を均一にする必要がある。しかしながら、そうするためには、既に幅広がりが大きくなっている先尾端フレア部での幅圧下量が大きくなるため、それに付随して先尾端付近でのシームの廻り込み量が大きくなってしまうことが不可避となる。結局、熱間圧延後の後工程での板幅トリムでは、シーム疵の廻り込み量が大きくなっている鋼板先尾端部に合わせて全長に亘りトリムを実施することから、大きな歩留まりロスとなってしまう。
【００１７】
本発明者らは、従来技術にて提案されている、圧下面の高さ方向中央に台形状凸部を有する幅圧下用金型(図９、図１０参照。台形状凸部サイズは、台形高さ＝１５〜６５ｍｍ、台形上辺長＝８５〜２００ｍｍ、台形下辺長＝２００〜３００ｍｍ)を用い、かつスラブ先尾端でのシームの廻り込み量を効率的に低減する方法について鋭意検討を重ね、幅圧下用金型の圧下面の傾斜部を最大限に活用して効率的にフレアを低減することにより、結果としてコイル全長に亘りシームの廻り込み量を最小限に抑制するための技術として本発明を完成させた。完成までの途上において、前述したごとく、先尾端非定常部を除いた残りである定常部では、凸形状の圧下面を有する金型を用いること、スラブ厚から板厚への総圧下率が５０％以上となってからエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行すること、により大きなシーム廻り込み量の低減効果が得られることから、これら２つの技術事項を前提として、平行部の両側に傾斜部が連なる圧下面を有する金型を用いたスラブ先尾端の予成形技術について検討を重ねた。その結果、スラブの先端部、尾端部ともに、前記金型の傾斜部にて適正に幅プレスを行うことにより、先尾端部でのシームの廻り込み量を大きく低減できることを見出した。
【００１８】
図４は、本発明に用いる幅圧下用金型（略して金型）の１例を示す平面図（但し、圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付き）である。尚、図示の金型１は圧延ライン両側に対面設置した１対うちの１個であり、もう１個は図示の金型１の鏡像と同形であり、圧延ライン幅中心面に対する金型１の面対称位置に設置されている。図４に示す金型１の図形下部が圧下面であり、該圧下面は、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部２と、圧延ライン方向に平行な平行部４と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部３とをこの順に連ねてなる。上流側傾斜部２、下流側傾斜部３は、圧延ライン方向に対する傾斜角度が夫々θ１、θ２である。ここで、θ１、θ２は、これらが１２°未満であるとエッジシーム廻り込み量の低減効果が小さいので、１２°以上とするのが好ましい。但し、これらが３０°を超えると金型にスラブが噛み込み難くなるので、θ１、θ２は、より好ましくは１２°〜３０°である。
【００１９】
図５は、本発明によるスラブ先端部の幅プレス方法を示す図であり、スラブ幅Ｗのスラブ（熱間ステンレス鋼スラブ）５に対して先尾端を除く定常部での幅圧下後の幅がｗとなる設定（幅圧下量ΔＷ＝Ｗ―ｗ）にて幅圧下し、かつ幅圧下パス間にてスラブ５を圧延ライン下流側に距離Ｌだけ搬送する条件を示している。本発明では、スラブ最先端角部を金型１の上流側傾斜部２で幅圧下し、かつ、図５に示したごとくその幅圧下量は定常部幅圧下量ΔＷに対してスラブ全幅にてΔＷ1（スラブ片側面ではΔＷ1/２）だけ大きくなるように幅圧下するものである。なお、図８に示したごとく、ΔＷ1は金型の設定幅圧下量の増大分であり、一方、スラブ定常部に対するスラブ先端部の実幅圧下量の増大分（実幅圧下増大量という）はδ1として前記ΔＷ1と区別する。これは、スラブ先端圧下時のスラブと金型の位置関係により、同じ設定幅圧下量の増大分ΔＷ1でも、実際のスラブにおける実幅圧下増大量δ1が変化するためであり、後ほどデータをもとに説明を行う。
【００２０】
同様に、図６は本発明によるスラブ尾端部の幅圧下方法を示す図であり、スラブ最尾端角部を金型の下流側傾斜部３で圧下し、かつ、図６に示したごとくその幅圧下量は定常部幅圧下量ΔＷに対してスラブ全幅にてΔＷ2（スラブ片側面ではΔＷ2/２）だけ大きくなるように幅圧下するものである。先端部と同様に、実際のスラブにおける実幅圧下増大量をδ2として区別する。
【００２１】
前述したごとく、従来では、水平圧延によって図３に点線で示したように鋼板先尾端にフレア形状が発生していたのに対し、図５、図６に示した本発明の幅圧下方法を実施することにより、粗圧延前半のパス(スラブ厚から板厚への総圧下率５０％程度未満のパス)にてエッジャー竪ロールによる幅圧下を行わない場合でも、図３に実線で示すごとく鋼板全長に亘って板幅をほぼ均一にすることが可能となる。
【００２２】
