JP2720693B2 - オーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延法 - Google Patents
オーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、オーステナイト系ス
テンレス鋼、特にＳＵＳ３１６系の連続鋳造鋳片の分塊
圧延法に関する。
テンレス鋼、特にＳＵＳ３１６系の連続鋳造鋳片の分塊
圧延法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来ステンレス鋼の連続鋳造鋳片は、一
旦常温まで冷却され全面手入れを施したのち、加熱炉に
おいて１２００〜１２８０℃の高温で長時間加熱した
後、必要な形状に分塊圧延されていた。しかしながら、
オーステナイト系ステンレス鋼は、熱伝導率が悪く、特
に加熱に長時間を要するため、高温長時間加熱に要する
エネルギーと時間は莫大なものである。
旦常温まで冷却され全面手入れを施したのち、加熱炉に
おいて１２００〜１２８０℃の高温で長時間加熱した
後、必要な形状に分塊圧延されていた。しかしながら、
オーステナイト系ステンレス鋼は、熱伝導率が悪く、特
に加熱に長時間を要するため、高温長時間加熱に要する
エネルギーと時間は莫大なものである。
【０００３】このため、連続鋳造における鋳造温度をタ
ンディッシュ温度と当該オーステナイト系ステンレス鋼
の融点との差ΔＴ（℃）、鋼の窒素含有量を重量％でＮ
（％）として表示した時、Ｎ×ΔＴの値にしたがって、
熱間圧延のための加熱温度ＨT（℃）を１１３０℃から
１３２０℃の範囲で、かつＨT（℃）≦１３２５（℃）
−５０×［Ｎ×ΔＴ］の関係に制御する方法（特開昭５
７−１２７５０６号公報）、Ｃｒ：１８〜２０％、Ｎ
ｉ：８〜１０．５％を含むオーステナイト系ステンレス
鋼の化学成分を重量％で表示し、δｃａｌ（％）＝３
（Ｃｒ＋１．５Ｓｉ＋Ｍｏ）−２．８（Ｎｉ＋０．５Ｍ
ｎ＋０．５Ｃｕ）−８４（Ｃ＋Ｎ）−１９．８で決まる
δｃａｌ（％）とＮ（％）が１０００×Ｎ＋７×δｃａ
ｌ≦７７を満たすように溶製し、連続鋳造したのち、連
続鋳造鋳片のδｃａｌ（％）を知って１１５０〜１２８
０℃の温度で必要時間保持し、δフェライトの残存量が
０．３％を超えないようにしてから熱間圧延する方法
（特開昭５７−１５５３２２号公報）、Ｃｒ：１６〜２
６％、Ｎｉ：１２〜２２％を含有する高合金オーステナ
イト系ステンレス鋼の鋼塊あるいは連続鋳造鋳片を、１
１００〜１３００℃に均熱した後、９５０℃以下の表面
温度で圧延を開始する方法（特開昭５９−５３６２３号
公報）等の提案が行なわれている。
ンディッシュ温度と当該オーステナイト系ステンレス鋼
の融点との差ΔＴ（℃）、鋼の窒素含有量を重量％でＮ
（％）として表示した時、Ｎ×ΔＴの値にしたがって、
熱間圧延のための加熱温度ＨT（℃）を１１３０℃から
１３２０℃の範囲で、かつＨT（℃）≦１３２５（℃）
−５０×［Ｎ×ΔＴ］の関係に制御する方法（特開昭５
７−１２７５０６号公報）、Ｃｒ：１８〜２０％、Ｎ
ｉ：８〜１０．５％を含むオーステナイト系ステンレス
鋼の化学成分を重量％で表示し、δｃａｌ（％）＝３
（Ｃｒ＋１．５Ｓｉ＋Ｍｏ）−２．８（Ｎｉ＋０．５Ｍ
ｎ＋０．５Ｃｕ）−８４（Ｃ＋Ｎ）−１９．８で決まる
δｃａｌ（％）とＮ（％）が１０００×Ｎ＋７×δｃａ
ｌ≦７７を満たすように溶製し、連続鋳造したのち、連
続鋳造鋳片のδｃａｌ（％）を知って１１５０〜１２８
０℃の温度で必要時間保持し、δフェライトの残存量が
０．３％を超えないようにしてから熱間圧延する方法
（特開昭５７−１５５３２２号公報）、Ｃｒ：１６〜２
６％、Ｎｉ：１２〜２２％を含有する高合金オーステナ
イト系ステンレス鋼の鋼塊あるいは連続鋳造鋳片を、１
１００〜１３００℃に均熱した後、９５０℃以下の表面
温度で圧延を開始する方法（特開昭５９−５３６２３号
公報）等の提案が行なわれている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】前記特開昭５７−１２
７５０６号公報の方法は、連続鋳造における鋳造温度を
タンディッシュ温度と当該オーステナイト系ステンレス
鋼の融点との差ΔＴ（℃）、鋼の窒素含有量を重量％で
Ｎ（％）として表示した時、Ｎ×ΔＴの値に応じて加熱
温度を選択し、割れを抑制する技術であるが、Ｓ含有量
０．００３％以上の場合、割れ抑制効果が不十分とな
る。また、特開昭５７−１５５３２２号公報の方法は、
δフェライトを０．３％未満に消滅せしめる必要がある
が、本発明者らの研究によると、δフェライトを必ずし
も０．３％未満に消滅させる必要がなく、しかも熱間変
形能を悪化させる要因はδフェライトだけではない。さ
らに特開昭５９−５３６２３号公報の方法は、均熱後、
９５０℃以下の表面温度で圧延を開始することによっ
て、割れを防止するものであるが、割れ防止効果が十分
とはいえない。
７５０６号公報の方法は、連続鋳造における鋳造温度を
