JPH07227650A - 高炭素含有ステンレス鋼薄板の製造方法 - Google Patents
高炭素含有ステンレス鋼薄板の製造方法Info
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- JPH07227650A JPH07227650A JP6044743A JP4474394A JPH07227650A JP H07227650 A JPH07227650 A JP H07227650A JP 6044743 A JP6044743 A JP 6044743A JP 4474394 A JP4474394 A JP 4474394A JP H07227650 A JPH07227650 A JP H07227650A
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Abstract
(57)【要約】 （修正有）
【目的】 高炭素含有ステンレス鋼を双ロール法によっ
て連続鋳造することにより，熱圧延工程を省略し，工程
とコスト低減を図り，２枚割れ欠陥がなく，高内部品質
の薄板を製造できる方法を提供する。 【構成】 Ｃ：０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１６.０
〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：０〜
１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％を含有し，残部
がＦe及び不可避的不純物からなる組成の高炭素含有ス
テンレス鋼の薄板を連続鋳造する双ロール法において，
ロール対により加えられる圧着負荷を， ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×
１０-3・ｒ1/2・ｂ。 の範囲とする。ただし、Ｐ：圧着負荷kN、ｒ：初期ロー
ル半径mm、ｂ：板幅mm。
て連続鋳造することにより，熱圧延工程を省略し，工程
とコスト低減を図り，２枚割れ欠陥がなく，高内部品質
の薄板を製造できる方法を提供する。 【構成】 Ｃ：０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１６.０
〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：０〜
１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％を含有し，残部
がＦe及び不可避的不純物からなる組成の高炭素含有ス
テンレス鋼の薄板を連続鋳造する双ロール法において，
ロール対により加えられる圧着負荷を， ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×
１０-3・ｒ1/2・ｂ。 の範囲とする。ただし、Ｐ：圧着負荷kN、ｒ：初期ロー
ル半径mm、ｂ：板幅mm。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は，ＪＩＳ規格のＳＵＳ４
４０に規定されるような，Ｃ：０.６０〜１.２０mass
％，Ｃr：１６.０〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mas
s％，Ｍn：０〜１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％
を含有し，残部がＦe及び不可避的不純物からなる組成
の高炭素含有ステンレス鋼薄板を双ロール法により製造
する方法に関する。
４０に規定されるような，Ｃ：０.６０〜１.２０mass
％，Ｃr：１６.０〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mas
s％，Ｍn：０〜１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％
を含有し，残部がＦe及び不可避的不純物からなる組成
の高炭素含有ステンレス鋼薄板を双ロール法により製造
する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】Ｃ：０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１
６.０〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：
０〜１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％を含有し，
残部がＦe及び不可避的不純物からなる組成の高炭素含
有マルテンサイト系ステンレス鋼（以下「本合金」とい
う）は，ＪＩＳ規格に規定されるＳＵＳ４４０として従
来より周知である。本合金は焼き入れ硬さが高く，ステ
ンレス鋼中で最高の硬さを有し，耐摩耗性に極めて優れ
ていることから，高級なカミソリ替え刃材や刃物用材，
医療用メス材として広く利用されている。
