JPS59104202A - フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法 - Google Patents
フエライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法Info
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- JPS59104202A JPS59104202A JP21361182A JP21361182A JPS59104202A JP S59104202 A JPS59104202 A JP S59104202A JP 21361182 A JP21361182 A JP 21361182A JP 21361182 A JP21361182 A JP 21361182A JP S59104202 A JPS59104202 A JP S59104202A
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- 229910001220 stainless steel Inorganic materials 0.000 title claims abstract description 29
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- 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)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明に、フェライト系ステンレス鋼の熱間圧延鋼帯を
拡散焼鈍するかもしくに拡散焼鈍を省略し酸洗したのち
、タンテム冷間圧ＫＶＣＪ：って１回のパススケジュー
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
。
拡散焼鈍するかもしくに拡散焼鈍を省略し酸洗したのち
、タンテム冷間圧ＫＶＣＪ：って１回のパススケジュー
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、フェライト系ステンレス鋼の冷間圧延に、熱間圧
、ｆ鋼弗孕拡散焼鈍するがもしぐに拡散焼鈍ケ省略し酸
洗したのち、一般にリバース式の冷間圧延機にて数回の
パススケジュールで所定の板厚に仕上げられているが、
この圧延方法げ、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・経断１イトが悪いという欠点ケ有している。こ
れに対して、タノデム式の冷間圧延機でげ１回のパスス
ケジュールで所定の板厚に圧延できるため、前者の圧延
方法に比べて非常に生産性が高く、有利な面を有し、て
いる。しかしながら、タンデム冷間圧延での大きな問題
点の１つに、連続して圧延してゆくので谷熱間圧延鋼帯
葡溶接によって接続しなければならない点であり、この
点が作業の煩雑さと生産性の低下の原因となるＣと、さ
らにぼ、応々にしてこの溶接部は冷間圧延中に破断し、
製品歩留や品質の低下ならびに作業の煩雑さケ来たすこ
とである。このようなことから、タンデム冷間圧延とし
ての長所が必らずしも発揮され得ない。従来から熱間圧
延鋼帯の板厚に６〜４羽前後が多いため、通常のタンデ
ム冷間圧延でにこの程度の板厚に適する溶接方法として
、一般にフラッシュバット溶接が採用されている。
、ｆ鋼弗孕拡散焼鈍するがもしぐに拡散焼鈍ケ省略し酸
洗したのち、一般にリバース式の冷間圧延機にて数回の
パススケジュールで所定の板厚に仕上げられているが、
この圧延方法げ、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・経断１イトが悪いという欠点ケ有している。こ
れに対して、タノデム式の冷間圧延機でげ１回のパスス
ケジュールで所定の板厚に圧延できるため、前者の圧延
方法に比べて非常に生産性が高く、有利な面を有し、て
いる。しかしながら、タンデム冷間圧延での大きな問題
点の１つに、連続して圧延してゆくので谷熱間圧延鋼帯
