JPH10156408A - 熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型及び幅圧下方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】幅圧下したスラブを熱間圧延して金属板を製造
する際の幅戻りによる板幅変動を抑え、金属板側端部の
欠陥を抑制し、スラブ幅圧下の際の金型とスラブの間の
焼付きを防止できる幅圧下プレス用金型と幅圧下方法を
提供する。 【解決手段】穴型の底幅Ｂmm、穴型の深さＨmm、穴型の
側面テーパー角度θ゜が、下記〜を満たすボックス
穴型状の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型と、上
記の金型を備えた水平対向式プレスで最初の厚さがＴ0
mmのスラブの最初の幅Ｗ0 mmをＤmm圧下する方法。穴型
の底の中央部に高さ２０mm以下の円弧状の突起があって
も良い。少なくとも穴の側面となるテーパー部が、融点
がスラブの母材よりも高い材料で肉盛りされることによ
って形成されており、その肉盛り部がショア硬さで８０
以上の硬さであれば、金型とスラブの間の焼付き防止効
果が大きい。（Ｔ0 −２０）≦Ｂ≦（Ｔ0＋１０
０）、０＜Ｈ≦（Ｗ0−Ｄ）／３、０＜θ≦１０
゜。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、熱間圧延用スラブ
の幅圧下プレス用金型と幅圧下方法に関する。より詳し
くは、ステンレス鋼板、低合金鋼板、炭素鋼板及びチタ
ン板などの金属板を、連続鋳造スラブから熱間圧延で製
造するに際し、熱間圧延前の連続鋳造スラブを予備成形
するためのプレス用金型と幅圧下方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】金属板、なかでもステンレス鋼、並びに
純チタン及びチタン合金（以下、「純チタン」と「チタ
ン合金」を併せて単に「チタン」という）のような高価
な金属板の製造において、多岐に亘る製品幅に対しその
各々に応じた幅の連続鋳造スラブを鋳込むことは、鋳造
能力の大幅な低下とコストアップを招く。更に、スラブ
幅を変更する際に生ずる所謂「テーパースラブ」をガス
で直方体に切断するなどの処理も必要となってコストが
嵩む。

【０００３】例えば、ステンレス鋼板を含む熱間圧延鋼
板の製品幅は一般に、０．８ｍから１．５ｍの範囲に亘
るものである。そこで従来、広範囲の製品幅に対応でき
るように、例えば、厚さを一定として幅を５０ｍｍピッ
チで変えた連続鋳造スラブが鋳込まれていた。

【０００４】しかし、上記のように製品鋼板の幅に対応
させて多種類のスラブを鋳造することは、連続鋳造機の
モールド替えに伴う稼働率の低下や、狭幅スラブの鋳込
みによる鋳造能力の低下をきたし、コストアップを招く
という問題があった。

【０００５】こうした従来のスラブ幅と製品幅の関係に
対し、熱間スラブの圧延前工程において、スラブ幅を大
きく減幅（以下、「スラブ幅の減幅」を「スラブの幅圧
下」あるいは「スラブ幅の圧下」という）することがで
きれば、スラブ幅の集約化とスラブ幅の拡大が実現でき
るので、連続鋳造機の能力向上などの大きなメリットが
得られる。

【０００６】例えば、上記の熱間圧延鋼板の製造におい
て、連続鋳造するスラブの幅は１５００ｍｍの１種類と
し、次の熱間圧延の前工程でスラブ幅を種々変えてから
スラブを熱間圧延して製品鋼板を製造することができれ
ば、連続鋳造の効率と能力が大きく向上する。このた
め、鋳込みに関しては、製品最大幅に対応したスラブ幅
で鋳込み、圧延工場でのスラブ粗圧延の前に、例えばス
ラブ幅を最大６００ｍｍ程度縮小変更することが強く要
望されている。

【０００７】スラブ幅を圧下する方法としては、竪ロー
ルによるスラブの幅圧下方法と水平対向式プレスによる
スラブの幅圧下方法とが知られている。

【０００８】しかし、竪ロールを用いてスラブ幅を圧下
すると、スラブの断面形状は側端部の厚みだけが増した
所謂「ドッグボーン」となってしまう。このドッグボー
ン形状のスラブは、前記竪ロールの後段に設けられた圧
延機群によって厚みを圧下されると幅が戻ってしまうた
め、所望の製品幅の圧延板が得られないという問題があ
る。

【０００９】特公昭５０−１４６３２号公報には、スラ
ブの厚みを圧下する少なくとも１回のパスにおいて、ス
ラブ側面をキャリバーのついた竪ロール（エッジャー）
で圧下する技術が開示されている。しかし、この公報で
提案された技術は、単に製品板の側端部もしくはその近
傍に発生する割れなどの欠陥を防止することを目的とす
るものであるため、前記技術を用いても必ずしもドッグ
ボーンが解消できるというものではなかった。

【００１０】一方、水平対向式プレスを用いてスラブの
幅圧下を行う場合には、スラブ幅圧下時のスラブと工具
（プレス金型）との接触長さを大きくとれるためスラブ
圧下効率が高い。このため、最近では水平対向式プレス
によるスラブの幅圧下方法が広く採用されるようになっ
てきた。

【００１１】スラブの幅圧下プレス用金型には、従来フ
ラットな押圧面を持つ金型（以下、「平金型」という）
が用いられてきた。しかし、平金型はスラブ圧下時にス
ラブを厚み方向に拘束するものではない。したがって、
平金型で連続鋳造スラブに３００ｍｍ以上の大きな幅圧
下を施す場合、上記した竪ロールによるスラブ幅の圧下
の場合と同様にドッグボーンが生ずることを避けられな
い。なお、この平金型でスラブ幅を圧下する場合のドッ
グボーンの発生は、スラブが平金型で長さ方向にきつく
拘束されるプレス圧延定常部においては顕著であるが、
平金型による長さ方向の拘束がないか、あっても拘束が
極めて緩いスラブの先端部及び後端部では顕著ではな
い。このため、前記水平対向式プレスの後段に設けた圧
延機群によって上記のスラブの厚みを圧下すると、製品
板の先端部及び後端部では幅戻りの量が少ないので、前
記部分の板幅は顕著なドッグボーンを生じていた定常部
分の板幅に比べて著しく狭いものとなってしまう。前記
水平対向式プレスの後段に設けた圧延機群によるスラブ
厚み圧下時にエッジャーミルで被圧延材（スラブ）を幅
圧下することで、製品板定常部分の板幅と製品板先端部
及び後端部の板幅との差を小さくすることができるが充
分なものとは言い難い。

【００１２】又、水平対向式プレスによってスラブの
幅、なかでもステンレス鋼やチタンからなるスラブの幅
を大きく圧下した場合には、スラブコーナー部の形状が
鋭くなるので、前記水平対向式プレスの後段に設けた圧
延機群によるスラブの熱間圧延で、前記のスラブコーナ
ーに相当する部分が過冷却されて温度低下が大きくな
る。このため、圧延板の側端部にヘゲ状の疵（以下、線
状表面疵という）が生じてしまう。更に、前記圧延機群
によるスラブの熱間圧延時に発生したスラブ側面（短辺
面）のしわが、圧延パスの進行とともに被圧延板の上下
の平坦面に回り込んで、製品板において「シーム疵」と
称されるしわ状の疵として残ってしまう。

【００１３】なお、上記のように本発明では、「線状表
面疵」と「シーム疵」を区別して表記する。図１２は、
熱間圧延で仕上げた金属板に生ずる線状表面疵とシーム
疵を示す図である。この図に示すように、両者が発生す
れば、その位置関係は「シーム疵」が「線状表面疵」よ
りも圧延板の側端部寄りに存在する。

【００１４】線状表面疵やシーム疵が発生すると、特に
表面精度が重要なセールスポイントとなる製品の場合に
は、この部分をトリムしなければならず、線状表面疵や
シーム疵の除去に伴う歩留り低下のためにコストアップ
は避けられない。又、表面精度がそれほど重要でない製
品の場合でもグラインダーなどで手入れして、線状表面
疵やシーム疵を除去しなければならず、多大の工数と時
間を要する。

