JPH0818041B2 - 熱間圧延方法 - Google Patents
熱間圧延方法Info
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- JPH0818041B2 JPH0818041B2 JP1313991A JP31399189A JPH0818041B2 JP H0818041 B2 JPH0818041 B2 JP H0818041B2 JP 1313991 A JP1313991 A JP 1313991A JP 31399189 A JP31399189 A JP 31399189A JP H0818041 B2 JPH0818041 B2 JP H0818041B2
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- rolling
- rolled
- reduction
- press
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-
- H—ELECTRICITY
- H10—SEMICONDUCTOR DEVICES; ELECTRIC SOLID-STATE DEVICES NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- H10D—INORGANIC ELECTRIC SEMICONDUCTOR DEVICES
- H10D30/00—Field-effect transistors [FET]
- H10D30/60—Insulated-gate field-effect transistors [IGFET]
- H10D30/64—Double-diffused metal-oxide semiconductor [DMOS] FETs
- H10D30/66—Vertical DMOS [VDMOS] FETs
- H10D30/665—Vertical DMOS [VDMOS] FETs having edge termination structures
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/02—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling heavy work, e.g. ingots, slabs, blooms, or billets, in which the cross-sectional form is unimportant ; Rolling combined with forging or pressing
Landscapes
- 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、圧延用素材であるブルーム、スラブ等の連
続鋳造材の中心部に存在するセンターポロシティライン
を熱間圧延ミルによる圧着せしめる熱間圧延方法に関す
る。
続鋳造材の中心部に存在するセンターポロシティライン
を熱間圧延ミルによる圧着せしめる熱間圧延方法に関す
る。
（従来の技術） 連続鋳造方法によって鋳込まれた、ブルーム、スラブ
等の内部には欠陥が残存しており、特に、最終凝固部と
なる中心部には長辺面に平行に、センターポロシティラ
インが生成する。このセンターポロシティラインは、高
温域では圧着可能であり、圧着されれば品質に対し悪影
響は及ぼさないが、圧着されずに内在すると、場合によ
っては致命的な欠陥になるため、加工の初期段階で除去
しなければならない。
等の内部には欠陥が残存しており、特に、最終凝固部と
なる中心部には長辺面に平行に、センターポロシティラ
インが生成する。このセンターポロシティラインは、高
温域では圧着可能であり、圧着されれば品質に対し悪影
響は及ぼさないが、圧着されずに内在すると、場合によ
っては致命的な欠陥になるため、加工の初期段階で除去
しなければならない。
このため従来、ブルーム、スラブ等の連続鋳造材（以
下、被圧延材という）を熱間圧延する前に予成形プレス
により被圧延材の全長にわたって圧下を加え（全長プレ
ス方式）、初期段階でセンターポロシティラインを圧着
除去するという対策が一般に採られている。一例をあげ
ると、プレス圧力3000トン、加圧速度20〜50mm/secで、