葡溶接によって接続しなければならない点であり、この
点が作業の煩雑さと生産性の低下の原因となるＣと、さ
らにぼ、応々にしてこの溶接部は冷間圧延中に破断し、
製品歩留や品質の低下ならびに作業の煩雑さケ来たすこ
とである。このようなことから、タンデム冷間圧延とし
ての長所が必らずしも発揮され得ない。従来から熱間圧
延鋼帯の板厚に６〜４羽前後が多いため、通常のタンデ
ム冷間圧延でにこの程度の板厚に適する溶接方法として
、一般にフラッシュバット溶接が採用されている。
フラッシュバット溶接に熱間圧延鋼帯の端部に高電圧全
印加してコイルの全１コにわたってアークを発生させ、
コイル端の表層部葡浴融状態にし、瞬間的にアプセット
してコイルの全中音一度に浴着せしめるという方法であ
る、この、容接方去はアブセントによって溶融金属が外
側に押し出をれて溶着するというものであるので、その
溶着部に他の溶融溶接や抵抗溶接に比べて非常に狭いと
いつ特徴？もっている。溶着部が狭いということげ、そ
の部分がある種の鋭いノツチ効果となって応力集中を起
こすことになるので、材料面から見た場合、特に溶着部
が軟化するような鋼にそれが顕著になって冷間圧延での
破断全決定的なものにする。
印加してコイルの全１コにわたってアークを発生させ、
コイル端の表層部葡浴融状態にし、瞬間的にアプセット
してコイルの全中音一度に浴着せしめるという方法であ
る、この、容接方去はアブセントによって溶融金属が外
側に押し出をれて溶着するというものであるので、その
溶着部に他の溶融溶接や抵抗溶接に比べて非常に狭いと
いつ特徴？もっている。溶着部が狭いということげ、そ
の部分がある種の鋭いノツチ効果となって応力集中を起
こすことになるので、材料面から見た場合、特に溶着部
が軟化するような鋼にそれが顕著になって冷間圧延での
破断全決定的なものにする。
即ち、現状ではフェライト単相鋼ならびに下記の（１）
式で算出きれるマルテンサイトＳ、 Ｍ・Ｐ値がＭ −
１）（２０％のフェライト系ステンレスＡ［溶着部が軟
化して応力集中？受けて破断し、タンデム冷間圧延での
生産が不可能となっている。−万、Ｍ−Ｐ〉２０％のフ
ェライト系ステンレス鋼の場合ケ浴Ｚｋ Ｆ５Ｖ）がマ
ルテンサイトの生成で強化されるので応力集中７受けに
くく、従って、７ラノシユノくソト溶接勿適用してタン
デム冷間圧延が可能である。
式で算出きれるマルテンサイトＳ、 Ｍ・Ｐ値がＭ −
１）（２０％のフェライト系ステンレスＡ［溶着部が軟
化して応力集中？受けて破断し、タンデム冷間圧延での
生産が不可能となっている。−万、Ｍ−Ｐ〉２０％のフ
ェライト系ステンレス鋼の場合ケ浴Ｚｋ Ｆ５Ｖ）がマ
ルテンサイトの生成で強化されるので応力集中７受けに
くく、従って、７ラノシユノくソト溶接勿適用してタン
デム冷間圧延が可能である。
しかし、フラッシュバット溶接では、溶融金属が人気と
接触することにエリ化ずるいわゆる酸化スケールにアプ
セットによって外側に押し出されるが、実際には、しば
しば溶接部に七の酸化スケールが残存し、それがノツチ
効果となって圧延中に破断する場合がある。従って、タ
ンデム冷間圧延が可能な鋼といえどく）日常の生産性ケ
低下せしめている。
接触することにエリ化ずるいわゆる酸化スケールにアプ
セットによって外側に押し出されるが、実際には、しば
しば溶接部に七の酸化スケールが残存し、それがノツチ
効果となって圧延中に破断する場合がある。従って、タ
ンデム冷間圧延が可能な鋼といえどく）日常の生産性ケ
低下せしめている。
ここでいうＭ・Ｐ値に本発明者らが実験に基づいて得た
矢の弐を示す。
矢の弐を示す。
Ｍ−Ｐ （％） ＝ ４００［０〕＋ ４９０［Ｎ：］
＋ ２５ Ｎｉ％＋ ５ Ｍｎ％−１０（Ｏｒ％＋Ｓ
ｉ％−４−Ｍｏ％） −１ｓｏＣＴｉ〕−７０［Ｎｂ］
−１−１６５・・（１）ただし ２１２ （ｃｌ ＝ ｃ％−（−Ｔ工係＋ｉＮｂ係）８ 〔Ｎ〕＝Ｎ％−（−丁１％−１−、、−Ｎ ｂ％）８ ４８ ４８ ［Ｔｉ：］ ＝ Ｔｉ係−（−ｃ係十−１，１係）１２
１４ ９５ ９６ 〔Ｎｂ〕＝Ｎｂ％−（−Ｃ％＋−Ｎ係）１２
１４ なお、前述の説明は同村（たとえば５ＵＳ４釘と５ＵＳ
４３０ ） ｆフラッシュバット溶接した場合であるが
