JPS61154703A - ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 - Google Patents
２相ステンレス鋼鋼材の製造方法Info
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- JPS61154703A JPS61154703A JP28168284A JP28168284A JPS61154703A JP S61154703 A JPS61154703 A JP S61154703A JP 28168284 A JP28168284 A JP 28168284A JP 28168284 A JP28168284 A JP 28168284A JP S61154703 A JPS61154703 A JP S61154703A
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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】
〔産業上の利用分野〕
本発明は２相ステンレス伊鋼材の製造方法に係り、特に
熱間圧延中の耳割れを抑制できる製造方法に関し、２相
ステンレス鋼鋼材の製造分野に利用される。
熱間圧延中の耳割れを抑制できる製造方法に関し、２相
ステンレス鋼鋼材の製造分野に利用される。
従来２相ステンレス鋼のホットコイルおよび厚板の製造
においては造塊、分塊法ならびに連続鋳造法忙よって製
造されている。例えば第１表に示す如き成分組成を有す
る２相ステンレス鋼の厚み１３５〜２６０ＷＩＬ１幅８
５０〜１，１６０ｍｍススプから、厚み３ ””” ５
１１１Ｅ、幅８５０〜１，１５０龍ｆ）ホットコイルま
たは厚み５８１１１〜２５ ｍｌの厚板を製造する場合
、上記のスラブを連続加熱炉あるいはバッチ炉で１，２
５０℃の加熱温度で３〜６時間の在炉を経て、前者の場
合には粗圧延機群における粗圧延でシートバーとし、更
に仕上圧延機群で圧延を行ってコイラーにて巻き取って
ホットコイルとし、また後者の場合には厚板圧延機で圧
延し厚板としている。
においては造塊、分塊法ならびに連続鋳造法忙よって製
造されている。例えば第１表に示す如き成分組成を有す
る２相ステンレス鋼の厚み１３５〜２６０ＷＩＬ１幅８
５０〜１，１６０ｍｍススプから、厚み３ ””” ５
１１１Ｅ、幅８５０〜１，１５０龍ｆ）ホットコイルま
たは厚み５８１１１〜２５ ｍｌの厚板を製造する場合
、上記のスラブを連続加熱炉あるいはバッチ炉で１，２
５０℃の加熱温度で３〜６時間の在炉を経て、前者の場
合には粗圧延機群における粗圧延でシートバーとし、更
に仕上圧延機群で圧延を行ってコイラーにて巻き取って
ホットコイルとし、また後者の場合には厚板圧延機で圧
延し厚板としている。
第 １ 表
上記従来技術による２相ステンレス鋼の製造においては
、シートバ一時点、仕上圧延機群内、または厚板圧延機
において第１図に示す如き多大の耳割れが生じ良品歩留
りの大きな損失を招いていた。
、シートバ一時点、仕上圧延機群内、または厚板圧延機
において第１図に示す如き多大の耳割れが生じ良品歩留
りの大きな損失を招いていた。
この耳割れの原因は、次のように考えられる。
通常、２相ステンレス鋼の変形能は１，０００℃以上で
良好であるが、温度の低下とともに急激に減少する。熱
間圧延時のパスの進行とともに、耳部が適冷され、その
部分の変形能が低下するため耳割れが発生する。
良好であるが、温度の低下とともに急激に減少する。熱
間圧延時のパスの進行とともに、耳部が適冷され、その
部分の変形能が低下するため耳割れが発生する。
２相ステンレス鋼の変形能が劣悪である理由は次に示す
ごとくである。すなわち２相ステンレス鋼を１，２００
℃以上に加熱すると、オーステナイト相は消滅しフェラ
イト相が大部分を呈する組織となる。このとき融点の低
い硫化物は融解し、Ｓはフェライト相中に固溶する。こ
れを冷却させるとオーステナイト相が再び析出する。フ
ェライト相とオーステナイト相の２相を呈する組織の場
合には、オーステナイト相の方が変形抵抗が高く、従っ
て加工されると、そのひずみはフェライト相とオーステ
ナイト相の境界に集中し粒界に亀裂が入りやすくなる。
