JPH1085801A - マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法 - Google Patents
マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法Info
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- JPH1085801A JPH1085801A JP26148196A JP26148196A JPH1085801A JP H1085801 A JPH1085801 A JP H1085801A JP 26148196 A JP26148196 A JP 26148196A JP 26148196 A JP26148196 A JP 26148196A JP H1085801 A JPH1085801 A JP H1085801A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 設備投資や工数をかけずに、分塊圧延時のヒ
ビ割れ疵を回避できると共に、マルテンサイト変態に伴
う変態割れのないビレットを得る。 【解決手段】 Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ＋
０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で求められるＣｒ当
量が８．４以下の１３％Ｃｒ系ステンレス鋼を溶製した
のち、連続鋳造して連続鋳造鋳片となし、均熱温度
（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下で均熱し
たのち分塊圧延してビレットにし、徐冷炉で徐冷時にマ
ルテンサイト系ステンレス鋼ビレットの上段および下段
にダミー材を装入して徐冷する。
ビ割れ疵を回避できると共に、マルテンサイト変態に伴
う変態割れのないビレットを得る。 【解決手段】 Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ＋
０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で求められるＣｒ当
量が８．４以下の１３％Ｃｒ系ステンレス鋼を溶製した
のち、連続鋳造して連続鋳造鋳片となし、均熱温度
（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下で均熱し
たのち分塊圧延してビレットにし、徐冷炉で徐冷時にマ
ルテンサイト系ステンレス鋼ビレットの上段および下段
にダミー材を装入して徐冷する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、ＳＵＳ４１０、
ＳＵＳ４２０で代表されるマルテンサイト系ステンレス
鋼鋳片の分塊圧延方法に関する。
ＳＵＳ４２０で代表されるマルテンサイト系ステンレス
鋼鋳片の分塊圧延方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】Ｃｒ系ステンレス鋼鋳片は、ビレットに
分塊圧延するに先立ち、均熱炉で加熱均熱されるが、加
熱均熱中に鋳片コーナー部の脱炭が進行し、δフェライ
トの析出が促進されてコーナー部にヒビ割れの発生する
ことが知られている。
分塊圧延するに先立ち、均熱炉で加熱均熱されるが、加
熱均熱中に鋳片コーナー部の脱炭が進行し、δフェライ
トの析出が促進されてコーナー部にヒビ割れの発生する
ことが知られている。
【０００３】また、分塊圧延されたＣｒ系ステンレス鋼
ビレットは、冷却時にマルテンサイト変態し易いため、
通常の徐冷においては、徐冷炉端部やビレット両端部の
ような冷却速度の速い位置で、変態割れと称するマルテ
ンサイト変態に伴う割れの発生することが知られてい
る。
ビレットは、冷却時にマルテンサイト変態し易いため、
通常の徐冷においては、徐冷炉端部やビレット両端部の
ような冷却速度の速い位置で、変態割れと称するマルテ
ンサイト変態に伴う割れの発生することが知られてい
る。
【０００４】上記Ｃｒ系ステンレス鋼鋳片の加熱均熱時
のコーナー部のヒビ割れ発生を防止する方法としては、
オーステナイト単相領域とフェライト−オーステナイト
