JPWO2016148031A1 - Ｈ形鋼の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部で割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を複数の孔型において順次折り曲げる際に、各孔型のウェッジ部高さを所定の条件を満たす高さとし、通材性の向上や寸法精度の向上を図る。【解決手段】粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、スラブ幅／スラブ厚が６．０以上７．７以下であるスラブ素材を被圧延材として用い、前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記第１孔型に形成される突起部の高さは１００ｍｍ以上に設計され、且つ、前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は２５°以上４０°以下である。

Description

（関連出願の相互参照）
本願は、２０１５年３月１９日に日本国に出願された特願２０１５−０５６６４１号に基づき、優先権を主張し、その内容をここに援用する。

本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法に関する。

Ｈ形鋼を製造する場合には、加熱炉から抽出されたスラブやブルーム等の素材を粗圧延機（ＢＤ）によって粗形材（所謂ドッグボーン形状の被圧延材）に造形し、中間ユニバーサル圧延機によって上記粗形材のウェブやフランジの厚さを圧下し、併せて前記中間ユニバーサル圧延機に近接したエッジャー圧延機によって被圧延材のフランジに対し幅圧下や端面の鍛錬と整形が施される。そして、仕上ユニバーサル圧延機によってＨ形鋼製品が造形される。

このようなＨ形鋼の製造方法において、矩形断面であるスラブ素材から所謂ドッグボーン形状の粗形材を造形する際には、粗圧延工程の第１の孔型においてスラブ端面に割り込みを入れた後、第２以降の孔型において当該割り込みを割広げる、又は、割り込み深さを深くさせエッジング圧延を行い、それ以降の孔型にてスラブ端面の割り込みを消去する技術が知られている。ここで割り広げられる割り込みの深さは、第２以降の孔型で順次浅くなっていく、あるいは同程度の深さである、ことが知られている。

例えば特許文献１の技術では、粗圧延工程で割り込みを入れる孔型の突起部の高さ（以下、ウェッジ高さとも呼称する）が、複数の孔型でほぼ同じ高さであるように設計された孔型構成が開示されている。

また、例えば特許文献２の技術では、粗圧延工程で割り込みを入れる孔型のウェッジ高さを、最初の孔型を最も高い構成とし、以降の孔型では順次低くなっていくような構成が開示されている。

特許第２０６２４６１号 特許第２０３６４７６号

近年、構造物等の大型化に伴い大型のＨ形鋼製品の製造が望まれている。特にＨ形鋼の強度・剛性に大きく寄与するフランジを従来に比べて広幅化した製品が望まれている。フランジが広幅化されたＨ形鋼製品を製造するためには、粗圧延工程における造形から従来に比べフランジ幅の大きな被圧延材を造形する必要がある。

しかしながら、例えば上記特許文献１、２に開示されている技術では、スラブ等の素材の端面（スラブ端面）に割り込みを入れ、当該端面をエッジングし、その幅拡がりを利用して粗圧延を行っているが、フランジの広幅化に限界がある。即ち、従来の粗圧延方法においてフランジの広幅化を図るためにはウェッジ設計（割り込み角度の設計）、圧下調整、潤滑調整といった技術により幅拡がりの向上が図られるが、いずれの方法もフランジ幅に大幅に寄与するものではないため、エッジング量に対するフランジ幅の拡がり量の比率を示す幅拡がり率は、エッジングの初期段階の効率が最も高い条件でも０．８程度であり、同一孔型でエッジングを繰り返すにつれて低下し、最終的には０．５程度になることが知られている。また、スラブ等の素材自体を大型化し、エッジング量を大きくすることも考えられるが、粗圧延機の設備規模や圧下量等には装置限界があるため十分な製品フランジの広幅化が実現されないといった事情がある。

このような事情に鑑み、例えば上記割り込みの深さを従来よりも深くするためにウェッジ高さをより高くした孔型構成を採るといった事も検討されるが、そのような場合にはウェッジ高さが高くなる程、左右の肉量が不均等になり、通材不良が生じたり、寸法精度が十分に担保されない恐れがある。

上記事情に鑑み、本発明の目的は、Ｈ形鋼を製造する際に、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部（以下、ウェッジ部とも呼称）で割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を複数の孔型において順次折り曲げる際に、各孔型のウェッジ部高さを所定の条件を満たす高さとし、通材性の向上や寸法精度の向上が実現可能なＨ形鋼の製造方法を提供することにある。

前記の目的を達成するため、本発明によれば、粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、スラブ幅／スラブ厚が６．０以上７．７以下であるスラブ素材を被圧延材として用い、前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、前記第１孔型に形成される突起部の高さは１００ｍｍ以上に設計され、且つ、前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は４０°以下であることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法が提供される。

前記スラブ素材は、前記第１孔型における造形開始時のスラブ幅が１８００ｍｍ以上であり且つスラブ厚が３００ｍｍ以上であっても良い。

前記スラブ素材は、前記第１孔型における造形開始時のスラブ幅が１２００ｍｍ以上であり且つスラブ厚が２５０ｍｍ以上であっても良い。

前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は２５°以上３５°以下であっても良い。

前記複数の孔型のうち第２孔型以降では少なくとも１パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、前記複数の孔型のうち第３孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われても良い。

前記第１孔型には、被圧延材の側面に隣接する側壁部の被圧延材入口側において、造形時の被圧延材から離間する方向に広がる逃がし部が形成されていても良い。また、前記逃がし部は、前記側壁部において被圧延材入口側に近づくにつれて、前記第１孔型内面が被圧延材から離間するような曲線形状を有しており、当該曲線形状の曲率半径Ｒは４００ｍｍ以下であっても良い。

