JPH08215797A - 表面性状および成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片の製造方法 - Google Patents
表面性状および成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片の製造方法Info
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- JPH08215797A JPH08215797A JP2850095A JP2850095A JPH08215797A JP H08215797 A JPH08215797 A JP H08215797A JP 2850095 A JP2850095 A JP 2850095A JP 2850095 A JP2850095 A JP 2850095A JP H08215797 A JPH08215797 A JP H08215797A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 連続鋳造されたオーステナイト系ステンレス
鋼薄肉鋳片の表層から中央部にかけて生成するγ単相組
織（白色組織）の発生および鋳片内部の鋳造欠陥（ポロ
シテイ等）による成形性の低下を防止することで、表面
光沢むらがなく且つ成形性に優れた冷延板を製造するこ
とを目的とする。 【構成】 オーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片を双
ロール式連続鋳造装置により連続的に鋳造する方法およ
び鋳造した鋳片に熱間圧延を付加して薄肉鋳片を製造す
る方法において、冷却ロール（冷却ドラム）間の圧下力
Ｐを溶湯の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）に応じた
適正範囲に調整して鋳造する。また前記鋳造に続いて鋳
片温度が１０００℃以上の温度で圧下率１２％以上の熱
間圧延を行う。
鋼薄肉鋳片の表層から中央部にかけて生成するγ単相組
織（白色組織）の発生および鋳片内部の鋳造欠陥（ポロ
シテイ等）による成形性の低下を防止することで、表面
光沢むらがなく且つ成形性に優れた冷延板を製造するこ
とを目的とする。 【構成】 オーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片を双
ロール式連続鋳造装置により連続的に鋳造する方法およ
び鋳造した鋳片に熱間圧延を付加して薄肉鋳片を製造す
る方法において、冷却ロール（冷却ドラム）間の圧下力
Ｐを溶湯の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）に応じた
適正範囲に調整して鋳造する。また前記鋳造に続いて鋳
片温度が１０００℃以上の温度で圧下率１２％以上の熱
間圧延を行う。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、双ロール式連続鋳造装
置を用いて、表面性状および成形性の優れたオーステナ
イト系ステンレス鋼薄肉鋳片を製造する方法に関する。
置を用いて、表面性状および成形性の優れたオーステナ
イト系ステンレス鋼薄肉鋳片を製造する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】双ロール式連続鋳造装置１は、図１に示
すように、互いに平行で接近し且つ反対方向へ回転する
一対の冷却ロール２，２と、冷却ロール２，２の両端面
に圧接した一対のサイド堰３，３とで湯溜まり部４を形
成し、湯溜まり部４に注入した溶湯Ｍを冷却ロール２，
２の周面で冷却凝固して凝固シェルを生成させ、凝固シ
ェルを冷却ロール２，２間の間隙で圧着して、厚さ１〜
１０ｍｍ程度の薄肉鋳片５を連続的に鋳造し、その後、
必要により鋳造された薄肉鋳片５を１１００℃以下に冷
却することなく、そのまま圧延機６を用いて熱間圧延す
るものである。
すように、互いに平行で接近し且つ反対方向へ回転する
一対の冷却ロール２，２と、冷却ロール２，２の両端面
に圧接した一対のサイド堰３，３とで湯溜まり部４を形
成し、湯溜まり部４に注入した溶湯Ｍを冷却ロール２，