【００１５】このため、例えば特開平６−３０４６１０
号公報には、押圧面に特定形状を有する台形状の溝を設
け、スラブコーナ部の面取り成形を行うことでスラブコ
ーナー部の過冷却を防止するプレス用金型が開示されて
いる。この公報で提案された金型は、スラブコーナー部
の過冷却に起因する線状表面疵の防止に対しては一応の
効果が認められる。しかし、スラブの熱間圧延時に発生
したスラブ側面（短辺面）のしわが、圧延パスの進行と
ともに被圧延板の上下の平坦面に回り込んでできるシー
ム疵の発生を防止する効果は得難い。更に、穴型（台形
状の溝）が必ずしもスラブ圧下時にスラブを厚み方向に
拘束する形状にはなっていないので、前記公報に記載の
金型を有するプレスを用いてスラブの幅を圧下してもド
ッグボーンが生ずることがあった。又、ドッグボーンは
生じなくても、金型とスラブとの間に焼付きが生じ、こ
の焼付きが製品板に残ってしまう場合があった。

【００１６】特開平５−１４６８０７号公報には、プレ
ス加工面（押圧面）に溝底を基準とする８〜４５゜の側
壁を有する２本の溝を設けた「熱間スラブの幅プレス用
金敷」が提案されている。これは、上記の金敷（金型）
を用いたプレス、例えば図１３に示すように加工面に２
本の溝（溝深さC1、溝底を基準とする溝の側壁の傾斜角
度θ1、突起の高さC2 ）を有する金型を用いたプレス
で、スラブ短辺面（側面）の全長に底幅L1の台形状の割
りを入れ、その後で粗圧延と仕上げ圧延を行うものであ
る。

【００１７】しかし、特開平５−１４６８０７号公報で
提案された金型も、既に述べた特開平６−３０４６１０
号公報で提案された金型と同様に、穴型（台形状の溝）
が必ずしもスラブ圧下時にスラブを厚み方向に拘束する
形状にはなっていないので、前記公報に記載の金型を有
するプレスを用いてスラブの幅を圧下してもドッグボー
ンが生ずることがあった。又、ドッグボーンは生じなく
ても、金型とスラブとの間に焼付きが生じ、この焼付き
が製品板に残ってしまう場合があった。

【００１８】スラブ短辺面（側面）の全長に台形状の割
りを入れて金属板を熱間圧延する技術は、特開平４−２
６２８０７号公報においても開示されている。この公報
で提案された技術を用いても、スラブ短辺面（側面）の
全長に入れた台形状の割りが適正な形状になっていない
場合には、製品金属板に所定の幅を確保するために後工
程である圧延機群によるスラブ厚みの粗圧下時にエッジ
ャーミルで幅圧下する必要があった。一方、粗圧延時に
エッジャーミルで幅圧下すると、スラブ短辺面（側面）
の全長に入れた台形状の割りの効果が消去されてしま
い、線状表面疵やシーム疵が生じてしまう場合もあっ
た。

【００１９】前記各公報で提案されているスラブ短辺面
（側面）に台形状の割りを入れてから圧延する技術は、
図１４及び図１５に示したように、板厚中央部に浅い折
れ込み疵を発生させることにより、線状表面疵の位置を
圧延材の側端部に近づけ、線状表面疵の除去に要するト
リム代を減少させることを主な目的としている。なお、
図１４には圧延で生じた折れ込み疵の深さが線状表面疵
と圧延材側端部の距離よりも大きい場合を示した。図１
５には、逆に圧延で生じた折れ込み疵の深さが線状表面
疵と圧延材側端部の距離よりも小さい場合を示した。

【００２０】ところで、本発明者らの研究によれば、ス
ラブ短辺面（側面）に入れる台形状の割りの深さの増加
とともに、線状表面疵の幅は小さくなる。一方、前記台
形状の割りの深さの増加とともに、折れ込み疵の深さは
深くなる傾向がある。したがって、線状表面疵によるト
リム代を低減するために、プレスによる予備成形でスラ
ブに台形状の割りを深く入れてしまうと、次の圧延で折
れ込み疵の最深部が線状表面疵の位置より金属板の幅中
央寄りになり（図１４参照）、トリム後に線状表面疵は
なくなったものの折れ込み疵が残ってしまうことがあ
る。更に、折れ込み疵が大きい場合には、熱間圧延した
金属板をトリム処理をしないで冷間圧延すると、側端面
に割れ疵が生ずることが懸念される。こうした面から
も、熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型の穴型形状
を適正化する必要があった。

【００２１】

【発明が解決しようとする課題】金属板を連続鋳造スラ
ブから熱間圧延で製造するに際して、幅の広いスラブを
鋳込み、そのスラブに対して減幅量が３００ｍｍ以上と
なるような大きな幅圧下を行うと、上記したようにドッ
グボーンの発生に基づく製品板の幅変動、線状表面疵、
シーム疵及び折れ込み疵の発生、並びにスラブ幅を圧下
する際の金型とスラブの間の焼付きの発生といった問題
が生ずる。前記の問題の中でも、特に、製品板の幅変動
が大きい場合には、たとえスラブ連続鋳造の効率と能力
が向上しても、製品の歩留りが逆に大きく低下してコス
トが嵩むことになる。したがって、スラブ連続鋳造の効
率と能力及び製品歩留りのいずれをも向上させるために
は、ドッグボーンの発生を抑制することが最も重要にな
る。

【００２２】本発明は、金属板を連続鋳造スラブから熱
間圧延で製造する際に、下記及びを達成することが
可能な熱間圧延前の連続鋳造スラブの予備成形のための
プレス用金型と幅圧下方法を提供することを第１の目的
とする。本発明は下記〜を達成することが可能な熱
間圧延前の連続鋳造スラブの予備成形のためのプレス用
金型と幅圧下方法を提供することを第２の目的とする。
本発明は下記、及びの組み合わせと、下記〜
の組み合わせのいずれかを達成することが可能な熱間圧
延前の連続鋳造スラブの予備成形のためのプレス用金型
と幅圧下方法を提供することを第３の目的とする。

【００２３】スラブ幅を３００ｍｍ以上減幅するよう
な大きな幅圧下を行ってもドッグボーンの発生が抑制で
きること。

【００２４】スラブの幅圧下後に圧延機でスラブの厚
みを圧下した金属板において、幅戻りの差異に基づく製
品板の幅変動が極めて小さいこと。

【００２５】金属板、なかでもステンレス鋼板やチタ
ン板の側端部に発生する線状表面疵やシーム疵の発生を
抑制できること。

【００２６】折れ込み疵深さを浅くできること。

【００２７】線状表面疵、シーム疵及び折れ込み疵の
除去に要する製品板側端部の切り落とし量が軽減できる
こと。

【００２８】スラブ幅を圧下する際の金型とスラブの
間の焼付きを防止できること。

【００２９】

【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、下記
（１）〜（３）の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金
型と（４）の熱間圧延用スラブの幅圧下方法にある。

【００３０】（１）熱間圧延用スラブの幅を圧下する水
平対向式プレス用のボックス穴型状の金型であって、そ
の穴型の底幅Ｂｍｍ、深さＨｍｍ及び側面テーパー角度
θ゜が、下記〜式を満たすことを特徴とする熱間圧
延用スラブの幅圧下プレス用金型。

【００３１】 （Ｔ0−２０）≦Ｂ≦（Ｔ0＋１００）・・・・・ ０＜Ｈ≦（Ｗ0−Ｄ）／３・・・・・ ０゜＜θ≦１０゜・・・・・ 但し、Ｔ0は熱間圧延用スラブの最初の厚さ（ｍｍ）、
Ｗ0は前記スラブの最初の幅（ｍｍ）、Ｄはスラブの幅
圧下量（ｍｍ）である。

【００３２】（２）穴型の底の中央部に高さ２０ｍｍ以
下の円弧状の突起を有することを特徴とする上記（１）
に記載の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型。

【００３３】（３）少なくとも穴の側面となるテーパー
部が、融点が熱間圧延用スラブの母材の融点よりも高い
材料で肉盛りされることによって形成されており、その
肉盛り部がショア硬さで８０以上の硬さを有することを
特徴とする上記（１）又は上記（２）に記載の熱間圧延
用スラブの幅圧下プレス用金型。