ごとくである。すなわち２相ステンレス鋼を１，２００
℃以上に加熱すると、オーステナイト相は消滅しフェラ
イト相が大部分を呈する組織となる。このとき融点の低
い硫化物は融解し、Ｓはフェライト相中に固溶する。こ
れを冷却させるとオーステナイト相が再び析出する。フ
ェライト相とオーステナイト相の２相を呈する組織の場
合には、オーステナイト相の方が変形抵抗が高く、従っ
て加工されると、そのひずみはフェライト相とオーステ
ナイト相の境界に集中し粒界に亀裂が入りやすくなる。
さらにフェライト相からオーステナイト相が析出すると
き、フェライト相に固溶していたＳは、オーステナイト
相の方がフェライト相よりも固溶量が小さいため、硫化
物として新しく析出したオーステナイト相の粒界に析出
する。
き、フェライト相に固溶していたＳは、オーステナイト
相の方がフェライト相よりも固溶量が小さいため、硫化
物として新しく析出したオーステナイト相の粒界に析出
する。
従って粒界自身の破断強度は粒内に比べ脆弱であるが、
硫化物が析出することによりさらに脆弱になる。
硫化物が析出することによりさらに脆弱になる。
上記理由からＳを低減することは変形能を向上させ、耳
割れ発生防止対策の一つとなるが、これに関しては、特
公昭５７−１５６６０公報にＳ４０．００３ ’％ｔ
Ｏ−？０．０ Ｏ５％に制限した熱間加工性のすぐれた
２相ステンレス鋼が開示されている。
割れ発生防止対策の一つとなるが、これに関しては、特
公昭５７−１５６６０公報にＳ４０．００３ ’％ｔ
Ｏ−？０．０ Ｏ５％に制限した熱間加工性のすぐれた
２相ステンレス鋼が開示されている。
この方法を適用し、第１表に示す化学成分の２相ステン
レス鋼を溶製し圧延したところ、ホットコイル、厚、板
とも平均的には端部から幅方向中央に向って約１０鶴の
耳割れに減少したが、部分的に約７０ｍの耳割れが随所
に発生した。このようにＳの低減により全体の耳割れは
減少するが局部的に耳割れが存在する。
レス鋼を溶製し圧延したところ、ホットコイル、厚、板
とも平均的には端部から幅方向中央に向って約１０鶴の
耳割れに減少したが、部分的に約７０ｍの耳割れが随所
に発生した。このようにＳの低減により全体の耳割れは
減少するが局部的に耳割れが存在する。
さらに割れ防止の他の方法として、特公昭５６−１３７
７４公報に、２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。すなわ
ちＣｒ：２０〜２５％、Ｎｉ：９〜１３％を含有し、通
常の造塊の段階でα相を１０〜２５チ有する２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、これら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１、
ＯＯＯ〜１，２５０℃で２〜２０時間の均熱処理を施す
ことを特徴とする２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。
７４公報に、２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。すなわ
ちＣｒ：２０〜２５％、Ｎｉ：９〜１３％を含有し、通
常の造塊の段階でα相を１０〜２５チ有する２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、これら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１、
ＯＯＯ〜１，２５０℃で２〜２０時間の均熱処理を施す
ことを特徴とする２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。
しかしながら、この方法を第１表に示す２相ステンレス
鋼に適用したところ、上記技術と同様の耳割れが発生し
、効果は認められなかった。
鋼に適用したところ、上記技術と同様の耳割れが発生し
、効果は認められなかった。
かくの如〈従来開示されているいかなる方法を用ト・て
も、平均的には耳割れが減少するが、部分的に約７０Ｒ
１Ｌの耳割れが発生するというばらつきの大きい現象を
なくすことはできない現状である。
も、平均的には耳割れが減少するが、部分的に約７０Ｒ