２の周面で冷却凝固して凝固シェルを生成させ、凝固シ
ェルを冷却ロール２，２間の間隙で圧着して、厚さ１〜
１０ｍｍ程度の薄肉鋳片５を連続的に鋳造し、その後、
必要により鋳造された薄肉鋳片５を１１００℃以下に冷
却することなく、そのまま圧延機６を用いて熱間圧延す
るものである。
【０００３】この薄肉鋳片は、厚みが最終製品の板厚に
近いために、表面性状が良好であることおよび鋳片内部
の欠陥がないということが極めて重要である。しかし、
このような連続鋳造において、湯溜まり部に注入された
溶湯がアシキュラーフェライト組織で凝固した場合は、
鋳片の表層から中央部にかけてγ単相組織（白色組織）
が群をなして不均一に生成する場合があり、これは冷延
板の表面光沢むらとして残存する。また、鋳片中央部に
は鋳造時の欠陥（ポロシティ等）が残存し、これが成形
時のくびれ原因となって、成形面に肌荒れを発生させた
り成形性を低下させる場合がある。
近いために、表面性状が良好であることおよび鋳片内部
の欠陥がないということが極めて重要である。しかし、
このような連続鋳造において、湯溜まり部に注入された
溶湯がアシキュラーフェライト組織で凝固した場合は、
鋳片の表層から中央部にかけてγ単相組織（白色組織）
が群をなして不均一に生成する場合があり、これは冷延
板の表面光沢むらとして残存する。また、鋳片中央部に
は鋳造時の欠陥（ポロシティ等）が残存し、これが成形
時のくびれ原因となって、成形面に肌荒れを発生させた
り成形性を低下させる場合がある。
【０００４】γ単相組織の生成については、鋳片をδ単
相領域の温度に保持した後、急冷するとマッシブ変態に
よってγ単相組織が生成することが、例えばＭｅｔｌ
ｌ．Ｔｒａｎｓ．Ａ．Ｖｏｌ．１６Ａ （１９８５），
ｐ．１３６３によって知られている。またγ単相組織
は、冷却ロールと凝固シェルとの間にエアギャップ等の
伝熱不良部が生じたとき、凝固シェルが再加熱され、そ
の後、冷却ロールと再び接して急冷されると生成する可
能性があることが、例えばＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ Ｖｏ
ｌ．５（１９９２）−ｐ．１０２０によって知られてい
る。
相領域の温度に保持した後、急冷するとマッシブ変態に
よってγ単相組織が生成することが、例えばＭｅｔｌ
ｌ．Ｔｒａｎｓ．Ａ．Ｖｏｌ．１６Ａ （１９８５），
ｐ．１３６３によって知られている。またγ単相組織
は、冷却ロールと凝固シェルとの間にエアギャップ等の
伝熱不良部が生じたとき、凝固シェルが再加熱され、そ
の後、冷却ロールと再び接して急冷されると生成する可
能性があることが、例えばＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ Ｖｏ
ｌ．５（１９９２）−ｐ．１０２０によって知られてい
る。
【０００５】鋳片内部の鋳造欠陥（ポロシティ等）の発
生は、鋳片中央部の等軸晶部が最終凝固部となるために
凝固収縮によって発生した巣の成長によって起こると考
えられている。
生は、鋳片中央部の等軸晶部が最終凝固部となるために
凝固収縮によって発生した巣の成長によって起こると考
えられている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】しかし、γ単相組織に
関しては、凝固シェルが再加熱された後どの程度の冷却
速度で急冷された場合に生成するのか、またγ単相組織
の生成を防止するための具体的な方策についても示され
ていない。また、鋳片中央部に存在する鋳造欠陥（ポロ
シティ等）を皆無にする具体的な鋳造方法についても提
示されていない。
関しては、凝固シェルが再加熱された後どの程度の冷却
速度で急冷された場合に生成するのか、またγ単相組織
の生成を防止するための具体的な方策についても示され
ていない。また、鋳片中央部に存在する鋳造欠陥（ポロ
シティ等）を皆無にする具体的な鋳造方法についても提
示されていない。
【０００７】本発明は、双ロール式連続鋳造装置を用い
て製造されたステンレス鋼薄肉鋳片の表層から中央部に
かけて生成するγ単相組織（白色組織）の生成を防止す
ることで表面光沢むらのない冷延板の製造を可能にし、
鋳片を熱間圧延することで鋳片内部のポロシティを圧着
し、成形性を向上させることを目的とする。