【００３４】（４）上記（１）から（３）までのいずれ
かに記載の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型を備
えた水平対向式プレスを用いて前記スラブの幅を圧下す
ることを特徴とする熱間圧延用スラブの幅圧下方法。

【００３５】

【発明の実施の形態】本発明者らは、水平対向式プレス
を用いてスラブの幅を３００ｍｍ以上減幅してから熱間
圧延する技術について種々検討した。その結果、下記
（Ａ）〜（Ｅ）の知見を得た。

【００３６】（Ａ）スラブの幅圧下に際して水平対向式
プレス用の金型をボックス穴型状とし、その穴型形状と
して前記の幅圧下の対象となるスラブとの関係におい
て、穴底の幅Ｂ（ｍｍ）を、｛最初のスラブ厚さ Ｔ0
（ｍｍ）−２０ｍｍ｝から｛最初のスラブ厚さ Ｔ0（ｍ
ｍ）＋１００ｍｍ｝の間の値とし、深さを所定の幅圧下
後のスラブの幅の１／３以下、つまり、｛最初のスラブ
幅 Ｗ0（ｍｍ）−スラブの幅圧下量Ｄ（ｍｍ）｝の１／
３以下とし、更に、側面テーパー角度θ（゜）を１０゜
以下とすれば、スラブ幅圧下時にスラブ側端部の厚みだ
けが増すドッグボーンの発生を抑制できる。すなわち、
上記のボックス穴型状の金型でスラブを幅圧下した場合
には、スラブが金型で強く拘束されるので圧下された肉
（材料）はスラブ幅方向の中央部へ移動する。このた
め、スラブの厚みは幅方向全体に厚くなって、スラブ側
端部の厚みだけが増すドッグボーンの発生が抑制され
る。

【００３７】（Ｂ）上記（Ａ）に記載した金型を有する
水平対向式プレスで幅圧下されたスラブはドッグボーン
の発生が抑えられている。このため、幅圧下後のスラブ
の厚みを水平対向式プレスの後段に設けた圧延機群（タ
ンデムミル群）で圧下した場合の幅戻りの量は、金属板
の全長に亘ってほぼ等しくなる。したがって、前記圧延
機群によるスラブ厚み圧下時にエッジャーミルで大きく
幅圧下する必要がない。

【００３８】（Ｃ）上記（Ａ）に記載した金型を有する
水平対向式プレスで幅圧下すると、スラブコーナ部の面
取り成形が同時になされるので、水平対向式プレスの後
段に設けた圧延機群で圧延された金属板側端部の線状表
面疵の発生が防止できる。

【００３９】（Ｄ）スラブの幅圧下に際して水平対向式
プレス用の金型をボックス穴型状とし、その穴型形状と
して前記の幅圧下の対象となるスラブとの関係におい
て、穴底の幅Ｂ（ｍｍ）を、｛最初のスラブ厚さ Ｔ0
（ｍｍ）−２０ｍｍ｝から｛最初のスラブ厚さ Ｔ0（ｍ
ｍ）＋１００ｍｍ｝の間の値とし、深さを所定の幅圧下
後のスラブの幅の１／３以下、つまり、｛最初のスラブ
幅 Ｗ0（ｍｍ）−スラブの幅圧下量Ｄ（ｍｍ）｝の１／
３以下とし、更に、側面テーパー角度θ（゜）を１０゜
以下とし、且つ、穴型の底の中央部に適正な突起を設け
れば、スラブ幅圧下時にスラブ側端部の厚みだけが増す
ドッグボーンの発生抑止及び線状表面疵の発生防止がで
きるとともに、金属板の側端部に発生するシーム疵及び
折れ込み疵の除去のための製品金属板側端部の切り落と
し量（トリム代）を低減することができる。

【００４０】（Ｅ）上記（Ａ）及び（Ｄ）に記載したボ
ックス穴型状の金型の少なくとも穴の側面となるテーパ
ー部が、融点が前記熱間圧延用スラブの母材の融点より
も高い材料で肉盛りされることによって形成されてお
り、その肉盛り部がショア硬さで８０以上の硬さを有し
ておれば、スラブ幅を大きく圧下する際の金型とスラブ
の間の焼付きの発生を防止できる。

【００４１】本発明は、上記（Ａ）〜（Ｅ）の知見に基
づいて完成されたものである。

【００４２】以下、本発明の各要件の限定理由について
説明する。

【００４３】（ａ）穴型形状 穴型は、幅圧下の対象となる熱間圧延用スラブを金型で
強く拘束して肉（材料）をスラブ幅方向の中央部へ移動
させるためにボックス穴型とする必要がある。なお、幅
圧下したスラブの厚みを幅方向全体に厚くして、スラブ
側端部の厚みだけが増すドッグボーン変形を防止するた
めに、穴型の具体的形状は下記（ａ−１）〜（ａ−３）
を満たすように決定する必要がある。

【００４４】図１は、本発明に係る熱間圧延用スラブの
幅圧下プレス用金型の片側の形状の一例を示す断面図で
ある。以下、図１を参照しながら穴型の具体的形状につ
いて説明する。

【００４５】（ａ−１）穴型の底幅：Ｂ（ｍｍ） 穴型の底幅（穴底の幅）Ｂ（ｍｍ）は前記式を満たす
必要がある。穴型の底幅Ｂ（ｍｍ）が、｛最初のスラブ
厚さ Ｔ0（ｍｍ）−２０ｍｍ｝より小さい場合には、ス
ラブコーナー部の圧下量が大きくなって、金型とスラブ
コーナー部との間に焼付きを発生し易くなる。更に、折
れ込み疵も発生し易くなってしまう。一方、穴型の底幅
が、｛最初のスラブ厚さ Ｔ0（ｍｍ）＋１００ｍｍ｝よ
り大きい場合には、スラブを厚み方向（上下方向）に拘
束することが困難となる。したがって、穴型の底幅Ｂ
（ｍｍ）を前記式を満たすように規定した。

【００４６】（ａ−２）穴型の深さ：Ｈ（ｍｍ） 穴型の深さ（穴の深さ）Ｈ（ｍｍ）は、所定の幅圧下後
のスラブの幅の１／３以下、つまり、｛最初のスラブ幅
Ｗ0（ｍｍ）−スラブの幅圧下量Ｄ（ｍｍ）｝の１／３
以下の値とする必要がある。穴型の深さが所定の幅圧下
後のスラブの幅の１／３を超える場合には、金型の強
度、特に金型コーナー部の強度が低下して、金型がコー
ナー部から破損し易くなる。一方、穴型の深さＨ（ｍ
ｍ）が０では平金型になってしまう。したがって、穴型
の深さＨ（ｍｍ）を前記式を満たすように規定した。
ところで、穴型の深さＨ（ｍｍ）の上限値は金型の強度
確保の面から１５０ｍｍ程度とすることが好ましく、下
限値はスラブの噛み出し防止の観点から５０ｍｍ程度と
することが好ましい。

【００４７】なお、６００ｍｍを超える幅の圧下には極
めて巨大な水平対向式プレス設備が必要となることか
ら、スラブの幅圧下量Ｄ（ｍｍ）は、６００ｍｍ以下と
するのが良い。

【００４８】（ａ−３）穴型の側面テーパー角度：θ
（゜） 穴型の側面テーパー角度θ（゜）とは図１に示した角度
θのことを指し、この値を１０゜以下とする必要があ
る。穴型の側面テーパー角度が１０゜を超える場合に
は、スラブを厚み方向に拘束することができない。一
方、穴型の側面テーパー角度θ（゜）が０゜以下の場合
には、実質的に水平対向式プレスでのスラブの幅圧下が
できないし、幅圧下できたとしてもその幅圧下時に、ス
ラブコーナ部の面取り成形ができない。したがって、穴
型の側面テーパー角度θ（゜）を前記式を満たすよう
に規定した。なお、穴型の側面テーパー角度θ（゜）の
下限値は、金型側面部とスラブとの間の焼付きを防止
し、更に、スラブの噛み出しを防止するために、５゜程
度とすることが好ましい。

