JPS623211B2 - - Google Patents
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- JPS623211B2 JPS623211B2 JP8148079A JP8148079A JPS623211B2 JP S623211 B2 JPS623211 B2 JP S623211B2 JP 8148079 A JP8148079 A JP 8148079A JP 8148079 A JP8148079 A JP 8148079A JP S623211 B2 JPS623211 B2 JP S623211B2
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Classifications
-
- 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
- B21B1/46—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 metal immediately subsequent to continuous casting
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
本発明は熱間圧延用鋳片の製造方法、詳しくは
アルミキルド溶鋼を連続鋳造して得られた鋳片ス
ラブの巾方向断面のAlN析出分布を均等化して内
質改善を計ることができる熱間圧延用鋳片の製造
方法に関するものである。 一般に、アルミキルド溶鋼を連続鋳造して凝固
させて鋳片を得た後、これを熱間圧延工程へ供給
する場合、従来では連続鋳造鋳片を一たん常温に
まで冷却して冷間手入れ等の精整工程を経てから
加熱炉によつて所定温度に加熱し、熱間圧延工程
へ送つている。この加熱工程においては加熱温度
および時間を充分にとり鋳片段階で析出している
AlNを固溶させ圧延に供している。そしてアルミ
キルド鋼の熱延鋼板を製造する場合には、加工用
に供しかつ軟質化が必要なため、熱延捲取り温度
を高くとり（例えば650±50℃）、AlNを析出させ
て固溶〔Ｎ〕量を減少させている。また、冷延鋼
板の場合には、加熱炉で充分AlNを分解固溶させ
て、熱延捲取温度を低くとり（例えば550±50
℃）、AlNを固溶させた状態で、冷延工程へ送つ
て焼鈍工程でAlNを析出させて集合組織を得て、
加工性を向上させている。 しかして近年、省エネルギーおよび生産性向上
の面から、連続鋳造直後の鋳片を直ちに熱間圧延
工程に送つて圧延を行なう、所謂直送圧延プロセ
ス、あるいは連続鋳造後の鋳片をそのまま保温
（保熱，昇温，均熱，復熱などの操作によつて）
してから熱間圧延を行なう、所謂ホツトチヤージ
圧延プロセスが開発されつつある。しかし、従来
プロセスでは鋳片でのAlN析出状態が如何なる状
態であつても充分な加熱工程を経るためAlNを固
溶させることができるが、上述の直送圧延プロセ
スあるいはホツトチヤージ圧延プロセスにおいて
は、加熱工程が全く省略されているか、もしくは
低温かつ短時間の保温工程が介在するのみである
ので、鋳片におけるAlNの析出状態が不均一分布
であるとこれがそのまま熱間圧延工程に影響を及
ぼし熱延後の製品も不均一な材質のものとならざ
るを得ない。 本発明の目的とするところは、上述した鋳片に
おけるAlNの析出分布を鋳片巾方向に均一にし、
前記直送圧延あるいはホツトチヤージ圧延プロセ
スを好適な状態で実施可能にすると共に、熱間圧
延後の製品内質を改善せしめることができる熱間
圧延用鋳片の製造方法を提供することにある。 すなわち、この目的を達成するための本発明の
鋳片の製造方法は、アルミキルド溶鋼を連続鋳造
して凝固を完了した熱鋳片スラブの巾方向両側部
をそれぞれ50mm／パス以上150mm／パス以下の巾
方向圧下量（以下単に巾圧下量と称する）で巾圧
延してAlNの析出を促進させ、該スラブ巾方向断
面のAlN析出分布を均等化することを特徴とす
る。 以下本発明の内容について詳細に説明する。 連続鋳造された鋳片の温度分布は、例えば第１
図に鋳片巾方向断面1/4断面の温度分布の一例を
示すが、図示の如く鋳片巾方向断面の中心部Ｃと
