JPS582721B2 - ゴクアツコウハンノ セイゾウホウ - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、極厚鋼板製造法の改良に係り、特に全圧下比
−３の時点における鋼板内欠陥を大きく減少せしめた健
全な極厚鋼板の製造法を提供するものである。

近時、工業の発展に伴い需要家の必要とする鋼板に対し
ても、その材質及び寸法ともバライテーに富んだ多様性
を示しているが、例えばその寸法だけをとりあげてみた
場合、極薄の箔状のものから圧力容器や原子力用の極厚
のものまで要求されていることはよく知られる。

このような場合必要とされる厚さの増大につれて必然的
に鋼塊も大型化することは言うまでもない。

然しなから鋼塊の大型化に伴っていわゆる「ザク疵」と
呼ばれる内部欠陥（これは溶鋼が凝固する時に形成され
る収縮孔に基づく）が増大する傾向となることは避け得
ない事実と言えよう。

このような欠陥は、例えば必要とされる最終板厚が１０
０ｍｍ前後であるならば、それに応じた大型鋼塊が必要
とは言っても、全圧下比（鋼塊厚ｔｓと最終厚ｔｆとの
比）として６以上とることは比較的容易であって、この
限りにおいて上記「ザク疵」は十分に圧着され、常用さ
れる超音波探傷試験（ Ｕｌｔｒａ Ｓｏｎｉｃ Ｔｅ
ｓｔ、以下Ｕ．Ｓ．Ｔとする）においてほとんど問題の
ないことは経験的によく知られたところである。

上記板厚が例えば１５０ｍｍ以上という極厚鋼板の場合
、上記圧下比６以上という経験則によればほぼ厚さ９０
０ｍｍ以上という犬型鋼塊が必要とされることになろう
。

もし最終板厚が２００ｍｍの場合は、１２００ｍｍの鋼
塊となる。

これは現行設備上決して容易ではなく、換言すればこの
限りにおいて大型鋼塊の厚さには自から限界のあること
は言うまでもなかろう。

逆に言えばこのような事実上の限界から、上記全圧下比
６以上という経験則を適用し得ない事態が発生すること
である。

このために従来は上記「ザク疵」の圧着を図って、鍛造
工程を特に付設するのが通例とされてきた。

このような鍛造工程は膨大な設備を必要とするだけでな
く作業の複雑化と多犬な労力およびコスト高を招いてい
ることは当然と言える。

もし、上記した如き鍛造工程を必要としない技術が開発
されたならばメーカー及びユーザーともその受ける利益
の大きさに測り知れないものがあることは自明の理であ
る。

この場合上記鍛造工程を必要としない程度の板厚につい
ても、６以上という全圧下比がたとえば半分程度でもっ
て良好なＵ．Ｓ．Ｔ結果が得られる鋼板が製造できるな
らばこれまた優れた利点となることは言うまでもない。

例えば製品厚１５０ｍｍの鋼板に対する鋼塊の９００ｍ
ｍ厚が４５０ｍｍ程度でよいというが如くである。

本発明はこのような現状を打開するために開発されたも
のであって、その特徴は、圧延の各時点における垂直最
大圧延応力とその時における鋼の純粋変形抵抗の比が１
を超える時点で、再加熱することなく、素材単位長さ当
りの圧延時間を１．４ｓｅｅ／ｍ以上とする圧延を行う
ことにある。

これによって無次元化した総圧延仕事量が０．１未満の
範囲内で、全圧下比＝３の時点における鋼板内欠陥を大
巾に減少せしめることが容易に達成される．本発明者等
は、経験則によって必要とされた全圧下比＝６の大巾な
縮減を図って、先に特願昭４９−９２７６４号及び同４
９−１０１９４１号によるものを提案した。

その基本的な特徴は、前者の場合各圧延時点における１
／２板厚部の垂直最大圧延応力σｔがその時の鋼の純粋
変形抵抗ｋｏを超えた領域での全圧下率及び各圧延パス
におげる圧下率を増大せしめ無次元化した総圧延仕事量
Ｗを全圧下比＝３の時点で０．１又は０．１以上とした
ことにある。

後者ではσｔ／ｋｏが１を超える時点で、その中間圧延
材を再加熱し、ついで圧延を続行することによって、上
記Ｗ＜０．１の範囲内においても上記目的が容易に達成
され得ることを提案したものであった。

即ち、これらによって全圧下比−３における超音波探傷
欠陥は通常とられる全圧下比−６の場合と同程度の健全
な極厚鋼板を得ることを容易に可能な，らしめるもので
あった。

