JPH07110361B2 - 連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法 - Google Patents
連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法Info
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- JPH07110361B2 JPH07110361B2 JP63032048A JP3204888A JPH07110361B2 JP H07110361 B2 JPH07110361 B2 JP H07110361B2 JP 63032048 A JP63032048 A JP 63032048A JP 3204888 A JP3204888 A JP 3204888A JP H07110361 B2 JPH07110361 B2 JP H07110361B2
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- B21B35/10—Driving arrangements for rolls which have only a low-power drive; Driving arrangements for rolls which receive power from the shaft of another roll
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は、連続鋳造鋳片を素材とする条鋼・鋼板等の熱
間圧延法に関する。さらに詳しくは圧延材の内部欠陥を
圧延中に圧着させて除去する熱間圧延方法に関する。
間圧延法に関する。さらに詳しくは圧延材の内部欠陥を
圧延中に圧着させて除去する熱間圧延方法に関する。
（従来の技術） 一般に連続鋳造スラブ・ブルーム・ビレットには、中心
部に偏析によるポロシティが発生し、また表層部には気
泡によるミクロポロシティが発生しやすい。これらは圧
延後も残存して製品の品質を下落させる原因となること
がある。
部に偏析によるポロシティが発生し、また表層部には気
泡によるミクロポロシティが発生しやすい。これらは圧
延後も残存して製品の品質を下落させる原因となること
がある。
例えば板の分野において、石油掘削用の海洋リグに使用
される100mm以上の板厚のラック材等の厚板の場合、連
鋳スラブ厚が最大でも300mmのため、圧下不足により中
心部の偏析に起因するポロシティ・ザク疵等が圧延後に
おいても圧着せず、製品内に残存する。このため高級な
品質を要求される極厚板については、素材として鋼塊を
使用せざるを得ず、製品コストの上昇を招いている。
される100mm以上の板厚のラック材等の厚板の場合、連
鋳スラブ厚が最大でも300mmのため、圧下不足により中
心部の偏析に起因するポロシティ・ザク疵等が圧延後に
おいても圧着せず、製品内に残存する。このため高級な
品質を要求される極厚板については、素材として鋼塊を
使用せざるを得ず、製品コストの上昇を招いている。
また条鋼の分野においては、水平スタンドによる厚み圧
下と垂直スタンドによる幅圧下が交互に行われるため、
板のような一方向圧延にくらべ、各パスでの幅広がりが
非常に大きい。このため高圧下を行っても、中心部のポ
ロシティは完全には圧着されず、製品まで残存する場合
がある。また幅方向端部表層近傍においては、幅広がり
のため圧下の効果が著しく減少する。この結果端面中央
部の表層下10mm位に存在するミクロポロシティは、ほと
んど圧着されずに製品まで残存する事になり易い。とこ
ろで条鋼製品においては、線引き・冷間鋳造等の二次加
工を行う場合が多く、ミクロポロシティが残存している
と、二次加工工程において破断等のトラブルを発生しや
すい。
下と垂直スタンドによる幅圧下が交互に行われるため、
板のような一方向圧延にくらべ、各パスでの幅広がりが
非常に大きい。このため高圧下を行っても、中心部のポ
ロシティは完全には圧着されず、製品まで残存する場合
がある。また幅方向端部表層近傍においては、幅広がり
のため圧下の効果が著しく減少する。この結果端面中央
部の表層下10mm位に存在するミクロポロシティは、ほと