て製造されたステンレス鋼薄肉鋳片の表層から中央部に
かけて生成するγ単相組織（白色組織）の生成を防止す
ることで表面光沢むらのない冷延板の製造を可能にし、
鋳片を熱間圧延することで鋳片内部のポロシティを圧着
し、成形性を向上させることを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、前記γ単
相組織の発生を解決するために、溶湯の成分および冷却
ロール間の圧下力に着目して両者の関係を詳細に検討し
たところ、両者の間で以下のような重要な関係があるこ
とを明らかにした。さらに、鋳片に熱間圧延を施すこと
で、成形性が確保されることを見出した。
相組織の発生を解決するために、溶湯の成分および冷却
ロール間の圧下力に着目して両者の関係を詳細に検討し
たところ、両者の間で以下のような重要な関係があるこ
とを明らかにした。さらに、鋳片に熱間圧延を施すこと
で、成形性が確保されることを見出した。
【０００９】すなわち、本発明の骨子とするところは、
互いに平行で接近し且つ反対方向へ回転する一対の冷却
ロールと該冷却ロールの両端面に圧接したサイド堰とで
形成した湯溜まり部にオーステナイト系ステンレス鋼の
溶湯を注入し、前記冷却ロール間の間隙を経てステンレ
ス鋼薄肉鋳片を連続的に鋳造するにあたり、冷却ロール
間の圧下力Ｐを（１）式または（２）式を満足する範囲
に調整することにより、鋳片のγ単相組織の生成を防止
することにあり、さらに前記鋳造に続いて圧延率１２％
以上の熱間圧延を行うことによってポロシティ等の発生
を防止することにある。
互いに平行で接近し且つ反対方向へ回転する一対の冷却
ロールと該冷却ロールの両端面に圧接したサイド堰とで
形成した湯溜まり部にオーステナイト系ステンレス鋼の
溶湯を注入し、前記冷却ロール間の間隙を経てステンレ
ス鋼薄肉鋳片を連続的に鋳造するにあたり、冷却ロール
間の圧下力Ｐを（１）式または（２）式を満足する範囲
に調整することにより、鋳片のγ単相組織の生成を防止
することにあり、さらに前記鋳造に続いて圧延率１２％
以上の熱間圧延を行うことによってポロシティ等の発生
を防止することにある。
【００１０】δ−Ｆｅ：０％以上９％未満の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）・・・（１）式 δ−Ｆｅ：９％以上の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２．９ ・・・（２）式 但し、 Ｐ ：冷却ロールの単位幅当たりの圧下力
（ｔｏｎ／ｍ） δ−Ｆｅ：溶湯の成分より計算される値（％） δ−Ｆｅ＝３×（Ｃｒｗｔ％＋１．５×Ｓｉｗｔ％＋Ｍ
ｏｗｔ％）−２．８×（Ｎｉｗｔ％＋３０×（Ｃｗｔ％
＋Ｎｗｔ％）＋０．５×（Ｍｎｗｔ％＋Ｃｕｗｔ％））
−１９．８
（ｔｏｎ／ｍ） δ−Ｆｅ：溶湯の成分より計算される値（％） δ−Ｆｅ＝３×（Ｃｒｗｔ％＋１．５×Ｓｉｗｔ％＋Ｍ
ｏｗｔ％）−２．８×（Ｎｉｗｔ％＋３０×（Ｃｗｔ％
＋Ｎｗｔ％）＋０．５×（Ｍｎｗｔ％＋Ｃｕｗｔ％））
−１９．８
【００１１】
【作用】本発明は、双ロール式連続鋳造において、湯溜
まり部に注入された溶湯が冷却凝固される過程を再現す
る金属材料の凝固シミュレーション方法によってγ単相
組織の再現試験および双ロール式連続鋳造機を用いた試
験により、以下の知見を得てなされたものである。
まり部に注入された溶湯が冷却凝固される過程を再現す
る金属材料の凝固シミュレーション方法によってγ単相
組織の再現試験および双ロール式連続鋳造機を用いた試
験により、以下の知見を得てなされたものである。
【００１２】金属材料の凝固シミュレーション装置は、
金属試料を溶解容器内で溶解し、溶解した溶湯を溶解容
器の下方に設けられた鋳型容器内に注湯し、鋳型容器内
に設けられた熱電対により溶湯の温度を測定しながら、
溶湯が凝固して所定の温度に到達したときに、凝固した
試料を鋳型容器内から上方へ押し上げて加熱した後、凝
固試料の温度を調整しつつ、圧下または急冷する。
金属試料を溶解容器内で溶解し、溶解した溶湯を溶解容
器の下方に設けられた鋳型容器内に注湯し、鋳型容器内
に設けられた熱電対により溶湯の温度を測定しながら、
溶湯が凝固して所定の温度に到達したときに、凝固した