端部Ｅとでは100〜300℃程度の温度差がある。し
たがつて、このような鋳片においては端部が急冷
されることからAlNの析出量は端部が巾中心部よ
りも少ない。この状態を第２図に示すが、図の実
線にて示すように鋳片巾方向断面の端部を除く析
出量はほぼ均一となつているが、端部側は析出量
が低下していることがわかる。 また、第３図は本発明の如く鋳片スラブを巾方
向に圧延した場合、その巾圧下が及ぼす巾方向の
歪分布がどのような状態であるかを、実験した例
を示す。実験に供した圧延材はプラスチシンモデ
ル（28mmＨ×190mmＷ×300mmＬのサイズで実際の
スラブの1/10に相当）を用い、応力測定位置は第
３図イに示すように試料の巾方向にエツジから７
mmのＡ位置、15mmのＢ位置、35mmのＣ位置、中心
のＤ位置とし、各位置の長手方向にロ図に示す如
く巾方向，長さ方向および厚さ方向の応力を測定
する圧力センサーＳを埋め込んでおく。この状態
で第３図ハに示すように上下つば付の孔形竪ロー
ルＲを用いて試料Ｔを15mm巾圧下した。この巾圧
下時における試料中の圧力センサーによつて測定
された各方向の応力分布を示したのが第３図ニで
ある。 第３図に示す通り巾圧下時においては応力分布
は不均一でかつエツジ部が最も大きいことがわか
る。その結果、実際の鋳片スラブを巾方向に圧延
した場合、その圧下が及ぼす歪分布は巾方向に不
均一であり、また第４図にプラスチシンモデルを
用いて巾圧下を行なつた場合の試料の巾方向メタ
ルフローを示すが、この図からエツジ部のメタル
フローが大きいことがわかる。したがつて、これ
らのことからスラブに対し巾圧下圧延を施せば、
スラブエツジ部が特に変形が大きいことから加工
熱による温度上昇が計れることが判明した。 即ち連続鋳造して得られた鋳片スラブの巾方向
両側の低温部をそれぞれ50mm／パス以上150mm／
パス以下の巾圧下量で巾圧下することにより、選
択的に鋳片巾方向両側部の低温部の温度が、エツ
ジ部のAlN析出サイトの増加を図り、AlN析出量
を増加せしめるまでに上昇し、その結果スラブ巾
方向の鋳片巾方向両側部のAlN析出量を第２図に
示す鎖線の如く、均一な析出量分布状態とするの
である。本発明において、巾圧下量を１パス当り
50mm以上と規定したのは、これ以下では上記した
期待する鋳片巾方向両側部の温度上昇が得られ
ず、また連続鋳造と熱間圧延とを直結させるため
のサイジング効果が達成できない理由による。巾
圧下量の上限については、巾圧下機構の能力を考
慮しあるいは過大な変形はかえつて本発明の目的
を損うおそれがあるので、大体150mm／パス以下
に抑えることが好ましい。 第５図に通常のプロセスＡ、連続鋳造と巾圧下
圧延ａと熱間圧延ｂの直結プロセスＢ，Ｃにおけ
る時間と温度との関連を示す。第５図Ｂは中間に
保温工程を介在させた例で、AlN析出型を示し、
第５図Ｃは保温工程を省略したプロセスを示して
いる。省エネルギーの立場からは第５図Ａよりも
第５図Ｂ，Ｃのプロセスが好ましいが、連続鋳造
工程と熱間圧延工程とを直結する場合、両工程の
整合性を満たすことが必要で、そのためには連続
鋳造用鋳型を巾可変とするか又は連続鋳造後に巾
圧下圧延する手段がある。しかし本発明方法の如
く巾圧延し、AlNの析出量の均一化と温度上昇に
よる巾方向温度均一化が得られる巾圧下圧延は連
続鋳造―圧延直結化プロセスの効率を高めること
ができ、より有効な方法と言える。 以上説明したように本発明方法によれば、アル
ミキルド溶鋼を連続鋳造して得た鋳片スラブの巾
方向両側低温部（エツジ部）を、50mm／パス以上
150mm／パス以下の巾圧下圧延することにより、
AlNをスラブ巾方向断面に均等に析出分布させた
鋳片スラブを製造できるため、このスラブを後の
熱間圧延工程へ供しても均一な材質の製品が得ら
れる。また、この巾圧延は省エネルギーの面で有
利な直送圧延およびホツトチヤージ圧延プロセス
の実施を可能とする。さらに巾圧延はスラブ巾方
向断面の温度均一化をもたらし、後続する圧延工
程を支障なく行なわせる利点もある。 実施例 １ 表１の成分を有する溶鋼を真空溶解炉で溶解
し、巾2000mm×厚250mm×高300mmの扁平鋳型に注
入し、 (1) 鋳型をなるべく早く抜いて凝固完了した熱鋳
片スラブ（巾方向中心温度1100℃、巾方向両側