断面600×670mm、長さ6.5mまでの被圧延材の全長プレス
が可能な予成形プレスが使用されている。
下、被圧延材という）を熱間圧延する前に予成形プレス
により被圧延材の全長にわたって圧下を加え（全長プレ
ス方式）、初期段階でセンターポロシティラインを圧着
除去するという対策が一般に採られている。一例をあげ
ると、プレス圧力3000トン、加圧速度20〜50mm/secで、
断面600×670mm、長さ6.5mまでの被圧延材の全長プレス
が可能な予成形プレスが使用されている。
また、例えば鋼材の表面と中心部に400℃以上の温度
差を与えておき、プレスあるいはロールにより所定量の
圧下を加えてセンターポロシティラインを圧着除去する
熱間加工方法も提案されている（特開昭61−238404号公
報）。
差を与えておき、プレスあるいはロールにより所定量の
圧下を加えてセンターポロシティラインを圧着除去する
熱間加工方法も提案されている（特開昭61−238404号公
報）。
（発明が解決しようとする課題） しかしながら、専用の予成形プレスを使用した場合、
プレス動作１回すなわち１サイクル当たり10秒から15秒
を要し、例えばブルームの全長をプレスするには４〜11
サイクルの反復動作が必要で、プレス所要時間として１
〜３分を要する。更に、前後の設備との関連で待ち時間
等が必要になる場合もあって、全長プレス方式によるセ
ンターポロシティラインの圧着除去においては下記のよ
うな問題があった。即ち、 （１）圧延能率の低下 （２）温度低下に伴う圧下浸透度の低下 （３）前記（２）の圧下浸透度の低下の部分的な差異に
起因する異常変形による表面疵の発生および圧延歩留り
の低下 また、ブルームの全長プレスを行う場合、長辺面を圧
下することから、ブルームの偏平化が増長され、曲が
り、段付き等が発生し、圧延成形後の被圧延材に表面疵
が生じ、手入処理等が必要になる場合がある。
プレス動作１回すなわち１サイクル当たり10秒から15秒
を要し、例えばブルームの全長をプレスするには４〜11
サイクルの反復動作が必要で、プレス所要時間として１
〜３分を要する。更に、前後の設備との関連で待ち時間
等が必要になる場合もあって、全長プレス方式によるセ
ンターポロシティラインの圧着除去においては下記のよ
うな問題があった。即ち、 （１）圧延能率の低下 （２）温度低下に伴う圧下浸透度の低下 （３）前記（２）の圧下浸透度の低下の部分的な差異に
起因する異常変形による表面疵の発生および圧延歩留り
の低下 また、ブルームの全長プレスを行う場合、長辺面を圧
下することから、ブルームの偏平化が増長され、曲が
り、段付き等が発生し、圧延成形後の被圧延材に表面疵
が生じ、手入処理等が必要になる場合がある。
本発明は、予成形プレスによる全長プレスを行わず、
従来の圧延ミル、例えば分塊圧延機を用いて被圧延材に
圧下を加えることにより、上記の課題を解決することを
目的とする。
従来の圧延ミル、例えば分塊圧延機を用いて被圧延材に
圧下を加えることにより、上記の課題を解決することを
目的とする。
（課題を解決するための手段） 本発明者等は現有の分塊圧延機により被圧延材に重圧
下を加え超低速で圧延することにより、全長プレスに近
似した効果が得られることを確認した。即ち、本発明の
要旨は、上下一対のロールによって、一回の圧延で肉厚
中心まで圧下力が浸透するような低い歪速度と大きな圧
下力で圧延することを特徴とする熱間圧延方法、にあ
る。
下を加え超低速で圧延することにより、全長プレスに近
似した効果が得られることを確認した。即ち、本発明の
要旨は、上下一対のロールによって、一回の圧延で肉厚
中心まで圧下力が浸透するような低い歪速度と大きな圧
下力で圧延することを特徴とする熱間圧延方法、にあ
る。
第１図は上下一対のロールで被圧延材を圧延するとき
の状況を示した模式図である。同図において、V1は被圧
延材１の入側速度、V2は出側速度、また、VRは上下両ロ
ール2u、2dの回転速度を示す。一般的には、V1＜VR＜V2
となる。また、T1−T2は圧下量を示す。
の状況を示した模式図である。同図において、V1は被圧
延材１の入側速度、V2は出側速度、また、VRは上下両ロ
ール2u、2dの回転速度を示す。一般的には、V1＜VR＜V2
となる。また、T1−T2は圧下量を示す。
上記の“低い歪速度”で圧延するということは、VRを
低下させて圧延することで、VRの上限は被圧延材の変形