試料を鋳型容器内から上方へ押し上げて加熱した後、凝
固試料の温度を調整しつつ、圧下または急冷する。
【００１３】前記において、凝固試料を鋳型容器内から
上方へ押し上げて加熱することで、冷却ロールと凝固シ
ェルとの間で生じるエアギャップ等による伝熱不良部の
生成が再現され、また凝固試料を加熱した後、圧下また
は急冷することで、凝固シェルが冷却ロール間で圧下ま
たは急冷される過程が再現される。この凝固シミュレー
ション方法において、凝固試料を再加熱した後急冷する
ときの冷却速度が４００℃／秒以上であるとγ単相組織
が生成することが明らかになった。
上方へ押し上げて加熱することで、冷却ロールと凝固シ
ェルとの間で生じるエアギャップ等による伝熱不良部の
生成が再現され、また凝固試料を加熱した後、圧下また
は急冷することで、凝固シェルが冷却ロール間で圧下ま
たは急冷される過程が再現される。この凝固シミュレー
ション方法において、凝固試料を再加熱した後急冷する
ときの冷却速度が４００℃／秒以上であるとγ単相組織
が生成することが明らかになった。
【００１４】図２は、ステンレス鋼の凝固シミュレーシ
ョンによる凝固試料の温度推移を示しており、凝固試料
を１２５０℃まで冷却した後に再び１４００℃まで再加
熱し、１０秒間保定した後に１００℃／秒で急冷した場
合、および４００℃／秒で冷却した場合の凝固試料の温
度推移を示している。また図３は、凝固シミュレーショ
ンによって得られた凝固試料の凝固金属組織写真で、図
中（Ａ）は凝固試料を再加熱した後に１００℃／秒で冷
却し成分を変化させた場合を示している。この場合、γ
単相組織は生成していない。図中（Ｂ）は凝固試料を再
加熱した後に４００℃／秒で冷却し成分を変化させた場
合であり、この場合は、δ−Ｆｅ（％）が高く、アシキ
ュラーフェライト組織で凝固した場合のみγ単相組織が
不均一に生成している。
ョンによる凝固試料の温度推移を示しており、凝固試料
を１２５０℃まで冷却した後に再び１４００℃まで再加
熱し、１０秒間保定した後に１００℃／秒で急冷した場
合、および４００℃／秒で冷却した場合の凝固試料の温
度推移を示している。また図３は、凝固シミュレーショ
ンによって得られた凝固試料の凝固金属組織写真で、図
中（Ａ）は凝固試料を再加熱した後に１００℃／秒で冷
却し成分を変化させた場合を示している。この場合、γ
単相組織は生成していない。図中（Ｂ）は凝固試料を再
加熱した後に４００℃／秒で冷却し成分を変化させた場
合であり、この場合は、δ−Ｆｅ（％）が高く、アシキ
ュラーフェライト組織で凝固した場合のみγ単相組織が
不均一に生成している。
【００１５】したがって、鋳片にγ単相組織を不均一に
生成させないためには、アシキュラーフェライト組織で
凝固させないこと、または凝固しても冷却ロールと接し
ている凝固シェルを再加熱させないこと、または凝固シ
ェルを再加熱しても冷却ロールの最近接位置での凝固シ
ェルの冷却速度を４００℃／秒未満に調整することが重
要である。
生成させないためには、アシキュラーフェライト組織で
凝固させないこと、または凝固しても冷却ロールと接し
ている凝固シェルを再加熱させないこと、または凝固シ
ェルを再加熱しても冷却ロールの最近接位置での凝固シ
ェルの冷却速度を４００℃／秒未満に調整することが重
要である。
【００１６】しかし、凝固シェルの再加熱は、冷却ロー
ルと凝固シェル間のエアギャップ等による伝熱不良部が
生じたとき、あるいは凝固シェルの熱収縮によって冷却
ロールから離れることによる復熱によっても生じるた
め、これを防止することは困難である。また、オーステ
ナイト系ステンレス鋼の凝固組織はその成分によってほ
ぼ決定されるため、δ−Ｆｅ（％）を小さくすることで
アシキュラーフェライト凝固を防止することが可能であ
る。しかし、規格によって成分範囲が規定されている場
合が殆どであるために、成分調整のみによってγ単相組
織の不均一を防止することは困難である。したがって、
成分に適応した新しい防止方法が必要である。
ルと凝固シェル間のエアギャップ等による伝熱不良部が
生じたとき、あるいは凝固シェルの熱収縮によって冷却
ロールから離れることによる復熱によっても生じるた
め、これを防止することは困難である。また、オーステ
