JP3389439B2 - 硫黄複合快削鋼の製造方法 - Google Patents
硫黄複合快削鋼の製造方法Info
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- JP3389439B2 JP3389439B2 JP01215597A JP1215597A JP3389439B2 JP 3389439 B2 JP3389439 B2 JP 3389439B2 JP 01215597 A JP01215597 A JP 01215597A JP 1215597 A JP1215597 A JP 1215597A JP 3389439 B2 JP3389439 B2 JP 3389439B2
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、中断面ブルーム連
鋳による硫黄複合快削鋼の製造方法に関し、棒鋼や線材
成品における表面疵防止方法と被削性向上の方策を提供
するものである。
鋳による硫黄複合快削鋼の製造方法に関し、棒鋼や線材
成品における表面疵防止方法と被削性向上の方策を提供
するものである。
【０００２】
【従来の技術】ＳＵＭ２２、ＡＩＳＩ１２１３等の低炭
Ｓ快削鋼やＡＩＳＩ１２Ｌ１４等の低炭Ｓ−Ｐｂ快削鋼
は、被削性が優れているため自動車用ナット、ネジ、精
密機械部品等の各種切削部品に多量に使用されている。
Ｓ快削鋼やＡＩＳＩ１２Ｌ１４等の低炭Ｓ−Ｐｂ快削鋼
は、被削性が優れているため自動車用ナット、ネジ、精
密機械部品等の各種切削部品に多量に使用されている。
【０００３】これらの硫黄複合快削鋼の連続鋳造法につ
いては、従来幾つか報告されている。被削性の向上に関
する報告例としては、特開昭６２−２０７５４７及び特
開昭６２−２０７５４８号には、連続鋳造における比水
量を制限したり、連鋳機内で鋳片の冷却速度を低下する
ことにより、晶出するＭｎＳを大型化して被削性を改善
する方法が述べられている。
いては、従来幾つか報告されている。被削性の向上に関
する報告例としては、特開昭６２−２０７５４７及び特
開昭６２−２０７５４８号には、連続鋳造における比水
量を制限したり、連鋳機内で鋳片の冷却速度を低下する
ことにより、晶出するＭｎＳを大型化して被削性を改善
する方法が述べられている。
【０００４】特開平２−１５５５４８号には、タンディ
ッシュ内溶鋼過熱度を１０℃以上とし、鋳片の冷却速度
を所定値以下に制御して被削性を改善する方法が述べら
れている。また、特開平７−１７３５７４号には、Ｃ、
Ｓｉ、その他の化学成分を規制すると共に、５３μｍ以
上の酸化物系介在物の量を規定する方法が述べられてい
る。
ッシュ内溶鋼過熱度を１０℃以上とし、鋳片の冷却速度
を所定値以下に制御して被削性を改善する方法が述べら
れている。また、特開平７−１７３５７４号には、Ｃ、
Ｓｉ、その他の化学成分を規制すると共に、５３μｍ以
上の酸化物系介在物の量を規定する方法が述べられてい
る。
【０００５】表面疵の防止方法に関する報告としては、
例えば特公昭５９−１９１８２号には［％Ｓ］／［％
Ｃ］／［％Ｏ］比を規定してブローホールの発生を抑
え、Ｍｎ濃度を制限して熱間加工性を確保し圧延割れを
防止する方法が述べられている。
例えば特公昭５９−１９１８２号には［％Ｓ］／［％
Ｃ］／［％Ｏ］比を規定してブローホールの発生を抑
え、Ｍｎ濃度を制限して熱間加工性を確保し圧延割れを
防止する方法が述べられている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】棒鋼や線材などの圧延
に供される条鋼用鋼片としては、一般に１１５ｍｍ角〜
１８０ｍｍ角のサイズが用いられるが、これらの素材と
しては最近では連続鋳造法により製造されるブルーム・
ビレット鋳片が多く使用されており、条鋼用鋼片の約４
〜１５倍の横断面積を有する大断面ブルーム、または鋼
片と同一サイズの小断面ビレットに大別される。
に供される条鋼用鋼片としては、一般に１１５ｍｍ角〜
１８０ｍｍ角のサイズが用いられるが、これらの素材と
しては最近では連続鋳造法により製造されるブルーム・
ビレット鋳片が多く使用されており、条鋼用鋼片の約４
〜１５倍の横断面積を有する大断面ブルーム、または鋼
片と同一サイズの小断面ビレットに大別される。
【０００７】大断面ブルームから分塊圧延により鋼片を
製造する方法では、鋳片サイズが大きいために加熱時間
が約２〜３時間と長く、また圧延パス回数も約１０〜２
０回と多いために、加熱圧延に要するエネルギー消費が
増えると共に圧延歩留が低下し製造コストが大幅に増加
する問題がある。
製造する方法では、鋳片サイズが大きいために加熱時間
が約２〜３時間と長く、また圧延パス回数も約１０〜２
０回と多いために、加熱圧延に要するエネルギー消費が
増えると共に圧延歩留が低下し製造コストが大幅に増加
する問題がある。
【０００８】他方、小断面ビレットの場合には分塊圧延
が省略されるためコスト的には有利であるが、鋳造組織
のままのビレットを棒鋼や線材に圧延するために、凝固
過程で粒界に晶出した硫化物や酸化物等が脆化要因とな
って圧延時に深い表面疵が発生すること、或いは高速鋳
造となるために酸化物系介在物の浮上性が阻害されて被
