JPH0647180B2 - ステンレスクラツド鋼の製造方法 - Google Patents
ステンレスクラツド鋼の製造方法Info
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- JPH0647180B2 JPH0647180B2 JP25072386A JP25072386A JPH0647180B2 JP H0647180 B2 JPH0647180 B2 JP H0647180B2 JP 25072386 A JP25072386 A JP 25072386A JP 25072386 A JP25072386 A JP 25072386A JP H0647180 B2 JPH0647180 B2 JP H0647180B2
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- stainless
- stainless steel
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K20/00—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating
- B23K20/04—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating by means of a rolling mill
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- Pressure Welding/Diffusion-Bonding (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、歩留りが良好で、生産性の良い薄板ステンレ
スクラッド鋼の連続的製造法法に関するものである。
スクラッド鋼の連続的製造法法に関するものである。
［従来の技術］ 従来、薄板ステンレスクラッド鋼の多くは、組立圧延
法、爆着圧延法あるいは鋳込圧延法によって製造されて
きた。しかしながら、これらの方法では素材の前処理が
複雑であったり、歩留りが悪いといった問題があるた
め、ステンレス鋼ソリッド材に比べて、十分安価に製造
することは不可能であった。
法、爆着圧延法あるいは鋳込圧延法によって製造されて
きた。しかしながら、これらの方法では素材の前処理が
複雑であったり、歩留りが悪いといった問題があるた
め、ステンレス鋼ソリッド材に比べて、十分安価に製造
することは不可能であった。
以下に、これら従来法の各々について、その概要と問題
点をより詳細に説明する。
点をより詳細に説明する。
(a) 組立圧延法 合わせ材のステンレス鋼板と母材鋼板を重ね合わせて、
両者間の空気を除去してから全周を溶接し、これを加
熱，圧延して製品とする方法である。この方法によれば
クラッドの安定した良好な製品が得られるが、溶接施行
に相当の手間がかかること、圧延後、周囲を切り落とす
必要があること、さらに、前半はシート状態での圧延の
ため、生産性が悪いなどの問題点がある。
両者間の空気を除去してから全周を溶接し、これを加
熱，圧延して製品とする方法である。この方法によれば
クラッドの安定した良好な製品が得られるが、溶接施行
に相当の手間がかかること、圧延後、周囲を切り落とす
必要があること、さらに、前半はシート状態での圧延の
ため、生産性が悪いなどの問題点がある。
(b) 爆着圧延法 まず、通常の爆着クラッド法により、ステンレス鋼と母
材となる鋼材との厚目のクラッド材を得て、その後は、
(a)と同様にして、これを加熱，圧延して製品とする方
法である。この場合も比較的良好な品質の製品が得られ
るが、爆着そのものがかなりコスト高であること、やは
り前半はシート状態での圧延のため、生産性が悪いなど
の問題点が指摘しうる。
材となる鋼材との厚目のクラッド材を得て、その後は、
(a)と同様にして、これを加熱，圧延して製品とする方
法である。この場合も比較的良好な品質の製品が得られ
るが、爆着そのものがかなりコスト高であること、やは
り前半はシート状態での圧延のため、生産性が悪いなど
の問題点が指摘しうる。
