JPS5935620A - 二相組織オ−ステナイト系ステンレス鋼ホツトコイルの割れ防止方法 - Google Patents
二相組織オ−ステナイト系ステンレス鋼ホツトコイルの割れ防止方法Info
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- JPS5935620A JPS5935620A JP14550182A JP14550182A JPS5935620A JP S5935620 A JPS5935620 A JP S5935620A JP 14550182 A JP14550182 A JP 14550182A JP 14550182 A JP14550182 A JP 14550182A JP S5935620 A JPS5935620 A JP S5935620A
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/005—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment of ferrous alloys
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】
本発明は、鋳造状態で７θ％以上のδフェライト相（α
相）と残部オーステナイト相（γ相）の二相組織を有す
るオーステナイト系ステンレス鋼を造塊法並びに連続鋳
造法より出発して熱間圧延でホットコイルに製造するに
際し、その熱間圧延時に発生する割れを防止する方法に
関するものである。
相）と残部オーステナイト相（γ相）の二相組織を有す
るオーステナイト系ステンレス鋼を造塊法並びに連続鋳
造法より出発して熱間圧延でホットコイルに製造するに
際し、その熱間圧延時に発生する割れを防止する方法に
関するものである。
従来／（７％以上のδフエラーｆト相を有するオーステ
ナイト系ステンレス鋼ホットコイルの製造においては、
造塊・分塊法並びに連続鋳造法によって製造されたスラ
ブ、例え゛ば第１表に示すごとき成分組成を有するステ
ンレス鋼の厚み／３５〜コＱＱｍｎ。
ナイト系ステンレス鋼ホットコイルの製造においては、
造塊・分塊法並びに連続鋳造法によって製造されたスラ
ブ、例え゛ば第１表に示すごとき成分組成を有するステ
ンレス鋼の厚み／３５〜コＱＱｍｎ。
幅／／１０〜／／ＡＯ＃のスラブから、厚み３ 、 ＆
−＆ ｓｐａ ｙ”幅１ｉｉｏ −ｉ／ｓｏ ｔｍの
コイルを製造する場合、上記スラブを連続加熱炉あるい
はバッチ炉で／、２６θ°Ｃの加熱設定温度で３〜３．
３時間の在炉を経て、粗圧延機群での粗圧延でシートバ
ーとし、更に仕上圧延機群で圧延を行なってコイラーに
て巻取ってホットコイルとしている。
−＆ ｓｐａ ｙ”幅１ｉｉｏ −ｉ／ｓｏ ｔｍの
コイルを製造する場合、上記スラブを連続加熱炉あるい
はバッチ炉で／、２６θ°Ｃの加熱設定温度で３〜３．
３時間の在炉を経て、粗圧延機群での粗圧延でシートバ
ーとし、更に仕上圧延機群で圧延を行なってコイラーに
て巻取ってホットコイルとしている。
第 ／ 表
上記従来技術による１０％以上のδ７エライト相を有す
るオーステナイト系ステンレス鋼の製造においては、シ
ートバ一時点あるいは仕上圧廷機群内において多大の割
れが生じ、これは良品歩留の大きな損失を招くばがりか
、η割れの生じたバーが、通常バーの通板性を損わない
ように設置している仕上ｔ１：、 ｂｃ機群のサイドガ
イドに接触してその割れ部が欠け、これが通板バー」―
に飛び込んでコイル表面欠陥を生じさせ、良品採取が不
可能となることもあって、工業的見地から満足なホット
コイルに造ることができなかった。
るオーステナイト系ステンレス鋼の製造においては、シ
ートバ一時点あるいは仕上圧廷機群内において多大の割
れが生じ、これは良品歩留の大きな損失を招くばがりか