１Ｌの耳割れが発生するというばらつきの大きい現象を
なくすことはできない現状である。
本発明の目的は、上記従来技術の欠点を解消して前記の
２相ステンレス鋼の熱間圧延時に発生する耳割れを抑制
できる方法を提供するにある。
２相ステンレス鋼の熱間圧延時に発生する耳割れを抑制
できる方法を提供するにある。
〔問題点を解決するための手段および作用〕本発明の要
旨とするところは次の如くである。
旨とするところは次の如くである。
すなわち、重量比にて、
Ｃｒ：２０〜３０チ、 Ｎｉ：３〜１０％Ｍ （） ：
０．５〜５ ％ ｖ Ｓ ： ３０ ｐ ｐ
ｍ以下を含有し残部はＦｅおよび不可避的不純物より
成’１１，０００〜１，２００ ’Ｃの温度範囲で固溶
化処理した後オーステナイト相およびフェライト相を有
する２相ステンレス鋼を造塊法もしくは連続鋳造法によ
りスラブとする工程と、前記スラブを減少率５％以上の
熱間加工を施す工程と、前記熱間加工材を１，１００〜
１，３００℃の温度範囲で２〜３０時間のソーキング処
理をする工程と、前記ソーキング処理材をホットストリ
ップミルもしくは厚板ミルにおいて圧延する工程と、を
有して成ることを特徴とする２相ステンレス鋼鋼材の製
造方法である。
０．５〜５ ％ ｖ Ｓ ： ３０ ｐ ｐ
ｍ以下を含有し残部はＦｅおよび不可避的不純物より
成’１１，０００〜１，２００ ’Ｃの温度範囲で固溶
化処理した後オーステナイト相およびフェライト相を有
する２相ステンレス鋼を造塊法もしくは連続鋳造法によ
りスラブとする工程と、前記スラブを減少率５％以上の
熱間加工を施す工程と、前記熱間加工材を１，１００〜
１，３００℃の温度範囲で２〜３０時間のソーキング処
理をする工程と、前記ソーキング処理材をホットストリ
ップミルもしくは厚板ミルにおいて圧延する工程と、を
有して成ることを特徴とする２相ステンレス鋼鋼材の製
造方法である。
本発明者らは熱間圧延における耳割れの原因を探究すべ
く次の如き実験研究を行った。すなわち、第１表に示す
Ａ鋼種の幅１，１６０ｍ＋、厚み２００朋の連鋳スラブ
から第２図囚に示す如き連鋳スラブ２の斜線で示した幅
方向の端部から第２図（Ｂｌで示した如き２００ｍ角、
長さ３００ｆｌのブロック４を切り出した。このブロッ
ク４は長手方向が連鋳スラブ２の連鋳進行方向と一致し
、連鋳スラブ零の幅の外側６および中側８が区別できる
ようにした。
く次の如き実験研究を行った。すなわち、第１表に示す
Ａ鋼種の幅１，１６０ｍ＋、厚み２００朋の連鋳スラブ
から第２図囚に示す如き連鋳スラブ２の斜線で示した幅
方向の端部から第２図（Ｂｌで示した如き２００ｍ角、
長さ３００ｆｌのブロック４を切り出した。このブロッ
ク４は長手方向が連鋳スラブ２の連鋳進行方向と一致し
、連鋳スラブ零の幅の外側６および中側８が区別できる
ようにした。
このブロック４を次の各種の方法により処理した。
（イ） １，２５０℃で５時間加熱し冷却する。
（ロ）１，２５０℃で５時間加熱し、断面減少率で１０
チ圧延し冷却する。
チ圧延し冷却する。
（ハ） １，２５０℃で５時間加熱し、断面減少率が２
チ、５％、２０チとなるように圧延し、引続き１、２５
０℃で５時間ソーキング処理後冷却する。
チ、５％、２０チとなるように圧延し、引続き１、２５
０℃で５時間ソーキング処理後冷却する。
この処理により（イ）・・・１穐、（ロ）・・・１種、
（ハ）・・・３種、計５種類のブロック４を得た。これ
らのブロック４から第２図（ｑに示す如く連鋳スラブの
幅の外側６に対応する位置から第３図に示す如き高温高
速引張試験片を採取し、１００秒で１，２５０℃に加熱
し、１，２５０℃に１００秒保持後１０℃／秒で試験温
度まで冷却し、試験温度で１０ｃｒ！Ｌ／秒の高速引張
りを行いその断面減少率を調査した。
（ハ）・・・３種、計５種類のブロック４を得た。これ
らのブロック４から第２図（ｑに示す如く連鋳スラブの
幅の外側６に対応する位置から第３図に示す如き高温高
速引張試験片を採取し、１００秒で１，２５０℃に加熱
し、１，２５０℃に１００秒保持後１０℃／秒で試験温
度まで冷却し、試験温度で１０ｃｒ！Ｌ／秒の高速引張
りを行いその断面減少率を調査した。
調査結果を第４図、第５図に示したが、第４図において
各表示は次の如くである。
各表示は次の如くである。
人命線：１，２５０℃で５時間加熱し冷却８曲線：１，
