JPH0375241B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPH0375241B2 JPH0375241B2 JP57213611A JP21361182A JPH0375241B2 JP H0375241 B2 JPH0375241 B2 JP H0375241B2 JP 57213611 A JP57213611 A JP 57213611A JP 21361182 A JP21361182 A JP 21361182A JP H0375241 B2 JPH0375241 B2 JP H0375241B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- welding
- cold rolling
- steel
- ferritic stainless
- stainless steel
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 claims description 43
- 239000010959 steel Substances 0.000 claims description 43
- 238000005097 cold rolling Methods 0.000 claims description 28
- 238000000034 method Methods 0.000 claims description 22
- 229910001220 stainless steel Inorganic materials 0.000 claims description 22
- 239000000463 material Substances 0.000 claims description 9
- 238000003466 welding Methods 0.000 description 42
- 238000005096 rolling process Methods 0.000 description 14
- 229910000734 martensite Inorganic materials 0.000 description 10
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 description 8
- 235000008331 Pinus X rigitaeda Nutrition 0.000 description 7
- 235000011613 Pinus brutia Nutrition 0.000 description 7
- 241000018646 Pinus brutia Species 0.000 description 7
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 7
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 description 6
- 238000000137 annealing Methods 0.000 description 5
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 4
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 4
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 4
- 229910001035 Soft ferrite Inorganic materials 0.000 description 3
- 238000007796 conventional method Methods 0.000 description 3
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 3
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 2
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 description 2
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000005554 pickling Methods 0.000 description 2
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000002436 steel type Substances 0.000 description 2
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 2
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 1
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 1
- 230000001747 exhibiting effect Effects 0.000 description 1
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 1
- 230000004927 fusion Effects 0.000 description 1