、η割れの生じたバーが、通常バーの通板性を損わない
ように設置している仕上ｔ１：、 ｂｃ機群のサイドガ
イドに接触してその割れ部が欠け、これが通板バー」―
に飛び込んでコイル表面欠陥を生じさせ、良品採取が不
可能となることもあって、工業的見地から満足なホット
コイルに造ることができなかった。
この割れの原因としては、次のように考えられる。
これらステンレス鋼の熱間での変形能は１００θ℃以上
では良好であるが、これより低温領域では変形能が悪く
なること、また熱間での抗張力は９００℃よりも低温側
で急激に増大することが知られており、熱間圧延時のバ
スの進行とデスケラ−により耳部が過冷されてその部分
の変形能の低下と抗張力の増大を招く結果となり、この
ため耳割れが発生ずることになる。
では良好であるが、これより低温領域では変形能が悪く
なること、また熱間での抗張力は９００℃よりも低温側
で急激に増大することが知られており、熱間圧延時のバ
スの進行とデスケラ−により耳部が過冷されてその部分
の変形能の低下と抗張力の増大を招く結果となり、この
ため耳割れが発生ずることになる。
ところで、ステンレス鋼のホットコイルの割れ防止の一
方法として、特公昭ｋｌ、−／Ｊり７ｑ公報に、二相組
織を示すオーステナイ、ト系ステンレス鋼のホットコイ
ルの製造法、が開示されている。
方法として、特公昭ｋｌ、−／Ｊり７ｑ公報に、二相組
織を示すオーステナイ、ト系ステンレス鋼のホットコイ
ルの製造法、が開示されている。
この方法は、Ｏｒ：Ｘ）〜コ３％ｔＮ１：９〜７３％を
含有し、通常の造塊の段階でα相を７０−３％有する二
相組織を示すオーステナイト系ステンレス鋼を連続鋳造
してスラブを製造し、これを熱間圧延してホットコイル
を製造するに際して、前記スラブに対し熱間圧延前にｌ
θθ０−／コｇｏ″Ｃで２〜３時間の均熱処理を施すこ
とを特徴とする二相組織を示すオーステナイト系ステン
レス鋼のホットコイルの製造方法、である。
含有し、通常の造塊の段階でα相を７０−３％有する二
相組織を示すオーステナイト系ステンレス鋼を連続鋳造
してスラブを製造し、これを熱間圧延してホットコイル
を製造するに際して、前記スラブに対し熱間圧延前にｌ
θθ０−／コｇｏ″Ｃで２〜３時間の均熱処理を施すこ
とを特徴とする二相組織を示すオーステナイト系ステン
レス鋼のホットコイルの製造方法、である。
しかし、この方法を第１表に示ずＡ 、Ｂｍにそのまま
適用したところ、ぞのホットコイルの割れを防止するこ
とができなかった。
適用したところ、ぞのホットコイルの割れを防止するこ
とができなかった。
また、／７−’４ＰＨステンレスＭ （Ｏｒ ： ／ｓ
、ｓｏ 〜／７．！０％＃ Ｎｉ ： ３．０−５６０
％を含むマルテンサイト系析出硬化型ステンレス鋼）で
は、一般に鋳造状態でのδ７エライト相を均熱処理によ
って分散・球状させることが高温延性改善に効果的とさ
れている〔日持技報＋ ？ （／９？／） ／ ＋ Ｐ
、２／ ）が＼δ−フェライト相を多３Ａに含有する第
１表のＡ。
、ｓｏ 〜／７．！０％＃ Ｎｉ ： ３．０−５６０
％を含むマルテンサイト系析出硬化型ステンレス鋼）で
は、一般に鋳造状態でのδ７エライト相を均熱処理によ
って分散・球状させることが高温延性改善に効果的とさ
れている〔日持技報＋ ？ （／９？／） ／ ＋ Ｐ
、２／ ）が＼δ−フェライト相を多３Ａに含有する第
１表のＡ。
Ｂ、鋼においては単純な均熱処理のみでホットコイルの
割れを防止することができない。
割れを防止することができない。
本発明は、？’１２来方法における」１記欠点を解消し
て６１１記二相組＠圀−ステナイト系ステンレス鋼のホ
ットコイルの製造において、熱間Ｆ＋：、延時における
耳割れの発生を防止する方法ケ提供することを目的とす
るものである。
て６１１記二相組＠圀−ステナイト系ステンレス鋼のホ
ットコイルの製造において、熱間Ｆ＋：、延時における