抵抗と肉厚により異なるが、VRを可能な限り低下させる
ことが好ましい。通常の分塊圧延機では、ロール回転数
ｎの下限は10rpm程度であるが、この場合は、ロールの
半径ｒを550mmとすると、ロール回転速度VRは となる。
低下させて圧延することで、VRの上限は被圧延材の変形
抵抗と肉厚により異なるが、VRを可能な限り低下させる
ことが好ましい。通常の分塊圧延機では、ロール回転数
ｎの下限は10rpm程度であるが、この場合は、ロールの
半径ｒを550mmとすると、ロール回転速度VRは となる。
また、前記の“大きな圧下力”で圧延するということ
は、被圧延材の変形抵抗と肉厚により異なるが、例えば
実機ベースで、即ち、スラブやブルーム等を対象とする
熱間圧延ミルで、圧下量（T1−T2）を120〜170mmとする
ことである。
は、被圧延材の変形抵抗と肉厚により異なるが、例えば
実機ベースで、即ち、スラブやブルーム等を対象とする
熱間圧延ミルで、圧下量（T1−T2）を120〜170mmとする
ことである。
前記の歪速度と圧下力は被圧延材の変形抵抗と肉厚か
ら算出することができる。
ら算出することができる。
（作用） 本発明方法の特徴は、通常の熱間圧延ミル、例えば分
塊圧延機を用いて全長プレス方式に近似した効果を得る
ことである。本発明の超低速重圧下圧延を行うことによ
り如何にして上記の効果が得られるかということについ
て、具体的な例に基づき、以下に説明する。
塊圧延機を用いて全長プレス方式に近似した効果を得る
ことである。本発明の超低速重圧下圧延を行うことによ
り如何にして上記の効果が得られるかということについ
て、具体的な例に基づき、以下に説明する。
まず、通常の分塊圧延の際の被圧延材の歪速度、本発
明方法による圧延の際の歪速度および全長プレスの際の
歪速度を所定の条件下で算出し、比較する。
明方法による圧延の際の歪速度および全長プレスの際の
歪速度を所定の条件下で算出し、比較する。
ｉ）通常の分塊圧延の際の被圧延材の歪速度： 通常の分塊圧延の際の被圧延材の歪速度は圧延ロー
ルの回転速度をＶ、被圧延材の歪（対数歪）εとする
と、次式であらわすことができる。
ルの回転速度をＶ、被圧延材の歪（対数歪）εとする
と、次式であらわすことができる。
ただし、 Ｎは圧延ロールの回転数 Ｄは圧延ロールの直径 Tiは圧延ミルのｉパス目の被圧延材の厚さ ε＝ln（Ti-1/Ti） ・・・・・（４） （４）式においてｉ＝１とおけばTi-1＝T0（圧延前の
被圧延材の厚さ）、Ti＝T1（圧延後の被圧延材の厚さ）
となる。
被圧延材の厚さ）、Ti＝T1（圧延後の被圧延材の厚さ）
となる。
ΔTiは圧延ミルのｉパス目の圧下量で、ｉ＝１とおけ
ばΔTi＝ΔT1（圧延時の圧下量）となる。
ばΔTi＝ΔT1（圧延時の圧下量）となる。
ここで、Ｎ＝80rpm、Ｄ＝1070mm、T0（圧延前の被圧
延材の厚さ）＝410mm、ΔT1（圧延時の圧下量）＝110mm
とすれば、T1（圧延後の被圧延材の厚さ）＝300mmとな
り、 従って、 つまり、通常の圧延の際の被圧延材の歪速度は5.49
（1/sec）である。
延材の厚さ）＝410mm、ΔT1（圧延時の圧下量）＝110mm
とすれば、T1（圧延後の被圧延材の厚さ）＝300mmとな
り、 従って、 つまり、通常の圧延の際の被圧延材の歪速度は5.49
（1/sec）である。
ii）本発明方法による圧延の際の被圧延材の歪速度： 本発明方法による圧延の際の歪速度も、前記ｉ）の
通常の圧延の場合と同様に算出することができる。即
ち、前記（１）〜（５）式において、Ｄ＝1070mm、T
0（圧延前の被圧延材の厚さ）＝410mm、ΔT1（圧延時の
圧下量）＝110mm、T1（圧延後の被圧延材の厚さ）＝300
mmとおき、ただし、圧延ロールの回転数Ｎ＝10rpmとお
いて計算を行う。この場合は、 従って、 つまり、本発明方法による圧延の際の被圧延材の歪速
度は0.69（1/sec）である。
通常の圧延の場合と同様に算出することができる。即
ち、前記（１）〜（５）式において、Ｄ＝1070mm、T
0（圧延前の被圧延材の厚さ）＝410mm、ΔT1（圧延時の
圧下量）＝110mm、T1（圧延後の被圧延材の厚さ）＝300
mmとおき、ただし、圧延ロールの回転数Ｎ＝10rpmとお
いて計算を行う。この場合は、 従って、 つまり、本発明方法による圧延の際の被圧延材の歪速
度は0.69（1/sec）である。