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 1
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 1
- 230000003763 resistance to breakage Effects 0.000 description 1
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 1
- 239000006104 solid solution Substances 0.000 description 1
- 239000002344 surface layer Substances 0.000 description 1
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B3/00—Rolling materials of special alloys so far as the composition of the alloy requires or permits special rolling methods or sequences ; Rolling of aluminium, copper, zinc or other non-ferrous metals
- B21B3/02—Rolling special iron alloys, e.g. stainless steel
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/22—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length
- B21B1/24—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length in a continuous or semi-continuous process
- B21B1/28—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling plates, strips, bands or sheets of indefinite length in a continuous or semi-continuous process by cold-rolling, e.g. Steckel cold mill
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B15/00—Arrangements for performing additional metal-working operations specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
- B21B15/0085—Joining ends of material to continuous strip, bar or sheet
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
Description
〔産業上の利用分野〕
本発明は、フエライト系ステンレス鋼の熱間圧
延鋼帯コイルを端部接続したうえ、タンデム冷間
圧延によつて１回のパススケジユールで所定の板
厚に冷間圧延する方法に関するものである。 〔従来の技術〕 従来、単相もしくは単相に近いフエライト系ス
テンレス鋼を対象として冷間圧延は熱間圧延鋼帯
を焼鈍するかもしくは焼鈍を省略して酸洗したの
ち、リバース式の冷間圧延機を用いて行われてき
た。また、溶接部にマルテンサイト相が生じて溶
接部の強度が高くなるような鋼を対象とする場合
には、タンデム式の冷間圧延機を用いて行われる
ことがあつた。 リバース式の冷間圧延機による方法は、単コイ
ルを圧延方向を逆転させながら数回のパススケジ
ユールで所定の板厚に仕上げるものであり、圧延
前にコイル同士の接続という操作がないので、接
続部の破断事故といつたことが起こらない長所が
ある。 タンデム式の冷間圧延機による方法は、複数の
スタンド間を１回のパススケジユールで通板させ
て所定の板厚にまで圧延するものであり、先行コ
イルの後端と後行コイルの先端を接続して連続的
に圧延す方法である。したがつて、前者の圧延方
法に比べて非常に生産性が高い。先行コイルと後
行コイルとの接続は溶接によつて行われるが、こ
の溶接はフラツシユバツト溶接が採用されてい
る。 フラツシユバツト溶接は、熱延鋼帯コイルの端
部同士を付き合わせて高電圧を印加することによ
り、コイルの全巾にわたつてアークを発生させ、
コイル端の表層部を溶融状態にし、瞬間的にアプ
セツトしてコイルの全巾を一度に溶着せしめると
いう方法である。この溶接方法はアプセツトによ
つて溶融金属が外側に押し出されて溶着するとい
うものであるので、その溶着部は他の溶融溶接や
抵抗溶接に比べて非常に狭いという特徴をもつて
いる。 各種の溶接法のうちで、このフラツシユバツト
溶接が採用されている理由は次のとおりである。
フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延素材は熱延
鋼帯を焼鈍酸洗したもの、もしくは熱延鋼帯に焼
鈍を施すことなく酸洗のみを行つたものがあてら
れるが、この素材鋼帯の厚さは３〜９mm、通常は
４mm前後のものが多く、このような厚板を継ぎ合
わせる自動溶接法としてはフラツシユバツト溶接
とMIG溶接が最も適している。しかしMIG溶接