２５０℃で５時間加熱し断面減少率１０％圧延後冷却 Ｃ曲線：１，２５０℃で５時間加熱し断面減少率２０％
圧延後ひきつづき１，２５０℃で５時間ソーキング処理
後冷却 第５図は１，２５０℃で５時間加熱し断面減少率がそれ
ぞれ２．５．２０％となるように圧延し、ひきつづき１
，２５０℃で５時間ソーキング処理し冷却したもので、
２曲線は断面減少率２１Ｑ曲線は５％、８曲線は２０チ
となるように圧延した場合である。
２５０℃で５時間加熱し断面減少率１０％圧延後冷却 Ｃ曲線：１，２５０℃で５時間加熱し断面減少率２０％
圧延後ひきつづき１，２５０℃で５時間ソーキング処理
後冷却 第５図は１，２５０℃で５時間加熱し断面減少率がそれ
ぞれ２．５．２０％となるように圧延し、ひきつづき１
，２５０℃で５時間ソーキング処理し冷却したもので、
２曲線は断面減少率２１Ｑ曲線は５％、８曲線は２０チ
となるように圧延した場合である。
第４図、第５図から１，２５０℃で５時間加熱し断面減
少率５チおよび２０％となるように圧延し、さらに１，
２５０℃で５時間加熱したもの以外は各種試験温度にお
ける変形能にばらつきが非常に大きいことがわかる。こ
の結果から特公昭５７−１５６６０公報に開示されてい
る耳割れ発生防止対策法および特公昭５６−１３７７４
公報に開示されている方法で製造しても、耳割れ発生に
関しばらつきが大きいことが説明できる。断面減少率で
５％以上圧延し、その後５時間加熱したものの変形能に
ばらつきがなくなった理由は上記の処理を行うことＫよ
り、不純物元素（特にＳ）の拡散が進み不純物元素のミ
クロ的偏析が解消され、更ＶｃＣｒ、Ｎｉ９Ｍ０等の拡
散しにくい元素の拡散も促進され、加熱圧延時、フェラ
イト相中にオーステナイト相が均一に析出したことによ
るものと推察される。
少率５チおよび２０％となるように圧延し、さらに１，
２５０℃で５時間加熱したもの以外は各種試験温度にお
ける変形能にばらつきが非常に大きいことがわかる。こ
の結果から特公昭５７−１５６６０公報に開示されてい
る耳割れ発生防止対策法および特公昭５６−１３７７４
公報に開示されている方法で製造しても、耳割れ発生に
関しばらつきが大きいことが説明できる。断面減少率で
５％以上圧延し、その後５時間加熱したものの変形能に
ばらつきがなくなった理由は上記の処理を行うことＫよ
り、不純物元素（特にＳ）の拡散が進み不純物元素のミ
クロ的偏析が解消され、更ＶｃＣｒ、Ｎｉ９Ｍ０等の拡
散しにくい元素の拡散も促進され、加熱圧延時、フェラ
イト相中にオーステナイト相が均一に析出したことによ
るものと推察される。
これらの知見に基づき通常のスラブ加熱および熱間圧延
に先立って、断面減少率で５−以上の熱間での加工を行
った後、スラブソーキング処理を実施した。この方法を
採用することにより初めて厚板、ホットコイルの耳割れ
は端部より幅方向に１０鴎程度の耳割れ発生忙抑制でき
た。
に先立って、断面減少率で５−以上の熱間での加工を行
った後、スラブソーキング処理を実施した。この方法を
採用することにより初めて厚板、ホットコイルの耳割れ
は端部より幅方向に１０鴎程度の耳割れ発生忙抑制でき
た。
本発明忙おける熱間での加工には、例えば分塊圧延、プ
レス、鍛造、プルーム圧延、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
後のスラプソーキング条件は１，１００６Ｃ〜１，３０
０℃で２〜３０時間である。
レス、鍛造、プルーム圧延、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
後のスラプソーキング条件は１，１００６Ｃ〜１，３０
０℃で２〜３０時間である。
その下限温度１，１００℃は不純物元素および、Ｃｒ。
Ｎｉ、Ｍｏ等の重金属のミクロ的な偏析を解消させるこ
とかできる最低温度であり、上限温度１，３００℃は粒
界酸化および表面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２時間は
、不純物元素および、ｃｒ。
とかできる最低温度であり、上限温度１，３００℃は粒
界酸化および表面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２時間は