二相領域との境界温度より２０〜２００℃低い温度に再
加熱して２時間以上１０時間以下均熱保持したのち、通
常の圧延によって丸ビレットとする方法（特公平６−７
８５６７号公報）が知られている。
のコーナー部のヒビ割れ発生を防止する方法としては、
オーステナイト単相領域とフェライト−オーステナイト
二相領域との境界温度より２０〜２００℃低い温度に再
加熱して２時間以上１０時間以下均熱保持したのち、通
常の圧延によって丸ビレットとする方法（特公平６−７
８５６７号公報）が知られている。
【０００５】また、冷却時のマルテンサイト変態に伴う
変態割れ発生を防止する方法としては、バーナー付の徐
冷炉を使用し、一旦オーステナイト領域まで再加熱した
のち徐冷する方法、徐冷炉端部温度が急激に低下するの
を防止するため、松明を徐冷炉に挿入し、松明の燃焼熱
によってビレット端部の降温による変態割れを防止する
方法、徐冷のみでは変態割れを防止できないため、徐冷
後加熱設備を備えた炉へビレットを再装入し、熱処理を
行う方法等が知られている。
変態割れ発生を防止する方法としては、バーナー付の徐
冷炉を使用し、一旦オーステナイト領域まで再加熱した
のち徐冷する方法、徐冷炉端部温度が急激に低下するの
を防止するため、松明を徐冷炉に挿入し、松明の燃焼熱
によってビレット端部の降温による変態割れを防止する
方法、徐冷のみでは変態割れを防止できないため、徐冷
後加熱設備を備えた炉へビレットを再装入し、熱処理を
行う方法等が知られている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】上記特公平６−７８５
６７号公報に開示の均熱方法は、Ｃｒ当量の高い領域で
のヒビ割れ疵の発生を防止できず、ビレット手入、削り
等の処置が必要であり、リードタイムが長くなるという
問題点を有している。
６７号公報に開示の均熱方法は、Ｃｒ当量の高い領域で
のヒビ割れ疵の発生を防止できず、ビレット手入、削り
等の処置が必要であり、リードタイムが長くなるという
問題点を有している。
【０００７】また、バーナー付の徐冷炉を使用する方法
は、徐冷炉にバーナーを設置するのに多額の設備投資を
必要とする。さらに、松明を徐冷炉に挿入する方法は、
松明購入のランニングコストが必要であるのみならず、
松明挿入の熱間作業や松明が燃えた後の灰の始末に大変
な工数が必要である。さらにまた、徐冷したのち再度熱
処理を行う方法は、熱処理のための燃料が余分にかかる
と共に、徐冷のみのプロセスに比較してリードタイムが
長くなるという欠点を有している。
は、徐冷炉にバーナーを設置するのに多額の設備投資を
必要とする。さらに、松明を徐冷炉に挿入する方法は、
松明購入のランニングコストが必要であるのみならず、
松明挿入の熱間作業や松明が燃えた後の灰の始末に大変
な工数が必要である。さらにまた、徐冷したのち再度熱
処理を行う方法は、熱処理のための燃料が余分にかかる
と共に、徐冷のみのプロセスに比較してリードタイムが
長くなるという欠点を有している。
【０００８】この発明の目的は、上記従来技術の欠点を
解消し、設備投資や工数をかけずに、分塊圧延時のヒビ
割れ疵を回避できると共に、マルテンサイト変態に伴う
変態割れのないビレットを得ることができるマルテンサ
イト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法を提供すること
にある。
解消し、設備投資や工数をかけずに、分塊圧延時のヒビ
割れ疵を回避できると共に、マルテンサイト変態に伴う
変態割れのないビレットを得ることができるマルテンサ
イト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法を提供すること
にある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記目的
を達成すべく分塊圧延時の均熱加熱条件、すなわち、加
熱温度とδ−フェライトの関係、δ−フェライトとヒビ
割れの関係、均熱温度・時間とＣｒ＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ
＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で得られるＣｒ当