削性が低下する等の問題がある。これらの理由から、硫
黄複合快削鋼については従来より製造コストの高い大断
面ブルームから製造しているのが実状である。
が省略されるためコスト的には有利であるが、鋳造組織
のままのビレットを棒鋼や線材に圧延するために、凝固
過程で粒界に晶出した硫化物や酸化物等が脆化要因とな
って圧延時に深い表面疵が発生すること、或いは高速鋳
造となるために酸化物系介在物の浮上性が阻害されて被
削性が低下する等の問題がある。これらの理由から、硫
黄複合快削鋼については従来より製造コストの高い大断
面ブルームから製造しているのが実状である。
【０００９】以上のように、大断面ブルーム連鋳及び小
断面ビレット連鋳のいずれにおいても課題があり、もし
延伸比が１〜４の範囲にある中断面ブルームからの製造
が可能となれば、上記問題点は抜本的に改善される。
断面ビレット連鋳のいずれにおいても課題があり、もし
延伸比が１〜４の範囲にある中断面ブルームからの製造
が可能となれば、上記問題点は抜本的に改善される。
【００１０】硫黄複合快削鋼の中断面ブルームによる製
造における第一の課題は、低延伸比で分塊圧延された鋼
片から棒鋼や線材に圧延する際の表面疵防止方法の確立
である。第二の課題は、高速鋳造時の酸化物系介在物の
浮上性低下に対する改善、並びに中断面化による鋳片冷
却速度の増大によるＭｎＳの小型化による被削性の低下
に対する改善である。
造における第一の課題は、低延伸比で分塊圧延された鋼
片から棒鋼や線材に圧延する際の表面疵防止方法の確立
である。第二の課題は、高速鋳造時の酸化物系介在物の
浮上性低下に対する改善、並びに中断面化による鋳片冷
却速度の増大によるＭｎＳの小型化による被削性の低下
に対する改善である。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明の請求項１は、表
面疵の防止方法を提供するものである。即ち、質量でＣ
≦０．１５％、Ｓｉ≦０．０５％、Ａｌ≦０．００３
％、Ｍｎ：０．５０〜１．５０％、Ｐ：０．０２０〜
０．１００％、Ｎ：２０〜１５０ｐｐｍ、Ｓ：０．１０
０〜０．３５０％、Ｐｂ：０〜０．３００％、全酸素
Ｔ．Ｏ：１００〜２５０ｐｐｍを基本成分とする硫黄複
合快削鋼の製造方法であって、鋳片形状を正方形または
矩形として連続鋳造し所定の長さに切断した後、該鋳片
を加熱し延伸比が１．６〜２．８となるように条鋼用鋼
片に２〜４パスで分塊圧延し、しかる後該鋼片から棒鋼
や線材に圧延するものである。
面疵の防止方法を提供するものである。即ち、質量でＣ
≦０．１５％、Ｓｉ≦０．０５％、Ａｌ≦０．００３
％、Ｍｎ：０．５０〜１．５０％、Ｐ：０．０２０〜
０．１００％、Ｎ：２０〜１５０ｐｐｍ、Ｓ：０．１０
０〜０．３５０％、Ｐｂ：０〜０．３００％、全酸素
Ｔ．Ｏ：１００〜２５０ｐｐｍを基本成分とする硫黄複
合快削鋼の製造方法であって、鋳片形状を正方形または
矩形として連続鋳造し所定の長さに切断した後、該鋳片
を加熱し延伸比が１．６〜２．８となるように条鋼用鋼
片に２〜４パスで分塊圧延し、しかる後該鋼片から棒鋼
や線材に圧延するものである。
【００１２】次に、本発明の請求項２は被削性の向上対
策に関わるものである。即ち、質量でＣ≦０．１５％、
Ｓｉ≦０．０５％、Ａｌ≦０．００３％、Ｍｎ：０．５
０〜１．５０％、Ｐ：０．０２０〜０．１００％、Ｎ：
２０〜１５０ｐｐｍ、Ｓ：０．１００〜０．３５０％、
Ｐｂ：０〜０．３００％、全酸素Ｔ．Ｏ：１００〜２５
０ｐｐｍを基本成分とする硫黄複合快削鋼の製造方法で
あって、溶鋼中のＴ．Ｏ濃度を鋳片サイズとの関係にお
いて(１)式を満足するように調整して連続鋳造し切断し
た後、該鋳片を分塊圧延して鋼片とし、しかる後該鋼片
から棒鋼や線材に圧延するものである。
策に関わるものである。即ち、質量でＣ≦０．１５％、
Ｓｉ≦０．０５％、Ａｌ≦０．００３％、Ｍｎ：０．５
０〜１．５０％、Ｐ：０．０２０〜０．１００％、Ｎ：
２０〜１５０ｐｐｍ、Ｓ：０．１００〜０．３５０％、
Ｐｂ：０〜０．３００％、全酸素Ｔ．Ｏ：１００〜２５
０ｐｐｍを基本成分とする硫黄複合快削鋼の製造方法で
あって、溶鋼中のＴ．Ｏ濃度を鋳片サイズとの関係にお
いて(１)式を満足するように調整して連続鋳造し切断し
た後、該鋳片を分塊圧延して鋼片とし、しかる後該鋼片
から棒鋼や線材に圧延するものである。
【００１３】
０．２２Ｄ＋６８ ≦ Ｔ．Ｏ ≦ ０．２２Ｄ＋１１８・・・・・(１)
但し、Ｄは正方形または矩形鋳片の厚み（ｍｍ）、Ｔ．
Ｏは溶鋼の全酸素濃度（ｐｐｍ）である。
Ｏは溶鋼の全酸素濃度（ｐｐｍ）である。
【００１４】
【発明の実施の形態】本発明で対象となる硫黄複合快削
鋼においては、被削性向上元素としてＳが０．１００〜
０．３５０％、Ｐｂが０〜０．３００％添加されるが、
Ｓは凝固時に粒状のＭｎＳを晶出し圧延により延伸して
紡錘状となり、Ｐｂは鋼中に直径数μｍのＰｂ粒子とし
て均一に分散する。
鋼においては、被削性向上元素としてＳが０．１００〜
０．３５０％、Ｐｂが０〜０．３００％添加されるが、
Ｓは凝固時に粒状のＭｎＳを晶出し圧延により延伸して
紡錘状となり、Ｐｂは鋼中に直径数μｍのＰｂ粒子とし
て均一に分散する。
【００１５】ＭｎＳもＰｂも微細な軟質介在物であり、