、不純物元素および、ｃｒ。
Ｎｉ、ＭＯ等の重金属のミクロ的な偏析を解消するに必
要な最短時間である。また上限の３０時間は酸化スケー
ルロスの良品歩留りへの影響を許容できる最長時間であ
る。従って本発明ではソーキング処理を１，１００〜１
，３００℃の温度範囲で２〜３０時間に限定した。
要な最短時間である。また上限の３０時間は酸化スケー
ルロスの良品歩留りへの影響を許容できる最長時間であ
る。従って本発明ではソーキング処理を１，１００〜１
，３００℃の温度範囲で２〜３０時間に限定した。
次に本発明における成分の限定理由について説明する。
Ｃｒ：
Ｃｒは耐食性を向上させる重要元素であり海水またはＨ
２Ｓを含む環境下においては２ｏチ以上の添加が必要で
ある。しかしながら３０％を越えて添加するとσ相の析
出が容易になり靭性、溶接性を劣化させ、また２相組織
を得るためにＮｉを増量させる必要がありコスト面でも
不利となるのでＣｒ２Ｏチ〜３０チに限定した。
２Ｓを含む環境下においては２ｏチ以上の添加が必要で
ある。しかしながら３０％を越えて添加するとσ相の析
出が容易になり靭性、溶接性を劣化させ、また２相組織
を得るためにＮｉを増量させる必要がありコスト面でも
不利となるのでＣｒ２Ｏチ〜３０チに限定した。
Ｎｉ ：
ＮｉはｐＨの低い腐食環境下での耐食性を向上させるが
、３％未満の添加は効果がなく、１０％を越えて添加し
てもコストに見合う程の効果は得られないのでＮ、は３
〜１０％に限定した。
、３％未満の添加は効果がなく、１０％を越えて添加し
てもコストに見合う程の効果は得られないのでＮ、は３
〜１０％に限定した。
Ｍｏ：
Ｍｏは耐食性を向上させる元素であり海水、Ｈ，Ｓを含
む環境下においては０．５％以上の添加は必要である。
む環境下においては０．５％以上の添加は必要である。
しかしながら５％を越えて添加すると、σ相が容易に生
成され、靭性、耐食性を著しく劣化させるので０．５〜
５チに限定した。
成され、靭性、耐食性を著しく劣化させるので０．５〜
５チに限定した。
Ｓ：
Ｓは熱間加工性を著しく劣化させる元素であり本発明の
方法を用いたとしてもＳが３０ ｐｐｍを越えると大き
な耳割れが発生し製造が困難となるのでＳを３０ｐｐｍ
以下と限定した。
方法を用いたとしてもＳが３０ ｐｐｍを越えると大き
な耳割れが発生し製造が困難となるのでＳを３０ｐｐｍ
以下と限定した。
第１表に成分を示したＡ、Ｂ鋼の連続鋳造スラブを製造
し冷却後、自走式グラインダーによりスラブ表面の研削
手入れを行い染色浸透探傷法によりスラブ表面に欠陥が
ないことを確認した後、第２表の条件で仕上厚３．５籠
のホットコイルを、第３表の条件で仕上厚９．５ ｆｉ
の厚板をそれぞれ製造し、その耳割れを調査し、その結
果をそれぞれ第２表および第３表に示した。
し冷却後、自走式グラインダーによりスラブ表面の研削
手入れを行い染色浸透探傷法によりスラブ表面に欠陥が
ないことを確認した後、第２表の条件で仕上厚３．５籠
のホットコイルを、第３表の条件で仕上厚９．５ ｆｉ
の厚板をそれぞれ製造し、その耳割れを調査し、その結
果をそれぞれ第２表および第３表に示した。
まずホットコイルに関して説明する。比較例階１は熱間
圧延に先立っての熱間での加工および、スラブソーキン
グ処理をしていないため、ホットコイルの随所に非常に
大きな耳割れが発生している。比較例陽２は、スラブソ
ーキング処理を行っているが、熱間圧延に先立っての熱
間での加工を行っていないためホットコイルの随所に大
きな耳割れが発生している。比較例隘３は熱間圧延に先
立っての熱間での加工の量が小さいため随所に大きな耳
割れが発生している。比較例陽４はソーキング処理を実
施していないため、随所に大きな耳割れが発生１−てい
る。
圧延に先立っての熱間での加工および、スラブソーキン
グ処理をしていないため、ホットコイルの随所に非常に
大きな耳割れが発生している。比較例陽２は、スラブソ
ーキング処理を行っているが、熱間圧延に先立っての熱
間での加工を行っていないためホットコイルの随所に大
きな耳割れが発生している。比較例隘３は熱間圧延に先
立っての熱間での加工の量が小さいため随所に大きな耳
割れが発生している。比較例陽４はソーキング処理を実
施していないため、随所に大きな耳割れが発生１−てい
る。