んど圧着されずに製品まで残存する事になり易い。とこ
ろで条鋼製品においては、線引き・冷間鋳造等の二次加
工を行う場合が多く、ミクロポロシティが残存している
と、二次加工工程において破断等のトラブルを発生しや
すい。
従って従来、連鋳材内に存在するポロシティを除くため
には次のような方策が採られて来た。
には次のような方策が採られて来た。
まず条鋼においては、できるだけ圧下量を厚み方向・幅
方向とも大きくすることにより、ポロシティを圧着させ
ることが試みられている。例えば厚さ300mm、幅400mmに
もおよぶ大断面のブルーム連続鋳造材を用い、分塊圧延
と製品圧延の２ヒート圧延方式を採用して圧下量を上げ
ている。この場合、分塊圧延において、ホットスカーフ
ァーで表面を溶削し、分塊圧延後は冷間で手入れし品質
を確認する。これは、現在主流となりつつある、連鋳材
からのホットチャージ・１ヒート圧延に逆行するもので
あり、高級棒鋼・線材の製造コストを上げる原因となっ
ている。
方向とも大きくすることにより、ポロシティを圧着させ
ることが試みられている。例えば厚さ300mm、幅400mmに
もおよぶ大断面のブルーム連続鋳造材を用い、分塊圧延
と製品圧延の２ヒート圧延方式を採用して圧下量を上げ
ている。この場合、分塊圧延において、ホットスカーフ
ァーで表面を溶削し、分塊圧延後は冷間で手入れし品質
を確認する。これは、現在主流となりつつある、連鋳材
からのホットチャージ・１ヒート圧延に逆行するもので
あり、高級棒鋼・線材の製造コストを上げる原因となっ
ている。
また圧板においても、高級極厚板の素材として鋼塊を用
い、分塊圧延−厚板圧延の２ヒート圧延を実施してポロ
シティを除去している。
い、分塊圧延−厚板圧延の２ヒート圧延を実施してポロ
シティを除去している。
（発明が解決しようとする課題） このように従来は、分塊圧延−製品圧延の２ヒート圧延
方式の採用により圧下量を増大させ、これにより鋳片内
部のポロシティを圧着させている。このため製品工場で
の１ヒート圧延が不可能となり、製造コストは大幅に上
昇している。また受注から納入までに要する時間が長く
なる結果、急を要する製品には対応ができない場合もあ
った。特に高級品の場合は小ロット・短納期品が多く、
従来の製造方法はコストおよび時間の点で問題があっ
た。
方式の採用により圧下量を増大させ、これにより鋳片内
部のポロシティを圧着させている。このため製品工場で
の１ヒート圧延が不可能となり、製造コストは大幅に上
昇している。また受注から納入までに要する時間が長く
なる結果、急を要する製品には対応ができない場合もあ
った。特に高級品の場合は小ロット・短納期品が多く、
従来の製造方法はコストおよび時間の点で問題があっ
た。
従って本発明の目的は、鋳造時に生じたポロシティなど
の内部欠陥を比較的小さな圧下率の圧延により圧着・消
滅させることにより、小断面の連鋳材を素材とする１ヒ
ート・ホットチャージ方式の圧延を採用することを可能
にし、これにより従来以上の高品質の鋼板条鋼製品を低
価格で短時間内に製造することを可能とする熱間圧延法
を提供することである。
の内部欠陥を比較的小さな圧下率の圧延により圧着・消
滅させることにより、小断面の連鋳材を素材とする１ヒ
ート・ホットチャージ方式の圧延を採用することを可能
にし、これにより従来以上の高品質の鋼板条鋼製品を低
価格で短時間内に製造することを可能とする熱間圧延法
を提供することである。
（課題を解決するための手段） 本発明者は上述の目的を達成するため実験・研究を重ね
るうちに、次のような事実に着目するようになった。即
ち、従来は材料の寸法が変化することを避けるためスタ
ンド間においては圧縮力・張力を作用させないことが最
良とされて来た。しかし従来の無張力圧延に対し圧延機
のスタンド間に圧延材の変形抵抗の1/4以上の大きな圧
縮応力を作用させると、スタンド間圧縮力の働く上流側
スタンドのロールバイト出側および下流側スタンドロー
ルバイト内に均一に圧縮力が働く結果、ロール下に伴う
圧下力が幅方向に均一にかつ中央まで浸透しやすくな
る。しかしこのような強力なスタンド間圧縮力を作用さ
せると、スタンド間で材料が座屈する危険がある。材料
の座屈を防止するためにはロール間の距離を小さくする
必要があるが、このためには、隣接する上流側のロール