(c) 鋳込み圧延法 例えば、３層クラッド材の場合、母材を鋳型中央部にセ
ットして、ステンレス溶鋼を下注ぎ鋳込することによ
り、まずクラッド鋼塊を製造する。あるいはステンレス
鋼を鋳型内にセットして、母材溶鋼を鋳込む場合もあ
る。ついで、これに分塊圧延、熱間圧延、さらに必要に
応じて冷間圧延を施して製品とする。この場合、鋳造時
の溶け込みのためクラッド比を一定にするのが難しいこ
と、鋼塊の頭部、底部、側面の切り捨て量が多いため歩
留りが悪いなどの問題点がある。
ットして、ステンレス溶鋼を下注ぎ鋳込することによ
り、まずクラッド鋼塊を製造する。あるいはステンレス
鋼を鋳型内にセットして、母材溶鋼を鋳込む場合もあ
る。ついで、これに分塊圧延、熱間圧延、さらに必要に
応じて冷間圧延を施して製品とする。この場合、鋳造時
の溶け込みのためクラッド比を一定にするのが難しいこ
と、鋼塊の頭部、底部、側面の切り捨て量が多いため歩
留りが悪いなどの問題点がある。
［発明が解決しようとする問題点］ 生産性と歩留りを向上させるためには、コイル同志での
圧延クラッド法が最適であり、さらに、母材と合わせ材
の接合強度を増すためには熱間圧延法がより好ましい。
ところで、コイルで取り扱かうためには、母材、合わせ
材ともに板厚に制限があり、厚くなるとコイルでのロー
ルへの供給が難しくなる。また、安価なステンレスクラ
ッド鋼を製造しようとする場合、材料費の節約の意味で
クラッド比は極力小さ目とする必要がある。
圧延クラッド法が最適であり、さらに、母材と合わせ材
の接合強度を増すためには熱間圧延法がより好ましい。
ところで、コイルで取り扱かうためには、母材、合わせ
材ともに板厚に制限があり、厚くなるとコイルでのロー
ルへの供給が難しくなる。また、安価なステンレスクラ
ッド鋼を製造しようとする場合、材料費の節約の意味で
クラッド比は極力小さ目とする必要がある。
以上の諸条件を考慮して、安価なステンレスクラッド鋼
をコイル同志の熱間圧延法で製造しようとすると合わせ
材の板厚は、かなり薄くならざるを得ない。例えばコイ
ルで取扱い易い厚さの4.5mmの母材にクラッド比１０％
で、合わせ材のステンレス鋼を張り合わせる場合、合わ
せ材の厚さは0.5mmとかなり薄くなる。このような組み
合わせのものを熱間圧延法でクラッド材に加工しようと
しても、圧接が不可能であったり、圧接しても十分な接
合強度が得られない等の問題点があった。
をコイル同志の熱間圧延法で製造しようとすると合わせ
材の板厚は、かなり薄くならざるを得ない。例えばコイ
ルで取扱い易い厚さの4.5mmの母材にクラッド比１０％
で、合わせ材のステンレス鋼を張り合わせる場合、合わ
せ材の厚さは0.5mmとかなり薄くなる。このような組み
合わせのものを熱間圧延法でクラッド材に加工しようと
しても、圧接が不可能であったり、圧接しても十分な接
合強度が得られない等の問題点があった。
本発明者等はこのような薄板材の熱間圧延クラッド法の
問題点を解決すべく研究を行なった結果、 圧延時の接合界面の温度低下が無視できるような比
較的厚い合わせ材を用いた熱間圧延クラッド試験の結
果、圧接して十分な接合強度を得るためには、ある一定
の圧下率を与える必要があり、その圧下率は高温程小さ
くなること。
問題点を解決すべく研究を行なった結果、 圧延時の接合界面の温度低下が無視できるような比
較的厚い合わせ材を用いた熱間圧延クラッド試験の結
果、圧接して十分な接合強度を得るためには、ある一定
の圧下率を与える必要があり、その圧下率は高温程小さ
くなること。
圧接が不可能であったり、圧接しても十分な接合強
度が得られない原因は、合わせ材が薄い場合、合わせ材
からロールへの接触熱伝導により、接合界面の温度低下
が著しいためであり、 接合界面の温度低下を防止するため、前述の圧接に
必要な圧下率を与えるまでの、被圧延材とロールとの接
触時間が短かくなるよう、合わせ材の板厚に応じて、圧
延速度等の圧延条件を厳密に制御することによって、十
分な接合強度が得られるとを見い出し本発明に至ったも
のである。
度が得られない原因は、合わせ材が薄い場合、合わせ材
からロールへの接触熱伝導により、接合界面の温度低下