ナイト系ステンレス鋼の凝固組織はその成分によってほ
ぼ決定されるため、δ−Ｆｅ（％）を小さくすることで
アシキュラーフェライト凝固を防止することが可能であ
る。しかし、規格によって成分範囲が規定されている場
合が殆どであるために、成分調整のみによってγ単相組
織の不均一を防止することは困難である。したがって、
成分に適応した新しい防止方法が必要である。
【００１７】エアギャップ等による抜熱抵抗は、冷却ロ
ール間に働く鋳片への圧下力Ｐ（押し付け力）の増大に
反比例して小さくなるため、エアギャップ等による抜熱
抵抗を小さくするためには、冷却ロール間の圧下力を大
きくすればよい。また冷却ロールの最近接位置での凝固
シェルの冷却速度は、この位置での冷却ロールの抜熱量
の増大とともに大きくなり、また冷却ロール自身の持つ
冷却能が如何に鋳片に効率よく伝達されるかによって決
まるため、冷却速度を調整することにも冷却ロール間の
圧下力Ｐの調整は有効である。
ール間に働く鋳片への圧下力Ｐ（押し付け力）の増大に
反比例して小さくなるため、エアギャップ等による抜熱
抵抗を小さくするためには、冷却ロール間の圧下力を大
きくすればよい。また冷却ロールの最近接位置での凝固
シェルの冷却速度は、この位置での冷却ロールの抜熱量
の増大とともに大きくなり、また冷却ロール自身の持つ
冷却能が如何に鋳片に効率よく伝達されるかによって決
まるため、冷却速度を調整することにも冷却ロール間の
圧下力Ｐの調整は有効である。
【００１８】したがって、凝固シェルの再加熱および急
冷によるγ単相組織の不均一生成を防止するためには、
溶湯の成分から求められる適正範囲の冷却ロール間の圧
下力Ｐを調整すればよい。図４は、双ロール式連続鋳造
装置を用いてステンレス鋼薄肉鋳片を製造したときの溶
湯の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）および冷却ロー
ル間の圧下力Ｐと、薄肉鋳片の品質性状の関係を示して
いる。なお冷却ロール間の圧下力Ｐは、一対の冷却ロー
ルの軸に設置されたロードセルによって測定された圧下
力Ｐのうち、高い方の値を用いた。
冷によるγ単相組織の不均一生成を防止するためには、
溶湯の成分から求められる適正範囲の冷却ロール間の圧
下力Ｐを調整すればよい。図４は、双ロール式連続鋳造
装置を用いてステンレス鋼薄肉鋳片を製造したときの溶
湯の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）および冷却ロー
ル間の圧下力Ｐと、薄肉鋳片の品質性状の関係を示して
いる。なお冷却ロール間の圧下力Ｐは、一対の冷却ロー
ルの軸に設置されたロードセルによって測定された圧下
力Ｐのうち、高い方の値を用いた。
【００１９】図４から明らかなように、δ−Ｆｅが０％
以上９％未満の場合は、冷却ロール間の圧下力Ｐが２
５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）ｔｏｎ／ｍより大きく
なると、またδ−Ｆｅが９％以上の場合は、冷却ロール
間の圧下力Ｐが２．９ｔｏｎ／ｍより大きくなるとγ単
相組織が不均一生成し冷延板にマクロ光沢むらとして残
存した。
以上９％未満の場合は、冷却ロール間の圧下力Ｐが２
５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）ｔｏｎ／ｍより大きく
なると、またδ−Ｆｅが９％以上の場合は、冷却ロール
間の圧下力Ｐが２．９ｔｏｎ／ｍより大きくなるとγ単
相組織が不均一生成し冷延板にマクロ光沢むらとして残
存した。
【００２０】一方、圧下力Ｐが０．５ｔｏｎ／ｍ未満に
なると冷却ドラムの抜熱が小さくなり過ぎ、表層から内
部に向かう柱状晶の成長が少なく板厚中央等軸晶部の幅
が大きくなる。さらに、冷却ドラムの圧下力が低下する
ことで等軸晶への影響は低下し、等軸晶部の凝固は自由
凝固となって引け巣の発生が容易となる。これによっ
て、等軸晶部のポロシティが多発し、冷延板の成形性が
著しく低下する現象がある。
なると冷却ドラムの抜熱が小さくなり過ぎ、表層から内
部に向かう柱状晶の成長が少なく板厚中央等軸晶部の幅
が大きくなる。さらに、冷却ドラムの圧下力が低下する
ことで等軸晶への影響は低下し、等軸晶部の凝固は自由