を駆動とし、下流側のロールを非駆動として、かつ１つ
のハウジング内に駆動・非駆動の両ロールを収納すれ
ば、ロール軸心間距離は十分小さくなり、ポロシティを
圧着するのに必要な圧縮力を発生させることが可能とな
る。上流側および下流側のロールをともに駆動すると、
スピンドル、ピニオンスタンド等が互いに干渉し、ロー
ル軸心間を十分小さくできないが、上流側ロールのみを
駆動することにすれば軸心間距離を十分小さくすること
ができるからである。
るうちに、次のような事実に着目するようになった。即
ち、従来は材料の寸法が変化することを避けるためスタ
ンド間においては圧縮力・張力を作用させないことが最
良とされて来た。しかし従来の無張力圧延に対し圧延機
のスタンド間に圧延材の変形抵抗の1/4以上の大きな圧
縮応力を作用させると、スタンド間圧縮力の働く上流側
スタンドのロールバイト出側および下流側スタンドロー
ルバイト内に均一に圧縮力が働く結果、ロール下に伴う
圧下力が幅方向に均一にかつ中央まで浸透しやすくな
る。しかしこのような強力なスタンド間圧縮力を作用さ
せると、スタンド間で材料が座屈する危険がある。材料
の座屈を防止するためにはロール間の距離を小さくする
必要があるが、このためには、隣接する上流側のロール
を駆動とし、下流側のロールを非駆動として、かつ１つ
のハウジング内に駆動・非駆動の両ロールを収納すれ
ば、ロール軸心間距離は十分小さくなり、ポロシティを
圧着するのに必要な圧縮力を発生させることが可能とな
る。上流側および下流側のロールをともに駆動すると、
スピンドル、ピニオンスタンド等が互いに干渉し、ロー
ル軸心間を十分小さくできないが、上流側ロールのみを
駆動することにすれば軸心間距離を十分小さくすること
ができるからである。
なお、このようなロールスタンドを設けるのは、連続鋳
造材にみられるポロシティの圧着であるから最初の少な
くとも１スタンドであることが効果的である。
造材にみられるポロシティの圧着であるから最初の少な
くとも１スタンドであることが効果的である。
こうして本発明の要旨とするところは連続鋳造材の１ヒ
ート圧延方式の熱間圧延において、圧延機の最初の少な
くとも１スタンドで、単一スタンド内に一対の駆動ロー
ルと非駆動ロールとを収納し、駆動ロールに加えて非駆
動ロールで圧延材を圧延することにより、これらのロー
ルで間で圧延材に、該圧延材の熱間変形抵抗の値の25％
以上の圧縮応力を作用させ、圧延材内部に存在する欠陥
を圧着させることを特徴とする連続鋳造材の内部欠陥圧
着圧延法である。
ート圧延方式の熱間圧延において、圧延機の最初の少な
くとも１スタンドで、単一スタンド内に一対の駆動ロー
ルと非駆動ロールとを収納し、駆動ロールに加えて非駆
動ロールで圧延材を圧延することにより、これらのロー
ルで間で圧延材に、該圧延材の熱間変形抵抗の値の25％
以上の圧縮応力を作用させ、圧延材内部に存在する欠陥
を圧着させることを特徴とする連続鋳造材の内部欠陥圧
着圧延法である。
（作用） 非駆動ロールでの圧下量を変化させることにより駆動・
非駆動ロール間での圧縮応力の大きさを調節することが
できる。従って非駆動ロールの圧下量を適切な値に選択
し、駆動・非駆動ロール間で内部欠陥（ポロシティ）を
圧着するのに必要な圧縮応力を両ロール間で発生させ
る。この圧縮応力の具体的な値は実験的に決定した。こ
れについては後に詳述する。
非駆動ロール間での圧縮応力の大きさを調節することが
できる。従って非駆動ロールの圧下量を適切な値に選択
し、駆動・非駆動ロール間で内部欠陥（ポロシティ）を
圧着するのに必要な圧縮応力を両ロール間で発生させ
る。この圧縮応力の具体的な値は実験的に決定した。こ
れについては後に詳述する。
また単一スタンド内に駆動ロールと非駆動ロールを収納
しているので両ロール間の軸心間距離を極めて小さくす
ることができる。従ってポロシティ等の内部欠陥を圧着
するのに必要な圧縮応力を両ロール間において圧延材に
作用させても圧延材が座屈を起すことはない。
しているので両ロール間の軸心間距離を極めて小さくす
ることができる。従ってポロシティ等の内部欠陥を圧着
するのに必要な圧縮応力を両ロール間において圧延材に
作用させても圧延材が座屈を起すことはない。
次に内部欠陥（ポロシティ）を効果的に圧着・消滅させ