【００４９】（ｂ）穴型の底の突起：上記（ａ）の形状
を有する穴型の底の中央部に突起を設け、その金型を有
する水平対向式プレスでスラブの幅圧下を行えば、スラ
ブ幅圧下時にスラブ側端部の厚みだけが増すドッグボー
ンの発生防止及び線状表面疵の発生防止ができるととも
に、金属板の側端部に発生するシーム疵及び折れ込み疵
の除去のための製品金属板側端部の切り落とし量（トリ
ム代）を低減することができる。したがって、上記
（ａ）の形状を有する穴型の底の中央部に突起を設けて
も良い。なお、上記の突起の形状は高さ２０ｍｍ以下の
円弧状とすることが好ましい。

【００５０】（ｃ）穴型への肉盛り：上記（ａ）及び
（ｂ）に記載したボックス穴型状の金型の少なくとも穴
の側面となるテーパー部が、融点が幅圧下の対象となる
熱間圧延用スラブの母材の融点よりも高い材料で肉盛り
されることによって形成されており、その肉盛り部がシ
ョア硬さで８０以上の硬さを有しておれば、スラブ幅を
大きく圧下する際の金型とスラブの間の焼付きの発生を
防止することができる。肉盛りする材料の融点がスラブ
の母材の融点より低い場合には、金型とスラブとの間の
焼付きが発生し易くなる。更に、ショア硬さが８０未満
の場合には金型の摩耗量が大きくなる。したがって、金
型とスラブの間の焼付き及び金型の摩耗が大きな問題と
なる場合には、少なくとも穴の側面となるテーパー部
が、融点が幅圧下の対象となるスラブの母材の融点より
も高い材料で肉盛りされることによって形成されてお
り、その肉盛り部がショア硬さ８０以上の硬さを有する
前記ボックス穴型状の金型を用いても良い。

【００５１】なお、前記肉盛り部のショア硬さの上限は
１００程度である。肉盛りする材料には、例えば、重量
％で、Ｃｒ：２５〜３２％、Ｗ：４〜２５％、Ｃ：１〜
３％、残部：Ｃｏ及び不可避不純物の化学組成のステラ
イト系の合金や、Ｗカーバイド、Ｎｂカーバイド、Ｍｏ
カーバイドなどを用いれば良い。肉盛りの方法は、例え
ばプラズマアーク法など通常の方法で行えば良い。肉盛
りの厚みは２〜５ｍｍとすることが好ましい。

【００５２】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型は、従来の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス
用金型と同様に、例えば、JIS ＳＫＤ６１などの熱間金
型用鋼を母材とする。こうした母材を通常の方法で溶製
してから鋼片を熱間鍛造し、更に焼鈍と焼入れ焼戻しな
どの熱処理を行って、所望の硬度や靭性に調整した鋼材
を用いて、これを通常の方法で加工し、更に必要に応じ
てステライト系の合金などを通常の方法で肉盛りするこ
とによって、本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型が得られる。

【００５３】（ｄ）幅圧下方法：これまでに述べたボッ
クス穴型状の金型でスラブを幅圧下した場合には、スラ
ブが金型で強く拘束されるので圧下された肉（材料）は
スラブ幅方向の中央部へ移動する。このため、スラブの
厚みは幅方向全体に厚くなって、スラブ側端部の厚みだ
けが増すドッグボーンの発生が抑制される。したがっ
て、本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下方法は、通
常の方法で連続鋳造されたステンレス鋼、低合金鋼及び
チタンなどのスラブの幅を、これまでに述べた幅圧下プ
レス用金型を備えた水平対向式プレスを用いて、通常の
方法で圧下するだけで良い。

【００５４】以下、実機設備を用いた場合のほぼ１／５
の縮小実験に相当する条件でステンレス鋼及び炭素鋼の
スラブの幅圧下と熱間圧延を行った結果に基づいて、本
発明を更に具体的に説明する。

【００５５】先ず、厚さＴ0が４０ｍｍ、幅Ｗ0が１５０
ｍｍ、長さが３００ｍｍのステンレス鋼（JIS ＳＵＳ４
３０）及び炭素鋼（JIS ＳＭ４９０Ａ）を母材とする連
続鋳造スラブを１２００℃に加熱した後、本発明に係る
ボックス穴型状の金型を有する水平対向式プレスあるい
は通常の平金型を有する水平対向式プレスでスラブの幅
をＤ＝６０ｍｍ圧下し、長さ方向の同一断面内でのスラ
ブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとを適宜測
定して、スラブの長さ方向におけるドッグボーンの発生
状況を調査した。前記金型の母材にはJIS ＳＫＤ６１を
用いた。なお、上記のＤ＝６０ｍｍの幅圧下量は実機に
おけるＤ＝３００ｍｍの幅圧下量に相当するものであ
る。

【００５６】次に、水平対向式のプレスでＤ＝６０ｍｍ
幅圧下したスラブを１０００℃に再加熱した後、２重式
のリバース圧延機を用いて、６スタンドから構成された
実機の粗列タンデム圧延に相当する厚み圧下の圧延を行
った。すなわち、１パス目で厚みを３３ｍｍにした後、
２２ｍｍ→１５ｍｍ→１０ｍｍ→７ｍｍ→５ｍｍとする
パススケジュールで熱間圧延した。この圧延は、エッジ
ャーミルを使用しないで粗圧延する場合の実機圧延に相
当する。前記圧延を終えた後、鋼板の幅を長さ方向に測
定した。なお、上記のリバース圧延機に用いたロールの
材質はＳ５０Ｃで、その直径は２５０ｍｍである。

【００５７】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型は、図１に断面形状を示したものである。具
体的には、穴型の底幅（穴底の幅）Ｂ（ｍｍ）が幅圧下
の対象となるスラブの最初の厚さＴ0 に等しい４０ｍ
ｍ、穴型の深さＨ（ｍｍ）が５０ｍｍで、穴型の側面テ
ーパー角度θ（゜）が５゜の金型である。

【００５８】図２に、ＳＵＳ４３０を母材とする前記寸
法のスラブの幅をＤ＝６０ｍｍ圧下した場合の、スラブ
側端部の厚みをスラブの長さ方向に測定した結果を示
す。なお、スラブの幅方向中央部厚みは、長さ方向に全
て４０ｍｍであった。

【００５９】図２から、平金型を有する水平対向式のプ
レスでＤ＝６０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及
び後端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向
中央部厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラブ
側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間に
は、８ｍｍの差が生じていることがわかる。これに対し
て、図１の本発明に係る金型を有する水平対向式のプレ
スでＤ＝６０ｍｍ幅圧下した場合には、スラブの先端部
及び後端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方
向中央部厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラ
ブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間
には、２ｍｍの差しかなく前記の平金型を有する水平対
向式のプレスを用いた場合の１／４であった。

【００６０】上記の結果から、本発明に係る金型を有す
るプレスで幅圧下すればドッグボーンの発生が抑制でき
ることが明らかである。

【００６１】図３に、ＳＭ４９０Ａを母材とするスラブ
の幅をＤ＝６０ｍｍ圧下した場合の、スラブ側端部の厚
みをスラブの長さ方向に測定した結果を示す。なお、ス
ラブの幅方向中央部厚みは、長さ方向に全て４０ｍｍで
あった。

【００６２】図３から、平金型を有する水平対向式のプ
レスでＤ＝６０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及
び後端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向
中央部厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラブ
側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間に
は、６ｍｍの差が生じていることがわかる。これに対し
て、図１の本発明に係る金型を有する水平対向式のプレ
スでＤ＝６０ｍｍ幅圧下した場合には、スラブの先端部
及び後端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方
向中央部厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラ
ブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間
には、２ｍｍの差しかなく前記の平金型を有する水平対
向式のプレスを用いた場合の１／３であった。

【００６３】上記の結果からも、本発明に係る金型を有
するプレスで幅圧下すればドッグボーンの発生が抑制で
きることが明らかである。

【００６４】図４に、母材がＳＵＳ４３０である幅圧下
したスラブを５ｍｍまで厚み圧下した鋼板の幅を長さ方
向に測定した結果を示す。

【００６５】平金型を有する水平対向式のプレスでＤ＝
６０ｍｍ幅圧下したスラブを５ｍｍ厚さまで圧延した場
合、鋼板の先端部及び後端部と長さ方向の中央部とにお
ける鋼板の幅の差は１０ｍｍであった。これに対して、
図１の本発明に係る金型を有する水平対向式のプレスで
Ｄ＝６０ｍｍ幅圧下したスラブを５ｍｍ厚さまで圧延し
た場合には、鋼板の先端部及び後端部と長さ方向の中央
部とにおける鋼板の幅の差はわずかに３ｍｍであった。