、タンデム冷間圧延カー可能な鋼といえども、異材（た
とえば５ＵＳ４１０と５ＵＳ４３０ ）奮フラソ／ユバ
ソト啓接した場合も、しばしば溶接部から破断し、日常
の生産性を低下せしめている。この異材溶接した場合の
破断原因は同村の場合と同じである。
＋ ２５ Ｎｉ％＋ ５ Ｍｎ％−１０（Ｏｒ％＋Ｓ
ｉ％−４−Ｍｏ％） −１ｓｏＣＴｉ〕−７０［Ｎｂ］
−１−１６５・・（１）ただし ２１２ （ｃｌ ＝ ｃ％−（−Ｔ工係＋ｉＮｂ係）８ 〔Ｎ〕＝Ｎ％−（−丁１％−１−、、−Ｎ ｂ％）８ ４８ ４８ ［Ｔｉ：］ ＝ Ｔｉ係−（−ｃ係十−１，１係）１２
１４ ９５ ９６ 〔Ｎｂ〕＝Ｎｂ％−（−Ｃ％＋−Ｎ係）１２
１４ なお、前述の説明は同村（たとえば５ＵＳ４釘と５ＵＳ
４３０ ） ｆフラッシュバット溶接した場合であるが
、タンデム冷間圧延カー可能な鋼といえども、異材（た
とえば５ＵＳ４１０と５ＵＳ４３０ ）奮フラソ／ユバ
ソト啓接した場合も、しばしば溶接部から破断し、日常
の生産性を低下せしめている。この異材溶接した場合の
破断原因は同村の場合と同じである。
本発明にこのような問題の解決を目的としてなされたも
のである。この目的において本発明け、フェライト系ス
テンレス鋼の熱延鋼帯を冷１ト１］圧延するにあたり、
該熱延鋼帯を拡散焼鈍するかく、シくけ拡散焼鈍全省略
して酸洗したのち、同桐同志またにフェライト系ステン
レス鋼の異材同志のコイル端金重ね合わせたうえ実質上
Ｊす材の厚ｑ寸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全シーム溶接して該コイル
同志を接続し、これをタンデム冷間圧延機に通板して１
回のバススケジュールで所望板厚に寸で冷間圧延するこ
とを特徴とするフェライト系ステンレス鋼の冷間圧延方
法全提供するものである。本発明法によると、従来、不
可能であったフェライト単相鋼ならびに前記の式（１）
で算出されるＭ−Ｐ （２０係のフェライト系ステンレ
ス鋼のタンデム冷間圧延が可能となり、また、従来法で
タンデム冷間圧延した場合のＭ・Ｐ）２０％のフェライ
ト系ステンレス鋼のコイル破断事故を皆無にすることが
できる。
のである。この目的において本発明け、フェライト系ス
テンレス鋼の熱延鋼帯を冷１ト１］圧延するにあたり、
該熱延鋼帯を拡散焼鈍するかく、シくけ拡散焼鈍全省略
して酸洗したのち、同桐同志またにフェライト系ステン
レス鋼の異材同志のコイル端金重ね合わせたうえ実質上
Ｊす材の厚ｑ寸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全シーム溶接して該コイル
同志を接続し、これをタンデム冷間圧延機に通板して１
回のバススケジュールで所望板厚に寸で冷間圧延するこ
とを特徴とするフェライト系ステンレス鋼の冷間圧延方
法全提供するものである。本発明法によると、従来、不
可能であったフェライト単相鋼ならびに前記の式（１）
で算出されるＭ−Ｐ （２０係のフェライト系ステンレ
ス鋼のタンデム冷間圧延が可能となり、また、従来法で
タンデム冷間圧延した場合のＭ・Ｐ）２０％のフェライ
ト系ステンレス鋼のコイル破断事故を皆無にすることが
できる。
ここで、フェライト単相鋼ならびにＭ−Ｐ値が２０％以
下のフェライト系ステンレス鋼とげ、室温から高温に至
る１でフェライト単相組織ケ有する鋼ならびに高温でフ
ェライト相とオーステナイト相の二相組織を有し、かつ
、１１００ｔＺ’の温度でオーステナイト量が２０％以
下となる鋼で、具体的にげＡｌ５Ｉ４０９、Ａ］：Ｓ工
４０９に０．５％以下のＴｌケ含有する鋼、５ＵＳ４０
５．５ＵＳ４１０Ｌ、 ５ＵＳ４１０Ｌに０．５チ以
下のＴ１を含有する鋼、５ＵＳ４１０、ＳＵＳ ４３０
．５ＵＳ４３０に１．０％以下のＮｂ′に含有する鋼、
５ＵＳ４３０に１，０％以下のＴ１お工び０．５％以下
のＭＯ全含有する鋼、５ＵＳ４３０ＬＸ、 ５ＵＥｆ
４３４．５ＵＳ４４４、ＦＣＨ２に０．５％以下のＴｉ
ミラ有する鋼などをいう。また、タンデム冷間圧延とげ
、１回のバススケジュールで熱間圧延鋼帯の本体ならび
に溶接部とも所定の板厚に連続して圧延することケいつ
。本発明法によるコイルの接続法ぽ、より具体的に汀、