タンディッシュ温度と当該オーステナイト系ステンレス
鋼の融点との差ΔＴ（℃）、鋼の窒素含有量を重量％で
Ｎ（％）として表示した時、Ｎ×ΔＴの値に応じて加熱
温度を選択し、割れを抑制する技術であるが、Ｓ含有量
０．００３％以上の場合、割れ抑制効果が不十分とな
る。また、特開昭５７−１５５３２２号公報の方法は、
δフェライトを０．３％未満に消滅せしめる必要がある
が、本発明者らの研究によると、δフェライトを必ずし
も０．３％未満に消滅させる必要がなく、しかも熱間変
形能を悪化させる要因はδフェライトだけではない。さ
らに特開昭５９−５３６２３号公報の方法は、均熱後、
９５０℃以下の表面温度で圧延を開始することによっ
て、割れを防止するものであるが、割れ防止効果が十分
とはいえない。
【０００５】この発明の目的は、オーステナイト系ステ
ンレス鋼の連続鋳造鋳片の熱間圧延時における熱間変形
能の悪化を抑制して割れの発生を防止する分塊圧延法を
提供することにある。
ンレス鋼の連続鋳造鋳片の熱間圧延時における熱間変形
能の悪化を抑制して割れの発生を防止する分塊圧延法を
提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、前記目的
を達成すべく鋭意試験検討を行った。その結果、オース
テナイト系ステンレス鋼のＳＵＳ３１６Ｌの連続鋳造鋳
片のフェライト量、Ｓ含有量、高温引張試験（１０００
℃）における断面減少率の間には、図１に示すとおり、
フェライト量が１〜４％の場合断面減少率が大きく、変
形能が高いことが判明した。そこでオーステナイト系ス
テンレス鋼の連続鋳造鋳片のフェライト量と化学成分を
重量％で表し、Ｎｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５
Ｍｎ＋Ｎｉ＋８．２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ
＋０．５Ｎｂ）で決まるＮｉバランスとの関係を調査し
たところ、図２に示すとおりであった。すなわち、Ｎｉ
バランスを０．０ないし１．５とすれば、オーステナイ
ト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片のフェライト量を１〜
４％に制御できることが判明した。そこでこの結果を明
らかにするため、Ｎｉバランスと断面減少率の関係を調
査した。その結果図３に示すとおり、Ｎｉバランスを
０．０ないし１．５とすれば、断面減少率４０％以上を
確保することができる。
を達成すべく鋭意試験検討を行った。その結果、オース
テナイト系ステンレス鋼のＳＵＳ３１６Ｌの連続鋳造鋳
片のフェライト量、Ｓ含有量、高温引張試験（１０００
℃）における断面減少率の間には、図１に示すとおり、
フェライト量が１〜４％の場合断面減少率が大きく、変
形能が高いことが判明した。そこでオーステナイト系ス
テンレス鋼の連続鋳造鋳片のフェライト量と化学成分を
重量％で表し、Ｎｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５
Ｍｎ＋Ｎｉ＋８．２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ
＋０．５Ｎｂ）で決まるＮｉバランスとの関係を調査し
たところ、図２に示すとおりであった。すなわち、Ｎｉ
バランスを０．０ないし１．５とすれば、オーステナイ
ト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片のフェライト量を１〜
４％に制御できることが判明した。そこでこの結果を明
らかにするため、Ｎｉバランスと断面減少率の関係を調
査した。その結果図３に示すとおり、Ｎｉバランスを
０．０ないし１．５とすれば、断面減少率４０％以上を
確保することができる。
【０００７】さらに、オーステナイト系ステンレス鋼の
分塊圧延における割れに関連する熱間変形能に及ぼすＳ
の影響を調査するため、熱間変形能を表わす高温ねじり
試験を実施し、Ｓ含有量とねじり回数との関係を求め
た。その結果図４に示すとおり、連続鋳造鋳片のＳ含有
量を０．００１％（１０ｐｐｍ）以下とすることによ
り、ねじり回数が向上し、熱間変形能の悪化が抑制でき
ることを見い出した。さらにまた、連続鋳造後の加熱温
度と加熱時間および分塊圧延における割れの発生につい
て試験したところ、図５に示すとおり、１２４０℃〜１
２５０℃で７時間〜１０時間加熱することによりオース
テナイト粒の粗大化が抑制され、分塊圧延における割れ
の発生を防止できることを見い出し、この発明に到達し
た。
分塊圧延における割れに関連する熱間変形能に及ぼすＳ
の影響を調査するため、熱間変形能を表わす高温ねじり
試験を実施し、Ｓ含有量とねじり回数との関係を求め
た。その結果図４に示すとおり、連続鋳造鋳片のＳ含有
量を０．００１％（１０ｐｐｍ）以下とすることによ
り、ねじり回数が向上し、熱間変形能の悪化が抑制でき
ることを見い出した。さらにまた、連続鋳造後の加熱温