本発明によれば、Ｈ形鋼を製造する際に、スラブ等の素材の端面に鋭角の先端形状をした突起部（以下、ウェッジ部とも呼称）で割り込みを入れ、それによって形成されたフランジ部を複数の孔型において順次折り曲げる際に、各孔型のウェッジ部高さを所定の条件を満たす高さとし、通材性の向上や寸法精度の向上が実現される。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 第１孔型の概略説明図である。 第２孔型の概略説明図である。 第３孔型の概略説明図である。 第４孔型の概略説明図である。 第１孔型において、従来より知られた寸法の突起部を用いて被圧延材の上下端部に溝付けを行い、その後、第２孔型を用いて割り込みを形成させる場合の途中パス（ａ）及び最終パス（ｂ）を示す概略説明図である。 厚み３００ｍｍ・幅２３００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 厚み３００ｍｍ・幅１８００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 厚み２５０ｍｍ・幅１２００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 第１孔型におけるメタルの噛み出しに関する説明図である。 本発明の変形例に係る第１孔型において逃がし部を設けた構成についての説明図である。 比較例１と実施例１のそれぞれの場合において、第３孔型での造形終了時の左右のフランジ厚を計測した結果を示すグラフである。 ウェッジ角度θ１ｂを変えた場合のフランジ幅・フランジ厚の数値との関係を示すグラフである。 第１孔型の途中パスの概略断面図である。 ウェッジ角度θ１ａを変えた場合のフランジ幅の数値との関係を示すグラフである。

１…圧延設備
２…加熱炉
３…サイジングミル
４…粗圧延機
５…中間ユニバーサル圧延機
８…仕上ユニバーサル圧延機
９…エッジャー圧延機
１１…スラブ
１２…フランジ対応部
１３…Ｈ形粗形材
１４…中間材
１６…Ｈ形鋼製品
２０…上孔型ロール（第１孔型）
２１…下孔型ロール（第１孔型）
２５、２６…突起部（第１孔型）
２８、２９…割り込み（第１孔型）
３０…上孔型ロール（第２孔型）
３１…下孔型ロール（第２孔型）
３５、３６…突起部（第２孔型）
３８、３９…割り込み（第２孔型）
４０…上孔型ロール（第３孔型）
４１…下孔型ロール（第３孔型）
４５、４６…突起部（第３孔型）
４８、４９…割り込み（第３孔型）
５０…上孔型ロール（第４孔型）
５１…下孔型ロール（第４孔型）
５５、５６…突起部（第４孔型）
５８、５９…割り込み（第４孔型）
８０…フランジ部
１００…側壁部
１０２…噛み出し部
１１０…逃がし部
Ｋ１…第１孔型
Ｋ２…第２孔型
Ｋ３…第３孔型
Ｋ４…第４孔型
Ｔ…製造ライン
Ａ…被圧延材

以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

図１は、本実施の形態にかかる圧延設備１を含むＨ形鋼の製造ラインＴについての説明図である。図１に示すように、製造ラインＴには上流側から順に、加熱炉２、サイジングミル３、粗圧延機４、中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８が配置されている。また、中間ユニバーサル圧延機５に近接してエッジャー圧延機９が設けられている。なお、以下では、説明のために製造ラインＴにおける鋼材を、総称して「被圧延材Ａ」と記載し、各図において適宜その形状を破線・斜線等を用いて図示する場合がある。

図１に示すように、製造ラインＴでは、加熱炉２から抽出された例えばスラブ１１等の被圧延材Ａがサイジングミル３ならびに粗圧延機４において粗圧延される。次いで、中間ユニバーサル圧延機５において中間圧延される。この中間圧延時には、必要に応じてエッジャー圧延機９によって被圧延材の端部等（フランジ対応部１２）に対して圧下が施される。通常の場合、サイジングミル３及び粗圧延機４のロールには、合わせて４〜６個程度の孔型が刻設されており、これらを経由して各孔型複数パスのリバース圧延でＨ形粗形材１３が造形され、該Ｈ形粗形材１３を前記中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて、同様に複数パスのリバース圧延が行われ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。

次に、以下では図１に示したサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型構成や孔型形状について図面を参照して説明する。なお、通常、粗圧延機４には、以下に説明する第１孔型〜第５孔型に加え、それら孔型にて造形された被圧延材Ａをいわゆるドッグボーン形状のＨ形粗形材１３とする孔型が更に設けられているが、この孔型は従来より既知のものであるため本明細書での図示・説明は省略する。また、製造ラインＴにおける加熱炉２や中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８、エッジャー圧延機９等は、従来よりＨ形鋼の製造に用いられている一般的な装置であり、その装置構成等は既知であるため本明細書では説明を省略する。

図２〜図５は粗圧延工程を行うサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型についての概略説明図である。ここで、説明する第１孔型〜第４孔型は、例えばサイジングミル３に全て刻設されても良く、サイジングミル３及び粗圧延機４に第１孔型〜第４孔型の４つの孔型が分けて刻設されても良い。即ち、第１孔型〜第４孔型はサイジングミル３及び粗圧延機４の両方に亘って刻設されても良く、どちらか一方の圧延機に刻設されても良い。通常のＨ形鋼の製造における粗圧延工程では、これら各孔型において１又は複数パスでの造形が行われる。

また、本実施の形態では刻設される孔型が４つの場合を例示して説明するが、その孔型数についても、必ずしも４孔型である必要はなく、４以上の複数の孔型数であっても良い。即ち、Ｈ形粗形材１３を造形するために好適な孔型構成であれば良い。なお、図２〜図５では、各孔型における造形時の被圧延材Ａの概略最終パス形状を破線にて図示している。

図２は第１孔型Ｋ１の概略説明図である。第１孔型Ｋ１は、一対の水平ロールである上孔型ロール２０と下孔型ロール２１に刻設され、これら上孔型ロール２０と下孔型ロール２１のロール隙において被圧延材Ａが圧下・造形される。また、上孔型ロール２０の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２５が形成されている。更に、下孔型ロール２１の周面（即ち、第１孔型Ｋ１の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部２６が形成されている。これら突起部２５、２６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部２５と突起部２６とでそれぞれ等しく構成されている。突起部２５、２６の高さ（突出長さ）をｈ１とし、先端部角度をθ１ａ（以下、ウェッジ角度θ１ａとも記載）とする。

また、突起部２５、２６の高さｈ１は所定の条件を満たす値であり、具体的には、例えば素材のスラブ寸法が所定のサイズ以上である場合に、突起部２５、２６の高さｈ１は１００ｍｍ以上とすることが必要となる。なお、突起部２５、２６の高さｈ１が所定の条件を満たす値である必要がある理由については、図６〜９を参照して後述する。

この第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される。ここで、突起部２５、２６の先端部角度θ１ａは例えば２５°以上４０°以下であることが望ましく、更には２５°以上３５°以下であることが望ましい。