本発明の理解を助けるために先に我々が導入した総仕事
量Ｗについて図面により説明するならばまず上記Ｗを次
のように表わすこととした。

即ち、である。

このＷは実際に鋼が圧延によって受けた総仕事量ではな
いが後述のごとくこのＷと超音波探傷試験結果との間に
非常に良い相関がみられるものである。

第１図はσｔ／ｋｏ とＲ／ｔ との関係を模式的
に示したものである。

ここでσｔは圧延の各時点における１／２ｔ部（ｔはそ
の時の厚さ）の垂直最大圧延応力であり、ｋｏはその時
における鋼の純粋変形抵抗、Ｒは圧延ロールの半径を示
す。

このＲは圧延の開始から終了まで必ずしも一定である必
要はなく、種々の半径を持つロールでもよい。

ただ１パス当りの圧下率を一定にした場合をとりあげて
これを上記関係のモデルとしたものである。

さて、上記第１図によれば、圧延の開始当初は上記σｔ
がｋ。

を下まわっている（即ちσｔ／ｋｏ＜１であるが圧延の
進むにつれて逐次増加し、σｔ／ｋｏ＝ １ となる時
点に達する。

これまでは鋼が受けるパス当りの仕事量ｄＷは負の仕事
と言うべく（同図Ａ部）上記σｔ／ｋＯ＞１ となっ
て始めて正の仕事（同図Ｂ部）となって、最終板厚まで
増加しつづけることが分る。

今この関係を鋼厚さの変化に関連せしめて述べるならば
、圧延開始時の厚さｔｓは、当然の事ながら圧延終了時
の厚さｔｆよりは大きい。

もつとも簡単なケースとして同一半径のロールで圧延し
た場合として見るに、Ｒ ／ｔ ｓ ＜ Ｒ ／ ｔ
ｆ である。

この関係において圧延開始時及びその初期では、上記ｔ
ｓ及びｔが比較的大きいから、その鋼淵度が圧延工程中
でも高い範囲にあり、従って上記ｋ。

が比較的低いにもかかわらず、上記σｔ／ｋｏを１又は
１以上とすることは事実上不可能である。

何故ならばσｔは上記した如く圧延時に鋼が受ける垂直
最大応力であるが、これとその時における鋼の純粋変形
抵抗ｋ。

の比すなわちσｔ／ｋｏはロール半径Ｒと圧延前板厚ｔ
およびその時の圧下率によって決まる。

一方圧延開始時及び圧延初期にはｔｓ及びこれにつづく
ｔが大きいことがら圧下率を太きく採るには圧下量を大
きくしなければならないがロールギャップを急激に変化
させようとしても自から限界があり、もし大きく圧下量
を採った場合、圧延材はそのロールに噛み込まれなくな
ったり、圧延機の最大荷重をオーバーしたりするからで
ある。

これが圧延開始当初は上述した通りσｔ／ｋ。

＜１とならざるを得す従って各パス当りの仕事ｄＷが負
となる理由に外ならない。

このような負の仕事はなお続き丁度σｔ／ｋｏ−１にな
って以後各パス当りのｄＷは正に変る。

然して圧延開始後の総仕事量Ｗはこの時の厚さをｔｏと
すれば、Ｒ／ｔがが上記値になるに及んで始めて総圧延
仕事量Ｗ＝０となり、更に圧延をつづけるならば、Ｗ〉
０となって最終所要板厚ｔｆとなるまで正の仕事の増加
がつづく。

このような関係を式で表わすならば無次元化した総圧延
仕事量Ｗは、 と書き表わすことができる。

先に提案した前者のものは上記のＷを０．１以上となる
如くσｔ／ｋｏ＞１なる領域における全圧下率及び／又
はｌパス当りの圧下率を増大せしめ、これにより全圧下
比が３の時点における鋼板内欠陥を減少せしめた極厚鋼
板の製造方法であり、または全圧下比が３の時点で上記
Ｗが０．１以上となは各パス当りの圧下率を増大せしめ
た極厚鋼板の製造方法であった。

同じく後者のものは、上記σｔ ／ｋ ｏが１を超えた
時点でその中間圧延材を適切な温度に再加熱することに
よって、前記Ｗく０．１の範囲内にあっても、その全圧
下比＝３の時点における鋼板内欠陥を大きく減少せしめ
た製造方法であった。

