JP3360033B2 - シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法 - Google Patents
シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、シャドウマスク使用温
度で１．０×１０-6／℃以下の低い熱膨張係数を示すＦ
ｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法に関する。
度で１．０×１０-6／℃以下の低い熱膨張係数を示すＦ
ｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】アンバー合金に代表されるＦｅ−Ｎｉ合
金は、３０〜１００℃で１．２〜２．０×１０-6／℃と
熱膨張係数が小さく、メートル標準器，バイメタルその
他の熱膨張の調整用器具，ＬＮＧタンカーの内張り等に
使用されている。最近では、熱膨張係数が低いことを活
用し、高精細化の要求が高まってきているカラー受像管
のシャドウマスクとしても使用され始めている。シャド
ウマスクは、カラー受像管蛍光面の直前に配置され、電
子銃から出射された電子ビームの衝撃を受けて発熱し、
昇温する。昇温に伴ってシャドウマスクが熱膨張し、電
子ビーム通過孔の形状や寸法に変化が生じると、所定の
電子ビームが所定の蛍光面に当たらなくなり、色ズレを
生じ、画像が不鮮明化する原因となる。熱膨張係数の低
いＦｅ−Ｎｉ合金は、このような温度による影響を受け
難いことから、シャドウマスク用素材として好適な材料
である。しかし、テレビの大画面化に加えて静止画像が
増える傾向にある現在、強い電子ビームがシャドウマス
クの局部に長時間当たることも多くなってきている。そ
のため、局部的な熱膨張に起因した色ズレも問題化さ
れ、従来のＦｅ−Ｎｉ合金よりも更に熱膨張係数の小さ
いＦｅ−Ｎｉ合金が望まれて来ている。
金は、３０〜１００℃で１．２〜２．０×１０-6／℃と
熱膨張係数が小さく、メートル標準器，バイメタルその
他の熱膨張の調整用器具，ＬＮＧタンカーの内張り等に
使用されている。最近では、熱膨張係数が低いことを活
用し、高精細化の要求が高まってきているカラー受像管
のシャドウマスクとしても使用され始めている。シャド
ウマスクは、カラー受像管蛍光面の直前に配置され、電
子銃から出射された電子ビームの衝撃を受けて発熱し、
昇温する。昇温に伴ってシャドウマスクが熱膨張し、電
子ビーム通過孔の形状や寸法に変化が生じると、所定の
電子ビームが所定の蛍光面に当たらなくなり、色ズレを
生じ、画像が不鮮明化する原因となる。熱膨張係数の低
いＦｅ−Ｎｉ合金は、このような温度による影響を受け
難いことから、シャドウマスク用素材として好適な材料
である。しかし、テレビの大画面化に加えて静止画像が
増える傾向にある現在、強い電子ビームがシャドウマス
クの局部に長時間当たることも多くなってきている。そ
のため、局部的な熱膨張に起因した色ズレも問題化さ
れ、従来のＦｅ−Ｎｉ合金よりも更に熱膨張係数の小さ
いＦｅ−Ｎｉ合金が望まれて来ている。
【０００３】Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱膨張係数を低減するた
め、従来から種々の合金設計が提案されている。たとえ
ば、特開昭６２−２９０８４６号公報は、Ｎｉ：３４〜
３７重量％，Ｍｎ：０．４重量％以下，Ｓｉ：０．１重
量％以下とし、Ａｌ，Ｍｇ，Ｔｉ，Ｃａ，Ｃ，Ｚｒを合
計で０．０５重量％以下にしたＦｅ−Ｎｉ合金が紹介さ
れている。このＦｅ−Ｎｉ合金は、３０〜７０℃の熱膨
張係数が１．０〜１．２×１０- 6 ／℃であり、通常の
Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱膨張係数１．２〜２．０×１０-6／
℃に比較して小さくなっている。また、特開平７−３４
０１号公報では、Ｃ：０．００９重量％以下，Ｍｎ：
０．１重量％以下，Ｎｉ：３４重量％以上とし、Ｆｅ／
Ｎｉ比率を１．７５〜１．８３の範囲に調節することに
より、２０〜１００℃の範囲の熱膨張係数を１×１０-6
／℃未満と小さくしている。
め、従来から種々の合金設計が提案されている。たとえ
ば、特開昭６２−２９０８４６号公報は、Ｎｉ：３４〜
３７重量％，Ｍｎ：０．４重量％以下，Ｓｉ：０．１重
量％以下とし、Ａｌ，Ｍｇ，Ｔｉ，Ｃａ，Ｃ，Ｚｒを合
計で０．０５重量％以下にしたＦｅ−Ｎｉ合金が紹介さ
れている。このＦｅ−Ｎｉ合金は、３０〜７０℃の熱膨
張係数が１．０〜１．２×１０- 6 ／℃であり、通常の
Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱膨張係数１．２〜２．０×１０-6／
℃に比較して小さくなっている。また、特開平７−３４
０１号公報では、Ｃ：０．００９重量％以下，Ｍｎ：
０．１重量％以下，Ｎｉ：３４重量％以上とし、Ｆｅ／
Ｎｉ比率を１．７５〜１．８３の範囲に調節することに