では該鋼帯コイルの端部の全幅を溶接するための
所要時間が長いことから、ライン流れの中で接合
を完了しなければないないコイル同士の溶接とし
ては適切ではない。この点、フラツシユバツト溶
接は短時間で完了するので、溶接部の信頼性は
MIG溶接よりも若干劣るものの、ライン内での
接合には適している。 一方、そのほかの溶接法にシーム溶接法がある
が、これはその名称が示すとおり、薄板を対象と
して縫いとり程度の接続を目的とする溶接に使用
されるのが一般である。したがつて、熱延鋼帯コ
イルのように厚みをもつものを重ね合わせること
の不都合を考えると、シーム溶接を適用するよう
なことはなかつたし、またその溶接部が加工（冷
間圧延）を受けるようなものに対してシーム溶接
を適用するような懸念もなかつた。 事実、単相もしくは単相に近いフエライト系ス
テンレス鋼の冷間圧延にさいして、当該熱延鋼帯
の端部溶接にシーム溶接が適用された事例はなか
つた。 〔発明が解決しようとする問題点〕 タンデム式冷間圧延機による方法は前記のよう
な生産性が高い点で有利であるが、単相若しくは
単相に近いフエライト系ステンレス鋼の熱延鋼帯
コイルの端部を通常のフラツシユバツト溶接で接
合してタンデム冷間圧延すると、コイル接続部が
破断する危険性が伴うという問題がある。 この理由は次のように考えることができる。フ
ラツシユバツト溶接では、既述のようにアプセツ
トによつて溶融金属が外側に押し出され、この押
し出された溶融金属によつて溶着するというもの
であるからその溶着部は非常に狭くなる。溶着部
が狭いということは、その部分がある種のノツチ
効果となつて圧延時に応力集中を起こすことにな
る。加えて、溶融金属が大気と接することよつて
生じた酸化スケールが溶接部に残存する機会が多
いのでこの酸化スケールが前記のノツチ効果を助
成することになる。このように理由から、溶接組
織が軟質なフエライト単相からなる鋼では圧延時
に溶接部に応力集中が起こり、その強度不足から
破断を起こすと考えられる。しかし、溶接組織中
にマルテンサイトが生じるような鋼では硬質とな
つて溶接部の強度が高まり、フラツシユバツト溶
接でも破断しないこともある。 したがつて、単相もしくは単相に近いフエライ
ト系ステンレス鋼の冷間圧延に際してはコイル同
士の接続が不要なりリバース式の冷間圧延機を用
いて行われてきた。しかし、リバース式の冷間圧
延機による方法は、単位コイル当りの圧延所要時
間が長いこと、単コイル圧延であるため製品歩留
が低くなるなど生産性・経済性が悪いという欠点
を有している。 本発明は、溶接組織中にマルテンサイトが生じ
ないような単相若しくは単相に近いフエライト系
ステンレス鋼でも、タンデム式冷間圧延機によつ
て破断の危険性なく冷間圧延する技術を確立する
ことを目的としたものである。 〔問題点を解決する手段〕 本発明は、単相フエライト系ステンレス鋼もし
くは下式で定義されるM.P値が20％以下のフエラ
イト系ステンレス鋼の熱延鋼帯を冷間圧延するに
あたり、該熱延鋼帯の同材または異材同士のコイ
ル端を重ね合わせたうえ実質上母材の厚みまでこ
の重ね合わせ部を押しつぶし、この押しつぶされ
た重ね合わせ部をシーム溶接して該コイル同士を
接続し、これをタンデム冷間圧延機に通板して１
回のパススケジユールで所望板厚にまで冷間圧延
することを特徴とするフエライト系ステンレス鋼
の冷間圧延方法を提供する。 M.P(%)＝400〔C〕＋490〔N〕＋25Ni％ ＋5Mn％−10（Cr％＋Si％＋Mo％） −150〔Ti〕−70〔Nb〕＋165 …(1) ただし、 〔Ｃ〕＝Ｃ％−（12／48Ti％＋12／93Nb％） 〔Ｎ〕＝Ｎ％＋（14／48Ti％＋14／93Nb％） 〔Ti〕＝Ti％−（48／12Ｃ％＋48／14Ｎ％） 〔Nb〕＝Nb％＋93／12Ｃ％＋93／14Ｎ％） を表す。 〔発明の詳述〕 以下に本発明の構成と作用を説明する。 先ず、本発明が対象とするフエライト系ステン
レス鋼は単相若しくは前式(1)で与えられるM.P値
が20％以下のフエライト系ステンレス鋼である。 ここで、単相フエライト系ステンレス鋼とは室
温から高温に至るまでフエライト単相組織を有す
る鋼であり、M.P値が20％以下のフエライト系ス
テンレス鋼とは高温でフエライト鋼とオーステナ
イト相の二相組織を有するが、1100℃の温度でオ
ーステナイト量が20％以下となるような鋼である
と言える。 本発明が対象とする具体的な鋼種としては、例
えばAISI409、AISI409に0.5％以下のTiを含有す
る鋼、SUS405、SUS410L、SUS410Lに0.5％以
下のTiを含有する鋼、SUS410、SUS430、
SUS430に1.0％以下のNbを含有する鋼、SUS430
に1.0％以下のTiおよび0.5％以下のMoを含有す
る鋼、SUS430LX、SUS434、SUS444、FCH2に
0.5％以下のTiを含有する鋼が挙げられるが、い
ずれにしてもその成分範囲においてM.P値が20％
以下となるような組成をもつ鋼である。 本発明においては、これらの熱延鋼帯を焼鈍す
るかもしくは焼鈍を省略して酸洗したのち、同材
同士または該フエライト系ステンレス鋼の異材同
士のコイル端を溶接接合してタンデム冷間圧延に
供する。タンデム冷間圧延とは、多スタンドから
なる圧延ロール間を１回のパススケジユールで熱
間圧延鋼帯を溶接部ともに所定の板厚に連続して
圧延することをいう。 本発明法で採用する熱延鋼帯コイルの接続法
は、該鋼帯の端部を例えば板厚と同じ厚みほど重
ね合わせ、スエージングローラーで本体と同じ厚
