JP2005103600A - 高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延を行う際に、被圧延材のエッジ部に割れが発生するのを防止できる熱間圧延方法を提供する。
【解決手段】 本発明の方法は、Ｎｉを２５．０ｍａｓｓ％以上８５．０ｍａｓｓ％以下含む高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延方法であって、熱間圧延での最初の長手方向圧延を行う前に、幅方向の両端側から幅圧下を施すことを特徴とする。好ましくは、前記幅圧下の量を、下記の条件を満たす範囲で設定する：Ｈ＜２５０ｍｍのとき，ΔＷ≧１５×Ｈ／２５０；Ｈ≧２５０ｍｍのとき，ΔＷ≧１５。但し、Ｈはスラブの厚さ（ｍｍ）、ΔＷは幅圧下の量（ｍｍ）である。前記幅圧下は、エッジャーロールを用いて、あるいは、サイジングプレスを用いて行うことができる。
【選択図】 図２

Description

本発明は、高Ｎｉ合金鋼薄板の製造に用いられる連続鋳造スラブの熱間圧延方法に係り、特に、圧延の際にエッジ部に発生する割れを防止するための熱間圧延方法に係る。

Ｎｉを２５．０〜８５．０ｍａｓｓ％含む高Ｎｉ合金鋼は、室温から３００℃までの温度域の熱膨張が小さい材料として、ＣＲＴ用シャドウマスクやｌＣリードフレームなどに広く用いられている。高Ｎｉ合金鋼は、電気炉で溶解された後、インゴットの分塊圧延あるいは連続鋳造によりスラブにされ、熱間圧延及び冷間圧延を経て薄板に加工される。近年、生産性向上の観点から、連続鋳造スラブを用い、粗圧延機及び仕上圧延機が直列に配置された連続式の薄板用熱間圧延ミルを用いて熱間圧延を行う方法が指向されつつある。

高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブは、熱間加工性が極めて低く、熱間圧延の際に被圧延材の幅方向の端部（以下、エッジ部と呼ぶ）にしばしば、例えば延性エッジ割れが発生する。このようなエッジ割れが発生すると、その後の冷間圧延の際に被圧延材の破断を引き起こし易く、生産性を阻害するだけでなく、製品としても不良部分となるため、歩留まりが低下する原因となる。

高Ｎｉ合金鋼の熱間圧延の際のエッジ割れを軽減する方法として、従来より幾つかの方法が提案されている。

特開昭６０−１５９１５７号公報（特許文献１）には、高Ｎｉ合金鋼の熱間加工性を向上させる目的でＢ（硼素）を添加した合金が開示されている。具体的には、Ｂを０．００１〜０．０３ｍａｓｓ％添加し、または、Ｂを０．００１〜０．０３ｍａｓｓ％添加し且つＴｉを０．００５〜０．３％複合添加することによって、熱間加工性の向上を図っている。この方法は、Ｂの添加によって溶製コストの上昇を招くという問題がある。また、製品の用途によっては、ＢあるいはＴｉの添加が、要求されている特性に悪影響を及ぼす可能性がある。

特開平０５−０６５６０７号公報（特許文献２）には、６５〜８５％Ｎｉ合金鋼スラブを熱間圧延するのに際し、長手方向の両端部を除く４面を金属板で包囲して１回目の熱間圧延を行い、次いで、この金属板を除去した後、２回目の熱間圧延を行うプロセスが開示されている。この方法は、生産能率が低下するとともに、製造コストの上昇をもたらすという問題がある。

また、特開昭６２−２２４４０７号公報（特許文献３）には、板厚の厚い難加エ性金属材料を対象にして、鋳造後のスラブを熱間圧延する際、先ず、両長手側端面にエッジング加工を施し、次いで、幅出し圧延を行い、それから被圧延材を９０度回転させた後、両幅側端面にエッジング加工を施し、次いで、長手方向圧延を行うプロセスが開示されている。

この方法は、いわゆる厚板と呼ばれる製品、即ち、熱間圧延終了後に製品をコイル状に巻き取らない製品を対象とするものであり、幅出しのために被圧延材を９０度回転させながら往復させて長手方向圧延及び幅出し圧延を交互に行う厚板用の圧延機において採用されるプロセスである。従って、この方法を、高Ｎｉ合金鋼の薄板を製造する際に使用される連続式の薄板用熱間圧延ミルに適用することはできない。
特開昭６０−１５９１５７号公報 特開平０５−０６５６０７号公報 特開昭６２−２２４４０７号公報