が著しいためであり、 接合界面の温度低下を防止するため、前述の圧接に
必要な圧下率を与えるまでの、被圧延材とロールとの接
触時間が短かくなるよう、合わせ材の板厚に応じて、圧
延速度等の圧延条件を厳密に制御することによって、十
分な接合強度が得られるとを見い出し本発明に至ったも
のである。
［問題点を解決するための手段］ 〈接合界面の温度低下が無視できる条件下での熱間圧延
クラッド条件〉 本発明者は合わせ材としてオーステナイト系ステンレス
鋼であるSUS304とフェライト系ステンレス鋼であるSUS4
44、母材として軟鋼を選び、第１図に示す試験片(a)と
実験装置(b)を用いて、種々の条件下での熱間クラッド
圧延実験を行なった。なお、圧延機のロール径は210mm
であり、加熱時のシールドガスとしてArガスを用いた。
クラッド条件〉 本発明者は合わせ材としてオーステナイト系ステンレス
鋼であるSUS304とフェライト系ステンレス鋼であるSUS4
44、母材として軟鋼を選び、第１図に示す試験片(a)と
実験装置(b)を用いて、種々の条件下での熱間クラッド
圧延実験を行なった。なお、圧延機のロール径は210mm
であり、加熱時のシールドガスとしてArガスを用いた。
合わせ材の厚さ２mm，母材の厚さ４mm，圧延速度0.2m/s
ecで熱間圧延クラッド試験を行ない、接合の可否、程度
を加熱温度と圧下率の関係で整理して第２図に示した。
合わせ材が、SUS304の場合、加熱温度をＴ（℃），圧下
率をｒとして ｒ＝−８×１０-4×Ｔ＋0.99 (3) で示される直線ＡＢよりも高温度、高圧下率側で圧接可
能であり、かつ十分な接合強度が得られることが分かっ
た。
ecで熱間圧延クラッド試験を行ない、接合の可否、程度
を加熱温度と圧下率の関係で整理して第２図に示した。
合わせ材が、SUS304の場合、加熱温度をＴ（℃），圧下
率をｒとして ｒ＝−８×１０-4×Ｔ＋0.99 (3) で示される直線ＡＢよりも高温度、高圧下率側で圧接可
能であり、かつ十分な接合強度が得られることが分かっ
た。
SUS444については第２図に示すようにSUS304の場合の直
線ＡＢよりもやや下側に位置する直線ＣＤより、高温
度、高圧下率側で圧接可能であり、かつ十分な接合強度
が得られることが分かった。従って、いずれの場合にお
いても、(3)式で示される直線ＡＢよりも高温度、高圧
下率側で接合可能であり、十分な接合強度が得られる。
線ＡＢよりもやや下側に位置する直線ＣＤより、高温
度、高圧下率側で圧接可能であり、かつ十分な接合強度
が得られることが分かった。従って、いずれの場合にお
いても、(3)式で示される直線ＡＢよりも高温度、高圧
下率側で接合可能であり、十分な接合強度が得られる。
さらに、圧延速度を0.2m/secから0.1m/secと小さくした
場合、あるいは圧延速度を変えずに、合わせ材の厚さの
みを２mmから１mmと薄くした場合、すなわち、圧延時の
被圧延材からロールへの熱伝導により接合界面の低下が
より起こり易い条件下でも同様な実験を行ない、SUS304
とSUS444について、接合のための加熱温度と圧下率との
関係は、それぞれの鋼種について、第２図の直線ＡＢ及
び直線ＣＤとほとんど変らないことを確認した。従っ
て、前述の第２図を求めるための圧延条件、すなわち、
合わせ材の厚さ２mm，圧延速度0.2m/secでは、被圧延材
とロールの接触時間内における、熱伝導による温度低下
は接合界面まで達しておらず、第２図は、そのような温
度低下が生じない条件下での接合条件を示していること
が分かる。
場合、あるいは圧延速度を変えずに、合わせ材の厚さの
みを２mmから１mmと薄くした場合、すなわち、圧延時の
被圧延材からロールへの熱伝導により接合界面の低下が
より起こり易い条件下でも同様な実験を行ない、SUS304
とSUS444について、接合のための加熱温度と圧下率との
関係は、それぞれの鋼種について、第２図の直線ＡＢ及
び直線ＣＤとほとんど変らないことを確認した。従っ
て、前述の第２図を求めるための圧延条件、すなわち、
合わせ材の厚さ２mm，圧延速度0.2m/secでは、被圧延材
とロールの接触時間内における、熱伝導による温度低下
は接合界面まで達しておらず、第２図は、そのような温
