【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ステンレス熱延鋼板の製造方法に関し、鋼板幅方向端部に発生するエッジシーム疵と呼ばれる線状欠陥の発生を防止し、エッジシーム疵の発生に伴う鋼板の耳切代を低減することが可能なステンレス熱延鋼板の製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
ステンレス熱延鋼板は、所定の成分に調整された溶鋼を鋳型により連続鋳造してスラブとし、加熱炉で加熱して熱間圧延、さらに焼鈍、酸洗等を施して製造されるのが普通である。この際、加熱後のスラブを熱間圧延ライン上に抽出後、熱間圧延するに先立ってスラブを金型で幅プレスする場合がある。幅プレスすることにより、連続鋳造時の鋳込み幅寸法を集約することができ、連続鋳造機におけるスラブ生産能率の向上が図れるのである。
【０００３】
このようにして製造されたステンレス熱延鋼板には、図１ に模式的に示すように、鋼板１１の板幅エッジ部に圧延方向に伸びた表面欠陥１２（ エッジシーム疵と呼ばれる。） が発生する。ステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵の形成過程は、図２ に模式的に示される。加熱された被圧延材２１を水平ロール２２により粗圧延する過程において、水平圧延時に自由表面となっている被圧延材２１側面にしわ２３が形成され、引き続く水平圧延時の被圧延材側面のバルジ変形（ 被圧延材側面が樽型に変形） により、被圧延材側面は表裏面に回り込む。この際、被圧延材側面のしわ２３も表裏面に回り込み、表面欠陥となる。これが図１に符号１２で、図２に２４で示したエッジシーム疵と呼ばれるステンレス熱延鋼板の表面欠陥となる。
【０００４】
また、ステンレス熱延鋼板のエッジシーム疵は、さらに、冷間圧延、焼鈍、酸洗を行って冷延鋼板とした場合でも、鋼板表面に残存する場合が多い。表面品質に厳格なステンレス熱延鋼板、及びステンレス冷延鋼板では、エッジシーム疵の発生した板幅エッジ部は、製品にはできないため、エッジシーム疵発生領域はトリミングされる。このため、エッジシーム疵が発生すると、製品歩留まりが著しく低下してしまう。以上のような理由から、ステンレス熱延鋼板の製造において、エッジシーム疵の発生を抑制し、製品歩留まりを向上させたいという技術的欲求は非常に強い。
【０００５】
【本発明が解決しようとする課題】
エッジシーム疵回り込み量を低減する技術として、例えば、特開昭６３−２１５３３８ 号公報には、図３ に示す、鋳型出口のコーナー部に面取り３１を設けた連続鋳造機用鋳型３２が開示されている。これにより鋳造したスラブコーナー部に面取りのあるスラブを用い、厚鋼板を製造した場合、エッジシーム疵の回り込み量を低減できるようである。
【０００６】
しかしながら、厚板圧延では最初にスラブを幅方向に圧延し、スラブ幅を所望の幅に拡大する幅出し圧延を行うのに対して、熱間圧延ではこのような幅出し圧延は行わず、ステンレス熱延鋼板を製造する際には、幅プレスを施してスラブ幅を縮小してから熱間圧延を施す。このため、予め、スラブコーナー部に面取りを形成した場合であっても幅プレスを施す際、スラブコーナー部に形成した面取り形状が著しく変形してしまい、熱延圧延の際にエッジシーム疵抑制効果が不十分となる問題があった。
【０００７】
また、特公平４−３３５２１ 号公報には、図４ に模式的に示すように、台形状のカリバー溝を有する幅プレス用金型が開示されている。カリバー金型を用いて幅プレスすることにより、スラブコーナー部の面取りは可能である。
しかしながら、カリバー溝を有するカリバー金型４１で、幅プレス量ΔＷ （＝Ｗ０ −Ｗ１ ）が１００ｍｍ 程度以上の幅プレスを行うとスラブ４２のコーナー部の局所変形量が大きくなるため、幅プレス時にスラブ表面にしわ４３が発生する場合が多く、幅プレス量に制約があった。図４中、Ｗ０ は幅プレス前のスラブ幅、Ｗ１ は幅プレス後のスラブ幅である。
【０００８】
さらには、特開平１０−５２７０１号公報には、加熱炉で加熱された熱間スラブに凸金型で幅プレスを施し、幅プレス後のスラブ側面の厚み方向中央部に凹部を形成することにより、引き続く熱間圧延において、水平ロールでの厚み圧下時にスラブ側面のバルジング量（ 幅拡がり量） を抑制し、側面しわの表裏面への回り込み量、すなわち、エッジシーム疵の回り込み量を低減しようとするステンレス熱延鋼板の製造方法が開示されている。
【０００９】
しかしながら、断面が矩形状の熱間スラブに幅プレスを施した場合、粗圧延条件を制限しても、幅プレス量が５０ｍｍでエッジシーム疵回り込み量が１３ｍｍ／ 片側、幅プレス量が２００ｍｍ の場合にはエッジシーム疵回り込み量は１５ｍｍ／ 片側にもなり、改善の余地があった。
本発明は、従来のステンレス鋼板の製造における上述のような問題を解消することにあり、幅プレス量を大きくした場合でも、幅プレス前のスラブのコーナー部に設けておいた面取り形状を維持できて、熱間圧延の際のエッジシーム疵発生とその回り込みを抑制することができるステンレス熱延鋼板の製造方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明は、以下の通りである。
１． ステンレス鋼スラブを加熱炉で加熱した後、幅プレスを施し、引き続き熱間圧延を施すステンレス熱延鋼板の製造方法において、予め、前記スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量をスラブ厚みに対して５％以上、２５％ 未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とした面取りを形成しておくと共に、前記幅プレスを、前記スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型を用いて行うことを特徴とするステンレス熱延鋼板の製造方法。
２． 前記面取り量をスラブ厚みに対して７．５％以上、１５％ 以下、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とすることを特徴とする上記１に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
３． 前記面取りを形成されたスラブを、短辺鋳型の鋳造面側につばを設け、長辺鋳型で前記短辺鋳型を挟んで組み立てた鋳型を用いて連続鋳造することにより得ることを特徴とする上記１ ．または２ ．に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
４． 前記面取りを形成されたスラブを、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、そのコーナー部を機械加工することにより得ることを特徴とする上記１ ．または２ ．に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
【００１１】
【発明の実施の形態】
本発明のステンレス熱延鋼板の製造方法について、図５ に示す熱間圧延設備を用いた場合を例に説明する。
図５ は本発明に用いて好適な熱間圧延設備の一例の配置図であり、上流側から符号５１、５２、５３、５４、５５、５６で示すものがこの順に設置されている。図中符号５１は加熱炉、５２はデスケーリング装置、５３は幅プレス装置、５４は粗圧延機列、５５は仕上圧延機列、５６はコイラ（ 巻き取り装置） であって、粗圧延機列５４は、竪ロール５７と水平ロール５８を有する圧延機を４ 機備え、仕上圧延機列５５は、圧延機を７ 機備えている。幅プレス装置５３には、一対の金型が設けてある。図５中では便宜的に上下に一対の金型を描いているが、実際には、被圧延材を挟んでその幅方向両側に金型が配置されている。
【００１２】
本発明の実施の形態では、ステンレス鋼スラブを加熱炉５１で加熱した後、幅プレス装置５３の一対の金型で幅プレスを施し、引き続き粗圧延機５４及び仕上圧延機５５で熱間圧延を行い、ステンレス熱延鋼板とする。なお、ステンレス鋼スラブは、所定の成分に調整された溶鋼を図示しない連続鋳造機の鋳型で鋳造して得たスラブを用いるのが普通であり、また所望の特性をもつステンレス熱延鋼板とするため、加熱温度や仕上圧延機出側温度等が管理されていると共に、仕上圧延された鋼板は仕上圧延機列５５とコイラ５６間で冷却されて所望の巻取温度でコイラ５６に巻取られ、その後焼鈍、酸洗等を施して製造されるのが一般的である。
【００１３】
先ず、本発明に用いるスラブの形状について図７を用いて説明する。
図７（ａ）は幅プレス前のスラブの斜視図、図７（ｂ）は幅プレス前のスラブコーナー部の形状を示す要部拡大図である。
本発明では、スラブコーナー部の長さ方向全長に面取り７２を形成したスラブ７１を用い、幅プレスと熱間圧延を施す。この理由は、スラブコーナー部に面取りを形成したスラブ７１を用いることにより、熱間圧延の際にエッジシーム疵の発生を抑制でき、エッジシーム疵の回り込み量ｄＥＳ を低減できるからである。すなわち、図８ に模式的に示すように、スラブコーナー部に面取りを形成していない図８中（ａ）の場合、粗圧延初期〜中期（図中、熱間圧延中期）の段階で、被圧延材側面にしわ２３が発生し、これが粗圧延後期〜仕上圧延時（図中、熱間圧延後期）に被圧延材側面のバルジング変形とともに、被圧延材側面が表裏面に回り込む際、側面のしわ２３も表裏面に回り込み、エッジシーム疵２４になる。これに対してスラブコーナー部に面取り７２を形成した図８中（ｂ）の場合、面取りされたコーナー部（ＰＡ 〜ＰＢ ）は、粗圧延初期の段階でしわが形成される前に被圧延材２１の表裏面に回り込みやすく、このため、面取りのあるスラブの場合、面取りなしのスラブに比べて熱間圧延後期でのエッジシーム疵２４の回り込み量ｄＥＳ を低減できるのである。なお、図８ はスラブのコーナー部に設けた面取りの効果を面取りなしの場合と比較して示す厚み方向断面模式図でもある。