切削加工時に内部応力集中源となって切削性を向上させ
ると共に、工具と切り屑間の潤滑作用を高め切削抵抗を
小さくし切り屑処理性を向上させる等の効果がある。
切削加工時に内部応力集中源となって切削性を向上させ
ると共に、工具と切り屑間の潤滑作用を高め切削抵抗を
小さくし切り屑処理性を向上させる等の効果がある。
【００１６】更に、硫黄複合快削鋼においては、ＳやＰ
ｂ以外の成分も被削性に影響を及ぼすので含有量が以下
のように規定されている。即ち、Ｃは工具寿命の延長か
ら０．１５％以下とし、ＳｉやＡｌは硬質酸化物を形成
して工具摩耗を速めるため各々０．０５％以下及び０．
００３％以下に規制し、ＭｎはＭｎＳにおけるＳとの化
学量論比よりも多くなるように０．５０〜１．５０％添
加し、ＰとＮは鋼に固溶させて仕上げ面粗さを向上させ
るためそれぞれ０．０２０〜０．１００％及び２０〜１
５０ｐｐｍ添加される。
ｂ以外の成分も被削性に影響を及ぼすので含有量が以下
のように規定されている。即ち、Ｃは工具寿命の延長か
ら０．１５％以下とし、ＳｉやＡｌは硬質酸化物を形成
して工具摩耗を速めるため各々０．０５％以下及び０．
００３％以下に規制し、ＭｎはＭｎＳにおけるＳとの化
学量論比よりも多くなるように０．５０〜１．５０％添
加し、ＰとＮは鋼に固溶させて仕上げ面粗さを向上させ
るためそれぞれ０．０２０〜０．１００％及び２０〜１
５０ｐｐｍ添加される。
【００１７】溶鋼中のＯは、基本的にはＣやＭｎ等と平
衡する濃度に近く、溶鋼と耐火物やスラグとの反応によ
りＭｎＯ−ＳｉＯ2系やその他の酸化物として存在し、
その含有量は全酸素Ｔ．Ｏとして１００〜２５０ｐｐｍ
である。
衡する濃度に近く、溶鋼と耐火物やスラグとの反応によ
りＭｎＯ−ＳｉＯ2系やその他の酸化物として存在し、
その含有量は全酸素Ｔ．Ｏとして１００〜２５０ｐｐｍ
である。
【００１８】先ず、本発明で延伸比（鋳片横断面積／鋼
片横断面積）を１．６〜２．８に規定する理由を以下に
説明する。硫黄複合快削鋼の条鋼用鋼片を棒鋼や線材に
圧延する際に、表面割れの発生を防止するためには粒界
に晶出した硫化物、酸化物並びにＰｂ介在物による脆化
要因を除去する必要がある。
片横断面積）を１．６〜２．８に規定する理由を以下に
説明する。硫黄複合快削鋼の条鋼用鋼片を棒鋼や線材に
圧延する際に、表面割れの発生を防止するためには粒界
に晶出した硫化物、酸化物並びにＰｂ介在物による脆化
要因を除去する必要がある。
【００１９】しかるに、中断面ブルームは鋳片から鋼片
までの延伸比が当然大断面ブルームに比べて小さいの
で、分塊圧延により鋼片の結晶粒を微細化し脆化要因を
除去するためには、１パス当たりの圧下量を大きくして
鋳片の表面から中心部まで圧下力を十分に浸透せしめ、
鋳造組織を破壊する必要がある。
までの延伸比が当然大断面ブルームに比べて小さいの
で、分塊圧延により鋼片の結晶粒を微細化し脆化要因を
除去するためには、１パス当たりの圧下量を大きくして
鋳片の表面から中心部まで圧下力を十分に浸透せしめ、
鋳造組織を破壊する必要がある。
【００２０】発明者らの調査によれば、分塊圧延におけ
る延伸比及びパス回数と得られる鋼片のオーステナイト
結晶粒度には密接な関係があり、図１に示した如く延伸
比を１．６以上とし且つ２〜４パス圧延を行った場合に
安定して５以上の微細組織が得られることが判明した。
る延伸比及びパス回数と得られる鋼片のオーステナイト
結晶粒度には密接な関係があり、図１に示した如く延伸
比を１．６以上とし且つ２〜４パス圧延を行った場合に
安定して５以上の微細組織が得られることが判明した。
【００２１】図から明らかなように、延伸比が１．６未
満で２〜４パス圧延した場合、或いは延伸比が１．６以
上でも１パス当たりの圧下量が小さく５パス以上の多パ
ス圧延を行った場合には安定して５以上が得られない。
満で２〜４パス圧延した場合、或いは延伸比が１．６以
上でも１パス当たりの圧下量が小さく５パス以上の多パ
ス圧延を行った場合には安定して５以上が得られない。
【００２２】オーステナイト結晶粒度番号５以上では、
鋳造組織が破壊されて微細化し硫化物、酸化物及びＰｂ
介在物が微細に均一分散するため、もはや粒界脆化は起
こり得ず、大断面ブルームから分塊圧延した鋼片と同等
の熱間加工性の確保が可能となる。以上の理由から、本
発明では鋳片から鋼片への延伸比を１．６以上と規定し
２〜４パス圧延するものである。
鋳造組織が破壊されて微細化し硫化物、酸化物及びＰｂ
介在物が微細に均一分散するため、もはや粒界脆化は起
こり得ず、大断面ブルームから分塊圧延した鋼片と同等
の熱間加工性の確保が可能となる。以上の理由から、本
発明では鋳片から鋼片への延伸比を１．６以上と規定し
２〜４パス圧延するものである。
【００２３】次に、条鋼用鋼片のサイズは前述の如く１
１５ｍｍ角〜１８０ｍｍ角が一般的であるが、これらの
鋼片を２〜４パスで圧延可能な鋳片サイズの代表例を求
めると表１が得られる。
１５ｍｍ角〜１８０ｍｍ角が一般的であるが、これらの
鋼片を２〜４パスで圧延可能な鋳片サイズの代表例を求
めると表１が得られる。
【００２４】ここで、前提条件として１パス当たりの最
大減面比を３０％以内、軸比（各パスの長辺／短辺の寸