以下、図１，図２を用いて本発明による効果をより具体的に説明する。図１、図２は、厚み２１８ｍｍ、幅１１２０ｍｍのフェライト系ステンレス鋼の熱間スラブを、図４に示した幅圧下用金型（但し圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付きである凸金型）を用いて幅圧下し（定常部での幅圧下量１６０ｍｍ）、その後、エッジャー竪ロールによる幅圧下を行わずに３パスにて板厚１０７ｍｍ（総圧下率＝（１-１０７/２１８）*１００≒５１％）まで圧下した状態での先尾端部のフレア量を調べたデータである。なお、金型１（詳しくは金型１の圧下面）の上流側傾斜角θ1、下流側傾斜角θ2はいずれも１２°の条件である。図１は、スラブ最先端部を圧下する際の予成形長さＬ０と定常部への金型の設定幅圧下量に対する最先端部へのそれの増大分ΔＷ1(以後、先端部の金型の段差幅圧下量とよぶ)と、３パス圧延後の先端部の平均フレア量との関係図である。なお、予成形長さとは、図７に示したごとく、スラブ最先端部を幅圧下する際のスラブ５の最先端位置から金型１の上流側傾斜部２と平行部４との交点位置までの上下流方向の距離と定義しており、スラブ５の最先端位置を原点（Ｌ０＝０）として、上流側傾斜部２にて先端幅圧下を開始する状態をＬ０＜０、平行部４にて先端幅圧下を開始する状態をＬ０＞０とする。また、３パス圧延後の状態では、凸金型にて形成されたスラブ側面の凹形状とその後の圧延によるバルジ変形が重畳し、板幅端は板厚方向に数ｍｍの凹凸形状となっていることから、板厚方向に１／４厚、１／２厚、３／４厚の位置での長手方向の幅プロフィルを測定し、その３箇所の位置における定常部幅と最先端部付近の最大幅との差を平均して平均フレア量とした。
【００２３】
図１に示したとごとく、平均フレア量は先端部の金型の段差幅圧下量ΔＷ1の増大にともない低減すること、また予成形長さＬ０が０ｍｍの条件にてその効果が顕著であり、金型の段差幅圧下量ΔＷ1が５０ｍｍ程度にて平均フレア量がほぼ０ｍｍとなっている。図５は予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件での状況を示しているが、本条件ではスラブ先端部の実幅圧下増大量δ1が金型の段差幅圧下量ΔＷ1と等しくなるため、最も効率的に先端角部を傾斜状態に成形することが可能である。例えば、金型の上流側傾斜角θ1＝１２°で且つ予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件下でδ1＝４０ｍｍとするためにはΔＷ1を４０ｍｍに設定すればよいが、予成形長さＬ０＝−５０ｍｍの条件ならば、幾何学的な関係より片側圧下量にて５０ｍｍ×ｔａｎ(１２°)＝１０．６ｍｍ、すなわち両側での段差幅圧下量ΔＷ１を４０ｍｍ＋２×１０．６ｍｍ＝６１．６ｍｍとする必要がある。また、予成形長さＬ０がプラスの領域の条件では、スラブ５の最先端部が金型１の平行部３にて幅圧下されることから、同じ段差幅圧下量ならば、予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件と比べてフレアの低減効果が小さくなるものである。
【００２４】
同様に、図２は予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件下のスラブ先端部の金型の段差幅圧下量ΔＷ1、定常部への金型の設定幅圧下量に対する最尾端部へのそれの増大分ΔＷ2（以後、尾端部の金型の段差幅圧下量とよぶ）と３パス圧延後の先端部と尾端部での平均フレア量との関係図である。前記したごとく、板圧延での幅広がり挙動はロールバイト内での幅広がり変形に対するロールバイト入出側材料の拘束によって大きく影響されており、一般に、材料（被圧延材）の先端部よりも尾端部でのフレア量が大きくなる。このため、図２では段差幅圧下量０ｍｍの条件、すなわちスラブ先尾端で段差幅圧下を行わず、スラブ全長に亘って均一な幅となるように幅プレスを行った場合には、先端部に比べて尾端部での平均フレア量が大きくなっている。これに対し、本発明に則ってスラブ先尾端で段差幅圧下を行うことで、尾端部においても金型の段差幅圧下量が５０ｍｍ程度の条件にて平均フレア量がほぼ０ｍｍとなっており、図３に示すごとく粗圧延前半のパスでのフレア量を低減し、ひいては熱間圧延後のステンレス鋼板のシーム疵による幅トリム量を大きく低減できるものである。この場合も先端部と同様に、本条件では実際のスラブ尾端部の実幅圧下増大量δ2が段差幅圧下量ΔＷ2と等しくなるため、最も効率的にスラブ尾端角部を傾斜状態に成形することが可能である。
【００２５】
なお、上述の作用効果は図４の形状の金型（但し圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付きである凸金型）を用いて確認したものであるが、複数の平行部と複数の傾斜部を有する金型（例えば特許文献５，６）を用いても、同様な作用効果が得られる。又、圧下面が台形状凸部を有さず高さ方向全域に亘りフラット（換言すると、台形高さ＝０ｍｍ）である金型を用いても、同様な作用効果が得られる。
【００２６】
また、本発明者らは、更に実験やＦＥＭ等数値解析を行って、スラブ先尾端の、金型の実幅圧下増大量δ1、δ2の適正範囲を求めた結果、スラブ先尾端の、金型の実幅圧下増大量δ1、δ2の適正範囲は、スラブ幅や定常部幅圧下量によって影響を受けるものの、スラブ厚３００ｍｍ以下（但し２００ｍｍ以上）、スラブ幅２０００ｍｍ以下（但し８００ｍｍ以上）、定常部幅圧下量３５０ｍｍ以下（但し５０ｍｍ以上）の条件下では、δ1、δ2ともに３０ｍｍ〜５０ｍｍの範囲が適正であることを見出し、これを本発明の要件とした。実幅圧下増大量を３０ｍｍよりも過小に設定すると、シーム疵の廻り込み量の増大の他、熱間圧延後に先尾端部にフレアが形成し、これを除去せざるを得ず幅トリム量が増大して歩留まりが低下し、一方、実幅圧下増大量を５０ｍｍよりも過大に設定すると、シ−ム疵の廻り込み量の増大の他、熱間圧延後に、定常部幅に比べて先尾端付近での幅が目標よりも狭くなってしまい、その部分を除去せざるを得ず歩留まり低下となる。
【実施例】
【００２７】