凝固となって引け巣の発生が容易となる。これによっ
て、等軸晶部のポロシティが多発し、冷延板の成形性が
著しく低下する現象がある。
【００２１】したがって、鋳片に不均一なγ単相組織を
発生させないためには、冷却ロール間の圧下力Ｐを溶湯
の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）に応じて（１）式
または（２）式を満足する範囲に調整して鋳造すること
が必要である。 δ−Ｆｅ：０％以上９％未満の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）・・・（１）式 δ−Ｆｅ：９％以上の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２．９ ・・・（２）式 但し、 Ｐ ：冷却ロールの単位幅当たりの圧下力
（ｔｏｎ／ｍ） δ−Ｆｅ：溶湯の成分より計算される値（％） δ−Ｆｅ＝３×（Ｃｒｗｔ％＋１．５×Ｓｉｗｔ％＋Ｍ
ｏｗｔ％）−２．８×（Ｎｉｗｔ％＋３０×（Ｃｗｔ％
＋Ｎｗｔ％）＋０．５×（Ｍｎｗｔ％＋Ｃｕｗｔ％））
−１９．８ 次に、鋳造後の鋳片に熱間圧延を加えることによってポ
ロシティを圧着し、成形性の低下を防止することについ
て説明する。図５は鋳造後の鋳片に圧下率を変化させて
熱間圧延を施した薄肉鋳片から試験室で冷延板を作製
し、液圧バルジ試験を行った際の最大成形高さｈｍａｘ
と熱間圧延率の関係を示している。圧下力Ｐの大きさに
係わらず熱延率が１２％を超える場合には最大成形高さ
ｈｍａｘは４０ｍｍ以上を確保できた。従って、熱間圧
延を鋳片に付加することで鋳片内部のポロシティの成形
性に及ぼす悪影響をなくし更に成形性を向上させること
が可能である。
発生させないためには、冷却ロール間の圧下力Ｐを溶湯
の成分から計算されるδ−Ｆｅ（％）に応じて（１）式
または（２）式を満足する範囲に調整して鋳造すること
が必要である。 δ−Ｆｅ：０％以上９％未満の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）・・・（１）式 δ−Ｆｅ：９％以上の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２．９ ・・・（２）式 但し、 Ｐ ：冷却ロールの単位幅当たりの圧下力
（ｔｏｎ／ｍ） δ−Ｆｅ：溶湯の成分より計算される値（％） δ−Ｆｅ＝３×（Ｃｒｗｔ％＋１．５×Ｓｉｗｔ％＋Ｍ
ｏｗｔ％）−２．８×（Ｎｉｗｔ％＋３０×（Ｃｗｔ％
＋Ｎｗｔ％）＋０．５×（Ｍｎｗｔ％＋Ｃｕｗｔ％））
−１９．８ 次に、鋳造後の鋳片に熱間圧延を加えることによってポ
ロシティを圧着し、成形性の低下を防止することについ
て説明する。図５は鋳造後の鋳片に圧下率を変化させて
熱間圧延を施した薄肉鋳片から試験室で冷延板を作製
し、液圧バルジ試験を行った際の最大成形高さｈｍａｘ
と熱間圧延率の関係を示している。圧下力Ｐの大きさに
係わらず熱延率が１２％を超える場合には最大成形高さ
ｈｍａｘは４０ｍｍ以上を確保できた。従って、熱間圧
延を鋳片に付加することで鋳片内部のポロシティの成形
性に及ぼす悪影響をなくし更に成形性を向上させること
が可能である。
【００２２】
【実施例】図１に示した双ロール式連続鋳造装置に、直
径が１２００ｍｍ、幅が８００ｍｍまたは１３４０ｍｍ
の冷却ロールを装着して、表１に示した成分組成のステ
ンレス鋼を、表２に示した鋳造、熱延条件によって板厚
１．５〜５ｍｍの鋳片を鋳造し、続いて鋳片温度が１０
００℃未満に低下しないうちに５〜３０％の熱間圧延を
行った。得られた熱延板を冷間圧延し焼鈍酸洗した冷延
板について、液圧バルジ成形試験を行い最大成形高さｈ
ｍａｘを調査した。
径が１２００ｍｍ、幅が８００ｍｍまたは１３４０ｍｍ
の冷却ロールを装着して、表１に示した成分組成のステ
ンレス鋼を、表２に示した鋳造、熱延条件によって板厚
１．５〜５ｍｍの鋳片を鋳造し、続いて鋳片温度が１０
００℃未満に低下しないうちに５〜３０％の熱間圧延を
行った。得られた熱延板を冷間圧延し焼鈍酸洗した冷延
板について、液圧バルジ成形試験を行い最大成形高さｈ
ｍａｘを調査した。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【表２】