iii）全長プレスの際の被圧延材の歪速度： 予成形プレスにより被圧延材の端部を圧下する場合を
例として、被圧延材の歪速度を算出する。
例として、被圧延材の歪速度を算出する。
第２図は被圧延材の端部を圧下した場合の被圧延材の
変形状況を示した模式図である。同図において、W0は被
圧延材１の幅、T0は被圧延材１の厚さ、l0は圧下を加え
た部分の長さで、圧下後、幅はW1、厚さはT1、l0は被圧
延材１の長さ方向にΔl1だけ伸びてl1となる。ハッチン
グした部分は圧下前の被圧延材１の形状を示している。
変形状況を示した模式図である。同図において、W0は被
圧延材１の幅、T0は被圧延材１の厚さ、l0は圧下を加え
た部分の長さで、圧下後、幅はW1、厚さはT1、l0は被圧
延材１の長さ方向にΔl1だけ伸びてl1となる。ハッチン
グした部分は圧下前の被圧延材１の形状を示している。
第２図において、変形による被圧延材１の体積変化は
ないので、 l0×W0×T0＝l1×W1×T1 ・・・（６） 圧下による長辺面への膨出を無視するとT0＝T1であるか
ら、（６）式は l0×W0＝l1×W1＝（Δl1＋l0）（W0＝ΔW1） ただし、 ΔW1:プレス量（ΔW1＝W0＝W1） となる。また、 Δl1×W1×T1＝l0×（W0−W1） ここで、W0＝530mm、l0＝400mm、ΔW1＝170mm、プレ
スヘッドの圧力スピードｖを20mm/secとすると、対数歪
εは ε＝ln（W0/W1） ＝ln｛W0/（W0−ΔW1）｝ ＝ln｛530/（530−170）｝ ＝0.39 また、歪速度はv/ΔW1で求められ、 ＝v/ΔW1＝20/170＝0.12（1/sec） つまり、プレス圧下の際の被圧延材の歪速度は0.12
（1/sec）である。
ないので、 l0×W0×T0＝l1×W1×T1 ・・・（６） 圧下による長辺面への膨出を無視するとT0＝T1であるか
ら、（６）式は l0×W0＝l1×W1＝（Δl1＋l0）（W0＝ΔW1） ただし、 ΔW1:プレス量（ΔW1＝W0＝W1） となる。また、 Δl1×W1×T1＝l0×（W0−W1） ここで、W0＝530mm、l0＝400mm、ΔW1＝170mm、プレ
スヘッドの圧力スピードｖを20mm/secとすると、対数歪
εは ε＝ln（W0/W1） ＝ln｛W0/（W0−ΔW1）｝ ＝ln｛530/（530−170）｝ ＝0.39 また、歪速度はv/ΔW1で求められ、 ＝v/ΔW1＝20/170＝0.12（1/sec） つまり、プレス圧下の際の被圧延材の歪速度は0.12
（1/sec）である。
次に、上記のように算出した歪速度と圧下浸透度の
関係について説明する。
関係について説明する。
第３図は炭素鋼（C:0.45％の鋼、以下0.45Cとい
う）、低合金鋼（1Cr−0.5Mo鋼）、フェライトステンレ
ス鋼（13Cr鋼）、オーステナイトステンレス鋼（18Cr−
8Ni鋼）について、1000℃における圧下浸透度を求め、
前記の歪速度に対し、プロットしたものである。同図
中、圧下浸透度200mmを示す破線は、厚さ400mmのブルー
ムを想定したもので、圧下浸透度がこれを超えていれ
ば、圧下力が被圧延材の中心部まで作用していることを
意味する。従って、この破線を基準にして、全長プレス
方式に代えて本発明の超低速重圧下圧延方式を採用し得
るか否かの判定をすることができる。
う）、低合金鋼（1Cr−0.5Mo鋼）、フェライトステンレ
ス鋼（13Cr鋼）、オーステナイトステンレス鋼（18Cr−
8Ni鋼）について、1000℃における圧下浸透度を求め、
前記の歪速度に対し、プロットしたものである。同図
中、圧下浸透度200mmを示す破線は、厚さ400mmのブルー
ムを想定したもので、圧下浸透度がこれを超えていれ
ば、圧下力が被圧延材の中心部まで作用していることを
意味する。従って、この破線を基準にして、全長プレス
方式に代えて本発明の超低速重圧下圧延方式を採用し得
るか否かの判定をすることができる。
第３図から、本発明の圧延においては、圧下浸透度は
0.45C、1Cr−0.5Mo、13Crのいずれの鋼においても200mm
を超えており、全長プレス方式に代えて本発明の超低速
重圧下圧延方式を採用し、被圧延材の中心部に存在する
センターポロシティラインを圧着除去することが可能と
いえる。しかし、厚さ400mmの18Cr−Ni鋼では、この条
件では圧下力を中心まで及ぼすことはできない。このよ
うなブルームに本発明方法を適用するときは、加工前の