みに押しつぶしたのち、回転電極にてシーム溶接
する方法（マツシユシーム溶接）である。 単相若しくは前記(1)式のM.P値が20％以下のフ
エライト系ステンレス鋼の熱延鋼帯コイルの端部
を前記のマツシユシーム溶接してタンデム冷間圧
延した場合には、溶接接続部での破断を起こすこ
となく冷間圧延を行なうことができる。この作用
は以下のように説明することができる。 前記(1)式によるM.P値が20％以下の鋼は溶接部
の組織がフエライト単相となる。M.P値とはマル
テンサイトポテンシヤルの意味であり、恒温加熱
した場合の1100℃における平衡状態でのオーステ
ナイト量に相当する。このオーステナイトは室温
まで冷却されると全量マルテンサイトに変態する
ころからこの名称を用いた。ところが、溶接のよ
うに急熱急冷の熱サイクルを受ける場合には、時
間的な制約から加熱時にオーステナイトに変態す
る量は平衡状態に比べて少なくなるのが実際であ
りオーステナイト量が少なければ室温まで冷却さ
れた場合にマルテンサイト量も同然に少なくな
る。M.P値が20％以下では、1100℃に恒温加熱し
た平衡状態ではオーステナイト量が20％存在する
ものの、溶接時の加熱冷却サイクルではオーステ
ナイト量が現れず、したがつて溶接部の組織もフ
エライト単相となる。M.P値が20％を超えると溶
接部の組織はフエライト＋マルテンサイトの組織
となる。 なお、前記(1)式はオーステナイト形成元素であ
るNi、Mnおよび［Ｃ］、［Ｎ］を正の値とし、フ
エライト形成元素であるCr、Si、Mo、および
［Ti］、［Nb］を負の値として、これらの成分を
種々に変化させた鋼の熱処理実験−組織観察を繰
り返すことによつて実験的に係数を求めて導いた
ものである。なお、式において［Ｃ］、［Ｎ］、
［Ti］、［Nb］を求めているが、これはこれらの
元素の固容量を表している。すなわち、組織変態
に関与する元素量は固溶しているものだけであ
り、これらの元素が炭窒化物として拘束されてい
るものは組織変態に寄与しないのでその拘束量を
除く必要があるからである。 このように溶接組織において軟質なフエライト
単相となる鋼であつても、本発明に従うマツシユ
シーム溶接を採用した場合には、破断の危険性を
回避しながらタンデム冷間圧延を実施できるが、
この理由は次のように考えることができる。この
溶接法自体の特徴として溶接部（溶着部＋熱影響
部）が広くなり、既述のフラツシユバツト溶接の
ようなノツチ効果も働かない。したがつて、当該
鋼をマツシユシーム溶接を行なつた場合には、軟
質なフエライト単相を呈する溶接部の領域が広く
なるので、圧延にさいしてこの部分に圧下を受け
た場合に、圧延応力が局所的に集中することなく
広い軟質領域全体で該応力を負担することができ
る。このようなことから、溶接部全体としての塑
性変形能が大きくなり、コイル破断を防止するこ
とができると考えてよい。 このようにM.P値が20％以下の鋼でもマツシユ
シーム溶接を行えば溶接部での破断が回避される
という作用効果は、後記実施例に示すように、フ
ラツシユバツト溶接ではM.P値が20％以下の鋼で
は100％破断に至り、M.P値が20％を超える鋼で
は破断率は少なくなるという点と好対照をなす。
フラツシユバツト溶接では既述のように溶着部が
狭いこと等から溶接部がある種の鋭いノツチ効果
となつて圧延時に応力集中を起こすので、M.P値
が20％以下の鋼のように溶接組織が軟質なフエラ
イト単相からなる鋼ではこのこの応力集中によつ
て破断を起こすが、M.P値が20％を超えて溶接部
にマルテンサイト相が出現するものでは硬質なマ
ルテンサイトによつて溶接部の強度が高まり、フ
ラツシユバツト溶接でも破断に対する抵抗が高く
なる。 このように、本発明では溶接組織にマルテンサ
イトが現れないようなフエライト系ステンレス鋼
（フエライト単相鋼およびM.P値が20％以下の鋼）
に対しても、タンデム冷間圧延時の溶接部の破断
の危険性をなくした点に特徴がある。M.P値が20
％を超える鋼に対しては、従来法と同様にフラツ
シユバツト溶接を採用するか、或いは本発明に従
うマツシユシーム溶接を採用するかは自由である
が、後記実施例に示したように、後者を採用する
方が破断の危険性は少ない。M.P＞20％の鋼でも
後者の場合にコイル破断しないのは、フラツシユ
バツト溶接にしばしば見られていた酸化スケール
の巻き込みなど溶接部にノツチ効果が働くような
溶接欠陥が生じないためであろう。 以下に実施例を挙げ、本発明の効果を示す。 〔実施例〕 表１は、各鋼種についてそれぞれ10〜50コイル
の熱巻圧延鋼帯を従来法のフラツシユバツト溶接
でコイル接合した場合と、板厚と同じ厚みほど重
ね合わせたうえスエージングローラーで本体と同
じ厚みに押しつぶした回転電極にてシーム溶接で
コイル接合した場合（本発明例）について、タン
デム冷間圧延したときのコイル破断率を示したも
のである。なお、表１中のSUS434については規
格範囲ではM.P値が20％以下となる範囲の組成も
含まれるが、本例で使用したSUS434はＣ：0.06
％、Si：0.40％、Mn：0.45％、Ni：0.1％、Cr：
16.50％、Mo：1.0％、Ｎ：0.02％のものであり、
そのM.P値は25％である。 表１の結果から明らかなように、フエライト単
相鋼ならびに前記(1)式で算出されるM.P≦20％の
フエライト系ステンレス鋼は、従来法ではほぼ全
コイル破断したが、本発明ではコイル破断は皆無
である。 なおM.P＞20％のフエライト系ステンレス鋼に
対しては、従来法でもコイル破断は２〜24％と減