量の関係を実機を用いて調査検討した結果、加熱温度が
高くなるとδ−フェライトの生成が多くなり、ヒビ割れ
発生率が高くなること、Ｃｒ当量を８．４以下、均熱温
度と時間の積を７５００以下とすることによって、均熱
時のヒビ割れ発生が抑制できること、また、徐冷時上段
および下段にダミー材を装入して徐冷することによっ
て、マルテンサイト変態が抑制されて変態割れを回避で
きることを見い出し、この発明に到達した。
を達成すべく分塊圧延時の均熱加熱条件、すなわち、加
熱温度とδ−フェライトの関係、δ−フェライトとヒビ
割れの関係、均熱温度・時間とＣｒ＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ
＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で得られるＣｒ当
量の関係を実機を用いて調査検討した結果、加熱温度が
高くなるとδ−フェライトの生成が多くなり、ヒビ割れ
発生率が高くなること、Ｃｒ当量を８．４以下、均熱温
度と時間の積を７５００以下とすることによって、均熱
時のヒビ割れ発生が抑制できること、また、徐冷時上段
および下段にダミー材を装入して徐冷することによっ
て、マルテンサイト変態が抑制されて変態割れを回避で
きることを見い出し、この発明に到達した。
【００１０】この発明は、Ｃ：０．１〜０．３％、Ｃ
ｒ：１１〜１３％を含有するマルテンサイト系ステンレ
ス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延において、Ｃｒ当量＝Ｃｒ
＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０
Ｎ｝で求められるマルテンサイト系ステンレス鋼のＣｒ
当量を８．４以下となるように調整し、均熱温度（℃）
と時間（ｈｒ）の積が７５００以内となるよう均熱し、
ビレットに圧延後、徐冷炉で徐冷時にマルテンサイト系
ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を装
入して徐冷することとしている。このように、マルテン
サイト系ステンレス鋼のＣｒ当量を８．４以下となるよ
うに調整し、均熱温度（℃）と時間（ｈｒ）の積が７５
００以下となるよう均熱することによって、ヒビ割れ発
生を防止することができる。また、マルテンサイト系ス
テンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を装入
して徐冷することによって、徐冷炉でのマルテンサイト
変態が抑制されて変態割れを回避できるのである。
ｒ：１１〜１３％を含有するマルテンサイト系ステンレ
ス鋼連続鋳造鋳片の分塊圧延において、Ｃｒ当量＝Ｃｒ
＋４Ｓｉ−｛２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０
Ｎ｝で求められるマルテンサイト系ステンレス鋼のＣｒ
当量を８．４以下となるように調整し、均熱温度（℃）
と時間（ｈｒ）の積が７５００以内となるよう均熱し、
ビレットに圧延後、徐冷炉で徐冷時にマルテンサイト系
ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を装
入して徐冷することとしている。このように、マルテン
サイト系ステンレス鋼のＣｒ当量を８．４以下となるよ
うに調整し、均熱温度（℃）と時間（ｈｒ）の積が７５
００以下となるよう均熱することによって、ヒビ割れ発
生を防止することができる。また、マルテンサイト系ス
テンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を装入
して徐冷することによって、徐冷炉でのマルテンサイト
変態が抑制されて変態割れを回避できるのである。
【００１１】
【発明の実施の形態】通常のＡＯＤ炉−連続鋳造工程に
よって製造されたＣｒ当量７．７３のマルテンサイト系
ステンレス鋼鋳片を、均熱温度を１２２０〜１２７０℃
に変化させて分塊圧延したビレットから試験片を採取
し、均熱温度とδフェライト発生量との関係、Ｃｒ当量
とδフェライト発生量との関係を調査した。その結果、
均熱温度とδフェライト発生量との関係は、図２に示す