６.０〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：
０〜１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％を含有し，
残部がＦe及び不可避的不純物からなる組成の高炭素含
有マルテンサイト系ステンレス鋼（以下「本合金」とい
う）は，ＪＩＳ規格に規定されるＳＵＳ４４０として従
来より周知である。本合金は焼き入れ硬さが高く，ステ
ンレス鋼中で最高の硬さを有し，耐摩耗性に極めて優れ
ていることから，高級なカミソリ替え刃材や刃物用材，
医療用メス材として広く利用されている。
【０００３】従来，本合金の製造方法として上記組成の
合金を溶解，鋳造し，凝固させて得たインゴットを所望
の厚さの熱延板となるまで熱間圧延を繰り返し行い，更
に，焼鈍，冷延を繰り返して最終製品としての冷延板を
得る方法が行われている。熱間圧延が行われる前のイン
ゴットの断面は１０4mm2以上の面積をもっている。
合金を溶解，鋳造し，凝固させて得たインゴットを所望
の厚さの熱延板となるまで熱間圧延を繰り返し行い，更
に，焼鈍，冷延を繰り返して最終製品としての冷延板を
得る方法が行われている。熱間圧延が行われる前のイン
ゴットの断面は１０4mm2以上の面積をもっている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかし，本合金のよう
な高いＣ量を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼を
従来のように断面サイズが１０4mm2以上のインゴットを
一旦得て，それを鋳造法あるいは連鋳法によって鋳造す
る方法によると，凝固過程においてＣrの共晶炭化物が
初晶粒界に多量に晶出することによって，網目状炭化物
（network carbide）が生成される。このような粗大な
炭化物が最終製品に残存すると，製品の特性が著しく阻
害される。例えば, カミソリ替え刃のように微妙な切れ
味が要求されるものは，巨大炭化物が刃先に発現すると
刃こぼれを生じ, 切れ味が損なわれる。
な高いＣ量を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼を
従来のように断面サイズが１０4mm2以上のインゴットを
一旦得て，それを鋳造法あるいは連鋳法によって鋳造す
る方法によると，凝固過程においてＣrの共晶炭化物が
初晶粒界に多量に晶出することによって，網目状炭化物
（network carbide）が生成される。このような粗大な
炭化物が最終製品に残存すると，製品の特性が著しく阻
害される。例えば, カミソリ替え刃のように微妙な切れ
味が要求されるものは，巨大炭化物が刃先に発現すると
刃こぼれを生じ, 切れ味が損なわれる。
【０００５】従って，従来の製造方法によって本合金の
薄板を得ようとすると，凝固時において共晶炭化物が粗
大化するのを極力抑制するために，小型のインゴットを
利用しなければならず，極めて生産性が低くなる。ま
た，共晶炭化物を固溶，消失処理するために高温かつ長
時間の熱間圧延や焼鈍工程が必要となる。ところが，Ｃ
r炭化物は高温加熱されてもその一部が未固溶のまま残
留し，それらは熱間圧延及び球状化処理を行っても微細
化されることがなく，逆に凝集粗大化する場合もある。
このように，従来の製造方法は著しく多い工程と多大の
エネルギーを必要とし，しかも，生産性が極めて低く，
製造コスト高を招き，また，品質面での問題点も抱えて
いた。
薄板を得ようとすると，凝固時において共晶炭化物が粗
大化するのを極力抑制するために，小型のインゴットを
利用しなければならず，極めて生産性が低くなる。ま
た，共晶炭化物を固溶，消失処理するために高温かつ長
時間の熱間圧延や焼鈍工程が必要となる。ところが，Ｃ
r炭化物は高温加熱されてもその一部が未固溶のまま残
留し，それらは熱間圧延及び球状化処理を行っても微細
化されることがなく，逆に凝集粗大化する場合もある。
このように，従来の製造方法は著しく多い工程と多大の
エネルギーを必要とし，しかも，生産性が極めて低く，
製造コスト高を招き，また，品質面での問題点も抱えて
いた。
【０００６】ここで，溶湯から直接薄板を製造する手段
として双ロール法が知られている。双ロール法は通常の
造塊法に比べて凝固速度が極めて大きく，双ロール法に
よって本合金の薄板を製造すれば，通常の連鋳法などに
おいて凝固時に問題となっていた共晶炭化物を極めて微
細化させて材質の向上を図ることができ，また，熱間圧
延工程も不要であるから省工程化も同時に達成される。
しかし，本合金のように液相線温度と固相線温度の幅が
非常に広い高炭素ステンレス鋼について，従来の双ロー
ル法をそのまま適用して薄板を連続鋳造すると，得られ
た薄板の厚み中心部に２枚割れが発生しやすく，健全な
薄板が製造できないという問題点がある。
として双ロール法が知られている。双ロール法は通常の
造塊法に比べて凝固速度が極めて大きく，双ロール法に
よって本合金の薄板を製造すれば，通常の連鋳法などに
おいて凝固時に問題となっていた共晶炭化物を極めて微
