JP4214334B2

JP4214334B2 - Hot rolling method for stainless steel

Info

Publication number: JP4214334B2
Application number: JP04867299A
Authority: JP
Inventors: 信二柘植; 信彦平出; 和博小川
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Priority date: 1999-02-25
Filing date: 1999-02-25
Publication date: 2009-01-28
Anticipated expiration: 2019-02-25
Also published as: JP2000246303A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、スラブの側面に肉盛り溶接金属層を設けることにより、熱間圧延時に発生する耳割れを防止することのできるステンレス鋼の熱間圧延方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ステンレス鋼の中性子吸収能、快削性、耐食性および高強度等の特性を改善するためにＢ，Ｓ，ＭｏおよびＮ等の元素を多量に含有させたステンレス鋼が開発され使用されている。しかし、これらの特殊なステンレス鋼は変形抵抗が高くなり、難加工性となる。したがって、このような難加工性のステンレス鋼は、熱間圧延時には変形能不足にともない耳割れやヘゲ疵が発生しやすい。
【０００３】
ステンレス鋼は、融点近くまで昇温した場合には溶融脆性が生じ、また１１００℃以下の温度では偏析元素の濃化にともなう粒界脆性を示す。ＢやＳを多量に含有させた鋼では、（Ｃｒ，Ｆｅ）₂Ｂや（Ｃｒ，Ｍｎ）Ｓ等の非金属介在物が混在した組織となり、その介在物との境界からボイドが発生し、それが割れに進展する。
【０００４】
これまでに、このような熱間脆性の発生を回避して、歩留まりよく熱間加工製品を製造するために、化学組成の調整やスラブ表面に加工性のよい金属をクラッドしたり、最終熱間加工時の加熱温度、加工温度の適正化が図られてきた。
【０００５】
上述した特殊なステンレス鋼は、鋳造時の欠陥が発生しやすいこともあって、インゴットを鋳造して熱間鍛造によりスラブとして熱間圧延する方法が主に採用されてきた。
【０００６】
ところが近年、低価格化の要請が高まり、これらの特殊ステンレス鋼の連続鋳造化が進み、連続鋳造スラブの熱間変形能を確保することがさらに困難となり、歩留まりを向上させることが重要な課題となっている。
【０００７】
化学組成の調整により熱間変形能を改善しえない鋼種の耳割れを防止する手段として、被加工材の表層部の加工性を改善する方法がある。Ｂ含有ステンレス鋼の例として、特開昭６３−７６７０３号公報には、変形能の良好な鋼を鋼片の側面にクラッドまたは肉盛り溶接する方法が開示されている。
【０００８】
特公平３−５４００７号公報には、鋼塊の４面を鉄筒にて梱包し、分塊圧延または鍛造にて圧着する方法が開示されている。
【０００９】
また、特開平９−２６９３９８号公報には、スラブの側面に、Ｂ含有量が０．３％以下で、δフェライトを３〜１２体積％含有する厚さ３ｍｍ以上の肉盛り溶接層を設けたオーステナイト系ステンレス鋼の熱間圧延用素材、およびこの素材を１１００〜１２００℃に加熱して圧延する方法が開示されている。
【００１０】
これらの方法の基本的な思想は、熱間変形能の劣る鋼片を熱間変形能の良好な鋼で被覆して熱間加工割れの発生を防止するところにある。
【００１１】
しかし、上記の方法について製造コストを評価するため、種々試験をおこなった結果、これらの方法は耳割れの防止には効果的であるが、スラブ側面全面に肉盛り溶接する方法やスラブ４面をクラッドする方法は、必ずしも製造コストの低減にはならないことが明らかとなった。
【００１２】
例えば、変形能の良好な鋼を鋼片の側面にクラッドする方法では、１００ｍｍ厚以上の鋼片への溶接開先付与のための機械加工費用が著しく高く、その後の溶接作業費を無視しても割にあわない。また、肉盛り溶接金属層を設ける方法は、比較的安価ではあるが、熱間圧延製品に肉盛り溶接金属が残るためにトリム等の方法による除去が必要なこと、この除去代が片側３０〜５０ｍｍにも及び、肉盛り溶接を実施しない場合の耳割れ量に匹敵することが明らかとなった。