るのに必要な圧縮応力の値を決定するために行った実験
とその結果について説明する。
るのに必要な圧縮応力の値を決定するために行った実験
とその結果について説明する。
実験装置 第１図は実験に用いたコンビネーションスタンドを示
す。このコンビネーションスタンドは、単一のハウジン
グ内に駆動水平ロールH1と非駆動垂直ロールV2を収納
し、両ロールH1、V2間で圧縮力を作用させながら圧延材
１を矢印の方向に圧延する。この装置は諸元は次のとお
りである。
す。このコンビネーションスタンドは、単一のハウジン
グ内に駆動水平ロールH1と非駆動垂直ロールV2を収納
し、両ロールH1、V2間で圧縮力を作用させながら圧延材
１を矢印の方向に圧延する。この装置は諸元は次のとお
りである。
H1ロール径:300mm V2ロール径:200mm 軸心間距離D:430mm 圧延材料 第２図に示すように、圧延材料としては、正方形断面の
ビレット（鋼種SS41）を用い、圧延による内部欠陥（ポ
ロシティ）圧着の効果を確認するため、図に示すように
内部に穴を形成して人工ポロシティとした。これらの穴
（人工ポロシティ）は、中心部のポロシティを模擬する
厚み中心の穴1aと表層近くのミクロポロシティを模擬す
る表面下10mmの穴1b、1cから成る。表層近くの穴1b、1c
のうち、穴1bは厚み方向中央部に存在するものである。
これらの穴1a、1b、1cは第２図に示されるようビレット
内に直径2mmの穴を圧延幅方向に開け、この穴に同径の
針金を挿入した後、長さ2mmの空間を残し溶接して閉鎖
した。
ビレット（鋼種SS41）を用い、圧延による内部欠陥（ポ
ロシティ）圧着の効果を確認するため、図に示すように
内部に穴を形成して人工ポロシティとした。これらの穴
（人工ポロシティ）は、中心部のポロシティを模擬する
厚み中心の穴1aと表層近くのミクロポロシティを模擬す
る表面下10mmの穴1b、1cから成る。表層近くの穴1b、1c
のうち、穴1bは厚み方向中央部に存在するものである。
これらの穴1a、1b、1cは第２図に示されるようビレット
内に直径2mmの穴を圧延幅方向に開け、この穴に同径の
針金を挿入した後、長さ2mmの空間を残し溶接して閉鎖
した。
この圧延材料１の各寸法を下にまとめて示す。
材料厚t:100mm 材料幅w:100mm 穴長さl:2mm 穴直径d:2mm 距離x1,x2:10mm 距離y1,y2:40mm 圧延条件および結果 上述のようにして人工ポロシティを設けた圧延材料（ビ
レット）１を多数、用意して実験を行った。材料１はい
づれの場合も1250℃に加熱し、H1における圧延温度は11
00℃で一定とした。またH1における圧下率は一定とし、
材料の厚みをt0＝100mmからt1＝80mmに20％圧下した。
一方V2における圧下量は０〜20mmまで変化させて両ロー
ルH1、V2間の圧縮応力を変化させた。
レット）１を多数、用意して実験を行った。材料１はい
づれの場合も1250℃に加熱し、H1における圧延温度は11
00℃で一定とした。またH1における圧下率は一定とし、
材料の厚みをt0＝100mmからt1＝80mmに20％圧下した。
一方V2における圧下量は０〜20mmまで変化させて両ロー
ルH1、V2間の圧縮応力を変化させた。
この実験ではH1ミル・１バス圧延後の人工ポロシティ圧
着状態を、各圧縮応力値について調査した。第３図は、
H1圧延前後の長手方向の材料断面を模式的に示したもの
で、材料厚をt0＝100mmからt1＝80mmに圧下したのに伴
い人工ポロシティ1aの円形断面が楕円に潰れて断面積が
S0からS1に変化することを図示する。このように圧延の
結果、ポロシティ断面積がS0からS1に減少するものであ
るから、ポロシティ圧着率の指標としては空孔減面率γ
＝（S0−S1）/S0×100（％）を用いることが適当であ
る。空孔減面率γ＝100％は、ポロシティの完全な圧着
を意味している。一方、圧延時の材料の塑性変形は、材
料内部に働く応力と材料の熱間変形抵抗kfの関係で決ま
るものであるから、内部欠陥（ポロシティ）圧着に効果
的な圧縮応力σの大きさの指標としては、σ/kfを用い
ることが有効である。
着状態を、各圧縮応力値について調査した。第３図は、
H1圧延前後の長手方向の材料断面を模式的に示したもの