【００１４】
ここで、幅プレス前のスラブのコーナー部の長さ方向全長に面取りを設けるには、短辺鋳型９４の鋳造面側につば９５を設け、図９ に模式的に示すように一対の長辺鋳型９３で一対の短辺鋳型９４を挟んで組み立てた鋳型を用いてスラブを連続鋳造することにより得るようにしてもよいし、断面が矩形状に鋳造できる鋳型を用い、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、そのコーナー部を機械加工することにより得ることもできる。なお、鋳造によりスラブのコーナー部に面取りを形成する場合と、連続鋳造された断面が矩形状のスラブのコーナー部を機械加工する場合とを比べると、前者は屑を出さないで面取りを行うことができるため、歩留まりの観点からは前者が望ましい。機械加工はスラブを加熱炉に装入する前にグラインダー等で機械研削することにより行うことができる。但し、機械加工するときのスラブ温度は特に限定しない。
【００１５】
次いで、上記のように予め、スラブコーナーに面取り７２を形成したスラブにカリバー金型で幅プレスを行う理由について図６を用いて説明する。
図６（ａ）はプレス金型の形状を示す平面図、図６（ｂ）は図６（ａ）におけるＸ−Ｘ 断面図である。符号６１はスラブ搬送パスラインを挟んで配置した一対のプレス金型であって、この場合、プレス金型は、図６（ａ）に示すようにスラブ搬送方向入側の入側傾斜部６７、入側傾斜部６７に続く金型平行部６６、および出側傾斜部６８からなると共に、例えば金型平行部６６のＸ−Ｘ 断面について図６（ｂ）に示すように、カリバー溝を有する。なお、入側傾斜部６７および出側傾斜部６８にもスラブ６２と接触する側に同様のカリバー溝が設けてある。カリバー溝は上下の傾斜壁面６３、６４と溝底面６５を有する。ここで、図６（ｂ）中符号φはカリバー角であって、カリバー角φはそれぞれ上傾斜壁面６３と溝底面６５、下傾斜壁面６４と溝底面６５とのなす角度であり、Ｌは、カリバー溝底長さである。幅プレスではカリバー金型６１を、例えばスラブ搬送方向と直角なスラブ幅方向に往復運動させ、該金型同士の閉塞時にスラブ６２の幅を圧下してスラブ幅を調整し、金型同士の隔離時にスラブ６２をスラブ搬送方向に所定量搬送する一連の動作を繰り返し、スラブ６２の幅をスラブ全長にわたって幅圧下するようにしている。
【００１６】
その際、本発明では、幅プレスを、スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面６３、６４と溝底面６５とからなるカリバー溝を有するカリバー金型６１で行うようにしている。この理由は、幅プレス後も幅プレス前に設けておいたスラブコーナーの面取り形状を維持することにある。このため、カリバー金型６１のカリバー溝形状は、スラブコーナー部に形成した面取り形状を維持できるように、カリバー溝底長さＬ をＨ０−２ｔ およびカリバー角φを面取り角θと等しくするのが望ましいが、カリバー溝底長さＬ をＨ０−２ｔ の９０〜１１０％、カリバー角φを面取り角θの８０〜１２０％の範囲としても良い。Ｈ０はスラブ厚み、ｔ はスラブ厚み方向の面切り量である。（図７参照）
ここで、カリバー金型を用いた幅プレスの効果を示すために、カリバー溝形状をスラブコーナーに予め設けた面取り形状に対応させてＬ＝ Ｈ０−２ｔ（＝１４０ｍｍ ）、θ＝ φ（＝４５ ゜）とした実験１ について述べる。
【００１７】
実験１ では、厚み２００ｍｍ 、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを用い、図７ に示したスラブ厚み方向の面取り量ｔ を３０ｍｍ（ 幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１５％）、スラブ厚み方向に対する面取り角θを４５゜とした面取りを、幅プレス前の複数のスラブに設けておき、図５ に示す熱間圧延設備にて、幅プレス及び熱間圧延を施し、厚み４ｍｍ のステンレス熱延鋼板とした。得られたステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。また、比較例として、面取りを形成していない断面が矩形状のスラブに対し、同じ条件で幅プレス及び熱間圧延を施し、同様にエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ は、熱間圧延後、酸洗、焼鈍工程を経たステンレス熱延鋼板を長手方向中央部において、図１０に示すように、５０ｍ 間隔で１０ヶ所、最も板幅方向中央部寄りで発生したエッジシーム疵から近隣の板幅エッジまでの距離ｄＥＳｉ（ｄＥＳ１ 、ｄＥＳ２、・・・）を鋼板表裏面左右両側で、それぞれ測定し、これらを平均した値をエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ と定義した。また、実験１ では、平金型、及びカリバー金型を幅プレス装置５３に組み込んで、スラブ毎に幅プレス量を種々変更して、幅プレスを施す実験も行った。
【００１８】
平金型で幅プレスを行った場合の幅プレス量ΔＷ とエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ の関係を図１１（ａ） に、カリバー金型で幅プレスを行った場合の幅プレス量ΔＷ とエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ の関係を図１１（ｂ） に示す。
図１１（ａ） に示す結果から、平金型で幅プレスした場合には、幅プレス量ΔＷ＝０ 、５０ｍｍでは、スラブコーナーに面取りを形成した効果があるものの、幅プレス量ΔＷ が大きくなるとスラブコーナーに面取りを形成した効果は見られなくなる。これは、図１２（ａ） に模式的に示すように平金型１０１ で幅プレスした場合、幅プレス量ΔＷ が大きくなると、幅プレス前に設けておいた面取り形状がなくなってしまい、幅プレスに続く熱間圧延時に前述した面取りの効果を発揮できなかったためと考えられる。
【００１９】
一方図１１（ｂ） に示すように、カリバー金型で幅プレスした場合、予め、スラブコーナーに面取りを形成しておくと、カリバー金型４１での幅プレス量ΔＷ が大きくなった場合でも、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ は小さい。これは、図１２（ｂ） に模式的に示すように、幅プレス量ΔＷ が大きい場合でも、スラブコーナー部の局所的な変形量が大きくならず、スラブ表面でのしわ発生が防止でき、かつスラブコーナー部の面取り形状が維持され、前述した熱間圧延時における面取りの効果が維持されたためと考えられる。なお、カリバー金型で幅プレスした場合であってもスラブコーナーに予め面取りを形成しておかないと、幅プレス量ΔＷ が大きくなる程、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ が大きくなってしまうがこれは、スラブコーナー部の局所的な変形量が大きくなったために、幅プレス時にスラブ表面にしわ４３が発生したためと考えられる（図４参照）。
【００２０】
すなわち、幅プレス量ΔＷ を大きくした場合でも、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を小さくするには、予め、スラブコーナーに面取りを形成したスラブを上述したようなカリバー溝を有するカリバー金型で幅プレスする必要があることがわかる。
次に、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたる面取り量ｔ をスラブ厚みに対して５％以上、２５％ 未満、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下に限定するに至った実験２−１ 、実験２−２ について述べる。
【００２１】
実験２−１ では、厚み２００ｍｍ 、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを複数用意し、予め、幅プレス前のスラブ７１のコーナー部の長さ方向全長に、スラブ厚み方向の面取り量ｔ を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して０ 〜２５％ の範囲で２．５％毎に変え、スラブ厚み方向に対する面取り角θを４５゜とした面取りを形成しておき、図５ に示す熱間圧延設備にて幅プレス及び熱間圧延を施し、得られた厚さ４ｍｍ のステンレス熱延鋼板のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。その際、実験２−１ では、幅プレス装置５３の金型には、面取り量ｔ を種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝Ｈ０−２ｔｍｍ 、カリバー角φ＝４５ ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型をそれぞれ用い、幅プレス量をΔＷ＝２００ｍｍ とした。
【００２２】