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、側面に肉盛り溶接層を設けたステンレス鋼スラブを熱間圧延して熱延鋼板を製造する方法において、製造コストを低減することにある。具体的には、肉盛り溶接を効率よくおこなうと共に、圧延後の鋼板に残存する肉盛り溶接金属の量を少なくし、トリム代を少なくすることのできる方法を提供する。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
本発明の要旨は以下の通りである。
【００１５】
ステンレス鋼のスラブの側面に肉盛り溶接金属層を設けて熱間圧延する方法において、肉盛り溶接金属層が下記式（１）を満足していることを特徴とするステンレス鋼の熱間圧延方法。
【００１６】
Ｙｍ／５≦ Ｙ ≦Ｙｍ・・・・・（１）
ただし、
Ｗ／Ｈ≧３．２の場合は、
Ｙｍ＝０．８Ｈ²／Ｗ
Ｗ／Ｈ＜３．２の場合は、
Ｙｍ＝０．２５Ｈ
ここで、
Ｙ：スラブの上面または下面と、側面とが交わる各稜線と溶接
肉盛金属層とのそれぞれの距離（ｍｍ）
Ｙｍ：Ｙの最大許容値（ｍｍ）
Ｗ：スラブ幅（ｍｍ）
Ｈ：スラブ厚さ（ｍｍ）
本発明者らは、肉盛り溶接金属層（以下、単に溶接金属層と記す）をスラブ側面に設ける方法は、耳割れ防止に効果があり、比較的低製造コストであることに着目し、肉盛り溶接作業の効率改善と熱間圧延後の鋼板に残存する溶接金属除去のためのトリム代を少なくすることを目的とし、以下のような試験を実施した。
難加工性ステンレス鋼のスラブの側端面近傍の熱間圧延における変形挙動と耳割れ発生挙動を詳細に調査することから研究を始めた。
【００１７】
熱間変形能が非常に乏しいステンレス鋼として１％Ｂ含有オーステナイト系ステンレス鋼を選んだ。圧延試験片として、連続鋳造したスラブから幅１４０ｍｍ、厚さ７０ｍｍ、長さ２００ｍｍの鋼片を１０枚切り出した。
【００１８】
この鋼片の片側の側面に、オーステナイト系ステンレス鋼ＳＵＳ３０８からなる直径が３ｍｍの溶接ワイヤを用いて、ＴＩＧ２層溶接にて５ｍｍ厚の溶接金属層を設けた。もう一方の側面には溶接金属層を設けなかった（以下、無垢側と記す）。
【００１９】
ＴＩＧ溶接条件は、電流１６０Ａ、電圧１７Ｖ、溶接速度１０ｃｍ／ｍｉｎであった。
【００２０】
ＳＵＳ３０８は、オーステナイト系ステンレス鋼の溶接に最も一般的に用いられる溶接材料であり、溶接金属層の欠陥が無いことをダイチェックで確認した。
【００２１】
この圧延試験片を用いて、ワークロール直径が４５０ｍｍのリバース式熱間圧延機で、次のような圧延実験をおこなった。
【００２２】
圧延試験片の加熱温度は、溶融脆性を避けるために１１８０℃とした。加熱後次に示す１０パスのパススケジュールにより圧延した。なお、圧延は各パス毎で圧延を中止し、中途圧延材９枚と最終パスまで圧延した圧延材１枚とを得た。なお、各パス後の試験片表面温度も測定した。
【００２３】
７０→５７→４５→３５→２８→２１→１６→１２→９→７→５（ｍｍ）
圧延後、試験片の表面に生成した酸化スケールを除去し、試験片側面の形状変化と熱間加工割れの発生挙動を観察した。
【００２４】
その結果、圧延の進行にともない鋼片側面の幅方向への張り出し（バルジング）が発生して幅が増加し、さらに圧延が進行するに従い、試験片の上面または下面近傍の側面が圧延面に回り込んでいた。
【００２５】
この幅広がりは圧延開始から５パス程度で大きくなっていた。この初期の圧延パスでの温度降下は大きくなく、およそ１０８０℃（鋼片の加熱温度−１００℃）以上を保っていた。そして無垢側でも耳割れの発生は見られなかった。６パス以降の圧延では鋼板の表面積が増加するとともに温度降下も大きくなつた。
【００２６】
６〜７パス後から無垢側の側面の自由変形面（ワークロール面に回り込まなかった側面）に耳割れが発生した。
【００２７】
すなわち、試験片側面のうち圧延面に回り込んだ部分には耳割れの起点は発生していなかった。その後のパスで試験片側面（自由変形面）に応力が集中して耳割れが拡大し、最終パスまで圧延した試験片では１０〜１５ｍｍの長さに進展していた。この耳割れを除去するためのトリム代は２０ｍｍ必要であった。
【００２８】
一方の溶接金属層を設けた側面では、溶接金属の上面または下面への回り込み量が上面で１９ｍｍ、下面で１６ｍｍであった。圧延後、この異材である溶接金属層を除去するためにやはり２０ｍｍのトリム代を必要とした。
【００２９】