本発明は、以上のような従来の高Ｎｉ合金鋼の熱間圧延方法の問題点に鑑みて成されたもので、本発明の目的は、高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延を行う際に、被圧延材のエッジ部に発生する割れを防止することができる熱間圧延方法を提供することにある。

本発明の高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法は、Ｎｉを２５．０ｍａｓｓ％以上８５．０ｍａｓｓ％以下含む高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延方法であって、最初の長手方向圧延を行う前に、幅方向の両端側から幅圧下を施すことを特徴とする。

本発明の方法によれば、高温に加熱された高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブに、最初の長手方向圧延を行う前に幅圧下を施すことによって、幅方向端部の鍛錬を行う。これにより、幅方向端部で金属組織の再結晶が誘発され、延性などの機械的性質が著しく向上する。その結果、それに続く長手方向圧延の際にエッジ部に発生する割れを抑制することができる。

本発明の熱間圧延方法において、好ましくは、前記幅圧下の量を、下記の条件を満たす範囲で設定する：
Ｈ＜２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５×Ｈ／２５０
Ｈ≧２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５
但し、Ｈは連続鋳造スラブの厚さ（ｍｍ）、ΔＷは幅圧下の量（ｍｍ）である。

前記幅圧下は、好ましくは、エッジャーロールを用いて行う。その場合、好ましくは、前記幅圧下の量を１００ｍｍ以下に抑える。

また、前記幅圧下を、サイジングプレスによって行うこともできる。その場合、好ましくは、前記幅圧下の量を４００ｍｍ以下に抑える。

本発明によれば、高Ｎｉ合金鋼薄板を製造する際に、被圧延材のエッジ部に発生する割れを防止することができる。これによって、熱間圧延の生産能率が向上するとともに、製品の歩留りも向上する。

以下、本発明の実施の形態について説明する。

背景技術の項において述べた如く、高Ｎｉ合金鋼は、熱間加工性が劣るため、熱間圧延時に被圧延材のエッジ部に割れが発生し易い。これは、高Ｎｉ合金鋼を鋳造した後のスラブの金属組織（以下、鋳造組織と呼ぶ）は結晶粒界が著しく弱いため、応力が作用した際に粒界を起点とする亀裂が発生し易いことに起因している。鋳造時のスラブ冷却速度の速い連続鋳造スラブは、特にこの傾向が強い。即ち、このような延性の低い材料を熱間圧延した場合、被圧延材の幅方向への塑性流動が生じるエッジ部においては、被圧延材長手方向に引張応力が作用して割れが発生する。これに対して、外部からひずみを与えて高温下で再結晶させた組織（以下、加工組織と呼ぶ）は、熱間加工性が良好で、エッジ部に割れが発生しにくい。

本発明者らは、高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延において、エッジ割れを防止するためには、最初の長手方向圧延の前に、幅圧下を施し、スラブのエッジ部の金属組織を鋳造組織から加工組織に変化させてから、長手方向圧延を行うことが極めて有効であることを見出し、本発明を完成させた。

図１に、３６ｍａｓｓ％のＮｉを含む高Ｎｉ合金鋼において、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブを用いて、熱間圧延（多くの場合、粗圧延）での最初の長手方向圧延の前に幅圧下を施したときの圧下量と、熱間圧延終了後の熱間圧延コイルのエッジ部に発生した割れ（以下、エッジ割れと呼ぶ）との関係を示す。

ここで、幅圧下は、図３に示すようなスラブに幅方向の圧延を施すための竪ロール（以降、エッジャーロールと呼ぶ）を用いて行った。図３において、１はスラブ、２はエッジャーロールを表わし、Ｗはスラブの幅、Ｈは厚さ、Ｌは長さを表わしている。幅圧下量（ΔＷ）は、エッジャーロールによる幅方向の圧延の前後での幅変化量（Ｗ−Ｗ’）で定義した。また、エッジ割れの評価に関しては、熱間圧延コイルの長手方向全長に渡ってエッジ割れを観察し、その最大深さ（熱間圧延コイルを平面状に展開して幅方向端部からエッジ割れの先端までの距離）を用いて定量化した。

エッジ割れ深さ（Ｅ）が５ｍｍを超えると、次工程の冷間圧延の際に破断が発生し易くなるので、エッジ不良と見なされるレベルである。図１の中で、エッジ割れ深さ（Ｅ）が５ｍｍ以上となった場合を×印、５ｍｍ未満の場合を○印で示している。
図１によると、幅圧下量が小さくなるとエッジ割れ深さ（Ｅ）が増大し、一方、幅圧下量が１５ｍｍ以上になるとエッジ割れが抑制されることが分かる。従って、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブの場合には、熱間圧延での最初の長手方向圧延の前に、少なくとも１５ｍｍの幅圧下を施すことにより、エッジ割れを防止することができることが分かる。