度低下が生じない条件下での接合条件を示していること
が分かる。
〈接合界面の温度低下を防止するための圧延クラッド製
造条件〉 熱間圧延時の接合界面の温度変化は、 (a) ワークとロールの接触熱伝導による温度低下の他
に、 (b) 塑性加工と界面の上り現象による発熱、といった
現象をともない厳密にはかなり複雑である。しかしなが
ら、発明者等は特に合わせ材の板厚が薄い場合の圧延で
は(a)の要因が最も重要であると考え、さらに、第一近
似として、圧延時の形状変化を無視した状態における非
定常熱伝導の現象として問題をとらえ、次にそのような
仮定の妥当性を実験で確認することとした。
造条件〉 熱間圧延時の接合界面の温度変化は、 (a) ワークとロールの接触熱伝導による温度低下の他
に、 (b) 塑性加工と界面の上り現象による発熱、といった
現象をともない厳密にはかなり複雑である。しかしなが
ら、発明者等は特に合わせ材の板厚が薄い場合の圧延で
は(a)の要因が最も重要であると考え、さらに、第一近
似として、圧延時の形状変化を無視した状態における非
定常熱伝導の現象として問題をとらえ、次にそのような
仮定の妥当性を実験で確認することとした。
上記仮定のもとに、さらに、被圧延材とロールの接触時
には被圧延材の表面は被圧延材の加熱温度とロール表面
温度との中間のある一定温度に保たれると仮定すると、
接合界面に垂直方向の非定常熱伝導を考えることによっ
て、界面の温度低下を抑制するためには、Ｃ′を定数と
して、 の条件が成立すれば良いと予想される。但し、(4)式に
おいて、 ｈ；シース厚さ ｍ α；合わせ材の熱拡散係数 m2/sec 合わせ材の密度をρ、比熱をＣ、熱伝導度をｋとして、
α＝K/ρCで与えられる。
には被圧延材の表面は被圧延材の加熱温度とロール表面
温度との中間のある一定温度に保たれると仮定すると、
接合界面に垂直方向の非定常熱伝導を考えることによっ
て、界面の温度低下を抑制するためには、Ｃ′を定数と
して、 の条件が成立すれば良いと予想される。但し、(4)式に
おいて、 ｈ；シース厚さ ｍ α；合わせ材の熱拡散係数 m2/sec 合わせ材の密度をρ、比熱をＣ、熱伝導度をｋとして、
α＝K/ρCで与えられる。
ｔ：被圧延材とロールの接時間 sec 接触時間ｔは幾何学的な解析から近似的に次式で与えら
れる。
れる。
但し、(5)式において、 Ｒ；ロール半径，ｍ ｒ；圧下率 Ｈ；被圧延材全厚さ，ｍ Ｖ；圧延速度，m/sec である。なお、圧下率ｒは第２図に示す直線ＡＢで示さ
れる圧下率よりも大きい場合、実際の圧下率でなく、直
線ＡＢで示される各加熱温度毎の圧下率を採用する。な
ぜなら、今問題にしているのは、接合に必要な圧下率を
与えるまでの温度低下であり、接合後の温度低下は問題
にならないからである。(4)式と(5)式から次式が得られ
る。
れる圧下率よりも大きい場合、実際の圧下率でなく、直
線ＡＢで示される各加熱温度毎の圧下率を採用する。な
ぜなら、今問題にしているのは、接合に必要な圧下率を
与えるまでの温度低下であり、接合後の温度低下は問題
にならないからである。(4)式と(5)式から次式が得られ
る。
熱拡散係数は厳密には温度によって変るが、温度範囲を
広くとらなければほぼ一定と考えられるため、 Ｃ′２α＝ｂ（定数） と置き変えることによって、 となる。
広くとらなければほぼ一定と考えられるため、 Ｃ′２α＝ｂ（定数） と置き変えることによって、 となる。
本発明者等は合わせ材として0.3mm〜1.0mmのSUS304とSU
S444、母材として4.0mmの軟鋼を用いて、加熱温度と圧
延速度を変えて実験を行なった結果、第３図に示すよう
に横軸に 縦軸にＶをとることによってデーターを整理すると、い
ずれの合わせ材の場合についても接合領域と非接合領域
は、ほぼ原点を通る一本の直線で２分することができ
た。従って、この直線の傾きとして、(7)式における定
数ｂを次のように求めることができた。
S444、母材として4.0mmの軟鋼を用いて、加熱温度と圧
延速度を変えて実験を行なった結果、第３図に示すよう
に横軸に 縦軸にＶをとることによってデーターを整理すると、い
ずれの合わせ材の場合についても接合領域と非接合領域