また実験２−２ では、厚み２００ｍｍ 、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを複数用意し、予め、幅プレス前のスラブ７１のコーナー部の長さ方向全長に、スラブ厚み方向の面取り量ｔ を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１５％ 、スラブ厚み方向に対する面取り角θを０ 、５ 、１５、３０、４５、６０゜とした面取りを形成しておき、図５ に示す熱間圧延設備にて幅プレス及び熱間圧延を施し、得られた厚さ４ｍｍ のステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。その際、実験２−２ では、幅プレス装置５３の金型には、面取り角θを種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝１６０ｍｍ 、カリバー角φ＝ θ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型をそれぞれ用い、幅プレス量をΔＷ＝２００ｍｍ とした。
【００２３】
スラブ毎に面取り量ｔ を変えた場合のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を図１３（ａ） に、スラブ毎に面取り角θを変えた場合のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を図１３（ｂ） に示す。
図１３（ａ） に示す結果から、スラブ厚み方向の面取り量ｔ を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して、５％以上、２５％ 未満とすることにより、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ が２０ｍｍ以下に低減でき、さらに、７．５％以上、１５％ 以下とすることにより、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を１５ｍｍ以下にまで低減できることがわかる。また、図１３（ｂ） に示す結果から、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜未満とした場合、面取りの効果が不十分となり、一方、スラブ厚み方向に対する面取り角θが４５゜を越えた場合も、同じく面取りの効果が不十分となり、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ が増大することがわかる。
【００２４】
以上の実験結果から、本発明では、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたる面取り量ｔ をスラブ厚みに対して５％以上、２５％ 未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下と限定した。また、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたるｔ をスラブ厚みに対して７．５％以上、１５％ 以下、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とすることが、エッジシーム疵回り込み量をさらに低減できるので好ましい。
【００２５】
なお、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％ 以上とするとエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を低減できない理由について図１４で説明する。図１４は、コーナー部の様子を模式的に示す図であって、例えば、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１０％ の場合、スラブコーナー部に形成した面取り７２に相当するＰ Ａ 〜Ｐ Ｂ 間には側面しわ２３は発生せず、面取りがない場合に比べてエッジシーム疵２４の回り込み量を低減できる。一方、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％ の場合では、スラブコーナー部に形成した面取り７２に相当するＰ Ａ 〜Ｐ Ｂ 間が被圧延材２１の表裏面に完全に回り込むまでには、水平ロールによる圧延が数パス施されることになるので、その際、Ｐ Ａ 寄りに側面しわ２３が形成されると考えられる。このようになると、粗圧延中期（図中、熱間圧延中期）の被圧延材２１の側面部分をみるとわかるように、Ｐ Ａ 寄りに側面しわ２３が発生しているが故に、熱間圧延後期でのエッジシーム疵２４の回り込み量ｄＥＳ が面取り量ｔを幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％ 未満とした場合より大きくなってしまうのである。
【００２６】
【実施例】
〔実施例１〕
連続鋳造により得られた板厚２００ｍｍ 、板幅１３００ｍｍのフェライト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０７ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．３ｍａｓｓ％ 、Ｍｎ：０．１ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：１６．５ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物） を複数用い、予めスラブ毎にスラブのコーナー部に表１ に示すような面取りを形成した後、図５ に示す熱間圧延設備において幅プレス及び熱間圧延を行った。
【００２７】
【表１】
【００２８】
その際、発明例１〜１０及び比較例１〜４の場合、面取りを形成したスラブは、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、加熱炉５１装入側のスラブヤードでスラブコーナー部をグラインダーにより機械研削して得た。得られたスラブを加熱炉５１で２ 時間加熱して１２００℃とし、抽出した後、デスケーリング装置５２で脱スケールし、幅プレス装置５３でスラブに幅プレスを施し、これを粗圧延機列５４に送給し、粗圧延の各竪ロール５７での幅圧下量０ 〜１５ｍｍの幅圧延を施しながら、 Ｒ１ リバース圧延（１、２ 、３ パス） 及びＲ２、Ｒ３、Ｒ４一方向圧延（４、５ 、６ パス） を行いシートバーとし、さらに、仕上圧延機列５５にて板厚４ 〜７ｍｍ の熱延鋼板に仕上げ、巻き取り装置５６にてコイル状に巻き取った。その後、上述したようにエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。なお、幅プレス装置５３の金型には、面取り量ｔ を種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝Ｈ０−２ｔｍｍ 、カリバー角φ＝ θ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型Ａをそれぞれ用いた。
【００２９】
従来例１の場合、面取りなしのスラブを用い、カリバー溝底長さＬ＝１７０ｍｍ 、カリバー角φ＝３５ ゜としたカリバー溝を有するのカリバー金型Ｂで幅プレスした。従来例２の場合、上記のようにしてスラブコーナー部に面取りを形成したスラブを用い、平金型で幅プレスした。
発明例１〜１０、比較例１〜４及び従来例１、２のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ の測定結果を表１ に示した。
【００３０】
予め、面取り量ｔ を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して５％以上、２５％ 未満とし、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とした面取りを設けたスラブを用い、カリバー金型Ａで幅プレスした本発明例１〜１０では、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を比較例１〜４及び従来例１、２より低減でき、２０ｍｍ以下となっていることがわかる。また、発明例１〜１０のうち、面取り量ｔ を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して７．５％以上、１５％ 以下とし、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とした面取りを設けた発明例２、３並びに５〜１０では、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を１５ｍｍ以下に低減できている。
【００３１】
一方、面取り量ｔ 又は面取り角θが本発明の範囲を外れ、カリバー金型Ａで幅プレスした比較例１〜４の場合、発明例の場合ほどエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を低減できていない。また、面取りなしのスラブを用い、カリバー金型Ｂで幅プレスした従来例１の場合および予め、面取りを設けたスラブを用い、平金型で幅プレスを行った従来例２の場合、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ は３０ｍｍを越えている。
〔実施例２ 〕