【００２５】得られた鋳片および熱延板の全幅について
断面組織観察を行った。さらに、得られた熱延板を冷間
圧延し、焼鈍酸洗した冷延板について、液圧バルジ成形
試験を行い、最大成形高さｈｍａｘを調査した。本発明
例のＮｏ．１〜１０では、冷却ロールの圧下力Ｐを請求
項１の範囲に調整することで、鋳片にγ単相組織は全く
観察されず、従って、光沢むらのない冷延板が得られ
た。さらに、本発明例のＮｏ．１〜５では、冷却ロール
の圧下力Ｐおよび熱間圧延率が請求項２の範囲を満たし
ているため、成形性の向上も確認された。比較例のＮ
ｏ．６〜１０では、請求項１の範囲は満たしているもの
の、請求項２の範囲は外れているため、最大成形高さｈ
ｍａｘ４０ｍｍ以上を満たしていない。
断面組織観察を行った。さらに、得られた熱延板を冷間
圧延し、焼鈍酸洗した冷延板について、液圧バルジ成形
試験を行い、最大成形高さｈｍａｘを調査した。本発明
例のＮｏ．１〜１０では、冷却ロールの圧下力Ｐを請求
項１の範囲に調整することで、鋳片にγ単相組織は全く
観察されず、従って、光沢むらのない冷延板が得られ
た。さらに、本発明例のＮｏ．１〜５では、冷却ロール
の圧下力Ｐおよび熱間圧延率が請求項２の範囲を満たし
ているため、成形性の向上も確認された。比較例のＮ
ｏ．６〜１０では、請求項１の範囲は満たしているもの
の、請求項２の範囲は外れているため、最大成形高さｈ
ｍａｘ４０ｍｍ以上を満たしていない。
【００２６】これに対して比較例のＮｏ．１１〜１８で
は、冷却ロールの圧下力Ｐが請求項１の範囲を外れてい
るため、冷延板に光沢むらが発生した。
は、冷却ロールの圧下力Ｐが請求項１の範囲を外れてい
るため、冷延板に光沢むらが発生した。
【００２７】
【発明の効果】以上説明したように本発明に従い、ステ
ンレス鋼の双ロール式連続鋳造において冷却ロール間の
圧下力を溶湯の成分から計算されるδ−Ｆｅｃａｌ．
（％）に応じた適正範囲内に調整することによって、鋳
片でのγ単相組織の不均一生成を防止することが可能と
なる。さらに、この鋳片に熱間圧延を付加することで鋳
片内部の鋳造欠陥（ポロシティ等）による成形性の低下
を改善することができるので、表面性状および成形性の
優れたオーステナイト系ステンレス鋼冷延板を製造する
ことができる。
ンレス鋼の双ロール式連続鋳造において冷却ロール間の
圧下力を溶湯の成分から計算されるδ−Ｆｅｃａｌ．
（％）に応じた適正範囲内に調整することによって、鋳
片でのγ単相組織の不均一生成を防止することが可能と
なる。さらに、この鋳片に熱間圧延を付加することで鋳
片内部の鋳造欠陥（ポロシティ等）による成形性の低下
を改善することができるので、表面性状および成形性の
優れたオーステナイト系ステンレス鋼冷延板を製造する
ことができる。
【図１】双ロール式連続鋳造装置の一実施例を示す斜視
図である。
図である。
【図２】凝固シミュレータによる鋳片の温度推移を示す
図である。
図である。
【図３】凝固シミュレータによる鋳片の凝固金属組織を
示す写真で、（Ａ）は１００℃／秒、（Ｂ）は４００℃
／秒で冷却した例である。
示す写真で、（Ａ）は１００℃／秒、（Ｂ）は４００℃
／秒で冷却した例である。
【図４】冷却ロール間の圧下力と溶湯成分および鋳片の
品質の関係を示す図である。
品質の関係を示す図である。
【図５】鋳片への熱間圧延率と液圧バルジ試験の最大成
形高さの関係を示す図である。
形高さの関係を示す図である。
１ 双ロール式連続鋳造機 ２ 冷却ロール ３ サイド堰 ４ 湯溜まり部 ５ 薄肉鋳片 ６ 熱間圧延機 Ｍ 溶湯
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 福田 義盛 光市大字島田3434番地 新日本製鐵株式会 社光製鐵所内
Claims (2)
- 【請求項１】 互いに平行で接近し且つ反対方向へ回転
する一対の冷却ロールと該冷却ロールの両端面に圧接し
たサイド堰とで形成した湯溜まり部にステンレス鋼の溶
湯を注入し、前記冷却ロール間の間隙を経てステンレス
鋼薄肉鋳片を連続的に鋳造する方法において、前記冷却
ロール間の圧下力Ｐを（１）式または（２）式を満足す
る範囲に調整して鋳造することを特徴とする表面性状お