とおり、均熱温度が高くなるにつれてδフェライト発生
量が増加することが確認された。また、均熱温度が同じ
場合には、Ｃｒ当量が高い方がδフェライト発生量が多
いことが確認できた。さらに、試験片を採取したビレッ
トの分塊圧延時のヒビ割れ発生率と、図２の加熱条件か
ら推定されるδフェライト発生量との関係は、均熱温度
が高くなるにつれ、δフェライト発生量が増加し、それ
がビレットのヒビ割れの発生につながることが確認でき
た。
よって製造されたＣｒ当量７．７３のマルテンサイト系
ステンレス鋼鋳片を、均熱温度を１２２０〜１２７０℃
に変化させて分塊圧延したビレットから試験片を採取
し、均熱温度とδフェライト発生量との関係、Ｃｒ当量
とδフェライト発生量との関係を調査した。その結果、
均熱温度とδフェライト発生量との関係は、図２に示す
とおり、均熱温度が高くなるにつれてδフェライト発生
量が増加することが確認された。また、均熱温度が同じ
場合には、Ｃｒ当量が高い方がδフェライト発生量が多
いことが確認できた。さらに、試験片を採取したビレッ
トの分塊圧延時のヒビ割れ発生率と、図２の加熱条件か
ら推定されるδフェライト発生量との関係は、均熱温度
が高くなるにつれ、δフェライト発生量が増加し、それ
がビレットのヒビ割れの発生につながることが確認でき
た。
【００１２】さらにまた、マルテンサイト系ステンレス
鋼連続鋳造鋳片を用い、均熱温度条件を変化させて分塊
圧延を行った結果、均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）
の積を７５００以下とし、Ｃｒ当量を８．４以下とする
ことによって、δフェライトの発生によるビレットのヒ
ビ割れの発生を防止できることを確認することができ
た。
鋼連続鋳造鋳片を用い、均熱温度条件を変化させて分塊
圧延を行った結果、均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）
の積を７５００以下とし、Ｃｒ当量を８．４以下とする
ことによって、δフェライトの発生によるビレットのヒ
ビ割れの発生を防止できることを確認することができ
た。
【００１３】この発明におけるマルテンサイト系ステン
レス鋼ビレットの徐冷は、図３に示すとおり、徐冷炉３
１に先ずダミー材３２を複数段装入し、その上にマルテ
ンサイト系ステンレス鋼ビレット３３を装入し、さらに
その上にダミー材３２を複数段装入し、徐冷炉カバー３
４を被せて徐冷すればよい。
レス鋼ビレットの徐冷は、図３に示すとおり、徐冷炉３
１に先ずダミー材３２を複数段装入し、その上にマルテ
ンサイト系ステンレス鋼ビレット３３を装入し、さらに
その上にダミー材３２を複数段装入し、徐冷炉カバー３
４を被せて徐冷すればよい。
【００１４】この発明においてＣｒ当量＝Ｃｒ＋４Ｓｉ
−｛２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で求め
られるマルテンサイト系ステンレス鋼のＣｒ当量を８．
４以下としたのは、Ｃｒ当量が８．４を超えると、均熱
温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下であ
っても、δフェライト発生量が増加し、分塊圧延時にヒ
ビ割れが発生するためである。また、この発明において
均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積を７５００以下
としたのは、均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が
７５００を超えると、Ｃｒ当量が８．４以下であって
も、δフェライト発生量が増加し、分塊圧延時にヒビ割
れが発生するためである。
−｛２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で求め
られるマルテンサイト系ステンレス鋼のＣｒ当量を８．
４以下としたのは、Ｃｒ当量が８．４を超えると、均熱
温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下であ
っても、δフェライト発生量が増加し、分塊圧延時にヒ
ビ割れが発生するためである。また、この発明において
