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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- 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
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- Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
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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】
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
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
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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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