耳割れの発生を防止する方法ケ提供することを目的とす
るものである。
すなわち、本発明の要旨とするところは、次のとおりで
あるっ 鋳ｉ点状態でＩ′Ｑ％以上のδ７エライト相を有する二
相組織オーステナイト系ステンレス鋼を造塊法又は連続
鋳造法によってスラブに製造し、これを熱間圧延してホ
ットコイルを製造するに当たり、通常のスラブ加熱及び
熱間圧延に先立って、造塊した鋼塊又は連続鋳造スラブ
に総厚み圧下率が３％以上となる熱間での加工を施し、
次いで１００θ℃〜／３００″Ｃで２〜３０時間のスラ
ブソーキング処理を施すことを特徴とする、二相組織オ
ーステナイト系ステンレス鋼ホットコイルの割れ防止方
法。
あるっ 鋳ｉ点状態でＩ′Ｑ％以上のδ７エライト相を有する二
相組織オーステナイト系ステンレス鋼を造塊法又は連続
鋳造法によってスラブに製造し、これを熱間圧延してホ
ットコイルを製造するに当たり、通常のスラブ加熱及び
熱間圧延に先立って、造塊した鋼塊又は連続鋳造スラブ
に総厚み圧下率が３％以上となる熱間での加工を施し、
次いで１００θ℃〜／３００″Ｃで２〜３０時間のスラ
ブソーキング処理を施すことを特徴とする、二相組織オ
ーステナイト系ステンレス鋼ホットコイルの割れ防止方
法。
前記″スラブソーキング処理″ とは、スラブを加熱炉
、均熱炉等の炉内で一定温度、一定時間に保温し均熱す
ることをいうものである。
、均熱炉等の炉内で一定温度、一定時間に保温し均熱す
ることをいうものである。
前述のとおり、造塊・分塊法又は連続鋳造法によって製
造されたスラブを加熱及び熱間圧延することによってホ
ットコイルを製造する従来法では、コイルの耳割れの発
生を防止したり、割れを最小限に抑制することが不可能
であった。また既述のように、一般に提案されている鋳
造状態でのα相であるδ−７エライト相を均熱処理（ソ
ーキング）によって分散・球状化を計ることにより、熱
間圧延時のシートバ一時点あるいは仕上圧延機群内での
割れが抑制されると思われたが、実施したところ従来法
と同様で好結果は得られなかった。
造されたスラブを加熱及び熱間圧延することによってホ
ットコイルを製造する従来法では、コイルの耳割れの発
生を防止したり、割れを最小限に抑制することが不可能
であった。また既述のように、一般に提案されている鋳
造状態でのα相であるδ−７エライト相を均熱処理（ソ
ーキング）によって分散・球状化を計ることにより、熱
間圧延時のシートバ一時点あるいは仕上圧延機群内での
割れが抑制されると思われたが、実施したところ従来法
と同様で好結果は得られなかった。
ここにおいて、本発明者らは研究を爪ねた結果、二相組
織オーステナイト系ステンレス鋼のホットコイルの耳割
れは、造塊、連鋳スラブ共に発生し、原因として、α相
の組織的分布状態の不均一性にあると推定し、これに基
いて通常のスラブ加熱及び熱間圧延に先立って、総厚み
圧下率が５％以上となる熱間での加工を行なった後、ス
ラブソーキング処理を実施してはじめてホットコイルの
割れを抑制することが可能となることを見い出した。
織オーステナイト系ステンレス鋼のホットコイルの耳割
れは、造塊、連鋳スラブ共に発生し、原因として、α相
の組織的分布状態の不均一性にあると推定し、これに基
いて通常のスラブ加熱及び熱間圧延に先立って、総厚み
圧下率が５％以上となる熱間での加工を行なった後、ス
ラブソーキング処理を実施してはじめてホットコイルの
割れを抑制することが可能となることを見い出した。
この割れ抑制効果は、総厚み川下率が５％以上となる加
工歪を加えることによって、次のスラブソーキング処理
によるα相の分散・均一化が顕著に促進されること、ま
たこの分散・均一化組織は、熱間圧Ｑｆｆ； １ｉｉＪ
の加熱炉でのスラブ加熱を経ても、なお熱間圧延加工に
耐え得る組織に維持されていることによるものと推察さ
れる。なお、前記総厚み川下率の上限としては、ｇｓ％