ウェッジ角度が大きくなると、ウェッジ傾斜角が拡大するために、被圧延材Ａに対して摩擦力による上下方向への押し下げ力が作用し易く、割り込み形成時にフランジ相当部の内面部において肉引けが生じ、特に第２孔型Ｋ２以降での造形においてフランジの生成効率が低下する。
以上のような理由から、突起部２５、２６の先端部角度θ１ａは２５°以上４０°以下であることが望ましい。なお、以下に説明するウェッジ角度θ１ｂについても同様に２５°以上４０°以下であることが望ましい。これらのウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂは、高いフランジ生成効率を実現させるとの観点からは２５°以上３５°以下とすることがより望ましい。

ここで、第１孔型Ｋ１の孔型幅は、被圧延材Ａの厚み（即ち、スラブ厚）とほぼ等しいことが好ましい。具体的には、第１孔型Ｋ１に形成された突起部２５、２６の先端部における孔型の幅と、スラブ厚を同一にすることで、被圧延材Ａの左右センタリング性が好適に確保される。また、このような孔型寸法の構成とすることで、図２に示すように、第１孔型Ｋ１での造形時において、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）においては、上記突起部２５、２６及び孔型側面（側壁）の一部が被圧延材Ａと接していて、割り込み２８、２９により４つの要素（部位）に分割されたスラブ上下端部に対して、第１孔型Ｋ１の上面及び底面にて積極的な圧下が行われない方が好ましい。孔型の上面及び底面による圧下は、被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせてしまい、フランジ（後述するフランジ部８０）の生成効率を低下させてしまうからである。即ち、第１孔型Ｋ１においては、突起部２５、２６が被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に押し当てられ、割り込み２８、２９が形成される際の突起部２５、２６における圧下量（ウェッジ先端圧下量ΔＴ）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量ΔＥ）よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み２８、２９が形成される。

図３は第２孔型Ｋ２の概略説明図である。第２孔型Ｋ２は、一対の水平ロールである上孔型ロール３０と下孔型ロール３１に刻設される。上孔型ロール３０の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３５が形成されている。更に、下孔型ロール３１の周面（即ち、第２孔型Ｋ２の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部３６が形成されている。これら突起部３５、３６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部３５と突起部３６とでそれぞれ等しく構成されている。これら突起部３５、３６の先端部角度θ１ｂ（ウェッジ角度θ１ｂ）は２５°以上４０°以下であることが望ましく、更には２５°以上３５°以下であることが望ましい。

ここで、突起部３５、３６のウェッジ角度θ１ｂの好適な数値範囲を２５°以上４０°以下（より好ましくは、２５°以上３５°以下）とすべき理由と、それに合わせて上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａの数値も好適な数値範囲とする理由について説明する。

ウェッジ角度の下限値は通常ロールの強度により決まる。被圧延材Ａがロール（第２孔型Ｋ２では上孔型ロール３０及び下孔型ロール３１、第１孔型Ｋ１では上孔型ロール２０及び下孔型ロール２１）と接触し、その間に受ける熱によりロールが膨張し、被圧延材Ａがロールから離れるとロールが冷却され収縮する。造形中はこれらのサイクルが繰り返されるが、ウェッジ角度が小さすぎると、突起部（第２孔型Ｋ２では突起部３５、３６、第１孔型Ｋ１では突起部２５、２６）の厚みが薄いために被圧延材Ａからの入熱が当該突起部の左右から入りやすくなり、ロールがより高温になり易い。ロールが高温になると熱振れ幅が大きくなるためにヒートクラックが入り、ロール破損に至る恐れがある。このような理由によりウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂ共に２５°以上であることが望ましい。

一方、ウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂが大きくなると、ウェッジ傾斜角が拡大するために、被圧延材Ａに対して摩擦力による上下方向への押し下げ力が作用し易く、割り込み形成時にフランジ相当部の内面部において肉引けが生じ、特に第２孔型Ｋ２以降での造形においてフランジの生成効率が低下する。ここで、図１３を参照し、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと最終的に造形される被圧延材Ａのフランジ幅との関係について説明し、好適なウェッジ角度θ１ｂの上限値について説明する。

図１３はＦＥＭによる解析結果であり、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂを変えた場合の後段の工程（以下に説明する第３孔型Ｋ３での工程）におけるフランジ厚・フランジ幅の数値との関係を示すグラフである。計算条件としては素材のスラブ幅２３００ｍｍ、スラブ厚３００ｍｍとし、本実施の形態にて説明する方法を用いた際に、ウェッジ角度θ１ｂを所定の角度である約２０°〜約７０°で変化させて被圧延材Ａの造形を行うものとした。

図１３に示すように、ウェッジ角度θ１ｂを４０°超として粗圧延工程を実施し、Ｈ形鋼製品を造形した場合、フランジ幅・フランジ厚ともに顕著に低下するようなグラフとなっており、フランジ生成効率が低下していることが分かる。即ち、ウェッジ角度θ１ｂを４０°超とした場合には、グラフの傾きが顕著に上昇しており、ウェッジ角度θ１ｂが４０°以下の場合と比べてフランジ幅・フランジ厚が大きく低下している。ウェッジ角度θ１ｂの鈍角化によりフランジ相当部の肉引け（被圧延材Ａの長手方向へのメタルフローの誘起）が大きくなる。このような観点から、ウェッジ角度θ１ｂを４０°以下とすることで高いフランジ生成効率を実現することが可能であることが分かる。また、図１３からは、より高いフランジ生成効率を実現させるためには、ウェッジ角度θ１ｂを３５°以下とすることが望ましいことも分かる。

また、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。
特に第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａはフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みに大きく寄与することが知られており、その点からは、ウェッジ角度θ１ａはできるだけ小さくすることが好ましい。図１４は、第１孔型Ｋ１の途中パスの概略断面図であり、一方のスラブ端面（図２における上方端部）に割り込み２８、２９を付与している状態を示している。図１４では割り込み２８、２９を付与する際のウェッジ角度θ１ａの大小による差異について記載しており、それぞれの場合の割り込み形状を図示している。また、図１５は第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａとフランジ相当部の先端厚み（フランジ先端厚）との関係を示すグラフであり、一例としてウェッジ高さが１００ｍｍ、スラブ厚が３００ｍｍの場合を示している。

