WO1992002315A1

WO1992002315A1 - Method of joining billets during hot rolling and method of continuous hot rolling

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Publication number: WO1992002315A1
Application number: PCT/JP1991/001031
Authority: WO
Inventors: Toshisada Takechi; Masanori Ebihara; Fujio Aoki; Kunio Yoshida; Naoki Hatano; Hiroshi Sekiya; Toshiaki Amagasa; Kuniaki Sato; Takashi Kawase; Hideo Takekawa; Norio Takashima; Takashi Ishikawa; Masanori Kitahama
Original assignee: Kawasaki Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1990-08-02
Filing date: 1991-08-01
Publication date: 1992-02-20
Anticipated expiration: 1993-02-02
Also published as: EP0495989A4; CA2067772C; EP0495989B1; EP0495989A1; KR960012859B1; KR927003227A; US5323951A; DE69114467D1; DE69114467T2; CN1059674A; CA2067772A1; CN1037587C

Description

明細書熱間圧延における鋼片の接合方法及び連続熱間圧延方法技術分野

この発明は、熱間圧延における鋼片の接合方法及び連続熱間圧延方法に関し、とくに接合作業の迅速、簡便化を図ろうとするものである。

背景技術

従来、鋼片の熱間圧延に際しては、加熱炉から抽出した鋼片を一本づっ圧延していたため、とくに仕上げ圧延工程において- 以下に述べるような種々のトラブルを生じていた。

a ) 鋼片先端の嚙み込み不良。

b ) 鋼片後端の絞り込み。

c ) 鋼片先端のランナウトテーブル上での走行トラブル。

d ) 鋼片先後端の寸法不良。

上記の問題の解決策として、熱間仕上げ圧延機の入側搬送ラィンにおいて、先行する鋼片の後端部と後行する鋼片の先端部とを順次接合してから仕上げ圧延に供する連続圧延方法が提案され、これに伴い鋼片の接合方法についても種々の方法が開発されている。たとえば特開昭 60 - 244401号公報には、いわゆるソレノイド型コイル Sを用いた誘導加熱圧接法（第 8図参照）力また特開昭 61 - 159285号公報には電極ロールを用いた通電加熱圧接法が、それぞれ開示されている。

さらに特開昭 61— 144203号公報には、先行鋼片の後端部及び後行鋼片の先端部を突き合わせ、この突き合わせ部における少なくとも幅方向両端域を予接合したのち、 20 %以上の圧下率で圧下することからなる接合方法が開示されている。

しかしながら特開昭 60— 244401号公報及び特開昭 61— 159285 号公報に開示の方法はいずれも、先行鋼片の後端面及び後行鋼片の先端面全面を接合面とし、加熱がかかる接合面全域にわたることから、次に述べるような問題があった。

i ) 加熱に大量の電力投入を必要とする。

ϋ ) 所望の接合温度までに要する加熱時間が長い。

iii ) このため加熱設備を停止した状態で加熱する場合は、長いループが必要となり、一方加熱を走間で行う場合には、長い走間距離を必要とし、設備長が長くなる。

また特開昭 61— 144203号公報に開示の方法は、十分な接合強度を得るには長時間を要し、依然として iii ) の問題が残る他、 iv ) 接合作業が煩雑

という問題があつた。発明の開示

この発明は、上記の諸問題を有利に解決するもので、迅速かつ簡便な接合方法を、かかる接合方法を利用した連続熱間圧延方法と共に提案することを目的とする。

さて発明者らは、上記の問題を解決すべく鋭意研究を重ねた結果、鋼片の接合に際しては、必ずしも先行、後行各鋼片の突き合わせ面全面を接合する必要はなく、少なくとも両端域を所定の割合で接合すれば良いことの知見を得た。

また発明者らは、上記のようにして先行、後行両鋼板の両端域を接合した該接合域を仕上げ圧延する際、その初期段階にェ夫を加えることによって、より一層強固な接合が実現されることを併せて知見した。

この発明は、上記の知見に立脚するものである。

すなわちこの発明の要旨構成は次のとおりである。

1 . 熱間仕上げ圧延機の入側において、先行する鋼片の後端部と後行する鋼片の先端部とを接触又は近接状態で突き合わせ、ついで加熱、接合するに際し、

上記先行鋼片の後端部及び後行鋼片の先端部をそれぞれ、両者の突き合わせ接触状態において、少なくとも各鋼片の幅方向両端域にて接触する一方、その間には空隙を有する形状に、切断し、 031

ついで先行及び後行鋼片それぞれの接合予定部を局所的に加熱、押圧することによって、接合面積を漸次拡大することを特徴とする熱間圧延における鋼片の接合方法（第 1発明）。. 第 1 発明において、加熱、押圧処理が、押圧しながら加熱を行うものである熱間圧延における鋼片の接合方法（第 2発明）。

. 第 1 又は第 2発明にぉレ.、て、加熱処理を施すに際し、加熱手段を、突き合わせ接触領域に沿って少なくとも 2式配置し、各加熱手段を個別に制御して、各加熱領域における温度差を 1 1 0 °C以内に抑制することからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 3発明）。

. 第 2又は第 3発明において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式の誘導加熱コィルによって加熱するに際し、各鋼片の加熱、押圧に伴う接合面積の拡大に合わせて上記誘導加熱コィルへの投入電力を増大させることからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 4発明）。

. 第 2又は第 3発明において、突き合わせ接触領域を、通電加熱ロールによって加熱するに際し、各鋼片の加熱、押圧に伴う接合面積の拡大に合わせて上記通電加熱ロールへの投入電力を増大させることからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 5発明）。 . 第 2発明において、先行鐦片及び後行鋼片の接合部を、トランスバース方式の誘導加熱コィルによって加熱しつつ、各接合領域の板幅方向にわたる接合長さの変化速度が 1 5〜 1 30 mm/ sの範囲を満足する押圧力を付加することからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 6発明）。

. 第 6発明において、接合長さの変化速度が 15〜1 30 mm/ s の範囲内で一定である熱間圧延における鋼片の接合方法（第 7発明）。

. 第 1 又は第 2発明において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式又はソレノィド方式の誘導加熱コイルによつて加熱するに際し、かかる誘導加熱コイルに、下記式によつて定まる周波数の電流を通電することからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 8発明）。

記

f = k / d ²

f ：周波数（Hz )

k ：定数（ 2 x 1 0⁵ 〜 2 x 1 0 ⁶ ) d ：鋼片の板厚（隨）

. 第 1 又は第 2発明において、熱間粗圧延段階あるいは上記加熱処理の前段にて、各鋼片の何れか一方又は両方の突き合わせ領域に、板厚を揃える薄肉化処理を施すことからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 9発明）。

. 第 1 又は第 2発明において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式又はソレノィド方式の誘導加熱コィルによつて目標温度まで加熱するに際し、

鋼片の初期温度と昇温速度から目標温度までの昇温カーブを予測し、かつ制御系の遅れによるタイムラグを加味して、目標温度に到達するまでの時間を算出し、得られた値に基づいて加熱処理を施すことからなる熱間圧延における鋼片の接合方法（第 10発明）。

. 粗圧延工程を経た先行の鋼片と、この鋼片に引き続いて搬送される後行の鋼片を連続的に仕上げ圧延設備に送給して熱間圧延するに当たり、仕上げ圧延設備の入側にて、先行鐧片の後端部及び Z又は後行鋼片の先端部に各端部の突き合わせ状態における接触領域を少なくとも幅方向の両縁部近傍域とする切断加工を施したのち、各鋼片に加熱、押圧処理を施して突き合わせ接合し、次いで仕上げ圧延を施すことを特徴とする鋼片の連続熱間圧延方法（第 11発明）。

. 第 11発明において、少なくとも各鋼片の幅方向両端部を含む突き合わせ領域の一部につき、それらの間にギヤップを隔てて予接合するものとし、その際、予接合終了時における各接合領域間の長手方向のギャップ Gが、次式 G≤H x ( l - r ) x { ( l + k) x r - k} ここで H ：仕上げ圧延機入側板厚

r ：仕上げ圧延前段における累積圧下比

k ：圧延条件に応じて定まる定数の関係を満足することからなる鐧片の連続熱間圧延方法（第 12発明）。

. 第 12発明において、仕上げ圧延機入側板厚 Hが 20〜50MI、仕上げ圧延前段における累積圧下比 rが 0.20〜 60及び定数 kが 0.15〜0.35である鋼片の連続熱間圧延方法（第 13発明） ,. 第 11発明において、切断加工に先立ち、幅方向の少なくとも両縁部近傍域に薄肉化処理を施すことからなる鋼片の連続熱間圧延方法（第 14発明）。

. 第 11発明において、仕上げ圧延の初期段階で鋼片のクラウン比率を減少させる圧延を施すことからなる鋼片の連続熱間圧延方法（第 15発明）。

. 第 15発明において、粗圧延段階で、鋼片に予め凸状のクラゥンを付加しておき、仕上げ圧延の初期段階は通常の圧延を施すことによって鐦片のクラウン比率を減少させることからなる鋼片の連続熱間圧延方法（第 16発明）。

. 第 15発明において、鋼片のクラウン比率を減少させる圧延力仕上げ圧延の初期段階で、凹状のクラウンを付加するものである鋼片の連続熱間圧延方法（第 17発明）。

第 1 図に、この発明の実施に用いて好適な接合装置を組み込んだ仕上げ圧延機の入側搬送ラインを模式で示す。

図中番号 l -a， 1 -bはそれぞれ先行鋼片及び後行鋼片、 2はコイルボックス、 3 -a， 3 -b及び 3 -cはピンチロール、 4 はレベラ一、 5 は切断装置、そして 6が接合装置である。同図には接合装置 6 として、加熱、接合処理を鋼片 1 の走行と同期させるいわゆる走間で行う場合について例示したが、これに対してかかる接合装置 6を停止した状態で加熱、接合処理を行う場合には、破線 7で示したル一パを利用することになる。また 8 は FSB (デスケーラ）、 9 は仕上げ圧延機の第 1 スタンドである。

さてこの発明において、先行、後行各鐧片の後、先端部の切断方法としては、シヤー、ガス溶断及びレーザー溶断など従来公知の方法いずれもが適合するが、 2枚の曲線刃を有するドラ厶シャ一を用いた切断がとりわけ有利に適合する。

第 2図（ a ) 〜（g ) に、先行、後行各鋼片の後、先端部の好適切断形状を示す。

第 2図（ a ) は後、先端部を同じ曲率で凹状に切断した場合、同図（ b ) は後、先端部とも凹状ではあるがそれらの曲率が異なる場合、同図（ c ) は一方は直線とし、他方のみ凹状とした場合、同図（ d ) は一方を凸状、他方を凹状とし、凹状の曲率を凸状の曲率よりも幾分大きくした場合であり、さらに同図

( g ) は幅方向両端域に接合代をもうけ中央域を切り欠いた場合である。以上の例はいずれも鋼片の幅方向両端域のみを接触させ、中央域にギャップを設けたものであるが、この発明における切断形状はこれだけに限るものではなく、同図（ e ) 及び ( f ) に示すように両端域及び中央の 3点で接触させ、その間にギャップを設けても、また図示は省略したが、接触部を 4点ないしはそれ以上とし、その間にギャップを設けたような形状でも良い。

またこの発明において、加熱手段はとくに限定されることはなく、ガスバーナー、通電加熱及び誘導加熱などいずれもが使用できるが、中でも第 3図に示すような交番磁界を鋼片の板厚方向に貫通させて印加する方式（以下、かような磁界印加方式をトランスバース方式という）になる誘導加熱がとりわけ有利に適合する。