度と加熱時間および分塊圧延における割れの発生につい
て試験したところ、図５に示すとおり、１２４０℃〜１
２５０℃で７時間〜１０時間加熱することによりオース
テナイト粒の粗大化が抑制され、分塊圧延における割れ
の発生を防止できることを見い出し、この発明に到達し
た。
【０００８】すなわちこの発明は、Ｃｒ：１６〜１８
％、Ｎｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオ
ーステナイト系ステンレス鋼の化学成分を重量％で表示
し、Ｎｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ
＋８．２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．５Ｎ
ｂ）で決まるＮｉバランスを０．０ないし１．５、Ｓ≦
０．００１％を満たすように溶製して連続鋳造したの
ち、１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間加熱し
て分塊圧延するのである。
％、Ｎｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオ
ーステナイト系ステンレス鋼の化学成分を重量％で表示
し、Ｎｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ
＋８．２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．５Ｎ
ｂ）で決まるＮｉバランスを０．０ないし１．５、Ｓ≦
０．００１％を満たすように溶製して連続鋳造したの
ち、１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間加熱し
て分塊圧延するのである。
【０００９】
【作用】この発明において、Ｃｒ：１６〜１８％、Ｎ
ｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオーステ
ナイト系ステンレス鋼の化学成分を重量％で表示し、Ｎ
ｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋８．
２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．５Ｎｂ）で
決まるＮｉバランスを０．０〜１．５としたのは、Ｎｉ
バランスが１．５を超えるとフェライト量が少なくなり
すぎて熱間変形能が低下し、割れ発生が多くなり、ま
た、逆にＮｉバランスが０．０以下になると、フェライ
ト量が多くなりすぎてかえって熱間変形能が低下し、割
れ発生量が多くなるからである。
ｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオーステ
ナイト系ステンレス鋼の化学成分を重量％で表示し、Ｎ
ｉバランス＝３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋８．
２−１．１（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．５Ｎｂ）で
決まるＮｉバランスを０．０〜１．５としたのは、Ｎｉ
バランスが１．５を超えるとフェライト量が少なくなり
すぎて熱間変形能が低下し、割れ発生が多くなり、ま
た、逆にＮｉバランスが０．０以下になると、フェライ
ト量が多くなりすぎてかえって熱間変形能が低下し、割
れ発生量が多くなるからである。
【００１０】Ｃｒ：１６〜１８％、Ｎｉ：１２〜１５
％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオーステナイト系ステン
レス鋼のＳ含有量を０．００１重量％以下としたのは、
Ｓ含有量が０．００１重量％を超えると熱間変形能が急
激に悪化すると共に、ＮｉＳ等の高融点化合物あるいは
主としてγ粒界へのＳの偏析による割れが発生するから
である。また、連続鋳造後の加熱温度および加熱時間を
１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間としたの
は、１２４０℃未満では温度が低いために熱間加工性が
悪化し、割れが発生し、また、１２５０℃以上の温度に
加熱するとオーステナイト粒が粗大化して熱間加工性が
悪化し、同様に割れが発生するからである。また、１２
４０℃〜１２５０℃であっても、加熱時間が７時間未満
では割れが発生し、また、１０時間を超えると熱間加工
性が悪化し、同様に割れが発生するからである。
％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオーステナイト系ステン
レス鋼のＳ含有量を０．００１重量％以下としたのは、
Ｓ含有量が０．００１重量％を超えると熱間変形能が急
激に悪化すると共に、ＮｉＳ等の高融点化合物あるいは
主としてγ粒界へのＳの偏析による割れが発生するから