部温度950℃、平均温度1030℃）を空冷 (2) 鋳型をなるべく早く抜いて凝固完了した熱鋳
片スラブ（巾方向中心温度1210℃、巾方向両側
部温度1070℃、平均温度1120℃）を巾圧延機に
直接供給して巾圧下圧延 但し、巾圧下量：巾方向両側夫々50mm／パス×５
パス、巾圧下圧延開始時の熱鋳片スラブ平均温
度：1100℃、巾圧下圧延終了時の巾方向両側部温
度：750℃ 上記(1)における鋼塊を巾方向にドリルサンプル
を採用し、分析した結果を第６図に示し、(2)の圧
延を施した鋼材を前記同様に分析した結果を第７
図に示す。巾圧下することによつてNasAlNが巾
方向に均一化することがわかる。
アルミキルド溶鋼を連続鋳造して得られた鋳片ス
ラブの巾方向断面のAlN析出分布を均等化して内
質改善を計ることができる熱間圧延用鋳片の製造
方法に関するものである。 一般に、アルミキルド溶鋼を連続鋳造して凝固
させて鋳片を得た後、これを熱間圧延工程へ供給
する場合、従来では連続鋳造鋳片を一たん常温に
まで冷却して冷間手入れ等の精整工程を経てから
加熱炉によつて所定温度に加熱し、熱間圧延工程
へ送つている。この加熱工程においては加熱温度
および時間を充分にとり鋳片段階で析出している
AlNを固溶させ圧延に供している。そしてアルミ
キルド鋼の熱延鋼板を製造する場合には、加工用
に供しかつ軟質化が必要なため、熱延捲取り温度
を高くとり（例えば650±50℃）、AlNを析出させ
て固溶〔Ｎ〕量を減少させている。また、冷延鋼
板の場合には、加熱炉で充分AlNを分解固溶させ
て、熱延捲取温度を低くとり（例えば550±50
℃）、AlNを固溶させた状態で、冷延工程へ送つ
て焼鈍工程でAlNを析出させて集合組織を得て、
加工性を向上させている。 しかして近年、省エネルギーおよび生産性向上
の面から、連続鋳造直後の鋳片を直ちに熱間圧延
工程に送つて圧延を行なう、所謂直送圧延プロセ
ス、あるいは連続鋳造後の鋳片をそのまま保温
（保熱，昇温，均熱，復熱などの操作によつて）
してから熱間圧延を行なう、所謂ホツトチヤージ
圧延プロセスが開発されつつある。しかし、従来
プロセスでは鋳片でのAlN析出状態が如何なる状
態であつても充分な加熱工程を経るためAlNを固
溶させることができるが、上述の直送圧延プロセ
スあるいはホツトチヤージ圧延プロセスにおいて
は、加熱工程が全く省略されているか、もしくは
低温かつ短時間の保温工程が介在するのみである
ので、鋳片におけるAlNの析出状態が不均一分布
であるとこれがそのまま熱間圧延工程に影響を及
ぼし熱延後の製品も不均一な材質のものとならざ
るを得ない。 本発明の目的とするところは、上述した鋳片に
おけるAlNの析出分布を鋳片巾方向に均一にし、
前記直送圧延あるいはホツトチヤージ圧延プロセ
スを好適な状態で実施可能にすると共に、熱間圧
延後の製品内質を改善せしめることができる熱間
圧延用鋳片の製造方法を提供することにある。 すなわち、この目的を達成するための本発明の
鋳片の製造方法は、アルミキルド溶鋼を連続鋳造
して凝固を完了した熱鋳片スラブの巾方向両側部
をそれぞれ50mm／パス以上150mm／パス以下の巾
方向圧下量（以下単に巾圧下量と称する）で巾圧
延してAlNの析出を促進させ、該スラブ巾方向断
面のAlN析出分布を均等化することを特徴とす
る。 以下本発明の内容について詳細に説明する。 連続鋳造された鋳片の温度分布は、例えば第１
図に鋳片巾方向断面1/4断面の温度分布の一例を
示すが、図示の如く鋳片巾方向断面の中心部Ｃと
端部Ｅとでは100〜300℃程度の温度差がある。し
たがつて、このような鋳片においては端部が急冷
されることからAlNの析出量は端部が巾中心部よ
りも少ない。この状態を第２図に示すが、図の実
線にて示すように鋳片巾方向断面の端部を除く析
出量はほぼ均一となつているが、端部側は析出量
が低下していることがわかる。 また、第３図は本発明の如く鋳片スラブを巾方
向に圧延した場合、その巾圧下が及ぼす巾方向の
歪分布がどのような状態であるかを、実験した例
を示す。実験に供した圧延材はプラスチシンモデ
ル（28mmＨ×190mmＷ×300mmＬのサイズで実際の
スラブの1/10に相当）を用い、応力測定位置は第
３図イに示すように試料の巾方向にエツジから７