細化させて材質の向上を図ることができ，また，熱間圧
延工程も不要であるから省工程化も同時に達成される。
しかし，本合金のように液相線温度と固相線温度の幅が
非常に広い高炭素ステンレス鋼について，従来の双ロー
ル法をそのまま適用して薄板を連続鋳造すると，得られ
た薄板の厚み中心部に２枚割れが発生しやすく，健全な
薄板が製造できないという問題点がある。
【０００７】本発明の目的は，ＪＩＳ規格のＳＵＳ４４
０系として規定されるような高炭素含有ステンレス鋼を
双ロール法によって溶湯から薄板を直接的に連続鋳造す
ることにより，熱圧延工程を省略し，大幅な省工程とコ
スト低減を図り，特に，２枚割れ欠陥がなく，健全な内
部品質を有する薄板を製造できる方法を提供することに
ある。
０系として規定されるような高炭素含有ステンレス鋼を
双ロール法によって溶湯から薄板を直接的に連続鋳造す
ることにより，熱圧延工程を省略し，大幅な省工程とコ
スト低減を図り，特に，２枚割れ欠陥がなく，健全な内
部品質を有する薄板を製造できる方法を提供することに
ある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明によれば，Ｃ：
０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１６.０〜１８.０mass
％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：０〜１.０mass％，Ｍ
o：０〜０.７５mass％を含有し，残部がＦe及び不可避
的不純物からなる組成の高炭素含有ステンレス鋼の溶湯
を溶製し，該溶湯を互いに反対方向に回転する一対の内
部水冷された銅製もしくは銅合金製のロールの上部より
供給し，ロール対により圧着負荷を加えることによりロ
ール対の両円周面上で形成された溶鋼の凝固シェル同志
を圧着させて薄板を連続鋳造する双ロール法において，
ロール対により加えられる圧着負荷Ｐを， ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×
１０-3・ｒ1/2・ｂ Ｐ：圧着負荷（kN） ｒ：初期ロール半径（mm） ｂ：板幅（mm） の範囲としたことを特徴とする高炭素含有ステンレス鋼
薄板の製造方法が提供される。
０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１６.０〜１８.０mass
％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：０〜１.０mass％，Ｍ
o：０〜０.７５mass％を含有し，残部がＦe及び不可避
的不純物からなる組成の高炭素含有ステンレス鋼の溶湯
を溶製し，該溶湯を互いに反対方向に回転する一対の内
部水冷された銅製もしくは銅合金製のロールの上部より
供給し，ロール対により圧着負荷を加えることによりロ
ール対の両円周面上で形成された溶鋼の凝固シェル同志
を圧着させて薄板を連続鋳造する双ロール法において，
ロール対により加えられる圧着負荷Ｐを， ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×
１０-3・ｒ1/2・ｂ Ｐ：圧着負荷（kN） ｒ：初期ロール半径（mm） ｂ：板幅（mm） の範囲としたことを特徴とする高炭素含有ステンレス鋼
薄板の製造方法が提供される。
【０００９】
【作用】本発明者らは，先ず，本出願人が先に特願平２
−２１４０４１号や特願平２−２１４０４２号等におい
て提案した，圧着負荷の大きさを制御可能な双ロール連
鋳機を用いて種々の高炭素ステンレス鋼を溶製，鋳造
し，得られた薄板の品質を調査した。その結果，同一の
鋳造条件のもとでも２枚割れが発生する場合と発生しな
い場合があることが分かった。２枚割れが発生した薄板
の表面を観察すると，図１に示されるように，強冷却部
に対応する薄板幅方向の筋状の模様１と，緩冷却部に対
応する薄板幅方向の筋状の模様２がある周期性をもって
交互に見られた。また，強冷却部に対応する模様１を生
じた箇所の表面には膨らみが生じていた。そして，その
膨らんだ位置において薄板の断面を調べると，板厚の中
心部において上面側シェルと下面側シェルが接合してい
ない，いわゆる２枚割れが観察された。一方，２枚割れ
が発生しなかった薄板においては，このような強冷却部
に対応する筋状の模様１と緩冷却部に対応する筋状の模
様２は，実質上見られなかった。
−２１４０４１号や特願平２−２１４０４２号等におい
て提案した，圧着負荷の大きさを制御可能な双ロール連
鋳機を用いて種々の高炭素ステンレス鋼を溶製，鋳造
し，得られた薄板の品質を調査した。その結果，同一の
鋳造条件のもとでも２枚割れが発生する場合と発生しな
い場合があることが分かった。２枚割れが発生した薄板
の表面を観察すると，図１に示されるように，強冷却部
に対応する薄板幅方向の筋状の模様１と，緩冷却部に対
応する薄板幅方向の筋状の模様２がある周期性をもって
交互に見られた。また，強冷却部に対応する模様１を生
じた箇所の表面には膨らみが生じていた。そして，その