が好ましい。本発明における熱間での加工には、例えば
分塊圧延、プレスを連鋳機におけるピンチロールによる
圧下。
工歪を加えることによって、次のスラブソーキング処理
によるα相の分散・均一化が顕著に促進されること、ま
たこの分散・均一化組織は、熱間圧Ｑｆｆ； １ｉｉＪ
の加熱炉でのスラブ加熱を経ても、なお熱間圧延加工に
耐え得る組織に維持されていることによるものと推察さ
れる。なお、前記総厚み川下率の上限としては、ｇｓ％
が好ましい。本発明における熱間での加工には、例えば
分塊圧延、プレスを連鋳機におけるピンチロールによる
圧下。
熱間圧延等が含まれる。
加工歪を加えた後のスラブソーキング条件は、ｌＯθθ
℃〜１３θＯ℃で、２〜３０時間である。その下限温度
１ｏｏｏ″Ｃは、熱間圧廷前の加熱炉でのスラブ加熱と
の結合を考慮した組織改善、すなわちα相を均一に分散
化させることが成される最低温度であり、下限温度／３
００″Ｃは、この組織改善を行なわさせながら粒界酸化
、及び表層の酸化スケールロスを少なくするための最高
温度である。また、ソーキング時間の下限一時間は、α
相の分散・均一化が成される最短時間であって、上限３
０時間は、α相の分散・均一化を行なわさせながら、酸
化スケールロスの良品歩留への影響を許容できる最長時
間である。
℃〜１３θＯ℃で、２〜３０時間である。その下限温度
１ｏｏｏ″Ｃは、熱間圧廷前の加熱炉でのスラブ加熱と
の結合を考慮した組織改善、すなわちα相を均一に分散
化させることが成される最低温度であり、下限温度／３
００″Ｃは、この組織改善を行なわさせながら粒界酸化
、及び表層の酸化スケールロスを少なくするための最高
温度である。また、ソーキング時間の下限一時間は、α
相の分散・均一化が成される最短時間であって、上限３
０時間は、α相の分散・均一化を行なわさせながら、酸
化スケールロスの良品歩留への影響を許容できる最長時
間である。
本発明によれば、二相組織オーステナイト系ステンレス
鋼のホットコイルの割れ発生の影響を考慮した熱間圧延
におけるロールチャンスの規制は設ける必要はなくなり
、安定した品質のホットコイルを１集的規模で大量生産
することが可能とな以下に、本発明の更に詳細を、実施
例と比較例に基き、従来法筒と比較して具体的に述べる
。
鋼のホットコイルの割れ発生の影響を考慮した熱間圧延
におけるロールチャンスの規制は設ける必要はなくなり
、安定した品質のホットコイルを１集的規模で大量生産
することが可能とな以下に、本発明の更に詳細を、実施
例と比較例に基き、従来法筒と比較して具体的に述べる
。
第２表は、連続鋳遺法により製造した第１表に示すステ
ンレスＡ、Ｂ鋼のスラブから出発してホットコイルを製
造する場合の、本発明実施例と比較例による比較実験應
／を行なったときの各実験例の内容と実験結果を示した
ものである。
ンレスＡ、Ｂ鋼のスラブから出発してホットコイルを製
造する場合の、本発明実施例と比較例による比較実験應
／を行なったときの各実験例の内容と実験結果を示した
ものである。
１２１
第−表の実験Ａコにおいては連続鋳造法により、・コ０
０闘厚×／／ＡＯＨの第１表Ａ、Ｂ鋼のスラブを各７７
枚製造し以下の各側を実施した。
０闘厚×／／ＡＯＨの第１表Ａ、Ｂ鋼のスラブを各７７
枚製造し以下の各側を実施した。
比較例（Ｉ）では、上記該スラブを冷却後自走式グライ
ンダーによりスラブ表面の研削手入を行なった俊、染色
浸透探傷法によりスラブ表面欠陥が無いことを確認し、
第２表に記載の連続加熱炉操業条件によってスラブを焼
上げた後、粗圧延機群による圧延を経て仕上圧延機群で
の圧延により、Ｊ、ｊ Ｍ厚Ｘｉｉｇｏ闘幅のコイルの
製造を試みたが〈粗圧延機群での粗圧延Ｊパス目で全面
に大割れが発生し、スクラップとなった。
ンダーによりスラブ表面の研削手入を行なった俊、染色
浸透探傷法によりスラブ表面欠陥が無いことを確認し、