第 3図に示したところにおいて、 10が鋼片 1 の板厚方向に貫通させて交番磁界を発生させる交番磁界発生コイルであり、かかる交番磁界発生コイル 10は、鋼片を上下に挟んで設置した一対のコア 10- aとこれらのコアに連続して巻き回したコイル 10- b と電源 10-cとからなる。

さて第 3図に示したようなトランスバース方式によって先行、 CT/JP91/01031

1 0 後行鋼片の突き合わせ部 aの中央域に交番磁界 dを印加した場合、突き合わせ部 a には、第 4図（ a ) に示すような渦電流 e が誘発され、同図（b ) に示すように、とくに突き合わせ部両端の接触領域が優先的に加熱されることから、この発明のように少なくとも各鋼片の幅方向両端域の加熱が重要な場合には、かかる誘導加熱方式がとりわけ有利なわけである。なお接触領域が両端域のほかに、中央部やその他の位置にもある場合には、所定個数の交番磁界発生コィルを所定の位置に配置することによって、各接触領域を優先的に加熱することができる。また第 3図には、トランスバース方式の交番磁界印加コイルとして、鋼片を上下に挟んでコアを個別に配置したいわゆる分割型交番磁界印加コィルを用いる場合について示したが、その他第 5図に示すような、コアとして C型形状の一体物 10- dを用いたいわゆる C型交番磁界印加コイルを用いることもでき、かかる C型コイルは、磁界印加コィルを鋼片の移動に同期させて移動させつつ接合処理を行う場合に、操作取扱いが容易である点や、磁極のァラィメントを簡便かつ正確に行い得るという点で利点がある。

ここに良好に接合が進行する温度は 1250 °C以上であるが、加熱温度があまりに高すぎると鋼片端部が溶融するおそれがあるので、加熱するにしても 1450 °C以下とするのが好ましい。以下、上掲した各発明をそれぞれ具体的に説明する。

第 1 発明

さて第 1 発明ではまず、切断装置によって先行する鋼片の後端部と後行する鐦片の先端部とを、たとえば第 6図（ a ) に示したような後、先端部がそれぞれ凹状となる形状に切断する。ついで互いに凹状をした接合面を、接触又は近接状態で突き合わせたのち、加熱、押圧処理を施す。かかる加熱、押圧処理としては、

i ) 接合予定部の温度が目標温度に達した時点で加熱を停止し、ついで押圧する方法、

ϋ ) 接合予定部の温度が接合可能温度に達したならば、加熱は継続したまま（ただし鋼片の溶融温度は超えない）で、押圧を開始する方法、

iii ) 最初から鋼片同士を押圧し、接触部の加熱も同時に行う方法、

iv ) 所定の接合代（好ましくは鋼片両端域における接合代が鋼片幅の 1 /10 以上）まで押圧したのち、加熱する方法

などいずれの方法でも良い。

上記のような加熱、押圧処理を施すことにより、高温部である両端域から変形が始まり、第 6図（ b ) に示すように、接合領域が両端域から中央域へと次第に拡大して、接合力が効果的に強化されるのである。

ここに接合代 Wは、鋼片幅 Bに対し、少なくとも両端域でそれぞれ 0. 1倍以上、併せて 0. 2倍以上とするのが好ましい。というのは接合代の合計が鋼板幅の 0. 2倍に満たないと、その後の仕上げ圧延時に先、後鋼片の分離破断を生じるおそれがある力、らである。

第 7図に、接合代と仕上げ圧延における破断の有無との関係について調べた結果を示す。

同図より明らかなように、両端域における接合代 Wがそれぞれ鋼片幅 Bの 0. 1倍以上であれば、その後の仕上げ圧延において破断分離のおそれは全くない。

なお上記の押圧処理は、鋼片端部の突き合わせ部を前後に挟んで設けたピンチロールで容易に実施することができ、ここに押圧力は 3〜 5 kg/nrni²程度で充分である。

第 1 発明において、実際に加熱を加えるのは接合予定部のみであって、従来のように鋼片幅方向全域を加熱する必要がないので、従来よりも電力投入量を低減できるだけでなく、接合温度までの加熱時間も短縮できる。従って加熱を停止状態で行う場合には、ループ長は短くて済み、また加熱を走間で行う場合には、短い走間距離で済む。さらに所定の接合温度まで加熱後、たとえばピンチロールで軽く押圧してやるだけで所望の接合強度が得られるので煩雑な接合作業を必要とすることもない。また加熱手段として、トランスバース方式の誘導加熱を採用すれば、加熱時間を一層短縮することができる。

かくして第 1 発明によれば、仕上げ圧延機の入側搬送ラインにおいて、先行鋼片の後端部と後行鋼片の先端部とを接合するに際し、従来に比べ所要時間を大幅に減縮することができるだけでなく、加熱設備の小型化や設備長の短縮化も図り得る。第 2発明

熱間仕上げ圧延の前段階では、鋼片はまだ 1 000〜1 1 00で程度の高温状態にあるので、単なる押圧だけでも各鋼片の接合は幾分かは進行する。しかしながら、かかる押圧処理を行いつつ、同時に加熱を施してやればその接合が効果的に促進され、接合時間のより一層の短縮及び加熱に要する投入電力量の削減が期待できる。

第 2発明は、上記の理由から、押圧処理を加熱処理と同時に行うこととしたものである。

第 3発明

上述した加熱処理において、加熱手段が一つの場合には、接合部両端域の温度を独立して制御することが不可能なため、ィ）両端域で温度差が生じた場合、変形抵抗の差によって接合面が傾く（第 9図（ a ) 参照）、 1 1

14 口）さらに、一方の端域温度が他端に比べて極端に高くなつた場合、高温側の端域に融け落ち wが生じて接合部に隙間ができ（第 9図（ b ) 参照）、

いずれにしても板幅方向に均一な接合力が得られず、ひいては良好な接合面が得られない。

第 3発明は、上述した接合部両端域の温度差に起因する問題、さらには投入電力量や接合時間に関する問題を有利に解決できる新規な接合方法を与えるものである。

第 10図に、第 3発明の実施に用いて好適な加熱装置の好適例を模式で示す。

図中番号 10及び 11はそれぞれ、鋼片 1 の板厚方向に貫通させて交番磁界を発生させるいわゆるトランスバース方式の交番磁界発生コイルであり、この例では接合領域を 2分割し、各領域の中央部に 2基配置した場合について示してある。かかる交番磁界発生コイル 10， 11はそれぞれ、鋼片を上下に挟んで設置したそれぞれ一対のコア 10 - a， 1 1 -aとこれらのコアに連続して巻き回したコイル 10- b， 1 1 -bと電源 10-c， 1 1 - cとからなり、それぞれ独立して出力が制御できるようになっている。また 12-a及び 12- bはいずれも放射温度計からなるを可とする温度計であり、それぞれ接合部両端域の温度を測定する。

さて第 3発明では、先行鋼片 1 -aの後端部及び後行鋼片 1 -b の先端部を、切断装置 5 によって切断し、両鋼片を接触状態で突き合わせたのち、交番磁界発生コイル 10, 1 1で接合領域に交番磁界を印加し、加熱を開始する。このとき各加熱領域の温度を放射温度計 12-a, 12-bで測定し、両者の温度差が 1 10°C以内になるように投入電流を制御しつつ加熱を継続する。

ここに第 3発明に従う交番磁界の印加による接合面の加熱要領は次のとおりである。すなわち交番磁界の印加によつて鋼板面には、第 1 1図（ a ) に示すような渦電流 e ' が誘発され、この誘発された渦電流 e ' によつていわゆる誘導加熱が生じることになるが、この発明に従う印加方式では、渦電流 e ' の流路に接触電気抵抗として接触部 aが存在することから、この抵抗によるジュール発熱も加わるため、同図（b ) に示すように、とくに接触部 aの温度が優先的に上昇することになるのである _c なお第 10図（ a ) には、トランスバース方式の交番磁界印加コィルとして、鋼片を上下に挟んでコアを個別に配置したいわゆる分割型交番磁界印加コイル 10， 1 1を用いる場合について示したが、その他第 12図に示すような、コアとして C型形状の一体物 10- d， 1 1 -dを用いたいわゆる C型.交番磁界印加コイルを用いることもでき、かかる C型コイルは、磁界印加コイルを鋼片の移動に同期させて移動させつつ接合処理を行う場合に、操作取扱いが容易であることの他、磁極のァライメントを簡便かつ正確に行い得るという利点がある。

ここに加熱昇温時における各加熱領域の温度差を 1 1 0°C以内に限定したのは、前掲第 9図（ a ) に示したような両端域の温度差と接合面の傾きとの関係を調査した結果による。

第 13図に、 2個の交番磁界発生コィルの投入電力に差をつけて加熱し、接合面の融け落ち防止のために、高温側の接合面温度が 1450°Cに達した時点で加熱を停止し、ついで鐧片同士を押圧したときの、接合面両端の温度差と接合後の接合面の傾きとの関係を調べた結果を示す。ここに接合面の傾き Θ 0. 3' を超えると、後行鋼片の曲がりが大きくなって後行鋼片の後端部が仕上げ圧延機の外にはみ出してしまい、圧延が不可能とな同図より明らかなように、両端部の温度差が 1 10 °cを超えると接合面の傾き 0が 0. 3° を超え、圧延の続行が不可能となる _c それ故、第 3発明では、加熱領域の温度差につき、 1 1 0°C以内に限定したのである。

かくして第 3発明に従えば、鋼片の接合に際し、接合部両端域の変形抵抗の差によって接合面が傾いたり、高温側の端域が融け落ちて接合部に隙間ができたりすることがないので、板幅方向に均一な接合力が得られ、ひいては良好な接合面が得られるのである。第 4発明及び第 5発明

この発明に従う接合方法においても、特殊な条件下、すなわち、先行鋼片の後端と後続鋼片の先端の一部（少なくとも幅方向の両端部を含む）を接合面とし、卜ランスバース方式の誘導加熱と同時に押圧処理を施し漸次接合面積の増大を図るような接合条件下では、必ずしも接合全領域にわたって均一な温度分布が得られず、そのために十分満足のいく接合状態が得られない場合がある。

すなわち、このような接合方式においては、交番磁界によつて誘起される誘導電流は予め一定の値になるように設定（誘導コイルの投入電力を一定）され、所定の押圧力でもって押し付けられるけれども、接合面積の拡大とともに接合面における電流密度が低下するために昇温速度が低下し加熱に要する時間の短縮化には限界があつた。このような問題を回避する対策しては投入電力を予め高い値に設定することも考えられるが、この場合には、加熱時間が比較的長くなる鋼片の幅方向の両端部は必要接合代を得るまでに溶融してしまうおそれがあり有効な手段とはいえない。

第 4及び第 5発明は、上記のような接合方式を採用する場合 ( おいて、接合領域の温度分布をなるベく均一化するようにし、短時間のうちに良好な接合状態を得ることができる鋼片の接合方法を与えるものである。

さて第 14図に、第 4発明を実施するのに好適な設備の構成を模式で示す。なお構成の骨子は、前掲第 1 図と共通するので同一の番号を付して示し、図中番号 13が鋼片の押し込み量検出器、 14が先行鋼片 1 -aと後行鋼片 1 -bの接合の際における接触面積を演算する演算器、 15が投入電力演算器、そして 16が投入電力 Ik /£ ¾5 ' ¾>る。

