JPH0873993A - 溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板およびその製造方法 - Google Patents
溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板およびその製造方法Info
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- JPH0873993A JPH0873993A JP23402194A JP23402194A JPH0873993A JP H0873993 A JPH0873993 A JP H0873993A JP 23402194 A JP23402194 A JP 23402194A JP 23402194 A JP23402194 A JP 23402194A JP H0873993 A JPH0873993 A JP H0873993A
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Abstract
板を用いた場合でも、溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼
板およびその製造方法を提供する。 【構成】 C :0.01〜0.15% 、Si:0.05〜0.3%、Mn:0.
1 〜0.8 % 、 P:0.06%以下、 S:0.03 %以下、sol.Al:
0.02〜0.07% 、N: 0.012% 以下、Cu:0.04 〜0.4%、S
n:0.004 〜0.4%、但し、Cu+10Sn ≦0.8%以下、Ni:0.0
1〜0.1%、Cr:0.01〜0.1%、Mo:0.01〜0.1%、必要に応
じB:0.0005〜0.003%、および、Feよりなる成分組成を有
する熱延鋼板。上記成分組成を有する鋼を溶製し、連続
鋳造によってスラブに鋳造し、前記スラブを直接または
加熱後、 Ar3変態点以上の仕上げ温度で熱間圧延し、70
0 ℃以下の温度で巻取ることにより、溶融亜鉛メッキ性
に優れた熱延鋼板を製造する。
Description
優れた熱延鋼板およびその製造方法に関するものであ
る。
の鉄スクラップの発生量が増加し、製鉄業においては環
境問題の観点から、鉄源としてこのような鉄スクラップ
の使用が検討され始めている。
Sn、As、NiおよびCrなどがトランプエレメントとして含
有されており、これらの元素は、Feよりも酸化され難い
ために、現在の製鉄プロセスにおいては殆ど除去されず
鋼中に残存し、鋼材の製造性、材質、表面特性に悪影響
を与えるとされている。(特開平4-162943号、特開平4-
371528号)
よび特開平4-365813号公報等に開示されているような、
耐食性、強度および表面特性の改善のために、鋼中に意
識的にCu、CrおよびNi等の元素を添加した鋼材を除いて
は、トランプエレメントとして、これらの元素を含有す
る鋼はない。
しての鉄スクラップの使用は必須であると考えられるた
めに、鉄スクラップによるトランプエレメント含有鋼に
ついて、その諸特性を詳細に検討した。その結果、溶融
亜鉛メッキ鋼板の溶融亜鉛メッキ性において、トランプ
エレメントを含有する場合には、Fe−Zn合金層の生成速
度が著しく速く、溶融亜鉛メッキ層の曲げ加工性の低下
や表面不良等の発生することが明らかになった。
を解決し、鉄源として鉄スクラップを使用し、トランプ
エレメントを含有した鋼を使用した場合でも、溶融亜鉛
メッキ性に優れ、溶融亜鉛メッキ層の曲げ加工性の低下
や表面不良等が発生することのない熱延鋼板およびその
製造方法を提供することにある。
を例えば10wt.%以上配合しても、溶融亜鉛メッキ性に優
れ且つ表面性状の良好な熱延鋼板を開発すべく、鋭意研
究を重ねた。そのために、本発明者等は、先ず、表1に
示す各種化学成分組成の鋼を溶製し、得られた鋼に対し
熱間粗圧延を施して30mmの厚さのスラブとなし、このス
ラブを、加熱温度1150℃、仕上げ温度 900℃の条件で熱
間圧延して、厚さ 3.2mmの熱延鋼板を調製した。次い
で、このようにして得られた熱延鋼板に対し、 460℃の
温度の純亜鉛メッキ浴中に60秒間浸漬することからなる
溶融亜鉛メッキ処理を施して、鋼板の表面に溶融亜鉛メ
ッキ層が形成された溶融亜鉛メッキ鋼板の試験片No.1〜
10を調製した。
ける溶融亜鉛メッキ層中の鉄反応量を測定した。鉄反応
量は、鋼板と溶融亜鉛メッキ層との界面に形成された鉄
−亜鉛合金層の厚さに対応する値である。図1は、上記
によって測定された溶融亜鉛メッキ層中の鉄反応量と、
鋼中の銅含有量との関係を示すグラフである。図1にお
いて、○印は、Si含有量が0.04wt.%以下(Bを含有せ
ず)の鋼(試験片No.1〜4)の鉄反応量であり、□印