第２表に記載の連続加熱炉操業条件によってスラブを焼
上げた後、粗圧延機群による圧延を経て仕上圧延機群で
の圧延により、Ｊ、ｊ Ｍ厚Ｘｉｉｇｏ闘幅のコイルの
製造を試みたが〈粗圧延機群での粗圧延Ｊパス目で全面
に大割れが発生し、スクラップとなった。
比較例（Ｉ［）では、連続鋳造スラブを均熱炉を用いて
、／、２０θ”ＣＸ １０時間のスラブソーキング処理
のみを実施し、スラブ手入以降は比較例（Ｉ）と同゛様
としたが、第２表に記載の熱間圧咄結果に示すとおりで
あって、なんとかコイラーに巻き取ることはできたが、
製品化することは不可能であった。
、／、２０θ”ＣＸ １０時間のスラブソーキング処理
のみを実施し、スラブ手入以降は比較例（Ｉ）と同゛様
としたが、第２表に記載の熱間圧咄結果に示すとおりで
あって、なんとかコイラーに巻き取ることはできたが、
製品化することは不可能であった。
本発明実施例（Ｉ）においてはじめて、通常の加熱及び
熱間圧延に先立って熱間での加工を加え・てから第２表
のとおりのスラブソーキング処理を施した。熱間での加
工は、分塊圧延機により行なって総厚み圧下率を３コ、
！ｒ％とし、スラブの幅はその分塊圧延性から元の１１
４０ｍｍ幅から／／／θ１幅トシた。この後、テーブル
ローラー上を逆送して均熱炉にて／２０θ℃×１０２０
θスラブソーキング処理を実施し、スラブの研削手入以
降は従来法の工程と同様とし、熱圧寸法は、３，３；ｔ
ｎｓ厚ＸＩ／θＯ闘幅のコイルとした。その結果は第２
表に示したとおりで極めて良好な結果を得た。
熱間圧延に先立って熱間での加工を加え・てから第２表
のとおりのスラブソーキング処理を施した。熱間での加
工は、分塊圧延機により行なって総厚み圧下率を３コ、
！ｒ％とし、スラブの幅はその分塊圧延性から元の１１
４０ｍｍ幅から／／／θ１幅トシた。この後、テーブル
ローラー上を逆送して均熱炉にて／２０θ℃×１０２０
θスラブソーキング処理を実施し、スラブの研削手入以
降は従来法の工程と同様とし、熱圧寸法は、３，３；ｔ
ｎｓ厚ＸＩ／θＯ闘幅のコイルとした。その結果は第２
表に示したとおりで極めて良好な結果を得た。
ここで、第−表に示す加熱炉操業条件の項の在炉時間の
バラツキは、連続式加熱炉内の他の材料との混合装入の
され方、ロール替え等による炉内滞留による実操業上の
変動の範囲内にある。
バラツキは、連続式加熱炉内の他の材料との混合装入の
され方、ロール替え等による炉内滞留による実操業上の
変動の範囲内にある。
また、第−表に示す良品歩留は
と定輸した。
トリミングの目的は、コイル最小幅に対する余幅の切り
捨て、及び、耳割れ等の欠陥部の切り捨てを行なうこと
にある。
捨て、及び、耳割れ等の欠陥部の切り捨てを行なうこと
にある。
比較例（ＩＩＩ）では、第２表に示すとおり、実施例（
Ｉ）からスラブソーキング処理を省略したもので、ホッ
トコイルの耳割れを防止することができない結果となっ
ている。良品歩留は、実施例（Ｉ）に対しＡ、００％な
いし６．３６％も低く多大な損失を招くことになる。
Ｉ）からスラブソーキング処理を省略したもので、ホッ
トコイルの耳割れを防止することができない結果となっ
ている。良品歩留は、実施例（Ｉ）に対しＡ、００％な
いし６．３６％も低く多大な損失を招くことになる。
実施例（Ｉ［）では通常の加熱及び熱間圧延に先立って
、分塊圧延によって総厚み圧下率が９％の加工を加えス
ラブの幅を元の／／４０から／／１Ｏ１ｎ’Ｍとした後
、テーブルローラー上を逆送して、均熱炉にて／ｌ！ｆ
Ｏ℃×ｇ時間のスラブソーキング処理し、以降は、実施
例（Ｉ）に準じ３．３ｍｍ厚×／／θＱ ｍｍ幅のコイ
ルとした。結果は第２表に示すように良好であった。
、分塊圧延によって総厚み圧下率が９％の加工を加えス
ラブの幅を元の／／４０から／／１Ｏ１ｎ’Ｍとした後
、テーブルローラー上を逆送して、均熱炉にて／ｌ！ｆ