このような結果から、耳割れ防止の観点からは、圧延初期に側面から圧延面に回り込む側面に溶接金属層を設けておく必要はなく、むしろそのような溶接金属層を設けておくと熱間圧延製品のトリム量の最小化の点から有害であることを知見するに至った。この知見に基づき、さらに下記のような実験を実施した。
【００３０】
前記の連続鋳造鋳片から、厚さ（Ｈ）：７０〜２１ｍｍ、長さ（Ｌ）：２００ｍｍ、幅（Ｗ）：７０〜２１０ｍｍの圧延試験片を切り出した。試験片の厚さと幅を変化させたのは、圧延前のスラブ寸法の影響を調べるためである。
【００３１】
この圧延試験片の一方の側面に、上記した溶接条件でＳＵＳ３０８鋼を用いて溶接金属層を設けた。
【００３２】
図１は、溶接金属層を設けた圧延試験片の斜視図である。図１に示すように、試験片１の上面Ａおよび下面Ｂと側面Ｃとが交わる各稜線３、３ａから厚さ方向にＹ（０〜２０ｍｍ）までの範囲を除く部分に、ＴＩＧ１層溶接にて３ｍｍ厚の溶接金属層２を設けた。
【００３３】
この試験片を１１８０℃に加熱し、上記熱間圧延機で５ｍｍ厚まで熱間圧延した。そして無垢側の耳割れ除去のためのトリム代Ｄと、溶接金属層を設けた側の溶接金属と耳割れを完全に除去するのに必要なトリム代Ｅを測定し、その大小関係を比較した。
【００３４】
厚さ７０ｍｍ、幅１４０ｍの試験片の例では、Ｙの値を４．５、９．０、１３．５、１７．５および２１．０ｍｍと変化させたときのＤおよびＥの値は表１に示す通りであった。Ｙが２１．０ｍｍの場合は、耳割れが発生したためＤが増加している。
【００３５】
【表１】

【００３６】
トリム代が、Ｅ＜Ｄであり、かつ耳割れの発生が防止できる場合に、溶接金属層による耳割れ防止が有効となり、Ｙが大きいほど圧延後の溶接金属を除去するためのトリム代が小さくなることが分かった。
【００３７】
このような試験の結果に基づき、圧延前の試験片寸法とＹ耳割れ発生との関係を整理した結果、以下の知見を得た。
【００３８】
ａ）Ｙの最大許容値（Ｙｍ）は、溶接金属層を設けることにより耳割れの発生を防止することができる値で、かつ圧延後、残存溶接金属を除去するためのトリム代が、無垢のまま圧延した場合のトリム代よりも小さくなる値であり、圧延前のスラブの幅（Ｗ）と厚さ（Ｈ）に依存している。
【００３９】
ｂ）Ｙｍは、Ｗ／Ｈが３．２を堺に以下のように変わる
３．２以上の場合は
Ｙｍ＝０．８Ｈ²／Ｗ
３．２未満の場合は、
Ｙｍ＝０．２５Ｈ
ｃ）Ｙの最小値は、圧延によりスラブの上面または下面に回り込む側面部に溶接金属層を設ない場合のＹ値であり、この値も圧延前のスラブの幅（Ｗ）と厚さ（Ｈ）に依存しており、Ｙｍの１／５となる。
【００４０】
本発明者らは、上記結果の汎用性を確認するために、肉盛り溶接材料、難加工性ステンレス鋼の種類を種々変化させて追加実験をおこなったが、同じ結果が得られた。
【００４１】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態について説明する。
【００４２】
（１）ステンレス鋼スラブ
一般の連続鋳造スラブ、分塊鍛造スラブ、分塊圧延スラブ等のいずれのスラブにも本発明の方法を適用することができる。これらのスラブは直方体である。スラブの熱間圧延においては、スラブをその幅方向に圧延する幅出し圧延がおこなわれる場合があるが、スラブの側面とは、主圧延方向における側面（長辺が圧延方向となる面）である。
【００４３】
本発明の方法は、熱間圧延が困難な難加工性のステンレス鋼であればどのような鋼種にも適用することができる。難加工性ステンレス鋼としては、重量％でＢ：０．３〜３％、Ｓ：０．１〜１％、Ｍｏ：１〜１０％、Ｎ：０．１〜１％、Ｓｉ：２〜６％、Ｃｕ：２〜６％、Ｎｂ：０．５〜５％等を含有するオーステナイト系ステンレス鋼や２相ステンレス鋼等が挙げられる。
【００４４】
（２）溶接金属層
スラブの側面に設ける溶接金属層は、ＴＩＧ溶接、被覆アーク溶接、バンドアーク溶接等の常法により設けることができる。
【００４５】
溶接金属層の厚さは、加熱炉中の酸化ロスを考慮して２ｍｍ以上にするのが望ましい。一方、厚さが１０ｍｍ以上になると溶接作業が長くなり、製造コスト高となる。１％Ｂ含有オーステナイト系ステンレス鋼の場合、溶接材料としてはＳＵＳ３０８Ｌ鋼、ＳＵＳ４３６Ｌ鋼が適切であった。ＳＵＳ３０８Ｌ鋼はオーステナイト系ステンレス鋼に対する溶接材料として一般的に使用される。
【００４６】
スラブ側面に溶接金属層を設ける範囲は、下記式（１）の通りとする。
【００４７】