膨らんだ位置において薄板の断面を調べると，板厚の中
心部において上面側シェルと下面側シェルが接合してい
ない，いわゆる２枚割れが観察された。一方，２枚割れ
が発生しなかった薄板においては，このような強冷却部
に対応する筋状の模様１と緩冷却部に対応する筋状の模
様２は，実質上見られなかった。
【００１０】そこで，筋状の模様を生じた薄板について
鋳造中の圧着負荷の変動と模様の発生周期間隔を詳細に
調査した結果，周期性をもって交互に現れる筋状の模様
は，双ロール連鋳機のロール対により加えられる圧着負
荷の変動に起因して生じていることが分かった。即ち，
ロール対により加えられる圧着負荷の変動が生じた板の
表面では，圧着負荷が大きくなったときに連鋳された領
域に相当する強冷却部と，圧着負荷が小さくなったとき
に連鋳された領域に相当する緩冷却部が交互に生じた。
そして，このような圧着負荷の変動に起因して，２枚割
れが強冷却部に生じた。
鋳造中の圧着負荷の変動と模様の発生周期間隔を詳細に
調査した結果，周期性をもって交互に現れる筋状の模様
は，双ロール連鋳機のロール対により加えられる圧着負
荷の変動に起因して生じていることが分かった。即ち，
ロール対により加えられる圧着負荷の変動が生じた板の
表面では，圧着負荷が大きくなったときに連鋳された領
域に相当する強冷却部と，圧着負荷が小さくなったとき
に連鋳された領域に相当する緩冷却部が交互に生じた。
そして，このような圧着負荷の変動に起因して，２枚割
れが強冷却部に生じた。
【００１１】ここで，薄板連鋳における２枚割れと同様
の現象として，熱間圧延における鰐口割れが報告されて
いる［講座・現代の金属学 材料編１１ 金属加工：日
本金属学会（１９８６）ｐ１９２］。この報告によれ
ば，熱間圧延における鰐口割れは，ロールで圧延される
際，変形抵抗の小さい板厚中心部が優先的に変形し，厚
み方向で引っ張り応力が働いた結果，発生すると説明さ
れている。薄板連鋳における２枚割れは，熱間圧延にお
ける鰐口割れのような開口は生じずに，板内部に点在し
て生じるが，その形態から鰐口割れと２枚割れは同様の
メカニズムによって生じるものと推察される。
の現象として，熱間圧延における鰐口割れが報告されて
いる［講座・現代の金属学 材料編１１ 金属加工：日
本金属学会（１９８６）ｐ１９２］。この報告によれ
ば，熱間圧延における鰐口割れは，ロールで圧延される
際，変形抵抗の小さい板厚中心部が優先的に変形し，厚
み方向で引っ張り応力が働いた結果，発生すると説明さ
れている。薄板連鋳における２枚割れは，熱間圧延にお
ける鰐口割れのような開口は生じずに，板内部に点在し
て生じるが，その形態から鰐口割れと２枚割れは同様の
メカニズムによって生じるものと推察される。
【００１２】高炭素ステンレス鋼を薄板連鋳した場合に
２枚割れが発生しやすいのは，通常のステンレス鋼に比
べて，高炭素ステンレス鋼は固液共存温度範囲が広く，
最終凝固部に成分偏析が生じて，ロールキス点近傍にお
いても板厚中心部に濃化溶湯がフィルム状に残留しやす
いため，上面側シェルと下面側シェルから成長してきた
それぞれの凝固シェルの接合面に延性がなく，かつ，接
合力が小さいことに起因していると考えられる。
２枚割れが発生しやすいのは，通常のステンレス鋼に比
べて，高炭素ステンレス鋼は固液共存温度範囲が広く，
最終凝固部に成分偏析が生じて，ロールキス点近傍にお
いても板厚中心部に濃化溶湯がフィルム状に残留しやす
いため，上面側シェルと下面側シェルから成長してきた
それぞれの凝固シェルの接合面に延性がなく，かつ，接
合力が小さいことに起因していると考えられる。
【００１３】一方，２枚割れが生じないように圧着負荷
を小さくすると，前述したような筋状の模様は無くなる
が，バルジングが生じやすくなる。即ち，圧着負荷が小
さい場合，両ロール面からの凝固シェルの成長が最も遅
いような領域では，板がロールから離脱された後も未凝
固の溶鋼が板厚中心部に多く存在し，復熱によりバルジ
ングが生じるものと推察される。このバルジングが極端
に顕在化すると，鋳造板の破断を招く恐れがある。
を小さくすると，前述したような筋状の模様は無くなる
が，バルジングが生じやすくなる。即ち，圧着負荷が小
さい場合，両ロール面からの凝固シェルの成長が最も遅
いような領域では，板がロールから離脱された後も未凝
固の溶鋼が板厚中心部に多く存在し，復熱によりバルジ
ングが生じるものと推察される。このバルジングが極端
に顕在化すると，鋳造板の破断を招く恐れがある。
【００１４】そこで，本発明者らは双ロール連鋳機を用
いて，鋳造時の圧着負荷を種々変化させて本合金を鋳造
し，２枚割れ及びバルジングの発生頻度の関係を詳細に
調査した。なお，調査するにあたって鋳造に用いたロー
ルの半径は幅方向の中央部で２００mmであり，得られた
板幅は３００mmである。
いて，鋳造時の圧着負荷を種々変化させて本合金を鋳造
し，２枚割れ及びバルジングの発生頻度の関係を詳細に
調査した。なお，調査するにあたって鋳造に用いたロー
ルの半径は幅方向の中央部で２００mmであり，得られた
板幅は３００mmである。
【００１５】調査の末，図２に示す結果が得られた。即