図１４、１５に示すように、ウェッジ角度θ１ａが小さい場合の断面に比べ、ウェッジ角度θ１ａが大きい場合の断面では、スラブ端面のメタルがそがれ、スラブ端面のフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みが減厚される。フランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みが減厚されることは後のＨ形鋼製品の形状に鑑みて好ましくないため、フランジ相当部の先端部厚みを確保するためには、好適なウェッジ角度θ１ａの上限値を定める必要がある。

以上説明したように、第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂを２５°以上４０°以下とすることに加え、フランジ相当部の先端部厚みを確保し、且つ、誘導性や圧延安定性を担保するといった観点から第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａも２５°以上４０°以下とすることが望ましい。更にこれらのウェッジ角度θ１ａ、θ１ｂは、高いフランジ生成効率を実現させるとの観点からは２５°以上３５°以下とすることが望ましい。

なお、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、フランジ相当部の先端部厚みを確保し、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。

また、突起部３５、３６の高さ（突出長さ）ｈ２は、上記第１孔型Ｋ１の突起部２５、２６の高さｈ１より高く構成されており、ｈ２＞ｈ１となっている。

上述したように、第１孔型Ｋ１に形成される突起部２５、２６の高さｈ１より、第２孔型Ｋ２に形成される突起部３５、３６の高さｈ２の方が高く、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）への侵入長さも同様に第２孔型Ｋ２の方が長くなる。ここで、第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さは、突起部３５、３６の高さｈ２と同じである。即ち、第１孔型Ｋ１での突起部２５、２６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ１’と、第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ２はｈ１’＜ｈ２との関係になっている。

図３に示すように、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）へ押し当てられた時の突起部の侵入長さが長いことから、第２孔型Ｋ２においては、第１孔型Ｋ１において形成された割り込み２８、２９が更に深くなるように造形が行われ、割り込み３８、３９が形成される。なお、ここで形成される割り込み３８、３９の寸法に基づき粗圧延工程でのフランジ造形工程終了時のフランジ片幅が決定される。

また、図３に示す第２孔型Ｋ２での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第２孔型Ｋ２の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第２孔型Ｋ２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部３５、３６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

即ち、第２孔型Ｋ２での多パス造形においては、必要最小限のパス（例えば最終パスのみ）において被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部を接触させて圧下を行い、その他のパスにおいては積極的な圧下を行わないといったパススケジュールを設定することが好ましい。また、この第２孔型Ｋ２においても、上記第１孔型Ｋ１同様、突起部３５、３６における圧下量（ウェッジ先端圧下量ΔＴ）は、スラブ上下端部における圧下量（スラブ端面圧下量ΔＥ）よりも十分に大きなものとされ、これにより割り込み３８、３９が形成される。

図４は第３孔型Ｋ３の概略説明図である。第３孔型Ｋ３は、一対の水平ロールである上孔型ロール４０と下孔型ロール４１に刻設される。上孔型ロール４０の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４５が形成されている。更に、下孔型ロール４１の周面（即ち、第３孔型Ｋ３の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部４６が形成されている。これら突起部４５、４６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部４５と突起部４６とでそれぞれ等しく構成されている。

上記突起部４５、４６の先端部角度θ２は、上記角度θ１ｂに比べ広角に構成され、突起部４５、４６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ３は、上記突起部３５、３６の侵入深さｈ２よりも短くなっている（即ち、ｈ３＜ｈ２）。

図４に示すように、第３孔型Ｋ３では、第２孔型Ｋ２通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第２孔型Ｋ２において形成された割り込み３８、３９が、突起部４５、４６が押し当てられることにより、割り込み４８、４９となる。即ち、第３孔型Ｋ３での造形における最終パスでは、割り込み４８、４９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ２となる。換言すると、第２孔型Ｋ２において割り込み３８、３９の形成と共に造形された分割部位（フランジ相当部、後述するフランジ部８０に対応する部位）が外側に折り曲げられるような造形が行われる。

また、図４に示す第３孔型Ｋ３での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、このうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第３孔型Ｋ３での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部４５、４６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

図５は第４孔型Ｋ４の概略説明図である。第４孔型Ｋ４は、一対の水平ロールである上孔型ロール５０と下孔型ロール５１に刻設される。上孔型ロール５０の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の上面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５５が形成されている。更に、下孔型ロール５１の周面（即ち、第４孔型Ｋ４の底面）には、孔型内部に向かって突出する突起部５６が形成されている。これら突起部５５、５６はテーパー形状を有しており、その突出長さ等の寸法は、突起部５５と突起部５６とでそれぞれ等しく構成されている。

上記突起部５５、５６の先端部角度θ３は、上記角度θ２に比べ広角に構成され、突起部５５、５６の被圧延材Ａへの侵入深さｈ４は、上記突起部４５、４６の侵入深さｈ３よりも短くなっている（即ち、ｈ４＜ｈ３）。

第４孔型Ｋ４では、第３孔型Ｋ３通材後の被圧延材Ａに対し、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において第３孔型Ｋ３において形成された割り込み４８、４９が、突起部５５、５６が押し当てられることにより押し広げられ、割り込み５８、５９となる。即ち、第４孔型Ｋ４での造形における最終パスでは、割り込み５８、５９の最深部角度（以下、割り込み角度とも呼称する）がθ３となる。換言すると、第３孔型Ｋ３において割り込み４８、４９の形成と共に造形された分割部位（後述するフランジ部８０に対応する部位）が更に外側に折り曲げられるような造形が行われる。このようにして造形された被圧延材Ａの上下端部の部位は、後のＨ形鋼製品のフランジに相当する部位であり、ここではフランジ部８０と呼称する。なお、第４孔型Ｋ４の割り込み角度θ３は１８０°よりもやや小さい角度に設定されることが望ましい。これは、割り込み角度θ３を１８０°としてしまうと、次工程である平造形孔型においてウェブ厚の減厚を行う際に、フランジ部８０の外側に拡がりが生じ、平造形孔型での圧延においてかみ出しが生じやすいからである。即ち、次工程の平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量に応じてフランジ部８０の外側での拡がり量が決まるため、ここでの割り込み角度θ３は、平造形孔型の形状及びウェブ厚の圧下量を勘案して好適に定められることが望ましい。

また、図５に示す第４孔型Ｋ４での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第４孔型Ｋ４での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上限端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部５５、５６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部８０の生成効率を低下させてしまうからである。