少するが、本発明に従うマツシユシーム溶接法を
採用すればコイル破断はさらに減少し皆無にでき
る。
延鋼帯コイルを端部接続したうえ、タンデム冷間
圧延によつて１回のパススケジユールで所定の板
厚に冷間圧延する方法に関するものである。 〔従来の技術〕 従来、単相もしくは単相に近いフエライト系ス
テンレス鋼を対象として冷間圧延は熱間圧延鋼帯
を焼鈍するかもしくは焼鈍を省略して酸洗したの
ち、リバース式の冷間圧延機を用いて行われてき
た。また、溶接部にマルテンサイト相が生じて溶
接部の強度が高くなるような鋼を対象とする場合
には、タンデム式の冷間圧延機を用いて行われる
ことがあつた。 リバース式の冷間圧延機による方法は、単コイ
ルを圧延方向を逆転させながら数回のパススケジ
ユールで所定の板厚に仕上げるものであり、圧延
前にコイル同士の接続という操作がないので、接
続部の破断事故といつたことが起こらない長所が
ある。 タンデム式の冷間圧延機による方法は、複数の
スタンド間を１回のパススケジユールで通板させ
て所定の板厚にまで圧延するものであり、先行コ
イルの後端と後行コイルの先端を接続して連続的
に圧延す方法である。したがつて、前者の圧延方
法に比べて非常に生産性が高い。先行コイルと後
行コイルとの接続は溶接によつて行われるが、こ
の溶接はフラツシユバツト溶接が採用されてい
る。 フラツシユバツト溶接は、熱延鋼帯コイルの端
部同士を付き合わせて高電圧を印加することによ
り、コイルの全巾にわたつてアークを発生させ、
コイル端の表層部を溶融状態にし、瞬間的にアプ
セツトしてコイルの全巾を一度に溶着せしめると
いう方法である。この溶接方法はアプセツトによ
つて溶融金属が外側に押し出されて溶着するとい
うものであるので、その溶着部は他の溶融溶接や
抵抗溶接に比べて非常に狭いという特徴をもつて
いる。 各種の溶接法のうちで、このフラツシユバツト
溶接が採用されている理由は次のとおりである。
フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延素材は熱延
鋼帯を焼鈍酸洗したもの、もしくは熱延鋼帯に焼
鈍を施すことなく酸洗のみを行つたものがあてら
れるが、この素材鋼帯の厚さは３〜９mm、通常は
４mm前後のものが多く、このような厚板を継ぎ合
わせる自動溶接法としてはフラツシユバツト溶接
とMIG溶接が最も適している。しかしMIG溶接
では該鋼帯コイルの端部の全幅を溶接するための
所要時間が長いことから、ライン流れの中で接合
を完了しなければないないコイル同士の溶接とし
ては適切ではない。この点、フラツシユバツト溶
接は短時間で完了するので、溶接部の信頼性は
MIG溶接よりも若干劣るものの、ライン内での
接合には適している。 一方、そのほかの溶接法にシーム溶接法がある
が、これはその名称が示すとおり、薄板を対象と
して縫いとり程度の接続を目的とする溶接に使用
されるのが一般である。したがつて、熱延鋼帯コ
イルのように厚みをもつものを重ね合わせること
の不都合を考えると、シーム溶接を適用するよう
なことはなかつたし、またその溶接部が加工（冷
間圧延）を受けるようなものに対してシーム溶接
を適用するような懸念もなかつた。 事実、単相もしくは単相に近いフエライト系ス
テンレス鋼の冷間圧延にさいして、当該熱延鋼帯
の端部溶接にシーム溶接が適用された事例はなか
つた。 〔発明が解決しようとする問題点〕 タンデム式冷間圧延機による方法は前記のよう
な生産性が高い点で有利であるが、単相若しくは
単相に近いフエライト系ステンレス鋼の熱延鋼帯
コイルの端部を通常のフラツシユバツト溶接で接
合してタンデム冷間圧延すると、コイル接続部が
破断する危険性が伴うという問題がある。 この理由は次のように考えることができる。フ
ラツシユバツト溶接では、既述のようにアプセツ
トによつて溶融金属が外側に押し出され、この押
し出された溶融金属によつて溶着するというもの
であるからその溶着部は非常に狭くなる。溶着部
が狭いということは、その部分がある種のノツチ
効果となつて圧延時に応力集中を起こすことにな
る。加えて、溶融金属が大気と接することよつて
生じた酸化スケールが溶接部に残存する機会が多
いのでこの酸化スケールが前記のノツチ効果を助
成することになる。このように理由から、溶接組
織が軟質なフエライト単相からなる鋼では圧延時
に溶接部に応力集中が起こり、その強度不足から
破断を起こすと考えられる。しかし、溶接組織中
にマルテンサイトが生じるような鋼では硬質とな
つて溶接部の強度が高まり、フラツシユバツト溶
接でも破断しないこともある。 したがつて、単相もしくは単相に近いフエライ
ト系ステンレス鋼の冷間圧延に際してはコイル同
士の接続が不要なりリバース式の冷間圧延機を用
いて行われてきた。しかし、リバース式の冷間圧
延機による方法は、単位コイル当りの圧延所要時
間が長いこと、単コイル圧延であるため製品歩留
が低くなるなど生産性・経済性が悪いという欠点
を有している。 本発明は、溶接組織中にマルテンサイトが生じ
ないような単相若しくは単相に近いフエライト系
ステンレス鋼でも、タンデム式冷間圧延機によつ
て破断の危険性なく冷間圧延する技術を確立する
ことを目的としたものである。 〔問題点を解決する手段〕 本発明は、単相フエライト系ステンレス鋼もし
くは下式で定義されるM.P値が20％以下のフエラ
イト系ステンレス鋼の熱延鋼帯を冷間圧延するに
あたり、該熱延鋼帯の同材または異材同士のコイ
ル端を重ね合わせたうえ実質上母材の厚みまでこ
の重ね合わせ部を押しつぶし、この押しつぶされ
た重ね合わせ部をシーム溶接して該コイル同士を