ち，圧着負荷が大きいほど２枚割れの発生頻度が高く，
また，圧着負荷を過度に小さくするとバルジングが発生
するという先に説明した通りの結果が得られた。２枚割
れが発生したものは前述したように板表面に筋状の周期
的な模様と膨れが認められ，圧着負荷の強弱の変動が大
きく認められた。これに対して２枚割れが発生しない場
合は筋状の模様が認められず，鋳造中の圧着負荷の変動
も小さく，安定していた。このように２枚割れ発生の原
因となる圧着負荷の変動は，基本的には鋳造中の圧着負
荷が大きいほど発生しやすいことがわかった。結局，本
合金に対しては２枚割れがなく，かつ，バルジング欠陥
もない薄板を双ロール連鋳機を用いて安定して得るため
には，調査に用いたロールについては，鋳造中の圧着負
荷を１kN以上，１５kN以下の範囲に制御すればよいこと
が分かった。
ち，圧着負荷が大きいほど２枚割れの発生頻度が高く，
また，圧着負荷を過度に小さくするとバルジングが発生
するという先に説明した通りの結果が得られた。２枚割
れが発生したものは前述したように板表面に筋状の周期
的な模様と膨れが認められ，圧着負荷の強弱の変動が大
きく認められた。これに対して２枚割れが発生しない場
合は筋状の模様が認められず，鋳造中の圧着負荷の変動
も小さく，安定していた。このように２枚割れ発生の原
因となる圧着負荷の変動は，基本的には鋳造中の圧着負
荷が大きいほど発生しやすいことがわかった。結局，本
合金に対しては２枚割れがなく，かつ，バルジング欠陥
もない薄板を双ロール連鋳機を用いて安定して得るため
には，調査に用いたロールについては，鋳造中の圧着負
荷を１kN以上，１５kN以下の範囲に制御すればよいこと
が分かった。
【００１６】従って，ロール半径が２００mmで板幅が３
００mmの場合であれば，ロール対により加えられる圧着
負荷を１kN以上，１５kN以下の範囲に制御すればよい
が，この範囲はロール径と板幅によって変化する。
００mmの場合であれば，ロール対により加えられる圧着
負荷を１kN以上，１５kN以下の範囲に制御すればよい
が，この範囲はロール径と板幅によって変化する。
【００１７】ここで，圧延における圧延荷重Ｐは，次の
（１）式で表される。なお，薄板連鋳における圧着負荷
は，基本的には圧延における圧延荷重と同義のものであ
る。 Ｐ ＝ ｋm・ｌd・ｂ ・・・（１） ここで，ｋm：平均変形抵抗，ｌd：接触長，ｂ：板幅 そして，接触長ｌdは次の（２）式で示される。 ｌd ＝ （ｒ・Δｈ）1/2 ・・・（２） ここで，ｒ：ロール半径，Δｈ：圧下量 従って，（１）式と（２）式より，次の（３）式が得ら
れる。 Ｐ ＝ ｋm・（ｒ・Δｈ）1/2・ｂ ・・・（３）
（１）式で表される。なお，薄板連鋳における圧着負荷
は，基本的には圧延における圧延荷重と同義のものであ
る。 Ｐ ＝ ｋm・ｌd・ｂ ・・・（１） ここで，ｋm：平均変形抵抗，ｌd：接触長，ｂ：板幅 そして，接触長ｌdは次の（２）式で示される。 ｌd ＝ （ｒ・Δｈ）1/2 ・・・（２） ここで，ｒ：ロール半径，Δｈ：圧下量 従って，（１）式と（２）式より，次の（３）式が得ら
れる。 Ｐ ＝ ｋm・（ｒ・Δｈ）1/2・ｂ ・・・（３）
【００１８】双ロール法では，ｋm・（Δｈ）1/2は未知
であるが，上記調査の結果に示したように，半径ｒが２
００mmのロールを備えた双ロール実験装置を用いて板幅
ｂが３００mmの薄板を鋳造した場合における適性圧着負
荷の下限値が１kNで，上限値が１５kNであることから，
（３）式にそれぞれの値を代入すると， 下限値（１kN）の場合は， ｋm・（Δｈ）1/2 ＝ ２.３６×１０-4（kN／mm3/2） 上限値（１５kN）の場合は， ｋm・（Δｈ）1/2 ＝ ３.５４×１０-3（kN／mm3/2） となる。
であるが，上記調査の結果に示したように，半径ｒが２
００mmのロールを備えた双ロール実験装置を用いて板幅
ｂが３００mmの薄板を鋳造した場合における適性圧着負
荷の下限値が１kNで，上限値が１５kNであることから，
（３）式にそれぞれの値を代入すると， 下限値（１kN）の場合は， ｋm・（Δｈ）1/2 ＝ ２.３６×１０-4（kN／mm3/2） 上限値（１５kN）の場合は， ｋm・（Δｈ）1/2 ＝ ３.５４×１０-3（kN／mm3/2） となる。
【００１９】しかして，本発明においては，ロール半径
ｒの双ロール機で幅板ｂの高炭素含有ステンレス鋼を鋳
造する場合において，鋳造中の圧着負荷Ｐを以下の範囲
に制御することによって，２枚割れとバルジングの発生
防止を図ることとした。 ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×１０-3・ｒ1/2・ｂ ・・・（４）
ｒの双ロール機で幅板ｂの高炭素含有ステンレス鋼を鋳
造する場合において，鋳造中の圧着負荷Ｐを以下の範囲
に制御することによって，２枚割れとバルジングの発生
防止を図ることとした。 ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×１０-3・ｒ1/2・ｂ ・・・（４）
【００２０】