先行鐧片 1 -aの後端部と後行鋼片 1 -bの先端部をそれぞれ第 15図のような平面形状になるように切断加工したのち、各鋼片の幅方向両端部を含む領域を接合部にして加熱（誘導コィルの投入電力一定）と同時に押圧処理を施して第 16図のように淅次接合面積の拡大を図るような場合には、接合面積の拡大ととに接合面における電流密度が低下するために昇温速度の低下が避けられず、その結果として加熱に要する時間の短縮化を図るのが難しかったのである。

しかしながら、第 4発明においては、上掲第 14図に示したような構成になる装置を適用して接合面積の拡大に合わせて交番磁界を発生させる誘導コィル 10への投入電力を増大させて加熱容量を徐々に大きくするようにしたので、接合領域の全域にわたって温度分布がほぼ均一になるような状態で所定の温度域まで加熱でき、従って鋼片の接合に要する時間を一層短縮できるのである。

接触面積の拡大に応じて投入電力を増大させる具体的な制御は、まず、押し込み量検出器 13にて、押圧開始後のピンチロール 3 - bの回転角度より鋼片の押し込み量を検出する。次に、この押し込み量に基づき接触面積演算器 14にて接合部における接触面積を演算する。そして次に、算出された接触面積に基づいて投入電力演算器 1 5にて投入電力を演算し、算出された投入電力となるように適宜投入電力設定器 1 6を介して電源 10- cを調整するようにする。

以上、仕上げ圧延機の入側における鐦片 1 -a, 1 -bの局部的な突き合わせ接合における加熱手段として、いわゆるトランスバース方式の導加熱コィルを用いる場合について主に説明したが、かかるトランスバース方式の誘導加熱コイルに代えて、第 1 7図に示すような電極口一ル 17を用いた通電加熱方式を用いた場合（第 5発明）にも、同様にして、接合時間の短縮を図ることができる。

かくして第 4及び第 5発明によれば、鋼片の接合に当たって先行鋼片の後端と後続鋼片の先端の一部を接合面とし、加熱と同時に押圧処理を施し漸次接合面積を増大するような接合を行う場合においても接合領域の全面でほぼ一定になるような温度分布のもとに加熱できるので、幅端部における融け落ちのおそれなしに接合予定部を極めて短時間のうちに接合できる。

第 6発明及び第 7発明

第 2発明のように、先、後鋼片の一部（少なくとも両端部を含む）を接合面とし、加熱と同時に押圧処理を施して漸次接合面積の増大を図る方式になる接合条件下では、必ずしも接合全領域にわたって均一な温度分布が得られるわけではなく、その結果、十分満足いく程の接合状態が得られない場合がある。すなわち、たとえば第 18図（ a ) に示すように、先行鋼片の後端部と後行鋼片の先端部とをそれぞれ円弧状に切断した鋼片を突き合わせ、加熱と同時に押圧する場合において、最終接触面積に対応する面圧相当の一定押圧力で押し付けると、押圧初期は面圧が大きいことから変形が急速に進み、同図（b ) に破線で示すように、板幅方向における接合長さ Lは初期に急激に大きくなる。他方、誘起電流は磁束寄りを流れようとするために接触直後の箇所に大電流が流れ、磁束から遠いェッジ部には電流が流れ難い。このため接合領域のエッジ部では、大電流の流れる時間が短いことから温度が十分には上昇せず、その結果均一な温度分布が得られない場合があつた。

第 6及び第 7発明は、上記した接合方法の改良に係わり、接合面における温度分布を均一にして、より優れた接合状態を実現できる熱間圧延における鋼片の接合方法を与えるものである第 6発明に従い、第 18図（ b ) に一点鎖線で示したように、接触長さの変化速度を所定の範囲に制御することによって、接触直後の大電流の流れる時間が接合面の幅方向でほぼ均一になり、その結果、接合面の幅方向にわたる温度分布が等しくなるように昇温されるので、均一な接合ひいては満足いく接合強度が得られ、その結果安定した接合が可能となるわけである。

ここに各接合領域における接合長さの変化速度が 15關 " s に満たないと、接合に長時間を要し、接合時間の短縮というこの発明の目的を達成できず、一方変化速度が 130 mm/ sを超えると所定の接合温度（ 1250〜1450°C ) まで昇温できない場合があるので、この発明では、接合長さの変化速度は 15〜130 mm/ s (好ましくは SO SOmmZ s ) の範囲に限定した。

なお上記の範囲内であれば、変化速度を変更させてもかまわないけれども、該範囲内において変化速度一定とする（第 7発明）ことがとりわけ好ましい。

第 19図に、第 6発明の実施に用いて好適な接合長さの変化速度制御装置を組み込んだ圧延ラインを模式で示す。

構成の骨子は、第 14図と共通するので同一の番号を付して示し、図中番号 18が接触長さ変化速度演算器、 19が押圧力設定器、 20が押圧用モーターである。

さて第 19図に示したところにおいて、実際の接合長さの変化速度の制御は次のようにして行う。

まず、押し込み量検出器 1 3において、押圧開始後の押圧用ピンチロール 3 -bの回転角度からシートバーの押し込み量を算出する。この押し込み量から、接触長さの変化速度を接触長さ変化速度演算器 18で演算する。ついで押圧力設定器 1 9において、得られた値と予め定めておいた接触長さ変化速度設定値とを比較し、接触長さの変化速度が設定値となるような押圧力を設定する。そして得られた値に基づき、押 EE用モ一夕一 20を甩いてピンチロール 3 -bの押圧力を調整することにより、接触長さの変化速度を所定の範囲に制御するのである。

かくして第 6及び第 7発明によれば、接合面全域にわたって均一に加熱でき、従って幅方向で均一な接合強度ひいては良好な接合状態を得ることができる。

第 8発明

高周波加熱を適用した接合手法において、鐧片の厚み変化を考慮しない場合には、以下に述べるような問題がある。

すなわち、高周波加熱は、鋼片の加熱に際してその領域を取り囲むように配置された誘導加熱コイルに、周波数の高い電流を加え、これによつて該鋼片に対して磁界を印加し、その際に鋼片に誘起されるいわゆる誘導電流の抵抗発熱でもつて短時間で加熱昇温しょうとするものであり、かかる高周波加熱によつて誘起される誘導電流は、その浸透深さ doが下記式

d₀= 1 /2π · (10⁷ p ) ^{i 2} · (J. _T f ) -】^/2

p ：固有抵抗

PL r ：比透磁率

f ：周波数

でもって表される。ここで、誘導加熱コイルにとくに高い周波数の電流を流すと、誘導電流は鋼片の表面近傍を通り易くなるために、接合予定部全域が目標温度（ 1250〜1450°C程度）に達する以前に鋼片の表層のみが溶融してしまい、逆に誘導加熱コィルに周波数の比較的低い電流を流した場合には、鋼片表面における放熱が大きいため、鋼片表面よりも厚み方向の中央部域が高温になり、接合予定部の全域が所定の温度に達する前に該領域が溶融してしまう。従って接合する鋼片の厚みに考慮を払わない場合には、必ずしも所望の接合強度が得られるとは限らない。

熱間仕上げ圧延ラインに供給される鋼片は、通常その厚みが約 15〜70匪の範囲で変化するものであり、第 8発明は、接合する鋼片の厚みの変化に応じて適切な加熱、接合を実現するものである。

高周波加熱を適用した鋼片の加熱、接合において、鋼片の板厚と誘導加熱用コイルに加える電流の周波数の関係について調査した結果を第 20図に示す。

同図における領域 Aは、鋼片の加熱領域においてその厚み方向における温度偏差がなく接合予定部を均一に加熱できる領域であり、領域 Bは鐧片の局部的な温度上昇によって表層のみの溶融が避けられない領域、領域 Cは鋼片の厚み方向の中央部のみの溶融が避けられない領域である。上記の領域 Aでは、接合対象とする鐧片の板厚が比較的薄い場合には鋼片の厚み方向における熱の移動が容易に行われるために適用できる周波数の範囲が広く、一方鋼片の扳厚が比較的厚い場合には熱の移動に時間を要するために適用できる周波数の範囲が狭くなる傾向にあるが、第 8発明では、誘導加熱コイルに、この領域を表す上記 (1)式を満足するような電流を加え、これによつて発生させた磁界を鋼片に印加して加熱することにより、接合予定部を短時間で所望の温度まで均一に加熱昇温するものである。

第 21図に、第 8発明の実施に用いて好適な熱間圧延設備の一例を示す。この例で誘導加熱コイルとしては、鋼片の周りを取り囲むソレノィド状のもの 21を示した。

先行鋼片 1 -aの後端部と後行鋼片 1 -bの先端部を接合するにあたっては、まず各鋼片 1 - a， 1 - bをピンチロール 3 - b， 3 - c にて搬送しその接合予定部を、誘導加熱コィル 21の領域まで移動させ、ここで一たん搬送を停止する。次いで上記 (1)式に基づき誘導加熱コイル 21にて交番磁界を発生させ、これを鋼片に印加する。交番磁界を印加されたシートバーの接合予定部には、誘導電流が流れその際の抵抗発熱でもって短時間のうちに急速に加熱、昇温され、この状態で鋼片同士を押圧するか、又は予め押圧した状態で上記の要領に従う加熱処理を施すことによつて相互に密着させる。

かくして第 8発明によれば、接合対象の鋼片の板厚が変化するようなことがあっても、各鋼片の接合予定部をその前面にわたつて均一に加熱してから接合できるので、圧延中に接合部が破断分離するようなことはなく、従って連続熱間圧延によって生産性を格段に改善できる。

第 9発明

鋼片の加熱手段としてとくに誘導加熱方式を適用した場合には、鋼片の板厚変化に応じて磁界の強さを調整する必要があるため、最大板厚の鋼片を接合するのに必要な大容量の加熱装置が必要になる。

また、先行する鋼片と後行の鋼片の板厚が異なる場合に優先的に板厚の厚い鋼片に磁界が集中し、その結果として板厚の厚ぃ鋼片のみが加熱されるために、薄い板厚の鋼片に合わせて磁界を印加する必要があり、それには大量の電力が必要となるし各鋼片の端部を均一加熟するのは難しい。さらに、鐧片の板厚が異なる場合において、各鋼片を栢互に接合することができたとしても、接合が十分でないために引き続く仕上げ圧延過程で鋼片の接合部分が破断分離することがあり、たとえ破断分離するようなことがなくても自動板厚制御 (AGO が追従できないためにオフゲージ部が発生し、製品歩留りを低下させるおそれがある。

第 9発明は、鐧片の接合に際してむだなエネルギーを消費することなく迅速に、しかも圧延中に鋼片の接合部分が破断分離することがないよう確実に接合できる接合方法を与えるものである o

さて第 22図に、第 9発明の実施に用いて好適な圧延設備の一例を示す。構'成の骨ネは、第 21図と共通するので同一の番号を付して示す。

先行鋼片 1 -aの後端部と、後行鐧片 1 -bの先端部の突き合わせによる近接又は接触状態で、誘導加熱コイル 21によって交番磁界を印加すると、鋼片 1 - a， 1 -bの各端部には、幅方向に沿つて渦電流が流れるようになり、その領域の温度はその際のジユール発熱によつて極短時間のうちに優先的に上昇し、ここに目標とする接合温度に達した時点で各鋼片同士を押圧するか、あるいは予め押圧した状態で上記の加熱処理を行うことによつて、比較的短時間のうちに相互に密着、接合されることとなる。ところで、このような誘導加熱方式においては、前述したように、鋼片の板厚変化に応じて印加する磁界の強さを調整する必要があるため、最大板厚の鋼片（鋼片の板厚は用途に応じて