Ｙｍ／５≦ Ｙ ≦Ｙｍ・・・・・（１）
ただし、
Ｗ／Ｈ≧３．２の場合は、
Ｙｍ＝０．８Ｈ²／Ｗ
Ｗ／Ｈ＜３．２の場合は、
Ｙｍ＝０．２５Ｈ
前記図１は、スラブと同じ形状である圧延試験片の斜視図であるが、試験片１をスラブに置き換えて、上記記号を説明する。
【００４８】
Ｙは、スラブ上面Ａまたは下面Ｂと、側面Ｃとが交わる各直線（稜）３，３ａと溶接金属層２との距離（ｍｍ）を示し、ＹｍはＹの最大許容値（ｍｍ）、Ｗはスラブ幅（ｍｍ）、Ｈはスラブ厚さ（ｍｍ）である。
【００４９】
Ｙの最大許容値Ｙｍと、最小値Ｙｍ／５は熱間圧延用鋼片の圧延前のスラブ幅Ｗおよび厚さＨに依存する。
【００５０】
Ｙが、上限Ｙｍを超えると耳割れが発生し、下限Ｙｍ／５より小さいと溶接金属層によるトリム量低減効果がほとんどなくなる。したがってＹの範囲をＹｍ／５以上Ｙｍ以下とした。
【００５１】
実際のスラブでは、上記スラブの稜は面取り加工が施されることがある。
【００５２】
図２は、面取り加工がなされたスラブの部分横断面図である。面取りされている場合の上記稜とは、スラブ上面Ａまたは下面Ｂの延長線４ａ、４ｂと、側面Ｃの延長線５ａ，５ｂと交わる稜線３，３ａをいう。したがって、側面投影図において上記式（１）を満たしていれば面取り部の溶接被覆は不要である。
【００５３】
まお、溶接金属層に溶接割れ、溶接欠陥があると、それらに起因して耳割れが発生する場合がある。したがって、溶接割れや溶接欠陥を防止するために鋼片を予め加熱する予備処理、溶接材料、溶接入熱量等を適正に管理するのが好ましい。
【００５４】
（３）熱間圧延
熱間圧延は、スラブから厚板を製造する場合の熱間圧延および熱延鋼帯を製造する場合の熱間圧延をいう。
【００５５】
スラブの加熱温度は、溶融脆性が生じない範囲内での高い温度に設定するのが好ましい。多くの難加工性ステンレス鋼は、合金元素が固相線温度を低下させるために溶融脆性が発生しやすいので、加熱温度を１２３０℃以下に制限する必要のある鋼種が多く存在する。熱間圧延仕上げ温度は高い方が耳割れ防止にとって好ましい。しかし溶接金属層の熱間変形能が許す限り、６００〜９００℃の低温仕上げとすることも可能である。
【００５６】
【実施例】
表２に示す４種の化学組成のステンレス鋼の連続鋳造スラブ、連続鋳造スラブを分塊圧延したスラブおよびインゴットを分塊圧延したスラブを製造した。
【００５７】
【表２】

【００５８】
表３に示す肉盛り溶接材料、Ｙ−３０８ＬまたはＳＵＳ４３６Ｌを用いてバンドアーク溶接またはＴＩＧ溶接によりＹの値を０〜３０ｍｍの範囲内で種々変化させて各スラブの側面に溶接金属層を設けた。
【００５９】
【表３】

【００６０】
溶接金属層の厚みは、いずれも５ｍｍとした。次いで、熱間圧延により厚さ６ｍｍまで圧延して熱延鋼板とした。
【００６１】
このときスラブの加熱温度は、１％Ｂ鋼で１１９０℃、０．３％Ｓ鋼で１２２０℃、ＳＵＳ６３０鋼で１２３５℃とした。仕上げ温度は表３に記載した通りであった。
【００６２】
得られた鋼板の耳割れおよび溶接金属層の回り込み量を調査し、耳割れを全て除去するのに必要トリム量Ｂを測定した。その結果を表３に示す。
【００６３】
表３から明らかなように、本発明例では、耳割れが発生せず、また耳割れ防止に使用した溶接金属除去のためのトリム量が１０ｍｍ未満であり、比較例の２３〜３５ｍｍに比べて極めて少なく歩留まりがよい。
【００６４】
【発明の効果】
本発明の方法によれば、スラブ側面に溶接金属層を設けるのに溶接時間が短縮され、かつ熱間圧延後の鋼板のトリム代が少なくなるので、トリム作業費、鋼板の歩留まりがよくなり、ニーズが高まっている特殊用途の難加工性ステンレス鋼を安価に市場に供給できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】肉盛り溶接金属層を側面に設けた圧延試験片の斜視図である。
【図２】面取り加工がなされたスラブの部分横断面図である。[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a stainless steel hot rolling method capable of preventing an edge crack that occurs during hot rolling by providing a build-up weld metal layer on a side surface of a slab.