フェライト系ステンレス鋼スラブを、図９に示した幅圧下用金型（但し、台形状凸部の台形高さ＝２０ｍｍ、台形上辺長＝１１０ｍｍ、台形下辺長＝２１０ｍｍ）を用い、先端部は表１、尾端部は表２に夫々、先尾端部を除く定常部の幅圧下量と共に、示す幅圧下条件で幅圧下（幅プレス）し、その後、粗圧延前半のパスではスラブから板厚への総圧下率が５０％以上となった後、エッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しつつ水平圧延を行い、次いで粗圧延後半のパスでは全長幅制御のためのエッジャー竪ロールによる幅圧下を行ってバー板厚３３ｍｍのシートバーに成形し、その直後の７パスの仕上圧延にて仕上板厚３ｍｍのステンレス熱延鋼板を製造した。
【００２８】
該製造した鋼板についてシーム判定及び幅判定を行った。その結果を表１、表２に示す。表１のシーム判定の評価値は、定常部でのシーム疵廻り込み量に対し、先端部付近にて５ｍｍ（片側）以上の廻り込み量の増大があった場合を×、５ｍｍ未満の場合を○としている。また、幅判定の評価値は、定常部の板幅に対し、全幅にて５ｍｍ以上の幅狭まり、あるいは幅広がりが生じた場合を×としている。従来例Ｎｏ．１、２では、先端部の実幅圧下増大量δ1が小さいことからシーム疵の廻り込み量が大きく、また従来例Ｎｏ．４では実幅圧下増大量δ1が大きすぎることから、粗圧延後半のパスでのエッジャー竪ロールによる幅制御効果が不足し、結果として先端部幅が狭くなってしまったものである。また、従来例Ｎｏ．５は上流側傾斜角θ1を１０°とした場合であり、フレア低減効果が小さくシーム判定も×であった。これに対し、本発明例では何れも、シーム判定、幅判定ともに○であり、品質良好な熱延鋼板の製造が可能であった。同様に、表２は表１の先端部に適用したのと同様の幅圧下条件を尾端部に適用した場合の結果であり、従来例Ｎｏ．１１では、粗圧延前半のパスにて生じたフレア量が大きかったことから粗圧延後半のパスでの竪ロールによる幅制御による効果が不足し幅判定も×となっているが、それ以外は従来例、本発明例ともに表１の先端部のと同じ結果であり、本発明による幅圧下方法により、品質良好な熱延鋼板の製造が可能であった。
【００２９】
【表１】
【００３０】
【表２】
【符号の説明】
【００３１】
１ 金型（幅圧下用金型）
２ 上流側傾斜部（傾斜角θ１）
３ 下流側傾斜部（傾斜角θ２）
４ 平行部
５ スラブ（熱間ステンレス鋼スラブ）
【技術分野】
【０００１】
本発明は、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法に関し、詳しくは、ステンレス鋼の熱間圧延にて、熱延鋼板の幅方向板端部近辺に長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり悪化を軽減することを可能とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
熱間スラブの幅変更手段として、連続鋳造プロセスにて製造されたスラブを温度が低下しないうちに、あるいは一旦温度が低下した後に加熱炉に投入して所定の温度まで加熱した後、該熱間スラブの板幅方向に相対峙して設置された１対の金型にて熱間スラブを板幅方向に間欠的に圧下する幅プレス装置が用いられている。前記１対の金型の一方と他方は互いに鏡像対称形であり、圧延ライン幅方向中心面に対して面対称の位置に配置される。このような幅プレス装置では、通常、９００〜２０００ｍｍ程度の幅の熱間スラブに対して最大３００〜３５０ｍｍ程度の幅圧下が行われており、連続鋳造にて同一幅に鋳造されたスラブより異なる幅の鋼板製品の製造を可能としている。これにより、連続鋳造プロセスでのモールド変更による幅変更回数の低減、熱間圧延プロセスでの幅可変のスケジュールフリー圧延の拡大、コイル単重の増大など、鋼板製造プロセスの生産性向上や合理化に大きく寄与しており、そのメリットは幅プレス装置による幅圧下能力が大きいほど増大する。
【０００３】
しかしながら、幅プレスによる幅圧下量が増大すると、鋼種によっては板幅エッジ近辺の変形特性に起因して線状の表面欠陥が発生することがある。例えば、極低炭素鋼では、オーステナイト相からフェライト相へ変態する温度が高く、かつ両相の変形能が異なる(フェライト相は軟らかい)ことから、温度低下が大きいスラブ角部付近はフェライトへの変態に伴って軟化するため、幅プレスによる幅圧下や水平圧延にて局所的に重なった線状疵が発生することがある。この線状疵は、コイル長手全長に発生するため、製品歩留まりを大きく低下させる原因となることから、熱間スラブの角部付近の温度低下を抑制する目的にて幅プレス用金型の圧下面にカリバーと呼ばれる凹溝を形成し、幅圧下にてスラブ角部を鈍角に成形し、スラブ角部の温度低下を抑制することが提案されている(例えば特許文献１)。
【０００４】
また、ステンレス鋼の熱間圧延では、粗圧延初期でのスラブの水平圧延時に自由表面であるスラブ側面にシワ状の微小凹凸が形成され、この微小凹凸はその後の水平圧延にて生じる側面のバルジ変形によって板表裏面の板幅端近傍に廻り込むことから、熱延鋼板の状態では板幅より数十ｍｍの範囲にわたってシーム疵と呼ばれる線状欠陥の集合体を形成する。このため、予めこのシーム疵の幅を考慮した余幅を設定して熱延鋼板を製造した後にこのシーム疵部をトリムして除去しなければならないことから、大幅な歩留まり低下を招くものであった。このようなステンレス鋼のシーム疵を低減させるための技術として、幅圧下用金型の圧下面の高さ方向中央部に台形状の凸部を有する金型を使用し、かつその後の粗圧延の初期の３パスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を行わないことが提案されている(例えば特許文献２)。これは、ステンレス鋼のシーム疵がバルジ変形によるスラブ側面の廻り込みによって拡大することから、予め幅プレスにてスラブ側面を凹形状に成形してバルジ変形による幅膨らみ量を低減し、かつ粗圧延初期にて竪ロールによる幅圧下を実施しないことにより、幅プレスにて成形したスラブ側面の凹形状を維持して側面の材料が表裏面へ廻り込まないようにする効果を発揮させるものである。また、ステンレス鋼のシーム疵は、コイル長手方向の先尾端にてスラブ側面からの廻り込み量が大きくなる特徴があることから、幅プレスによる幅圧下量をスラブ長手方向で変更する技術が提案されている(例えば特許文献３、４)。尚、幅圧下用金型の圧下面に複数の傾斜部と平行部を形成したものを用いる幅圧下方法も提案されている（例えば特許文献５，６）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開昭６３−１９２５０３号公報