は、ほぼ原点を通る一本の直線で２分することができ
た。従って、この直線の傾きとして、(7)式における定
数ｂを次のように求めることができた。
ｂ＝2.2×１０-6m2/sec 従って、(7)式は次のようになる。
以上述べてきたように、加熱雰囲気としてArガスあるい
は水素ガスやアンモニア分解ガスなどの還元性ガスを用
い、接合しようとする合わせ材と母材の表面の酸化を防
ぎながら加熱して、その時の圧下率が(3)式で求められ
る圧下率ｒよりも大きくなるように選び、かつ、合わせ
材が例えば0.5mm以下と薄い場合にも(8)式を満足する圧
延速度を選択することによって、十分な接合強度を有し
た圧延クラッド材を製造することが可能となる。
は水素ガスやアンモニア分解ガスなどの還元性ガスを用
い、接合しようとする合わせ材と母材の表面の酸化を防
ぎながら加熱して、その時の圧下率が(3)式で求められ
る圧下率ｒよりも大きくなるように選び、かつ、合わせ
材が例えば0.5mm以下と薄い場合にも(8)式を満足する圧
延速度を選択することによって、十分な接合強度を有し
た圧延クラッド材を製造することが可能となる。
以上述べたきたように、合わせ材としてオーステナイト
系ステンレス鋼のSUS304とフェライト系ステンレス鋼の
SUS444はほぼ同じ圧延条件で母材と接合可能である。そ
の原因は、特にSUS444については高温での物理的性質の
データーが十分詳しく得られていないが(4)式における
熱伝導特性を左右する熱拡散係数αの元になる熱伝導度
と比熱が両鋼種ともに、９００℃〜１０００℃近くでは
ほとんど同じ値となり（日刊工業新聞社昭和４８年発刊
ステンレス鋼便覧Ｐ．106〜Ｐ． 108参照）、従って、
αもほとんど変らない値になるためと考えられる。
系ステンレス鋼のSUS304とフェライト系ステンレス鋼の
SUS444はほぼ同じ圧延条件で母材と接合可能である。そ
の原因は、特にSUS444については高温での物理的性質の
データーが十分詳しく得られていないが(4)式における
熱伝導特性を左右する熱拡散係数αの元になる熱伝導度
と比熱が両鋼種ともに、９００℃〜１０００℃近くでは
ほとんど同じ値となり（日刊工業新聞社昭和４８年発刊
ステンレス鋼便覧Ｐ．106〜Ｐ． 108参照）、従って、
αもほとんど変らない値になるためと考えられる。
以上合わせ材として、オーステナイト系ステンレスとフ
ェライト系ステンレス鋼の代表例として、それぞれSUS3
04とSUS444を取り上げ説明してきたが、他のオーステナ
イト系ステンレス鋼やフェライト系ステンレス鋼も高温
での機械的性質や物理的性質において、それぞれSUS304
あるいはSUS444と本質的に変わることはないため、本発
明はこれらのステンレス鋼を合わせ材として用いる場合
も含めることができる。また、同様な理由から、オース
テナイト相とフェライト相の両相が混合したいわゆる二
相ステンレス鋼である場合にも適用することができる。
ェライト系ステンレス鋼の代表例として、それぞれSUS3
04とSUS444を取り上げ説明してきたが、他のオーステナ
イト系ステンレス鋼やフェライト系ステンレス鋼も高温
での機械的性質や物理的性質において、それぞれSUS304
あるいはSUS444と本質的に変わることはないため、本発
明はこれらのステンレス鋼を合わせ材として用いる場合
も含めることができる。また、同様な理由から、オース
テナイト相とフェライト相の両相が混合したいわゆる二
相ステンレス鋼である場合にも適用することができる。
また、母材としては、軟鋼に限らず炭素鋼や高張力鋼、
あるいは合わせ材とは別のステンレス鋼等を選ぶことが
できる。
あるいは合わせ材とは別のステンレス鋼等を選ぶことが
できる。
さらに、母材の片面のみに合わせ材を配した２層クラッ
ド鋼に限らず、両面に合わせ材を配した３層クラッド鋼
の製造方法としても採用することが可能であり、その場
合に、もし合わせ材の板厚が異なる場合は薄い方の板厚
を用いて(2)式で圧延速度の下限値を求めれば良い。
ド鋼に限らず、両面に合わせ材を配した３層クラッド鋼
の製造方法としても採用することが可能であり、その場
合に、もし合わせ材の板厚が異なる場合は薄い方の板厚