法比）を１．８以下、分塊圧延のロール径を１１００ｍ
ｍφ以下とすると共に、圧下による幅拡がりを圧下量の
１／３に近似して算出した。減面比や軸比がこれらの値
よりも大きい場合には、噛込角度が過大となってスリッ
プが発生したり、鋼片の捻れや倒れが発生し易くなり圧
延作業性が低下するため上限値とした。
大減面比を３０％以内、軸比（各パスの長辺／短辺の寸
法比）を１．８以下、分塊圧延のロール径を１１００ｍ
ｍφ以下とすると共に、圧下による幅拡がりを圧下量の
１／３に近似して算出した。減面比や軸比がこれらの値
よりも大きい場合には、噛込角度が過大となってスリッ
プが発生したり、鋼片の捻れや倒れが発生し易くなり圧
延作業性が低下するため上限値とした。
【００２５】表１より、１１５ｍｍ角の鋼片は、延伸比
１．６の１４５ｍｍ角の鋳片から２パスで、延伸比２．
４の１８０ｍｍ角鋳片から４パスでそれぞれ圧延可能で
ある。また、１８０ｍｍ角の鋼片は延伸比１．８の２４
０ｍｍ角鋳片から２パスで、延伸比２．８の３００ｍｍ
角鋳片から４パスでそれぞれ圧延可能である。そして、
鋳片サイズが３００ｍｍ角を超えると、即ち延伸比が
２．８を超えると減面率が３０％を超え、また軸比が
１．８を超えて４パスでは成形不可能となる。
１．６の１４５ｍｍ角の鋳片から２パスで、延伸比２．
４の１８０ｍｍ角鋳片から４パスでそれぞれ圧延可能で
ある。また、１８０ｍｍ角の鋼片は延伸比１．８の２４
０ｍｍ角鋳片から２パスで、延伸比２．８の３００ｍｍ
角鋳片から４パスでそれぞれ圧延可能である。そして、
鋳片サイズが３００ｍｍ角を超えると、即ち延伸比が
２．８を超えると減面率が３０％を超え、また軸比が
１．８を超えて４パスでは成形不可能となる。
【００２６】以上述べた理由から、本発明では鋳片から
鋼片への延伸比を１．６〜２．８と規定し２〜４パスで
分塊圧延を行うものである。尚、鋳片形状は正方形また
は矩形とする方が、円形などよりも少ないパス回数で鋼
片を製造するのに有利である。
鋼片への延伸比を１．６〜２．８と規定し２〜４パスで
分塊圧延を行うものである。尚、鋳片形状は正方形また
は矩形とする方が、円形などよりも少ないパス回数で鋼
片を製造するのに有利である。
【００２７】
【表１】
【００２８】本発明において、溶鋼中のＴ．Ｏを鋳片サ
イズとの関係において(１)式を満足するように調整する
理由について説明する。連続鋳造においては、鋳造速度
（Ｖｃ）は鋳片サイズに応じて変化し、鋳片サイズが小
さい程高速で引き抜かれるのが一般的である。
イズとの関係において(１)式を満足するように調整する
理由について説明する。連続鋳造においては、鋳造速度
（Ｖｃ）は鋳片サイズに応じて変化し、鋳片サイズが小
さい程高速で引き抜かれるのが一般的である。
【００２９】例えば、連鋳機や操業条件にもよるが１４
５ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝２．０〜３．０ｍ／ｍｉｎ、２
００ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝１．５〜２．０ｍ／ｍｉｎ、
３００ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝０．６〜１．２ｍ／ｍｉｎ
で鋳造される。
５ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝２．０〜３．０ｍ／ｍｉｎ、２
００ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝１．５〜２．０ｍ／ｍｉｎ、
３００ｍｍ角の鋳片はＶｃ＝０．６〜１．２ｍ／ｍｉｎ
で鋳造される。
【００３０】硫黄複合快削鋼には、脱酸生成物としての
ＭｎＯ−ＳｉＯ2系介在物の他にも耐火物やスラグから
不可避的に混入する若干量のＳｉＯ2やＡｌ2Ｏ3、その
他の硬質酸化物が含まれ被削性に対して有害である。
ＭｎＯ−ＳｉＯ2系介在物の他にも耐火物やスラグから
不可避的に混入する若干量のＳｉＯ2やＡｌ2Ｏ3、その
他の硬質酸化物が含まれ被削性に対して有害である。
【００３１】特に、鋳片サイズが小さくなるに従い前述
の如く鋳造速度が速くなるため、介在物の浮上性が阻害
され被削性は低下する。この観点から、発明者らは種々
の鋳片サイズについて溶鋼中Ｔ．Ｏと鋳片内の大型介在
物個数との関係についてスライム抽出法により調査し
た。
の如く鋳造速度が速くなるため、介在物の浮上性が阻害
され被削性は低下する。この観点から、発明者らは種々
の鋳片サイズについて溶鋼中Ｔ．Ｏと鋳片内の大型介在
物個数との関係についてスライム抽出法により調査し
た。
【００３２】その結果によると、溶鋼中Ｔ．Ｏが同一の
場合には鋳片内介在物個数は鋳片サイズの小さい方が明
らかに多い。従って、介在物個数を低減するためには、
溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳片サイズに応じて、規格内の適正範囲
に調整する必要がある。発明者らが測定した鋳片サイ
ズ、溶鋼中Ｔ．Ｏ及び被削性の関係について図２に示
す。
場合には鋳片内介在物個数は鋳片サイズの小さい方が明
らかに多い。従って、介在物個数を低減するためには、
溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳片サイズに応じて、規格内の適正範囲
に調整する必要がある。発明者らが測定した鋳片サイ
ズ、溶鋼中Ｔ．Ｏ及び被削性の関係について図２に示
す。
【００３３】被削性は、８０ｍｍφ棒鋼のプランジカッ
トでの仕上げ面粗さ(Ｒｚ)で評価した。仕上げ面粗さ
は、２０μｍ未満が良好域であるとして測定結果からこ
の範囲を求めると、(１)式が得られる。 ０．２２Ｄ＋６８ ≦ Ｔ．Ｏ ≦ ０．２２Ｄ＋１１８・・・・・(１) ここで、Ｄは正方形または矩形鋳片の厚み（ｍｍ）、
Ｔ．Ｏは溶鋼の全酸素濃度（ｐｐｍ）である。
トでの仕上げ面粗さ(Ｒｚ)で評価した。仕上げ面粗さ
は、２０μｍ未満が良好域であるとして測定結果からこ
の範囲を求めると、(１)式が得られる。 ０．２２Ｄ＋６８ ≦ Ｔ．Ｏ ≦ ０．２２Ｄ＋１１８・・・・・(１) ここで、Ｄは正方形または矩形鋳片の厚み（ｍｍ）、
Ｔ．Ｏは溶鋼の全酸素濃度（ｐｐｍ）である。
【００３４】被削性は、Ｔ．Ｏ濃度が(１)式の右辺より
も高い領域では酸化物系介在物が多過ぎることによりＲ
ｚが２０μｍ以上となり不良となる。一方、Ｔ．Ｏ濃度
が(１)式の左辺より低い場合にもＲｚが２０μｍ以上と
なり被削性は不良となっている。
も高い領域では酸化物系介在物が多過ぎることによりＲ
ｚが２０μｍ以上となり不良となる。一方、Ｔ．Ｏ濃度
が(１)式の左辺より低い場合にもＲｚが２０μｍ以上と
なり被削性は不良となっている。
【００３５】この理由を調査した結果、溶鋼中Ｔ．Ｏが
低い場合にはＭｎＳが圧延により延び易くなり被削性が
低下することが判った。そして、(１)式で規定される範
囲内では、ＭｎＳも適正な紡錘状を呈し且つ酸化物系介
在物の悪影響もなく被削性は良好であり、いずれの鋳片
サイズや鋳造速度について成り立つことを確認してい
る。
低い場合にはＭｎＳが圧延により延び易くなり被削性が
低下することが判った。そして、(１)式で規定される範
囲内では、ＭｎＳも適正な紡錘状を呈し且つ酸化物系介
在物の悪影響もなく被削性は良好であり、いずれの鋳片
サイズや鋳造速度について成り立つことを確認してい
る。
【００３６】本発明の実施形態の一例を図３に示す。１
は取鍋、２はタンディッシュ、３は鋳型、４は二次冷却
帯、５はガイドロール、６は切断機、７は鋳片、８は鋳
片加熱炉、９は分塊圧延機、１０は鋼片、１１は鋼片加
熱炉、１２は線材圧延機、１３は線材コイルである。
は取鍋、２はタンディッシュ、３は鋳型、４は二次冷却
帯、５はガイドロール、６は切断機、７は鋳片、８は鋳
片加熱炉、９は分塊圧延機、１０は鋼片、１１は鋼片加
熱炉、１２は線材圧延機、１３は線材コイルである。
【００３７】本発明の請求項１記載の実施形態の一例に
つき以下に説明する。鋳型３を用いて、横断面形状が例
えば１４５ｍｍ角〜３００ｍｍ角の硫黄複合快削鋼用ブ
ルーム鋳片を鋳造し、切断後の鋳片７を加熱した後、分
塊圧延機９を用いて２〜４パスで１１５ｍｍ角〜１８０
ｍｍ角の鋼片１０に成形し、該鋼片から７ｍｍφの線材
コイル１３を製造する。この場合の鋳片から鋼片までの
延伸比は１．６〜２．８とする。得られる線材について
は、硫黄複合快削鋼として良好な表面品質レベルが確保
される。
つき以下に説明する。鋳型３を用いて、横断面形状が例
えば１４５ｍｍ角〜３００ｍｍ角の硫黄複合快削鋼用ブ
ルーム鋳片を鋳造し、切断後の鋳片７を加熱した後、分
塊圧延機９を用いて２〜４パスで１１５ｍｍ角〜１８０
ｍｍ角の鋼片１０に成形し、該鋼片から７ｍｍφの線材
コイル１３を製造する。この場合の鋳片から鋼片までの
延伸比は１．６〜２．８とする。得られる線材について
は、硫黄複合快削鋼として良好な表面品質レベルが確保
される。
【００３８】次に、本発明の請求項２記載の実施形態で
は、取鍋１及びタンディッシュ２内の溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳
片厚みに応じて(１)式を満足するように調整して鋳片７
を鋳造した後、該鋳片を分塊圧延して鋼片１０とし、し
かる後該鋼片から線材コイル１３に圧延する。得られる
線材は、硫黄複合快削鋼としての良好な被削性及び材質
が確保される。
は、取鍋１及びタンディッシュ２内の溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳
片厚みに応じて(１)式を満足するように調整して鋳片７
を鋳造した後、該鋳片を分塊圧延して鋼片１０とし、し
かる後該鋼片から線材コイル１３に圧延する。得られる
線材は、硫黄複合快削鋼としての良好な被削性及び材質
が確保される。
【００３９】
【実施例】本発明の実施例について、以下に詳細に説明
する。２７０トン転炉にて化学成分が０．０８％Ｃ−
０．０１％Ｓｉ−１．０５％Ｍｎ−０．０７５％Ｐ−
０．２８５％Ｓ−８０ｐｐｍＮ−２８０ｐｐｍＴ．Ｏの
溶鋼を溶製した後、取鍋精錬にてスラグ中の(％Ｃａ
Ｏ)、(％ＳｉＯ2)、(％ＦｅＯ)、(％ＭｎＯ)等を調整
し、次いでインジェクション法により取鍋内溶鋼中にＰ
ｂ粉体を吹き込み０．２５０％Ｐｂに調整した。
する。２７０トン転炉にて化学成分が０．０８％Ｃ−
０．０１％Ｓｉ−１．０５％Ｍｎ−０．０７５％Ｐ−