mmのＡ位置、15mmのＢ位置、35mmのＣ位置、中心
のＤ位置とし、各位置の長手方向にロ図に示す如
く巾方向，長さ方向および厚さ方向の応力を測定
する圧力センサーＳを埋め込んでおく。この状態
で第３図ハに示すように上下つば付の孔形竪ロー
ルＲを用いて試料Ｔを15mm巾圧下した。この巾圧
下時における試料中の圧力センサーによつて測定
された各方向の応力分布を示したのが第３図ニで
ある。 第３図に示す通り巾圧下時においては応力分布
は不均一でかつエツジ部が最も大きいことがわか
る。その結果、実際の鋳片スラブを巾方向に圧延
した場合、その圧下が及ぼす歪分布は巾方向に不
均一であり、また第４図にプラスチシンモデルを
用いて巾圧下を行なつた場合の試料の巾方向メタ
ルフローを示すが、この図からエツジ部のメタル
フローが大きいことがわかる。したがつて、これ
らのことからスラブに対し巾圧下圧延を施せば、
スラブエツジ部が特に変形が大きいことから加工
熱による温度上昇が計れることが判明した。 即ち連続鋳造して得られた鋳片スラブの巾方向
両側の低温部をそれぞれ50mm／パス以上150mm／
パス以下の巾圧下量で巾圧下することにより、選
択的に鋳片巾方向両側部の低温部の温度が、エツ
ジ部のAlN析出サイトの増加を図り、AlN析出量
を増加せしめるまでに上昇し、その結果スラブ巾
方向の鋳片巾方向両側部のAlN析出量を第２図に
示す鎖線の如く、均一な析出量分布状態とするの
である。本発明において、巾圧下量を１パス当り
50mm以上と規定したのは、これ以下では上記した
期待する鋳片巾方向両側部の温度上昇が得られ
ず、また連続鋳造と熱間圧延とを直結させるため
のサイジング効果が達成できない理由による。巾
圧下量の上限については、巾圧下機構の能力を考
慮しあるいは過大な変形はかえつて本発明の目的
を損うおそれがあるので、大体150mm／パス以下
に抑えることが好ましい。 第５図に通常のプロセスＡ、連続鋳造と巾圧下
圧延ａと熱間圧延ｂの直結プロセスＢ，Ｃにおけ
る時間と温度との関連を示す。第５図Ｂは中間に
保温工程を介在させた例で、AlN析出型を示し、
第５図Ｃは保温工程を省略したプロセスを示して
いる。省エネルギーの立場からは第５図Ａよりも
第５図Ｂ，Ｃのプロセスが好ましいが、連続鋳造
工程と熱間圧延工程とを直結する場合、両工程の
整合性を満たすことが必要で、そのためには連続
鋳造用鋳型を巾可変とするか又は連続鋳造後に巾
圧下圧延する手段がある。しかし本発明方法の如
く巾圧延し、AlNの析出量の均一化と温度上昇に
よる巾方向温度均一化が得られる巾圧下圧延は連
続鋳造―圧延直結化プロセスの効率を高めること
ができ、より有効な方法と言える。 以上説明したように本発明方法によれば、アル
ミキルド溶鋼を連続鋳造して得た鋳片スラブの巾
方向両側低温部（エツジ部）を、50mm／パス以上
150mm／パス以下の巾圧下圧延することにより、
AlNをスラブ巾方向断面に均等に析出分布させた
鋳片スラブを製造できるため、このスラブを後の
熱間圧延工程へ供しても均一な材質の製品が得ら
れる。また、この巾圧延は省エネルギーの面で有
利な直送圧延およびホツトチヤージ圧延プロセス
の実施を可能とする。さらに巾圧延はスラブ巾方
向断面の温度均一化をもたらし、後続する圧延工
程を支障なく行なわせる利点もある。 実施例 １ 表１の成分を有する溶鋼を真空溶解炉で溶解
し、巾2000mm×厚250mm×高300mmの扁平鋳型に注
入し、 (1) 鋳型をなるべく早く抜いて凝固完了した熱鋳
片スラブ（巾方向中心温度1100℃、巾方向両側
部温度950℃、平均温度1030℃）を空冷 (2) 鋳型をなるべく早く抜いて凝固完了した熱鋳
片スラブ（巾方向中心温度1210℃、巾方向両側
部温度1070℃、平均温度1120℃）を巾圧延機に
直接供給して巾圧下圧延 但し、巾圧下量：巾方向両側夫々50mm／パス×５
パス、巾圧下圧延開始時の熱鋳片スラブ平均温
度：1100℃、巾圧下圧延終了時の巾方向両側部温
度：750℃ 上記(1)における鋼塊を巾方向にドリルサンプル
を採用し、分析した結果を第６図に示し、(2)の圧
延を施した鋼材を前記同様に分析した結果を第７
図に示す。巾圧下することによつてNasAlNが巾
方向に均一化することがわかる。