均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積を７５００以下
としたのは、均熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が
７５００を超えると、Ｃｒ当量が８．４以下であって
も、δフェライト発生量が増加し、分塊圧延時にヒビ割
れが発生するためである。
【００１５】また、この発明において徐冷時にマルテン
サイト系ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミ
ー材を装入するのは、マルテンサイト系ステンレス鋼ビ
レットのみを徐冷炉に装入して徐冷すると、上段ビレッ
ト両端ならびに下段ビレットが急冷され、マルテンサイ
ト変態によってビレット表面の硬度が上昇するが、徐冷
炉での冷却の速い部分である上段および下段にダミー材
を装入することによって、急冷がダミー材に集中し、マ
ルテンサイト系ステンレス鋼ビレットの急冷が回避さ
れ、マルテンサイト変態が抑制されて硬度の低いマルテ
ンサイト系ステンレス鋼ビレットを製造することができ
る。したがって、この発明の徐冷方法では、同一タイミ
ングで分塊圧延するダミー材さえあれば、バーナー設置
等の設備投資や松明挿入、松明燃焼灰の処理等熱間での
余分な工数を必要とすることなく、また、軟化熱処理等
の処置も必要ないので、リードタイムを短縮することが
できる。
サイト系ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミ
ー材を装入するのは、マルテンサイト系ステンレス鋼ビ
レットのみを徐冷炉に装入して徐冷すると、上段ビレッ
ト両端ならびに下段ビレットが急冷され、マルテンサイ
ト変態によってビレット表面の硬度が上昇するが、徐冷
炉での冷却の速い部分である上段および下段にダミー材
を装入することによって、急冷がダミー材に集中し、マ
ルテンサイト系ステンレス鋼ビレットの急冷が回避さ
れ、マルテンサイト変態が抑制されて硬度の低いマルテ
ンサイト系ステンレス鋼ビレットを製造することができ
る。したがって、この発明の徐冷方法では、同一タイミ
ングで分塊圧延するダミー材さえあれば、バーナー設置
等の設備投資や松明挿入、松明燃焼灰の処理等熱間での
余分な工数を必要とすることなく、また、軟化熱処理等
の処置も必要ないので、リードタイムを短縮することが
できる。
【００１６】
実施例１ Ｃ：０．１〜０．３％、Ｃｒ：１１〜１３％を含有し、
Ｃｒ当量が７．３〜８．５の鋼種Ａ、Ｃｒ当量が７．７
〜８．８の鋼種Ｂ、Ｃｒ当量が５．７〜６．５の鋼種Ｃ
のマルテンサイト系ステンレス鋼を通常のＡＯＤ炉によ
って溶製したのち、連続鋳造方式によって５４０ｍｍ×
４１０ｍｍの鋳片となし、この鋳片を均熱条件を種々替
えて分塊圧延して外径１４７〜１８７ｍｍの丸ビレット
に仕上げ、Ｃｒ当量と均熱温度×均熱時間とヒビ割れ発
生率との関係を調査した。その結果を図１に示す。な
お、図１中の丸印は鋼種Ａ、三角印は鋼種Ｂ、四角印は
鋼種Ｃを示し、いずれも白抜きはヒビ割れ１０％以下、
半黒はヒビ割れ１０％〜５０％、黒塗りはヒビ割れ５０
％以上を示す。
Ｃｒ当量が７．３〜８．５の鋼種Ａ、Ｃｒ当量が７．７
〜８．８の鋼種Ｂ、Ｃｒ当量が５．７〜６．５の鋼種Ｃ
のマルテンサイト系ステンレス鋼を通常のＡＯＤ炉によ
って溶製したのち、連続鋳造方式によって５４０ｍｍ×
４１０ｍｍの鋳片となし、この鋳片を均熱条件を種々替
えて分塊圧延して外径１４７〜１８７ｍｍの丸ビレット
に仕上げ、Ｃｒ当量と均熱温度×均熱時間とヒビ割れ発
生率との関係を調査した。その結果を図１に示す。な
お、図１中の丸印は鋼種Ａ、三角印は鋼種Ｂ、四角印は
鋼種Ｃを示し、いずれも白抜きはヒビ割れ１０％以下、
半黒はヒビ割れ１０％〜５０％、黒塗りはヒビ割れ５０
％以上を示す。
【００１７】図１に示すとおり、δフェライトの発生に
よるヒビ割れ発生を防止するには、Ｃｒ当量を８．４以
下とし、かつ均熱温度×時間を７５００以下とすること
が必要である。
よるヒビ割れ発生を防止するには、Ｃｒ当量を８．４以
下とし、かつ均熱温度×時間を７５００以下とすること
が必要である。
【００１８】実施例２ 表１に示す化学組成の鋼Ｎｏ．１〜９のマルテンサイト
系ステンレス鋼を、通常のＡＯＤ炉−連続鋳造方式によ