[0002]
[Prior art]
Stainless steel containing a large amount of elements such as B, S, Mo and N has been developed and used in order to improve the properties of stainless steel such as neutron absorption ability, free-cutting properties, corrosion resistance and high strength. However, these special stainless steels have high deformation resistance and are difficult to process. Therefore, such difficult-to-work stainless steels are liable to cause cracking and scalding due to insufficient deformability during hot rolling.
[0003]
Stainless steel exhibits melt brittleness when heated to near the melting point, and exhibits intergranular brittleness accompanying segregation element concentration at temperatures below 1100 ° C. In steels containing a large amount of B or S, non-metallic inclusions such as (Cr, Fe) ₂ B and (Cr, Mn) S are mixed, and voids are generated from the boundary with the inclusions. It progresses into cracks.
[0004]
Until now, in order to avoid the occurrence of such hot brittleness and produce hot-worked products with a high yield, it is necessary to adjust the chemical composition, clad metal with good workability on the slab surface, Optimization of heating temperature and processing temperature during processing has been attempted.
[0005]
The above-mentioned special stainless steel is prone to defects during casting, and a method of casting an ingot and hot rolling as a slab by hot forging has been mainly employed.
[0006]
However, in recent years, demand for lower prices has increased, and the continuous casting of these special stainless steels has progressed, making it more difficult to ensure the hot deformability of continuous cast slabs, and improving yield is an important issue. It has become.
[0007]
There is a method for improving the workability of the surface layer portion of the workpiece as a means for preventing the cracking of the steel type that cannot improve the hot deformability by adjusting the chemical composition. As an example of B-containing stainless steel, Japanese Patent Application Laid-Open No. 63-76703 discloses a method of clad or build-up welding steel having good deformability to the side surface of a steel piece.
[0008]
Japanese Examined Patent Publication No. 3-54007 discloses a method in which four surfaces of a steel ingot are packed with an iron cylinder and crimped by split rolling or forging.
[0009]
In JP-A-9-269398, a build-up weld layer having a thickness of 3 mm or more and containing 3 to 12% by volume of δ ferrite is provided on the side surface of the slab. A material for hot rolling of austenitic stainless steel and a method of rolling the material by heating to 1100 to 1200 ° C. are disclosed.
[0010]
The basic idea of these methods is to prevent the occurrence of hot working cracks by coating a steel piece with poor hot deformability with steel having good hot deformability.
[0011]
However, as a result of conducting various tests in order to evaluate the manufacturing cost for the above method, these methods are effective in preventing the ear cracks, but the method of overlay welding or the slab 4 side on the entire surface of the slab is used. It became clear that the method of cladding does not necessarily reduce the manufacturing cost.
[0012]
For example, in a method in which steel having good deformability is clad on the side surface of a slab, the machining cost for imparting a weld groove to a slab having a thickness of 100 mm or more is extremely high, and the subsequent welding work cost is ignored. Not worth it. Moreover, although the method of providing a build-up weld metal layer is comparatively cheap, since the build-up weld metal remains in the hot-rolled product, it must be removed by a method such as trim, and this removal allowance is 30 to 30% on one side. It has become clear that it is as long as 50 mm, which is comparable to the amount of ear cracking when overlay welding is not performed.
[0013]
[Problems to be solved by the invention]
The subject of this invention is reducing the manufacturing cost in the method of hot-rolling the stainless steel slab which provided the build-up weld layer in the side surface, and manufacturing a hot-rolled steel plate. Specifically, the present invention provides a method capable of efficiently performing build-up welding, reducing the amount of build-up weld metal remaining on the rolled steel sheet, and reducing the trim margin.