熱間圧延鋼帯の端部を板厚と同じ厚みほど重ね合わせ、
スェ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である。この方
法によると、フラッシュベント溶接部に比べて溶接部（
溶着部十熱影響部ンが広いため、フラッシュバット溶接
部のようなノンチ効果が働かない。したがってこの溶接
部が冷間圧延時にコイル破断原因になることを避けるこ
とができるが、これにこの溶接部が広いことと大きな関
連がある。本発明による場合に、）１ライト単相鋼なら
びに前記の（１）式で算出さγＬるＭ−Ｐ値においてＭ
−Ｐ（２０％のフェライト系ステンレス鋼がコイル破断
じないの汀、軟化した溶接部の領域が広いために塑性変
形能も大きくなり、溶接部への応力集中が材料の塑性変
形によって緩和されるためであろう。一方、前記の（１
）式で算出きれるＭ−Ｐ値がＭ−Ｐ＞ ２０ ％のフェ
ライト系ステンレス鋼においてもコイル破断しないのけ
、フラッシュノくソト溶接部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ンチ効果が働くよ
うな直接欠陥部が生じないためであろう。このこと汀異
材（たとえば５ＵＳ４１０と５ＵＳ４３０ ）の溶接部
も同じことである。
下のフェライト系ステンレス鋼とげ、室温から高温に至
る１でフェライト単相組織ケ有する鋼ならびに高温でフ
ェライト相とオーステナイト相の二相組織を有し、かつ
、１１００ｔＺ’の温度でオーステナイト量が２０％以
下となる鋼で、具体的にげＡｌ５Ｉ４０９、Ａ］：Ｓ工
４０９に０．５％以下のＴｌケ含有する鋼、５ＵＳ４０
５．５ＵＳ４１０Ｌ、 ５ＵＳ４１０Ｌに０．５チ以
下のＴ１を含有する鋼、５ＵＳ４１０、ＳＵＳ ４３０
．５ＵＳ４３０に１．０％以下のＮｂ′に含有する鋼、
５ＵＳ４３０に１，０％以下のＴ１お工び０．５％以下
のＭＯ全含有する鋼、５ＵＳ４３０ＬＸ、 ５ＵＥｆ
４３４．５ＵＳ４４４、ＦＣＨ２に０．５％以下のＴｉ
ミラ有する鋼などをいう。また、タンデム冷間圧延とげ
、１回のバススケジュールで熱間圧延鋼帯の本体ならび
に溶接部とも所定の板厚に連続して圧延することケいつ
。本発明法によるコイルの接続法ぽ、より具体的に汀、
熱間圧延鋼帯の端部を板厚と同じ厚みほど重ね合わせ、
スェ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である。この方
法によると、フラッシュベント溶接部に比べて溶接部（
溶着部十熱影響部ンが広いため、フラッシュバット溶接
部のようなノンチ効果が働かない。したがってこの溶接
部が冷間圧延時にコイル破断原因になることを避けるこ
とができるが、これにこの溶接部が広いことと大きな関
連がある。本発明による場合に、）１ライト単相鋼なら
びに前記の（１）式で算出さγＬるＭ−Ｐ値においてＭ
−Ｐ（２０％のフェライト系ステンレス鋼がコイル破断
じないの汀、軟化した溶接部の領域が広いために塑性変
形能も大きくなり、溶接部への応力集中が材料の塑性変
形によって緩和されるためであろう。一方、前記の（１
）式で算出きれるＭ−Ｐ値がＭ−Ｐ＞ ２０ ％のフェ
ライト系ステンレス鋼においてもコイル破断しないのけ
、フラッシュノくソト溶接部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ンチ効果が働くよ
うな直接欠陥部が生じないためであろう。このこと汀異
材（たとえば５ＵＳ４１０と５ＵＳ４３０ ）の溶接部
も同じことである。
以下に実施例について述べる。
表１汀、各鋼種についてそれぞれ１０〜５０コイルの熱
間圧延鋼帯を従来法のフラッシュバット溶接と本発明法
の溶接を行ない、タンデム冷間圧延したときのコイル破
断率葡示したものである。この表１の結果から明らかな
ように、フェライト単相鋼ならびに前記（１）式で算出
きれるＭ−Ｐ＜２０％のフェライト系ステンレス鋼は、
従来法でｏ ｔ”ｉ ？！全コイル破断じていたが、本
発明法でにコイル破断Ｈ皆無である。また、Ｍ−Ｐ）２
０％の７、エライト系ステンレス鋼へ従来法でげ２〜２
４％のコイル破断があったが、本発明法でにそれカニ皆
無となった。
間圧延鋼帯を従来法のフラッシュバット溶接と本発明法