【実施例】以下，本発明の実施例を具体的に示す。表１
に実施例において用いた発明例（ヒートＮｏ.１〜５）
と比較例（ヒートＮｏ.６〜７）の各組成を示し，表２
に各鋳造条件及び測定結果を示す。なお，各鋼種には本
発明の対象とする高炭素含有ステンレス鋼の代表例であ
るＳＵＳ４４０ＡとＳＵＳ４４０Ｃ相当のものを用い
た。
に実施例において用いた発明例（ヒートＮｏ.１〜５）
と比較例（ヒートＮｏ.６〜７）の各組成を示し，表２
に各鋳造条件及び測定結果を示す。なお，各鋼種には本
発明の対象とする高炭素含有ステンレス鋼の代表例であ
るＳＵＳ４４０ＡとＳＵＳ４４０Ｃ相当のものを用い
た。
【００２１】
【表１】
【００２２】
【表２】
【００２３】（本発明例：ヒートＮｏ.１〜３）析出硬
化型の銅合金性の内部水冷された鋳造ロールを備えた双
ロール式連続鋳造機を用い，真空誘導炉で溶製した５０
０kgの高炭素含有ステンレス鋼の溶湯を平均鋳造速度２
５ｍ／minで連続的に鋳造した。ロール半径ｒは２００m
m，有効胴長（板幅ｂ）は３００mmとした。かかる条件
のもとにおいて，鋳造中の圧着負荷Ｐが，上記（４）式
を満足すべく， １kN ≦ Ｐ ≦ １５kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，ヒ
ートＮｏ.１，２，３として，厚み２.４mm，２.２mm，
２.５mmの薄板（何れも板幅ｂは３００mm）をそれぞれ
製造した。
化型の銅合金性の内部水冷された鋳造ロールを備えた双
ロール式連続鋳造機を用い，真空誘導炉で溶製した５０
０kgの高炭素含有ステンレス鋼の溶湯を平均鋳造速度２
５ｍ／minで連続的に鋳造した。ロール半径ｒは２００m
m，有効胴長（板幅ｂ）は３００mmとした。かかる条件
のもとにおいて，鋳造中の圧着負荷Ｐが，上記（４）式
を満足すべく， １kN ≦ Ｐ ≦ １５kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，ヒ
ートＮｏ.１，２，３として，厚み２.４mm，２.２mm，
２.５mmの薄板（何れも板幅ｂは３００mm）をそれぞれ
製造した。
【００２４】以上の条件で製造したヒートＮｏ.１〜３
（本発明例）の薄板について板表面の筋状模様の有無と
２枚割れの発生を調査した。２枚割れの発生は超音波探
傷機を用いた調査と，薄板を無作為に長手方向に切断し
て断面を観察する調査による。その結果，表２に示され
るように，何れの場合も鋳造初期の非定常域を除いて，
筋状模様と２枚割れが共に全く認められなかった。ま
た，何れもバルジングは発生していなかった。
（本発明例）の薄板について板表面の筋状模様の有無と
２枚割れの発生を調査した。２枚割れの発生は超音波探
傷機を用いた調査と，薄板を無作為に長手方向に切断し
て断面を観察する調査による。その結果，表２に示され
るように，何れの場合も鋳造初期の非定常域を除いて，
筋状模様と２枚割れが共に全く認められなかった。ま
た，何れもバルジングは発生していなかった。
【００２５】（本発明例：ヒートＮｏ.４）ヒートＮｏ.
１〜３と同様に，析出硬化型の銅合金性の内部水冷され
た鋳造ロールを備えた双ロール式連続鋳造機を用い，真
空誘導炉で溶製した５００kgの高炭素含有ステンレス鋼
の溶湯を平均鋳造速度４８ｍ／minで連続的に鋳造し
た。なお，ロール半径は４００mm，有効胴長（板幅ｂ）
は３００mmとした。かかる条件のもとにおいて，鋳造中
の圧着負荷Ｐが，上記（４）式を満足すべく， １.４kN ≦ Ｐ ≦ ２１kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，厚
み２.６mm，板幅３００mmの薄板を製造した。
１〜３と同様に，析出硬化型の銅合金性の内部水冷され
た鋳造ロールを備えた双ロール式連続鋳造機を用い，真
空誘導炉で溶製した５００kgの高炭素含有ステンレス鋼
の溶湯を平均鋳造速度４８ｍ／minで連続的に鋳造し
た。なお，ロール半径は４００mm，有効胴長（板幅ｂ）
は３００mmとした。かかる条件のもとにおいて，鋳造中
の圧着負荷Ｐが，上記（４）式を満足すべく， １.４kN ≦ Ｐ ≦ ２１kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，厚
み２.６mm，板幅３００mmの薄板を製造した。
【００２６】以上の条件で製造したヒートＮｏ.４（本
発明例）の薄板について，先と同様に板表面の筋状模様
の有無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に
示されるように，鋳造初期の非定常域を除いて，筋状模
様と２枚割れが共に全く認められなかった。また，バル
ジングも発生していなかった。
発明例）の薄板について，先と同様に板表面の筋状模様
の有無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に
示されるように，鋳造初期の非定常域を除いて，筋状模
様と２枚割れが共に全く認められなかった。また，バル
ジングも発生していなかった。
【００２７】（本発明例：ヒートＮｏ.５）ヒートＮｏ.