以上説明した第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４によって造形された被圧延材Ａに対し、既知の孔型を用いて更に圧下・造形が行われ、いわゆるドッグボーン形状であるＨ形粗形材１３が造形される。通常はこの後、スラブ厚に相当する部分を減厚する平造形孔型でウェブ厚が減厚される。その後、図１に示す中間ユニバーサル圧延機５−エッジャー圧延機９の２つの圧延機からなる圧延機列を用いて複数パスのリバース圧延が行われ、中間材１４が造形される。そして中間材１４は、仕上ユニバーサル圧延機８において製品形状に仕上圧延され、Ｈ形鋼製品１６が製造される。

このようなＨ形鋼製品１６の製造において、図２に示す第１孔型Ｋ１での突起部２５、２６による割り込み２８、２９の形成、及び、図３に示す第２孔型Ｋ２での突起部３５、３６による割り込み３８、３９の形成は、被圧延材Ａの４箇所に造形されるフランジ相当部（フランジ部８０）の肉量の均一化や、第２孔型Ｋ２での通材性の向上を図るために所定の条件を満たすように実施されることが望ましい。そこで、本発明者らは、第２孔型Ｋ２やそれ以降の孔型（第３孔型Ｋ３〜第４孔型Ｋ４）での造形においてフランジ相当部の肉量の均一化や通材性の向上が実現される条件について鋭意検討を行った。以下では、図面を参照して本検討について説明する。

図６は、第１孔型Ｋ１において、例えば特許文献１、２に記載されているような、従来より知られた寸法の突起部を用いて被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）に溝付けを行い、その後、図３に示す第２孔型Ｋ２を用いて割り込み３８、３９を形成させる場合の途中パス（ａ）及び最終パス（ｂ）を示す概略説明図である。なお、図６における実線が被圧延材の概略図であり、所望の被圧延材形状をメッシュにて図示している。

図６（ａ）に示すように、従来法に係る割り込み形成では、第２孔型Ｋ２での割り込み形成時の途中パスにおいて、スラブ端面ならびにスラブ厚みが左右不均一となっており（図中、点線部参照）、所望の被圧延材形状と実際の形状が異なっている。更に、このような途中パスを経て、最終パス段階となると、図６（ｂ）に示すように、スラブ端面ならびにスラブ厚みの左右不均一性は顕著となる（図中、点線部参照）。なお、ここでの従来法に係る割り込み形成での突起部高さは例えば約８０ｍｍ程度である。

このような図６に示される問題点に鑑み、本発明者らは、従来法に係る第１孔型での割り込み形成に問題があることを見出し、また、特にスラブ幅の大きな被圧延材Ａについては、スラブが所望の位置から回転した状態で孔型に噛み込むことにより、斜めに割り込み形成が行われてしまう点を見出した。また、第２孔型以降の造形では、図３〜図５を参照して分かるように、被圧延材Ａの左右が非拘束の状態で折り曲げ造形が進むため、図６に示すような問題が修正されることなく造形が進んでいくことになる。

ここで本発明者らは、図６（ａ）に示すように、従来の技術では、第２孔型Ｋ２の途中パスにおいて既にスラブ端面ならびにスラブ厚みが左右不均一となっていることに鑑み、より前段の孔型である第１孔型Ｋ１における造形に関して鋭意検討を行い、第１孔型Ｋ１における突起部２５、２６の高さ（以下、ウェッジ高さとも記載）を従来に比べて高くし、以降の孔型（第２孔型Ｋ２以降）での被圧延材Ａの誘導性を向上させることが有効であるとの知見を得た。また、第１孔型Ｋ１においてウェッジ高さを高くする際に所定の条件を満たすような高さとすることが好ましいことも併せて知見した。以下、本知見について説明する。

本発明者らは、被圧延材Ａとしての素材スラブとして、スラブ厚３００ｍｍ・スラブ幅が２３００ｍｍ、スラブ厚３００ｍｍ・１８００ｍｍ、スラブ厚２５０ｍｍ・１２００ｍｍの３種のスラブを用いてＨ形鋼の造形を行う場合について検討を行った。具体的には、図２〜図５を参照して説明した４つの孔型を用いた造形プロセスにおいて、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを変動させた際の、第３孔型Ｋ３での圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキを測定した。

図７は厚み３００ｍｍ・幅２３００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型Ｋ１のウェッジ高さと第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキ（フランジ厚バラツキ）の関係を示すグラフである。ここで、図７のグラフの縦軸であるフランジ厚バラツキは、割り広げて造形された４つのフランジ相当部の平均フランジ厚からのバラツキ３σを示している。

図７に示すように、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とした場合には、フランジ厚バラツキが大きく低減されていることが分かる。即ち、厚み３００ｍｍ・幅２３００ｍｍのスラブを素材として本実施の形態に係るＨ形鋼の造形を行う場合には、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とすることで後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させることが可能であることが分かる。

なお、左右のフランジ相当部の厚みバラツキは５％以下に抑えられることが好ましい。大型サイズのＨ形鋼の形状寸法の許容差は、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ Ｇ ３１９２）によると、フランジ厚が４０ｍｍを超える場合、当該フランジ厚の公差範囲は４ｍｍ（即ち、±２ｍｍ）であり、製品のフランジ厚の１０％に相当する。製品のフランジ寸法が上記公差から外れた場合、加工修正は困難であり、所定品質の製品として認められないため、製造効率やコストの面で問題が大きい。従って、各造形工程の工程能力を十分とし、左右のフランジ相当部の厚みバラツキを抑えてＨ形鋼製品を製造する必要がある。通常、各造形工程の工程能力を十分とするためには、フランジ厚の公差範囲を６σに設定することが望ましい。上記ＪＩＳ規格に基づき、Ｈ形鋼製品のフランジ厚の１０％を６σに合わせるため、左右のフランジ相当部の厚みバラツキ３σの目標値は５％以下とすることが望ましい。

図８は厚み３００ｍｍ・幅１８００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型Ｋ１のウェッジ高さと第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキ（フランジ厚バラツキ）の関係を示すグラフである。図８に示すように、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とした場合には、フランジ厚バラツキが大きく低減され、５％以下となっていることが分かる。即ち、厚み３００ｍｍ・幅１８００ｍｍのスラブを素材として本実施の形態に係るＨ形鋼の造形を行う場合には、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とすることで後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させることが可能であることが分かる。