【特許文献２】特開平９−２５６０５０号公報
【特許文献３】特開２０１０−６４１２３号公報
【特許文献４】特開２０１０−７５９７７号公報
【特許文献５】特開２００７−２２２８９４号公報
【特許文献６】特開２００９−１９００４９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかし、前記した従来のステンレス鋼板のシーム疵低減技術は、各々以下のような問題点を有していた。
特許文献２に開示されている技術では、金型圧下面に形成する台形形状の凸部寸法を適正化することにより、大きなシーム疵低減効果が認められる。しかしながら、この効果はコイル長手方向の先尾端部近辺を除く定常部では大きいものの、依然としてコイル先尾端部近辺ではシーム疵の廻り込み量が大きいという課題を有している。特許文献２では、凸部を有する金型によってスラブ側面に凹形状を成形し、この効果を維持するために粗圧延の初期の３パスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しないため、スラブ先尾端でのフレア(鉢状の幅広がり)が大きくなる(例えば、日本鉄鋼協会「板圧延の理論と実際」ｐ．８３参照)ことが不可避である。
【０００７】
その後の粗圧延にて、水平圧延での幅広がりを補償するためにエッジャー竪ロールによる幅圧下を行うと、定常部と比較して幅が広いフレア部での幅圧下量が大きくなり、それに従って先尾端部でのシーム疵の内部への廻り込み量も大きくなってしまう。結局、熱間圧延後の鋼板全長に亘り同一幅を得るために、板幅エッジ部のトリム量はシーム疵の廻り込み量の最も大きいコイル先尾端部でのトリム量に制約されることから、鋼板全長に亘るトリム部分が多発し、歩留まりがあまり改善しないという問題点を有している。
【０００８】
特許文献３、４では、このコイル先尾端部でシーム疵の廻り込み量の低減策として、幅プレスによる幅圧下量をスラブ長手方向で変更する技術を提案している。そして、幅プレスによるスラブ定常部と先尾端部での幅圧下量の差(以後、段差量とよぶ)と段差を行う長さ(以後、段差長とよぶ)を、実験や操業データの解析から求める係数を用いた関係式にて決定することとしている。しかしながら、本発明者らの検討によると、適切な段差量や段差長は金型形状とスラブとの接触開始位置(以後、予成形長さとよぶ)との関係に大きく依存するものであるが、特許文献３、４では予成形長さに関しては一切言及されていない。
【０００９】
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、ステンレス熱延鋼板の板端部近辺に長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり低下を防止することを可能とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記課題を解決するため、本発明者らは鋭意検討を重ね、ステンレス鋼板のシーム疵による歩留まり低下を防止する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法を見出した。即ち、本発明は、以下の通りである。
（１）圧延ライン両側に対面設置した幅圧下用金型の各々の圧下面が、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部と、圧延ライン方向に平行な平行部と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部とをこの順に連ねてなる前記１対の金型を用いて幅圧下し、その後複数パスの粗圧延の間にエッジャー竪ロールを用いて幅圧下する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法であって、前記金型を用い、前記スラブの最先端部は前記上流側傾斜部にて、同スラブの最尾端部は前記下流側傾斜部にて、同スラブの残りの部分である定常部は前記平行部にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにすることを特徴とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（２）前記上流側傾斜部及び下流側傾斜部は、圧延ラインに対する傾斜角度が１２°以上であることを特徴とする、上記（１）に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（３）前記圧下面は、高さ方向中央部に台形状の凸部を有することを特徴とする、上記（１）又は（２）に熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
（４）前記エッジャー竪ロールによる幅圧下は、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％以上となってから実行することを特徴とする、上記（１）〜（３）の何れかに記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【発明の効果】