【００６６】上記の結果から、本発明に係る金型を有す
るプレスで幅圧下してドッグボーンの発生を抑制したス
ラブの場合には、厚み圧下を行って鋼板に仕上げた際、
幅戻りの差異に基づく板幅変動が極めて小さいことが確
認できた。

【００６７】図５に、母材がＳＭ４９０Ａである幅圧下
したスラブを５ｍｍまで厚み圧下した鋼板の幅を長さ方
向に測定した結果を示す。

【００６８】平金型を有する水平対向式のプレスでＤ＝
６０ｍｍ幅圧下したスラブを５ｍｍ厚さまで圧延した場
合、鋼板の先端部及び後端部と長さ方向の中央部とにお
ける鋼板の幅の差は９ｍｍであった。これに対して、図
１の本発明に係る金型を有する水平対向式のプレスでＤ
＝６０ｍｍ幅圧下したスラブを５ｍｍ厚さまで圧延した
場合には、鋼板の先端部及び後端部と長さ方向の中央部
とにおける鋼板の幅の差はわずかに２ｍｍであった。

【００６９】上記の結果からも、本発明に係る金型を有
するプレスで幅圧下してドッグボーンの発生を抑制した
スラブの場合には、厚み圧下を行って鋼板に仕上げた
際、幅戻りの差異に基づく板幅変動が極めて小さいこと
が確認できた。

【００７０】次に、母材がＳ５０Ｃで、形状が本発明に
係るボックス穴型状の２種類の金型を用いて、厚さＴ0
が４０ｍｍ、幅Ｗ0が１５０ｍｍ、長さが３００ｍｍの
炭素鋼（JIS ＳＭ４９０Ａ）を母材とする連続鋳造スラ
ブを１０００℃に加熱した後、水平対向式プレスでスラ
ブの幅をＤ＝６０ｍｍ圧下して、金型とスラブとの間の
焼付きの発生状況を調査した。上記の２種類の金型の１
つは、全てＳ５０Ｃで形成された金型である。なおこの
金型の側面部の硬さはショア硬さで６０であった。他の
１つの金型は、穴の側面となるテーパー部が通常のプラ
ズマアーク法で肉盛りされたステライト系合金（化学組
成は、重量％で、Ｃｒ：２８％、Ｗ：１１％、Ｃ：１．
５％、残部：Ｃｏ及び不可避不純物）によって形成され
ている金型である。なお、穴の側面のテーパー部の肉盛
りの厚みは２ｍｍで、肉盛り部分の硬さはショア硬さで
８５の金型であった。

【００７１】穴の側面のテーパー部が肉盛りされて形成
されている金型を用いて前記のスラブを５０枚連続して
幅圧下したが、金型とスラブの間には焼付きの発生が認
められなかった。これに対して、全てＳ５０Ｃで形成さ
れた金型を用いた場合には、３枚目で金型の側面のテー
パー部とスラブとの間に焼付きが発生した。この結果、
金型とスラブの間の焼付きが問題となる場合には、少な
くとも穴の側面となるテーパー部が、融点が幅圧下の対
象となるスラブの母材の融点よりも高い材料で肉盛りさ
れることによって形成されており、その肉盛り部がショ
ア硬さ８０以上の硬さを有する前記ボックス穴型状の金
型を用いると良いことが確認できた。

【００７２】以下、実機でスラブの幅圧下と熱間圧延を
行って鋼板を製造した実施例に基づいて、本発明をより
詳細に説明する。

【００７３】

【実施例】

（実施例１）図６は、本実施例で用いたミルレイアウト
の一部を示す略式説明図である。熱間圧延される連続鋳
造スラブは加熱炉H1で加熱された後、水平対向式プレス
SPで幅を圧下され、次いで、R1〜R6の粗圧延ミルとE1〜
E5のエッジャーミルとから構成される粗列タンデムミル
群で厚みを圧下されるとともに幅を圧下される。次い
で、圧延クロップをシャーS2により切断された後、仕上
げミル群により仕上げ圧延されて所望の厚みを有する鋼
板とされる。なお、線状疵及びシーム疵の発生が問題と
なるステンレス鋼板の製造の場合には、粗圧延時にエッ
ジャーミルでの幅圧下は行われない。

【００７４】厚さＴ0（ｍｍ）が２５０ｍｍ、幅Ｗ0（ｍ
ｍ）が１５００ｍｍ、長さが１０ｍの炭素鋼（JIS ＳＭ
４９０Ａ）を母材とする連続鋳造スラブを１２５０℃に
加熱した後、本発明に係るボックス穴型状の金型を有す
る水平対向式プレスSPあるいは通常の平金型を有する水
平対向式プレスSPでスラブの幅をＤ＝３４０ｍｍ圧下
し、更に、R1ミルで厚みを２００ｍｍにした後、１６０
ｍｍ→１２０ｍｍ→９５ｍｍ→７０ｍｍ→６５ｍｍとす
るパススケジュールでR1〜R6ミルでの熱間粗圧延を行っ
た。なお、エッジャーミルE1〜E5で幅圧延も行った。そ
のパススケジュールは１１６０ｍｍ→１１６２ｍｍ→１
１６５ｍｍ→１１６５ｍｍ→１１６５ｍｍである。水平
対向式プレスSPで幅圧下したままで長さ方向の同一断面
内でのスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚み
とを測定して、スラブの長さ方向におけるドッグボーン
の発生状況を調査することも行った。なお、前記水平対
向式プレスSPに設けた金型の母材はいずれもJIS ＳＫＤ
６１である。

【００７５】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型は、図１に断面形状を示したものである。具
体的には、穴型の底幅（穴底の幅）Ｂ（ｍｍ）が幅圧下
の対象となるスラブの最初の厚さＴ0 に等しい２５０ｍ
ｍ、穴型の深さＨ（ｍｍ）が３００ｍｍで、穴型の側面
テーパー角度θ（゜）が５゜の金型である。なお、穴型
の内面は通常のプラズマアーク法で肉盛りされたステラ
イト系合金（化学組成は、重量％で、Ｃｒ：２８％、
Ｗ：９％、Ｃ：１．４％、残部：Ｃｏ及び不可避不純
物）によって形成されている。肉盛りの厚みは穴底部が
３ｍｍで、穴の側面のテーパー部が５ｍｍである。肉盛
り部分の硬さはショア硬さで８２であった。

【００７６】平金型を有する水平対向式のプレスでスラ
ブをＤ＝３４０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及
び後端部のスラブ側端部の厚みは２５０ｍｍでスラブの
最初の厚さＴ0 のままで、長さ方向の中央部のスラブ側
端部の厚みは３００ｍｍであった。なお、スラブの幅方
向中央部厚みは、長さ方向に全て２５０ｍｍであった。
したがって、平金型を有する水平対向式のプレスでＤ＝
３４０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及び後端部
におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚
みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラブ側端部の
厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間には、５０
ｍｍの差が生じていた。

【００７７】これに対して、前記した本発明に係る金型
を有する水平対向式のプレスでスラブをＤ＝３４０ｍｍ
幅圧下した場合には、肉（材料）がスラブ幅の中央部へ
移動するためシングルバルジングに近い変形様式とな
る。このため、スラブ側端部の厚みが最大になる長さ方
向の中央部のスラブ側端部の厚みでも３２０ｍｍであ
り、一方、スラブの先端部及び後端部のスラブ側端部の
厚みは３１０ｍｍであった。なお、スラブの幅方向中央
部厚みは、長さ方向に全て２５０ｍｍであった。つま
り、本発明に係る金型を有する水平対向式のプレスでＤ
＝３４０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及び後端
部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部
厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラブ側端部
の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差は１０ｍｍま
で減少し、前記の平金型を有する水平対向式のプレスを
用いた場合の１／５であった。