で、材料厚をt0＝100mmからt1＝80mmに圧下したのに伴
い人工ポロシティ1aの円形断面が楕円に潰れて断面積が
S0からS1に変化することを図示する。このように圧延の
結果、ポロシティ断面積がS0からS1に減少するものであ
るから、ポロシティ圧着率の指標としては空孔減面率γ
＝（S0−S1）/S0×100（％）を用いることが適当であ
る。空孔減面率γ＝100％は、ポロシティの完全な圧着
を意味している。一方、圧延時の材料の塑性変形は、材
料内部に働く応力と材料の熱間変形抵抗kfの関係で決ま
るものであるから、内部欠陥（ポロシティ）圧着に効果
的な圧縮応力σの大きさの指標としては、σ/kfを用い
ることが有効である。
次にこの実験の条件および結果をまとめて第１表に示
す。この表において、γｃ、γｓ（％）はそれぞれ、厚
み方向・幅方向ともに中央部に位置する穴1a、および厚
み方向中央部・幅方向エッジ部表層近くの穴1bの空孔減
面率を示す。なおSS41材の熱間変形抵抗kfは6.0kg/mm2
で一定である。
す。この表において、γｃ、γｓ（％）はそれぞれ、厚
み方向・幅方向ともに中央部に位置する穴1a、および厚
み方向中央部・幅方向エッジ部表層近くの穴1bの空孔減
面率を示す。なおSS41材の熱間変形抵抗kfは6.0kg/mm2
で一定である。
第４図は、この第１表の結果をグラフで示したものであ
る。
る。
この第１表および第４図の結果から次のように結論され
る。σ/kfが0.2から0.3にかけて空孔減面率が急激に増
加してポロシティ圧着効果が顕著になり、σ/kf＝0.4で
は中心部の穴1aは完全に圧着する（γｃ＝100％）。さ
らにσ/kf＝0.6ではγｃ＝γｓ＝100％となり、最も圧
着効果の小さい厚み方向中央部・幅方向端部表層近傍の
表層ポロシティ1bを含め、全てのポロシティが圧着され
る。
る。σ/kfが0.2から0.3にかけて空孔減面率が急激に増
加してポロシティ圧着効果が顕著になり、σ/kf＝0.4で
は中心部の穴1aは完全に圧着する（γｃ＝100％）。さ
らにσ/kf＝0.6ではγｃ＝γｓ＝100％となり、最も圧
着効果の小さい厚み方向中央部・幅方向端部表層近傍の
表層ポロシティ1bを含め、全てのポロシティが圧着され
る。
従ってσ/kf＝0.6以上の圧延をくり返すことにより、中
心部および表層近傍にあるポロシティを完全に圧着消滅
できる。またこの実験においてスタンド間圧縮力の効果
が顕れ出すのは、σ/kfが0.25以上であり、この値が25
％以上であれば直径2mm程度のかなり大きいポロシティ
についても全断面について完全に圧着することが期待で
きる。
心部および表層近傍にあるポロシティを完全に圧着消滅
できる。またこの実験においてスタンド間圧縮力の効果
が顕れ出すのは、σ/kfが0.25以上であり、この値が25
％以上であれば直径2mm程度のかなり大きいポロシティ
についても全断面について完全に圧着することが期待で
きる。
よって本発明を実施する際の非駆動圧延機の圧下率は、
上述の実験結果および材料内のポロシティの大きさ等を
考慮し、圧延材の寸法の狂いが大きくなり過ぎず、また
材料の座屈を生じない範囲でσ/kfが十分大きくなるよ
うに選択すべきである。
上述の実験結果および材料内のポロシティの大きさ等を
考慮し、圧延材の寸法の狂いが大きくなり過ぎず、また
材料の座屈を生じない範囲でσ/kfが十分大きくなるよ
うに選択すべきである。
（実施例） 次に本発明の実施例について詳しく説明する。
実施例１ 第５図は、棒鋼工場の粗列で本発明の方法を実施した第
１の実施例における棒鋼ミル粗列のミルレイアウトを示
す。この実施例では、駆動の水平ロールと非駆動の垂直
ロールを１つのハウジングに組んだ２台のコンビネーシ
ョンスタンド（Ｈ−Ｖ）１、（Ｈ−Ｖ）２が使用されて
おり、一辺200mmの連続鋳造ビレットを用い、粗列８ス
タンドで一辺70mmにまで減面している。この実施例の粗
列のパススケジュールおよびロール間圧縮力を第２表に
示す。低炭素鋼の連続鋳造ビレットの場合、中心部にみ
られるポロシティは、（Ｈ−Ｖ）１、（Ｈ−Ｖ）２にお
ける２回にわたる圧縮圧延により完全に圧着・消滅し
た。
１の実施例における棒鋼ミル粗列のミルレイアウトを示
す。この実施例では、駆動の水平ロールと非駆動の垂直
ロールを１つのハウジングに組んだ２台のコンビネーシ