ブルーム厚を減少させるか、更に低速度の圧延を行うこ
とが必要となってくる。
0.45C、1Cr−0.5Mo、13Crのいずれの鋼においても200mm
を超えており、全長プレス方式に代えて本発明の超低速
重圧下圧延方式を採用し、被圧延材の中心部に存在する
センターポロシティラインを圧着除去することが可能と
いえる。しかし、厚さ400mmの18Cr−Ni鋼では、この条
件では圧下力を中心まで及ぼすことはできない。このよ
うなブルームに本発明方法を適用するときは、加工前の
ブルーム厚を減少させるか、更に低速度の圧延を行うこ
とが必要となってくる。
第４図は歪速度＝0.1の全長プレスにおける被圧延
材の温度と圧下浸透度との関係を示したグラフである。
対象とする被圧延材は前記第３図の場合と同じである。
第４図において、全長プレス方式の場合は、被圧延材の
温度が820℃以下に下がらない限り、圧下浸透度は本発
明の超低速重圧下圧延方式によりも大きく、センターポ
ロシティラインの圧着除去に効果があるといえる。しか
し、被圧延材の温度は、1000℃前後の高温域において25
℃/min程度の速度で低下するので、仮に全長プレスに2.
5分を要したとすると、被圧延材の温度は62.5℃低下す
る。そのため、第４図に示したように圧下浸透度が約50
mm低下し、１本のブルーム内での圧下浸透度に差が生じ
ることになる。その結果、前記のように被圧延材が異常
変形し、表面疵が発生したりする。
材の温度と圧下浸透度との関係を示したグラフである。
対象とする被圧延材は前記第３図の場合と同じである。
第４図において、全長プレス方式の場合は、被圧延材の
温度が820℃以下に下がらない限り、圧下浸透度は本発
明の超低速重圧下圧延方式によりも大きく、センターポ
ロシティラインの圧着除去に効果があるといえる。しか
し、被圧延材の温度は、1000℃前後の高温域において25
℃/min程度の速度で低下するので、仮に全長プレスに2.
5分を要したとすると、被圧延材の温度は62.5℃低下す
る。そのため、第４図に示したように圧下浸透度が約50
mm低下し、１本のブルーム内での圧下浸透度に差が生じ
ることになる。その結果、前記のように被圧延材が異常
変形し、表面疵が発生したりする。
これに対して、本発明の圧延方式の場合は、レベル的
に圧下浸透効果は低いが、圧延に要する時間は短いの
で、被圧延材の全長にわたり均一な効果を示す。
に圧下浸透効果は低いが、圧延に要する時間は短いの
で、被圧延材の全長にわたり均一な効果を示す。
次に、本発明の特徴である大きな圧下力で圧延するこ
とについて説明する。前述の通り、“大きな圧下力”で
圧延するということは、被圧延材の変形抵抗と肉厚によ
り異なるが、スラブやブルーム等を対象とする熱間圧延
ミルで圧下量を120〜170mmとすることである。
とについて説明する。前述の通り、“大きな圧下力”で
圧延するということは、被圧延材の変形抵抗と肉厚によ
り異なるが、スラブやブルーム等を対象とする熱間圧延
ミルで圧下量を120〜170mmとすることである。
前記第３図および第４図に示したように、鋼種により
圧下浸透度が異なるのは鋼種により変形抵抗KfRが異な
るためである。このように鋼種により異なる変形抵抗K
fRと、それに基づいて求められるプレス荷重Ｐ（圧下
力）とから圧下量が定められる。これらの関係について
説明を加える。
圧下浸透度が異なるのは鋼種により変形抵抗KfRが異な
るためである。このように鋼種により異なる変形抵抗K
fRと、それに基づいて求められるプレス荷重Ｐ（圧下
力）とから圧下量が定められる。これらの関係について
説明を加える。
いま、対数歪ε＝0.4、歪速度ε＝0.1（1/sec）とし
て、被圧延材の温度ｔ＝1000℃における変形抵抗
（KfR）を求めると、鉄鋼技術共同研究会編の「圧延理
論と変形抵抗」より、前記の各被圧延材に対して第２表
に示した値が得られる。
て、被圧延材の温度ｔ＝1000℃における変形抵抗
（KfR）を求めると、鉄鋼技術共同研究会編の「圧延理
論と変形抵抗」より、前記の各被圧延材に対して第２表
に示した値が得られる。
プレス荷重Ｐは、前記の変形抵抗KfRを用いて下記
（８）式により算出することができる。
（８）式により算出することができる。
Ｐ＝KfR・AR・Ｃ ・・・・（８） ただし、 AR＝（l0＋Δl1）×T0 Ｃは圧延荷重係数で１と仮定する （８）式において、圧下量ΔW1＝170mmとし、前記と