Ｏ℃×ｇ時間のスラブソーキング処理し、以降は、実施
例（Ｉ）に準じ３．３ｍｍ厚×／／θＱ ｍｍ幅のコイ
ルとした。結果は第２表に示すように良好であった。
８ｉ￥３表は、造塊法により製造したＡ鋼のスラブから
出発してポットコイルを製造する場合の、本発明実施例
と比較例による比較実験＆、２を行なったときの各実験
例の内容と実験結果を示し、たちのである。
出発してポットコイルを製造する場合の、本発明実施例
と比較例による比較実験＆、２を行なったときの各実験
例の内容と実験結果を示し、たちのである。
第 ３ 表 （実験 Ａコ ）
第３表の実験Ａ ２においては、鋼塊寸法が上部断面／
−２Ｊ−２８１＋１ Ｘ ｋ！ｒ！； ’Ｉｒｒｍ ＋
下部断面が〜／／ＡＯｍｍ×ダｑｏ關で網塊高さ／ｇ！
；Ｏｔｍｎの７ＴＯＮ鋼塊からｌダθ゛′ｗＪ９ＴＸ／
／／θ龍幅のＡ鋼のスラブを表中、各個の総厚み圧下率
でそれぞれ分塊圧延により７ｇ枚製造した。
−２Ｊ−２８１＋１ Ｘ ｋ！ｒ！； ’Ｉｒｒｍ ＋
下部断面が〜／／ＡＯｍｍ×ダｑｏ關で網塊高さ／ｇ！
；Ｏｔｍｎの７ＴＯＮ鋼塊からｌダθ゛′ｗＪ９ＴＸ／
／／θ龍幅のＡ鋼のスラブを表中、各個の総厚み圧下率
でそれぞれ分塊圧延により７ｇ枚製造した。
比較例（Ｒ１）では、分塊圧延したスラブを冷却後、自
走式グラインダーによる研削手入を実施し、スラブソー
キング処理を実施せずに、実験Ａ ／と同様のスラブ加
熱、熱間圧延を実施して、３．夕解厚×Ｉ１０θ酩幅の
コイルとしたが、結果は第３表に示すとおり、ホットコ
イルの耳割れとこれに伴なう飛び込み飢により、製品化
することはできずスクラップにせざるを得なかった。
走式グラインダーによる研削手入を実施し、スラブソー
キング処理を実施せずに、実験Ａ ／と同様のスラブ加
熱、熱間圧延を実施して、３．夕解厚×Ｉ１０θ酩幅の
コイルとしたが、結果は第３表に示すとおり、ホットコ
イルの耳割れとこれに伴なう飛び込み飢により、製品化
することはできずスクラップにせざるを得なかった。
実施例（■、■、■）では、分塊圧延により上記サイズ
のＡＧ７？ｆｉスラブとした後、テーブルローラー上を
逆送して第３表に示すスラブソーキング条件に合わせた
均熱炉にてスラブソーキング処理を行ない、その後、比
較例（Ｆ／）と同様のスラブ加熱。
のＡＧ７？ｆｉスラブとした後、テーブルローラー上を
逆送して第３表に示すスラブソーキング条件に合わせた
均熱炉にてスラブソーキング処理を行ない、その後、比
較例（Ｆ／）と同様のスラブ加熱。
熱間圧延により３．！ｆ群Ｘ ／１１００Ｗｒ幅のホッ
トコイ・ルを製徒した。結果は第３表に示すように良好
な成果を得た。
トコイ・ルを製徒した。結果は第３表に示すように良好
な成果を得た。
以」二実験例に基づき、本発明法と従来法どの相違点を
詳細に述べたところから、従来法においては、本発明に
よるような健全なホットコイルの製造が成し得ないこと
は明らかである。
詳細に述べたところから、従来法においては、本発明に
よるような健全なホットコイルの製造が成し得ないこと
は明らかである。
上述の実＠ Ｉａ 、２ ノ、比較例（ｖ） ト実施例
（ＩＶ）によるスラブのミクロ組織の比較を、第１図と
第一図により示す。第１ｖ、２図中における黒色部がδ
フェライト相である。
（ＩＶ）によるスラブのミクロ組織の比較を、第１図と
第一図により示す。第１ｖ、２図中における黒色部がδ
フェライト相である。
第１図は、比較例（ＩＶ）によって製造したスラブを、
／２ＡＯ’ＣＸ２時間の加トを行なった後のミクロ組織
を示したものであるが、α相が細長く伸びており、不均
一な分布となっている。第２図は、実施例（ＩＶ）によ
り、通常の加熱及び熱間圧延に先立って、熱間での加工
を行なってから／２θＯ℃×／θ時間のスラブソーキン
グを実施したスラブを、／２ＡＯ’Ｃｘ、２時間の加熱
を行なった後のミクロ組織を示したものであるが、α相