は、Si含有量が0.05〜0.28wt.%(Bを含有せず)の鋼
(試験片No.5〜8)の鉄反応量であり、そして、△印
は、Si含有量が0.04wt.%以下で、且つ、Bを 0.025wt.%
以下含有する鋼(試験片No.9〜10)の鉄反応量である。
含有せず)の鋼の鉄反応量は、Cuを含有しない鋼(試験
片No.1)の場合には少ないが、Cu含有量が多くなるに従
って増加する傾向が認められた。一方、Si含有量が0.05
wt.%以上の鋼(試験片No.5〜8)、および、Si含有量が
0.04wt.%以下であっても 0.025wt.%以下のBを含有する
鋼(試験片No.9〜10)の鉄反応量は、Cuの含有量にかか
わらずほぼ一定値であることが認められた。
キ層の密着性を、曲げ試験によって調べた。図2は、各
試験片における溶融亜鉛メッキ層の鉄反応量と限界曲げ
半径との関係を示すグラフである。限界曲げ半径は、0
〜2t(0〜6.4mm)の曲げ半径によって曲げ試験を行った
ときに、亜鉛メッキ層に割れは生じても剥離は生じない
最小曲げ半径として定義した。
が少ないほど、限界曲げ半径は小さく、溶融亜鉛メッキ
層の密着性が優れていることが認められた。優れたメッ
キ密着性を示す鋼板は、Siを0.05wt.%以上含有する鋼
(試験片No.5〜8)であった。また、Bを 0.025wt.%以
下含有する鋼(試験片No.9〜10)の場合には、Si含有量
が0.04wt.%以下で少ないにもかかわらず、B無添加鋼に
比べて鉄反応量は小であった。
基づいてなされたものであって、請求項1に記載の発明
の溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板は、鉄源として鉄
スクラップを使用し溶製した実質的に下記化学成分組
成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.05 〜0.3 wt.% マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.4 wt.%、 錫(Sn) : 0.005〜0.04wt.%、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.8 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.%、および、 鉄(Fe)よりなることに特徴を有するものである。
化学成分組成として、請求項1に記載の成分組成中、シ
リコン(Si)含有量を0.04wt.%以下に限定し、更にボロン
(B)を 0.0005 〜0.003wt.% 含有していることに特徴と
有するものである。
請求項1または請求項2に記載の化学成分組成からなる
鋼を、転炉または電気炉によって溶製した後、連続鋳造
によってスラブに鋳造し、次いで、前記スラブをAr3 変
態点以上の仕上げ温度で直接熱間圧延し、このようにし
て得られた鋼帯を、700 ℃以下の温度で巻き取ることに
特徴を有するものである。
として鉄スクラップを使用し溶製した、実質的に下記化
学成分組成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.05 〜0.3 wt.% マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.40wt.%、 錫(Sn) : 0.004〜0.04wt.%、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.4 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.% 、および、 鉄(Fe)よりなる鋼を、転炉または電気炉によって溶製し
た後、連続鋳造によってスラブに鋳造し、次いで、前記
スラブを、1,100 以上の温度に加熱した後、Ar3変態点
以上の仕上げ温度で熱間圧延し、このようにして得られ
た鋼帯を、700 ℃以下の温度で巻き取ることに特徴を有
するものである。
化学成分組成として、上記請求項4に記載の成分組成
中、シリコン(Si)含有量を 0.04wt.% 以下に限定し、そ
して、更にボロン(B) を 0.0005 〜0.003wt.% 含有して
いることに特徴と有するものである。
た範囲内に限定した理由について、以下に述べる。 (1) C :Cは、鋼の強度を高める基本的な元素である。
C含有量が0.01wt.%未満では二次加工脆化が生じやすく
なり、一方、C 含有量が0.15wt.%を超えると強度が高く
なり過ぎて加工性が劣化する。従って、C含有量は0.01
〜0.15wt.%の範囲内に限定すべきである。
有する鋼において、Fe−Zn合金化反応を抑制する作用を
有する元素である。Si含有量が0.05wt.%未満では上述し
た作用に所望の効果が発揮されず、一方、Si含有量が0.