より、２０〜１００℃の範囲の熱膨張係数を１×１０-6
／℃未満と小さくしている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】シャドウマスクとして
の用途では、多量の介在物が存在するとエッチング後に
所定の孔形状が得られないため、清浄度の高い素材が要
求される。高清浄化のためにはＦｅ−Ｎｉ合金中のＯを
極力除去する必要があり、Ｃ，Ｍｎ，Ｓｉ，Ａｌ等の脱
酸剤を添加している。その結果、脱酸剤由来のＣ，Ｍ
ｎ，Ｓｉ，Ａｌ等が多量に含まれる素材が溶製されるこ
とになるが、Ｃ，Ｍｎ，Ｓｉ，Ａｌ等はＦｅ−Ｎｉ合金
の低熱膨張化を妨げる。また、熱間加工性を改善するた
め０．２重量％以上のＭｎを添加することもあるが、熱
膨張率を１．０×１０-6／℃以下にするためにはＭｎも
低減させる必要がある。低Ｍｎ含有量下で熱間加工性を
確保するためには、Ｓを０．００３重量％以下にする必
要がある。しかし、Ｓを溶湯中から効率的に除去するた
めには溶湯中のＯ量を低減する必要があり、このために
も脱酸剤の添加は必須である。このようなことから、清
浄度及び熱間加工性に優れ且つ１．０×１０-6／℃以下
の低熱膨張率を有するＦｅ−Ｎｉ合金を得ることは困難
であった。
の用途では、多量の介在物が存在するとエッチング後に
所定の孔形状が得られないため、清浄度の高い素材が要
求される。高清浄化のためにはＦｅ−Ｎｉ合金中のＯを
極力除去する必要があり、Ｃ，Ｍｎ，Ｓｉ，Ａｌ等の脱
酸剤を添加している。その結果、脱酸剤由来のＣ，Ｍ
ｎ，Ｓｉ，Ａｌ等が多量に含まれる素材が溶製されるこ
とになるが、Ｃ，Ｍｎ，Ｓｉ，Ａｌ等はＦｅ−Ｎｉ合金
の低熱膨張化を妨げる。また、熱間加工性を改善するた
め０．２重量％以上のＭｎを添加することもあるが、熱
膨張率を１．０×１０-6／℃以下にするためにはＭｎも
低減させる必要がある。低Ｍｎ含有量下で熱間加工性を
確保するためには、Ｓを０．００３重量％以下にする必
要がある。しかし、Ｓを溶湯中から効率的に除去するた
めには溶湯中のＯ量を低減する必要があり、このために
も脱酸剤の添加は必須である。このようなことから、清
浄度及び熱間加工性に優れ且つ１．０×１０-6／℃以下
の低熱膨張率を有するＦｅ−Ｎｉ合金を得ることは困難
であった。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明は、このような問
題を解消すべく案出されたものであり、清浄度に優れ熱
間加工時に割れがなく、シャドウマスク材としての要求
特性を満足し、熱膨張係数を１×１０-6／℃以下に下げ
たシャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金を提供することを目
的とする。本発明のシャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金
は、その目的を達成するため、Ｎｉ＋Ｃｏ：３５．０〜
３７．０重量％，Ｃｏ：１．０重量％以下，Ｓ：０．０
０５重量％以下，Ｂ：０．０００５〜０．００４０重量
％を含み、残部が実質的にＦｅの組成をもち、脱酸剤と
して添加されるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの少なくとも１種
の含有量をそれぞれＣ：０．０１重量％以下，Ｓｉ：
０．０４重量％以下，Ｍｎ：０．１４重量％以下，Ａ
ｌ：０．００３重量％以下％及びＣ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ
の合計含有量が０．０３０〜０．１４０重量％に規制さ
れていることを特徴とする。
題を解消すべく案出されたものであり、清浄度に優れ熱
間加工時に割れがなく、シャドウマスク材としての要求
特性を満足し、熱膨張係数を１×１０-6／℃以下に下げ
たシャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金を提供することを目
的とする。本発明のシャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金
は、その目的を達成するため、Ｎｉ＋Ｃｏ：３５．０〜
３７．０重量％，Ｃｏ：１．０重量％以下，Ｓ：０．０
０５重量％以下，Ｂ：０．０００５〜０．００４０重量
％を含み、残部が実質的にＦｅの組成をもち、脱酸剤と
して添加されるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの少なくとも１種
の含有量をそれぞれＣ：０．０１重量％以下，Ｓｉ：
０．０４重量％以下，Ｍｎ：０．１４重量％以下，Ａ
ｌ：０．００３重量％以下％及びＣ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ
の合計含有量が０．０３０〜０．１４０重量％に規制さ
れていることを特徴とする。