厚さ２００ｍｍ 、板幅９００ 〜１６００ｍｍのオーステナイト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．５ｍａｓｓ％ 、Ｍｎ：１．０ｍａｓｓ％ 、Ｎｉ：９ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：１８ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物） 、フェライト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０７ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．３ｍａｓｓ％ 、Ｍｎ：０．４ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：１７ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物） 、およびマルテンサイト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．３ｍａｓｓ％ 、Ｓｉ：０．５ｍａｓｓ％ 、Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：１３ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物） を３ 鋼種それぞれ１００ 枚用意した。その際、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量ｔ をスラブ厚みに対して１０％ 、スラブ厚み方向に対する面取り角θを３５゜とした面取りを形成できるように、短辺鋳型９４につば９５を設けた鋳型を用いて連続鋳造してスラブを得た。得られたスラブを図５ に示す加熱炉５１で２ 時間加熱し、スラブ温度を１１００〜１２００℃とし、抽出した後、デスケーリング装置５２で脱スケールし、幅プレス装置５３で幅プレス量３０〜２００ｍｍ の幅プレスをスラブに施した。これを粗圧延機列５４に送給し、粗圧延の各竪ロール５７での幅圧下量０ 〜１５ｍｍの幅圧延を施しながら、 Ｒ１ リバース圧延（１、２ 、３ パス） 及びＲ２、Ｒ３、Ｒ４一方向圧延（４、５ 、６ パス） を行いシートバーとし、仕上圧延機列５５にて板厚４ 〜８ｍｍ の熱延鋼板に仕上げた後、巻き取り装置５６にてコイル状に巻き取り、その後、上述したように得られたステンレス熱延鋼板に焼鈍、酸洗を施し、各コイル毎のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ を測定した。
【００３２】
結果を図１６に示す。ただし、発明例１１では、上記面取りを形成したスラブにカリバー溝底長さＬ＝ １６０ｍｍ 、カリバー角θ＝３５ ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型Ｃで幅プレスする一方、従来例３では、上記と同様の成分含有量であって同じ厚み、幅の範囲を有する断面が矩形状のスラブを各鋼種それぞれ１００ 枚、連続鋳造し、これらのスラブコーナー部に面取りを設けずにプレス金型に特開平１０−５２７０１号公報記載の凸金型を用いて上記同様に幅プレス及び熱間圧延を施した。凸金型形状は、図１５に示すように、凸部の頂辺長さＤＡを１００ｍｍ（幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して５０％）、凸部の底辺長さＤＢを２２０ｍｍ（幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１１０％） 、凸部の突出高さＤＨを２０ｍｍ（ 幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１０％）とした。
【００３３】
図１６は各鋼種におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ の平均値を示す。従来例３に比べて、予め、スラブコーナーに面取りを形成したスラブを用い、熱間スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型で幅プレスした発明例１１では、エッジシーム疵回り込み量を顕著に低減できていることが分かる。
【００３４】
【発明の効果】
本発明によれば、幅プレス量を大きくした場合でも、全ステンレス鋼種において、幅プレス前のスラブのコーナー部に設けておいた面取り形状をほぼ維持できて、従来の技術以上に熱間圧延の際のエッジシーム疵発生とその回り込みを抑制することができる。この結果、エッジシーム疵発生による幅プレス量の制限がなくなり、連続鋳造機でのスラブ生産能率を高めることができると共にステンレス鋼板の歩留まりの向上が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】鋼板表面のエッジシーム疵を示す模式図である。
【図２】エッジシーム疵の発生過程を示す模式図である。
【図３】（ａ） は鋳型の一部を示す斜視図、（ｂ） は鋳型の断面図である。
【図４】幅プレス時の表面しわ発生の状態を示す模式図である。
【図５】本発明を適用して好適な熱間圧延設備の配置図である。
【図６】（ａ） は幅プレス時の状態を示す平面図、（ｂ） は幅プレス時の状態を示すＸ−Ｘ 断面図である。
【図７】（ａ） は本発明に用いるスラブのコーナー形状を示す斜視図、（ｂ） はコーナー部の拡大図である。
【図８】面取りあり、なしでコーナー部の様子を比較した厚み方向断面模式図である。
【図９】本発明に用いるスラブを得るのに好適な鋳型を示す断面図である。
【図１０】エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ の測定方法を示す図である。
【図１１】本発明の効果を幅プレス量をパラメータにして示すグラフであって、（ａ） は、平金型で幅プレスした場合、（ｂ） はカリバー金型で幅プレスした場合である。
【図１２】カリバー金型を用いて幅プレスした場合の作用を平金型の場合と比較して示す厚み方向断面模式図である。
【図１３】（ａ） 、（ｂ） は、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ に及ぼす面取り量ｔ 、面取り角θの影響をそれぞれ示すグラフである。
【図１４】面取り量ｔ が相違するときの、コーナー部の変化の様子を比較した厚み方向断面模式図である。
【図１５】特開平１０−５２７０１号公報記載の凸金型形状を示す断面図である。
【図１６】本発明の効果を従来例と比較して示すグラフである。
【符号の説明】
１１ 鋼板
１２ 表面欠陥
２１ 被圧延材
２２、 ５８ 水平ロール
２３ 側面しわ
２４ エッジシーム疵
３１、７２、９２ 面取り
３２ 鋳型
４１、 ６１ カリバー金型
４２、 ６２ 、７１、９１ スラブ
４３、表面しわ
Ｗ０ 幅プレス前のスラブ幅
Ｗ１ 幅プレス後のスラブ幅
５１ 加熱炉
５２ デスケーリング装置
５３ 幅プレス装置
５４ 粗圧延機列
５５ 仕上圧延機列
５６ コイラ（巻き取り装置）
５７ 竪ロール
６３ 上傾斜壁面
６４ 下傾斜壁面
６５ 溝底面
６６ 金型平行部
６７ 入側傾斜部
６８ 出側傾斜部
Ｈ０ スラブ厚み
ｔ スラブ厚み方向の面取り量
θ スラブ厚み方向に対する面取り角
Ｌ カリバー溝底長さ
φ カリバー角
９３ 長辺鋳型
９４ 短辺鋳型
９５ つば
１０１ 平金型[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for manufacturing a hot-rolled stainless steel sheet, which can prevent the occurrence of a linear defect called an edge seam flaw generated at an end portion in the width direction of the steel sheet, and can reduce the margin of the steel sheet caused by the generation of the edge seam flaw. The present invention relates to a method for producing a hot rolled stainless steel sheet.
[0002]
[Prior art]
Hot-rolled stainless steel sheets are usually manufactured by continuously casting molten steel adjusted to a predetermined component using a mold to form a slab, heating in a heating furnace, hot rolling, further annealing, pickling, and the like. is there. At this time, after the heated slab is extracted on a hot rolling line, the slab may be width-pressed with a die before hot rolling. By performing the width pressing, the casting width dimension at the time of continuous casting can be consolidated, and the slab production efficiency in the continuous casting machine can be improved.