接続し、これをタンデム冷間圧延機に通板して１
回のパススケジユールで所望板厚にまで冷間圧延
することを特徴とするフエライト系ステンレス鋼
の冷間圧延方法を提供する。 M.P(%)＝400〔C〕＋490〔N〕＋25Ni％ ＋5Mn％−10（Cr％＋Si％＋Mo％） −150〔Ti〕−70〔Nb〕＋165 …(1) ただし、 〔Ｃ〕＝Ｃ％−（12／48Ti％＋12／93Nb％） 〔Ｎ〕＝Ｎ％＋（14／48Ti％＋14／93Nb％） 〔Ti〕＝Ti％−（48／12Ｃ％＋48／14Ｎ％） 〔Nb〕＝Nb％＋93／12Ｃ％＋93／14Ｎ％） を表す。 〔発明の詳述〕 以下に本発明の構成と作用を説明する。 先ず、本発明が対象とするフエライト系ステン
レス鋼は単相若しくは前式(1)で与えられるM.P値
が20％以下のフエライト系ステンレス鋼である。 ここで、単相フエライト系ステンレス鋼とは室
温から高温に至るまでフエライト単相組織を有す
る鋼であり、M.P値が20％以下のフエライト系ス
テンレス鋼とは高温でフエライト鋼とオーステナ
イト相の二相組織を有するが、1100℃の温度でオ
ーステナイト量が20％以下となるような鋼である
と言える。 本発明が対象とする具体的な鋼種としては、例
えばAISI409、AISI409に0.5％以下のTiを含有す
る鋼、SUS405、SUS410L、SUS410Lに0.5％以
下のTiを含有する鋼、SUS410、SUS430、
SUS430に1.0％以下のNbを含有する鋼、SUS430
に1.0％以下のTiおよび0.5％以下のMoを含有す
る鋼、SUS430LX、SUS434、SUS444、FCH2に
0.5％以下のTiを含有する鋼が挙げられるが、い
ずれにしてもその成分範囲においてM.P値が20％
以下となるような組成をもつ鋼である。 本発明においては、これらの熱延鋼帯を焼鈍す
るかもしくは焼鈍を省略して酸洗したのち、同材
同士または該フエライト系ステンレス鋼の異材同
士のコイル端を溶接接合してタンデム冷間圧延に
供する。タンデム冷間圧延とは、多スタンドから
なる圧延ロール間を１回のパススケジユールで熱
間圧延鋼帯を溶接部ともに所定の板厚に連続して
圧延することをいう。 本発明法で採用する熱延鋼帯コイルの接続法
は、該鋼帯の端部を例えば板厚と同じ厚みほど重
ね合わせ、スエージングローラーで本体と同じ厚
みに押しつぶしたのち、回転電極にてシーム溶接
する方法（マツシユシーム溶接）である。 単相若しくは前記(1)式のM.P値が20％以下のフ
エライト系ステンレス鋼の熱延鋼帯コイルの端部
を前記のマツシユシーム溶接してタンデム冷間圧
延した場合には、溶接接続部での破断を起こすこ
となく冷間圧延を行なうことができる。この作用
は以下のように説明することができる。 前記(1)式によるM.P値が20％以下の鋼は溶接部
の組織がフエライト単相となる。M.P値とはマル
テンサイトポテンシヤルの意味であり、恒温加熱
した場合の1100℃における平衡状態でのオーステ
ナイト量に相当する。このオーステナイトは室温
まで冷却されると全量マルテンサイトに変態する
ころからこの名称を用いた。ところが、溶接のよ
うに急熱急冷の熱サイクルを受ける場合には、時
間的な制約から加熱時にオーステナイトに変態す
る量は平衡状態に比べて少なくなるのが実際であ
りオーステナイト量が少なければ室温まで冷却さ
れた場合にマルテンサイト量も同然に少なくな
る。M.P値が20％以下では、1100℃に恒温加熱し
た平衡状態ではオーステナイト量が20％存在する
ものの、溶接時の加熱冷却サイクルではオーステ
ナイト量が現れず、したがつて溶接部の組織もフ
エライト単相となる。M.P値が20％を超えると溶
接部の組織はフエライト＋マルテンサイトの組織
となる。 なお、前記(1)式はオーステナイト形成元素であ
るNi、Mnおよび［Ｃ］、［Ｎ］を正の値とし、フ
エライト形成元素であるCr、Si、Mo、および
［Ti］、［Nb］を負の値として、これらの成分を
種々に変化させた鋼の熱処理実験−組織観察を繰
り返すことによつて実験的に係数を求めて導いた
ものである。なお、式において［Ｃ］、［Ｎ］、
［Ti］、［Nb］を求めているが、これはこれらの
元素の固容量を表している。すなわち、組織変態
に関与する元素量は固溶しているものだけであ
り、これらの元素が炭窒化物として拘束されてい
るものは組織変態に寄与しないのでその拘束量を
除く必要があるからである。 このように溶接組織において軟質なフエライト
単相となる鋼であつても、本発明に従うマツシユ
シーム溶接を採用した場合には、破断の危険性を
回避しながらタンデム冷間圧延を実施できるが、
この理由は次のように考えることができる。この
溶接法自体の特徴として溶接部（溶着部＋熱影響
部）が広くなり、既述のフラツシユバツト溶接の
ようなノツチ効果も働かない。したがつて、当該
鋼をマツシユシーム溶接を行なつた場合には、軟
質なフエライト単相を呈する溶接部の領域が広く
なるので、圧延にさいしてこの部分に圧下を受け
た場合に、圧延応力が局所的に集中することなく
広い軟質領域全体で該応力を負担することができ
る。このようなことから、溶接部全体としての塑
性変形能が大きくなり、コイル破断を防止するこ
とができると考えてよい。 このようにM.P値が20％以下の鋼でもマツシユ
シーム溶接を行えば溶接部での破断が回避される
という作用効果は、後記実施例に示すように、フ
ラツシユバツト溶接ではM.P値が20％以下の鋼で
は100％破断に至り、M.P値が20％を超える鋼で
は破断率は少なくなるという点と好対照をなす。