更に、厚さが異なる連続鋳造スラブについて、同様な方法を用いて、エッジ割れを防止するための幅圧下量の下限値について調べた結果、図２のような関係にあることが分かった。即ち、連続鋳造スラブの厚さ（Ｈ）が２５０ｍｍ以上の場合には、エッジ割れを防止するための幅圧下量（ΔＷ）の下限値は１５ｍｍであるが、厚さ（Ｈ）が２５０ｍｍ未満の場合には、エッジ割れを防止するための幅圧下量の下限値が厚さ（Ｈ）に比例して小さくなる。その関係は次の式で表される：

Ｈ＜２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５×Ｈ／２５０…（１）
Ｈ≧２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５ …（２）

このように、熱間圧延での最初の長手方向圧延の前の幅圧下量の下限値は、上記の式（１）（２）で与えられるが、エッジ割れ防止の観点からは幅圧下量が大きい方が望ましい。しかしながら、幅圧下量を大きくした場合には、被圧延材のエッジ部に長手方向に筋状に現れる表面欠陥（エッジシーム傷と呼ばれている）が発生し易くなる。このエッジシーム傷は、エッジャーロールで幅圧下を施した場合には、幅圧下量が１００ｍｍを超えると現れ始める。従って、幅圧下量は１００ｍｍ以下に抑えることが望ましい。

なお、連続鋳造スラブの幅圧下を、図４に示すようなサイジングプレスを用いて施すことも可能である。図４において、１はスラブ、３はプレス用金型を表わす。サイジングプレスでは、プレス用金型３をスラブ１の幅方向に垂直に往復運動させながら幅圧下を施す。このようなサイジングプレスを用いて幅圧下を施した場合にも、先に示した図１及び図２と同様な幅圧下量（ΔＷ）とエッジ割れ深さ（Ｅ）の関係が得られることが確認された。

但し、サイジングプレスを用いて幅圧下を施す場合には、エッジャーロールを用いた場合と比べてエッジシーム傷が発生しにくい。即ち、幅圧下量が４００ｍｍを超えるまではエッジシーム傷は発生せず、４００ｍｍを超えると現れ始める。従って、サンジングプレスを用いて幅圧下を施す場合には、幅圧下量は４００ｍｍ以下に抑えることが望ましい。

また、図１および図２の関係は、３６ｍａｓｓ％のＮｉを含む高Ｎｉ合金鋼に限らず、Ｎｉを２５．０〜８５．０ｍａｓｓ％含む次に述べるような高Ｎｉ合金鋼について成り立つことが、ここに示さない別途の実験により確認されている。

それらの高合金鋼は、表１に示すような主にＩＣリードフレームに用いられる４２ｍａｓｓ％のＮｉを含む高Ｎｉ合金鋼、表２に示すような主にバイメタルに用いられる２０ｍａｓｓ％のＮｉを含む高Ｎｉ合金鋼、及び表３に示すような主に磁気シールドなどの電子材料に用いられる８５ｍａｓｓ％のＮｉを含む高Ｎｉ合金鋼などである。

（例１）
本発明を、幅圧下用のエッジャー圧延機、２スタンドの粗圧延機（長手方向圧延用）及び７スタンドの仕上圧延機（長手方向圧延用）を備えた連続式の薄板用熱間圧延ミルで実施した結果について説明する。

高Ｎｉ合金鋼として、表４に示す化学組成（ｍａｓｓ％）を有する連続鋳造スラブを使用した。表５に、実施例および比較例について、スラブ寸法、圧延の条件及びエッジ割れの評価結果を示す。実施例及び比較例とも、スラブの長さを共通にし、スラブの幅については後述の幅圧下量に相当する分を予め上乗せした寸法とした。加熱温度は、いずれも１２３０℃で同一とした。

実施例１〜３では、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にエッジャーロールでそれぞれ１５ｍｍ、２０ｍｍ、３０ｍｍの幅圧下を施し、その後、粗圧延での総圧下率を８６％、仕上圧延での総圧下率を９０％として長手方向圧延をし、３．５ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。実施例４では、厚さ２００ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にエッジャーロールで１２ｍｍの幅圧下を施し、その後、実施例１〜３と同様の総圧下率で粗圧延及び仕上圧延をし、２．８ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。実施例５では、厚さ１５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にエッジャーロールで９ｍｍの幅圧下を施し、その後、実施例１〜３と同様の総圧下率で粗圧延及び仕上圧延をし、２．１ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。