同様にl0＝400mm、W0＝530mmとすると、W1＝W0−ΔW1よ
りW1＝360mmであるから、前記（７）式よりΔl1＝189mm
となり、 AR＝（l0＋Δl1）×T0 ＝（400＋189）×410 ＝241,490mm2 従って、（８）式から、前記の各被圧延材の熱間圧延
ミルで、圧下量（ΔW1）を170mmとすることができるプ
レス荷重Ｐ（圧下力）は第３表に示した通りとなる。
同様にl0＝400mm、W0＝530mmとすると、W1＝W0−ΔW1よ
りW1＝360mmであるから、前記（７）式よりΔl1＝189mm
となり、 AR＝（l0＋Δl1）×T0 ＝（400＋189）×410 ＝241,490mm2 従って、（８）式から、前記の各被圧延材の熱間圧延
ミルで、圧下量（ΔW1）を170mmとすることができるプ
レス荷重Ｐ（圧下力）は第３表に示した通りとなる。
第３表から明らかなように、鋼種により同一圧下量
（例えば、ΔW1＝170mm）を与えるためのプレス荷重が
異なるので、仮に同一条件で同一のプレス荷重を加える
ならば、鋼種により圧下量に違いがでて、所定の圧下量
が確保できないことになる。従って、本発明方法の実施
に際しては、被圧延材の変形抵抗と肉厚から必要な圧下
力と圧延速度（歪速度）を算出しなければならない。
（例えば、ΔW1＝170mm）を与えるためのプレス荷重が
異なるので、仮に同一条件で同一のプレス荷重を加える
ならば、鋼種により圧下量に違いがでて、所定の圧下量
が確保できないことになる。従って、本発明方法の実施
に際しては、被圧延材の変形抵抗と肉厚から必要な圧下
力と圧延速度（歪速度）を算出しなければならない。
以上、スラブ、ブルーム等の連続鋳造材を対象とする
場合について説明したが、本発明の圧延方式の適用範囲
はこれに限定されるものではなく、内質に欠陥を有する
他の金属あるいは非金属の分野において広く応用するこ
とができる。
場合について説明したが、本発明の圧延方式の適用範囲
はこれに限定されるものではなく、内質に欠陥を有する
他の金属あるいは非金属の分野において広く応用するこ
とができる。
（実施例） 幅530mm、厚み410mm、長さ6.5mの0.45C鋼のブルーム
を対象として、従来の全長プレス方式と分塊圧延機によ
る本発明の超低速重圧下方式について、圧延能率を比較
した。
を対象として、従来の全長プレス方式と分塊圧延機によ
る本発明の超低速重圧下方式について、圧延能率を比較
した。
用いた全長プレス設備は水平片押型で、プレス圧力30
00トン、加圧速度20〜50mm/secであり、また、全長プレ
ス実施の際、６〜11サイクル（１サイクル当たり10〜15
秒）の反復動作を必要とする。分塊圧延機は２重逆転
式、最大圧延荷重1000トンで、ロールの回転数Ｎを下限
の10rpmとした。
00トン、加圧速度20〜50mm/secであり、また、全長プレ
ス実施の際、６〜11サイクル（１サイクル当たり10〜15
秒）の反復動作を必要とする。分塊圧延機は２重逆転
式、最大圧延荷重1000トンで、ロールの回転数Ｎを下限
の10rpmとした。
結果を第５図に示す。同図に示したように、圧延能率
は、全長プレス方式ではおよそ210T/Hrであったのに対
し、本発明方法ではおよそ250T/Hrで、大幅に向上し
た。これは、全長プレスの場合、プレスに要する時間以
外にプレス設備の前後の設備との関連による待ち時間等
の影響が大きいためである。また、本発明方法を適用し
た場合、品質的にも全く問題はなかった。
は、全長プレス方式ではおよそ210T/Hrであったのに対
し、本発明方法ではおよそ250T/Hrで、大幅に向上し
た。これは、全長プレスの場合、プレスに要する時間以
外にプレス設備の前後の設備との関連による待ち時間等
の影響が大きいためである。また、本発明方法を適用し
た場合、品質的にも全く問題はなかった。
（発明の効果） スラブ、ブルーム等の圧延用素材の中心部に存在する
センターポロシティラインを圧着除去するに際し、本発
明の超低速重圧下圧延方式を適用することが可能であ
る。これにより、従来の全長プレス方式を用いた場合に
比較して能率を大幅に向上させることができる。また、
プレス圧下中の被圧延材温度の低下に伴う圧下浸透度の
低下と、圧下浸透度の低下の度合いが部分的に異なるこ
とに起因する被圧延材の異常変形、及び表面疵の発生や
圧延歩留りの低下を抑制することができる。