フラツシユバツト溶接では既述のように溶着部が
狭いこと等から溶接部がある種の鋭いノツチ効果
となつて圧延時に応力集中を起こすので、M.P値
が20％以下の鋼のように溶接組織が軟質なフエラ
イト単相からなる鋼ではこのこの応力集中によつ
て破断を起こすが、M.P値が20％を超えて溶接部
にマルテンサイト相が出現するものでは硬質なマ
ルテンサイトによつて溶接部の強度が高まり、フ
ラツシユバツト溶接でも破断に対する抵抗が高く
なる。 このように、本発明では溶接組織にマルテンサ
イトが現れないようなフエライト系ステンレス鋼
（フエライト単相鋼およびM.P値が20％以下の鋼）
に対しても、タンデム冷間圧延時の溶接部の破断
の危険性をなくした点に特徴がある。M.P値が20
％を超える鋼に対しては、従来法と同様にフラツ
シユバツト溶接を採用するか、或いは本発明に従
うマツシユシーム溶接を採用するかは自由である
が、後記実施例に示したように、後者を採用する
方が破断の危険性は少ない。M.P＞20％の鋼でも
後者の場合にコイル破断しないのは、フラツシユ
バツト溶接にしばしば見られていた酸化スケール
の巻き込みなど溶接部にノツチ効果が働くような
溶接欠陥が生じないためであろう。 以下に実施例を挙げ、本発明の効果を示す。 〔実施例〕 表１は、各鋼種についてそれぞれ10〜50コイル
の熱巻圧延鋼帯を従来法のフラツシユバツト溶接
でコイル接合した場合と、板厚と同じ厚みほど重
ね合わせたうえスエージングローラーで本体と同
じ厚みに押しつぶした回転電極にてシーム溶接で
コイル接合した場合（本発明例）について、タン
デム冷間圧延したときのコイル破断率を示したも
のである。なお、表１中のSUS434については規
格範囲ではM.P値が20％以下となる範囲の組成も
含まれるが、本例で使用したSUS434はＣ：0.06
％、Si：0.40％、Mn：0.45％、Ni：0.1％、Cr：
16.50％、Mo：1.0％、Ｎ：0.02％のものであり、
そのM.P値は25％である。 表１の結果から明らかなように、フエライト単
相鋼ならびに前記(1)式で算出されるM.P≦20％の
フエライト系ステンレス鋼は、従来法ではほぼ全
コイル破断したが、本発明ではコイル破断は皆無
である。 なおM.P＞20％のフエライト系ステンレス鋼に
対しては、従来法でもコイル破断は２〜24％と減
少するが、本発明に従うマツシユシーム溶接法を
採用すればコイル破断はさらに減少し皆無にでき
る。
【表】
第１図は一例として、前記の(1)式で算出される
M.P値がM.P≦20％のSUS430について、従来法
のフラツシユバツト溶接部と本発明法に従うマツ
シユシーム溶接部について、溶接ままと冷間圧延
後の金属組織を示したものである。従来法のフラ
ツシユバツト溶接部は写真(a)に見られるように非
常に溶接部が狭いことがわかる。そのため、写真
(b)に見られるように、ほとんど冷間圧延がなされ
ていない状態でも、このように溶接部が破断す
る。一方、本発明法の場合は写真(c)のように溶接
部が広く、そのため写真(d)のように冷間圧延され
ても破断しない。
M.P値がM.P≦20％のSUS430について、従来法
のフラツシユバツト溶接部と本発明法に従うマツ
シユシーム溶接部について、溶接ままと冷間圧延
後の金属組織を示したものである。従来法のフラ
ツシユバツト溶接部は写真(a)に見られるように非
常に溶接部が狭いことがわかる。そのため、写真
(b)に見られるように、ほとんど冷間圧延がなされ
ていない状態でも、このように溶接部が破断す
る。一方、本発明法の場合は写真(c)のように溶接
部が広く、そのため写真(d)のように冷間圧延され
ても破断しない。
第１図は従来法および本発明法による溶接部の
溶接ままと冷間圧延後のそれぞれの金属組織を示
した写真である。
溶接ままと冷間圧延後のそれぞれの金属組織を示
した写真である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 単相フエライト系ステンレス鋼もしくは下式
で定義されるM.P値が20％以下のフエライト系ス
テンレス鋼の熱延鋼帯を冷間圧延するにあたり、
該熱延鋼帯の同材または異材同士のコイル端を重
ね合わせたうえ実質上母材の厚みまでこの重ね合
わせ部を押しつぶし、この押しつぶされた重ね合
わせ部をシーム溶接して該コイル同士を接続し、
これをタンデム冷間圧延機に通板して１回のパス
スケジユールで所望板厚にまで冷間圧延すること
を特徴とするフエライト系ステンレス鋼の冷間圧
延方法。 M.P(%)＝400〔C〕＋490〔N〕＋25Ni％ ＋5Mn％−10（Cr％＋Si％＋Mo％） −150〔Ti〕−70〔Nb〕＋165 ただし、 〔Ｃ〕＝Ｃ％−（12／48Ti％＋12／93Nb％） 〔Ｎ〕＝Ｎ％−（14／48Ti％＋14／93Nb％） 〔Ti〕＝Ti％−（48／12Ｃ％＋48／14Ｎ％） 〔Nb〕＝Nb％−（93／12Ｃ％＋93／14Ｎ％）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21361182A JPS59104202A (ja) | 1982-12-06 | 1982-12-06 | フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21361182A JPS59104202A (ja) | 1982-12-06 | 1982-12-06 | フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59104202A JPS59104202A (ja) | 1984-06-16 |