[0003]
In the hot-rolled stainless steel sheet manufactured in this manner, as schematically shown in FIG. 1, surface defects 12 (referred to as edge seam flaws) extending in the rolling direction at the width edge of the steel sheet 11 are generated. . The formation process of the edge seam flaw in the hot-rolled stainless steel sheet is schematically shown in FIG. In the course of rough rolling of the heated rolled material 21 by the horizontal rolls 22, wrinkles 23 are formed on the side surfaces of the rolled material 21 which are free surfaces during horizontal rolling, and bulges are formed on the side surfaces of the rolled material during subsequent horizontal rolling. Due to the deformation (the side of the rolled material deforms into a barrel shape), the side of the rolled material wraps around the front and back surfaces. At this time, the wrinkles 23 on the side surfaces of the material to be rolled also wrap around the front and back surfaces, resulting in surface defects. This is a surface defect of the hot-rolled stainless steel sheet called an edge seam flaw shown by reference numeral 12 in FIG. 1 and 24 in FIG.
[0004]
Edge seam flaws of a hot-rolled stainless steel sheet often remain on the surface of the steel sheet even when cold-rolled, annealed, and pickled to obtain a cold-rolled steel sheet. In a hot rolled stainless steel sheet and a cold rolled stainless steel sheet whose surface quality is strict, the edge seam flaws are trimmed in the edge width area where the edge seam flaws cannot be formed in the product. For this reason, when edge seam flaws occur, the product yield is significantly reduced. For the reasons described above, in the production of a hot-rolled stainless steel sheet, there is a very strong technical desire to suppress the occurrence of edge seam flaws and improve the product yield.
[0005]
[Problems to be solved by the present invention]
As a technique for reducing the edge seam flaw wraparound amount, for example, Japanese Unexamined Patent Publication No. 63-215338 discloses a mold 32 for a continuous casting machine having a chamfer 31 at a corner of a mold outlet shown in FIG. . Thus, when a thick steel plate is manufactured by using a slab having a chamfer at the corner of the cast slab, it is apparent that the amount of edge seam flaw wraparound can be reduced.
[0006]
However, in slab rolling, the slab is first rolled in the width direction, and tentering rolling for expanding the slab width to a desired width is performed, whereas in hot rolling, such tentering rolling is not performed and stainless steel is used. When manufacturing a hot-rolled steel sheet, a slab width is reduced by performing a width press and then hot rolling is performed. For this reason, even if a chamfer is formed in the slab corner portion in advance, when performing width pressing, the chamfer shape formed in the slab corner portion is significantly deformed, and the effect of suppressing edge seam flaws during hot rolling is reduced. There was an inadequate problem.
[0007]
Further, Japanese Patent Publication No. 4-33521 discloses a width pressing mold having a trapezoidal caliber groove, as schematically shown in FIG. By performing width pressing using a caliber mold, chamfering of the slab corner is possible.
However, in the caliber mold 41 having the caliber groove, the width press amount ΔW (= W 0 -W 1 ) Is about 100 mm or more, the amount of local deformation at the corners of the slab 42 increases, so that wrinkles 43 often occur on the slab surface during width pressing, and the width pressing amount is limited. In FIG. 4, W 0 Is the slab width before width pressing, W 1 Is the slab width after width pressing.
[0008]
Further, Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 10-52701 discloses that a hot slab heated in a heating furnace is subjected to width pressing with a convex mold, and a concave portion is formed at the center in the thickness direction of the side surface of the slab after the width pressing. In the subsequent hot rolling, the bulging amount (width expansion amount) on the side surface of the slab when the thickness is reduced by the horizontal roll is suppressed, and the amount of the side wrinkles wrapping around the front and back surfaces, that is, the amount of the wraparound of the edge seam flaws is reduced. A method for producing a hot-rolled stainless steel sheet is disclosed.
[0009]
However, when a width press is applied to a hot slab having a rectangular cross section, even if the rough rolling conditions are restricted, when the width press amount is 50 mm, the edge seam flaw wrapping amount is 13 mm / one side, and the width press amount is 200 mm, The edge seam flaws reached 15 mm / one side, leaving room for improvement.
The present invention is to solve the above-described problem in the conventional stainless steel plate manufacturing, and can maintain the chamfered shape provided at the corner of the slab before the width pressing even when the width pressing amount is increased. Accordingly, it is an object of the present invention to provide a method for manufacturing a hot-rolled stainless steel sheet which can suppress generation of edge seam flaws during hot rolling and wraparound thereof.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
The present invention is as follows.
1. After heating the stainless steel slab in a heating furnace, applying a width press, and subsequently performing hot rolling, in a method for manufacturing a hot-rolled stainless steel sheet, in advance, the slab is chamfered over the entire length of each corner extending in the longitudinal direction of the slab. A chamfer having a chamfer angle of 5% or more and less than 25% with respect to the thickness and a chamfer angle with respect to the slab thickness direction of 15 ° or more and 45 ° or less is formed, and the width press is used for upper and lower chamfers of the slab. A method for producing a hot-rolled stainless steel sheet, comprising using a caliber mold having a caliber groove including upper and lower inclined wall surfaces and a groove bottom surface.
2. 2. The hot-rolled stainless steel according to the above item 1, wherein the chamfer amount is 7.5% or more and 15% or less with respect to the slab thickness, and the chamfer angle with respect to the slab thickness direction is 15 ° or more and 45 ° or less. Steel plate manufacturing method.
3. The chamfered slab is provided by providing a collar on the casting surface side of the short side mold, and being obtained by continuous casting using a mold assembled with the short side mold sandwiched between the long side molds. 1. Or 2. 3. The method for producing a hot-rolled stainless steel sheet according to item 1.
4. The chamfered slab is obtained by using a continuously cast rectangular slab having a rectangular cross section and machining the corners thereof. Or 2. 3. The method for producing a hot-rolled stainless steel sheet according to item 1.
[0011]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
The method for producing a hot-rolled stainless steel sheet according to the present invention will be described with reference to an example in which a hot rolling facility shown in FIG. 5 is used.
FIG. 5 is a layout diagram of an example of a hot rolling facility suitable for use in the present invention, in which reference numerals 51, 52, 53, 54, 55, and 56 are provided in this order from the upstream side. In the figure, reference numeral 51 denotes a heating furnace, 52 denotes a descaling device, 53 denotes a width pressing device, 54 denotes a row of rough rolling mills, 55 denotes a row of finishing rolling mills, 56 denotes a coiler (winding device), and a row of coarse rolling mills. 54 is provided with four rolling mills having a vertical roll 57 and a horizontal roll 58, and the finishing mill row 55 is provided with seven rolling mills. The width pressing device 53 is provided with a pair of dies. In FIG. 5, a pair of dies are drawn up and down for convenience, but in reality, dies are arranged on both sides in the width direction with the material to be rolled therebetween.
[0012]
In the embodiment of the present invention, after the stainless steel slab is heated in the heating furnace 51, width pressing is performed by a pair of dies of the width pressing device 53, and then hot rolling is performed by the rough rolling mill 54 and the finish rolling mill 55. Then, a hot-rolled stainless steel sheet is obtained. The stainless steel slab is usually a slab obtained by casting molten steel adjusted to a predetermined component with a mold of a continuous casting machine (not shown), and a stainless hot rolled steel sheet having desired characteristics. Therefore, the heating temperature, the exit temperature of the finishing mill, etc. are controlled, and the finish-rolled steel sheet is cooled between the finishing mill row 55 and the coiler 56 and wound on the coiler 56 at a desired winding temperature. After that, it is generally manufactured by annealing, pickling and the like.
[0013]
First, the shape of the slab used in the present invention will be described with reference to FIG.
FIG. 7A is a perspective view of the slab before the width pressing, and FIG. 7B is an enlarged view of a main part showing a shape of a slab corner portion before the width pressing.