１〜４と同様に，析出硬化型の銅合金性の内部水冷され
た鋳造ロールを備えた双ロール式連続鋳造機を用い，真
空誘導炉で溶製した５００kgの高炭素含有ステンレス鋼
の溶湯を平均鋳造速度４８ｍ／minで連続的に鋳造し
た。なお，ロール半径は４００mm，有効胴長（板幅ｂ）
は６００mmとした。かかる条件のもとにおいて，鋳造中
の圧着負荷Ｐが，上記（４）式を満足すべく， ２.８kN ≦ Ｐ ≦ ４２kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，厚
み２.３mm，板幅６００mmの薄板を製造した。
１〜４と同様に，析出硬化型の銅合金性の内部水冷され
た鋳造ロールを備えた双ロール式連続鋳造機を用い，真
空誘導炉で溶製した５００kgの高炭素含有ステンレス鋼
の溶湯を平均鋳造速度４８ｍ／minで連続的に鋳造し
た。なお，ロール半径は４００mm，有効胴長（板幅ｂ）
は６００mmとした。かかる条件のもとにおいて，鋳造中
の圧着負荷Ｐが，上記（４）式を満足すべく， ２.８kN ≦ Ｐ ≦ ４２kN となるように鋳造中の圧着負荷を設定した。そして，厚
み２.３mm，板幅６００mmの薄板を製造した。
【００２８】以上の条件で製造したヒートＮｏ.５（本
発明例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の
有無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示
されるように，鋳造初期の非定常域を除いて，筋状模様
と２枚割れが共に全く認められなかった。また，バルジ
ングも発生していなかった。
発明例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の
有無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示
されるように，鋳造初期の非定常域を除いて，筋状模様
と２枚割れが共に全く認められなかった。また，バルジ
ングも発生していなかった。
【００２９】（比較例：ヒートＮｏ.６）本発明例のヒ
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の上限値である１５kNを超える１
８kNに設定して鋳造を行い，厚み２.４mm，板幅３００m
mの薄板を製造した。
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の上限値である１５kNを超える１
８kNに設定して鋳造を行い，厚み２.４mm，板幅３００m
mの薄板を製造した。
【００３０】以上の条件で製造したヒートＮｏ.６（比
較例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の有
無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示さ
れるように，明らかな筋状模様が認められるとともに，
強冷却部に相当する箇所に２枚割れが多数認められた。
しかし，バルジングは発生していなかった。
較例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の有
無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示さ
れるように，明らかな筋状模様が認められるとともに，
強冷却部に相当する箇所に２枚割れが多数認められた。
しかし，バルジングは発生していなかった。
【００３１】（比較例：ヒートＮｏ.７）本発明例のヒ
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の下限値である１kNを下回る０.
６kNに設定して鋳造を行った。
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の下限値である１kNを下回る０.