【０００６】このシャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金は、
造塊法，連続鋳造法の何れによっても製造される。造塊
法では、少なくとも１回以上の分塊圧延又は鍛造により
鋼塊をスラブにする際に加熱温度１２５０〜１３５０℃
及び合計加熱時間３〜９６時間で加熱処理し、得られた
スラブを１１００〜１３５０℃で１〜６時間加熱した
後、熱間圧延する。連続鋳造法では、スラブを１２５０
〜１３５０℃で１〜６時間加熱した後、熱間圧延する。
造塊法，連続鋳造法の何れによっても製造される。造塊
法では、少なくとも１回以上の分塊圧延又は鍛造により
鋼塊をスラブにする際に加熱温度１２５０〜１３５０℃
及び合計加熱時間３〜９６時間で加熱処理し、得られた
スラブを１１００〜１３５０℃で１〜６時間加熱した
後、熱間圧延する。連続鋳造法では、スラブを１２５０
〜１３５０℃で１〜６時間加熱した後、熱間圧延する。
【０００７】
【作用】本発明者等は、熱間加工で割れがなく、冷延板
製品で表面傷の発生がなく、黒化処理時に形成される酸
化膜の黒化度に優れ、しかも１．０×１０-6／℃以下の
熱膨張係数を示すシャドウマスク用材料として好適な低
熱膨張合金を得るため、Ｆｅ−Ｎｉ合金に含まれる合金
成分の影響を種々調査検討した。その結果、前掲したよ
うに極低Ｓ化した状態で脱酸剤として添加されるＣ，Ｓ
ｉ，Ｍｎ，Ａｌの１種又は２種以上の含有量を規制する
とき、要求特性を満足するＦｅ−Ｎｉ合金が得られるこ
とを見出した。本発明Ｆｅ−Ｎｉ合金は、３５．０〜３
７．０重量％のＮｉ＋Ｃｏ及び１．０重量％以下のＣｏ
を含んでいる。Ｎｉは、熱膨張係数を小さくする上で必
須の成分であり、Ｃｏとの合計量３５．０〜３７．０重
量％の範囲で熱膨張係数の低下に有効である。３５．０
重量％未満又は３７．０重量％を超える量では、熱膨張
係数が却って増加する。Ｃｏは、Ｎｉと同様に熱膨張係
数の極小点を変化させ、熱膨張係数を低いレベルに維持
する。しかし、Ｃｏ含有量が１．０重量％を超えると、
エッチング液の汚染，プレス成形性の低下等の原因にな
る。
製品で表面傷の発生がなく、黒化処理時に形成される酸
化膜の黒化度に優れ、しかも１．０×１０-6／℃以下の
熱膨張係数を示すシャドウマスク用材料として好適な低
熱膨張合金を得るため、Ｆｅ−Ｎｉ合金に含まれる合金
成分の影響を種々調査検討した。その結果、前掲したよ
うに極低Ｓ化した状態で脱酸剤として添加されるＣ，Ｓ
ｉ，Ｍｎ，Ａｌの１種又は２種以上の含有量を規制する
とき、要求特性を満足するＦｅ−Ｎｉ合金が得られるこ
とを見出した。本発明Ｆｅ−Ｎｉ合金は、３５．０〜３
７．０重量％のＮｉ＋Ｃｏ及び１．０重量％以下のＣｏ
を含んでいる。Ｎｉは、熱膨張係数を小さくする上で必
須の成分であり、Ｃｏとの合計量３５．０〜３７．０重
量％の範囲で熱膨張係数の低下に有効である。３５．０
重量％未満又は３７．０重量％を超える量では、熱膨張
係数が却って増加する。Ｃｏは、Ｎｉと同様に熱膨張係
数の極小点を変化させ、熱膨張係数を低いレベルに維持
する。しかし、Ｃｏ含有量が１．０重量％を超えると、
エッチング液の汚染，プレス成形性の低下等の原因にな
る。
【０００８】Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌは１種又は２種以上
が脱酸剤として添加され、鋼中酸素との反応によって生
成した酸化物を浮上分離させることにより清浄度を向上
させる。Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌは、極低Ｓ化にも有効に
働く。しかし、添加されたＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌは、全
量が脱酸反応生成物となって浮上分離するものではな
く、鋼中に残留することが避けられず熱膨張係数に悪影
響を及ぼす。そこで、シャドウマスク材として必要な清
浄度及び効率的な脱Ｓが得られるＯ量の上限を調査した
ところ、Ｏ量を０．０１重量％以下にするため、溶湯中
に添加した脱酸剤のうち最終的に合金中に含有される
Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計量が０．０３０％以上であ
れば良いことが判った。他方、従来材を上回る低熱膨張
化を図るためには、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計量を
０．１４０重量％以下にする必要があることがわかっ
た。本発明のＦｅ−Ｎｉ合金においては、この条件下で
シャドウマスク材に必要な要求特性を確保するため、各
合金成分の含有量を次のように定めた。
が脱酸剤として添加され、鋼中酸素との反応によって生
成した酸化物を浮上分離させることにより清浄度を向上
させる。Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌは、極低Ｓ化にも有効に