ョンスタンド（Ｈ−Ｖ）１、（Ｈ−Ｖ）２が使用されて
おり、一辺200mmの連続鋳造ビレットを用い、粗列８ス
タンドで一辺70mmにまで減面している。この実施例の粗
列のパススケジュールおよびロール間圧縮力を第２表に
示す。低炭素鋼の連続鋳造ビレットの場合、中心部にみ
られるポロシティは、（Ｈ−Ｖ）１、（Ｈ−Ｖ）２にお
ける２回にわたる圧縮圧延により完全に圧着・消滅し
た。
実施例２ 第６図は、厚板工場で本発明の方法を実施した第２の実
施例におけるミルレイアウトを示す。この実施例ではNo
1ミルH1、とNo2ミルH3がタンデムで配置されており、No
1ミルH1の出側に非駆動の水平ロールH2が設置されてい
る。素材として300mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブを
用い、これをNo.1、No.2のタンデムミルで３パスのレバ
ース圧延により厚さ100mmの極厚板に圧延した。このと
きのパススケジュールおよびロール間の圧縮力を第３表
に示す。従来圧下不足により、連鋳材を使用した場合発
生していた偏析に起因する中心部のポロシティは、ほと
んど圧着・消滅した。
施例におけるミルレイアウトを示す。この実施例ではNo
1ミルH1、とNo2ミルH3がタンデムで配置されており、No
1ミルH1の出側に非駆動の水平ロールH2が設置されてい
る。素材として300mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブを
用い、これをNo.1、No.2のタンデムミルで３パスのレバ
ース圧延により厚さ100mmの極厚板に圧延した。このと
きのパススケジュールおよびロール間の圧縮力を第３表
に示す。従来圧下不足により、連鋳材を使用した場合発
生していた偏析に起因する中心部のポロシティは、ほと
んど圧着・消滅した。
実施例３ 第７図は、厚板工場において本発明の方法を実施した第
３の実施例における場合のミルレイアウトを示す。No1
水平ミルH1の出側に非駆動の垂直ロールＶを設置し、H1
−Ｖで１つのハウジングを形成しており、No.2水平ミル
H2は、No.1水平ミルH1に近接してタンデムにおかれてい
る。素材は30mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブを用い、
３パスのレバース圧延により100mm厚×1150mm幅の極厚
板に圧延した。このパススケジュールおよびロール間圧
縮力を第４表に示す。
３の実施例における場合のミルレイアウトを示す。No1
水平ミルH1の出側に非駆動の垂直ロールＶを設置し、H1
−Ｖで１つのハウジングを形成しており、No.2水平ミル
H2は、No.1水平ミルH1に近接してタンデムにおかれてい
る。素材は30mm厚×1200mm幅の連続鋳造スラブを用い、
３パスのレバース圧延により100mm厚×1150mm幅の極厚
板に圧延した。このパススケジュールおよびロール間圧
縮力を第４表に示す。
なおこの実施例の場合、非駆動ロールが垂直ロールＶで
あるため、非駆動ロールで強圧下すると材料が幅方向に
座屈する。従ってこのロールＶの圧下率はあまり高くで
きないが、非駆動垂直ロールと同一面にやはり非駆動の
水平ロールをおくユニバーサルタイプとすれば、幅制御
と同時に内質改善も可能となる。
あるため、非駆動ロールで強圧下すると材料が幅方向に
座屈する。従ってこのロールＶの圧下率はあまり高くで
きないが、非駆動垂直ロールと同一面にやはり非駆動の
水平ロールをおくユニバーサルタイプとすれば、幅制御
と同時に内質改善も可能となる。
（発明の効果） 本発明の方法は以上のように構成されているので圧延ラ
インで連鋳片に存在する内部欠陥（ポロシティ）を圧着
することが可能となる。従って高品質の極厚板や棒鋼・
条鋼の製造においても従来のように鋼塊や大断面ブルー
ムを使用する必要がなくなり、２ヒート圧延に代って１
ヒート圧延を採用し圧延作業を大幅に能率下することが
可能となる。これによりこれらの製品の製造コストを削
減し製造に必要な時間を短縮することができる。
インで連鋳片に存在する内部欠陥（ポロシティ）を圧着
することが可能となる。従って高品質の極厚板や棒鋼・
条鋼の製造においても従来のように鋼塊や大断面ブルー