このようなＷの値とＵ．Ｓ．Ｔ欠陥とがどのような関係
にあるかを明確にするために、単位面積当りの欠陥数変
化率Ｓ，／Ｓｏを使用することにした。

即ち鋼塊及び鋼板から一定厚さの板を削り出し、標準と
される探傷条件（２ＭＨｚ、Ｖ１ ５ ，，２ Ｂ＝
８ ０％）で検出した欠陥を次の通り算定した。

（１００％＞Ｆ／Ｂ≧８０％）の範囲にある欠陥の個数
に係数として１を、 （８０％＞Ｆ／Ｂ≧５０％）の範囲にある欠陥の個数に
係数として０．８を、 （５０％＞Ｆ／Ｂ≧２０％）の範囲にある欠陥の個数に
係数として０．４を、 （２０％＞Ｆ／Ｂ≧０％）の範囲にある欠陥の個数に係
数として０．２を夫々かげて、 上記による数値を合計し、これを探傷面積で割った値を
Ｓとする。

なお、上記中Ｆは欠陥エコー、Ｂは底面エコーの超音波
探傷器における目盛板の読み（％）であり、Ｆ／Ｂは欠
陥エコーＦを底面エコーＢとの比較で表わしたものであ
る。

これらはＪＩＳ Ｚ２３４４「金属材料のパルス反射法
による超音波探傷試験方法」に記載された表示方法であ
る。

の値、としてこの比Ｓ，／Ｓｏを上記Ｕ．Ｓ．Ｔ相対欠
陥率とした。

第２図は従来圧延法及び先に提案した前者による圧延法
即ち、上述した如き全圧下比＝３の時点でＷ≧０．１で
ある圧延法によるそれぞれの鋼板について、上記Ｗと８
，／Ｓｏの関係をまとめたものである。

この時の圧延条件は次の通りであった。圧延ロール径：
１ ２ ０ ０ｍｍ（ Ｒ，＝６ ０ ０ｍｍ）鋼塊
淵度：≦１２５０℃ 圧下スケジュール 全圧下比−３の時点でＷ≧０．１なる圧延法鋼塊厚さ：
７００ｍｍ ｌパス当り圧下率二７〜１０％（で数パス）中間厚さ：
４００ｍｍ １パス当り圧下率：１０〜１５％（で数パス）２次中間
厚さ：２３０ｍｍ １パス当り圧下率：５〜６％（で数パス）仕上厚さ：ｌ
７０ｍｍ 従来法 鋼塊厚さ：７００ｍｍ １パス当り圧下率：５〜６％（で数パス）中間厚さ＝４
００ｍｍ １パス当り圧下率：６〜７％（で数パス）仕上り厚さ：
２３０ｍｍ 同図によれば、鋼塊から圧延が開始されると、先ず点線
に沿って（ Ｐ−＋Ｐ， ）初期の圧延が進行の時点Ｐ
２で負の仕事ＷもＵ．Ｓ．Ｔ相対欠陥数も最大値に達す
る。

更に圧延が進行すると実線に沿って（Ｐ２→Ｐ３→Ｐ４
→Ｐ５→Ｐ６ ） Ｓ１ ／Ｓｏは減少してくるが特に
ＷｚＯを境にして、上記欠陥率が急速に減少しているの
がわかる。

（Ｐ，→Ｐ２の圧延初期において欠陥率が増加している
が、これは圧延によってザク疵が圧着されるのではなく
逆に展伸拡大されたことによるものである。

）このようなデータから、更に機械試験を行った結果を
考察して、全圧下比＝３の時点で少なくともＷ≧０．１
とするような圧延方法を採用しないと鋼塊からの全圧下
比−３といった小さな圧下で得られる鋼板において欠陥
の少ない即ち健全な極厚鋼板が圧延のみでは得られない
としたのが、先に提案された前者の発明であった。

これに反し、別に提案した後者のものは、上記圧延法に
よる具体的な実施における圧延機能力を考慮し、上記Ｗ
が０．１未満の範囲内であっても、同様の効果を得させ
るための改良法であって、上記σｔ／ｋｏが１を超えた
時点で再加熱し、引き続き圧延を続行することを特徴と
したものであった。

これによる上記Ｗと前記Ｓ１／ Ｓとの関係を、従来法
によるものと比較して示したのが第３図である。

この例における従来法としては、前記第２図で示した従
来法の前記圧下スケジュールによったが、後者の発明で
は中間素材に対する再加熱淵度として１１５０℃と１２
５０℃の場合を示した。