30〜50舰の範囲で変化）を接合するのに必要な容量をもつた加熱装置が必要であり、また、先行する鋼片と後続の鐧片の板厚が異なる場合においては優先的に板厚の厚い鋼片に磁界が集中し、その結果として板厚の厚い鋼片のみが加熱されるために、薄い板厚の鋼片に合わせて磁界を印加する必要があって、そのためには大量の電力が必要となるし各鐦片の端部を均一加熱するのが難しく、さらに、鋼片の板厚が異なる場合において、各鋼片を相互に接合することができても、引き続く仕上げ圧延過程で、鋼片の接合部分が破断分離ことがあり、たとえこのような破断分離が生じるようなことがなくとも板厚差の大きい鋼片を接合して圧延する場合には AGC 制御が追従できずオフゲージ部が発生するために製品歩留りの低下が避けられなかったのである。

第 9発明においては、熱間粗圧延段階、また上記の誘導加熱処理の前段で、各鐧片 1 - a, 1 - bの何れか一方又は両方の突き合わせ領域（先行鋼片 1 -aではその後端部域、後行鋼片 1 - bではその先端部域）に、圧延又は鍛圧加工によって薄肉化処理を施すようにしたか'ら、たとえ接合する鋼片の厚みが異なること JP91/01031

28 があってもその領域のみは同等の板厚とするとこができるので上記の如き問題は有利に回避されることとなる。

ここに、薄肉化処理としては、具体的に鋼片の端部へ向かつて漸次板厚が薄くなるようなテーパー状の加工を施すのが好適であり、これによつて、加熱時間の短縮化や、圧延の際の衝撃を回避することができ、さらに AGC の追従性が向上する。薄肉化処理の形態とては、先行鋼片 1 -aと後行鋼片 1 -bの厚みが同等になるものを接合、連続圧延するような場合においては、先行鋼片 l -a、後行鋼片 1 -bともに同様の加工を行えばよく、一方の鐧片の板厚が厚く、他方の鋼片の板厚が比較的薄い場合には薄いほうの厚みに合わせるように板厚の厚い鋼片に対して薄肉化処理を施すか、あるいは何れの鋼片も同等の厚みになるまで薄肉化処理を施せばよい。端部における板厚は、圧延時の破断分離を防止する目的で最小厚みにして経験的に 15〜30腿程度とするのが好ましい。

第 23図に、板厚の異なる鋼片を接合して連続熱間圧延を行う場合の状況を示す。

加熱処理の前段での薄肉化処理に当たり、例えば鍛圧加工を行う場合、それに甩いて好適なアンビルとしては、第 24図に示すように、後行鋼片 1 -bの先端部を加工する入側傾斜 22 a及び先行鋼片 1 -aの後端部を加工する出側傾斜 22 bを備えたァンビル 22を鋼片を厚み方向に挟むよう上下に配置して、このアンビル 22の相互接近 · 離隔の往復動作によって上記入側傾斜 22 aあるいは出側傾斜 22 b と同等の傾斜をもたせて薄肉化を図るのが好適である。

第 25図に、板厚の異なる鋼片を接合する場合においてその板厚差による接合面の温度差状況を示したが、板厚差が大きくなるほど接合面の温度差が大きくなることがわかる。

なお誘導加熱コィルとしては、ソレノィド方式のものを用いる場合についてのみ説明したが、トランスバース方式の誘導加熱コイルを適用することができるのはいうまでもない。

かくして第 9発明によれば、先行して搬送される鋼片の後端部と後続の鋼片の先端部を、鋼片の板厚変更にかかわらず同等の厚みにして迅速かつ確実に接合できるので、生産性の高い連続熱間圧延が実現できる。また、この発明によれば、加熱装置の容量が小さくできるし、鋼片を接合する際の押圧力が比較的小さくてよい利点がある他、接合部近傍のオフゲージを極力回避できる。

第 1 0発明

鋼片の接合に際しては、接合部を、 1250 °Cから融点直下の接合可能温度範囲まで加熱する必要があるが、接合温度は上限近傍の高温域に設定することが有利である。というのは高温にな /JP91/01031

30 るほど鋼片は軟化するので、押圧による接合が容易になるからである。とはいえ加熱温度が融点以上になると、第 9図（ b ) に示すように、接合部の一部に融け落ち wが生じて接合部に隙間ができ、板幅方向に均一な接合力、ひいては良好な接合面が得られないので、加熱温度は鋼片の融点を超えないようにすることが肝要である。

しかしながら上記した誘導加熱方式により、目標温度を融点直下に設定して加熱を行う場合、温度計による測定値が目標温度になった時点で加熱を停止したのでは、制御系の遅れにより加熱温度が融点を超えることがある。すなわち誘導加熱方式は、急速加熱であるがゆえに、制御系のわずかなタイムラグによつても、オーバーヒートを生じるおそれが大きかったのである。第 10発明は、上記の問題を有利に解決するもので、誘導加熱方式による急速加熱に際しても、目標温度まで的確に昇温できる加熱方法を与えるものである。

第 10発明において、誘導加熱方式としては前掲第 8図に示したようなソレノィド方式だけでなく、前掲第 3図に示したようなトランスバース方式であっても良い。

さて第 10発明ではまず、切断装置によって先行する鋼片の後端部と後行する鋼片の先端部とを切断する。

ついで両端部を突き合わせたのち、加熱、押圧処理を施すわけであるが、かかる処理に際し、誘導加熱方式を採用した場合には急速加熱であるがゆえに、制御系のわずかなタイムラグによっても、オーバーヒートという不都合が生じていたのである, そこで第 10発明では、鋼片の初期温度と昇温速度とから目標温度までの昇温カーブを予測し、この予測カーブから目標温度到達までの時間を算出し、この算出結果に基づいて加熱を施すのである。ここに昇温カーブの予測は、たとえば次のようにして行う。第 26図に示すように、目標温度を S _F(°C)、初期温度を °C)とし、加熱開始から t s )後の板温を 0₂(°C)、さらに t ₂ ( s )後の板温を ₃(°C)とすると、加熱開始から（ t , + t ₂) 経過後、目標温度までの到達時間 t は次式、

B— Θ F

t = A In (1)

Β- θ 3 で表されることになる。

ただし、 A, Βは次式により表わされる。 t

A (2)

B 一 θ

In

Β - 0

2 2

( θ 2 - θ , + θ 3 - θ ₂)

Β (3)

2(θ θ ,) 1031

32

しかしながら上記の t秒後に加熱を停止すると、やはり制御系のタイムラグにより、オーバーヒートするおそれがある。そこでこの発明では、かかるタイムラグを加味し、タイムラグが t しであるとすれば（ t — t J 後に加熱を停止するのであり、かくして目標温度まで的確に昇温できるのである。以上、加熱後の測温データから昇温カーブを推定した場合について説明したが、次に述べるプリセット方式によれば、とくに上記のような測温を行わなぐても、目標温度到達時間を検出することができる。すなわち印加電力： W (W) 鋼片の比熱： C (J/K g) 鋼片の密度： p (g/cm³ )

鋼片の厚み： D (mm) とし、また鋼片の初期温度 Θ , ( ⁰0 加熱後の目標温度： Θ P (°C ) とすれば、第 27図に示すような目標温度までの到達時間 t は、次式 a ₂W ― Θ F

t = a ! C p D In (4)

a ₂W 一 θ I ここで a , , a 2 は定数

で表されるのである。

なおこのプリセット方式においても、タイムラグを加味する必要があるのはいうまでもない。

このプリセット方式によれば、温度測定は初期温度だけでよく、加熱開始後にとくに測温する必要がないという利点があるかくして第 1 0発明によれば、鋼片の加熱方法として、急速加熱である誘導加熟方式を利用した場合であっても、目標温度まで的確に昇温することができ、オーバーヒー卜が発生するおそれはない。

第 1 1発明

以上、接合方法について説明したが、第 1 1発明は、上記の各接合方法を利用した連続圧延方法であり、これにより、一層円滑に連続熱間圧延を実施することができる。

第 12発明及び第 13発明

この発明に従う接合方法では、予接合部間に未接合域が存在することから、その後の仕上げ圧延においてこの未接合域を接合することが好ましく、とくに仕上げ圧延において板幅制御を目的とした張力制御圧延を実施する場合には、できる限り前段パス好ましくは第 1 パスでの接合の完了が望まれる。しかしながらギャップの大きさによっては前段パスでは接合が完了せず、十分な接合強度が得難い場合があつた。

第 12発明は、上記の要請に有利に応えるもので、仕上げ圧延の前段パスにおいて板幅方向全域にわたる接合が可能な鋼片の接合方法を与えるものである。

第 13発明は、前掲式において、仕上げ圧延機の入側板厚 Hを 20〜50匪、また仕上げ圧延前段における累積圧下比 rを 0.20〜 0.60、さらに定数 kを 0.15〜0.35とすることにより、一層良好な接合状態を得るものである。

以下、第 12発明における圧延接合のメ力二ズムを図面に基づいて説明する。

1 ) ギャップ Gは、ロールバイトの中で板厚の減少に伴い、 G X (H/h) (ここで Hは入側板厚、 hは出側板厚）に拡大する（ギャップを拡げる作用。第 28図参照）。

2 ) 一方、先行鐧片の先端部及び後行鋼片の先端部ではそれぞれ、口一ルバイト中での板厚の減少に伴い、長手方向の後方及び前方に長さ ΔΗΖ2 (ここで ΔΗは圧下量 =H— h) に相当するメタルフローを生じる（ギャップを狭める作用。第 29図参照）。

3 ) 仕上げ圧延の第 1パスでは、ロールバイト内の変形は接触弧長の全域にわたって生じると考えられるから、 1 ) 及び 2 ) の差によってロールバイト出側におけるギヤップ形状が決まる（第 30図参照）。

すなわち

ィ） G X (HZh ) - ( Δ HZ 2 ) X 2 > 0 … （ 1 ) であれば、ギャップが残り、接合しない（第 30図（ a ) ) 口） G x (H/h ) - (Δ H/ 2 ) X 2 ≤ 0 … （ 2 ) であれば、ギャップが埋まり、接合する（第 30図（ b ) ) , 4 ) 良好な接合強度を得るためには、単にギャップが埋まるだけでは不十分で、長手方向に剪断変形される必要がある。

ここで剪断変形量 Yとすると、

Y = (Δ Η/ 2 ) X 2 - G X (H/h ) … （ 3 ) が成り立つ。

ところで発明者らの研究によれば、必要な接合強度（母材強度の 1 ノ 3以上あれば良い）を得るためには、

Y≥ k h … （ 4 ) ここで kは圧延条件に応じて決まる定数

であることが判明した。

第 31図に、剪断変形量 Yと接合強度との関係について調べた結果を、剪断変形量比 k と接合強度比との関係で示す。

同図から明らかなように、母材強度の 1 Z 3以上の接合強度を得るためには、剪断変形量比 kが最小限 0.15 、平均で 0.25 程度にすれば良いことが判る。ここに剪断変形量比 kがあまりに小さいと十分な接合強度得られず、一方大きすぎると接合強度の点では問題ないもの許容ギヤップ量の面で不利となるので、 kは 0.15〜0.35程度するのが好ましい。