を用いて(2)式で圧延速度の下限値を求めれば良い。
［発明の実施例］ 本発明にかかる方法を第４図に示す装置を用いて実施し
た。加熱は被圧延材への直接通電による抵抗加熱とし
て、接合面の酸化を防止するため、炉内にはアンモニア
分解ガスを導入した。なおロール径は210mmである。こ
のような装置を用いて、厚さ4.0mmの軟鋼SPCHを母材
に、厚さ0.5mmのSUS304ステンレス鋼２枚を合わせ材と
して、３層クラッド鋼の製造を試みた。なお、加熱温度
は１０００℃として、圧下率と圧延速度はそれぞれ(1)
式と(2)式を満足している0.30と0.2m/secとした。
た。加熱は被圧延材への直接通電による抵抗加熱とし
て、接合面の酸化を防止するため、炉内にはアンモニア
分解ガスを導入した。なおロール径は210mmである。こ
のような装置を用いて、厚さ4.0mmの軟鋼SPCHを母材
に、厚さ0.5mmのSUS304ステンレス鋼２枚を合わせ材と
して、３層クラッド鋼の製造を試みた。なお、加熱温度
は１０００℃として、圧下率と圧延速度はそれぞれ(1)
式と(2)式を満足している0.30と0.2m/secとした。
以上の条件で製造した３層熱間圧延クラッド材は、接合
強度は十分であり、途中焼鈍を行なうことなく、全圧下
率約７０％で、1.0mmまで容易に冷間圧延することがで
きた。
強度は十分であり、途中焼鈍を行なうことなく、全圧下
率約７０％で、1.0mmまで容易に冷間圧延することがで
きた。
このようにして得たクラッド材の一部について１０００
℃×１０分・急冷の熱処理を行ない、以下に結果を示す
ように接合強度試験、引張試験、曲げ試験及び断面の組
織観察を行なった。
℃×１０分・急冷の熱処理を行ない、以下に結果を示す
ように接合強度試験、引張試験、曲げ試験及び断面の組
織観察を行なった。
合わせ材と母材の接合強度の測定には、まず約１０mm角
のクラッド試験片を切り出し、両面の合わせ材に、引張
試験機に取り付けるためのホルダーとして用いた２本の
直径１０mm，長さ約８０mmの各端面を銀ロウで接合し
て、供試材とした。このような試験片を用いて、インス
トロン試験機を用いて引張試験を行ない接合面に垂直方
向の強度を調べた。その結果、いずれの試験片において
も、２９kg/mm2以上の応力でロウ付け部で破断してお
り、合わせ材と母材の接合部の強度はそれ以上の十分な
強度を有していることが知られた。
のクラッド試験片を切り出し、両面の合わせ材に、引張
試験機に取り付けるためのホルダーとして用いた２本の
直径１０mm，長さ約８０mmの各端面を銀ロウで接合し
て、供試材とした。このような試験片を用いて、インス
トロン試験機を用いて引張試験を行ない接合面に垂直方
向の強度を調べた。その結果、いずれの試験片において
も、２９kg/mm2以上の応力でロウ付け部で破断してお
り、合わせ材と母材の接合部の強度はそれ以上の十分な
強度を有していることが知られた。
次に、JIS Z 220113B号試験片を用いて行なった引張試
験の結果は表１に示すように、表２に参考値として示す
SUS304のJIS規定値との比較においても遜色無い特性を
有していることが判った。また、曲げ半径４mmにて実施
した曲げ試験の結果でも、接合界面の剥離や割れは認め
られず、十分な曲げ延性を有していることが判った。
験の結果は表１に示すように、表２に参考値として示す
SUS304のJIS規定値との比較においても遜色無い特性を
有していることが判った。また、曲げ半径４mmにて実施
した曲げ試験の結果でも、接合界面の剥離や割れは認め
られず、十分な曲げ延性を有していることが判った。
また、クラッド材の断面の組織は第５図に示すように、
接合界面近傍には炭化物などの析出物は認められず、健
全な組織となっていた。
接合界面近傍には炭化物などの析出物は認められず、健
全な組織となっていた。
実施例２． 合わせ材として厚さ0.5mmのフェライト系ステンレス鋼S
US444，母材として厚さ４mmの軟鋼SPCHを用いて、実施
例１と同じ熱間圧延クラッド条件及び冷間圧延条件で、
厚さ1.0mmの３層クラッド材を得た。但し、この場合、
試験前の最終の熱処理条件は９００℃×１０分・急冷と
した。