図９は厚み２５０ｍｍ・幅１２００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型Ｋ１のウェッジ高さと第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキ（フランジ厚バラツキ）の関係を示すグラフである。図９に示すように、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを６０ｍｍ以上としたいずれの場合においても、フランジ厚バラツキは５％以下となっていることが分かる。即ち、厚み２５０ｍｍ・幅１２００ｍｍのスラブを素材として本実施の形態に係るＨ形鋼の造形を行う場合には、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを６０ｍｍ以上とすることで後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させることが可能であることが分かる。

上記知見に示すように、所定の各寸法のスラブを素材として本実施の形態に係るＨ形鋼の造形を実施する場合には、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを所定の高さ以上とすることで後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させ、例えば第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキを５％以下とすることができる。

本発明者らの検討によれば、素材スラブの幅と厚みの比（＝スラブ幅／スラブ厚）が、造形時のフランジ厚バラツキに関係することが分かっている。即ち、素材スラブのスラブ幅／スラブ厚の比率が、孔型内における被圧延材の回転のし易さに関連していることが分かっており、例えばスラブ幅／スラブ厚が大きい程、回転し易くなり、小さい程回転しにくくなる。図７〜図９に示した場合のスラブ幅／スラブ厚はそれぞれ、６．０、７．７、４．８である。

図９に示すようなスラブ幅／スラブ厚が小さい場合には、被圧延材の回転が抑えられ、圧延が安定化する結果、造形時のフランジ厚バラツキは生じにくい。即ち、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さがある程度低い高さであっても、造形時のフランジ厚バラツキが顕著となることはない。
一方で、図７、８に示すようなスラブ幅／スラブ厚が大きい場合には、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを所定の条件より高くすることで、被圧延材の回転を抑え、造形時のフランジ厚バラツキを低減させることができる。

図７〜図９に示すように、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さは、いずれの場合も１００ｍｍ以上とした場合に後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させることが可能であることが分かっている。特に、図７、８からは、素材スラブのスラブ幅／スラブ厚が６．０以上７．７以下である場合において、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とすることで、第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキが５％以下に抑えられていることが分かる。
以上のことから、素材スラブのスラブ幅／スラブ厚が６．０以上７．７以下であり、且つ、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを１００ｍｍ以上とすることで後段の造形時のフランジ厚バラツキを低減させ、例えば第３孔型Ｋ３圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキを５％以下にできることが分かる。

以上のように、所定寸法のスラブを素材として用い、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを従来よりも高くし、好適な範囲内の高さとすることで、後段の孔型（例えば第２孔型Ｋ２、第３孔型Ｋ３）での被圧延材Ａの造形において、左右フランジ相当部の肉量差を低減して厚みのバラツキを低減させ、且つ、通材性の向上を図ることができる。これにより、造形後のＨ形鋼製品の寸法精度の向上が実現される。

以上、本発明の実施の形態の一例を説明したが、本発明は図示の形態に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

例えば、上記実施の形態において図２を参照して説明した第１孔型Ｋ１での被圧延材Ａの造形については、突起部２５、２６のウェッジ高さを従来に比べて高くすることで、後段（第２孔型Ｋ２以降）の孔型における被圧延材Ａの誘導性の向上が図られ、左右フランジ相当部の厚みバラツキの低減や通材性の向上が実現される旨の説明を行ったが、第１孔型Ｋ１において突起部２５、２６のウェッジ高さを高くしたことにより、当該突起部２５、２６の割り込み量が増加し、突起部２５、２６のウェッジ角によっては、第１孔型Ｋ１の側壁部においてメタルの噛み出しが生じてしまう場合がある。

図１０は、第１孔型Ｋ１におけるメタルの噛み出しに関する説明図である。なお、図１０において、上記実施の形態において説明した構成要素については同一の符号を付してその説明は省略する。図１０に示すように、第１孔型Ｋ１での造形において特にウェッジ角度θ１ａが大きい場合には、第１孔型Ｋ１の側壁部１００においてメタルの噛み出しが生じることがあり、被圧延材Ａには図示のように噛み出し部１０２が形成されることがある。第１孔型Ｋ１での造形において噛み出し部１０２が形成された場合、以降の孔型（第２孔型Ｋ２〜第４孔型Ｋ４）において当該噛み出し部１０２を矯正するような圧下が行われないことから、最終的に造形されるＨ形鋼製品のフランジにこの噛み出し部１０２に起因する形状不良が発生してしまうことになる。

このような事情に鑑み、本発明者らは、第１孔型Ｋ１において、側壁部１００の被圧延材入口側にメタルを逃がすための逃がし部を設けることで、上記噛み出し部１０２の形成を防止することができる旨を知見した。以下では、図１１を参照してこの逃がし部に関して説明する。

図１１は、本発明の変形例に係る第１孔型Ｋ１において逃がし部を設けた構成についての説明図である。図１１に示すように、本変形例に係る第１孔型Ｋ１においては、側壁部１００の被圧延材入口側に被圧延材Ａから逃げる方向（離間する方向）に広がる逃がし部１１０が形成されている。なお、全ては図示していないが、第１孔型Ｋ１に４箇所ある側壁部１００の全てにおいて上記逃がし部１１０が形成される。

逃がし部１１０は、上述したような孔型内でのメタルの噛み出しが生じない程度の形状にて設けられれば良く、例えば曲率半径Ｒが４００ｍｍ以下を有する曲線形状であることが好ましい。図１０を参照して上述したように、噛み出し１０２が発生する要因は、突起部（ウェッジ部）２５による被圧延材Ａへの圧下が外側への張り出しにつながり、第１孔型Ｋ１の側壁部１００の拘束が極めて強いため、当該孔型から被圧延材Ａのメタルがはみ出すことにある。また、第１孔型Ｋ１においては、被圧延材Ａの長手方向での延伸が生じないような圧延が実施されており、突起部２５及び第１孔型Ｋ１における被圧延材Ａのスラブ端部に相当する部分（突起部２５の高さｈ１の範囲内に相当する部分）の圧下面積が、逃がし部１１０による逃がし面積に等しくなるように設計することが望ましい。なお、逃がし部１１０の形状は曲線形状に限定されるものではなく、例えばテーパー形状等であっても良い。