なお定数 kを一般的値である 0.25に設定した場合、 G = 0 ときは、

Υ=ΔΗ≥0.25x h

となり、これは圧下比≥0.20の場合と等価である。

5 ) ( 3 ) 式及び（ 4 ) 式を整理すると

(ΔΗ/2 ) X 2 - GX (H/h) ≥ k x h - ( 5 ) .·. G≤Hx ( 1 - r ) x { ( 1 + k ) x r - k } … （ 6 ) ここで rは圧下比（ = ΔΗΖΗ)

従って上掲（ 6 ) 式が成立するようなギヤップ形状にしておけば、仕上げ圧延の前段パスで良好な接合強度を得ることができるわけである。

なお仕上げ圧延の第 1パスで接合を完了したい場合には、第 1バスの JE延条件が上掲（ 6 ) 式の関係を満足するように、諸条件を設定すれば良い。

ここに入側板厚 Ηについては、クロップシヤーによる鋼片端部の切断能力及び仕上げ圧延機の圧延能力から 20〜50隨程度とするのが好ましい。また圧下比 rについては 0.20未満ではギヤップ量が 0でも接合せず、他方 0. 60を超えるとギヤップを拡げる作用が勝り、効率的でないので、 0. 20〜0. 60程度とするのが好ましい。さらに剪断変形量比 kについては、 kがあまりに小さいと十分な接合強度が得られず、一方大きすぎると接合強度の点では問題ないものの許容ギヤップ量の面で不利となるので. 0. 15〜0. 35程度とするのが好ましい。

第 32図に、剪断変形量比 kが 0. 25で、板厚がそれぞれ 20， 30, 40及び 50mmの場合における好適ギヤッブ量と圧下率との関係を示す。

図中、斜線で囲われた領域が良好な接合状態が得られる範囲である。

かくして第 12及び第 13発明によれば、接合領域にギヤップを有する部分接合の場合であっても、該ギャップ部をその後の仕上げ圧延の前段パスによつて完全に接合することができるので、熱間仕上げ圧延を安定して継続することができる。

第 14発明

鋼片相互間に設けたギヤップが圧延過程で完全に消滅しない場合において、とくに幅寸法の調整のために張力を付与しながら圧延を行う場合に、接合部の破断分離が全くないとはいい難い。

第 14発明は、上記の問題を有利に解決するもので、圧延設備 91 01031

38 の入側において、鋼片同士を簡便かつ迅速に接合すると共に、仕上げ圧延の進行に伴って鋼片相互間の接合をより一層強固なものとすることができる圧延方法を与えるものである。

さて第 33図に、第 14発明の実施に用いて好適な設備の構成を示し、図中番号 23が仕上げ圧延機の入側に配置され、先行鋼片 1 - aの後端部（端面を含む）及び/又は後行鋼片 1 - bの先端部 (端面を含む）でかつ、その幅方向の少なくとも両縁部近傍域に薄肉化処理を施す圧下装置（配置位置の変更可能な圧下ロールを備えたものなど）である。

第 14発明に従って鋼片の熟間圧延を行うに当たっては、まず第 34図に示すように、圧下装置 23にて、先行鋼片 1 - aの後端部及び後行鋼片 1 -bの先端部あるいはそのどちから一方のみに、その幅方向の少なくとも両縁部近傍域に薄肉化処理を施し、ついで、曲線刃等を備えた切断装置 5 により、第 35図に示すように、先行鋼片 1 -aの後端と後行鋼片 1 -bの先端の突き合わせ状態における接触領域を上記の薄肉化処理を施した領域となるような切断加工を施す。そして加熱装置 6による加熱と鋼片 1 - a， 1 -bの搬送速度の調整による押圧操作の組み合わせにて、第 36 図に示すように先行鋼片 1 -a及び後行鋼片 1 -bの両縁部近傍域に圧縮応力を発生させて相互に密着させ、この状態を保持した状態で仕上げ圧延機に送給して鋼片の熱間仕上げ圧延を行う。熱間仕上げ圧延機の入側での、先行鋼片 1 -aと後行鋼片 1 - b の突き合わせ接合においては、上掲第 36図に示す如く各鋼片の幅方向の両縁部近傍域のみの局部的な接合であり、ここで両者はギャップ gを有する状態で極めて短時間のうちに接合される。この状態で仕上げ圧延機にて、第 37図に示すような圧延が施されると、鋼片 1 - a， 1 -bの先端部、後端部ではその幅方向中央域におけるメタルフロー（鋼片の長手方向及び幅方向）の促進により各鋼片の端面が第 38図に示すように、幅方向の全面にわたって強固に接合されることになり、従って仕上げ圧延において幅寸法の調整のために圧延材に張力を付与するような場合においても両者が簡単に破断分離するようなことはない。

鋼片の両縁部近傍域に薄肉化処理を施すに当たつては、処理前の板厚 T、処理後の板厚 t とした場合において、 t Z Tを 0. 4 〜0. 95の範囲とするのが好適である。その理由は 0. 4 未満では、仕上圧延機の第 1 パスで薄肉部が圧延されず、 0. 95を超えると十分な接合強度が得られないからである。また、薄肉化領域の面積としては、幅が予接合代（片側 0. 1 X W ) 、長さはロールバイ卜の接触子爪長相当 (ロール半径 X圧下量） ^{1 / 2} - 50 〜80mm) とするのが好ましい。

また薄肉化処理を施すための手法としては、上掲第 33図に示したような圧下ロールを備えた装置の他、鍛圧加工用のァンビルなどを適用することもできる。

鋼片端部の切断形状については、先行鋼片 1 -aと後行鋼片 1 -bの端部を同じ曲率で凹状に切断した上掲第 34図に示したもののほか、各鋼片 l -a， 1 - bの先、後端部ともに凹状ではあるカ、それらの曲率が異なる第 39図に示すようなもの、あるいは一方の平面形状をフラットな状態とし、他方のみ凹状とした第 40図に示すようなもの、一方を凸状とし、他方を凹状として凹状の曲率を凸状の曲率よりも幾分大きくした第 41図に示すようなものなど、種々の形状になるものが適用できるカ、鋼片の幅方向の中央における鋼片相互間のギヤップは、仕上げ圧延段階で該ギヤップを消去するために加熱、押圧処理後の接合状態において何れの場合も 10mm以下程度とするのが好ましい。上記のような形状を得るための切断手法としては、シヤー、ガス切断あるいはレーザー溶断などが適用できるが、とくに特定の曲率で凹状に切断する場合には形状加工に手間がかからない 2枚の曲線刃を有するドラムシヤーが有利に適合する。

仕上げ圧延機の入側における鋼片 1 - a， 1 -bの局部的な突き合わせ接合における加熱手段としては、バーナーによる加熱やソレノィド式のコィルによる高周波加熱の他、トランスバース方式による加熱が適用できる。

各鋼片 1 -a, 1 -bの局部的な接合を終えた後の熱間仕上げ圧延では、鐧片の幅方向中央部のメタルフローを促進させるため前記の好適ギヤップのもとで先行鋼片 1 -aと後続鋼片 1 - bの接合部を 20 %以上の圧下率で圧延するのが好ましい。

かくして第 1 4発明によれば、先行鋼片と後行鋼片を仕上げ圧延機の入側でまず予接合しておき、仕上げ圧延段階で鋼片端部を幅方向の全面にわたって接触させ接合部をより一層強固なものとするようにしたから、圧延中に接合部が破断分離するようなうれいは全く、生産性の高い連続熱間圧延が実現できる。第 15発明、第 1 6発明及び第 17発明

第 15、第 1 6及び第 17発明も、第 14発明と同様、圧延設備の入側において、鋼片同士を簡便かつ迅速に接合するとともに、仕上げ圧延の進行に伴って鋼片相互間の接合をより一層強固なものとすることができる圧延方法を与えるものである。

さて第 42図に、かかる発明の実施に用いて好適な設備の構成を示し、図中番号 24が粗圧延機の出側にて鋼片のプロフィルを測定するプロフィル測定装置である。

第 1 5発明に従って鋼片の熱間圧延を行うに当たっては、まず曲線刃等を備えた切断装置 5 により、第 43図に示すように、先行鋼片 1 -aの後端と後行鋼片 1 - bの先端の突き合わせ状態における接触領域を幅方向の少なくとも両緣部域となるような切断加工を施し、ついで加熱装置 6 による加熱と鐧片 1 -a, 1 - bの搬送速度の調整による押圧操作の組み合わせにて、第 44図に示すように先行鐧片 1 -a及び後行鐧片 1 -bの両縁部近傍域に圧縮応力を発生させることによつて相互に密着させ、この状態で仕上げ圧延機に送給する。第 45図に示すように粗圧延段階で予め鋼片 1 -a, 1 -bに対して凸状のクラウンを付与したものにおいて、通常の圧下によつて充分なメタルフローを得ることができる場合には仕上げ圧延機におけるワークロールのベンディング制御は必要としない（ただし、圧延前の鋼片中央の板厚 H o 、圧延前の鐧片幅端部の板厚 h。、圧延後の鋼片中央の板厚 H 圧延後の鐧片幅端部の板厚 h , とした場合に（H。 — h。 ) / H o > ( H i - h i ) / H , なる圧延を行う。第 46図，第 47図参照）。さらに、粗圧延段階で上記のような凸クラウンを付与あるいは扳幅方向の厚みが均一となるような圧延を行った場合においても、仕上げ圧延の初期段階でワークロールのベンディング制御等により鋼片に対し凹状のクラウンを付与し、幅方向中央部のメタルフローを促進することによって鋼片の接合部に形成されたギャップを消去するような圧延を施す。

熱間仕上げ圧延機の入側での、先行鋼片 1 -aと後続鋼片 1 -b の突き合わせ接合においては、上掲第 44図に示す如く各鋼片の幅方向の両縁部近傍域のみの局部的な接合であり、ここで両者はギヤップ gを有する状態で極めて短時間のうちに接合される。この状態で仕上げ圧延機にて、たとえば第 48図に示すような圧延を施すと、鋼片 l -a， 1 -bの先端部、後端部では、その幅方向中央域におけるメタルフローの促進によつてギヤップが消去され、各鋼片の接合部における端面が第 49図に示すように、幅方向の全域にわたって強固に接合されることになり、したがつて仕上げ圧延において幅寸法の調整のために圧延材に張力を付与するような場合においても両者が簡単に破断分離するようなことはない。

鋼片のクラウン比率の変更に当たっては、クラウン比率の変更量を次式

A C τ / = (H。一 h。） ZH。 ― （H , - h！ ) /H i x 100 {%)

とすると、 A C r /Hは 1.0 〜3.0 %の範囲とするのが好適であ

その理由は、 1.0 9 未満では十分な接合強度が得られず、一方 3.0 %を超えるとクラウン比率の変更が大きすぎて形状が乱れてしまうからである。

鋼片端部の切断形状については、先行鋼片 1 -aと後続鋼片 1 - bの端部を同じ曲率で凹状に切断した上掲第 43図に示したもののほか、各鋼片 1 - a， 1 - bの先、後端部ともに凹状ではある力それらの曲率が異なる第 50図に示すようなもの、あるいは一方 1 1031

44 の平面形状をフラットな状態とし、他方のみ凹状とした第 51図に示すようなもの、一方を凸状とし、他方を凹状として凹状の曲率を凸状の曲率よりも幾分大きくした第 52図に示すようなものなど、種々の形状になるものが適用できるが、鋼片の幅方向の中央域における鐧片相互間のギヤップは、仕上げ圧延段階で該ギヤップを完全に消去するために加熱、押圧後の接合状態において何れの場合も 10mm以下程度とするのが好ましい。