再加熱時点における上記σｔ／ｋ ｏはいずれも１．１
であって、圧下スケジュールは上記した通りである。

これによるならば、同一の圧下スケジュールによる全圧
下比一３におけるそれぞれのＳ１／Ｓｏを比較するなら
ば、σｔ／ｋｏ−１．１の時点における再加熱の効果が
理解されよう。

即ち従来法による全圧下比−３（Ｗ一ほぼ−０．３程度
）におげるＵ．Ｓ．Ｔ相対欠陥率がほぼ０．９であった
のに対し、１１５０℃の再加熱でほぼ０．４、１２５０
℃で０．２以下と大巾に改善されていることが分る。

全圧下比−４（Ｗ＝ほぼ−０．１程度）の場合でもこの
傾向は同様であった。

このような再加熱について更に詳述するならば、一般に
圧延の進行によって鋼の厚さが減少すると共にその温度
が低下することは言うまでもない。

従って温度が低下し、特に１０００℃以下においても尚
、上記σｔ／ｋｏを１以上とするためには、圧延機に大
きな負荷がかかることは自明である。

場合によっては、圧延が不可能となることも起り得る。

ここで再加熱してやるならば（好ましくは１１５０℃以
上に）、上記ｋ。

は再び小さな値となって、それ程の負荷を与えなくとも
σｔ ／ｋ ｏを１以上とすることは極めて容易である
。

このような再加熱後、引き続く圧延においては圧延ロー
ル材料との摩擦係数も変化して好ましい影響となって現
われるが、同時に鋼の冶金的因子の変化、例えば前記「
ザク疵」の土台となる内部のボイドに対する原子拡散な
どの作用によって圧着が容易となる。

これが全圧下比＝３即ち従来の全圧下比−６の半分程度
の圧下比でも、第３図に示した如く、Ｕ．Ｓ．Ｔによる
相対欠陥率を大きく減少せしめ得た所以である。

このような再加熱は、当然のことながらσｔ／ｋ。

＞１ （即ち第１図Ｂの領域）の時点でなさるべきであ
って、第１図Ａの領域ではその効果がない。

本発明者等は上記特願昭４９−１０１９４１号において
、上記した如き圧延中間素材に対する再加熱プロセスに
加え更に単位長さ当りの圧延時間（ Ｒｏｌｌｉｎｇ
ｔｉｍｅ ）の影響を明らかにしＲｏｌｌｉｎｇｔｉｍ
ｅを通常の領域よりもさらに長くする圧延を組合せるこ
とにより従来にない健全な極厚鋼板を得ることが容易で
あることを述べた。

然しながら実験を積み重ねるにつれてこのような圧延時
間は上述してきた改良プロセスにおいて、単なる補助的
手段ではなく重要な役割を果し得るものであったことが
分った。

即ち圧延時間を適切に選ぶならば、上記再加熱プロセス
は必ずしもその必要のないことである。

この場合の圧延時間は１．４ｓｅｃ／ｍ以上において、
鋼塊如何により適宜選定することができる。

このような圧延時間は、全圧下比−３の時点でＷ≧０．
１とする圧延スケジュール（即ち前記特願昭４９−９２
７６４号）における補助的手段であった。

これに対し、鋼塊の大形化とこれへの圧延機能力によっ
てＷ＜０．１の範囲内でも上記Ｓ１／Ｓｏを大きく改善
し得るプロセスの追求過程では、もはや単なる補助的手
段ではなく、上記再加熱プロセス（即ち特願昭４９−１
０１９４１号）に取って替り得る主役としての効果が期
待されるものである。

この時のＲｏｌｌｉｎｇ ｔｉｍｅによるＳ，／Ｓｏの
変化態様が第４図に示される。

これによるならば、Ｒｏｌｌｉｎｇ ｔｉｍｅ ＝ １
．４ ｓｅｃ／ｍにおいて、通常の圧延スケジュール（
第２図及び第３図の−Ｈ回一ライン及び第４図の実線ラ
イン）即ち全圧下比３の時点でＷ＜０．１なる圧延スケ
ジュールの場合、Ｕ．Ｓ．Ｔ相対欠陥率が大きく減少し
ていることがわかる。

したがって本発明においては、σｔ／ｋｏが１を超える
時点で、再加熱することなく全圧下比が３以下、Ｗ＜０
．１の範囲内の圧延においてＲｏｌｌｉｎｇ ｔｉｍｅ
を１．４ ｓｅｃ／ｍ以上とする圧延を行う。