【００１１】
本発明によれば、ステンレス鋼板の熱延製造時に板端部近辺で長手方向全長に発生するシーム疵による歩留まり低下、特にコイル先尾端部でのシーム疵の大きな廻り込みによる歩留まり低下を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１２】
【図１】本発明によるフレアの低減効果の１例を示すグラフである。
【図２】本発明によるフレアの低減効果のもう１つの例を示すグラフである。
【図３】本発明によるフレアの低減効果の１例を示す平面図である。
【図４】本発明に用いる金型の１例を示す平面図である。
【図５】本発明によるスラブ先端部の幅プレス（金型を用いた幅圧下）方法の１例を示す説明図である。
【図６】本発明によるスラブ尾端部の幅プレス（金型を用いた幅圧下）方法の１例を示す説明図である。
【図７】予成形長さの定義説明図である。
【図８】段差幅圧下量の定義説明図である。
【図９】圧下面の高さ方向中央部に台形状の凸部を有する金型の１例を示す立体図である。
【図１０】図９の要部断面図である。
【発明を実施するための形態】
【００１３】
以下、本発明の実施形態について図１〜図１０を援用して説明する。
ステンレス鋼板の製造では前述のごとくシーム疵が発生することから、圧延によるスラブ側面の廻り込み量を低減する目的にて金型圧下面の高さ方向中央部付近に台形状の凸部を有する幅圧下用金型１が使用されている（図９、図１０参照）。このような金型を用いたスラブ幅圧下である幅プレスを行うとスラブ側面に凹みが形成されるため、適正な寸法の凸形状を付与することにより、その後の水平圧延によるスラブ側面のバルジ変形をほぼ相殺することが可能となる。つまり、このような幅プレスをステンレス鋼スラブに適用することにより、ステンレス鋼板のエッジシーム疵の発生領域を大きく低減できるものである。
【００１４】
一方、図３の点線は板圧延での材料の幅広がり挙動を模式的に示したものであり、材料の先端部と尾端部は圧延での非定常変形域となることから、前記したフレアと呼ばれる鉢広がり形状となる。これは、板圧延では材料の先尾端部（前記非定常変形域であり、以下、先尾端非定常部ともいう）を除く定常部でのロールバイト内での幅広がりは、ロールバイトの前後に位置する非変形の材料部分の存在により拘束されることから、幅広がりがあまり大きくないが、最先端部はその前方に幅広がり変形を拘束する材料がない、また最尾端部はその後方に幅広がり変形を拘束する材料がない、ことから幅広がりが大きくなるものである。通常、熱間スラブの粗圧延工程では、スラブ幅を変更する目的、そして水平圧延での幅広がりを補償する目的にて、各粗圧延機に具備されたエッジャー竪ロールにて幅圧下を行っている。そして、先尾端非定常部での幅変動を低減するため、スラブ先端と尾端付近にてエッジャー竪ロールによる幅圧下量制御するショートストローク制御が行われている。
【００１５】
また、ステンレス鋼板の製造では、前記したごとく圧下面が凸形状である幅圧下用金型を用いてスラブ側面を凹形状に成形してシーム疵の低減を図るため、水平圧延による側面のバルジ変形の大きい粗圧延前半のパスではエッジャー竪ロールによる幅圧下をするとスラブ側面の凹みの深さが減少するため、通常はこれを実施しない。従来技術(例えば特許文献２)では、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％超になるまではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しないことが提案されており、本発明者らの検討でも本技術はシーム疵の廻り込み量低減の観点から大きな効果を有していることを確認している。よって本発明では前記総圧下率が５０％以上となってからエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行することが好ましい。但し、前記総圧下率を９５％超とすると圧延機の圧下能力限界を超えてパス数を増しても更なる減厚が困難となるため、より好ましくは、前記総圧下率が５０〜９５％となる範囲内でエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行することである。
【００１６】
しかしながら、前記したごとく、エッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しない場合には先尾端のフレアが大きくなるため、先尾端のエッジシーム廻り込み量が増加して後工程でトリム代が大きくなって鋼板歩留まりがより大きく低下することが不可避となる。このため、粗圧延後半のパスではエッジャー竪ロールによる幅圧下を実施してフレア部を圧下し、長手方向全長に亘って板幅分布を均一にする必要がある。しかしながら、そうするためには、既に幅広がりが大きくなっている先尾端フレア部での幅圧下量が大きくなるため、それに付随して先尾端付近でのシームの廻り込み量が大きくなってしまうことが不可避となる。結局、熱間圧延後の後工程での板幅トリムでは、シーム疵の廻り込み量が大きくなっている鋼板先尾端部に合わせて全長に亘りトリムを実施することから、大きな歩留まりロスとなってしまう。
【００１７】