【００７８】上記の結果から、本発明に係る金型を有す
るプレスで幅圧下すればドッグボーンの発生が抑制でき
ることが明らかである。

【００７９】平金型を有する水平対向式のプレスで幅圧
下したスラブを前記した条件で粗圧延した後に、先端部
５００ｍｍ、後端部５００ｍｍのクロップをシャー切断
し、通常の方法で仕上げミル群で３ｍｍ厚さに仕上げ圧
延した鋼板には、先端部及び後端部にそれぞれ長さ３０
ｍに亘って鋼板幅の不足が生じ、この部分を切り捨てな
ければならなかった。一方、本発明に係る金型を有する
水平対向式のプレスで幅圧下したスラブを前記した条件
で粗圧延した後に、先端部１００ｍｍ、後端部１００ｍ
ｍのクロップをシャー切断し、通常の方法で仕上げミル
群で３ｍｍ厚さに仕上げ圧延した鋼板においては、上記
のようにクロップ切断長さが短かったにも拘らず、鋼板
幅が不足している部分は、先端部及び後端部にそれぞれ
長さ５ｍしかなく、鋼板切り捨て量も減少させることが
できた。

【００８０】（実施例２）図７は、本実施例で用いたミ
ルレイアウトの一部を示す略式説明図である。熱間圧延
される連続鋳造スラブはガストーチGTによって所定の長
さに切断された後、水平対向式プレスSPで幅を圧下さ
れ、次いで、シャーS1により切断され、圧延工場の加熱
炉H1で均熱され、この後、通常の方法によって粗圧延、
圧延クロップのシャー切断と仕上げ圧延を施されて所望
の厚みを有する鋼板とされる。なお、線状疵及びシーム
疵の発生が問題となるステンレス鋼板の製造の場合に
は、上記した粗圧延時にエッジャーミルでの幅圧下は行
われない。

【００８１】厚さＴ0（ｍｍ）が２２０ｍｍ、幅Ｗ0（ｍ
ｍ）が１４００ｍｍの炭素鋼（JISＳＭ４９０Ａ）を母
材とする連続鋳造スラブをガストーチGTによって長さ３
０ｍに切断した。次いで、本発明に係るボックス穴型状
の金型を有する水平対向式プレスSPあるいは通常の平金
型を有する水平対向式プレスSPでスラブの幅をＤ＝６０
０ｍｍ圧下した。この後、シャーS1によって図８に示す
ように先端から順にａ、ｂ及びｃの長さ約１０ｍのスラ
ブに分割した。次いで、スラブａ及びｃの長さ方向の同
一断面内でのスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央
部厚みとを測定した。なお、前記水平対向式プレスSPに
設けた金型の母材はいずれもJIS ＳＫＤ６１である。

【００８２】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型は、前記の「（実施例１）」で用いたものと
同様で、図１に断面形状を示したものである。具体的に
は、穴型の底幅Ｂ（ｍｍ）が２２０ｍｍ、穴型の深さＨ
（ｍｍ）が２２０ｍｍ、穴型の側面テーパー角度θ
（゜）が５゜の穴型形状を有する金型である。なお、本
実施例の場合にも、本発明に係る熱間圧延用スラブの幅
圧下プレス用金型の穴型の内面は、通常のプラズマアー
ク法によって肉盛りされたステライト系合金（重量％
で、Ｃｒ：２９％、Ｗ：８％、Ｃ：１．４％、残部：Ｃ
ｏ及び不可避不純物の化学組成）によって形成されてい
る。肉盛りの厚みは穴底部が３ｍｍで、穴の側面のテー
パー部が５ｍｍである。なお、肉盛り部分の硬さはショ
ア硬さで８０であった。

【００８３】平金型を有する水平対向式のプレスでスラ
ブをＤ＝６００ｍｍ幅圧下した場合、前記のスラブａの
先端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブｃの後端部
におけるスラブ側端部の厚みはいずれも２３０ｍｍで、
一方、スラブａ及びスラブｃの長さ方向の中央部のスラ
ブ側端部の厚みはともに３２０ｍｍであった。なお、ス
ラブａ及びスラブｃのスラブの幅方向中央部厚みは、長
さ方向に全て２２０ｍｍであった。したがって、平金型
を有する水平対向式のプレスでＤ＝６００ｍｍ幅圧下し
た場合、スラブａに関しては、スラブの先端部における
スラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差
と、長さ方向の中央部におけるスラブ側端部の厚みとス
ラブの幅方向中央部厚みとの差の間には、９０ｍｍの差
が生じていた。同様に、スラブｃに関しても、スラブの
後端部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中
央部厚みとの差と、長さ方向の中央部におけるスラブ側
端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差の間に
は、９０ｍｍの差が生じていた。

【００８４】これに対して、前記した本発明に係る金型
を有する水平対向式のプレスでスラブをＤ＝６００ｍｍ
幅圧下した場合には、前記のスラブａ及びスラブｃに関
して、スラブ側端部の厚みが最大になる定常部のスラブ
側端部の厚みでも２５０ｍｍであり（定常部としては、
スラブａ及びスラブｃのいずれも長さ方向の中央部を選
んだ）、一方、スラブａの先端部のスラブ側端部の厚み
とスラブｃの後端部のスラブ側端部の厚みは、ともに２
３０ｍｍであった。なお、スラブａ及びスラブｃのスラ
ブの幅方向中央部厚みは、長さ方向に全て２２０ｍｍで
あった。つまり、本発明に係る金型を有する水平対向式
のプレスでＤ＝６００ｍｍ幅圧下した場合、スラブａに
関しては、スラブの先端部におけるスラブ側端部の厚み
とスラブの幅方向中央部厚みとの差と、長さ方向の中央
部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部
厚みとの差は、２０ｍｍまで減少した。同様に、スラブ
ｃに関しても、スラブの後端部におけるスラブ側端部の
厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差と、長さ方向の
中央部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中
央部厚みとの差は、２０ｍｍまで減少し、前記の平金型
を有する水平対向式のプレスを用いた場合の２／９であ
った。

【００８５】上記の結果から、本発明に係る金型を有す
るプレスで幅圧下すればドッグボーンの発生が抑制でき
ることが明らかである。

【００８６】次いで、前記のスラブａ及びスラブｃを圧
延工場の加熱炉H1に装入して１２５０℃に均熱し、更
に、通常の粗圧延、シャーによる圧延クロップの切断と
通常の仕上げ圧延を施して厚さ５ｍｍの圧延鋼板を製造
した。

【００８７】平金型を有する水平対向式のプレスで幅圧
下しシャー切断したスラブａを通常の方法で粗圧延した
後に、先端部５００ｍｍ、後端部１００ｍｍのクロップ
をシャー切断し、通常の方法で仕上げミル群で５ｍｍ厚
さに仕上げ圧延した鋼板には、先端部及び後端部にそれ
ぞれ長さ３０ｍ及び５ｍｍに亘って鋼板幅の不足が生
じ、この部分を切り捨てなければならなかった。

【００８８】同様に、平金型を有する水平対向式のプレ
スで幅圧下しシャー切断したスラブｃを通常の方法で粗
圧延した後に、先端部１００ｍｍ、後端部５００ｍｍの
クロップをシャー切断し、通常の方法で仕上げミル群で
５ｍｍ厚さに仕上げ圧延した鋼板には、先端部及び後端
部にそれぞれ長さ５ｍ及び３０ｍに亘って鋼板幅の不足
が生じ、この部分を切り捨てなければならなかった。

【００８９】一方、本発明に係る金型を有する水平対向
式のプレスで幅圧下しシャー切断したスラブａ及びスラ
ブｃを通常の方法で粗圧延した後に、先端部１００ｍ
ｍ、後端部１００ｍｍのクロップをシャー切断し、通常
の方法で仕上げミル群で５ｍｍ厚さに仕上げ圧延した鋼
板においては、上記のようにクロップ切断長さが短かっ
たにも拘らず、鋼板幅が不足している部分は、先端部及
び後端部にそれぞれ長さ５ｍしかなく、鋼板切り捨て量
も減少させることができた。