次に厚板に関して説明する。比較例阻７は熱間圧延に先
立っての熱間での加工およびスラブソーキング処理をし
ていないため厚板の随所に非常に大きな耳割れが発生し
ている。比較例阻８，９はそれぞれ熱間圧延に先立って
の熱間での加工を行っていないか、また行っていてもそ
の量が小さいため随所に非常に大きな耳割れが発生して
いる。
立っての熱間での加工およびスラブソーキング処理をし
ていないため厚板の随所に非常に大きな耳割れが発生し
ている。比較例阻８，９はそれぞれ熱間圧延に先立って
の熱間での加工を行っていないか、また行っていてもそ
の量が小さいため随所に非常に大きな耳割れが発生して
いる。
比較例Ｎｎ１Ｏは、スラブソーキング処理を行っていな
いため大きな耳割れが発生している。
いため大きな耳割れが発生している。
これに対し、本発明例のＮ１５，６および醜１１゜１２
はいずれも発生する耳割れが小さく製品歩留を著しくは
低下させない製造方法であることがわかる。
はいずれも発生する耳割れが小さく製品歩留を著しくは
低下させない製造方法であることがわかる。
本発明は上記実施例からも明らかな如＜Ｃｒ。
ＮＩ、 Ｍｏ、 Ｓの量を限定した２相ステンレス鋼の
連続鋳造スラブを減少率５％以上の熱間圧延を行い、そ
の後１，１００〜１，３００’Ｃの温度で２〜３０時間
のノーキング処理を実施し、次いでホットコイルもしく
は厚板に熱間圧延することにより熱間圧延時の耳割れ発
生による歩留低下、生産性の低下を抑制し、２相ステン
レス鋼のホットコイルおよび厚板を工業的規模で安価に
大量生産できる効果をあげた。
連続鋳造スラブを減少率５％以上の熱間圧延を行い、そ
の後１，１００〜１，３００’Ｃの温度で２〜３０時間
のノーキング処理を実施し、次いでホットコイルもしく
は厚板に熱間圧延することにより熱間圧延時の耳割れ発
生による歩留低下、生産性の低下を抑制し、２相ステン
レス鋼のホットコイルおよび厚板を工業的規模で安価に
大量生産できる効果をあげた。
第１図は熱間圧延時の耳割れを示す平面図、第２図（Ａ
Ｊ、 （Ｂｌ、 （Ｃ）はいずれもスラブからの試片採
取方法を示し、囚、 （１３１は斜視図、（０は断面図
、第３図は高温高速引張試験片を示す平面図、第４図。 第５図はいずれも高温高速引張試験における温度と断面
減少率との関係を示す線図である。 代理人 弁理士 中 路 武 雄 第４図 試験多品浅 （０Ｃ） 第 ５ 図 拭験温友（０Ｃ）
Ｊ、 （Ｂｌ、 （Ｃ）はいずれもスラブからの試片採
取方法を示し、囚、 （１３１は斜視図、（０は断面図
、第３図は高温高速引張試験片を示す平面図、第４図。 第５図はいずれも高温高速引張試験における温度と断面
減少率との関係を示す線図である。 代理人 弁理士 中 路 武 雄 第４図 試験多品浅 （０Ｃ） 第 ５ 図 拭験温友（０Ｃ）
Claims (1)
- （１）、重量比にて Ｃｒ：２０〜３０％、Ｎｉ：３〜１０％ Ｍｏ：０．５〜５％、Ｓ：３０ｐｐｍ以下 を含有し残部はＦｅおよび不可避的不純物より成り１，
０００〜１，２００℃の温度範囲で固溶化処理した後オ
ーステナイト相およびフェライト相を有する２相ステン
レス鋼を造塊法もしくは連続鋳造法によりスラブとする
工程と、前記スラブを減少率５％以上の熱間加工を施す
工程と、前記熱間加工材を１，１００〜１，３００℃の
温度範囲で２〜３０時間のソーキング処理をする工程と
、前記ソーキング処理材をホットストリップミルもしく
は厚板ミルにおいて圧延する工程と、を有して成ること
を特徴とする２相ステンレス鋼鋼材の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28168284A JPS61154703A (ja) | 1984-12-26 | 1984-12-26 | ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28168284A JPS61154703A (ja) | 1984-12-26 | 1984-12-26 | ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61154703A true JPS61154703A (ja) | 1986-07-14 |
Family
ID=17642514