US444，母材として厚さ４mmの軟鋼SPCHを用いて、実施
例１と同じ熱間圧延クラッド条件及び冷間圧延条件で、
厚さ1.0mmの３層クラッド材を得た。但し、この場合、
試験前の最終の熱処理条件は９００℃×１０分・急冷と
した。
このようにして作製したクラッド材について、やはり実
施例１と同様にして、接合強度試験、曲げ引張試験、曲
げ試験及び断面の組織観察を行なった。
施例１と同様にして、接合強度試験、曲げ引張試験、曲
げ試験及び断面の組織観察を行なった。
接合強度試験の結果は、いずれの試験片においても27kg
/mm2以上の応力でロウ付け部で破断しており、合わせ材
と母材の接合部の強度は十分大きいことが知られた。
/mm2以上の応力でロウ付け部で破断しており、合わせ材
と母材の接合部の強度は十分大きいことが知られた。
引張試験の結果は、表３に示すように、表４に参考とし
て示したSUS444のJIS規定値との比較において遜色ない
特性を有していることが判明した。
て示したSUS444のJIS規定値との比較において遜色ない
特性を有していることが判明した。
また、曲げ試験の結果、接合界面の剥離や割れは認めら
れず十分な曲げ延性を有していた。
れず十分な曲げ延性を有していた。
また、クラッド材の断面の顕微鏡組織観察の結果、接合
界面近傍には加工性と機械的性質に有害な炭化物などの
析出物は認められなかった。
界面近傍には加工性と機械的性質に有害な炭化物などの
析出物は認められなかった。
［発明の効果］ 以上のように、本発明によればコイル状態での取り扱い
の容易な６mm厚さ以下の母材鋼板を用いても、その厚さ
に応じて十分薄いステンレス鋼合わせ材を選択すること
が可能となり、クラッド比の小さなステンレスクラッド
鋼を歩留りよく、高能率で生産することができるため、
コスト低減に極めて有効である。
の容易な６mm厚さ以下の母材鋼板を用いても、その厚さ
に応じて十分薄いステンレス鋼合わせ材を選択すること
が可能となり、クラッド比の小さなステンレスクラッド
鋼を歩留りよく、高能率で生産することができるため、
コスト低減に極めて有効である。
また本発明によれば、組立て圧延法、爆着圧延法、鋳込
圧延法と比べて、合わせ材と母材が接合、高温に保持さ
れる時間が極めて短かいため、母材から合わせ材のステ
ンレス鋼へのＣの拡散がほとんど生じないため、接合界
面近傍における、クラッド材の機械的性質や加工性に有
害なCr系炭化物の析出が抑制されるため、優れた特性を
有したステンレスクラッド鋼を製造することができる。
圧延法と比べて、合わせ材と母材が接合、高温に保持さ
れる時間が極めて短かいため、母材から合わせ材のステ
ンレス鋼へのＣの拡散がほとんど生じないため、接合界
面近傍における、クラッド材の機械的性質や加工性に有
害なCr系炭化物の析出が抑制されるため、優れた特性を
有したステンレスクラッド鋼を製造することができる。
第１図は熱間圧延クラッド試験における接合条件を求め
るのに用いた試験片の形状と試験装置の概略を示す図。 第２図は合わせ材が厚さ２mmのSUS304とSUS444の場合に
ついて接合可能な加熱温度と圧下率の関係を示す図。 第３図は合わせ材がSUS304とSUS444の場合について、圧
延速度Ｖと の関係で整理した接合可能な領域を示す図。 第４図は本発明の実施例で用いた熱間圧延クラッド製造
装置の概略模式図。 第５図は本発明の方法で製造したSUS304ステンレスクラ
ッド鋼の接合界面近傍の断面の金属組織を示す図であ
る。 １，１ａ，１ｂ……合わせ材、２……母材、３……ダミ
ー板、４……Arガス導入孔、５……加熱炉、６……酸化
防止加熱治具、７……熱間圧延ロール、８ａ，８ｂ……
合わせ材アンコイラー、９……母材アンコイラー、10…
…雰囲気直接通電加熱炉、１１……アンモニア分解ガス
導入孔、１２……クラッド材コイラー。
るのに用いた試験片の形状と試験装置の概略を示す図。 第２図は合わせ材が厚さ２mmのSUS304とSUS444の場合に
ついて接合可能な加熱温度と圧下率の関係を示す図。 第３図は合わせ材がSUS304とSUS444の場合について、圧
延速度Ｖと の関係で整理した接合可能な領域を示す図。 第４図は本発明の実施例で用いた熱間圧延クラッド製造