である。また、連続鋳造後の加熱温度および加熱時間を
１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間としたの
は、１２４０℃未満では温度が低いために熱間加工性が
悪化し、割れが発生し、また、１２５０℃以上の温度に
加熱するとオーステナイト粒が粗大化して熱間加工性が
悪化し、同様に割れが発生するからである。また、１２
４０℃〜１２５０℃であっても、加熱時間が７時間未満
では割れが発生し、また、１０時間を超えると熱間加工
性が悪化し、同様に割れが発生するからである。
【００１１】この発明においては、上記のとおりＣｒ：
１６〜１８％、Ｎｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を
含有するオーステナイト系ステンレス鋼の化学成分を重
量％で表示して決まるＮｉバランスを０．０〜１．５、
Ｓ≦０．００１％に溶製し、連続鋳造後得られた鋳片を
１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間加熱して 分
塊圧延するから、熱間加工性が改善され、しかも、オー
ステナイト粒の粗大化による変形能の悪化が抑制され、
分塊圧延における割れの発生を防止することができる。
１６〜１８％、Ｎｉ：１２〜１５％、Ｍｏ：２〜５％を
含有するオーステナイト系ステンレス鋼の化学成分を重
量％で表示して決まるＮｉバランスを０．０〜１．５、
Ｓ≦０．００１％に溶製し、連続鋳造後得られた鋳片を
１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時間加熱して 分
塊圧延するから、熱間加工性が改善され、しかも、オー
ステナイト粒の粗大化による変形能の悪化が抑制され、
分塊圧延における割れの発生を防止することができる。
【００１２】
【実施例】実施例１ ＶＯＤ炉にて表１に示す基本成分、Ｎｉバランスのオー
ステナイト系ステンレス鋼を溶製し、連続鋳造により４
１３ｍｍ×５４０ｍｍのブルームを得た。他の鋳造条件
は、冷却条件、電磁攪拌条件を含めて通常作業とした。
得られた各ブルームは、上面および側面に断熱材をかぶ
せて放熱を防ぎ高温ブルームを製造した。この各高温ブ
ルームを分塊圧延工場へ運搬し、保温カバー内で１０分
間保持したのち、加熱炉に装入して１２４０℃ないし１
２８０℃に急速加熱し、６．０ないし１２時間加熱した
のち抽出し、分塊圧延して直径１７８〜３３５ｍｍの丸
鋼あるいは丸ビレットとした。そして各丸鋼あるいは丸
ビレットの割れの有無を調査した。その結果を表２に示
す。なお、表２中の焼出しとは、ひび割れにより圧延不
能となった場合をいう。
ステナイト系ステンレス鋼を溶製し、連続鋳造により４
１３ｍｍ×５４０ｍｍのブルームを得た。他の鋳造条件
は、冷却条件、電磁攪拌条件を含めて通常作業とした。
得られた各ブルームは、上面および側面に断熱材をかぶ
せて放熱を防ぎ高温ブルームを製造した。この各高温ブ
ルームを分塊圧延工場へ運搬し、保温カバー内で１０分
間保持したのち、加熱炉に装入して１２４０℃ないし１
２８０℃に急速加熱し、６．０ないし１２時間加熱した
のち抽出し、分塊圧延して直径１７８〜３３５ｍｍの丸
鋼あるいは丸ビレットとした。そして各丸鋼あるいは丸
ビレットの割れの有無を調査した。その結果を表２に示
す。なお、表２中の焼出しとは、ひび割れにより圧延不
能となった場合をいう。
【００１３】
【表１】
【００１４】
【表２】
【００１５】表１および表２に示すとおり、オーステナ
イト系ステンレス鋼のＮｉバランスを０．０〜１．５、
Ｓ≦０．００１重量％に溶製し、連続鋳造したのち、得
られた鋳片を１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時
間加熱したのち分塊圧延した試験Ｎｏ．１、２、４およ
び７の本発明法の場合は、いずれも割れの発生がない
が、１２５０℃を超える温度または１０時間以上加熱あ
るいはＮｉバランスが０．０以下または１．５を超える
場合は、いずれも割れが発生し、あるいは焼出しが発生
してそのままでは製管用素材としては使用不能であっ
た。
イト系ステンレス鋼のＮｉバランスを０．０〜１．５、
Ｓ≦０．００１重量％に溶製し、連続鋳造したのち、得
られた鋳片を１２４０℃〜１２５０℃で７時間〜１０時
間加熱したのち分塊圧延した試験Ｎｏ．１、２、４およ
び７の本発明法の場合は、いずれも割れの発生がない
が、１２５０℃を超える温度または１０時間以上加熱あ
るいはＮｉバランスが０．０以下または１．５を超える
場合は、いずれも割れが発生し、あるいは焼出しが発生
してそのままでは製管用素材としては使用不能であっ
た。
【００１６】
【発明の効果】以上述べたとおり、この発明方法によれ
ば、オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片の分
塊圧延において、熱間変形能の悪化を抑制して割れの発
生を防止できるから、製品歩留の向上ならびに分塊圧延