の顕著な分散・均一化が認められる。この組織的差異か
らも、本発明の有効性を知ることができる。
／２ＡＯ’ＣＸ２時間の加トを行なった後のミクロ組織
を示したものであるが、α相が細長く伸びており、不均
一な分布となっている。第２図は、実施例（ＩＶ）によ
り、通常の加熱及び熱間圧延に先立って、熱間での加工
を行なってから／２θＯ℃×／θ時間のスラブソーキン
グを実施したスラブを、／２ＡＯ’Ｃｘ、２時間の加熱
を行なった後のミクロ組織を示したものであるが、α相
の顕著な分散・均一化が認められる。この組織的差異か
らも、本発明の有効性を知ることができる。
以上、詳しく説明してきたとおり、本発明によれば、＠
凸状態で１０％以上のδフェライト相を有するオーステ
ナイト糸ステンレス鋼ホットコイルの従来の―す漬方法
における割れの防止についての問題点が解消したので、
該ホットコイルの良品歩留の飛躍的向上と大量生産が可
能となる。
凸状態で１０％以上のδフェライト相を有するオーステ
ナイト糸ステンレス鋼ホットコイルの従来の―す漬方法
における割れの防止についての問題点が解消したので、
該ホットコイルの良品歩留の飛躍的向上と大量生産が可
能となる。
第１図は、第、２表の比較例（ＩＶ）により分塊圧延、
スラブソーキング処理を行７よったスラブを７２００°
Ｃで一間抜加熱した後のスラブのミクロ組織を示す写真
であり、第、２図は、同表の実施例（Ｐ／）によって分
塊圧延ｔスラブソーキング処理を行なったスラブを同じ
条件で加熱した後のスラブのミクロ組織を示す写真であ
る。
スラブソーキング処理を行７よったスラブを７２００°
Ｃで一間抜加熱した後のスラブのミクロ組織を示す写真
であり、第、２図は、同表の実施例（Ｐ／）によって分
塊圧延ｔスラブソーキング処理を行なったスラブを同じ
条件で加熱した後のスラブのミクロ組織を示す写真であ
る。
Claims (1)
- １、＠造状態で１０％以上のδフェライト相を有する二
相組織オーステナイト系ステンレス鋼を造塊法又は連続
鋳造法によってスラブに製造し、これを熱間圧延してホ
ットコイルを製造するに当たり、通常のスラブ加熱及び
熱間圧延に先立って、造塊した鋼塊又は連続鋳造スラブ
に総厚み圧下率が５５以上となる熱間での加工を施し、
次いで１０００℃〜／、３０θ°Ｃで、２〜３０時間の
スラブソーキング処理を施すことを特徴とする、二相組
織オーステナイト系ステンレス鋼ホットコイルの割れ防
止方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14550182A JPS5935620A (ja) | 1982-08-24 | 1982-08-24 | 二相組織オ−ステナイト系ステンレス鋼ホツトコイルの割れ防止方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14550182A JPS5935620A (ja) | 1982-08-24 | 1982-08-24 | 二相組織オ−ステナイト系ステンレス鋼ホツトコイルの割れ防止方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5935620A true JPS5935620A (ja) | 1984-02-27 |
| JPH0254404B2 JPH0254404B2 (ja) | 1990-11-21 |
Family
ID=15386714
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14550182A Granted JPS5935620A (ja) | 1982-08-24 | 1982-08-24 | 二相組織オ−ステナイト系ステンレス鋼ホツトコイルの割れ防止方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5935620A (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61154703A (ja) * | 1984-12-26 | 1986-07-14 | Kawasaki Steel Corp | ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 |