一方、比較例１では、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にエッジャーロールで１０ｍｍの幅圧下を施し、その他の条件は実施例１〜３と同一とした。比較例２では、エッジャーロールでの幅圧下を施さず、その他の条件は実施例１〜３と同一とした。

仕上圧延後、熱間圧延コイルとして巻き取った高Ｎｉ合金鋼帯のエッジ割れの評価は、長手方向全長に渡ってエッジ割れを観察し、エッジ割れが最も顕著であった部分について、熱間圧延コイルの幅方向端部からエッジ割れの先端までの距離（Ｅ）を測定することによって行った。表２の中には、エッジ割れ深さ（Ｅ）の測定結果も示されている。ここで、エッジ割れの評価として、エッジ割れ深さ（Ｅ）が５ｍｍ未満の場合を良好（○印）、５ｍｍ以上の場合を不良（×印）とした。実施例１〜５では、いずれでもエッジ割れの評価は良好（○印）であったが、比較例１、２では不良（×印）であった。

（例２）
本発明を、幅圧下用のサイジングプレス、２スタンドの粗圧延機（長手方向圧延用）及び７スタンドの仕上圧延機（長手方向圧延用）を備えた薄板用熱間圧延ミルで実施した結果について説明する。

高Ｎｉ合金鋼として、先に表１に示した化学組成を有する連続鋳造スラブを使用した。表６に、実施例および比較例について、スラブ寸法、圧延の条件及びエッジ割れの評価結果を示す。実施例及び比較例とも、スラブの長さを共通にし、スラブの幅については後述の幅圧下量に相当する分を予め上乗せした寸法とした。加熱温度は、いずれも１２３０℃で同一にした。

実施例１１〜１３では、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にサイジングプレスでそれぞれ１５ｍｍ、１００ｍｍ、２００ｍｍの幅圧下を施し、その後、粗圧延での総圧下率を８７％、仕上圧延での総圧下率を９２％として長手方向圧延をし、２．６ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。実施例１４では、厚さ２００ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にサイジングプレスで１２ｍｍの幅圧下を施し、その後、実施例１１〜１３と同様の総圧下率で粗圧延及び仕上圧延をし、２．１ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。実施例１５では、厚さ１５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、熱間圧延の前にサイジングプレスで９ｍｍの幅圧下を施し、その後、実施例１１〜１３と同様の総圧下率で粗圧延及び仕上圧延をし、１．６ｍｍの厚さまで圧下して熱間圧延コイルとして巻き取った。

一方、比較例１１では、厚さ２５０ｍｍの連続鋳造スラブを用い、サイジングプレスでの幅圧下を施さず、その他の条件は実施例１１〜１３と同一とした。

仕上圧延後の高Ｎｉ合金鋼帯のエッジ割れの評価は、先の例１と同様な方法によって行った。表６の中には、エッジ割れ深さ（Ｅ）の測定結果も示されている。実施例１１〜１５では、いずれもエッジ割れ評価は良好（○印）であったが、比較例１１では不良（×印）であった。

連続鋳造スラブの幅圧下量と熱間圧延コイルのエッジ割れ深さとの関係の例を示す図。 連続鋳造スラブの厚さと熱間圧延コイルのエッジ割れを防止するための幅圧下量の下限値との関係を示す図。 エッジャーロールによる幅圧下の概要を示す図。 サイジングプレスによる幅圧下の概要を示す図。

符号の説明

１…スラブ、２…エッジャーロール、３…サイジングプレス。

Claims (4)

1. Ｎｉを２５．０ｍａｓｓ％以上８５．０ｍａｓｓ％以下含む高Ｎｉ合金鋼の連続鋳造スラブの熱間圧延方法であって、最初の長手方向圧延を行う前に、幅方向の両端側から幅圧下を施すことを特徴とする高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法。
2. 前記幅圧下の量を、下記の条件を満たす範囲で設定することを特徴とする請求項１に記載の高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法：
   Ｈ＜２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５×Ｈ／２５０
   Ｈ≧２５０ｍｍのとき ΔＷ≧１５
   但し、Ｈは連続鋳造スラブの厚さ（ｍｍ）、ΔＷは幅圧下の量（ｍｍ）である。
3. 前記幅圧下をエッジャーロールを用いて行うことを特徴とする請求項１または２のいずれかに記載の高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法。
4. 前記幅圧下をサイジングプレスによって行うことを特徴とする請求項１または２のいずれかに記載の高Ｎｉ合金鋼連続鋳造スラブの熱間圧延方法。

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