In the present invention, width pressing and hot rolling are performed using a slab 71 having a chamfer 72 formed on the entire length in the length direction of the slab corner. The reason for this is that the use of the slab 71 having chamfers formed at the corners of the slab can suppress the occurrence of edge seam flaws during hot rolling and reduce the amount of edge seam flaw wraparound dES. That is, as schematically shown in FIG. 8, in the case of (a) in FIG. 8 in which the chamfer is not formed at the slab corner, the coating is formed in the initial stage to the middle stage of the rough rolling (in the middle of the hot rolling in the figure). Wrinkles 23 occur on the rolled material side surface, and this is accompanied by bulging deformation of the rolled material side surface during the rough rolling stage to finish rolling (in the drawing, the hot rolling latter stage), and when the rolled material side surface wraps around the front and back surfaces, The wrinkles 23 also wrap around the front and back surfaces and become edge seam flaws 24. On the other hand, in the case of FIG. 8B in which the chamfer 72 is formed at the slab corner, the chamfered corner (P A ~ P B ) Tends to wrap around the front and back surfaces of the material to be rolled 21 before wrinkles are formed at the initial stage of rough rolling, and therefore, in the case of a slab with a chamfer, compared to a slab without a chamfer, hot rolling in a later stage of hot rolling is performed. This makes it possible to reduce the wraparound amount dES of the edge seam flaw 24. FIG. 8 is also a schematic sectional view in the thickness direction showing the effect of chamfering provided at the corners of the slab in comparison with the case without chamfering.
[0014]
Here, in order to provide a chamfer on the entire length in the length direction of the corner portion of the slab before the width pressing, a flange 95 is provided on the casting surface side of the short side mold 94, and a pair of long sides is schematically shown in FIG. The slab may be obtained by continuous casting using a mold assembled with a pair of short side molds 94 sandwiched between the molds 93, or a cross section that is continuously cast using a mold whose cross section can be cast in a rectangular shape. It can also be obtained by using a rectangular slab and machining its corners. In addition, when the case where the chamfer is formed at the corner of the slab by casting is compared with the case where the continuously cast cross section is machined at the corner of the rectangular slab, the former performs chamfering without generating debris. Therefore, the former is desirable from the viewpoint of yield. The machining can be performed by mechanically grinding the slab with a grinder or the like before charging the slab into the heating furnace. However, the slab temperature at the time of machining is not particularly limited.
[0015]
Next, the reason why the width press is performed with the caliber mold on the slab having the chamfer 72 formed at the slab corner in advance as described above will be described with reference to FIG.
FIG. 6A is a plan view showing the shape of the press die, and FIG. 6B is a sectional view taken along line XX in FIG. 6A. Reference numeral 61 denotes a pair of press dies arranged with the slab transfer path line interposed therebetween. In this case, as shown in FIG. The mold parallel portion 66 and the exit side slope portion 68 following the entry-side inclined portion 67 have a caliber groove, for example, as shown in FIG. The entrance side inclined section 67 and the exit side inclined section 68 are also provided with similar caliber grooves on the side that comes into contact with the slab 62. The caliber groove has upper and lower inclined wall surfaces 63 and 64 and a groove bottom surface 65. Here, the symbol φ in FIG. 6B is a caliber angle, and the caliber angle φ is an angle between the upper inclined wall surface 63 and the groove bottom surface 65, and the lower inclined wall surface 64 and the groove bottom surface 65, respectively, and L is Caliber groove bottom length. In the width press, the caliber mold 61 is reciprocated, for example, in the slab width direction perpendicular to the slab conveyance direction, and when the molds are closed, the width of the slabs 62 is reduced to adjust the slab width to separate the molds. At times, a series of operations for transporting the slab 62 in the slab transport direction by a predetermined amount is repeated, so that the width of the slab 62 is reduced in width over the entire length of the slab.
[0016]
At this time, in the present invention, the width press is performed by a caliber mold 61 having a caliber groove formed by upper and lower inclined wall surfaces 63 and 64 and a groove bottom surface 65 which engage with the upper and lower chamfers of the slab. The reason for this is to maintain the chamfered shape of the slab corner provided before the width pressing even after the width pressing. For this reason, the caliber groove shape of the caliber mold 61 should be such that the caliber groove bottom length L is equal to H0-2t and the caliber angle φ is equal to the chamfer angle θ so that the chamfered shape formed at the slab corner portion can be maintained. It is desirable that the caliber groove bottom length L be in the range of 90 to 110% of H0-2t and the caliber angle φ be in the range of 80 to 120% of the chamfer angle θ. H0 is the slab thickness, and t is the amount of surface cut in the slab thickness direction. (See Fig. 7)
Here, in order to show the effect of the width press using a caliber mold, L = H0-2t (= 140 mm), θ = φ (= 45), with the shape of the caliber groove corresponding to the chamfered shape provided in advance at the slab corner. The following describes Experiment 1 in which i) was used.
[0017]
In the experiment 1, a SUS430 stainless steel slab having a thickness of 200 mm and a width of 1200 mm was used, and the chamfer amount t in the slab thickness direction shown in FIG. 7 was 30 mm (15% with respect to the slab thickness H0 before the width pressing), with respect to the slab thickness direction. A chamfer with a chamfering angle θ of 45 ° is provided on a plurality of slabs before the width pressing, and is subjected to width pressing and hot rolling in a hot rolling facility shown in FIG. And The edge seam flaw wraparound amount dES in the obtained hot rolled stainless steel sheet was measured. As a comparative example, a slab having a rectangular section without chamfer was subjected to width pressing and hot rolling under the same conditions, and the edge seam flaw wraparound amount dES was measured in the same manner. As shown in FIG. 10, the edge seam flaw wrap-around amount dES is obtained by hot-rolling, pickling, and annealing stainless hot-rolled steel sheets at the center in the longitudinal direction, as shown in FIG. The distance dESi (dES1, dES2,...) From the edge seam flaw generated in the above to the adjacent plate width edge was measured on both the left and right sides of the front and back surfaces of the steel sheet, and the average value thereof was defined as the edge seam flaw wraparound amount dES. . In Experiment 1, an experiment was also conducted in which a flat mold and a caliber mold were incorporated into the width press device 53, and the width press amount was variously changed for each slab to perform width press.
[0018]
FIG. 11 (a) shows the relationship between the width press amount ΔW and the edge seam flaw wrap amount dES when performing the width press with the flat mold, and the width press amount ΔW and the edge seam flaw wrap when performing the width press with the caliber mold. FIG. 11B shows the relationship between the quantity dES.
From the results shown in FIG. 11 (a), when width pressing is performed with a flat die, when the width pressing amount ΔW = 0 and 50 mm, there is an effect of forming a chamfer at the slab corner, but when the width pressing amount ΔW increases. The effect of forming the chamfer at the slab corner is not seen. This is because, when width pressing is performed by the flat mold 101 as schematically shown in FIG. 12A, if the width pressing amount ΔW is increased, the chamfered shape provided before the width pressing is lost. It is considered that the above-described chamfering effect could not be exerted at the time of hot rolling subsequent to the above.
[0019]
On the other hand, as shown in FIG. 11B, when the width press is performed by the caliber mold, if the chamfer is formed in the slab corner in advance, even if the width press amount ΔW in the caliber mold 41 becomes large, The edge seam flaw wraparound amount dES is small. This is because, as schematically shown in FIG. 12 (b), even when the width pressing amount ΔW is large, the local deformation amount of the slab corner does not increase, and wrinkling on the slab surface can be prevented, and It is considered that the chamfered shape of the slab corner portion was maintained, and the effect of the chamfer at the time of the hot rolling described above was maintained. In addition, even if it is width-pressed with a caliber mold, if the chamfer is not formed in advance in the slab corner, as the width-pressing amount ΔW increases, the edge seam flaw wrap-around amount dES increases. It is considered that the wrinkles 43 occurred on the slab surface during width pressing because the amount of local deformation of the slab corner portion was increased (see FIG. 4).