このような圧延時間の延長も、鋼塊混度の低下その池の
悪影響もなく、圧延し得ることも確認された。

これによってＷ＜０．１の範囲内においても、全く再加
熱することなく、全圧下比＝３の時点における鋼内欠陥
を減少させることができ、健全な極厚鋼板を得ることは
容易に可能である。

尚、［全圧下比−３の時点」という意味について念のた
め説明すれば、鋼塊厚に対しての極厚鋼板の厚みの比が
３の時点で圧延が終了する、即ちその最終製品となると
いうことだけを意味するものではなく最終製品厚が鋼塊
厚みに対して１／３以下である場合も当然含まれる。

即ち全圧下比３の時点で本発明法により健全な中間製品
となっていればそれ以後はいかなる圧延を行ってもよい
ことは説明を要しないであろう。

ここで、σｔ／ｋｏ値の求めかたを説明すれば、σｔ及
びｋｏは夫々別々に求めるのではなく、σｔ ／ｋ ｏ
はロール半径Ｒ、板厚ｔ。

、圧下率ｒから求められる。

即ち、まず鋼の熱間圧延時の応力分布及び歪分布をシュ
ミレートするのに通常用いられるプラステシンを使って
数多くの模式圧延を行い、これらのデータがら各圧下率
毎にｔｏ／Ｒとσｔ／ｋｏの関係を得る。

つまり、種々の板厚ｔのプラステシンにロードセルを埋
め込み、これを種々のロール半径Ｒのロールでもって板
厚ｔ。

かに動くσｔを測定し、これらのデータを整理しｔｏ／
Ｒ，σｔ／ｋｏ ｊ ｒ の関係を求める。

このようにして求めたｔ。

／Ｒとσｔ／ｋｏの関係のグラフの一例を第５図に示す
。

このようなグラフはプラステシンを材料とする圧延につ
いて求まった関係であるが、これはプラステシンにだけ
当てはまるカーブではなく、鉄、アルミ等いかなる材料
についてもほぼ成立つものである。

何故ならばｔ／Ｒ，は板厚とロール半径の比で材料と無
関係な無デイメンジョンの数値であり、σｔとｋ。

は作用に対する反作用というが如きものは、材料の種類
、淵度、成分等は、夫々には影響を及ぼすが、両者の比
には殆ど影響を及ぼさなくなるからである。

したがって第５図に示すようなｔ。

／Ｒ，σｔ／ｋｏのマスターカーブを一度作成すれば、
ｔｏ，Ｒ，ｒからσｔ／ｋｏ 値を容易に求めることが
可能である。

以上詳細に述べた如く、本発明によるときは、比較的能
力の小さい厚板圧延機によっても、Ｕ．Ｓ．Ｔ相対欠陥
率の極めて小さい極厚鋼板の製造が容易となって、実利
益の大きい発明と言うべきである。

【図面の簡単な説明】

第１図は、本発明におげるＴＬ／ｔとσｔ／ｋｏとの関
係を示すグラフ、第２図は従来の圧延法と全圧下比−３
の時点でＷ≧０．１なる圧延法とによるＷとＳ１／Ｓｏ
との関係を示すグラフ、第３図は従来法とｗ＜ｏ．ｉ内
の圧延によるＷとＳ１／Ｓｏとの関係を対比せしめたグ
ラフ、第４図は従来法と全圧下比＝３の時点でＷ≧０．
１なる圧延法におけるＲｏｌｌｉｎｇ ｔｉｍｅ と
Ｓ１／Ｓｏの関係とを対比せしめたグラフ、第５図はｔ
。 ／Ｒとσｔ／ｋｏ の関係を示すグラフである。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 鋼塊から圧延のみによって、極厚鋼板を製造する方
   法において、中間圧延素材のσｔ ／ｋ ｏが１を超え
   る時点で、この素材を再加熱することなく、全圧下比３
   以下で次式により求まるＷが０．１未満の範囲内の圧延
   において上記素材単位長さ当りの圧延時間を１ ４ ｓ
   ｅｃ／ ｍ以上とする圧延を行うことによって、全圧下
   比３０時点における上記鋼板内欠陥を減少せしめること
   を特徴とする極厚鋼板の製造法。 ここで、 σｔ；圧延の各時点における１／２ｔ部（ｔ；その時の
   厚さ）の垂直最大圧延応力 ｋｏ；その時における鋼の純粋変形抵抗 Ｒ ：圧延ロールの半径 ｔ５；圧延開始時の厚さ ｔｆ；圧延終了時の厚さ Ｗ ；無時元化した総圧延仕事量