働く。しかし、添加されたＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌは、全
量が脱酸反応生成物となって浮上分離するものではな
く、鋼中に残留することが避けられず熱膨張係数に悪影
響を及ぼす。そこで、シャドウマスク材として必要な清
浄度及び効率的な脱Ｓが得られるＯ量の上限を調査した
ところ、Ｏ量を０．０１重量％以下にするため、溶湯中
に添加した脱酸剤のうち最終的に合金中に含有される
Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計量が０．０３０％以上であ
れば良いことが判った。他方、従来材を上回る低熱膨張
化を図るためには、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計量を
０．１４０重量％以下にする必要があることがわかっ
た。本発明のＦｅ−Ｎｉ合金においては、この条件下で
シャドウマスク材に必要な要求特性を確保するため、各
合金成分の含有量を次のように定めた。
【０００９】Ｃ：０．０１重量％以下 脱酸効果を呈する成分であるが、熱膨張率を大きくする
だけでなく、合金中に多量に含まれるとエッチング性に
有害な炭化物を形成する。そこで、本発明においては、
Ｃ含有量の上限を０．０１重量％に設定した。Ｓｉ：０．０４重量％以下 脱酸剤として添加される成分であるが、合金中に多量の
Ｓｉが含まれると光輝焼鈍後に表面層のＳｉ濃度が上昇
し、シャドウマスク表面に形成される黒化膜の黒化度が
低下する。Ｓｉの過剰添加は、熱膨張係数を大きくする
原因にもなる。そこで、本発明においてはＳｉ含有量の
上限を０．０４重量％に設定した。Ｍｎ：０．１４重量％以下 脱酸剤として働くと共に、鋼中のＳをＭｎＳとして固定
し熱間加工性の改善に有効な合金成分である。しかし、
過剰に添加すると熱膨張係数が大きくなるので、本発明
においてはＭｎ含有量の上限を０．１４重量％に設定し
た。
だけでなく、合金中に多量に含まれるとエッチング性に
有害な炭化物を形成する。そこで、本発明においては、
Ｃ含有量の上限を０．０１重量％に設定した。Ｓｉ：０．０４重量％以下 脱酸剤として添加される成分であるが、合金中に多量の
Ｓｉが含まれると光輝焼鈍後に表面層のＳｉ濃度が上昇
し、シャドウマスク表面に形成される黒化膜の黒化度が
低下する。Ｓｉの過剰添加は、熱膨張係数を大きくする
原因にもなる。そこで、本発明においてはＳｉ含有量の
上限を０．０４重量％に設定した。Ｍｎ：０．１４重量％以下 脱酸剤として働くと共に、鋼中のＳをＭｎＳとして固定
し熱間加工性の改善に有効な合金成分である。しかし、
過剰に添加すると熱膨張係数が大きくなるので、本発明
においてはＭｎ含有量の上限を０．１４重量％に設定し
た。
【００１０】Ａｌ：０．００３重量％以下 強力な脱酸作用を呈する成分であるが、脱酸された鋼材
に硬質のＡｌ2 Ｏ3 系介在物となって残留しやすい。Ａ
ｌ2 Ｏ3 系介在物は、製品に表面疵を発生させる原因と
なり、表面品質を低下させる。そこで、本発明において
はＡｌ含有量の上限を０．００３重量％に設定した。Ｓ：０．００５重量％以下 熱間加工性を著しく低下させる有害元素であり、精錬段
階でＳを極力除去する必要がある。熱延等の熱間加工で
の著しい割れを防ぐため、Ｓ含有量を０．００５％以下
（好ましくは、０．００３重量％以下）に制限する。Ｂ：０．０００５〜０．００４０重量％ Ｂ添加により、熱間加工性が改善され、シャドウマスク
の剛性が高められる。Ｓ：０．００５重量％以下で０．
０００５重量％以上のＢを添加すると、熱間加工時に発
生しがちなスラブの表面割れが著しく軽微になる。しか
し、０．００４０重量％を超える過剰なＢ添加は、熱膨
張率を大きくすると共に、軟化焼鈍時にシャドウマスク
の表面にＢが濃化し、その後の黒化処理において不均一
な黒化膜を形成させる原因となる。
に硬質のＡｌ2 Ｏ3 系介在物となって残留しやすい。Ａ
ｌ2 Ｏ3 系介在物は、製品に表面疵を発生させる原因と
なり、表面品質を低下させる。そこで、本発明において
はＡｌ含有量の上限を０．００３重量％に設定した。Ｓ：０．００５重量％以下 熱間加工性を著しく低下させる有害元素であり、精錬段
階でＳを極力除去する必要がある。熱延等の熱間加工で
の著しい割れを防ぐため、Ｓ含有量を０．００５％以下
（好ましくは、０．００３重量％以下）に制限する。Ｂ：０．０００５〜０．００４０重量％ Ｂ添加により、熱間加工性が改善され、シャドウマスク
の剛性が高められる。Ｓ：０．００５重量％以下で０．
０００５重量％以上のＢを添加すると、熱間加工時に発
生しがちなスラブの表面割れが著しく軽微になる。しか
し、０．００４０重量％を超える過剰なＢ添加は、熱膨
張率を大きくすると共に、軟化焼鈍時にシャドウマスク
の表面にＢが濃化し、その後の黒化処理において不均一
な黒化膜を形成させる原因となる。
【００１１】このように各合金成分を調整することによ
り、１．０×１０-6／℃以下の低熱膨張係数を示すＦｅ