3 wt.%を超えると、赤スケールと呼ばれる表面欠陥が発
生しやすくなる。従って、Si含有量は、 0.05 〜0.3 w
t.%の範囲内に限定すべきである。ただし、Bを含有す
る鋼においては、BがFe−Zn合金化反応を抑制する作用
を有しているので、コスト面からSi含有量は極力少ない
方がよく、この観点からBを含有する鋼のSi量は、0.04
wt.%以下にすべきである。
る。Mn含有量が0.1wt.% 未満では鋼板の表面に疵が発生
しやすくなる。一方、Mn含有量が0.8wt.% を超えると強
度が高くなり過ぎて加工性が劣化する。従って、Mn含有
量は 0.1〜0.8wt.% の範囲内に限定すべきである。
および伸びフランジ性等の加工性を高めるために少ない
方がよく、従って、 0.03wt.% 以下に限定すべきであ
る。この値は、溶接性を確保する点からも重要である。
鋼板のプレス成形後に2次加工割れと呼ばれる粒界脆性
破壊を生じさせる元素である。従って、その含有量は少
ない方が望ましく、0.06wt.%以下に限定すべきである。
あるために少ない方が望ましく、従って、その含有量
は、0.012 wt.%以下に限定すべきである。
な元素である。しかしながら、sol.Alの含有量が0.02w
t.%未満ではその効果が不十分であり、一方、sol.Alの
含有量が0.07wt.%を超えると、シリケート系の介在物が
多くなって加工性が劣化し、且つ、コスト高となる。従
って、sol.Alの含有量は、0.02〜0.07wt.%の範囲内に限
定すべきである。
含有される元素であるが、鉄源として鉄スクラップを使
用しない場合でも、最大0.04wt.%のCuが含有される場合
があるため、Cu含有量の下限値は0.04wt.%に規定され
る。Cu含有量が0.4 wt.%を超えて多いと、Cu疵と呼ばれ
る表面疵が発生して表面品質が劣化する。即ち、連続鋳
造された、Cuを含有するスラブを再加熱した後、酸化性
雰囲気で熱間圧延するプロセスの場合には、Cuは、熱間
圧延時に酸化されないため、スケール直下に濃化してCu
富化相が形成される。Cu富化相の融点は比較的低いの
で、一般的なスラブ加熱温度である1100℃以上において
Cu富化相が融液になり、この融液がオーステナイト粒界
に浸透する結果、熱間圧延時に表面割れが発生して表面
欠陥となる。このような表面欠陥の発生を防止するため
には、鋼中のCu含有量の上限値を0.4 wt.%にすることが
必要である。
加されている鋼の場合には、Cu富化相にSnが濃化し、こ
の相の融点を下げるため、Cu単独添加の鋼板に比較し
て、Cu疵が発生しやすくなり、表面品質が劣化する。従
って、本発明において、CuおよびSnを含有する鋼からな
るスラブを再加熱した後、熱間圧延するプロセスの場合
には、鋼板の表面品質を改善するために、Cu含有量が
0.04 〜0.4 wt.%の範囲内であって、且つ、Cu+10Sn≦
0.4 wt.%の条件を満たしていることが必要である。
に直接熱間圧延するプロセスの場合には、スラブは再加
熱されないために、Cu融液の粒界浸透が殆ど生じないの
で、スラブを再加熱するプロセスの場合に比べ、Cu疵に
関するCu含有量の限界値を高くすることが可能になる。
従って、本発明において、CuおよびSnを含有する鋼から
なるスラブを再加熱せずに直接熱間圧延するプロセスの
場合には、Cu含有量が0.04 〜0.40wt.%の範囲内であっ
て、且つ、Cu+10Sn≦0.8 wt.%の条件を満たしていれば
よい。
含有される元素であるが、鉄源として鉄スクラップを使
用しない場合でも、最大0.004wt.% のSnが含有されてい
る場合があるため、Sn含有量の下限値は0.004wt.% に規
定される。一方、Sn含有量が0.04wt.%を超えると、鋼板
の表面品質および加工性が劣化する。従って、Sn含有量
は、0.004 〜0.04wt.%の範囲内に限定すべきである。更
に、連続鋳造されたスラブを再加熱した後熱間圧延する
プロセスの場合には、上述したように、Cu+10Sn≦0.4w
t.%の条件を満足していることが必要であり、また、連
続鋳造されたスラブを再加熱せずに直接熱間圧延するプ
ロセスの場合には、Cu+10Sn≦0.8 wt.%の条件を満足し