ムを使用する必要がなくなり、２ヒート圧延に代って１
ヒート圧延を採用し圧延作業を大幅に能率下することが
可能となる。これによりこれらの製品の製造コストを削
減し製造に必要な時間を短縮することができる。
第１図は、本発明における圧縮力と圧着効果の関係を調
べるために用いたＨ−Ｖコンビネーションスタンドの側
面図； 第２図は、材料断面の人工ポロシティ形状を示す材料の
斜視図； 第３図は、第１図のスタンドの水平圧延前後の人工ポロ
シティ形状を示す材料の長手方向の模式的断面図； 第４図は、ロール間圧縮力とポロシティ圧着効果の関係
を示すグラフ；および 第５図〜第７図は、それぞれ本発明の第１〜第３の実施
例圧延機の配置を示す平面図である。 1:圧延材料 1a,1b,1c:穴（人工ポロシティ）
べるために用いたＨ−Ｖコンビネーションスタンドの側
面図； 第２図は、材料断面の人工ポロシティ形状を示す材料の
斜視図； 第３図は、第１図のスタンドの水平圧延前後の人工ポロ
シティ形状を示す材料の長手方向の模式的断面図； 第４図は、ロール間圧縮力とポロシティ圧着効果の関係
を示すグラフ；および 第５図〜第７図は、それぞれ本発明の第１〜第３の実施
例圧延機の配置を示す平面図である。 1:圧延材料 1a,1b,1c:穴（人工ポロシティ）
Claims (1)
- 【請求項１】連続鋳造材の１ヒート圧延方式の熱間圧延
において、圧延機の最初の少なくとも１スタンドで、単
一スタンド内に一対の駆動ロールと非駆動ロールとを収
納し、駆動ロールに加えて非駆動ロールで圧延材を圧延
することにより、これらのロールの間で圧延材に、該圧
延材の熱間変形抵抗の値の25％以上の圧縮応力を作用さ
せ、圧延材内部に存在する欠陥を圧着させることを特徴
とする連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63032048A JPH07110361B2 (ja) | 1988-02-15 | 1988-02-15 | 連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63032048A JPH07110361B2 (ja) | 1988-02-15 | 1988-02-15 | 連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01205801A JPH01205801A (ja) | 1989-08-18 |
| JPH07110361B2 true JPH07110361B2 (ja) | 1995-11-29 |
Family
ID=12347983
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63032048A Expired - Lifetime JPH07110361B2 (ja) | 1988-02-15 | 1988-02-15 | 連続鋳造材の内部欠陥圧着圧延法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07110361B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0775731B2 (ja) * | 1991-09-06 | 1995-08-16 | 鈴木金属工業株式会社 | ３ロールによる伸線加工方法及びその装置 |
| CN104324940B (zh) * | 2014-11-19 | 2016-06-22 | 天津市中重科技工程有限公司 | 粗轧机组连轧工艺 |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS631121A (ja) * | 1986-06-20 | 1988-01-06 | Fujitsu Ltd | 誤り訂正方式 |
-
1988
- 1988-02-15 JP JP63032048A patent/JPH07110361B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01205801A (ja) | 1989-08-18 |
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