仕上げ圧延機の入側における鋼片 1 - a， 1 -bの局部的な突き合わせ接合を行う場合の加熱手段としては、バーナーによる加熱やソレノィド式のコィルによる高周波加熱の他、トランスバ —ス方式による加熱などが適用できる。

第 1 6発明でほ、予め粗圧延段階で第 46図に示したように鋼片に凸状のクラウンを付与し、各鋼片 1 - a， 1 - bの局部的な接合を終えた後の熱間仕上げ圧延おいて第 47図のように圧延する場合とか、あるいは粗圧延段階で凸状のクラウンあるいは板幅方向の厚みが均一となる圧延をした場合に仕上げ圧延機 F 1 又はこれを含む数段の圧延機にて凹状のクラゥンを付与する場合 (第発明）など種々の態様が考えられるが、鋼片の幅方向中央部のメタルフローを有効に促進させギヤップを消去するためには先行鋼片 1 -aと後続鋼片 1 - bの少なくとも未接合部を 20 % 以上の圧下率で圧下するのが好ましい。クラウン比率を変更するための手段としては、ヮ一クロールベンダーの他、一対のロールをクロスさせて圧下するペアクロス方式のものや、テーパピストンをスライドさせる方式のものあるいはロール自体のクラウンを機械的に変更するバリアブルクラウン方式のものなど、種々のものが適用できる。

かくして第 15、第 16及び第 17発明によれば、先行鋼片と後行鋼片を仕上げ圧延機の入側でまず予接合しておき、仕上げ圧延段階で鋼片端部を幅方向の全面にわたって接触させ接合部をより一層強固なものとするようにしたから、圧延中に接合部が破断分離するようなうれいはなく、生産性の高い連続熱間圧延が実現できる。

図面の簡単な説明

第 1 図は、この発明の実施に用いて好適な接合装置を組み込んだ仕上げ圧延機の入側搬送ラインの模式図、

第 2図（ a ) 〜（ g ) はそれぞれ、この発明に従う先行、後行各鋼片の後、先端部の好適切断形状を示す平面図、

第 3図は、この発明に従うトランスバース方式の誘導加熱装置（分割型）の模式図、

第 4図（ a ) は、トランスバース方式によって誘発された渦電流の流れを示した図、同図（ b ) は同方式によって加熱した場合における突き合わせ領域の温度分布を示した図、第 5図は、他のトランスバース方式誘導加熱装置（ C型）の模式図、

第 6図（ a ) ，（ b ) はそれぞれ、第 1発明に従う押圧前後における鋼片端部形状の変化を示した図、

第 7図は、接合代と仕上げ圧延における破断の有無との関係を示す図、

第 8図は、従来のソレノィド型コィルの模式図、

第 9図（ a ) , ( b ) はそれぞれ、両端域の変形抵抗の差によって接合面が傾いた状態及び高温側の端域が融け落ちて接合部に隙間ができた状態を示す模式図、

第 10図は、第 3発明に従うトランスバース方式の誘導加熱装置（分割型）の模式図、

第 11図（ a ) は、トランスバース方式によって誘発された渦電流の流れを示した図、同図（ b ) は同方式によって加熱した場合における突き合わせ領域の温度分布を示した図、

第 12図は、他のトランスバース方式誘導加熱装置（ C型）の模式図、

第 13図は、接合面両端の温度差と接合後の接合面の傾き 0 との関係を示したグラフ、

第 14図は、第 4発明を実施するのに好適な設備の構成説明図、第 15図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 1 6図は、鋼片の接合部要領の説明図、

第 1 7図は、通電加熱方式を適用する場合に用いて好適な装置の構成を示した図、

第 18図（ a ) は、交番磁界による加熟を利用した接合要領の説明図、また同図（ b ) は、押圧処理の違いによる接合領域の板幅方向にわたる接合長さの変化速度の違いを比較して示した図、

第 1 9図は、第 6発明の実施に用いて好適な接合長さの変化速度制御装置を組み込んだ圧延ラインの模式図、

第 20図は、鋼片の板厚と誘導加熱コィルに加える電流の周波数の関係を示すグラフ、

第 21図は、第 8発明を実施するのに用いて好適な熱間圧延設備の構成説明図、

第 22図は、第 9発明の実施をするのに用いて好適な圧延設備の構成説明図、

第 23図は、第 9発明に従い数種類の鐧片を接合する場合の要領説明図、

第 24図は、アンビルの設置状況を示した図、

第 25図は、鋼片の板厚差と温度差の関係を示したグラフ、第 26図は、測温データによる昇温カーブ予測要領の説明図、第 27図は、プリセット方式による昇温カーブ予測要領の説明図、

第 28図は、圧延に伴うギヤップの拡がり作用を示す模式図、第 29図は、圧延に伴うギヤップの狭まり作用を示す模式図、第 30図は、圧延に伴うギャップ部の接合、未接合条件を示す模式図、

第 31図は、接合強度に及ぼす剪断変形量 Yの影響を、剪断変形量比 kと接合強度比との関係で示したグラフ、

第 32図は、良好な接合状態が得られる圧下率とギヤップ量との関係を、板厚をパラメ一夕一として示したグラフ、

第 33図は、第 14発明を実施するのに好適な設備の構成説明図、第 34図は、鋼片の接合部における形状を示した図、

第 35図は、鐧片の接合部における形状を示した図、

第 36図は、鋼片の接合要領の説明図、

第 37図は、鋼片の圧延状況を示した図、

第 38図は、先行鋼片と後続鋼片の接合状況を示した図、第 39図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 40図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 41図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 42図は、第 15、第 1 6及び第 17発明を実施するのに好適な設備の構成説明図、

第 43図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 44図は、鋼片の接合後における平面形状を示した図、第 45図は、鋼片の接合要領の説明図、

第 46図は、鐧片の断面を示した図、

第 47図は、圧延後の鋼片の断面を示した図、

第 48図は、鋼片の圧延状況を示した図、

第 49図は、先行鋼片と後続鋼片の接合状況を示した図、第 50図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 51図は、鋼片の接合部における平面形状を示した図、第 52図は、鐧片の接合部における平面形状を示した図、第 53図（ a ) , ( b ) はそれぞれ、第 1 発明に従う鋼片の切断、加熱及び押圧要領の説明図、

第 54図は、接合面積割合の変化状況を示した図、

第 55図は、接合時間と投入電力の関係を示したグラフ、第 56図は、シートバーの幅端部からの距離と温度の関係を示したグラフ、

第 57図（ a ) は、この発明及び従来法に従って押圧処理を行つたときの、押圧時間と接触長さとの関係を比較して示したグラフ、同図（ b ) は、この発明及び従来法に従って押圧処理を行ったときの、押圧時間と押圧力との関係を比較して示したグラフ、

第 58図は、この発明及び従来法に従って押圧処理を行ったと P / P91/01031

50 きの、接合面の温度分布を比較して示したグラフ、

第 59図は、実施例における鋼片の接合状況を示した図、第 60図 ( a ) ， ( b ) はそれぞれ、製品の長手方向における板厚の変化状況を示した図である。

発明を実施するための最良の形態

実施例 1

前掲第 1 図に示した仕上げ圧延機入側の搬送ラインにおいて、次の要領で鋼片の接合を行った。

実験に用いた鋼片は、先行鋼片 1 -a及び後行鋼片 1 - bとも、厚み： 30mm，幅： 1000匪の低炭素鋼シートバーを、また切断装置 5 としては 2枚の曲線刃を有するドラムシヤーを用いた。

さて先行シートバー 1 -aの後端部及び後行シートバー 1 - bの先端部を、ドラムシヤー 5 によって、第 53図（ a ) に示すような円弧状に切断した。ここに各シートバ一切断面の曲率半径はいずれも 20mとした。ついで先行シートノく一 1 -aの後端部と後行シ— トバー 1 -bの先端部それぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、両端域のみをソレノィド型誘導コイル（投入電力： 4000kW、周波数： 500Hz )で加熱した。加熱温度が 1 400°Cに達した時点で加熱を停止し、同図（b ) に示すようにピンチ口ール 3 - b及び 3 - cによつて両者を 3 kg/nrni ²の力で押圧した。この押圧力により、接合代は w = 200mm まで拡大した。ここに接合予定部の加熱時間は 1 0 sであり、この点幅方向全域を加熱する従来法のそれが 1 5 sであったのと比較すると、所要時間は大幅に短縮された。

またその後の仕上げ圧延において、接合面が分離するようなことはなく、良好な連続圧延を継続できた。

実施例 2

実施例 1 と同様にして、先行シートバー 1 -aの後端部と後行シートバー 1 -bの先端部それぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、次の要領で接合処理を施した。

a.交番磁界（ C型磁極）投入電力： 2000KW

周波数： 500 Hz

b.加熱温度： 1 400°C

c.押圧力：面圧にして 3 kg f /mm ²

d.加熱、押圧後の接合代 W = 200mm (片側 I OOIM)

e.接合形態：加熱して 1 400°Cに達した時点で加熱を停止して押圧

ここに接合予定部の加熱終了までの所要時間は 4 sであり、この点幅方向全域を加熱する従来法のそれが 15 sであったのと比較すると、所要時間は大幅に短縮された。また消費電力も半減できた。

さらにその後の仕上げ圧延において、接合面が分離するようなことはなく、良好な連続圧延を継続できた。

実施例 3

実施例 1 と同様にして、先行シ一トバー 1 -aの後端部と後行シートバー 1 -bの先端部それぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、次の要領で接合処理を施した。

a.交番磁界（ C型磁極）投入電力： 2000KW

周波数： 500 Hz

b.加熱温度： 1400°C

c.押圧力：面圧にして 3 kg f /mm ²

d.加熱、押圧後の接合代 W = 200mm (片側 100mm)

e.接合形態：予め押圧して加熱

この場合、接合に要した加熱時間は 2. 4 sであり、従来法に比べ加熱所要時間をより一層短縮できた。

以上、実施例では、加熱手段として誘導加熱方式を用いた場合について主に説明したが、ガスバーナーなど他の手段を利用した場合でも、同様の効果が得られることが確かめられている。実施例 4

前掲第 1 図に示した仕上げ圧延機入側の搬送ラインにおいて、前掲第 10図に示した加熱装置を用い、次の要領で鋼片の接合を行った。

実験に用いた鋼板は、先行鋼片及び後行鋼片とも、厚み： 30 mm, 幅： 1000匪の粗圧延後の低炭素鋼シートバ—である。

さて先行シ一トバー 1 -aの後端部及び後行シ一トバー 1 - bの先端部をそれぞれ、シヤー 5によって実施例 1 と同様の形状に切断し、ついで両端部を接触状態で突き合わせたのち、両端部の温度を放射温度計 12-a， 12- bで測定しつつ、両者の温度差が 1 10 て以内になるように交番磁界発生コイル 10， 1 1 (各コイルの容量： 1000kW) への投入電力を制御しながら、 140CTCまで加熱した。ちなみに加熱時間は 4秒間であった。ついでピンチ口ール 3 -b及び 3 -c (rよつて両者を面圧： 3 kg/mm²の力で 5秒間押圧した。