センターポロシティラインを圧着除去するに際し、本発
明の超低速重圧下圧延方式を適用することが可能であ
る。これにより、従来の全長プレス方式を用いた場合に
比較して能率を大幅に向上させることができる。また、
プレス圧下中の被圧延材温度の低下に伴う圧下浸透度の
低下と、圧下浸透度の低下の度合いが部分的に異なるこ
とに起因する被圧延材の異常変形、及び表面疵の発生や
圧延歩留りの低下を抑制することができる。
第１図は被圧延材圧延時の状況を示す模式図、第２図は
被圧延材の端部を圧下した場合の被圧延材の変形状況を
示す模式図、 第３図は歪速度と圧下浸透度との関係を示すグラフ、 第４図は被圧延材温度と圧下浸透度との関係を示すグラ
フ、 第５図は本発明の圧延方式と全長プレス方式の圧延能率
についての比較図、 である。
被圧延材の端部を圧下した場合の被圧延材の変形状況を
示す模式図、 第３図は歪速度と圧下浸透度との関係を示すグラフ、 第４図は被圧延材温度と圧下浸透度との関係を示すグラ
フ、 第５図は本発明の圧延方式と全長プレス方式の圧延能率
についての比較図、 である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 中島 晃 和歌山県和歌山市湊1850番地 住友金属工 業株式会社和歌山製鉄所内 (72)発明者 人見 康雄 和歌山県和歌山市湊1850番地 住友金属工 業株式会社和歌山製鉄所内 (56)参考文献 特開 昭64−40101（ＪＰ，Ａ) 特公 昭63−24761（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭61−54086（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭58−921（ＪＰ，Ｂ２)
Claims (2)
- 【請求項１】上下一対のロールによって、一回の圧延で
肉厚中心まで圧下力が浸透するような低い歪速度と大き
な圧下力で圧延することを特徴とする熱間圧延方法。 - 【請求項２】歪速度と圧下力を被圧延材の変形抵抗と肉
厚から算出して決定する請求項（１）記載の熱間圧延方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1313991A JPH0818041B2 (ja) | 1989-12-01 | 1989-12-01 | 熱間圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1313991A JPH0818041B2 (ja) | 1989-12-01 | 1989-12-01 | 熱間圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03174901A JPH03174901A (ja) | 1991-07-30 |
| JPH0818041B2 true JPH0818041B2 (ja) | 1996-02-28 |
Family
ID=18047911
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1313991A Expired - Lifetime JPH0818041B2 (ja) | 1989-12-01 | 1989-12-01 | 熱間圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0818041B2 (ja) |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6154086A (ja) * | 1984-08-24 | 1986-03-18 | Matsushita Electric Ind Co Ltd | テ−プリ−ル |
| JPH07121064B2 (ja) * | 1986-07-16 | 1995-12-20 | 日本電信電話株式会社 | 画像ブロツク符号化法 |
-
1989
- 1989-12-01 JP JP1313991A patent/JPH0818041B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH03174901A (ja) | 1991-07-30 |
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