ていることが必要である。
て含有される元素であるが、鉄源として鉄スクラップを
使用しない場合でも、最大0.01wt.%のNiが含有されてい
る場合があるため、Ni含有量の下限値は0.01wt.%に規定
される。一方、Niは、Cu疵の発生防止および焼入性の向
上に有効な元素である。しかしながら、Ni含有量が0.1
wt.%を超えると、強度が増加し加工性が劣化する。従っ
て、Ni含有量は0.01〜0.1wt.% の範囲内に限定すべきで
ある。
レメントとして含有される元素であるが、いずれも、鉄
源として鉄スクラップを使用しない場合でも、最大0.01
wt.%を含有される場合があるため、CrおよびMoの含有量
の下限値は、それぞれ0.01wt.%に規定される。Crおよび
Moの各含有量が0.1 wt.%を超えると、強度上昇のため加
工性が劣化する。従って、CrおよびMoの含有量は、いず
れも0.01〜0.1wt.% の範囲内に限定すべきである。
うに、Fe−Zn合金化反応を抑制する元素である。従っ
て、必要に応じてこれを含有させる。しかしながら、B
含有量が0.0005wt.%未満ではその効果が不十分である。
一方、B含有量が0.003wt.% を超えると熱間加工性が劣
化する。従って、B含有量は0.0005〜0.003wt.% の範囲
内に限定すべきである。
前述した範囲内に限定した理由について述べる。鋼の溶
解および精錬については、転炉法または電気炉法のいず
れの製法によって行ってもよく、鉄源として低品位の鉄
スクラップを、銑鉄に対し10wt.%以上使用して溶製す
る。スラブの鋳造は、その品質上、歩留上および生産能
率上等の有利性から連続鋳造法によって行い、通常の肉
厚の厚スラブまたは薄スラブを鋳造する。
の場合には、スラブの再加熱温度は、常法の 1,100℃以
上であればよい。なお、連続鋳造されたスラブを直接熱
間圧延するプロセスの場合には、スラブに対する上記加
熱は行わない。熱間圧延の際の仕上げ温度はAr3変態点
以上に限定すべきである。上記仕上げ温度がAr3変態点
未満では、鋼板のフェライト粒に歪みが加わり、混粒組
織になって延性が劣化する。熱間圧延の際の巻取り温度
は、常法の 700℃以下であればよい。
比しながら説明する。鉄源として、平均的に、Cu:0.4w
t.% 、Sn:0.04wt.%、Cr:0.1wt.% およびMo:0.1wt.%
を含有する低品位の鉄スクラップを、銑鉄に対し10wt.%
以上使用した、表2に示す本発明の範囲内の化学成分組
成を有する本発明鋼No. 1 〜11、および、少なくとも1
つの元素が本発明の範囲外の化学成分組成を有する比較
鋼No.1〜9を、電気炉によって溶製し次いで連続鋳造し
た。
のスラブおよび比較鋼No.1〜7のスラブを、表3に示す
加熱温度(ST)、仕上げ圧延温度(FT)および巻取り温度(C
T)で熱間圧延し、次いで、1%の調質圧延を施すことに
よって、本発明熱延鋼板の供試体(以下、本発明供試体
という)No. 1〜8および比較用熱延鋼板の供試体(以
下、比較用供試体という)No.1〜7を調製した。また、
連続鋳造された本発明鋼No.9〜11のスラブおよび比較鋼
No.8〜9のスラブを、表3に示す仕上げ圧延温度(FT)お
よび巻取り温度(CT)で直接熱間圧延し、次いで、1%の
調質圧延を施すことによって、本発明供試体No.9〜11お
よび比較用供試体No.8〜9を調製した。
および比較用供試体の各々の材料特性、即ち、降伏点(Y
P)、引張り強度(TS)、伸び(El)、表面品質および亜鉛め
っき層の曲げ特性を調べ、表3に併せて示した。
を目視によって調べ、次のようにして評価した。 ○:表面疵発生なし、 ×:表面疵発生あり。
験片を460 ℃の温度に加熱した後、純亜鉛メッキ浴中に
60秒間浸漬することによって、鋼板の表面に溶融亜鉛メ
ッキ層を形成させ、次いで、試験片に対し曲げ半径1t
(3.2mm)で曲げ加工を施すことからなる曲げ試験によっ
て、亜鉛メッキ層の密着性を調べ、次のようにして評価
した。 ○:亜鉛メッキ層の剥離なし、 ×:亜鉛メッキ層の剥離あり。
ブを再加熱し次いで熱間圧延した比較用供試体No.1〜
7、および、スラブを直接熱間圧延した比較用供試体N