０．２８５％Ｓ−８０ｐｐｍＮ−２８０ｐｐｍＴ．Ｏの
溶鋼を溶製した後、取鍋精錬にてスラグ中の(％Ｃａ
Ｏ)、(％ＳｉＯ2)、(％ＦｅＯ)、(％ＭｎＯ)等を調整
し、次いでインジェクション法により取鍋内溶鋼中にＰ
ｂ粉体を吹き込み０．２５０％Ｐｂに調整した。
【００４０】次に、図３に示したブルーム連鋳機で、１
４５ｍｍ角〜３００ｍｍ角の中断面ブルームをタンディ
ッシュ内溶鋼過熱度（ＴＤ−ＳＨ）を２０〜４０℃、二
次冷却比水量を０．４１／kｇとし、それぞれの鋳片サ
イズに応じた鋳造速度で鋳造した後、該鋳片を所定の長
さに切断し鋳片加熱炉で断面平均温度が１１００〜１１
５０℃となるように約１時間加熱後、ロール径７００ｍ
ｍφ〜９００ｍｍφのＨＶ式分塊圧延機で２〜４パス圧
延により１１５ｍｍ角〜１８０ｍｍ角の鋼片に成形し
た。
４５ｍｍ角〜３００ｍｍ角の中断面ブルームをタンディ
ッシュ内溶鋼過熱度（ＴＤ−ＳＨ）を２０〜４０℃、二
次冷却比水量を０．４１／kｇとし、それぞれの鋳片サ
イズに応じた鋳造速度で鋳造した後、該鋳片を所定の長
さに切断し鋳片加熱炉で断面平均温度が１１００〜１１
５０℃となるように約１時間加熱後、ロール径７００ｍ
ｍφ〜９００ｍｍφのＨＶ式分塊圧延機で２〜４パス圧
延により１１５ｍｍ角〜１８０ｍｍ角の鋼片に成形し
た。
【００４１】本発明の請求項１記載の実施例として、表
２に鋳片サイズ、分塊圧延条件及び線材の表面疵成績を
比較例と共に示す。尚、表面疵成績は７．０ｍｍφ線材
において深さと長さに応じた評点付けを行い評価した。
２に鋳片サイズ、分塊圧延条件及び線材の表面疵成績を
比較例と共に示す。尚、表面疵成績は７．０ｍｍφ線材
において深さと長さに応じた評点付けを行い評価した。
【００４２】先ず、１４５ｍｍ角の鋳片を１パス当たり
の圧下量４５ｍｍ、最大減面率２４％、軸比１．６及び
延伸比１．６で２パス圧延により１１５ｍｍ角の鋼片に
成形した。また、３００ｍｍ角の鋳片からは１パス当た
りの圧下量９０ｍｍ、最大減面率３０％、軸比１．８及
び延伸比２．８で４パス圧延により１８０ｍｍ角の鋼片
に成形した。
の圧下量４５ｍｍ、最大減面率２４％、軸比１．６及び
延伸比１．６で２パス圧延により１１５ｍｍ角の鋼片に
成形した。また、３００ｍｍ角の鋳片からは１パス当た
りの圧下量９０ｍｍ、最大減面率３０％、軸比１．８及
び延伸比２．８で４パス圧延により１８０ｍｍ角の鋼片
に成形した。
【００４３】同様に、１４５ｍｍ角〜３００ｍｍ角の間
にある正方形または矩形の鋳片から、１１５ｍｍ角、１
５０ｍｍ角または１８０ｍｍ角の鋼片を最大減面率３０
％以下、軸比１．８以下及び延伸比１．６〜２．８の範
囲で最小パス回数となるように２パス、３パスまたは４
パス圧延にて成形した。
にある正方形または矩形の鋳片から、１１５ｍｍ角、１
５０ｍｍ角または１８０ｍｍ角の鋼片を最大減面率３０
％以下、軸比１．８以下及び延伸比１．６〜２．８の範
囲で最小パス回数となるように２パス、３パスまたは４
パス圧延にて成形した。
【００４４】ここで、棒線材用ブルーム鋳片の形状とし
ては、正方形または偏平比（長辺対短辺の寸法比）が
１．７以下の矩形が一般的であり、本発明の実施例にお
いては矩形鋳片の偏平比は約１．５〜１．６としてい
る。
ては、正方形または偏平比（長辺対短辺の寸法比）が
１．７以下の矩形が一般的であり、本発明の実施例にお
いては矩形鋳片の偏平比は約１．５〜１．６としてい
る。
【００４５】ここで、１１５ｍｍ角の鋼片を１４５ｍｍ
角未満の鋳片から２パスで圧延することも可能である
が、この場合には延伸比が１．６未満となって鋳造組織
の微細化（オーステナイト結晶粒度番号５以上の確保）
が出来ないため、１４５ｍｍ角を鋳片サイズの下限とし
た。
角未満の鋳片から２パスで圧延することも可能である
が、この場合には延伸比が１．６未満となって鋳造組織
の微細化（オーステナイト結晶粒度番号５以上の確保）
が出来ないため、１４５ｍｍ角を鋳片サイズの下限とし
た。
【００４６】また、１８０ｍｍ角の鋼片を３００ｍｍ角
超の鋳片から圧延する場合には、４パス圧延での最大減
面率が３０％を超え且つ軸比が１．８を超えるため、３
００ｍｍ角を鋳片サイズの上限とした。表２から明らか
なように、本発明になる実施例では線材の表面疵評点は
０〜１と良好であり、硫黄複合快削鋼としての品質レベ
ルは十分に満足されている。
超の鋳片から圧延する場合には、４パス圧延での最大減
面率が３０％を超え且つ軸比が１．８を超えるため、３
００ｍｍ角を鋳片サイズの上限とした。表２から明らか
なように、本発明になる実施例では線材の表面疵評点は
０〜１と良好であり、硫黄複合快削鋼としての品質レベ
ルは十分に満足されている。
【００４７】一方、比較例において１３０ｍｍ角の鋳片
から２パス圧延により１１５ｍｍ角の鋼片に成形した場
合、２１０ｍｍ角の鋳片から４パス圧延により１８０ｍ
ｍ角の鋼片に成形して場合、更に１５０ｍｍ角の鋳片か
ら分塊圧延を省略して直接線材圧延を行った場合には、
いずれも延伸比が１．６未満のため線材において表面疵
が発生した。
から２パス圧延により１１５ｍｍ角の鋼片に成形した場
合、２１０ｍｍ角の鋳片から４パス圧延により１８０ｍ
ｍ角の鋼片に成形して場合、更に１５０ｍｍ角の鋳片か