[0014]
[Means for Solving the Problems]
The gist of the present invention is as follows.
[0015]
A method for hot rolling stainless steel, characterized in that a buildup weld metal layer is hot rolled by providing a buildup weld metal layer on a side surface of a stainless steel slab, wherein the buildup weld metal layer satisfies the following formula (1): .
[0016]
Ym / 5 ≦ Y ≦ Ym (1)
However,
If W / H ≧ 3.2,
Ym = 0.8H ² / W
If W / H <3.2,
Ym = 0.25H
here,
Y: distance (mm) between each ridgeline where the upper surface or lower surface of the slab intersects the side surface and the weld overlay metal layer
Ym: Maximum allowable value of Y (mm)
W: Slab width (mm)
H: Slab thickness (mm)
The inventors of the present invention pay attention to the fact that the method of providing a build-up weld metal layer (hereinafter simply referred to as a weld metal layer) on the side surface of the slab is effective in preventing ear cracks and has a relatively low production cost. The following tests were conducted for the purpose of improving the efficiency of the prime welding work and reducing the trim margin for removing the weld metal remaining on the steel sheet after hot rolling.
The study began by examining in detail the deformation behavior and ear cracking behavior in hot rolling near the side edge of the slab of difficult-to-work stainless steel.
[0017]
An austenitic stainless steel containing 1% B was selected as the stainless steel having very poor hot deformability. Ten pieces of steel pieces having a width of 140 mm, a thickness of 70 mm, and a length of 200 mm were cut out from the continuously cast slab as rolling test pieces.
[0018]
A weld metal layer having a thickness of 5 mm was formed by TIG two-layer welding on one side surface of the steel piece using a welding wire having a diameter of 3 mm made of austenitic stainless steel SUS308. The other side was not provided with a weld metal layer (hereinafter referred to as the solid side).
[0019]
TIG welding conditions were a current of 160 A, a voltage of 17 V, and a welding speed of 10 cm / min.
[0020]
SUS308 is a welding material most commonly used for welding austenitic stainless steel, and it was confirmed by die check that there are no defects in the weld metal layer.
[0021]
Using the rolling test pieces, the following rolling experiments were performed with a reverse hot rolling mill having a work roll diameter of 450 mm.
[0022]
The heating temperature of the rolling test piece was 1180 ° C. in order to avoid melt brittleness. After the heating, rolling was performed according to the following 10-pass schedule. In addition, the rolling was stopped for each pass, and 9 intermediate rolled materials and 1 rolled material rolled to the final pass were obtained. The test piece surface temperature after each pass was also measured.
[0023]
70 → 57 → 45 → 35 → 28 → 21 → 16 → 12 → 9 → 7 → 5 (mm)
After rolling, the oxide scale generated on the surface of the test piece was removed, and the shape change of the side face of the test piece and the occurrence of hot working cracks were observed.
[0024]
As a result, as the rolling progresses, the side surface of the steel slab is extended in the width direction (bulging), the width increases, and as the rolling progresses, the side surface near the upper surface or the lower surface of the specimen turns to the rolling surface. It was crowded.
[0025]
This widening increased in about 5 passes from the start of rolling. The temperature drop in this initial rolling pass was not large and was kept at about 1080 ° C. (steel slab heating temperature−100 ° C.) or higher. No cracks were observed on the solid side. Rolling after 6 passes increased the surface area of the steel sheet and the temperature drop.
[0026]
Ear cracks occurred on the free deformation surface of the solid side surface (side surface that did not wrap around the work roll surface) after 6-7 passes.
[0027]
That is, the starting point of the ear crack did not occur in the portion of the side surface of the test piece that wraps around the rolling surface. In the subsequent pass, stress was concentrated on the side surface (free deformation surface) of the test piece and the ear cracks expanded, and the test piece rolled to the final pass had developed to a length of 10 to 15 mm. The trim margin for removing the ear cracks was 20 mm.
[0028]
On the side surface provided with one weld metal layer, the amount of wraparound of the weld metal to the upper or lower surface was 19 mm on the upper surface and 16 mm on the lower surface. After rolling, a trim margin of 20 mm was still required to remove the dissimilar weld metal layer.
[0029]
From these results, from the viewpoint of preventing ear cracks, it is not necessary to provide a weld metal layer on the side surface that wraps around from the side surface to the rolling surface in the initial stage of rolling, but rather it is hot if such a weld metal layer is provided. It came to know that it is harmful from the point of minimizing the trim amount of the rolled product. Based on this knowledge, the following experiment was further conducted.