o.8〜9においては、何れも、鋼中のSi含有量が本発明
の範囲を外れて少ないために、Fe−Zn合金化反応が促進
され、溶融亜鉛メッキ層の密着性が劣化した。比較用供
試体No.3〜7およびNo.8〜9においては、鋼中のCu+10
Sn値が本発明の範囲を超えて多いために、表面品質が劣
化した。比較用供試体No.5においては、Mn含有量が本発
明の範囲を超えて多く、また、比較用供試体No.7におい
ては、C含有量が本発明の範囲を超えて多いために、何
れも伸びが低く加工性が劣化した。そして、比較用供試
体No.1においては、仕上圧延温度が本発明の範囲を外れ
て低いために、ミクロ組織がフェライト混粒組織となり
延性が大幅に劣化した。
造条件がこの発明の範囲内である本発明鋼No.1〜11にお
いては、機械的性質、表面品質および溶融亜鉛めっき性
の何れにおいても優れていた。
合は、銑鉄に対し10wt.%以上であるが、鉄源として鉄ス
クラップをどのような割合で使用してもよいことは、勿
論である。
鉄源として鉄スクラップを使用し、トランプエレメント
を含有した鋼板を使用した場合でも、溶融亜鉛メッキ性
に優れ、溶融亜鉛メッキ層の曲げ加工性の低下や表面不
良等が発生することのない熱延鋼板が得られる、工業上
有用な効果がもたらされる。
有量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。
Claims (5)
- 【請求項1】 鉄源として鉄スクラップを使用し溶製し
た、実質的に下記化学成分組成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.05 〜0.3 wt.% マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.4 wt.%、 錫(Sn) : 0.004〜0.04wt.%、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.8 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.%、および、 鉄(Fe) よりなることを特徴とする、溶融亜鉛メッキ性に優れた
熱延鋼板。 - 【請求項2】 鉄源として鉄スクラップを使用し溶製し
た、実質的に下記化学成分組成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.04wt.% 以下、 マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.4 wt.%、 錫(Sn) : 0.004〜0.04wt.%、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.8 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.%、 ボロン(B) : 0.0005 〜0.003 wt.%、および、 鉄(Fe) よりなることを特徴とする、溶融亜鉛メッキ性に優れた
熱延鋼板。 - 【請求項3】 請求項1または請求項2に記載の化学成
分組成を有する鋼を、転炉または電気炉によって溶製し
た後、連続鋳造によってスラブに鋳造し、次いで、前記
スラブをAr3 変態点以上の仕上げ温度で直接熱間圧延
し、このようにして得られた鋼帯を、700 ℃以下の温度
で巻き取ることを特徴とする、溶融亜鉛メッキ性に優れ
た熱延鋼板の製造方法。 - 【請求項4】 鉄源として鉄スクラップを使用し溶製し
た、実質的に下記化学成分組成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.05 〜0.3 wt.% マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.4 wt.%、 錫(Sn) : 0.004〜0.04 wt.% 、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.4 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.%、および、 鉄(Fe) よりなる鋼を、転炉または電気炉によって溶製した後、