[0020]
That is, even if the width press amount ΔW is increased, in order to reduce the edge seam flaw wraparound amount dES, it is necessary to previously width-press the slab having chamfers formed at the slab corners with the above-described caliber mold having the caliber grooves. It turns out that there is.
Next, the chamfering amount t 1 over the entire length of each corner portion extending in the longitudinal direction of the slab is limited to 5% or more and less than 25% with respect to the slab thickness, and the chamfer angle θ with respect to the slab thickness direction is limited to 15 ° or more and 45 ° or less. Experiment 2-1 and Experiment 2-2 that led to this will be described.
[0021]
In Experiment 2-1, a plurality of SUS430 stainless steel slabs each having a thickness of 200 mm and a width of 1200 mm were prepared, and the chamfer amount t in the slab thickness direction before the width pressing was set in advance in the entire length of the corner portion of the slab 71 before the width pressing. The slab thickness H0 is changed in steps of 2.5% in the range of 0 to 25% to form a chamfer with a chamfer angle θ of 45 ° with respect to the slab thickness direction, and the hot-rolling equipment shown in FIG. The sheet was subjected to width pressing and hot rolling, and the edge seam flaw wraparound amount dES of the obtained stainless hot rolled stainless steel sheet having a thickness of 4 mm was measured. At that time, in Experiment 2-1, the die of the width pressing device 53 was set to the caliber groove bottom length L = H0-2tmm and the caliber angle φ = 45 ° in accordance with the slab in which the chamfer amount t was variously changed. Each caliber mold having a caliber groove was used, and the width press amount was set to ΔW = 200 mm.
[0022]
In Experiment 2-2, a plurality of SUS430 stainless steel slabs having a thickness of 200 mm and a width of 1200 mm were prepared, and the chamfer amount t in the slab thickness direction was previously set to the length in the length direction of the corner portion of the slab 71 before the width pressing. A chamfer having a chamfer angle of 15% with respect to the previous slab thickness H0 and a chamfer angle θ of 0, 5, 15, 30, 45, 60 ° with respect to the slab thickness direction is formed, and the hot-rolling equipment shown in FIG. Width press and hot rolling were performed, and the edge seam flaw wraparound amount dES of the obtained stainless hot rolled stainless steel sheet having a thickness of 4 mm was measured. At that time, in Experiment 2-2, according to the slab having variously changed chamfer angles θ, the die of the width pressing device 53 had a caliber groove bottom length L = 160 mm and a caliber groove φ = θ ゜. And a width press amount ΔW = 200 mm 2.
[0023]
FIG. 13A shows the edge seam flaw wrap amount dES when the chamfer amount t is changed for each slab, and FIG. 13B shows the edge seam flaw wrap amount dES when the chamfer angle θ is changed for each slab.
From the results shown in FIG. 13 (a), by setting the chamfer amount t 1 in the slab thickness direction to 5% or more and less than 25% with respect to the slab thickness H0 before the width pressing, the edge seam flaw wraparound amount dES becomes 20 mm or less. It can be seen that the edge seam flaw encircling amount dES can be reduced to 15 mm or less by setting it to 7.5% or more and 15% or less. From the results shown in FIG. 13B, when the chamfer angle θ in the slab thickness direction is less than 15 °, the effect of the chamfer becomes insufficient, while the chamfer angle θ in the slab thickness direction exceeds 45 °. Also in this case, the effect of chamfering becomes insufficient, and the edge seam flaw wraparound amount dES increases.
[0024]
From the above experimental results, in the present invention, the chamfer amount t 2 over the entire length of each corner portion extending in the longitudinal direction of the slab is 5% or more and less than 25% with respect to the slab thickness, and the chamfer angle θ with respect to the slab thickness direction is 15 ° or more. , 45 ° or less. Further, t 1 over the entire length of each corner portion extending in the longitudinal direction of the slab is 7.5% or more and 15% or less with respect to the slab thickness, and the chamfer angle θ with respect to the slab thickness direction is 15 ° or more and 45 ° or less. However, it is preferable because the amount of edge seam flaws can be further reduced.
[0025]
FIG. 14 explains the reason why the edge seam flaw wraparound amount dES cannot be reduced if the chamfer amount t in the slab thickness direction is 25% or more of the slab thickness H0 before width pressing. FIG. 14 is a diagram schematically showing the appearance of the corner portion. For example, when the chamfer amount t in the slab thickness direction is 10% of the slab thickness H0 before width pressing, the chamfer formed in the slab corner portion is shown. P equivalent to 72 A ~ P B No side wrinkles 23 occur between them, and the amount of edge seam flaws 24 wraparound can be reduced as compared to the case without chamfering. On the other hand, when the chamfer amount t in the slab thickness direction is 25% of the slab thickness H0 before the width pressing, the P value corresponding to the chamfer 72 formed at the slab corner portion is obtained. A ~ P B Until the space completely goes around the front and back surfaces of the material 21 to be rolled, several passes of rolling by horizontal rolls are performed. A It is considered that side wrinkles 23 are formed closer to the side. In this case, as can be seen from the side surface portion of the material to be rolled 21 in the middle stage of rough rolling (middle stage of hot rolling in the figure), P A Due to the occurrence of the side wrinkles 23, the wrap-around amount dES of the edge seam flaws 24 in the latter half of hot rolling is larger than the case where the chamfer amount t is less than 25% of the slab thickness H0 before the width pressing. It will be.
[0026]
【Example】
[Example 1]
A 200 mm thick, 1300 mm wide ferrite stainless steel slab obtained by continuous casting (C: 0.07 mass%, Si: 0.3 mass%, Mn: 0.1 mass%, Cr: 16.5 mass%, balance Fe And inevitable impurities), a chamfer as shown in Table 1 was formed in advance at each corner of the slab for each slab, and then width pressing and hot rolling were performed in a hot rolling facility shown in FIG.
[0027]
[Table 1]
[0028]
At that time, in the case of the invention examples 1 to 10 and the comparative examples 1 to 4, the slabs with chamfers were continuously cast slabs having a rectangular cross-section, and the slab yard on the charging side of the heating furnace 51 was used. Was obtained by mechanical grinding with a grinder. The obtained slab was heated in a heating furnace 51 for 2 hours to 1200 ° C., extracted, descaled by a descaling device 52, subjected to width pressing on the slab by a width pressing device 53, and then subjected to a rough rolling mill line 54. R1 reverse rolling (1, 2, 3 passes) and R2, R3, R4 unidirectional rolling (4, (5, 6 passes) to form a sheet bar, and further, a finishing rolling mill train 55 finished a hot-rolled steel sheet having a thickness of 4 to 7 mm, and wound it into a coil by a winding device 56. Thereafter, the edge seam flaw wraparound amount dES was measured as described above. The die of the width pressing device 53 has a caliber groove having a caliber groove bottom length L = H0-2tmm and a caliber angle φ = θ ゜ according to the slab having variously changed chamfer amounts t 1. A was used for each.
[0029]
In the case of Conventional Example 1, using a slab without chamfering, width pressing was performed with a caliber mold B having a caliber groove with a caliber groove bottom length L = 170 mm and a caliber angle φ = 35 °. In the case of Conventional Example 2, a slab having chamfers formed at the slab corners as described above was used and width-pressed with a flat mold.
Table 1 shows the measurement results of the edge seam flaw wraparound amount dES of Invention Examples 1 to 10, Comparative Examples 1 to 4, and Conventional Examples 1 and 2.