よび成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉
鋳片の製造方法。 δ−Ｆｅ：０％以上９％未満の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２５．３−２．５×δ−Ｆｅ（％）・・・（１）式 δ−Ｆｅ：９％以上の場合は、 ０．５≦Ｐ≦２．９ ・・・（２）式 但し、 Ｐ ：冷却ロールの単位幅当たりの圧下力
（ｔｏｎ／ｍ） δ−Ｆｅ：溶湯の成分より計算される値（％） δ−Ｆｅ＝３×（Ｃｒｗｔ％＋１．５×Ｓｉｗｔ％＋Ｍ
ｏｗｔ％）−２．８×（Ｎｉｗｔ％＋３０×（Ｃｗｔ％
＋Ｎｗｔ％）＋０．５×（Ｍｎｗｔ％＋Ｃｕｗｔ％））
−１９．８ - 【請求項２】 請求項１記載の鋳造に続いて前記薄肉鋳
片の温度が１０００℃以上の温度域において圧下率１２
％以上の熱間圧延を施すことを特徴とする表面性状およ
び成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳
片の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2850095A JPH08215797A (ja) | 1995-02-16 | 1995-02-16 | 表面性状および成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2850095A JPH08215797A (ja) | 1995-02-16 | 1995-02-16 | 表面性状および成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08215797A true JPH08215797A (ja) | 1996-08-27 |
Family
ID=12250402
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2850095A Withdrawn JPH08215797A (ja) | 1995-02-16 | 1995-02-16 | 表面性状および成形性の優れたオーステナイト系ステンレス鋼薄肉鋳片の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH08215797A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| FR2783443A1 (fr) * | 1998-09-21 | 2000-03-24 | Usinor | Procede de fabrication d'une bande mince en acier inoxydable |
| WO2003080273A1 (fr) * | 2002-03-27 | 2003-10-02 | Nippon Steel Corporation | Procede de fabrication de tole moulee en acier inoxydable austenitique |
| KR100397295B1 (ko) * | 1998-12-29 | 2003-11-20 | 주식회사 포스코 | 304계스테인레스강연주주편의표층슬리버결함저감방법 |
| WO2019239868A1 (ja) * | 2018-06-12 | 2019-12-19 | 日本製鉄株式会社 | 薄肉鋳片の製造方法 |
-
1995
- 1995-02-16 JP JP2850095A patent/JPH08215797A/ja not_active Withdrawn
Cited By (9)
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| WO2019239868A1 (ja) * | 2018-06-12 | 2019-12-19 | 日本製鉄株式会社 | 薄肉鋳片の製造方法 |
| JPWO2019239868A1 (ja) * | 2018-06-12 | 2021-02-18 | 日本製鉄株式会社 | 薄肉鋳片の製造方法 |
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