このように、第１孔型Ｋ１において逃がし部１１０を設けることで、造形時に側壁１００におけるメタルの噛み出しが生じるのを防止することができ、最終的に造形されるＨ形鋼製品のフランジに噛み出しによる形状不良が発生してしまうことを防止することができる。

また、上記実施の形態では、図３〜図５に示すように、第２孔型Ｋ２〜第４孔型Ｋ４でのＨ形鋼の造形において、スラブ端面（被圧延材Ａの上下端部）に割り込みを形成させ、割り込み形成と共に左右のフランジ相当部を外側に折り曲げるような造形が行われるといった工程を説明しているが、本発明の適用範囲はこれに限られるものではない。即ち、特許文献１、２に記載されているような、素材の端面（スラブ端面）に割り込みを入れ、当該端面をエッジングし、その幅拡がりを利用して粗圧延を行うといった従来技術においても本発明は適用可能である。このような場合にも、本願発明に係るウェッジ高さの構成を適用することで、孔型における被圧延材の誘導性・通材性の向上が図られ、製造されるＨ形鋼製品の寸法精度の向上が実現される。

また、例えば、上記実施の形態において、第１孔型Ｋ１〜第４孔型Ｋ４の４つの孔型を刻設して被圧延材Ａの造形を行うものとして説明したが、粗圧延工程を実施するための孔型数はこれに限られるものではない。即ち、サイジングミル３や粗圧延機４に刻設される孔型の数は任意に変更可能であり、好適に粗圧延工程を実施することができる程度に適宜変更される。

なお、上記実施の形態では、フランジ相当部（後のフランジ部８０）を折り曲げる造形を第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４で行うものとして説明した。これは、折り曲げ角度（即ち、各孔型でのウェッジ角度）を急激に大きくして折り曲げ造形を行うと、突起部と被圧延材Ａとの摩擦力によって肉引けが起こり易くなることや、折り曲げ加工力が大きくなり、４箇所のフランジ相当部（後のフランジ部８０）の肉量の均等化が損なわれる恐れがあるため、複数の孔型（上記実施の形態では第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４）にて分担して折り曲げ造形を実施することが望ましいからである。本発明者らの実験結果によれば、上記実施の形態で説明した第３孔型Ｋ３及び第４孔型Ｋ４の２孔型において折り曲げ造形を実施することが望ましい。

本発明の実施例として、厚み３００ｍｍ、幅２３００ｍｍのスラブを素材として、上記実施の形態にて説明した方法によってＨ形鋼の造形を実施し、比較例１では第１孔型Ｋ１でのウェッジ高さを従来と同じ８０ｍｍとし、実施例１では第１孔型Ｋ１でのウェッジ高さを従来よりも高い１６０ｍｍとした。そして、実施例１、比較例１のそれぞれの場合において、第３孔型Ｋ３での造形終了時の左右のフランジ相当部の厚み（フランジ厚）の差を、フランジ中央部厚みの差として計測した。なお、パススケジュールは以下の表１に示す通りであり、表中のＧ１が第１孔型Ｋ１、Ｇ２が第２孔型Ｋ２、Ｇ３が第３孔型Ｋ３を示している。

図１２は、比較例１と実施例１のそれぞれの場合において、第３孔型Ｋ３での造形終了時の左右のフランジ厚を計測した結果を示すグラフである。図１２に示すように、比較例１では左右のフランジ厚の差が１０．７ｍｍ（＝１８０．５ｍｍ−１６９．８ｍｍ）であったのに対し、実施例１では左右のフランジ厚の差が５．１ｍｍ（＝１７９．７ｍｍ−１７４．６ｍｍ）であった。即ち、上記実施の形態に係るＨ形鋼の造形方法において、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを従来よりも高くし、好適な範囲内の高さとすることで、第３孔型Ｋ３での被圧延材Ａの造形において、左右フランジ相当部の肉量差を低減してフランジ厚のバラツキを低減させることができた。左右フランジ厚のバラツキが低減されることで、当然、造形されるＨ形鋼製品の寸法精度の向上が図られる。

本発明は、例えば矩形断面であるスラブ等を素材としてＨ形鋼を製造する製造方法に適用できる。

Ｈ形鋼の製造ラインについての概略説明図である。 第１孔型の概略説明図である。 第２孔型の概略説明図である。 第３孔型の概略説明図である。 第４孔型の概略説明図である。 第１孔型において、従来より知られた寸法の突起部を用いて被圧延材の上下端部に溝付けを行い、その後、第２孔型を用いて割り込みを形成させる場合の途中パス（ａ）及び最終パス（ｂ）を示す概略説明図である。 厚み３００ｍｍ・幅２３００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 厚み３００ｍｍ・幅１８００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 厚み２５０ｍｍ・幅１２００ｍｍのスラブを素材とした場合の第１孔型のウェッジ高さと第３孔型圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキの関係を示すグラフである。 第１孔型におけるメタルの噛み出しに関する説明図である。 本発明の変形例に係る第１孔型において逃がし部を設けた構成についての説明図である。 比較例１と実施例１のそれぞれの場合において、第３孔型での造形終了時の左右のフランジ厚を計測した結果を示すグラフである。 ウェッジ角度θ１ｂを変えた場合のフランジ幅・フランジ厚の数値との関係を示すグラフである。 第１孔型の途中パスの概略断面図である。 ウェッジ角度θ１ａを変えた場合のフランジ先端厚の数値との関係を示すグラフである。

次に、以下では図１に示したサイジングミル３及び粗圧延機４に刻設される孔型構成や孔型形状について図面を参照して説明する。なお、通常、粗圧延機４には、以下に説明する第１孔型〜第４孔型に加え、それら孔型にて造形された被圧延材Ａをいわゆるドッグボーン形状のＨ形粗形材１３とする孔型が更に設けられているが、この孔型は従来より既知のものであるため本明細書での図示・説明は省略する。また、製造ラインＴにおける加熱炉２や中間ユニバーサル圧延機５、仕上ユニバーサル圧延機８、エッジャー圧延機９等は、従来よりＨ形鋼の製造に用いられている一般的な装置であり、その装置構成等は既知であるため本明細書では説明を省略する。