の溶接を行ない、タンデム冷間圧延したときのコイル破
断率葡示したものである。この表１の結果から明らかな
ように、フェライト単相鋼ならびに前記（１）式で算出
きれるＭ−Ｐ＜２０％のフェライト系ステンレス鋼は、
従来法でｏ ｔ”ｉ ？！全コイル破断じていたが、本
発明法でにコイル破断Ｈ皆無である。また、Ｍ−Ｐ）２
０％の７、エライト系ステンレス鋼へ従来法でげ２〜２
４％のコイル破断があったが、本発明法でにそれカニ皆
無となった。
＠１図に一例として、前記の（１）式で算出されるＭ−
Ｐ値がＭ−Ｐ＜２０係の５ＵＳ４３０について、従来法
のフラッシュバット溶接部と本発明法の溶接部について
、溶接１寸と冷間圧延後の金属組織？示したものである
。従来法のフラッシュバット溶接部は写真ｔａ＋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、は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
。−万、本発明法の場合に、写真（Ｃ）のように溶接部
が広く、そのため、写真ｆｄ）のように冷間圧延されて
も破断じない。
Ｐ値がＭ−Ｐ＜２０係の５ＵＳ４３０について、従来法
のフラッシュバット溶接部と本発明法の溶接部について
、溶接１寸と冷間圧延後の金属組織？示したものである
。従来法のフラッシュバット溶接部は写真ｔａ＋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、は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
。−万、本発明法の場合に、写真（Ｃ）のように溶接部
が広く、そのため、写真ｆｄ）のように冷間圧延されて
も破断じない。
、３ｇ１図に従来法および本発明法による溶接部の溶接
１捷と冷間圧延後のそれぞれの金属組織ケ示した写真で
ある。
１捷と冷間圧延後のそれぞれの金属組織ケ示した写真で
ある。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 （１１フェライト系ステンレス鋼の熱延鋼帯？冷間圧延
するにあｔす、該熱延鋼帯？拡散焼鈍するかもしくに拡
散焼鈍を省略して酸洗したのち、同村同志またけフェラ
イト系ステンレス鋼の異材同志戊 のコイル端を重ね合わせたうえ実質上母材の厚み菫でこ
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志？接続し、これ
をタンデム冷間圧延機に通板して１回のバススケジュー
ルで所望板厚にまで冷間圧延すること？特徴とするフェ
ライト系ステンレス鋼の冷間圧延方法。 （２） フェライト系ステンレス鋼に単相フェライト
系ステンレス鋼もしぐげ下式で定義されるＭ−Ｐ値が２
０チ以下のフェライト系ステンレス鋼である特許請求の
範囲第１項記載の冷間圧延方法。 （３）フェライト系ステンレス鋼は下式で定義されルＭ
−Ｐ値が２０チを超えるフェライト系ステンレス鋼であ
る特許請求の範囲第１項記載の冷間圧延方法。 Ｍ−Ｐ （％） ＝４００［Ｃ］＋４９０［ＩＪ］＋２
５ Ｎ１％＋５ Ｍｎ％−１０（Ｃｒ％＋Ｓｉ％＋Ｍｏ
％） −１５０［Ｔｉ］−７０［Ｎｂ］＋１６５ ただし
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 true JPS59104202A (ja) | 1984-06-16 |
| JPH0375241B2 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) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| 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 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0375241B2 (ja) | 1991-11-29 |
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