本発明者らは、従来技術にて提案されている、圧下面の高さ方向中央に台形状凸部を有する幅圧下用金型(図９、図１０参照。台形状凸部サイズは、台形高さ＝１５〜６５ｍｍ、台形上辺長＝８５〜２００ｍｍ、台形下辺長＝２００〜３００ｍｍ)を用い、かつスラブ先尾端でのシームの廻り込み量を効率的に低減する方法について鋭意検討を重ね、幅圧下用金型の圧下面の傾斜部を最大限に活用して効率的にフレアを低減することにより、結果としてコイル全長に亘りシームの廻り込み量を最小限に抑制するための技術として本発明を完成させた。完成までの途上において、前述したごとく、先尾端非定常部を除いた残りである定常部では、凸形状の圧下面を有する金型を用いること、スラブ厚から板厚への総圧下率が５０％以上となってからエッジャー竪ロールによる幅圧下を実行すること、により大きなシーム廻り込み量の低減効果が得られることから、これら２つの技術事項を前提として、平行部の両側に傾斜部が連なる圧下面を有する金型を用いたスラブ先尾端の予成形技術について検討を重ねた。その結果、スラブの先端部、尾端部ともに、前記金型の傾斜部にて適正に幅プレスを行うことにより、先尾端部でのシームの廻り込み量を大きく低減できることを見出した。
【００１８】
図４は、本発明に用いる幅圧下用金型（略して金型）の１例を示す平面図（但し、圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付き）である。尚、図示の金型１は圧延ライン両側に対面設置した１対うちの１個であり、もう１個は図示の金型１の鏡像と同形であり、圧延ライン幅中心面に対する金型１の面対称位置に設置されている。図４に示す金型１の図形下部が圧下面であり、該圧下面は、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部２と、圧延ライン方向に平行な平行部４と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部３とをこの順に連ねてなる。上流側傾斜部２、下流側傾斜部３は、圧延ライン方向に対する傾斜角度が夫々θ１、θ２である。ここで、θ１、θ２は、これらが１２°未満であるとエッジシーム廻り込み量の低減効果が小さいので、１２°以上とするのが好ましい。但し、これらが３０°を超えると金型にスラブが噛み込み難くなるので、θ１、θ２は、より好ましくは１２°〜３０°である。
【００１９】
図５は、本発明によるスラブ先端部の幅プレス方法を示す図であり、スラブ幅Ｗのスラブ（熱間ステンレス鋼スラブ）５に対して先尾端を除く定常部での幅圧下後の幅がｗとなる設定（幅圧下量ΔＷ＝Ｗ―ｗ）にて幅圧下し、かつ幅圧下パス間にてスラブ５を圧延ライン下流側に距離Ｌだけ搬送する条件を示している。本発明では、スラブ最先端角部を金型１の上流側傾斜部２で幅圧下し、かつ、図５に示したごとくその幅圧下量は定常部幅圧下量ΔＷに対してスラブ全幅にてΔＷ1（スラブ片側面ではΔＷ1/２）だけ大きくなるように幅圧下するものである。なお、図８に示したごとく、ΔＷ1は金型の設定幅圧下量の増大分であり、一方、スラブ定常部に対するスラブ先端部の実幅圧下量の増大分（実幅圧下増大量という）はδ1として前記ΔＷ1と区別する。これは、スラブ先端圧下時のスラブと金型の位置関係により、同じ設定幅圧下量の増大分ΔＷ1でも、実際のスラブにおける実幅圧下増大量δ1が変化するためであり、後ほどデータをもとに説明を行う。
【００２０】
同様に、図６は本発明によるスラブ尾端部の幅圧下方法を示す図であり、スラブ最尾端角部を金型の下流側傾斜部３で圧下し、かつ、図６に示したごとくその幅圧下量は定常部幅圧下量ΔＷに対してスラブ全幅にてΔＷ2（スラブ片側面ではΔＷ2/２）だけ大きくなるように幅圧下するものである。先端部と同様に、実際のスラブにおける実幅圧下増大量をδ2として区別する。
【００２１】
前述したごとく、従来では、水平圧延によって図３に点線で示したように鋼板先尾端にフレア形状が発生していたのに対し、図５、図６に示した本発明の幅圧下方法を実施することにより、粗圧延前半のパス(スラブ厚から板厚への総圧下率５０％程度未満のパス)にてエッジャー竪ロールによる幅圧下を行わない場合でも、図３に実線で示すごとく鋼板全長に亘って板幅をほぼ均一にすることが可能となる。
【００２２】
以下、図１，図２を用いて本発明による効果をより具体的に説明する。図１、図２は、厚み２１８ｍｍ、幅１１２０ｍｍのフェライト系ステンレス鋼の熱間スラブを、図４に示した幅圧下用金型（但し圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付きである凸金型）を用いて幅圧下し（定常部での幅圧下量１６０ｍｍ）、その後、エッジャー竪ロールによる幅圧下を行わずに３パスにて板厚１０７ｍｍ（総圧下率＝（１-１０７/２１８）*１００≒５１％）まで圧下した状態での先尾端部のフレア量を調べたデータである。なお、金型１（詳しくは金型１の圧下面）の上流側傾斜角θ1、下流側傾斜角θ2はいずれも１２°の条件である。図１は、スラブ最先端部を圧下する際の予成形長さＬ０と定常部への金型の設定幅圧下量に対する最先端部へのそれの増大分ΔＷ1(以後、先端部の金型の段差幅圧下量とよぶ)と、３パス圧延後の先端部の平均フレア量との関係図である。なお、予成形長さとは、図７に示したごとく、スラブ最先端部を幅圧下する際のスラブ５の最先端位置から金型１の上流側傾斜部２と平行部４との交点位置までの上下流方向の距離と定義しており、スラブ５の最先端位置を原点（Ｌ０＝０）として、上流側傾斜部２にて先端幅圧下を開始する状態をＬ０＜０、平行部４にて先端幅圧下を開始する状態をＬ０＞０とする。また、３パス圧延後の状態では、凸金型にて形成されたスラブ側面の凹形状とその後の圧延によるバルジ変形が重畳し、板幅端は板厚方向に数ｍｍの凹凸形状となっていることから、板厚方向に１／４厚、１／２厚、３／４厚の位置での長手方向の幅プロフィルを測定し、その３箇所の位置における定常部幅と最先端部付近の最大幅との差を平均して平均フレア量とした。
【００２３】