−Ｎｉ合金が得られる。極低Ｓ化及びＢ添加は、造塊法
で得られた鋼塊を鍛造又は分塊圧延する際及び分塊圧延
で得られたスラブ又は連続鋳造法で得られたスラブに熱
間圧延等の熱間加工を施す際、割れの発生を低減させ
る。鍛造又は分塊圧延では、１回の工程で或いは複数回
の工程で鋼塊が加工される。加工に先立って熱処理する
ことにより、割れの発生が一層抑制される。熱処理とし
ては、分塊圧延又は鍛造に先立って鋼塊を１２５０〜１
３５０℃に３〜９６時間加熱した後、熱間圧延に先立っ
て分塊スラブを１１００〜１３５０℃に１〜６時間加熱
する方法が採用される。連続鋳造で得られたスラブを熱
間圧延する場合は、熱間圧延に先立って連鋳スラブを１
２５０〜１３５０℃に１〜６時間加熱する方法が採用さ
れる。
り、１．０×１０-6／℃以下の低熱膨張係数を示すＦｅ
−Ｎｉ合金が得られる。極低Ｓ化及びＢ添加は、造塊法
で得られた鋼塊を鍛造又は分塊圧延する際及び分塊圧延
で得られたスラブ又は連続鋳造法で得られたスラブに熱
間圧延等の熱間加工を施す際、割れの発生を低減させ
る。鍛造又は分塊圧延では、１回の工程で或いは複数回
の工程で鋼塊が加工される。加工に先立って熱処理する
ことにより、割れの発生が一層抑制される。熱処理とし
ては、分塊圧延又は鍛造に先立って鋼塊を１２５０〜１
３５０℃に３〜９６時間加熱した後、熱間圧延に先立っ
て分塊スラブを１１００〜１３５０℃に１〜６時間加熱
する方法が採用される。連続鋳造で得られたスラブを熱
間圧延する場合は、熱間圧延に先立って連鋳スラブを１
２５０〜１３５０℃に１〜６時間加熱する方法が採用さ
れる。
【００１２】熱処理によって熱間加工性が改善される理
由は、次のように推察される。Ｆｅ−Ｎｉ合金は、凝固
時にＳが偏析又は濃縮し、酸化物，硫化物等の低融点析
出物がオーステナイト粒界に存在しやすい成分系であ
る。低融点析出物がある結晶粒界は脆弱であり、熱間加
工時に割れ発生の起点になる。そこで、加工に先立った
熱処理によって低融点析出物をマトリックスに固溶させ
ることにより、結晶粒界を強化する。低融点析出物は、
１２５０℃以上の加熱により分解し、マトリックスに拡
散・固溶する。低融点析出物の固溶は、高温になるほど
短時間の加熱ですむ。しかし、１３５０℃を超える加熱
温度は、熱消費量が過大になるばかりか、炉材の寿命を
短くする。加熱時間は、エッチング後の偏析起因の筋ム
ラを低減する上では長いほど有効である。しかし、長す
ぎる加熱時間は、酸化スケールロスを増大させ、歩留を
低下させる原因となる。したがって、複数回にわたる分
塊圧延又は鍛造で熱延用のスラブを製造する際には、加
熱時間の合計を９６時間以下（好ましくは、２４時間以
下）にする。また、分塊圧延又は鍛造で得られたスラブ
を熱延する場合、加熱温度１１００〜１３５０℃で１〜
６時間加熱する。分塊圧延で得られたスラブでは、鋳造
まま材に比較して熱間加工性が向上しているため、熱間
圧延時１１００℃以上の加熱でも熱延割れを生じない。
他方、連続鋳造で得られたスラブを熱延する場合、１２
５０〜１３５０℃の加熱温度で１〜６時間加熱する。
由は、次のように推察される。Ｆｅ−Ｎｉ合金は、凝固
時にＳが偏析又は濃縮し、酸化物，硫化物等の低融点析
出物がオーステナイト粒界に存在しやすい成分系であ
る。低融点析出物がある結晶粒界は脆弱であり、熱間加
工時に割れ発生の起点になる。そこで、加工に先立った
熱処理によって低融点析出物をマトリックスに固溶させ
ることにより、結晶粒界を強化する。低融点析出物は、
１２５０℃以上の加熱により分解し、マトリックスに拡
散・固溶する。低融点析出物の固溶は、高温になるほど
短時間の加熱ですむ。しかし、１３５０℃を超える加熱
温度は、熱消費量が過大になるばかりか、炉材の寿命を
短くする。加熱時間は、エッチング後の偏析起因の筋ム
ラを低減する上では長いほど有効である。しかし、長す
ぎる加熱時間は、酸化スケールロスを増大させ、歩留を
低下させる原因となる。したがって、複数回にわたる分
塊圧延又は鍛造で熱延用のスラブを製造する際には、加
熱時間の合計を９６時間以下（好ましくは、２４時間以
下）にする。また、分塊圧延又は鍛造で得られたスラブ
を熱延する場合、加熱温度１１００〜１３５０℃で１〜
６時間加熱する。分塊圧延で得られたスラブでは、鋳造
まま材に比較して熱間加工性が向上しているため、熱間
圧延時１１００℃以上の加熱でも熱延割れを生じない。
他方、連続鋳造で得られたスラブを熱延する場合、１２
５０〜１３５０℃の加熱温度で１〜６時間加熱する。
【００１３】
【実施例】電気炉で溶解し、転炉で粗脱炭した後、真空
脱ガス装置により表１に示す成分に調整した。
脱ガス装置により表１に示す成分に調整した。
【００１４】
【００１５】試験番号１〜９では、造塊法で得られた鋼
塊を本発明で規定した温度範囲で加熱した後、分塊圧延
によりスラブを製造した。試験番号１０，１７では、連
続鋳造法で用意したスラブを使用した。試験番号１１〜
１６では、分塊圧延前の鋼塊を１２５０℃未満の温度に