【表】
実施例 ２
表２のTD成分を引抜き速度1.2m／min、注水
比1.4l／Kgで厚250mm×巾1250に鋳造し、 (1) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
800℃、巾方向両側部温度700℃、平均温度750
℃）をそのままクーラーOFF後空冷 (2) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
1210℃、巾方向両側部温度1070℃、平均温度
1100℃）をクーラOFFとして巾圧延を行わず
そのまま熱間圧延機に供し、直送圧延として、
圧延開始平均温度1070℃、圧延終了温度820℃
で圧延し、3.2mm×1250mmのコイルとして、630
±30℃で捲取つた。 (3) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
770℃、巾方向両側部温度650℃、平均温度710
℃）をクーラーOFFとして加熱炉に搬送し、
加熱炉装入前スラブの巾方向中心温度750℃で
加熱炉に装入し加熱抽出平均温度1100℃加熱時
間80分で処理し、これを巾圧延せず直接熱間圧
延機に供し、圧延開始平均温度1080℃、圧延終
了温度920℃で圧延し、3.2mm×1250mmのコイル
として、630±30℃で捲取つた。 (4) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
1010℃、巾方向両側部温度850℃、平均温度950
℃）をクーラーOFFとしてそのままの温度で
保熱炉に装入し平均温度1000℃に昇温の上、10
分間保温した後、巾方向中心温度1020℃、巾方
向両側部温度920℃、平均温度1000℃で熱間巾
圧延機に供して、巾圧下圧延（120mm／パス×
５パス）後、1050℃以上で加熱の上、通常の熱
間圧延を行つて3.2mm×730mmのコイルとして、
630±30℃で捲取つた。 上記(1)のスラブ、(2)〜(4)のコイルについて巾方
向にドリルサンプルを採取し、NasAlNとして分
析を行つた結果を第８図〜１１図に示す。第１１
図に明らかなように、巾圧下することによつて
NasAlNが巾方向に均一化することがわかる。
比1.4l／Kgで厚250mm×巾1250に鋳造し、 (1) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
800℃、巾方向両側部温度700℃、平均温度750
℃）をそのままクーラーOFF後空冷 (2) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
1210℃、巾方向両側部温度1070℃、平均温度
1100℃）をクーラOFFとして巾圧延を行わず
そのまま熱間圧延機に供し、直送圧延として、
圧延開始平均温度1070℃、圧延終了温度820℃
で圧延し、3.2mm×1250mmのコイルとして、630
±30℃で捲取つた。 (3) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
770℃、巾方向両側部温度650℃、平均温度710
℃）をクーラーOFFとして加熱炉に搬送し、
加熱炉装入前スラブの巾方向中心温度750℃で
加熱炉に装入し加熱抽出平均温度1100℃加熱時
間80分で処理し、これを巾圧延せず直接熱間圧
延機に供し、圧延開始平均温度1080℃、圧延終
了温度920℃で圧延し、3.2mm×1250mmのコイル
として、630±30℃で捲取つた。 (4) 凝固完了した熱鋳片スラブ（巾方向中心温度
1010℃、巾方向両側部温度850℃、平均温度950
℃）をクーラーOFFとしてそのままの温度で
保熱炉に装入し平均温度1000℃に昇温の上、10
分間保温した後、巾方向中心温度1020℃、巾方
向両側部温度920℃、平均温度1000℃で熱間巾
圧延機に供して、巾圧下圧延（120mm／パス×
５パス）後、1050℃以上で加熱の上、通常の熱
間圧延を行つて3.2mm×730mmのコイルとして、
630±30℃で捲取つた。 上記(1)のスラブ、(2)〜(4)のコイルについて巾方
向にドリルサンプルを採取し、NasAlNとして分
析を行つた結果を第８図〜１１図に示す。第１１