かくして得られた接合面は鋼片の長手方向に垂直で、斜めに傾くようなことはなく、また接合端域における融け落ちもなかつた。

なおその後、 7スタンドタンデムミルで板厚： 3匪まで圧延したが、その途中で接合面が分離するようなことはなく、良好な連続圧延を継続できた。

実施例 5

上記の実施例 4 において、加熱、押.圧処理として、押圧しつつ加熱する処理を採用したところ、加熱に要した時間は、 2. 4 秒間に短縮された。

実施例 6 上記した実施例 4 と同じく、前掲第 1 図に示した搬送ラインにおいて実験を行ったが、切断装置としては 2枚の曲線刃を有するドラムシヤーを用いた。

さて先行シートバー 1 -aの後端部及び後行シ一トバー 1 -bの先端部をそれぞれ、ドラムシヤー 5によって、前掲第 2図（ a ) に示すような円弧状に切断した。ここに各鋼片切断面の曲率半径はいずれも 20mとした。ついで雨端部を接触状態で突き合わせたのち、両端部の温度を放射温度計 12-a, 12- bで測定しつつ、両者の温度差が 1 10°C以内になるように交番磁界発生コィル 1 0， 1 1 (各コィル容量： 1000 kW ) への投入電力を制御しながら、 1300°Cまで加熱した。ちなみに加熱時間は 4秒間であった。ついでピンチロール 3 - b及び 3 - cによつて両者を面圧： 4 kg/ram ² の力で 5秒間押圧した。この押圧力により、接合代は 0. 2 Bに拡大した。

かくして得られた接合面も鋼片の長手方向に垂直で、斜めに傾くようなことはなく、また接合端域における融け落ちもなかつた。

なおその後、 7スタンドタンデムミルで板厚： 3 隱まで圧延したが、やはりその途中で接合面が分離するようなことはなく、良好な連続圧延を継続できた。

実施例 7 上記の実施例 6 において、加熱、押圧処理として、押圧しつつ加熱する処理を採用したところ、加熱時間は、 2.4 秒間に短縮された。

実施例 8

上記した実施例 4 と同じく、前掲第 1 図に示した仕上げ圧延機入側の搬送ラインにおいて、鋼片を接合したが、加熱装置としては 2本の LPGの酸素富化バ一ナを用いた。

さて先行シ一トバー 1 -aの後端部及び後行シートバ一 1 - bの先端部をそれぞれ、シヤー 5 によって実施例 1 と同様の形状に切断し、ついで両端部を接触状態で突き合わせたのち、両端部の温度を放射温度計 12- a, 12-bで測定しつつ、両者の温度差が 110 て以内になるようにし PGバーナヘの LPG量をコン卜ロールバルブによって制御しながら、 1400°Cまで加熱した。ちなみに加熱時間は 20秒間であつた。ついでピンチロール 3 -b及び 3 - c によって両者を面圧： 3 kg/nrni²の力で 5秒間押圧した。

実施例 9

7スタンドのタンデム圧延機を備えた前掲第 14図に示したような圧延設備を適用して、幅 1000ram、厚み 30隱になるシートバ - (鋼種：低炭素鋼）の連続熱間圧延に当たり、まず熱間圧延機の入側にて、該シ一トバーの後端部及び先端部をそれぞれ、ドラムシヤーによつて曲率半径が 20mの円弧状に切断した。そして先行のシートバーの後端部と後続のシートバーの先端部のそれぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、下記の条件にて接合処理を施した。

a . 交番磁界（C型磁極）投入電力： 0〜3500iiwの範囲で制御（第 55図参照）

周波数： 500 Hz

b . 目標加熱温度： 1400°C ( シートバーの初期温度 1000°C ) c . 押圧力： 3 kgi/mm² (面圧）

d . 接合代（接触長さ） ·· 片側 100 mm

e . 接合形態：押圧と同時に加熱開始し、第 54図に示すように

1秒間で片側当たりの接合代が 100 mmとなるような制御を行った。

この発明に従う接合処理を施した場合の制御パターンと、同一の平面形状になるシートバーを、一定の電力を投入して接合処理した場合の制御パターンを比較して第 55図に、また各パ夕ーンにおける接合面の温度分布を比較して第 56図に示す。

同図より明らかなように、投入電力を一定にして加熱押圧処理を行った条件 1 (比較例）では、シートバーの端部における加熱時間がながくなるために初期設定の投入電力が 2000kw (条件 2の最大投入電力の 60 %程度）でも、シートバーの端部領域は 1450°C程度の温度に達しているのに対し、この発明に従う条件 2においてはパターン A及び Bともに、その傾向が効果的に改善されていることが確かめられた。また接合処理に要した時間は、条件 1 では 2. 4 秒であったのに対し、条件 2ではほぼ 2. 0 秒程度であり、接合に要する時間を 1 7 %程度短縮できた。

実施例 1 0

前掲第 1 9図に示した仕上げ圧延機（ 7タンデムミル）入側の搬送ラインにおいて、次の要領でシートバーの接合を行った。実験に用いた鋼片は、先行シ一トバー 1 -a及び後行シートバ一 1 -bとも、厚み： 30mm，幅： 1 000隨の低炭素鋼であり、また切断装置（図示省略）としては 2枚の曲線刃を有するドラムシヤーを用いた。

さて先行シートバー 1 -aの後端部及び後行シ一トバ一 1 - bの先端部をそれぞれ、ドラムシヤーによって、曲率半径が 20mの円弧状に切断した。ついで先行シートバー 1 -aの後端部と後行シー卜バー 1 - bの先端部それぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、次の条件で接合処理を施した。

a . 交番磁界（ C型磁極）投入電力： 2000

周波数： 500 Hz b . 加熱温度： 1400°C (初期温度： 1000°C )

c . 接合長さ：片側 100mm

d . 接合形態：押圧と同時に加熱開始

e . 接合所要時間： 2. 5 秒（押王終了後、短時間の継続加熱有）

なお押圧については、第 57図（ a ) , ( b ) に実線で示すように、この発明に従い接触長さの変化速度を 50mm// sの一定とし 2秒間で片側当たり 100匪を接合した場合（押圧 I ) と、同図中破線で示すように、従来法に従い最終押 E力に相当する 3 kgf /mm² の一定押圧力で接合した場合（押圧 IT . 所要時間：約 1秒）の両者について実施した。

上記した各場合における接合面の温度分布を比較して第 58図に示す。

同図より明らかなように、従来法に従った場合は接合初期には大電流が流れないため、端面〜 30mmの範囲については温度が低く、一方接合終期の端面から 80〜100 nunの範囲では大電流が流れる時間が長いことから高温となり、接合領域にわたり 1250 〜 1450°Cの適正接合温度範囲は満足しているものの、温度分布は不均一であつた。

これに対し、この発明に従い接触長さの変化速度を 50mm// s の一定とした場合は、接合面全域にわたって均一な温度分布が得られ、より好適な接合状態が得られた。

実施例 1 1

前掲第 21図に示した設備を適用して、幅 l OOOmrn厚みがそれぞれ、 20mm、 40匪、 60匪になる低炭素鋼鋼片を、

加熱条件：接合予定部が 3秒間で 1400°Cとなるよう投入電力をただし、厚みが 20mmになる鋼片についは誘導加熱コィルに加える電流の周波数をそれぞれ 2500Hz、 6000 Hz、 250 Hzに変更、また、厚みが 40mmになるものについては、それぞれ 600 Hz、 1600Hz . 50Hzに変更、厚みが 60誦になるものについては、 300 Hz、 700 Hz、 50Hzに変更。

押圧条件：面圧にして 3 kg /mm ²で加熱しつつ 3秒間押圧、の条件のもとに接合しつつ仕上げ圧延して厚み 3誦になる熱延板に仕上げ、圧延中の破断分離状況について調査した。

その結果、この発明にしたがって加熱、接合した場合には圧延中接合部が分離破断するようなことはなく、圧延後にその部位の接合強度を測定したところ母材と同等の強度であることが確かめられた。これに対し、加熱コイルに加える電流の周波数が適切でない場合には、圧延中接合部が破断分離して圧延を継続することができなかった。 1 1031

60 実施例 12

7スタンドの夕ンデ厶圧延機を備えた前掲第 22図に示したような設備を適用して、幅 1 000mm , 板厚 40mmの後行シートバーと板厚 35mmの先行シートバ一を第 59図に示した如き平面形状になるように端部加工した。そしてこの端部加工した低炭素鋼のシ一トバ一： 3000mm , t ： 28 mm 、粗圧延におけるロールの間隔を調整して薄肉化処理）を、下記の条件に従って接合しつつ連続的に圧延機に供給して板厚 3難の熱延板に仕上げた。 a . 交番磁界：投入電力： 2000kw、

加熱時間： 14秒、

周波数： 500 Hz、

b . 加熱温度： 1420で、（接合端面）

c . 押圧力：面圧にして 2 kg i/mm ² 、

加圧時間： 5秒、

d . 接合形態：予め押圧しつつ加熱

その結果、圧延中にシートバーの接合部が破断するようなことはなく安定して圧延することができた。また従来の高周波加熱方式における同一条件、同一形状のシートバー（ただし、先端，後端部の薄肉化処理はしない）の接合に比較し、消費電力にして 40 %程度低減できることが、また接合時間にして 5秒程度短縮できることが確かめられた。また、前掲第 23図に示したように、板厚の異なる数種類のシ一トバーを接合した場合の接合状況についても調査したが、このような接合においても圧延によって接合部が破断するようなことはなく、シートバーの先端部、後端部に薄肉化処理を施さない場合に生じていた接合部の破断分離等は全くみられず、ォフゲージ率も薄肉化処理を施さない場合に比較して 90 %程度低減することができた。

さらに、この発明に従って接合、圧延した場合と従来法に従い接合、圧延した場合の製品（厚み 3, 0 讓、幅 1000匪）の長手方向における板厚の変化状況を比較して第 60図（ a ) ， ( b ) に示す。この発明に従う場合には、 AGC の追従が改善されるために薄肉化処理を施した部分の板厚偏差も 300 m から 35 /z m に改善され、通常部分とほとんど差がないことが確められた。実施例 13

前掲第 1 図に示した接合装置を用い、次の要領で鋼片の接合を行った。

実験に用いた鋼片は、先行鐧片 1 -a及び後行鋼片 1 - bとも、厚み： 30mm，幅： 1000mmの低炭素鋼シ一卜バーである。

さて先行シ一卜バ一 1 -aの後端部及び後行シ一トバー 1 - の先端部を、ドラムシヤー 5 によって切断し、両端部を突き合わせたのち、第 8図に示したソレノィド型誘導コィルによって加熱を開始した。このときの加熱条件は次のとおりであり、加熱時間の推定は前掲第 26図に示した方式に従って行った。

• 投入電力： 2000 kW

• 目標温度 Θ F ： 1300°C

• 1 回目の測温時間： t , ： 0. 5 s

- 2回目の測温時間 t ₂ ： 1 s

この時

• 初期温度 0 1 ： 1000°C

• t ,経過後の板温 Θ 2 ： 1040°C

• t 2経過後の板温 0 3 ： 1 120°C

であった。

従って、前述の (2) (3)式から、 A ， Bはそれぞれ

A = 26. 2

B = - 1020

となり、従って (1)式より

t = 2. 2

となる。

なお制御系に特有のタイムラグ t し： 0. 5 s

( t - t _L ) = 1. 7 s

従って 2回目の測温時点から 1. 7 s後に通電をカツ卜した。その結果、 t秒後に板温は 1290°Cとなり、ほぼ目標どおりの温度に加熱できた。

実施例 1 4

前掲第 1 図に示した仕上げ圧延機（ 7タンデムミル）入側の搬送ラインにおいて、次の要領で鋼片の接合を行った。

実験に用いた鋼片は、先行シートバー及び後行シートバーとも、厚み： 30mm，幅： 1 000mmの低炭素鋼であり、また切断装置としては 2枚の曲線刃を有するドラムシヤーを用いた。