材の手入れロスを低減することができる。
ば、オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片の分
塊圧延において、熱間変形能の悪化を抑制して割れの発
生を防止できるから、製品歩留の向上ならびに分塊圧延
材の手入れロスを低減することができる。
【図１】オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片
のフェライト量、Ｓ含有率、高温引張試験における断面
減少率の関係を示すグラフである。
のフェライト量、Ｓ含有率、高温引張試験における断面
減少率の関係を示すグラフである。
【図２】オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片
のフェライト量、Ｓ含有率、Ｎｉバランスとの関係を示
すグラフである。
のフェライト量、Ｓ含有率、Ｎｉバランスとの関係を示
すグラフである。
【図３】オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片
のＳ含有率、Ｎｉバランスと高温引張試験における断面
減少率の関係を示すグラフである。
のＳ含有率、Ｎｉバランスと高温引張試験における断面
減少率の関係を示すグラフである。
【図４】オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造鋳片
のＳ含有量と高温ねじり試験におけるねじり回数との関
係を示すグラフである。
のＳ含有量と高温ねじり試験におけるねじり回数との関
係を示すグラフである。
【図５】オーステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造後の
加熱温度と加熱時間および分塊圧延における割れの発生
の関係を示すグラフである。
加熱温度と加熱時間および分塊圧延における割れの発生
の関係を示すグラフである。
Claims (1)
- 【請求項１】 Ｃｒ：１６〜１８％、Ｎｉ：１２〜１５
％、Ｍｏ：２〜５％を含有するオーステナイト系ステン
レス鋼の化学成分を重量％で表示して、Ｎｉバランス＝
３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋８．２−１．１
（１．５Ｓｉ＋Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．５Ｎｂ）で決まるＮｉ
バランスを０．０ないし１．５、Ｓ≦０．００１％を満
たすように溶製して連続鋳造したのち、１２４０℃〜１
２５０℃で７時間〜１０時間加熱して分塊圧延すること
を特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳
片の分塊圧延法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7032392A JP2720693B2 (ja) | 1992-02-19 | 1992-02-19 | オーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7032392A JP2720693B2 (ja) | 1992-02-19 | 1992-02-19 | オーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH05228507A JPH05228507A (ja) | 1993-09-07 |
| JP2720693B2 true JP2720693B2 (ja) | 1998-03-04 |
Family
ID=13428127
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7032392A Expired - Lifetime JP2720693B2 (ja) | 1992-02-19 | 1992-02-19 | オーステナイト系ステンレス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2720693B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| MXPA05012509A (es) * | 2003-05-22 | 2006-02-08 | Sumitomo Metal Ind | Tocho de aleacion de ferrocromo y procedimiento para su fabricacion. |
-
1992
- 1992-02-19 JP JP7032392A patent/JP2720693B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH05228507A (ja) | 1993-09-07 |
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