【００９０】（実施例３）図９は、本実施例で用いたミ
ルレイアウトの一部を示す略式説明図である。熱間圧延
される連続鋳造スラブはガストーチGTによって所定の長
さに切断された後、水平対向式プレスSPで幅を圧下さ
れ、次いで、Ｈ−Ｖ（水平−垂直）型の分塊ミルBMで幅
と厚みをともに圧下されて矩形断面状（つまり、ドッグ
ボーンのない形状）に加工され、更に、シャーS1により
切断される。シャー切断された後に、被処理材（スラ
ブ）はライン上の加熱炉H1で均熱され、この後、通常の
方法で粗圧延、圧延クロップのシャー切断と仕上げ圧延
を施されて所望の厚みを有する鋼板とされる。なお、線
状疵及びシーム疵の発生が問題となるステンレス鋼板の
製造の場合には、上記した粗圧延時にエッジャーミルで
の幅圧下は行われない。

【００９１】厚さＴ0（ｍｍ）が２５０ｍｍ、幅Ｗ0（ｍ
ｍ）が１６００ｍｍの炭素鋼（JISＳＭ４９０Ａ）を母
材とする連続鋳造スラブをガストーチGTによって長さ１
０ｍに切断した。次いで、本発明に係るボックス穴型状
の金型を有する水平対向式プレスSPあるいは通常の平金
型を有する水平対向式プレスSPでスラブの幅をＤ＝６０
０ｍｍ圧下した。更に、Ｈ−Ｖ型の分塊ミルBMで３パス
のリバース圧延を行い、スラブ幅を更に２００ｍｍ圧下
して８００ｍｍにするとともにスラブの厚みを２２０ｍ
ｍに圧下してからシャーS1で切断し、次いで、切断した
スラブを製造ライン上に設けた加熱炉H1で１２００℃に
均熱し、更に、通常の方法で粗圧延、シャーによる圧延
クロップの切断と仕上げ圧延を施して厚さ５ｍｍの圧延
鋼板を製造した。なお、前記水平対向式プレスSPに設け
た金型の母材はいずれもJIS ＳＫＤ６１である。

【００９２】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プ
レス用金型も前記の「（実施例１）」及び「（実施例
２）」で用いたものと同様で、図１に断面形状を示した
ものである。具体的には、穴型の底幅Ｂ（ｍｍ）が２５
０ｍｍ、穴型の深さＨ（ｍｍ）は１５０ｍｍ、穴型の側
面テーパー角度は５゜の穴型形状を有する金型である。
なお、本実施例の場合にも、本発明に係る熱間圧延用ス
ラブの幅圧下プレス用金型の穴型の内面は、通常のプラ
ズマアーク法によって肉盛りされたステライト系合金
（重量％で、Ｃｒ：２９％、Ｗ：８％、Ｃ：１．４％、
残部：Ｃｏ及び不可避不純物の化学組成）によって形成
されている。肉盛りの厚みは穴底部が３ｍｍで、穴の側
面のテーパー部が５ｍｍである。肉盛り部分の硬さはシ
ョア硬さで８０であった。

【００９３】平金型を有する水平対向式のプレスでスラ
ブをＤ＝６００ｍｍ幅圧下した場合、Ｈ−Ｖ型の分塊ミ
ルBMで３パスのリバース圧延を行って、幅８００ｍｍで
厚みを２２０ｍｍにしたスラブは、次のシャーS1で先端
部及び後端部をいずれも５００ｍｍ切り捨てる必要があ
った。

【００９４】これに対して、前記した本発明に係る金型
を有する水平対向式のプレスでスラブをＤ＝６００ｍｍ
幅圧下した場合には、プレスでの幅圧下時にドッグボー
ンの発生が抑制されているため、Ｈ−Ｖ型の分塊ミルBM
で３パスのリバース圧延を行って幅８００ｍｍで厚みを
２２０ｍｍにしたスラブは、シャーS1で先端部及び後端
部をともに１００ｍｍ切り捨てるだけで充分であった。

【００９５】なお、スラブを平金型で幅圧下した場合と
本発明に係る金型でスラブを幅圧下した場合とで、シャ
ーS1で切断した後の工程においては切り捨て量に差はな
かった。

【００９６】（実施例４）図１０は、本実施例で用いた
ミルレイアウトを示す略式説明図である。熱間圧延され
る連続鋳造スラブは加熱炉H1で加熱された後、水平対向
式プレスSPで幅を圧下され、次いで、リバース型の粗圧
延ミルR で厚みを圧下された後、F1〜F6の仕上げ圧延ミ
ルとE1〜E5のエッジャーミルとで構成される仕上げミル
群により仕上げ圧延されて所望の厚みを有する鋼板とさ
れる。

【００９７】厚さＴ0（ｍｍ）が２００ｍｍ、幅Ｗ0（ｍ
ｍ）が１２００ｍｍのステンレス鋼（JIS ＳＵＳ４３
０）を母材とする連続鋳造スラブを加熱炉H1で１２００
℃に加熱した後、本発明に係るボックス穴型状の金型を
有する水平対向式プレスSPあるいは通常の平金型を有す
る水平対向式プレスSPでスラブの幅をＤ＝３５０ｍｍ圧
下し、更に、リバース型の粗圧延ミルR で７パスの熱間
圧延を行って厚みを３０ｍｍにした。水平対向式プレス
SPで幅圧下したままで長さ方向の同一断面内でのスラブ
側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとを測定し
て、スラブの長さ方向におけるドッグボーンの発生状況
を調査することも行った。なお、前記水平対向式プレス
SPに設けた金型の母材はいずれもJIS ＳＫＤ６１であ
る。

【００９８】図１１に、本実施例で用いた本発明に係る
熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型の断面形状を示
す。具体的には、穴型の底幅Ｂ（ｍｍ）が１９５ｍｍ、
穴型の深さＨ（ｍｍ）が２００ｍｍ、穴型の側面テーパ
ー角度が５゜で、且つ、穴型の底の中央部には高さが１
５ｍｍで幅が９０ｍｍの円弧状突起があり、突起先端部
における穴型の幅が２００ｍｍの穴型形状を有する金型
である。なお、穴型の内面は通常のプラズマアーク法に
よって肉盛りされたＮｂカーバイドによって形成されて
いる。肉盛りの厚みは穴底部が２ｍｍで、穴の側面のテ
ーパー部が４ｍｍである。肉盛り部分の硬さはショア硬
さで８３であった。

【００９９】穴型の底の中央部の突起はスラブ短辺面
（側面）を凹造形するためのもので、次の厚み圧下の圧
延で板厚中央部に浅い折れ込み疵を発生させ、これによ
り線状表面疵の位置を圧延材の側端部に近づけ、線状表
面疵の除去に要するトリム代を減少させることをも目的
として設けたものである。

【０１００】ステンレス鋼を母材とするスラブの短辺面
（側面）を凹造形してからスラブの厚みを圧下する場
合、粗圧延時に幅調整のためにエッジャーで圧下する
と、凹造形部の効果が消去されてしまう。

【０１０１】上記の本発明に係る金型を備えた水平対向
式プレスでスラブの幅を圧下した場合には、スラブが金
型で強く拘束されるので、スラブの先端部及び後端部に
おいても充分な凹造形が行われるとともに、圧下された
肉（材料）はスラブ幅方向の中央部へ移動する。このた
め、スラブの厚みは幅方向全体に厚くなって、スラブ側
端部の厚みだけが増すドッグボーン変形が抑制される。
このドッグボーンの発生が抑えられたスラブを圧延機群
で圧下して厚みを減少させた場合には、圧延によって生
ずる幅戻りの量は鋼板の全長に亘ってほぼ等しくなる。
つまり、上記の本発明に係る金型を備えた水平対向式プ
レスでスラブの幅を圧下する場合には、スラブ厚み圧下
時にエッジャーミルでスラブを幅圧下して幅を調整する
必要がない。このため、凹造形部の効果が損なわれるこ
とはないので線状疵やシーム疵の問題を解決できるので
ある。

【０１０２】平金型を有する水平対向式のプレスでスラ
ブをＤ＝３５０ｍｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及
び後端部のスラブ側端部の厚みは２２０ｍｍで、一方、
長さ方向の中央部のスラブ側端部の厚みは３１０ｍｍで
あった。なお、スラブの幅方向中央部厚みは、長さ方向
に全て２００ｍｍであった。したがって、平金型を有す
る水平対向式のプレスでＤ＝３５０ｍｍ幅圧下した場
合、スラブの先端部及び後端部におけるスラブ側端部の
厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差と、長さ方向の
中央部におけるスラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中
央部厚みとの差の間には、９０ｍｍの差が生じていた。