連続鋳造によってスラブに鋳造し、次いで、前記スラブ
を、1,100 以上の温度に加熱した後、Ar3 変態点以上の
仕上げ温度で熱間圧延し、このようにして得られた鋼帯
を、700 ℃以下の温度で巻き取ることを特徴とする、溶
融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板の製造方法。 - 【請求項5】 鉄源として鉄スクラップを使用し溶製し
た、実質的に下記化学成分組成、 炭素(C) : 0.01 〜0.15wt.% シリコン(Si) : 0.04wt.% 以下、 マンガン(Mn) : 0.1 〜0.8 wt.%、 燐(P) : 0.06 wt.%下、 硫黄(S) : 0.03 wt.%以下、 可溶性アルミニウム(sol.Al) : 0.02 〜0.07wt.% 窒素(N) : 0.012wt.%以下、 銅(Cu) : 0.04 〜0.4 wt.%、 錫(Sn) : 0.004〜0.04wt.%、 但し、Cu+10Sn ≦ 0.4 wt.% ニッケル(Ni) : 0.01 〜0.1 wt.%、 クロム(Cr) : 0.01 〜0.1 wt.%、 モリブデン(Mo): 0.01 〜0.1 wt.%、 ボロン(B) : 0.0005 〜0.003 wt.%、および、 鉄(Fe) よりなる鋼を、転炉または電気炉によって溶製した後、
連続鋳造によってスラブに鋳造し、次いで、前記スラブ
を、1,100 以上の温度に加熱した後、Ar3 変態点以上の
仕上げ温度で熱間圧延し、このようにして得られた鋼帯
を、700 ℃以下の温度で巻き取ることを特徴とする、溶
融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板の製造方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP06234021A JP3094807B2 (ja) | 1994-09-02 | 1994-09-02 | 溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板およびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP06234021A JP3094807B2 (ja) | 1994-09-02 | 1994-09-02 | 溶融亜鉛メッキ性に優れた熱延鋼板およびその製造方法 |
Publications (2)
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JPH0873993A true JPH0873993A (ja) | 1996-03-19 |
JP3094807B2 JP3094807B2 (ja) | 2000-10-03 |
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Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2010007093A (ja) * | 2008-06-24 | 2010-01-14 | Jfe Steel Corp | メッキ後の表面品質に優れた鋼板 |
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JP2016170165A (ja) * | 2015-03-11 | 2016-09-23 | 新日鐵住金株式会社 | 金属板の耐曲げ性の評価装置および評価方法 |
CN111575626A (zh) * | 2020-06-08 | 2020-08-25 | 首钢集团有限公司 | 一种热镀锌热轧钢及其制备方法 |
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1994
- 1994-09-02 JP JP06234021A patent/JP3094807B2/ja not_active Expired - Fee Related
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