[0030]
From the continuous cast slab, rolled test pieces having a thickness (H) of 70 to 21 mm, a length (L) of 200 mm, and a width (W) of 70 to 210 mm were cut out. The thickness and width of the test piece were changed in order to investigate the influence of the slab size before rolling.
[0031]
A weld metal layer was provided on one side surface of the rolled test piece using SUS308 steel under the above-described welding conditions.
[0032]
FIG. 1 is a perspective view of a rolling test piece provided with a weld metal layer. As shown in FIG. 1, TIG 1 layer welding is performed on a portion excluding the range from each ridgeline 3, 3 a where the upper surface A and lower surface B of the test piece 1 intersect the side surface C to Y (0 to 20 mm) in the thickness direction. A weld metal layer 2 having a thickness of 3 mm was provided.
[0033]
The test piece was heated to 1180 ° C. and hot-rolled to a thickness of 5 mm with the hot rolling mill. And the trim margin D for removing the ear crack on the solid side and the trim margin E required to completely remove the weld metal on the side where the weld metal layer was provided and the ear crack were compared, and the magnitude relation was compared. .
[0034]
In the example of the test piece having a thickness of 70 mm and a width of 140 m, the values of D and E when the value of Y is changed to 4.5, 9.0, 13.5, 17.5, and 21.0 mm are shown in Table 1. It was as shown in. In the case where Y is 21.0 mm, D has increased because ear cracks have occurred.
[0035]
[Table 1]

[0036]
When the trim margin is E <D and the occurrence of ear cracks can be prevented, the prevention of ear cracks by the weld metal layer is effective, and the larger the Y, the smaller the trim margin for removing the weld metal after rolling. I found out that
[0037]
Based on the results of such tests, the following knowledge was obtained as a result of organizing the relationship between the test piece dimensions before rolling and the occurrence of Y-ear cracks.
[0038]
a) The maximum allowable value (Ym) of Y is a value that can prevent the occurrence of ear cracks by providing a weld metal layer, and the trim margin for removing the residual weld metal after rolling is innocent. This value is smaller than the trim allowance when rolled as it is, and depends on the width (W) and thickness (H) of the slab before rolling.
[0039]
b) Ym changes as follows, where W / H is 3.2, and when it is 3.2 or more, Ym = 0.8H ² / W
If less than 3.2,
Ym = 0.25H
c) The minimum value of Y is the Y value when the weld metal layer is not provided on the side surface that wraps around the upper or lower surface of the slab by rolling, and this value is also the width (W) and thickness (H) of the slab before rolling. ) And is 1/5 of Ym.
[0040]
In order to confirm the versatility of the above results, the present inventors conducted additional experiments with various types of build-up welding materials and difficult-to-work stainless steel, and the same results were obtained.
[0041]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Embodiments of the present invention will be described below.
[0042]
(1) Stainless steel slab The method of the present invention can be applied to any slab such as a general continuous cast slab, a block forging slab, and a block rolling slab. These slabs are rectangular parallelepiped. In hot rolling of a slab, tenth rolling, in which the slab is rolled in the width direction, may be performed, but the side surface of the slab is the side surface in the main rolling direction (the surface whose long side is the rolling direction). .
[0043]
The method of the present invention can be applied to any steel type as long as it is difficult-to-work stainless steel that is difficult to hot-roll. As hard-to-work stainless steel, B: 0.3 to 3% by weight, S: 0.1 to 1%, Mo: 1 to 10%, N: 0.1 to 1%, Si: 2 to 6 %, Cu: 2 to 6%, Nb: 0.5 to 5%, and the like include austenitic stainless steel and duplex stainless steel.
[0044]
(2) The weld metal layer provided on the side surface of the weld metal layer slab can be provided by a conventional method such as TIG welding, covering arc welding, or band arc welding.
[0045]
The thickness of the weld metal layer is desirably 2 mm or more in consideration of oxidation loss in the heating furnace. On the other hand, when the thickness is 10 mm or more, the welding work becomes long, and the manufacturing cost increases. In the case of 1% B-containing austenitic stainless steel, SUS308L steel and SUS436L steel were suitable as welding materials. SUS308L steel is generally used as a welding material for austenitic stainless steel.
[0046]
The range in which the weld metal layer is provided on the side surface of the slab is as shown in the following formula (1).
[0047]
Ym / 5 ≦ Y ≦ Ym (1)
However,
If W / H ≧ 3.2,
Ym = 0.8H ² / W
If W / H <3.2,
Ym = 0.25H
FIG. 1 is a perspective view of a rolled test piece having the same shape as a slab. The above symbols are described by replacing the test piece 1 with a slab.