図１に示したとごとく、平均フレア量は先端部の金型の段差幅圧下量ΔＷ1の増大にともない低減すること、また予成形長さＬ０が０ｍｍの条件にてその効果が顕著であり、金型の段差幅圧下量ΔＷ1が５０ｍｍ程度にて平均フレア量がほぼ０ｍｍとなっている。図５は予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件での状況を示しているが、本条件ではスラブ先端部の実幅圧下増大量δ1が金型の段差幅圧下量ΔＷ1と等しくなるため、最も効率的に先端角部を傾斜状態に成形することが可能である。例えば、金型の上流側傾斜角θ1＝１２°で且つ予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件下でδ1＝４０ｍｍとするためにはΔＷ1を４０ｍｍに設定すればよいが、予成形長さＬ０＝−５０ｍｍの条件ならば、幾何学的な関係より片側圧下量にて５０ｍｍ×ｔａｎ(１２°)＝１０．６ｍｍ、すなわち両側での段差幅圧下量ΔＷ１を４０ｍｍ＋２×１０．６ｍｍ＝６１．６ｍｍとする必要がある。また、予成形長さＬ０がプラスの領域の条件では、スラブ５の最先端部が金型１の平行部３にて幅圧下されることから、同じ段差幅圧下量ならば、予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件と比べてフレアの低減効果が小さくなるものである。
【００２４】
同様に、図２は予成形長さＬ０＝０ｍｍの条件下のスラブ先端部の金型の段差幅圧下量ΔＷ1、定常部への金型の設定幅圧下量に対する最尾端部へのそれの増大分ΔＷ2（以後、尾端部の金型の段差幅圧下量とよぶ）と３パス圧延後の先端部と尾端部での平均フレア量との関係図である。前記したごとく、板圧延での幅広がり挙動はロールバイト内での幅広がり変形に対するロールバイト入出側材料の拘束によって大きく影響されており、一般に、材料（被圧延材）の先端部よりも尾端部でのフレア量が大きくなる。このため、図２では段差幅圧下量０ｍｍの条件、すなわちスラブ先尾端で段差幅圧下を行わず、スラブ全長に亘って均一な幅となるように幅プレスを行った場合には、先端部に比べて尾端部での平均フレア量が大きくなっている。これに対し、本発明に則ってスラブ先尾端で段差幅圧下を行うことで、尾端部においても金型の段差幅圧下量が５０ｍｍ程度の条件にて平均フレア量がほぼ０ｍｍとなっており、図３に示すごとく粗圧延前半のパスでのフレア量を低減し、ひいては熱間圧延後のステンレス鋼板のシーム疵による幅トリム量を大きく低減できるものである。この場合も先端部と同様に、本条件では実際のスラブ尾端部の実幅圧下増大量δ2が段差幅圧下量ΔＷ2と等しくなるため、最も効率的にスラブ尾端角部を傾斜状態に成形することが可能である。
【００２５】
なお、上述の作用効果は図４の形状の金型（但し圧下面は図９、図１０のように台形状凸部付きである凸金型）を用いて確認したものであるが、複数の平行部と複数の傾斜部を有する金型（例えば特許文献５，６）を用いても、同様な作用効果が得られる。又、圧下面が台形状凸部を有さず高さ方向全域に亘りフラット（換言すると、台形高さ＝０ｍｍ）である金型を用いても、同様な作用効果が得られる。
【００２６】
また、本発明者らは、更に実験やＦＥＭ等数値解析を行って、スラブ先尾端の、金型の実幅圧下増大量δ1、δ2の適正範囲を求めた結果、スラブ先尾端の、金型の実幅圧下増大量δ1、δ2の適正範囲は、スラブ幅や定常部幅圧下量によって影響を受けるものの、スラブ厚３００ｍｍ以下（但し２００ｍｍ以上）、スラブ幅２０００ｍｍ以下（但し８００ｍｍ以上）、定常部幅圧下量３５０ｍｍ以下（但し５０ｍｍ以上）の条件下では、δ1、δ2ともに３０ｍｍ〜５０ｍｍの範囲が適正であることを見出し、これを本発明の要件とした。実幅圧下増大量を３０ｍｍよりも過小に設定すると、シーム疵の廻り込み量の増大の他、熱間圧延後に先尾端部にフレアが形成し、これを除去せざるを得ず幅トリム量が増大して歩留まりが低下し、一方、実幅圧下増大量を５０ｍｍよりも過大に設定すると、シ−ム疵の廻り込み量の増大の他、熱間圧延後に、定常部幅に比べて先尾端付近での幅が目標よりも狭くなってしまい、その部分を除去せざるを得ず歩留まり低下となる。
【実施例】
【００２７】
フェライト系ステンレス鋼スラブを、図９に示した幅圧下用金型（但し、台形状凸部の台形高さ＝２０ｍｍ、台形上辺長＝１１０ｍｍ、台形下辺長＝２１０ｍｍ）を用い、先端部は表１、尾端部は表２に夫々、先尾端部を除く定常部の幅圧下量と共に、示す幅圧下条件で幅圧下（幅プレス）し、その後、粗圧延前半のパスではスラブから板厚への総圧下率が５０％以上となった後、エッジャー竪ロールによる幅圧下を実施しつつ水平圧延を行い、次いで粗圧延後半のパスでは全長幅制御のためのエッジャー竪ロールによる幅圧下を行ってバー板厚３３ｍｍのシートバーに成形し、その直後の７パスの仕上圧延にて仕上板厚３ｍｍのステンレス熱延鋼板を製造した。
【００２８】
該製造した鋼板についてシーム判定及び幅判定を行った。その結果を表１、表２に示す。表１のシーム判定の評価値は、定常部でのシーム疵廻り込み量に対し、先端部付近にて５ｍｍ（片側）以上の廻り込み量の増大があった場合を×、５ｍｍ未満の場合を○としている。また、幅判定の評価値は、定常部の板幅に対し、全幅にて５ｍｍ以上の幅狭まり、あるいは幅広がりが生じた場合を×としている。従来例Ｎｏ．１、２では、先端部の実幅圧下増大量δ1が小さいことからシーム疵の廻り込み量が大きく、また従来例Ｎｏ．４では実幅圧下増大量δ1が大きすぎることから、粗圧延後半のパスでのエッジャー竪ロールによる幅制御効果が不足し、結果として先端部幅が狭くなってしまったものである。また、従来例Ｎｏ．５は上流側傾斜角θ1を１０°とした場合であり、フレア低減効果が小さくシーム判定も×であった。これに対し、本発明例では何れも、シーム判定、幅判定ともに○であり、品質良好な熱延鋼板の製造が可能であった。同様に、表２は表１の先端部に適用したのと同様の幅圧下条件を尾端部に適用した場合の結果であり、従来例Ｎｏ．１１では、粗圧延前半のパスにて生じたフレア量が大きかったことから粗圧延後半のパスでの竪ロールによる幅制御による効果が不足し幅判定も×となっているが、それ以外は従来例、本発明例ともに表１の先端部のと同じ結果であり、本発明による幅圧下方法により、品質良好な熱延鋼板の製造が可能であった。