加熱した。表１にみられるように、脱酸剤として使用さ
れるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計含有量を０．０３０重
量％以上にすることにより、通常の精錬時間で脱Ｓさ
れ、Ｓ≦０．００５％の鋼材が得られた。また、Ｂを
０．０００５重量％以上添加することにより、表２にみ
られるように分塊スラブ表面での著しい割れが防止さ
れ、その後の表面手入れ工程で除去可能な軽微な割れ発
生に止めることができた。更に、分塊圧延に先立って１
２５０℃以上で合計加熱時間３時間以上の熱処理を施し
たものでは、耐表面割れ性が一層改善されており、分塊
圧延後のスラブ表面に割れがほとんど観察されなかっ
た。
塊を本発明で規定した温度範囲で加熱した後、分塊圧延
によりスラブを製造した。試験番号１０，１７では、連
続鋳造法で用意したスラブを使用した。試験番号１１〜
１６では、分塊圧延前の鋼塊を１２５０℃未満の温度に
加熱した。表１にみられるように、脱酸剤として使用さ
れるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの合計含有量を０．０３０重
量％以上にすることにより、通常の精錬時間で脱Ｓさ
れ、Ｓ≦０．００５％の鋼材が得られた。また、Ｂを
０．０００５重量％以上添加することにより、表２にみ
られるように分塊スラブ表面での著しい割れが防止さ
れ、その後の表面手入れ工程で除去可能な軽微な割れ発
生に止めることができた。更に、分塊圧延に先立って１
２５０℃以上で合計加熱時間３時間以上の熱処理を施し
たものでは、耐表面割れ性が一層改善されており、分塊
圧延後のスラブ表面に割れがほとんど観察されなかっ
た。
【００１６】このように調整された分塊スラブを表面手
入れした後で熱間圧延したところ、表面割れのない熱延
鋼帯が製造された。また、連続鋳造法で得られた試験番
号１０のスラブを同様に１２５０℃以上で３時間以上加
熱後、熱間圧延した場合にも、表面割れのない熱延鋼帯
が製造された。各熱延鋼帯を焼鈍酸洗し、冷間圧延し
た。得られた冷延鋼帯について、シャドウマスクとして
の要求特性を調査した。その結果、Ｎｉ＋Ｃｏを３５．
０〜３７．０重量％とし、脱酸効果を有するＣ，Ｓｉ，
Ｍｎ，Ａｌの合計含有量を０．１４０重量％以下，Ｂ含
有量を０．００４０重量％以下に規制することにより、
３０〜１００℃での熱膨張係数を１．０×１０-6／℃以
下に下げることができた。また、その他のシャドウマス
ク材として要求される黒化処理後の酸化皮膜も品位が良
好であり、エッチング後の孔形状不良，表面疵等の問題
は生じなかった。比較のため、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの
何れか一つの含有量及び又は合計含有量が本発明で規定
した範囲を外れる試験番号１１〜１６の鋼塊を造塊法で
製造し、１２５０℃未満の温度に加熱した後で分塊圧延
した。この場合に得られた鋼帯は、熱間加工性に問題が
あり、或いはシャドウマスクとして要求される特性を満
足していなかった。
入れした後で熱間圧延したところ、表面割れのない熱延
鋼帯が製造された。また、連続鋳造法で得られた試験番
号１０のスラブを同様に１２５０℃以上で３時間以上加
熱後、熱間圧延した場合にも、表面割れのない熱延鋼帯
が製造された。各熱延鋼帯を焼鈍酸洗し、冷間圧延し
た。得られた冷延鋼帯について、シャドウマスクとして
の要求特性を調査した。その結果、Ｎｉ＋Ｃｏを３５．
０〜３７．０重量％とし、脱酸効果を有するＣ，Ｓｉ，
Ｍｎ，Ａｌの合計含有量を０．１４０重量％以下，Ｂ含
有量を０．００４０重量％以下に規制することにより、
３０〜１００℃での熱膨張係数を１．０×１０-6／℃以
下に下げることができた。また、その他のシャドウマス
ク材として要求される黒化処理後の酸化皮膜も品位が良
好であり、エッチング後の孔形状不良，表面疵等の問題
は生じなかった。比較のため、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの
何れか一つの含有量及び又は合計含有量が本発明で規定
した範囲を外れる試験番号１１〜１６の鋼塊を造塊法で
製造し、１２５０℃未満の温度に加熱した後で分塊圧延
した。この場合に得られた鋼帯は、熱間加工性に問題が
あり、或いはシャドウマスクとして要求される特性を満
足していなかった。
【００１７】すなわち、Ｃ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌの合計含
有量が０．１４０％を超える試験番号１１〜１３では、
熱膨張率が１．０×１０-6／℃を超えていた。更に、試
験番号１１ではエッチング時の孔形状が不良となり、試
験番号１２では黒化処理後の表面に不均一な黒化膜が生
成した。試験番号１４では、Ｎｉ＋Ｃｏ量が３７．０重
量％を超えることから１．０×１０-6／℃以下の熱膨張
係数が得られず、Ｂ量の不足に起因して分塊圧延時に著