６kNに設定して鋳造を行った。
【００３２】以上の条件で製造したヒートＮｏ.７（比
較例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の有
無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示さ
れるように，筋状模様や２枚割れは認められないが，バ
ルジングがほぼ連続的に認められた。
較例）の薄板について，先と同様に板表面の筋模様の有
無と２枚割れの発生を調査した。その結果，表２に示さ
れるように，筋状模様や２枚割れは認められないが，バ
ルジングがほぼ連続的に認められた。
【００３３】（比較例：ヒートＮｏ.８）本発明例のヒ
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の下限値である１kNを，ヒートＮ
ｏ.７の場合よりも更に下回る０.２kNに設定して鋳造を
行った。
ートＮｏ.１〜３で使用したロールと同じロール（板幅
ｂ：３００mm，ロール半径ｒ：２００mm）を用い，鋳造
中の圧着負荷を本発明の下限値である１kNを，ヒートＮ
ｏ.７の場合よりも更に下回る０.２kNに設定して鋳造を
行った。
【００３４】その結果，鋳造中の薄板に大きなバルジン
グが生じ，鋳造途中で板破断が発生し，製品を得ること
ができなかった。
グが生じ，鋳造途中で板破断が発生し，製品を得ること
ができなかった。
【００３５】
【発明の効果】本発明によれば，ＪＩＳ規格のＳＵＳ４
４０系として規定される高炭素含有ステンレス鋼を連続
鋳造して溶湯から薄板を直接的に製造でき，２枚割れや
バルジング欠陥のない薄板を得ることができる。従っ
て，本合金の製造において，格段の省工程化，省エネル
ギー化及び省力化が達成される。
４０系として規定される高炭素含有ステンレス鋼を連続
鋳造して溶湯から薄板を直接的に製造でき，２枚割れや
バルジング欠陥のない薄板を得ることができる。従っ
て，本合金の製造において，格段の省工程化，省エネル
ギー化及び省力化が達成される。
【図１】圧着負荷の変動が生じて筋状の冷却模様が生じ
た薄板の表面状態を示す図面
た薄板の表面状態を示す図面
【図２】鋳造時の圧着負荷と２枚割れ及びバルジングの
発生頻度の関係を示すグラフ図
発生頻度の関係を示すグラフ図
１ 強冷却部に対応する薄板幅方向の筋状の模様 ２ 緩冷却部に対応する薄板幅方向の筋状の模様
Claims (1)
- 【請求項１】Ｃ ：０.６０〜１.２０mass％，Ｃr：１
６.０〜１８.０mass％，Ｓi：０〜１.０mass％，Ｍn：
０〜１.０mass％，Ｍo：０〜０.７５mass％を含有し，
残部がＦe及び不可避的不純物からなる組成の高炭素含
有ステンレス鋼の溶湯を溶製し，該溶湯を互いに反対方
向に回転する一対の内部水冷された銅製もしくは銅合金
製のロールの上部より供給し，ロール対により圧着負荷
を加えることによりロール対の両円周面上で形成された
溶鋼の凝固シェル同志を圧着させて薄板を連続鋳造する
双ロール法において，ロール対により加えられる圧着負
荷Ｐを， ２.３６×１０-4・ｒ1/2・ｂ ≦ Ｐ ≦ ３.５４×
１０-3・ｒ1/2・ｂ Ｐ：圧着負荷（kN） ｒ：初期ロール半径（mm） ｂ：板幅（mm） の範囲としたことを特徴とする高炭素含有ステンレス鋼
薄板の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP04474394A JP3320547B2 (ja) | 1994-02-21 | 1994-02-21 | 高炭素含有ステンレス鋼薄板の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP04474394A JP3320547B2 (ja) | 1994-02-21 | 1994-02-21 | 高炭素含有ステンレス鋼薄板の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07227650A true JPH07227650A (ja) | 1995-08-29 |
| JP3320547B2 JP3320547B2 (ja) | 2002-09-03 |
Family
ID=12699932
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP04474394A Expired - Fee Related JP3320547B2 (ja) | 1994-02-21 | 1994-02-21 | 高炭素含有ステンレス鋼薄板の製造方法 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3320547B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002011613A (ja) * | 2000-06-23 | 2002-01-15 | Rex Industries Co Ltd | パイプ切断用カッター刃 |
| WO2003080273A1 (fr) * | 2002-03-27 | 2003-10-02 | Nippon Steel Corporation | Procede de fabrication de tole moulee en acier inoxydable austenitique |
| JP2013512347A (ja) * | 2009-12-28 | 2013-04-11 | ポスコ | 双ロール式薄板鋳造工程により製造されたマルテンサイト系ステンレス鋼及びその製造方法 |
| JP2013514891A (ja) * | 2009-12-21 | 2013-05-02 | ポスコ | 高炭素マルテンサイト系ステンレス鋼およびその製造方法 |
| CN114088503A (zh) * | 2021-11-19 | 2022-02-25 | 中天钢铁集团有限公司 | 一种验证二次冷却凝固模型准确性方法 |
Citations (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JPH0494845A (ja) * | 1990-08-13 | 1992-03-26 | Nisshin Steel Co Ltd | 双ロール式連鋳機の圧着負荷制御方法 |
| JPH0494846A (ja) * | 1990-08-13 | 1992-03-26 | Nisshin Steel Co Ltd | 双ロール式連鋳機のロール回転速度制御方法 |
| JPH04323349A (ja) * | 1991-04-23 | 1992-11-12 | Nippon Steel Corp | 加工性に優れた高耐蝕・高炭素ステンレス鋼線材 |
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| JPH0665639A (ja) * | 1992-08-19 | 1994-03-08 | Nippon Steel Corp | 均一微細な炭化物組織を有し衝撃靭性に優れた高炭素含有ステンレス鋼帯の製造方法 |
-
1994
- 1994-02-21 JP JP04474394A patent/JP3320547B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| CN114088503A (zh) * | 2021-11-19 | 2022-02-25 | 中天钢铁集团有限公司 | 一种验证二次冷却凝固模型准确性方法 |
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| Publication number | Publication date |
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| JP3320547B2 (ja) | 2002-09-03 |
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