【００２９】
【表１】
【００３０】
【表２】
【符号の説明】
【００３１】
１ 金型（幅圧下用金型）
２ 上流側傾斜部（傾斜角θ１）
３ 下流側傾斜部（傾斜角θ２）
４ 平行部
５ スラブ（熱間ステンレス鋼スラブ）
【特許請求の範囲】
【請求項１】
圧延ライン両側に対面設置した幅圧下用金型の各々の圧下面が、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部と、圧延ライン方向に平行な平行部と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部とをこの順に連ねてなる前記１対の金型を用いて幅圧下し、その後複数パスの粗圧延の間にエッジャー竪ロールを用いて幅圧下する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法であって、
前記金型を用い、前記スラブの最先端部は前記上流側傾斜部にて、同スラブの最尾端部は前記下流側傾斜部にて、同スラブの残りの部分である定常部は前記平行部にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにすることを特徴とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項２】
前記上流側傾斜部及び下流側傾斜部は、圧延ラインに対する傾斜角度が１２°以上であることを特徴とする、請求項１に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項３】
前記圧下面は、高さ方向中央部に台形状の凸部を有することを特徴とする、請求項１又は２に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項４】
前記エッジャー竪ロールによる幅圧下は、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％以上となってから実行することを特徴とする、請求項１〜３の何れかに記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項１】
圧延ライン両側に対面設置した幅圧下用金型の各々の圧下面が、圧延ライン上流側から下流側にかけて、下流側に向かうほど対面間距離を狭める上流側傾斜部と、圧延ライン方向に平行な平行部と、下流側に向かうほど対面間距離を広げる下流側傾斜部とをこの順に連ねてなる前記１対の金型を用いて幅圧下し、その後複数パスの粗圧延の間にエッジャー竪ロールを用いて幅圧下する熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法であって、
前記金型を用い、前記スラブの最先端部は前記上流側傾斜部にて、同スラブの最尾端部は前記下流側傾斜部にて、同スラブの残りの部分である定常部は前記平行部にて、それぞれ幅圧下するものとし、その際、前記最先端部及び最尾端部の実幅圧下量が、前記定常部の実幅圧下量よりも３０〜５０ｍｍ大きくなるようにすることを特徴とする、熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項２】
前記上流側傾斜部及び下流側傾斜部は、圧延ラインに対する傾斜角度が１２°以上であることを特徴とする、請求項１に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項３】
前記圧下面は、高さ方向中央部に台形状の凸部を有することを特徴とする、請求項１又は２に記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【請求項４】
前記エッジャー竪ロールによる幅圧下は、粗圧延入側のスラブ厚から粗途中パスの板厚への総圧下率が５０％以上となってから実行することを特徴とする、請求項１〜３の何れかに記載の熱間ステンレス鋼スラブの幅圧下方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【公開番号】特開２０１３−１８０２１（Ｐ２０１３−１８０２１Ａ）
【公開日】平成２５年１月３１日（２０１３．１．３１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１５２７０９（Ｐ２０１１−１５２７０９）
【出願日】平成２３年７月１１日（２０１１．７．１１）
【出願人】（０００００１２５８）ＪＦＥスチール株式会社 (8,589)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２５年１月３１日（２０１３．１．３１）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年７月１１日（２０１１．７．１１）
【出願人】（０００００１２５８）ＪＦＥスチール株式会社 (8,589)
【Ｆターム（参考）】
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