しい表面割れが生じた。Ｃ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌの合計含
有量が０．０３０重量％に達しない試験番号１５では、
脱硫・脱酸不足となり、分塊圧延時に著しい表面割れが
生じた。グラインダーでスラブ表面を手直し後、熱・冷
延を行い、得られた冷延板でエッチング試験を行った結
果、介在物起因のエッチング孔形状不良も生じた。試験
番号１６は、Ｎｉ＋Ｃｏ量が３５％未満であっため熱膨
張係数が１．０×１０-6／℃を超える値を示し、分塊圧
延や熱延時の耐割れ性は良好であるものの、０．００３
％を超える多量のＡｌを含むためＡｌ2 Ｏ3 系介在物に
起因した表面疵が冷延板表面に生じた。連続鋳造により
得られたスラブを熱間圧延する試験番号１７でも、熱間
圧延前の熱処理温度が１２００℃と低いことから、表面
割れに起因した著しく深い疵が熱延板の表面に多数発生
していた。
有量が０．１４０％を超える試験番号１１〜１３では、
熱膨張率が１．０×１０-6／℃を超えていた。更に、試
験番号１１ではエッチング時の孔形状が不良となり、試
験番号１２では黒化処理後の表面に不均一な黒化膜が生
成した。試験番号１４では、Ｎｉ＋Ｃｏ量が３７．０重
量％を超えることから１．０×１０-6／℃以下の熱膨張
係数が得られず、Ｂ量の不足に起因して分塊圧延時に著
しい表面割れが生じた。Ｃ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌの合計含
有量が０．０３０重量％に達しない試験番号１５では、
脱硫・脱酸不足となり、分塊圧延時に著しい表面割れが
生じた。グラインダーでスラブ表面を手直し後、熱・冷
延を行い、得られた冷延板でエッチング試験を行った結
果、介在物起因のエッチング孔形状不良も生じた。試験
番号１６は、Ｎｉ＋Ｃｏ量が３５％未満であっため熱膨
張係数が１．０×１０-6／℃を超える値を示し、分塊圧
延や熱延時の耐割れ性は良好であるものの、０．００３
％を超える多量のＡｌを含むためＡｌ2 Ｏ3 系介在物に
起因した表面疵が冷延板表面に生じた。連続鋳造により
得られたスラブを熱間圧延する試験番号１７でも、熱間
圧延前の熱処理温度が１２００℃と低いことから、表面
割れに起因した著しく深い疵が熱延板の表面に多数発生
していた。
【００１８】
【００１９】
【発明の効果】以上に説明したように、本発明のＦｅ−
Ｎｉ合金は、脱酸剤として添加されるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，
Ａｌの個々の含有量及び合計含有量を規制し、且つ極低
Ｓ化及びＢ添加によって熱間加工性を改善し、シャドウ
マスクに要求される黒化膜性，エッチング性及び表面品
質を確保している。このようにして得られたＦｅ−Ｎｉ
合金は、１．０×１０-6／℃以下の低い熱膨張係数を示
すことから、高品質のシャドウマスク用材料として使用
される。
Ｎｉ合金は、脱酸剤として添加されるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，
Ａｌの個々の含有量及び合計含有量を規制し、且つ極低
Ｓ化及びＢ添加によって熱間加工性を改善し、シャドウ
マスクに要求される黒化膜性，エッチング性及び表面品
質を確保している。このようにして得られたＦｅ−Ｎｉ
合金は、１．０×１０-6／℃以下の低い熱膨張係数を示
すことから、高品質のシャドウマスク用材料として使用
される。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平８−333638（ＪＰ，Ａ) 特開 平９−241743（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−63607（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−70706（ＪＰ，Ａ) 特開 平５−171357（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−168546（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/60 H01J 29/07
Claims (3)
- 【請求項１】 Ｎｉ＋Ｃｏ：３５．０〜３７．０重量
％，Ｃｏ：１．００重量％以下，Ｓ：０．００５重量％
以下，Ｂ：０．０００５〜０．００４０重量％を含み、
残部が実質的にＦｅの組成をもち、脱酸剤として添加さ
れるＣ，Ｓｉ，Ｍｎ，Ａｌの少なくとも１種の含有量を
それぞれＣ：０．０１重量％以下，Ｓｉ：０．０４重量
％以下，Ｍｎ：０．１４重量％以下，Ａｌ：０．００３
重量％以下％及びＣ＋Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌの合計含有量が
０．０３０〜０．１４０重量％に規制されており、３０