って５４０ｍｍ×４１０ｍｍの鋳片となし、この鋳片を
表２に示す条件で分塊圧延したのち、徐冷炉の下段およ
び上段にダミー材を、中段にマルテンサイト系ステンレ
ス鋼ビレットを装入して徐冷した。得られた各マルテン
サイト系ステンレス鋼ビレットのヒビ割れ発生率、変態
割れ率と硬度を調査した。その結果を表２に示す。な
お、硬度は、ＪＩＳ Ｚ２２４６に規定のショア硬さ試
験方法に準じてショア硬度を測定した。
系ステンレス鋼を、通常のＡＯＤ炉−連続鋳造方式によ
って５４０ｍｍ×４１０ｍｍの鋳片となし、この鋳片を
表２に示す条件で分塊圧延したのち、徐冷炉の下段およ
び上段にダミー材を、中段にマルテンサイト系ステンレ
ス鋼ビレットを装入して徐冷した。得られた各マルテン
サイト系ステンレス鋼ビレットのヒビ割れ発生率、変態
割れ率と硬度を調査した。その結果を表２に示す。な
お、硬度は、ＪＩＳ Ｚ２２４６に規定のショア硬さ試
験方法に準じてショア硬度を測定した。
【００１９】
【表１】
【００２０】
【表２】
【００２１】表２に示すとおり、この発明方法の条件を
満足させれば、分塊圧延時のヒビ割れや徐冷時の変態割
れがほとんどなく、下工程において加工可能な表面硬度
の低いオーステナイト系ステンレス鋼ビレットを供給す
ることができる。
満足させれば、分塊圧延時のヒビ割れや徐冷時の変態割
れがほとんどなく、下工程において加工可能な表面硬度
の低いオーステナイト系ステンレス鋼ビレットを供給す
ることができる。
【００２２】実施例３ 通常のＡＯＤ炉−連続鋳造方式によって得たＣｒ当量
７．３〜７．５のマルテンサイト系ステンレス鋼鋳片
を、分塊圧延して得た外径１８７ｍｍ、長さ８ｍのマル
テンサイト系ステンレス鋼ビレットを徐冷するに際し、
マルテンサイト系ステンレス鋼ビレットのみを徐冷炉に
装入して徐冷した従来徐冷の場合と、徐冷炉の下段およ
び上段にダミー材を装入して中段にマルテンサイト系ス
テンレス鋼ビレットを装入して徐冷したサンドイッチ徐
冷の場合のそれぞれについて、徐冷時間とマルテンサイ
ト系ステンレス鋼ビレットの下部端部ならびに上端中央
部のビレットの中央部と端部温度との関係を調査した。
その結果を従来徐冷の場合を図４、サンドイッチ徐冷の
場合を図５に示す。また、マルテンサイト系ステンレス
鋼ビレットの上段、中段ならびに下段のビレット長手方
向のショア硬度分布を測定した。その結果を従来徐冷の
場合を図６、サンドイッチ徐冷の場合を図７に示す。
７．３〜７．５のマルテンサイト系ステンレス鋼鋳片
を、分塊圧延して得た外径１８７ｍｍ、長さ８ｍのマル
テンサイト系ステンレス鋼ビレットを徐冷するに際し、
マルテンサイト系ステンレス鋼ビレットのみを徐冷炉に
装入して徐冷した従来徐冷の場合と、徐冷炉の下段およ
び上段にダミー材を装入して中段にマルテンサイト系ス
テンレス鋼ビレットを装入して徐冷したサンドイッチ徐
冷の場合のそれぞれについて、徐冷時間とマルテンサイ
ト系ステンレス鋼ビレットの下部端部ならびに上端中央
部のビレットの中央部と端部温度との関係を調査した。
その結果を従来徐冷の場合を図４、サンドイッチ徐冷の
場合を図５に示す。また、マルテンサイト系ステンレス
鋼ビレットの上段、中段ならびに下段のビレット長手方
向のショア硬度分布を測定した。その結果を従来徐冷の
場合を図６、サンドイッチ徐冷の場合を図７に示す。
【００２３】図４に示すとおり、従来徐冷の場合は、上
端のビレットの端部が急冷されて中央部との温度差が大
きいが、下部端部のビレットは端部と中央部の温度差が
小さいが、急冷されて上端のビレットの中央部に比較し
てかなり低温となっている。これに対し、図５に示すと
おり、サンドイッチ徐冷の場合は、上段および下段にダ
ミー材を装入したため、マルテンサイト系ステンレス鋼
ビレットの下部端部ならびに上端中央部のビレット温度
はほとんど変わらず、しかも急冷による温度低下も見ら
れなかった。
端のビレットの端部が急冷されて中央部との温度差が大
きいが、下部端部のビレットは端部と中央部の温度差が
小さいが、急冷されて上端のビレットの中央部に比較し
てかなり低温となっている。これに対し、図５に示すと
おり、サンドイッチ徐冷の場合は、上段および下段にダ
ミー材を装入したため、マルテンサイト系ステンレス鋼
ビレットの下部端部ならびに上端中央部のビレット温度