さて先行シートバーの後端部及び後行シートバーの先端部をそれぞれ、ドラムシヤーによって、曲率半径が 20mの円弧状に切断した。ついで先行シートバーの後端部と後行シートバーの先端部それぞれの両端域を接触状態で突き合わせたのち、次の条件で予接合処理を施した。

a . 交番磁界（ C型磁極）投入電力： 2000 kW

周波数： 500 Hz

b . 加熱温度： 1 400 °C (初期温度： 1 000 °C )

c . 予接合長さ：片側 100mm

d . 予接合形態：押圧と同時に加熱開始

e . 予接合終了後の中央部ギャップ量： 4 ， 12 mm

f . ( 6 ) 式における定数 k = 0· 25

上記の条件で両端部を予接合したのち、仕上げ圧延の第 1 パスで圧下率： 40 %の圧延を施したところ、ギャップ量が 4■の場合は完全に接合できたのに対し、ギヤップ量が 12mmの場合には完全な接合はできず、未接合部が残った。

なお圧下率が 40 %の場合における前掲（ 6 ) 式の関係は次のとおりである。

G≤ 30 X ( 1 - 0. 40) X ( 1. 25 X 0. 40— 0. 25) = 4. 5 実施例 15

7スタンドのタンデ厶圧延機を備えた前掲第 33図に示したような圧延設備を適用して、幅 1000ram、厚み 30mmになるシートバ一（鋼種：低炭素鋼）の連続熱間圧延に当たり、まず切断装置 5の入側にて、該シートバーの後端部及び先端部の幅方向縁部近傍域に t Z T = 0. 6 と 0. 95の条件になる薄肉化処理を施すと共に、各端部に切断加工を施して第 39図に示すような平面形状にしたのち、下記の条件に従う加熱、押圧及び仕上げ圧延を施して厚さ 3 mmの熱延板に仕上げた。

a ) 加熱方式：交番磁界の印加によるトランスバース式による加熱

b ) 加熱温度： 1囊。 C

c ) 加熱時間： 2. 4 秒

d ) 押圧力：面圧にして 3 kg/ mm ²

e ) 投入電力： 2000kw

ί ) 接合形態：押圧しながら加熱ギャップ g : 1 0 mm g ) 接合代：片側 100 mm x 2

その結果、両条件とも圧延中にシートバーの接合部が破断分離するようなことはなく、安定して圧延することが確かめられた。

これに対し、シートバーの先端部、後端部に薄肉化処理を施さずその他の条件を同一にして接合を行って仕上げ圧延をした場合には、完全な接合ができず、未接合が残ることがあり、圧延中に破断することがあった。またシートバーの先端部、後端部の幅方向両縁部に薄肉化処理を施さず、その領域が接合域となるような切断加工も施さず、その他の条件を同一にした場合については仕上げ圧延前の接合が不充分であり、その領域においてシートバー相互を確実に接合するには接合時間が 20秒以上かかるため加熱装置の容量を大きくしたり、この領域のラインを延長するなどの手立てが必要であって、鐦片の連続熱間圧延を行うのに極めて不利であった。

実施例 16

7スタンドのタンデム圧延機を備えた前掲第 42図に示したような圧延設備を適用して、幅 l OOOmnu 厚み 30匪になるシートバ一（鋼種：低炭素鋼）の連続熱間圧延に当たり、まず熱間圧延機の入側にて、該シートバーの後端部及び先端部に切断加工を施して第 43図に示すような平面形状にしたのち、下記の条件に従う加熱、押圧及び仕上げ圧延を施して厚さ 3画の熱延板に仕上げた。

a ) 加熱方式：交番磁界の印加によるトランスバース方式るよる加熱

b ) 加熱温度： 1400°C

c ) 加熱時間： 2. 4 秒

d ) 押圧力： 3 kg/mm²

e ) 投入電力： 2000 kw

f ) 接合形態：予め押圧しながら加熱ギヤップ g ： 1 0mm g ) 接合代：片側 100画 X 2

h ) 圧延機による圧延：入側クラウン比率 30mm— 29. 2隨 Z 30随 = + 0. 027 (,凸状クラウン）、出側クラウン比率 18ΙΜ - 18. 0mm ' 18mm= 0 となるようにクラウン比率を減少させる。その結果、圧延中にシートバーの接合部が破断分離するようなことはなく、安定して圧延することが確かめられた。

これに対し、シートバーの先端部、後端部に幅方向両縁部が接合域となるような切断加工を施さないフラッ卜のままとし、またクラウン比率を変更するような圧延を行わず、その他の条件を同一にした場合については、仕上げ圧延の初期段階での接合が不充分なことがあり、圧延中に接合部で破断することがあつた。次に、同じく 7 スタンドの夕ンデム圧延機を備えた圧延設備を適用して、幅 l OOOmnu 厚み 30IM1になるシートバー（鋼種：低炭素鋼）の連続熱間圧延に当たり、まず、熱間圧延機の入側にて、該シートバーの後端部及び先端部に切断加工を施してやはり第 43図に示すような平面形状にした後、下記の条件に従う加熱、押圧及び仕上げ圧延を施して厚さ 3 mmの熱延板に仕上げた。 a ) 加熱方式：交番磁界の印加によるトランスバース方式るよる加熱

b ) 加熱温度： 1400°C

c ) 加熱時間： 3秒

d ) 押圧力： 3 kg/mm²

e ) 加圧時間： 3秒

f ) 接合形態：押圧しながら加熱ギャップ g ： 10mm g ) 接合代：片側 100關 X 2

h ) 圧延機 F , による圧延：入側クラゥン比率 30mm - 30画 Z 30 mm= 0、出側クラウン比率 17. 8mm - 18. 0mmZ l 7. 8mm = - 0. O i l となるようにクラウン比率を減少させる。

その結果、このような圧延を行う場合においても圧延中にシ一トバーの接合部が破断分離するようなことはなく、安定して圧延することが確かめられた。

Claims

請求の範囲 . 熱間仕上げ圧延機の入側において、先行する鐦片の後端部と後行する鋼片の先端部とを接触又は近接状態で突き合わせついで加熱、接合するに際し、

上記先行鋼片の後端部及び後行鋼片の先端部をそれぞれ、両者の突き合わせ接触状態において、少なくとも各鋼片の幅方向両端域にて接触する一方、その間には空隙を有する形伏に、切断し、

ついで先行及び後行鋼片それぞれの接合予定部を局所的に加熱、押圧することによって、接合面積を漸次拡大することを特徴とする熱間圧延における鋼片の接合方法。 . 請求の範囲第 1項において、加熱、押圧処理が、押圧しながら加熱を行うものである熱間圧延における鋼片の接合方法, . 請求の範囲第 1項又は第 2項において、加熱処理を施すに際し、加熱手段を、突き合わせ接.触領域に沿って少なくとも 2式配置し、各加熱手段を個別に制御して、各加熱領域における温度差を 1 1 0 °C以内に抑制することからなる熱間圧延における鐧片の接合方法。

. 請求の範囲第 2項又は第 3項において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式の誘導加熱コィルによって加熱するに際し、各鋼片の加熱、押圧に伴う接合面積の拡大に合わせて上記誘導加熱コィルへの投入電力を増大きせることからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。 . 請求の範囲第 2項又は第 3項において、突き合わせ接触領域を、通電加熱ロールによって加熱するに際し、各鋼片の加熱、押圧に伴う接合面積の拡大に合わせて上記通電加熱ロールへの投入電力を増大させることからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。 . 請求の範囲第 2項において、先行綱片及び後行鋼片の接合部を、トランスバース方式の誘導加熱コィルによって加熱しつつ、各接合領域の板幅方向にわたる接合長さの変化速度が 15〜1 30 mm/ sの範囲を満足する押圧力を付加することからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。 . 請求の範囲第 6項において、接合長さの変化速度が 1 5〜1 30 mm/ s の範囲内で一定である熱間圧延における鋼片の接合方法。

8 . 請求の範囲第 1項又は第 2項において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式又はソレノィド方式の誘導加熱コィルによって加熱するに際し、かかる誘導加熱コイルに、下記式によって定まる周波数の電流を通電することからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。

- 記

f = k / d ²

f ：周波数（Hz )

k ：定数（ 2 X 10⁵ 〜 2 X 10⁶ ) d ：鐧片の板厚（腿）

9 . 請求の範囲第 1項又は第 2項において、熱間粗圧延段階あるいは上記加熱処理の前段にて、各鋼片の何れか一方又は両方の突き合わせ領域に、扳厚を揃える薄肉化処理を施すことからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。

10. 請求の範囲第 1項又は第 2項において、突き合わせ接触領域を、トランスバース方式又はソレノィド方式の誘導加熱コィルによって目標温度まで加熱するに際し、

鋼片の初期温度と昇温速度から目標温度までの昇温カーブを予測し、かつ制御系の遅れによるタイムラグを加味して、目標温度に到達するまでの時間を算出し、得られた値に基づいて加熱処理を施すことからなる熱間圧延における鋼片の接合方法。

1 1. 粗圧延工程を経た先行の鋼片と、この鋼片に引き続いて搬送される後行の鋼片を連続的に仕上げ圧延設備に送給して熱間圧延するに当たり、仕上げ圧延設備の入側にて、先行鋼片の後端部及びノ又は後行鋼片の先端部に各端部の突き合わせ状態における接触領域を少なくとも幅方向の両縁部近傍域とする切断加工を施したのち、各鋼片に加熱、押圧処理を施して突き合わせ接合し、次いで仕上げ圧延を施すことを特徴とする鋼片の連続熱間圧延方法。

12. 請求の範囲第 11項において、少なくとも各鋼片の幅方向両端部を含む突き合わせ領域の一部につき、それらの間にギヤップを隔てて予接合するものとし、その際、予接合終了時における各接合領域間の長手方向のギャップ Gが、次式

G≤ H X ( 1 - r ) X { .( 1 + k ) x r - k } ここで H ：仕上げ圧延機入側板厚

r ：仕上げ圧延前段における累積圧下比 k ：圧延条件に応じて定まる定数の関係を満足することからなる鐧片の連続熱間圧延方法。

13. 請求の範囲第 12項において、仕上げ圧延機入側扳厚 Hが 20 〜50翻、仕上げ圧延前段における累積圧下比 rが 0. 20〜 0. 60 及び定数 kが 0. 15〜0. 35である鋼片の連続熱間圧延方法。

14. 請求の範囲第 1 1項において、切断加工に先立ち、幅方向の少なくとも両縁部近傍域に薄肉化処理を施すことからなる鋼片の連続熱間圧延方法。

15. 請求の範囲第 11項において、仕上げ圧延の初期段階で鋼片のクラウン'比率を減少させる圧延を施すことからなる鋼片の連続熱間圧延方法。

16. 請求の範囲第 15項において、粗圧延段階で、鋼片に予め凸状のクラウンを付加しておき、仕上げ圧延の初期段階は通常の圧延を施すごとによって鋼片のクラゥン比率を減少させることからなる鋼片の連続熱間圧延方法。

17. 請求の範囲第 15項において、鋼片のクラウン比率を減少させる圧延が、仕上げ圧延の初期段階で、凹状のクラウンを付加するものである鋼片の連続熱間圧延方法。