〜１００℃の熱膨張係数が１．０×１０-6／℃以下であ
る清浄度及び熱間加工性に優れたシャドウマスク用Ｆｅ
−Ｎｉ合金。 - 【請求項２】 請求項１記載の組成に調整されたＦｅ−
Ｎｉ合金の鋼塊を造塊法で製造し、少なくとも１回以上
の分塊圧延又は鍛造でスラブにする際に加熱温度１２５
０〜１３５０℃及び合計加熱時間３〜９６時間で前記鋼
塊を加熱処理し、次いで得られたスラブを１１００〜１
３５０℃で１〜６時間加熱した後、熱間圧延することを
特徴とするＦｅ−Ｎｉ合金の製造方法。 - 【請求項３】 請求項１記載の組成に調整されたＦｅ−
Ｎｉ合金のスラブを連続鋳造し、１２５０〜１３５０℃
で１〜６時間加熱した後、熱間圧延することを特徴とす
るＦｅ−Ｎｉ合金の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP30057298A JP3360033B2 (ja) | 1998-10-22 | 1998-10-22 | シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP30057298A JP3360033B2 (ja) | 1998-10-22 | 1998-10-22 | シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000129399A JP2000129399A (ja) | 2000-05-09 |
| JP3360033B2 true JP3360033B2 (ja) | 2002-12-24 |
Family
ID=17886463
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP30057298A Expired - Fee Related JP3360033B2 (ja) | 1998-10-22 | 1998-10-22 | シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ合金及びその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3360033B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
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|---|---|---|---|---|
| WO2002012577A1 (en) * | 2000-08-03 | 2002-02-14 | Tosoh Smd, Inc. | Method for reducing the oxygen and oxide content in cobalt to procuce cobalt sputtering targets |
| JP6754027B1 (ja) * | 2019-03-26 | 2020-09-09 | 日本鋳造株式会社 | 低温安定性に優れる低熱膨張合金およびその製造方法 |
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|---|---|---|---|---|
| JP2501157B2 (ja) * | 1991-12-25 | 1996-05-29 | 日本冶金工業株式会社 | 熱間加工性に優れる高強度低熱膨張Ｆｅ−Ｎｉ系合金 |
| JPH0663607A (ja) * | 1992-08-12 | 1994-03-08 | Nkk Corp | Ｆｅ−Ｎｉ系合金板の製造方法 |
| JP2914129B2 (ja) * | 1993-06-24 | 1999-06-28 | 日本鋼管株式会社 | 低熱膨張合金及びその製造方法 |
| FR2728724B1 (fr) * | 1994-12-27 | 1997-01-24 | Imphy Sa | Procede de fabrication d'un masque d'ombre en alliage fer-nickel |
| JPH09241743A (ja) * | 1996-03-07 | 1997-09-16 | Nikko Kinzoku Kk | シャドウマスク用Ｆｅ−Ｎｉ系合金板の製造方法 |
| JP3623620B2 (ja) * | 1996-12-10 | 2005-02-23 | 日新製鋼株式会社 | シャドウマスク用素材のエッチング性評価方法及びエッチング後にスジむらが発生しないシャドウマスク用素材 |
-
1998
- 1998-10-22 JP JP30057298A patent/JP3360033B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| JP2000129399A (ja) | 2000-05-09 |
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