| US4659397A (en) * | 1983-09-01 | 1987-04-21 | Nippon Stainless Steel Co. Ltd. | Manufacturing process for plate or forging of ferrite-austenite two-phase stainless steel |
| JPH0225203A (ja) * | 1988-02-22 | 1990-01-26 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼熱延鋼帯の製造方法 |
| KR20010047690A (ko) * | 1999-11-23 | 2001-06-15 | 이구택 | 고 델타 페라이트 함유 오스테나이트계 스테인레스강열연코일의 균열결함 방지 방법 |
| CN105080968A (zh) * | 2015-05-19 | 2015-11-25 | 浙江青山钢铁有限公司 | 一种超级双相不锈钢的连铸坯轧制方法 |
| CN109022731A (zh) * | 2018-08-09 | 2018-12-18 | 江苏星火特钢有限公司 | 一种高强度高耐蚀双相不锈螺纹钢及其生产方法 |
-
1982
- 1982-08-24 JP JP14550182A patent/JPS5935620A/ja active Granted
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4659397A (en) * | 1983-09-01 | 1987-04-21 | Nippon Stainless Steel Co. Ltd. | Manufacturing process for plate or forging of ferrite-austenite two-phase stainless steel |
| JPS61154703A (ja) * | 1984-12-26 | 1986-07-14 | Kawasaki Steel Corp | ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 |
| JPH0225203A (ja) * | 1988-02-22 | 1990-01-26 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼熱延鋼帯の製造方法 |
| KR20010047690A (ko) * | 1999-11-23 | 2001-06-15 | 이구택 | 고 델타 페라이트 함유 오스테나이트계 스테인레스강열연코일의 균열결함 방지 방법 |
| CN105080968A (zh) * | 2015-05-19 | 2015-11-25 | 浙江青山钢铁有限公司 | 一种超级双相不锈钢的连铸坯轧制方法 |
| CN109022731A (zh) * | 2018-08-09 | 2018-12-18 | 江苏星火特钢有限公司 | 一种高强度高耐蚀双相不锈螺纹钢及其生产方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0254404B2 (ja) | 1990-11-21 |
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