図に明らかなように、巾圧下することによつて
NasAlNが巾方向に均一化することがわかる。
第１図は鋳片スラブの中心部と端部との温度分
布を示す説明図、第２図は鋳片スラブ巾方向にお
けるAlN析出量を示す模式図、第３図イ〜ニはプ
ラスチシンモデルによる応力分布実験のための説
明図、第４図は巾圧下時のメタルフローの状態を
示すモデル図、第５図Ａ，Ｂ，Ｃは通常のプロセ
スとと連続鋳造―圧延直結プロセスを示す模式
図、第６図および第７図は本発明の実施例１にお
けるNasAlN分析結果を示す図表、第８図，第９
図，第１０図および第１１図は本発明の実施例２
におけるNasAlN分析結果を示す図表である。
布を示す説明図、第２図は鋳片スラブ巾方向にお
けるAlN析出量を示す模式図、第３図イ〜ニはプ
ラスチシンモデルによる応力分布実験のための説
明図、第４図は巾圧下時のメタルフローの状態を
示すモデル図、第５図Ａ，Ｂ，Ｃは通常のプロセ
スとと連続鋳造―圧延直結プロセスを示す模式
図、第６図および第７図は本発明の実施例１にお
けるNasAlN分析結果を示す図表、第８図，第９
図，第１０図および第１１図は本発明の実施例２
におけるNasAlN分析結果を示す図表である。
Claims (1)
- １ アルミキルド溶鋼を連続鋳造して凝固完了し
た巾方向両側部の温度が巾方向中央部の温度より
100〜300℃低い熱鋳片スラブを、そのままあるい
は保温後平均温度750〜1100℃でその巾方向両側
部をそれぞれ50mm／パス以上150mm／パス以下の
巾方向圧下量で巾圧延してAlNの析出を促進さ
せ、該スラブ巾方向断面のAlN析出分布を均等化
することを特徴とする熱間圧延用鋳片の製造方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8148079A JPS566705A (en) | 1979-06-29 | 1979-06-29 | Manufacture of cast billet for hot rolling |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8148079A JPS566705A (en) | 1979-06-29 | 1979-06-29 | Manufacture of cast billet for hot rolling |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS566705A JPS566705A (en) | 1981-01-23 |
| JPS623211B2 true JPS623211B2 (ja) | 1987-01-23 |
Family
ID=13747557
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP8148079A Granted JPS566705A (en) | 1979-06-29 | 1979-06-29 | Manufacture of cast billet for hot rolling |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS566705A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59197523A (ja) * | 1983-04-19 | 1984-11-09 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 加工用熱延鋼板の製造方法 |
| JPS6082616A (ja) * | 1983-10-13 | 1985-05-10 | Kawasaki Steel Corp | 極低炭素深絞り用冷延鋼板の製造方法 |
-
1979
- 1979-06-29 JP JP8148079A patent/JPS566705A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS566705A (en) | 1981-01-23 |
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