はほとんど変わらず、しかも急冷による温度低下も見ら
れなかった。
【００２４】また、図６に示すとおり、従来徐冷の場合
は、上端のビレットの端部に急冷によるマルテンサイト
変態に伴う顕著な硬度上昇が認められ、下部端部のビレ
ット全長に急冷によるマルテンサイト変態に伴う顕著な
硬度上昇が認められる。これに対し、図７に示すとお
り、サンドイッチ徐冷の場合は、マルテンサイト系ステ
ンレス鋼ビレットの端部に僅かな硬度上昇が認められる
程度で、下工程において加工可能な表面硬度をほぼ全長
に亘って保持していた。
は、上端のビレットの端部に急冷によるマルテンサイト
変態に伴う顕著な硬度上昇が認められ、下部端部のビレ
ット全長に急冷によるマルテンサイト変態に伴う顕著な
硬度上昇が認められる。これに対し、図７に示すとお
り、サンドイッチ徐冷の場合は、マルテンサイト系ステ
ンレス鋼ビレットの端部に僅かな硬度上昇が認められる
程度で、下工程において加工可能な表面硬度をほぼ全長
に亘って保持していた。
【００２５】
【発明の効果】この発明の分塊圧延方法は、Ｃｒ当量が
８．４以下の１３％Ｃｒ系ステンレス鋼鋳片を、均熱温
度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下で均熱
したのち分塊圧延してビレットとなし、マルテンサイト
系ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を
装入して徐冷することによって、バーナー設置等の設備
投資や松明挿入、松明燃焼灰の処理等熱間での余分な工
数を必要とすることなく、また、軟化熱処理等の処置も
必要とすることなく、分塊圧延時のヒビ割れを回避で
き、マルテンサイト変態による変態割れのないビレット
を得ることができる。
８．４以下の１３％Ｃｒ系ステンレス鋼鋳片を、均熱温
度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下で均熱
したのち分塊圧延してビレットとなし、マルテンサイト
系ステンレス鋼ビレットの上段および下段にダミー材を
装入して徐冷することによって、バーナー設置等の設備
投資や松明挿入、松明燃焼灰の処理等熱間での余分な工
数を必要とすることなく、また、軟化熱処理等の処置も
必要とすることなく、分塊圧延時のヒビ割れを回避で
き、マルテンサイト変態による変態割れのないビレット
を得ることができる。
【図１】実施例１におけるＣｒ当量と均熱温度×時間と
ヒビ割れなしの良好域の関係を示すグラフである。
ヒビ割れなしの良好域の関係を示すグラフである。
【図２】均熱温度とδ−フェライト発生量との関係を示
すグラフである。
すグラフである。
【図３】この発明の徐冷方法を説明するための斜視図で
ある。
ある。
【図４】実施例３の従来徐冷の場合の徐冷時間と温度と
の関係を示すグラフである。
の関係を示すグラフである。
【図５】実施例３のサンドイッチ徐冷の場合の徐冷時間
と温度との関係を示すグラフである。
と温度との関係を示すグラフである。
【図６】実施例３の従来徐冷の場合のマルテンサイト系
ステンレス鋼ビレットの上段、中段、下段の長手方向の
ショア硬度分布を示すグラフである。
ステンレス鋼ビレットの上段、中段、下段の長手方向の
ショア硬度分布を示すグラフである。
【図７】実施例３のサンドイッチ徐冷の場合のビレット
長手方向のショア硬度分布を示すグラフである。
長手方向のショア硬度分布を示すグラフである。
３１ 徐冷炉 ３２ ダミー材 ３３ マルテンサイト系ステンレス鋼ビレット ３４ 徐冷炉カバー
Claims (1)
- 【請求項１】 Ｃ：０．１〜０．３％、Ｃｒ：１１〜１
３％を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼連続鋳造
鋳片の分塊圧延において、Ｃｒ当量＝Ｃｒ＋４Ｓｉ−
｛２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ｝で求めら
れるＣｒ当量が８．４以下の１３％Ｃｒ系ステンレス鋼
を溶製したのち、連続鋳造して連続鋳造鋳片となし、均
熱温度（℃）と均熱時間（ｈｒ）の積が７５００以下で
均熱したのち分塊圧延してビレットにし、徐冷炉で徐冷
時にマルテンサイト系ステンレス鋼ビレットの上段およ