【０１０３】これに対して、前記した本発明に係る金型
を有する水平対向式のプレスでスラブをＤ＝３５０ｍｍ
幅圧下した場合には、スラブ端部の厚みが最大になる長
さ方向の中央部のスラブ側端部の厚みでも２４０ｍｍで
あり、一方、スラブの先端部及び後端部のスラブ側端部
の厚みは２２０ｍｍであった。なお、スラブの幅方向中
央部厚みは、長さ方向に全て２００ｍｍであった。つま
り、平金型を有する水平対向式のプレスでＤ＝３５０ｍ
ｍ幅圧下した場合、スラブの先端部及び後端部における
スラブ側端部の厚みとスラブの幅方向中央部厚みとの差
と、長さ方向の中央部におけるスラブ側端部の厚みとス
ラブの幅方向中央部厚みとの差は２０ｍｍまで減少し、
前記の平金型を有する水平対向式のプレスを用いた場合
の２／９であった。

【０１０４】上記の結果から、本発明に係る金型を有す
るプレスで幅圧下すればドッグボーンの発生が抑制でき
ることが明らかである。

【０１０５】平金型を有する水平対向式のプレスで幅圧
下したスラブを前記した条件で粗圧延した後に、通常の
方法で仕上げミル群で５ｍｍ厚さに仕上げ圧延した鋼板
には、先端部及び後端部にそれぞれ長さ３０ｍに亘って
鋼板幅の不足が生じ、この部分を切り捨てなければなら
なかった。一方、本発明に係る金型を有する水平対向式
のプレスで幅圧下したスラブを前記した条件で粗圧延し
た後、通常の方法で仕上げミル群で５ｍｍ厚さに仕上げ
圧延した鋼板においては、鋼板幅が不足している部分
は、先端部及び後端部にそれぞれ長さ５ｍしかなく、鋼
板切り捨て量を減少させることができた。

【０１０６】更に、本発明の方法でスラブを幅圧下した
後に圧延して５ｍｍ厚さに仕上げた圧延鋼板の線状表面
疵、シーム疵及び折れ込み疵の発生の状況を調査した。
その結果、厚さ５ｍｍの熱間圧延鋼板の鋼板側端部に
は、線状表面疵の発生は認められなかった。なお、シー
ム疵幅は８ｍｍであった。次いで、前記のシーム疵をト
リムし、鋼板横断面形状を観察したが折れ込み疵は認め
られなかった。このため、本発明の方法でスラブの幅を
圧下した後に圧延して製造した厚さ５ｍｍのステンレス
鋼板の場合には、熱間圧延のままで製品とするには片側
約８ｍｍずつのシーム疵による切り落とし量とするだけ
で良く、歩留りが向上することが確認できた。

【０１０７】

【発明の効果】本発明の熱間圧延用スラブの幅圧下方法
によれば、金属板を連続鋳造スラブから熱間圧延で製造
する際に、下記〜の効果が得られる。

【０１０８】スラブ幅を大きく圧下してもドッグボー
ンの発生が抑制できるので、スラブの幅圧下後に圧延機
でスラブの厚みを圧下した金属板において、幅戻りの差
異に基づく板幅変動を極めて小さくできる。

【０１０９】金属板、なかでもステンレス鋼板やチタ
ン板の側端部に発生する線状表面疵やシーム疵の発生を
抑制でき、更に、折れ込み疵深さを浅くできるので、線
状表面疵、シーム疵及び折れ込み疵の除去に要する製品
板側端部の切り落とし量が軽減できる。

【０１１０】スラブ幅を圧下する際の金型とスラブの
間の焼付きを防止できる。

【０１１１】したがって、スラブ幅の集約化とスラブ鋳
込み幅の拡大が実現できるので、連続鋳造の効率と能力
が大きく向上し、コスト低減が図れる。

【０１１２】本発明の熱間圧延用スラブの幅圧下方法
は、本発明の熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型を
用いることによって容易に実施することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係る熱間圧延用スラブの幅圧下プレス
用金型の形状の一例を示す断面図である。

【図２】JIS ＳＵＳ４３０を母材とするスラブの幅をＤ
＝６０ｍｍ圧下した場合の、スラブ側端部の厚みをスラ
ブの長さ方向に測定した結果を示す図である。

【図３】JIS ＳＭ４９０Ａを母材とするスラブの幅をＤ
＝６０ｍｍ圧下した場合の、スラブ側端部の厚みをスラ
ブの長さ方向に測定した結果を示す図である。

【図４】母材がＳＵＳ４３０である図２のスラブを５ｍ
ｍまで厚み圧下した鋼板の幅を長さ方向に測定した結果
を示す図である。

【図５】母材がＳＭ４９０Ａである図３のスラブを５ｍ
ｍまで厚み圧下した鋼板の幅を長さ方向に測定した結果
を示す図である。

【図６】（実施例１）で用いたミルレイアウトの一部を
示す略式説明図である。

【図７】（実施例２）で用いたミルレイアウトの一部を
示す略式説明図である。

【図８】（実施例２）において、水平対向式プレスでス
ラブの幅を圧下した後、シャーによって切断した状態を
示す図である。

【図９】（実施例３）で用いたミルレイアウトの一部を
示す略式説明図である。

【図１０】（実施例４）で用いたミルレイアウトの略式
説明図である。

【図１１】（実施例４）で用いた本発明に係る熱間圧延
用スラブの幅圧下プレス用金型の形状を示す断面図であ
る。

【図１２】熱間圧延した金属板に生ずる線状表面疵とシ
ーム疵の説明図である。

【図１３】従来技術によってスラブ側面に台形状の割り
を入れたスラブの形状の一例を示す断面図である。

【図１４】従来技術によってスラブ側面に台形状の割り
を入れて幅圧下した後に熱間圧延した金属板の側端部の
疵の発生状況の一例を示す図である。

【図１５】従来技術によってスラブ側面に台形状の割り
を入れた後に幅圧下した後に熱間圧延した金属板の側端
部の疵の発生状況の別の一例を示す図である。

【符号の説明】

Ｔ：スラブ厚さ（ｍｍ）、 Ｗ：スラブ幅（ｍｍ）、 Ｄ：スラブの幅圧下量（ｍｍ）、 Ｂ：穴型の底幅（ｍｍ）、 Ｈ：穴型の深さ（ｍｍ）、 θ：穴型の側面テーパー角度（゜）、 SP：水平対向式プレス、 H1：加熱炉、 S1、S2：シャー、 GT：ガストーチ BM：分塊ミル R1、R2、R3、R4、R5、R6、R ：粗圧延ミル

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】熱間圧延用スラブの幅を圧下する水平対向
   式プレス用のボックス穴型状の金型であって、その穴型
   の底幅Ｂｍｍ、深さＨｍｍ及び側面テーパー角度θ゜
   が、下記〜式を満たすことを特徴とする熱間圧延用
   スラブの幅圧下プレス用金型。 （Ｔ0−２０）≦Ｂ≦（Ｔ0＋１００）・・・・・ ０＜Ｈ≦（Ｗ0−Ｄ）／３・・・・・ ０゜＜θ≦１０゜・・・・・ 但し、Ｔ0は熱間圧延用スラブの最初の厚さ（ｍｍ）、
   Ｗ0は前記スラブの最初の幅（ｍｍ）、Ｄはスラブの幅
   圧下量（ｍｍ）である。
2. 【請求項２】穴型の底の中央部に高さ２０ｍｍ以下の円
   弧状の突起を有することを特徴とする請求項１に記載の
   熱間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型。
3. 【請求項３】少なくとも穴の側面となるテーパー部が、
   融点が熱間圧延用スラブの母材の融点よりも高い材料で
   肉盛りされることによって形成されており、その肉盛り
   部がショア硬さで８０以上の硬さを有することを特徴と
   する請求項１又は請求項２に記載の熱間圧延用スラブの
   幅圧下プレス用金型。
4. 【請求項４】請求項１から３までのいずれかに記載の熱
   間圧延用スラブの幅圧下プレス用金型を備えた水平対向
   式プレスを用いて前記スラブの幅を圧下することを特徴
   とする熱間圧延用スラブの幅圧下方法。