[0048]
Y represents the distance (mm) between each straight line (ridge) 3, 3a where the slab upper surface A or lower surface B and the side surface C intersect with the weld metal layer 2, Ym is the maximum allowable value of Y (mm), W Is the slab width (mm), and H is the slab thickness (mm).
[0049]
The maximum allowable value Ym and the minimum value Ym / 5 of Y depend on the slab width W and thickness H of the hot-rolled steel slab before rolling.
[0050]
When Y exceeds the upper limit Ym, ear cracks occur. When Y is less than the lower limit Ym / 5, the effect of reducing the trim amount by the weld metal layer is almost lost. Therefore, the range of Y is set to Ym / 5 or more and Ym or less.
[0051]
In an actual slab, the slab edge may be chamfered.
[0052]
FIG. 2 is a partial cross-sectional view of a slab that has been chamfered. When the chamfer is chamfered, the ridges 3 and 3a intersect the extended lines 4a and 4b of the slab upper surface A or the lower surface B and the extended lines 5a and 5b of the side surface C. Therefore, if the above formula (1) is satisfied in the side projection, the welding covering of the chamfered portion is unnecessary.
[0053]
Well, if there are weld cracks or weld defects in the weld metal layer, ear cracks may occur due to them. Therefore, it is preferable to appropriately manage pretreatment for preheating the steel slab, welding material, welding heat input, and the like in order to prevent weld cracking and welding defects.
[0054]
(3) Hot rolling Hot rolling refers to hot rolling when producing a thick plate from a slab and hot rolling when producing a hot rolled steel strip.
[0055]
The heating temperature of the slab is preferably set to a high temperature within a range where melt brittleness does not occur. Many difficult-to-work stainless steels are susceptible to melt brittleness because the alloying elements lower the solidus temperature, so there are many steel types that need to limit the heating temperature to 1230 ° C. or less. A higher hot rolling finish temperature is preferable for preventing ear cracks. However, as long as the hot deformability of the weld metal layer permits, a low temperature finish of 600 to 900 ° C. is also possible.
[0056]
【Example】
A continuous cast slab of stainless steel having four kinds of chemical compositions shown in Table 2, a slab obtained by subjecting a continuous cast slab to rolling and a slab obtained by subjecting an ingot to rolling.
[0057]
[Table 2]

[0058]
Using the overlay welding material shown in Table 3, Y-308L or SUS436L, the value of Y was variously changed within a range of 0 to 30 mm by band arc welding or TIG welding, and a weld metal layer was provided on the side surface of each slab. .
[0059]
[Table 3]

[0060]
The thickness of each weld metal layer was 5 mm. Subsequently, it was rolled to a thickness of 6 mm by hot rolling to obtain a hot rolled steel sheet.
[0061]
At this time, the heating temperature of the slab was 1190 ° C. for 1% B steel, 1220 ° C. for 0.3% S steel, and 1235 ° C. for SUS630 steel. The finishing temperature was as described in Table 3.
[0062]
The obtained steel plate was examined for the ear cracks and the amount of wraparound of the weld metal layer, and the trim amount B required to remove all the ear cracks was measured. The results are shown in Table 3.
[0063]
As is apparent from Table 3, in the example of the present invention, the ear crack does not occur, and the trim amount for removing the weld metal used for preventing the ear crack is less than 10 mm, compared with 23 to 35 mm of the comparative example. Very low yield.
[0064]
【The invention's effect】
According to the method of the present invention, the welding time is shortened to provide a weld metal layer on the side surface of the slab, and the trim cost of the steel sheet after hot rolling is reduced, so the trim operation cost and the yield of the steel sheet are improved. It is possible to supply difficult-to-work stainless steel for special applications at low cost to the market.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a perspective view of a rolling test piece provided with a build-up weld metal layer on a side surface.
FIG. 2 is a partial cross-sectional view of a slab that has been chamfered.

Claims

A method for hot rolling stainless steel, characterized in that a buildup weld metal layer is hot rolled by providing a buildup weld metal layer on a side surface of a stainless steel slab, wherein the buildup weld metal layer satisfies the following formula (1): .
Ym / 5 ≦ Y ≦ Ym (1)
However,
If W / H ≧ 3.2,
Ym = 0.8H ² / W
If W / H <3.2,
Ym = 0.25H
here,
Y: distance (mm) between each ridgeline where the upper surface or lower surface of the slab intersects the side surface and the weld overlay metal layer
Ym: Maximum allowable value of Y (mm)
W: Slab width (mm)
H: Slab thickness (mm)