び下段にダミー材を装入して徐冷することを特徴とする
マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26148196A JP3175919B2 (ja) | 1996-09-09 | 1996-09-09 | マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26148196A JP3175919B2 (ja) | 1996-09-09 | 1996-09-09 | マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1085801A true JPH1085801A (ja) | 1998-04-07 |
| JP3175919B2 JP3175919B2 (ja) | 2001-06-11 |
Family
ID=17362512
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26148196A Expired - Fee Related JP3175919B2 (ja) | 1996-09-09 | 1996-09-09 | マルテンサイト系ステンレス鋼鋳片の分塊圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3175919B2 (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007107073A (ja) * | 2005-10-17 | 2007-04-26 | Sanyo Special Steel Co Ltd | Ｆｅ−Ｃｒ系マルテンサイトステンレス棒鋼の製造方法 |
| WO2018117683A1 (ko) * | 2016-12-23 | 2018-06-28 | 주식회사 포스코 | 가공성 및 표면특성이 우수한 오스테나이트계 스테인리스강 및 이의 제조방법 |
| CN112605137A (zh) * | 2020-11-05 | 2021-04-06 | 邢台钢铁有限责任公司 | 一种中碳马氏体不锈钢的生产方法 |
| US11542569B2 (en) | 2016-12-23 | 2023-01-03 | Posco Co., Ltd. | Austenitic stainless steel having excellent processability and surface characteristics, and manufacturing method therefor |
-
1996
- 1996-09-09 JP JP26148196A patent/JP3175919B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007107073A (ja) * | 2005-10-17 | 2007-04-26 | Sanyo Special Steel Co Ltd | Ｆｅ−Ｃｒ系マルテンサイトステンレス棒鋼の製造方法 |
| WO2018117683A1 (ko) * | 2016-12-23 | 2018-06-28 | 주식회사 포스코 | 가공성 및 표면특성이 우수한 오스테나이트계 스테인리스강 및 이의 제조방법 |
| US11542569B2 (en) | 2016-12-23 | 2023-01-03 | Posco Co., Ltd. | Austenitic stainless steel having excellent processability and surface characteristics, and manufacturing method therefor |
| CN112605137A (zh) * | 2020-11-05 | 2021-04-06 | 邢台钢铁有限责任公司 | 一种中碳马氏体不锈钢的生产方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3175919B2 (ja) | 2001-06-11 |
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