| JPH0375241B2 true JPH0375241B2 (ja) | 1991-11-29 |
Family
ID=16642042
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP21361182A Granted JPS59104202A (ja) | 1982-12-06 | 1982-12-06 | フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS59104202A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102284481B (zh) * | 2011-06-17 | 2014-12-17 | 永鑫精密材料（无锡）有限公司 | 一种冷轧极薄深冲钢带的生产工艺 |
| CN106140813A (zh) * | 2015-03-24 | 2016-11-23 | 宝钢不锈钢有限公司 | 一种汽车排气系统用中铬铁素体不锈钢的冷轧生产方法 |
| CN105132819B (zh) * | 2015-08-13 | 2016-11-30 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种低铬铁素体不锈钢连续轧制的方法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5695405A (en) * | 1979-12-28 | 1981-08-01 | Nisshin Steel Co Ltd | Preventing method for pit flaw of steel strip in continuous cold rolling pass |
-
1982
- 1982-12-06 JP JP21361182A patent/JPS59104202A/ja active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5695405A (en) * | 1979-12-28 | 1981-08-01 | Nisshin Steel Co Ltd | Preventing method for pit flaw of steel strip in continuous cold rolling pass |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS59104202A (ja) | 1984-06-16 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US4736884A (en) | Method for manufacturing high-strength clad steel plate excellent in corrosion resistance | |
| GB984833A (en) | Making composite products | |
| JP6643279B2 (ja) | 高級鋼連続熱間圧延方法 | |
| JPH0375241B2 (ja) | ||
| JPH0825041B2 (ja) | クラッド鋼管の製造方法 | |
| JP6610792B2 (ja) | フェライト系ステンレス鋼板 | |
| JP2000117461A (ja) | アルミニウムとステンレス鋼とからなるクラッド板の製造方法 | |
| JP3340696B2 (ja) | 連続熱間圧延における鋼片の接合方法 | |
| JPS6179729A (ja) | レ−ザ−溶接方法 | |
| JPH0581658B2 (ja) | ||
| JP4350257B2 (ja) | Ｆｅ−Ｃｒ系およびＦｅ−Ｃｒ−Ｎｉ系ステンレス鋼の熱間圧延用素材および熱間圧延時の耳割れ防止法 | |
| JPS59226159A (ja) | チタン帯板の接続方法 | |
| Chernyi | Heat Treatment of Welded Joints | |
| JP3529520B2 (ja) | フェライト系ステンレス鋼の延性低下割れを防止する溶接方法 | |
| JP2992188B2 (ja) | 鋼片の接合方法 | |
| JPS5952232B2 (ja) | 溶接中継ぎ鋼帯の連続繰返し曲げ処理法 | |
| JPS63104789A (ja) | ステンレスクラツド鋼の製造方法 | |
| JP2001321962A (ja) | 高耐力・高靭性継ぎ手の液相拡散接合方法 | |
| RU2052516C1 (ru) | Способ изготовления холоднокатаных полос из ферритных сплавов | |
| JPS61212408A (ja) | 薄板用クラツド鋼の熱間圧延方法 | |
| JPH06145915A (ja) | 拡散接合用鋼材およびその接合方法 | |
| JPS61154797A (ja) | 溶接機用裏当て装置 | |
| JPS60154886A (ja) | １８％Νｉマルエ−ジング鋼の溶接方法 | |
| JPH0338925B2 (ja) | ||
| Agishev | Improving the Efficiency of the Welding of Strip When Rolling Cold Rolled Corrosion-Resisting Steels |