また、上記第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａは、誘導性を高め、圧延の安定性を担保するためには、後段の第２孔型Ｋ２のウェッジ角度θ１ｂと同じ角度であることが好ましい。
特に第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａはフランジ相当部（後のフランジ部８０）の先端部厚みに大きく寄与することが知られており、その点からは、ウェッジ角度θ１ａはできるだけ小さくすることが好ましい。図１４は、第１孔型Ｋ１の途中パスの概略断面図であり、一方のスラブ端面（図２における上方端部）に割り込み２８を付与している状態を示している。図１４では割り込み２８を付与する際のウェッジ角度θ１ａの大小による差異について記載しており、それぞれの場合の割り込み形状を図示している。また、図１５は第１孔型Ｋ１のウェッジ角度θ１ａとフランジ相当部の先端厚み（フランジ先端厚）との関係を示すグラフであり、一例としてウェッジ高さが１００ｍｍ、スラブ厚が３００ｍｍの場合を示している。

また、図３に示す第２孔型Ｋ２での造形は多パスにより行われるが、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第２孔型Ｋ２の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第２孔型Ｋ２での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部３５、３６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

また、図４に示す第３孔型Ｋ３での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、このうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第３孔型Ｋ３の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第３孔型Ｋ３での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部４５、４６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ相当部（後述するフランジ部８０に相当）の生成効率を低下させてしまうからである。

また、図５に示す第４孔型Ｋ４での造形は少なくとも１パス以上によって行われ、この多パス造形のうちの少なくとも１パス以上は、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部（第４孔型Ｋ４の上面及び底面）が接触している必要がある。但し、全てのパスにおいて接触していることが望ましいのではなく、例えば最終パスのみ被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）と孔型内部が接触し、スラブ端面圧下量ΔＥが正の値となる（ΔＥ＞０）ことが望ましい。これは、第４孔型Ｋ４での全てのパスにおいて被圧延材Ａの上下端部と孔型内部とを非接触とすると、フランジ相当部（後述するフランジ部８０）が左右非対称に造形されるといった形状不良が生じる恐れがあり、通材性の面で問題があるからである。
一方で、その他のパスにおいては、被圧延材Ａの上下端部（スラブ端面）において上記突起部５５、５６を除き孔型と被圧延材Ａは接触しておらず、これらのパスにおいて被圧延材Ａの積極的な圧下は行われない。これは、圧下により被圧延材Ａの長手方向への伸びを生じさせ、フランジ部８０の生成効率を低下させてしまうからである。

このような図６に示される問題点に鑑み、本発明者らは、従来法に係る第１孔型での割り込み形成に問題があることを見出し、また、特にスラブ幅の大きな被圧延材Ａについては、スラブが所望の位置から回転した状態で孔型に噛み込むことにより、斜めに割り込み形成が行われてしまう点を見出した。また、第２孔型以降の造形では、図３〜図５を参照して分かるように、被圧延材Ａの左右が非拘束の状態で造形が進むため、図６に示すような問題が修正されることなく造形が進んでいくことになる。

本発明者らは、被圧延材Ａとしての素材スラブとして、スラブ厚３００ｍｍ・スラブ幅が２３００ｍｍ、スラブ厚３００ｍｍ・スラブ幅１８００ｍｍ、スラブ厚２５０ｍｍ・スラブ幅１２００ｍｍの３種のスラブを用いてＨ形鋼の造形を行う場合について検討を行った。具体的には、図２〜図５を参照して説明した４つの孔型を用いた造形プロセスにおいて、第１孔型Ｋ１のウェッジ高さを変動させた際の、第３孔型Ｋ３での圧延後の左右フランジ相当部の厚みバラツキを測定した。

本発明者らの検討によれば、素材スラブの幅と厚みの比（＝スラブ幅／スラブ厚）が、造形時のフランジ厚バラツキに関係することが分かっている。即ち、素材スラブのスラブ幅／スラブ厚の比率が、孔型内における被圧延材の回転のし易さに関連していることが分かっており、例えばスラブ幅／スラブ厚が大きい程、回転し易くなり、小さい程回転しにくくなる。図７〜図９に示した場合のスラブ幅／スラブ厚はそれぞれ、７．７、６．０、４．８である。

Claims (7)

1. 粗圧延工程、中間圧延工程、仕上圧延工程を備えたＨ形鋼の製造方法であって、
   スラブ幅／スラブ厚が６．０以上７．７以下であるスラブ素材を被圧延材として用い、
   前記粗圧延工程を行う圧延機には、被圧延材を造形する４以上の複数の孔型が刻設され、
   当該複数の孔型では被圧延材の１又は複数パス造形が行われ、
   前記複数の孔型のうち第１孔型及び第２孔型には、被圧延材の幅方向に対し鉛直に割り込みを入れる突起部が形成され、
   前記第１孔型に形成される突起部の高さは１００ｍｍ以上に設計され、且つ、前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は４０°以下であることを特徴とする、Ｈ形鋼の製造方法。
2. 前記スラブ素材は、
   前記第１孔型における造形開始時のスラブ幅が１８００ｍｍ以上であり且つスラブ厚が３００ｍｍ以上であることを特徴とする、請求項１に記載のＨ形鋼の製造方法。
3. 前記スラブ素材は、
   前記第１孔型における造形開始時のスラブ幅が１２００ｍｍ以上であり且つスラブ厚が２５０ｍｍ以上であることを特徴とする、請求項１に記載のＨ形鋼の製造方法。
4. 前記第１孔型及び第２孔型に形成される突起部の先端角度は２５°以上３５°以下であることを特徴とする、請求項１〜３のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
5. 前記複数の孔型のうち第２孔型以降では少なくとも１パス以上の造形において被圧延材の端面と孔型周面とが接触した状態で圧下が行われ、
   前記複数の孔型のうち第３孔型以降では前記割り込みによって成形された分割部位を順次折り曲げる工程が行われることを特徴とする、請求項１〜４のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
6. 前記第１孔型には、被圧延材の側面に隣接する側壁部の被圧延材入口側において、造形時の被圧延材から離間する方向に広がる逃がし部が形成されていることを特徴とする、請求項１〜５のいずれか一項に記載のＨ形鋼の製造方法。
7. 前記逃がし部は、前記側壁部において被圧延材入口側に近づくにつれて、前記第１孔型内面が被圧延材から離間するような曲線形状を有しており、
   当該曲線形状の曲率半径Ｒは４００ｍｍ以下であることを特徴とする、請求項６に記載のＨ形鋼の製造方法。

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