装置の概略模式図。 第５図は本発明の方法で製造したSUS304ステンレスクラ
ッド鋼の接合界面近傍の断面の金属組織を示す図であ
る。 １，１ａ，１ｂ……合わせ材、２……母材、３……ダミ
ー板、４……Arガス導入孔、５……加熱炉、６……酸化
防止加熱治具、７……熱間圧延ロール、８ａ，８ｂ……
合わせ材アンコイラー、９……母材アンコイラー、10…
…雰囲気直接通電加熱炉、１１……アンモニア分解ガス
導入孔、１２……クラッド材コイラー。
Claims (4)
- 【請求項１】ステンレス鋼を合わせ材としたクラッド鋼
を熱間圧延法で製造するに際して、不活性ガス雰囲気中
あるいは還元性ガス雰囲気中で加熱した合わせ材と母材
とを、加熱温度をＴ（℃）としたときに ｒ＝−８×１０-4×Ｔ＋0.99 (1) から求められる圧下率ｒ以上で圧延を行ない、かつ、ロ
ール半径をＲ(m)，被圧延材の全厚さをＨ(m)，合わせ材
のステンレス鋼の厚さをｈ(m)と、さらに(1)式で求めら
れる各加熱温度毎のｒを用いた場合に なる関係式から求められる圧延速度Ｖ(m/sec)以上の圧
延速度で圧延することを特徴とするステンレスクラッド
鋼の製造方法。 - 【請求項２】合わせ材がオーステナイト系ステンレス鋼
である特許請求の範囲第１項記載のステンレスクラッド
鋼の製造方法。 - 【請求項３】合わせ材がフェライト系ステンレス鋼であ
る特許請求の範囲第１項記載のステンレスクラッド鋼の
製造方法。 - 【請求項４】合わせ材がオーステナイト・フェライト２
相ステンレス鋼である特許請求の範囲第１項記載のステ
ンレスクラッド鋼の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP25072386A JPH0647180B2 (ja) | 1986-10-23 | 1986-10-23 | ステンレスクラツド鋼の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP25072386A JPH0647180B2 (ja) | 1986-10-23 | 1986-10-23 | ステンレスクラツド鋼の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63104789A JPS63104789A (ja) | 1988-05-10 |
| JPH0647180B2 true JPH0647180B2 (ja) | 1994-06-22 |
Family
ID=17212089
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP25072386A Expired - Lifetime JPH0647180B2 (ja) | 1986-10-23 | 1986-10-23 | ステンレスクラツド鋼の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0647180B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6478822B2 (ja) * | 2015-06-05 | 2019-03-06 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | 極厚ステンレス鋼板およびその製造方法 |
| DE102017220434A1 (de) * | 2016-11-18 | 2018-05-24 | Sms Group Gmbh | Verfahren und Vorrichtung zur Herstellung eines kontinuierlichen bandförmigen Verbundmaterials |
-
1986
- 1986-10-23 JP JP25072386A patent/JPH0647180B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63104789A (ja) | 1988-05-10 |
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