ら分塊圧延を省略して直接線材圧延を行った場合には、
いずれも延伸比が１．６未満のため線材において表面疵
が発生した。
【００４８】また、４００ｍｍ×６００ｍｍの大断面ブ
ルームから通常分塊法により１６５ｍｍ角の鋼片に成形
した場合には線材での表面疵評点は１と良好であった
が、延伸比が８．８もあるため鋳片加熱に約３時間且つ
分塊圧延に２５パスを要し、分塊圧延に関わる製造コス
トが大幅に増加した。
ルームから通常分塊法により１６５ｍｍ角の鋼片に成形
した場合には線材での表面疵評点は１と良好であった
が、延伸比が８．８もあるため鋳片加熱に約３時間且つ
分塊圧延に２５パスを要し、分塊圧延に関わる製造コス
トが大幅に増加した。
【００４９】
【表２】
【００５０】本発明の請求項２記載の実施例として、鋳
片サイズ、溶鋼中Ｔ．Ｏ、鋳造条件及び得られた鋳片に
おける５３μｍ以上のスライム抽出介在物個数及び被削
性の調査結果を比較例と共に表３に示す。
片サイズ、溶鋼中Ｔ．Ｏ、鋳造条件及び得られた鋳片に
おける５３μｍ以上のスライム抽出介在物個数及び被削
性の調査結果を比較例と共に表３に示す。
【００５１】溶鋼中Ｔ．Ｏは、鍋上スラグ中の塩基度
(％ＳｉＯ2)／(％ＣａＯ)や酸化度（％ＦｅＯ＋％Ｍｎ
Ｏ）と密接に関係することが一般に知られていることか
ら、本実施例においては鍋上スラグ量や(％ＣａＯ)、
(％ＳｉＯ2)を測定し、必要に応じて生石灰等を鍋上に
添加して塩基度や酸化度を制御することにより、(１)式
で規定した鋳片厚みに応じたそれぞれのＴ．Ｏ値に調整
した。
(％ＳｉＯ2)／(％ＣａＯ)や酸化度（％ＦｅＯ＋％Ｍｎ
Ｏ）と密接に関係することが一般に知られていることか
ら、本実施例においては鍋上スラグ量や(％ＣａＯ)、
(％ＳｉＯ2)を測定し、必要に応じて生石灰等を鍋上に
添加して塩基度や酸化度を制御することにより、(１)式
で規定した鋳片厚みに応じたそれぞれのＴ．Ｏ値に調整
した。
【００５２】尚、被削性は得られた鋼片から圧延した８
０ｍｍφ棒鋼についてプランジカットを行い、仕上げ面
粗さＲｚ(ＪＩＳ)により評価した。プランジカット条件
を下記に示す。 供試材：８０mmφ棒鋼、工具：ＳＫＨ５７、切削
速度：８０m／min 送り速度：０．０５mm／rev、２sec切削／５sec非
切削
０ｍｍφ棒鋼についてプランジカットを行い、仕上げ面
粗さＲｚ(ＪＩＳ)により評価した。プランジカット条件
を下記に示す。 供試材：８０mmφ棒鋼、工具：ＳＫＨ５７、切削
速度：８０m／min 送り速度：０．０５mm／rev、２sec切削／５sec非
切削
【００５３】
【表３】
【００５４】さて、表３から明らかなように本発明にな
る方法では、いずれの鋳片サイズや鋳造速度の場合にも
スライム抽出された５３μｍ以上の介在物個数は５０個
／kg未満と少なく、仕上げ面粗さ(Ｒｚ)も２０μｍ未満
が達成され被削性は良好である。
る方法では、いずれの鋳片サイズや鋳造速度の場合にも
スライム抽出された５３μｍ以上の介在物個数は５０個
／kg未満と少なく、仕上げ面粗さ(Ｒｚ)も２０μｍ未満
が達成され被削性は良好である。
【００５５】一方、比較例として１４５ｍｍ角または３
００ｍｍ角のブルームを、溶鋼中Ｔ．Ｏ１８０ｐｐｍと
して鋳造した場合には、鋳片介在物個数が５０個／kgを
超えたため仕上げ面粗さが２０μｍを超え被削性は不良
であった。
００ｍｍ角のブルームを、溶鋼中Ｔ．Ｏ１８０ｐｐｍと
して鋳造した場合には、鋳片介在物個数が５０個／kgを
超えたため仕上げ面粗さが２０μｍを超え被削性は不良
であった。
【００５６】また、１４５ｍｍ角及び３００ｍｍ角のブ
ルームを、溶鋼中Ｔ．Ｏ７０ｐｐｍ及び１００ｐｐｍに
それぞれ調整して鋳造した比較例においては、鋳片介在
物個数は大幅に減少したものの、前述のようにＴ．Ｏが
低過ぎることからＭｎＳが圧延により延伸し、同様に仕
上げ面粗さが２０μｍを超え被削性が低下した。
ルームを、溶鋼中Ｔ．Ｏ７０ｐｐｍ及び１００ｐｐｍに
それぞれ調整して鋳造した比較例においては、鋳片介在
物個数は大幅に減少したものの、前述のようにＴ．Ｏが
低過ぎることからＭｎＳが圧延により延伸し、同様に仕
上げ面粗さが２０μｍを超え被削性が低下した。
【００５７】
【発明の効果】本発明は、中断面ブルームから２〜４パ
ス圧延により鋼片を成形し、これにより分塊コストの大
幅な削減を図ると共に、棒鋼や線材での表面疵の発生を
未然に防止することができる。また、溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳
片厚みに応じて適正に調整することにより被削性に優れ
た硫黄複合快削鋼の製造を可能とするものであり、これ
らの工業的な適用効果は極めて大きい。
ス圧延により鋼片を成形し、これにより分塊コストの大
幅な削減を図ると共に、棒鋼や線材での表面疵の発生を
未然に防止することができる。また、溶鋼中Ｔ．Ｏを鋳
片厚みに応じて適正に調整することにより被削性に優れ
た硫黄複合快削鋼の製造を可能とするものであり、これ
らの工業的な適用効果は極めて大きい。
【図１】延伸比、パス回数と鋼片のオーステナイト結晶
粒度の関係を示す図
粒度の関係を示す図
【図２】鋳片厚み、溶鋼中Ｔ．Ｏと被削性の関係を示す
図
図