[0030]
Using a slab having a chamfering amount t 1 of 5% or more and less than 25% with respect to the slab thickness H0 before the width pressing, and a chamfering angle θ of 15 ° or more and 45 ° or less with respect to the slab thickness direction, In Examples 1 to 10 of the present invention, which were width-pressed with the caliber mold A, the edge seam flaw wraparound amount dES could be reduced to 20 mm or less than Comparative Examples 1 to 4 and Conventional Examples 1 and 2. Further, among the invention examples 1 to 10, the chamfer amount t 1 is set to 7.5% or more and 15% or less with respect to the slab thickness H0 before the width pressing, and the chamfer angle θ with respect to the slab thickness direction is set to 15 ° or more and 45 ° or less. In the invention examples 2, 3 and 5 to 10 provided with the chamfer, the edge seam flaw wraparound amount dES can be reduced to 15 mm or less.
[0031]
On the other hand, the chamfer amount t or the chamfer angle θ is out of the range of the present invention, and in Comparative Examples 1 to 4 in which the width is pressed by the caliber mold A, the edge seam flaw wraparound amount dES cannot be reduced as much as the invention example. In the case of Conventional Example 1 in which a slab without chamfering was used and the width was pressed with a caliber mold B, and in the case of Conventional Example 2 in which a slab with a chamfer was used and width pressing was performed with a flat mold, edge seam flaws were observed. The wraparound amount dES exceeds 30 mm.
[Example 2]
Austenitic stainless steel slab having a thickness of 200 mm and a plate width of 900 to 1600 mm (C: 0.05 mass%, Si: 0.5 mass%, Mn: 1.0 mass%, Ni: 9 mass%, Cr: 18 mass%, the balance Fe and Inevitable impurities), ferritic stainless steel slabs (C: 0.07 mass%, Si: 0.3 mass%, Mn: 0.4 mass%, Cr: 17 mass%, balance Fe and inevitable impurities), and martensitic stainless steel slab (C: 0.3 mass%, Si: 0.5 mass%, Mn: 0.5 mass%, Cr: 13 mass%, balance Fe and unavoidable impurities) 100 steel sheets of each of three steel types were prepared. At this time, the short side mold 94 is formed so as to form a chamfer with the chamfer amount t 1 at 10% of the slab thickness and the chamfer angle θ with respect to the slab thickness direction of 35 ° over the entire length of each corner portion extending in the longitudinal direction of the slab. A slab was obtained by continuous casting using a mold provided with a brim 95. The obtained slab is heated in a heating furnace 51 shown in FIG. 5 for 2 hours, the slab temperature is set to 1100 to 1200 ° C., extracted, descaled by a descaling device 52 and width-pressed by a width press device 53 to 30 to 300 ° C. A 200 mm width press was applied to the slab. This is fed to the row of rough rolling mills 54, and while performing width rolling with a width reduction of 0 to 15 mm on each vertical roll 57 of the rough rolling, R1 reverse rolling (1, 2, 3 passes) and R2, R3, R4 unidirectional rolling (4, 5 and 6 passes) is performed to form a sheet bar. After finishing into a hot-rolled steel sheet having a thickness of 4 to 8 mm by a finishing mill row 55, it is wound into a coil by a winding device 56. Then, the hot-rolled stainless steel sheet obtained as described above was annealed and pickled, and the edge seam flaw wraparound amount dES of each coil was measured.
[0032]
FIG. 16 shows the results. In Inventive Example 11, however, the slab having the chamfer was pressed with a caliber mold C having a caliber groove having a caliber groove bottom length L = 160 mm and a caliber angle θ = 35 °. A slab having the same component content as above but having the same range of thickness and width and having a rectangular cross-section was continuously cast in 100 pieces of each steel type, and these slab corners were formed into a press die without chamfering. Width pressing and hot rolling were performed in the same manner as described above using a convex mold described in JP-A-10-52701. As shown in FIG. 15, the convex mold has a convex portion having a top length DA of 100 mm (50% of the slab thickness H0 before width pressing) and a convex bottom length DB of 220 mm (width pressing). The slab thickness H0 before the pressing was 110%, and the protrusion height DH of the projection was 20 mm (10% relative to the slab thickness H0 before the width pressing).
[0033]
FIG. 16 shows the average value of the edge seam flaw wraparound amount dES for each steel type. Compared to Conventional Example 3, using a slab in which a chamfer is formed at a slab corner in advance, using a caliber mold having upper and lower inclined wall surfaces engaging with upper and lower chamfers of a hot slab and a caliber groove including a groove bottom surface. It can be seen that the width-pressed invention example 11 significantly reduced the edge seam flaw wraparound amount.
[0034]
【The invention's effect】
According to the present invention, even when the width pressing amount is increased, in all stainless steel types, the chamfered shape provided at the corner of the slab before the width pressing can be substantially maintained, and the hot rolling of the hot rolling is more than the conventional technology. The occurrence of edge seam flaws and the wraparound can be suppressed. As a result, the limitation of the width press amount due to the occurrence of edge seam flaws is eliminated, the slab production efficiency in the continuous casting machine can be increased, and the yield of stainless steel sheets can be improved.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic diagram showing edge seam flaws on a steel sheet surface.
FIG. 2 is a schematic view showing a process of generating an edge seam flaw.
3A is a perspective view showing a part of a mold, and FIG. 3B is a sectional view of the mold.
FIG. 4 is a schematic diagram showing a state of occurrence of surface wrinkles during width pressing.
FIG. 5 is a layout diagram of a hot rolling facility suitable for applying the present invention.
6A is a plan view showing a state at the time of width pressing, and FIG. 6B is a sectional view taken along line XX showing a state at the time of width pressing.
7A is a perspective view showing a corner shape of a slab used in the present invention, and FIG. 7B is an enlarged view of a corner portion.
FIG. 8 is a schematic cross-sectional view in the thickness direction comparing a state of a corner portion with and without a chamfer.
FIG. 9 is a sectional view showing a mold suitable for obtaining a slab used in the present invention.
FIG. 10 is a diagram showing a method of measuring an edge seam flaw wraparound amount dES.
11A and 11B are graphs showing the effect of the present invention with the width press amount as a parameter, wherein FIG. 11A shows a case where the width is pressed with a flat mold, and FIG. 11B shows a case where the width is pressed with a caliber mold. .
FIG. 12 is a schematic cross-sectional view in the thickness direction showing an operation when width pressing is performed using a caliber mold, in comparison with a flat mold.
FIGS. 13A and 13B are graphs respectively showing the effects of the chamfer amount t and the chamfer angle θ on the edge seam flaw wrap amount dES.
FIG. 14 is a schematic cross-sectional view in the thickness direction comparing changes in corner portions when the chamfer amount t is different.
FIG. 15 is a sectional view showing a convex mold shape described in JP-A-10-52701.
FIG. 16 is a graph showing the effect of the present invention in comparison with a conventional example.
[Explanation of symbols]
11 Steel plate
12 Surface defects
21 Rolled material
22, 58 Horizontal roll
23 Side wrinkles
24 Edge seam flaw
31, 72, 92 chamfer
32 mold
41, 61 Caliber mold
42, 62, 71, 91 Slab
43, surface wrinkles
W 0 Slab width before width pressing
W 1 Slab width after width pressing
51 heating furnace
52 Descaling device
53 width press
54 Rough rolling mill train
55 Finishing mill train
56 coiler (winding device)
57 Vertical Roll
63 Top inclined wall
64 Lower inclined wall
65 Groove bottom
66 Mold parallel part
67 Entry side slope
68 Exit side slope
H0 slab thickness
t Chamfer amount in slab thickness direction
θ Chamfer angle to slab thickness direction
L Caliber groove bottom length
φ Caliber angle
93 Long side mold
94 Short side mold
95 brim
101 Flat mold