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP28168284A Pending JPS61154703A (ja) | 1984-12-26 | 1984-12-26 | ２相ステンレス鋼鋼材の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61154703A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US20150144290A1 (en) * | 2012-08-09 | 2015-05-28 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | METHOD FOR MANUFACTURING ROUND BILLET OF Ni-CONTAINING HIGH ALLOY HAVING IMPROVED INTERNAL QUALITY |
| 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 |
Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5935620A (ja) * | 1982-08-24 | 1984-02-27 | Kawasaki Steel Corp | 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 |
| JPS59179714A (ja) * | 1983-03-30 | 1984-10-12 | Sumitomo Metal Ind Ltd | ２相ステンレス鋼の熱間加工方法 |
| JPS59179713A (ja) * | 1983-03-30 | 1984-10-12 | Sumitomo Metal Ind Ltd | ２相ステンレス鋼の熱間加工方法 |
-
1984
- 1984-12-26 JP JP28168284A patent/JPS61154703A/ja active Pending
Patent Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5935620A (ja) * | 1982-08-24 | 1984-02-27 | Kawasaki Steel Corp | 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 |
| JPS59179714A (ja) * | 1983-03-30 | 1984-10-12 | Sumitomo Metal Ind Ltd | ２相ステンレス鋼の熱間加工方法 |
| JPS59179713A (ja) * | 1983-03-30 | 1984-10-12 | Sumitomo Metal Ind Ltd | ２相ステンレス鋼の熱間加工方法 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| US20150144290A1 (en) * | 2012-08-09 | 2015-05-28 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | METHOD FOR MANUFACTURING ROUND BILLET OF Ni-CONTAINING HIGH ALLOY HAVING IMPROVED INTERNAL QUALITY |
| US10144058B2 (en) * | 2012-08-09 | 2018-12-04 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Method for manufacturing round billet of Ni-containing high alloy having improved internal quality |
| 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 |
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