【図３】実施形態の一例を示す図
１・・・取鍋、２・・・タンディッシュ、３・・・鋳
型、４・・・二次冷却帯、５・・・ガイドロール、６・
・・切断機、７・・・鋳片、８・・・鋳片加熱炉、９・
・・分塊圧延機、１０・・・鋼片、１１・・・鋼片加熱
炉、１２・・・線材圧延機、１３・・・線材コイル
型、４・・・二次冷却帯、５・・・ガイドロール、６・
・・切断機、７・・・鋳片、８・・・鋳片加熱炉、９・
・・分塊圧延機、１０・・・鋼片、１１・・・鋼片加熱
炉、１２・・・線材圧延機、１３・・・線材コイル
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(72)発明者 磯部 浩一
北海道室蘭市仲町12番地 新日本製鐵株
式会社室蘭製鐵所内
(56)参考文献 特開 平７−90466（ＪＰ，Ａ)
特開 平３−264616（ＪＰ，Ａ)
特開 昭62−142053（ＪＰ，Ａ)
特開 平６−269915（ＪＰ，Ａ)
特開 昭57−134541（ＪＰ，Ａ)
特開 平７−252588（ＪＰ，Ａ)
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
B21B 1/00 - 3/02
B22D 11/00
C22C 38/00
C22C 38/60
Claims (2)
- 【請求項１】 質量でＣ≦０．１５％、Ｓｉ≦０．０５
％、Ａｌ≦０．００３％、Ｍｎ：０．５０〜１．５０
％、Ｐ：０．０２０〜０．１００％、Ｎ：２０〜１５０
ｐｐｍ、Ｓ：０．１００〜０．３５０％、Ｐｂ：０〜
０．３００％、全酸素Ｔ．Ｏ：１００〜２５０ｐｐｍを
基本成分とする硫黄複合快削鋼の製造方法であって、鋳
片形状を正方形または矩形として連続鋳造し所定の長さ
に切断した後、該鋳片を加熱し延伸比が１．６〜２．８
となるように条鋼用鋼片に２〜４パスで分塊圧延し、し
かる後該鋼片から棒鋼や線材に圧延することを特徴とす
る硫黄複合快削鋼の製造方法。 - 【請求項２】 質量でＣ≦０．１５％、Ｓｉ≦０．０５
％、Ａｌ≦０．００３％、Ｍｎ：０．５０〜１．５０
％、Ｐ：０．０２０〜０．１００％、Ｎ：２０〜１５０
ｐｐｍ、Ｓ：０．１００〜０．３５０％、Ｐｂ：０〜
０．３００％、全酸素Ｔ．Ｏ：１００〜２５０ｐｐｍを
基本成分とする硫黄複合快削鋼の製造方法であって、溶
鋼中のＴ．Ｏ濃度を鋳片サイズとの関係において(１)式
を満足するように調整して連続鋳造し切断した後、該鋳
片を分塊圧延して条鋼用鋼片とし、しかる後該鋼片から
棒鋼や線材に圧延することを特徴とする硫黄複合快削鋼
の製造方法。 ０．２２Ｄ＋６８ ≦ Ｔ．Ｏ ≦ ０．２２Ｄ＋１１８・・・・・(１) 但し、Ｄは正方形または矩形鋳片の厚み（ｍｍ）、Ｔ．
Ｏは溶鋼の全酸素濃度（ｐｐｍ）である。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP01215597A JP3389439B2 (ja) | 1997-01-27 | 1997-01-27 | 硫黄複合快削鋼の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP01215597A JP3389439B2 (ja) | 1997-01-27 | 1997-01-27 | 硫黄複合快削鋼の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10211506A JPH10211506A (ja) | 1998-08-11 |
| JP3389439B2 true JP3389439B2 (ja) | 2003-03-24 |
Family
ID=11797582
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP01215597A Expired - Fee Related JP3389439B2 (ja) | 1997-01-27 | 1997-01-27 | 硫黄複合快削鋼の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3389439B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4441360B2 (ja) * | 2003-12-01 | 2010-03-31 | 株式会社神戸製鋼所 | 仕上面粗さに優れた低炭素複合快削鋼材 |
| CN100447273C (zh) * | 2003-12-01 | 2008-12-31 | 株式会社神户制钢所 | 成品表面粗糙度优异的低碳再硫化易切削钢产品及其制法 |
| CN110624951B (zh) * | 2019-08-27 | 2021-01-15 | 江苏省沙钢钢铁研究院有限公司 | 高强帘线钢方坯的生产方法 |
-
1997
- 1997-01-27 JP JP01215597A patent/JP3389439B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| JPH10211506A (ja) | 1998-08-11 |
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