JPH0459925A - Ｆｅ―Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法 - Google Patents
Ｆｅ―Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法Info
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- JPH0459925A JPH0459925A JP2169624A JP16962490A JPH0459925A JP H0459925 A JPH0459925 A JP H0459925A JP 2169624 A JP2169624 A JP 2169624A JP 16962490 A JP16962490 A JP 16962490A JP H0459925 A JPH0459925 A JP H0459925A
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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、３５〜５５％Ｎ１を含むＦｅ−Ｎｉ合金より
なる熱延鋼帯の製造方法に関する。なお、本明細書にお
いて、％とは特にことわりのない限り重置％を表わす。
なる熱延鋼帯の製造方法に関する。なお、本明細書にお
いて、％とは特にことわりのない限り重置％を表わす。
Ｆｅ−（３５〜５５％）Ｎｉ合金、またはＦｅ７％以下
Ｃｒ−（３５〜５５％）Ｎｉ合金等のＦｅ−Ｎｉ合金は
、熱膨張率が小さく、ガラスやセラミックス等との封着
性に優れているため、各種の電子部品用材料として広く
用いられている。
Ｃｒ−（３５〜５５％）Ｎｉ合金等のＦｅ−Ｎｉ合金は
、熱膨張率が小さく、ガラスやセラミックス等との封着
性に優れているため、各種の電子部品用材料として広く
用いられている。
例えば、３６％Ｆｅ−Ｎｉ合金は熱膨張率が最も小さく
、テレビ受像機のシャドウマスク用材料として、また４
２％Ｆｅ−Ｎｉ合金は常温付近で４ＸＩＯ−”／”Ｃ程
度の熱膨張率を示し、ＩＣパンケージとの封着性が優れ
、メンキ性、ハンダ性も良好なことから、ＩＣリードフ
レーム用材料として使用されている。これらのシャドウ
マスク、ＩＣリードフレーム等の素材に使用される板厚
０．２５〜０．１５ｍの薄板コイルは、Ｆｅ−Ｎｉ合金
の熱間圧延鋼板を冷間圧延して得られる。
、テレビ受像機のシャドウマスク用材料として、また４
２％Ｆｅ−Ｎｉ合金は常温付近で４ＸＩＯ−”／”Ｃ程
度の熱膨張率を示し、ＩＣパンケージとの封着性が優れ
、メンキ性、ハンダ性も良好なことから、ＩＣリードフ
レーム用材料として使用されている。これらのシャドウ
マスク、ＩＣリードフレーム等の素材に使用される板厚
０．２５〜０．１５ｍの薄板コイルは、Ｆｅ−Ｎｉ合金
の熱間圧延鋼板を冷間圧延して得られる。
ところで、Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱間圧延鋼板を能率良く製
造する方法としては、連続鋳造スラブを連続式熱間圧延
機を有するミルで熱間圧延して熱延鋼帯とするものが一
般的である。熱間圧延に際してのスラブ加熱は、多くの
場合ウォーキングビ−ム弐の加熱炉が生産能率、品質向
上の点より用いられている。ところが、Ｆｅ−Ｎｉ合金
は熱間加工時に耳割れが発生しやすく、歩留り良く熱間
圧延鋼板を製造することができないといった問題を有す
る。ｖｆに、連続鋳造スラブから得られる熱延＊＊に発
生する耳割れは、圧延材の側端から５０閣位までのエン
ジ部表裏面に発生し、冷間圧延後にもそれが凹凸班とし
て残存する。そのため熱間圧延後にＩｊＲＩＩＦ表面を
研削ベルトにより研削を行う所謂コイルグラインダーを
複数バス行う必要があり、これが歩留り低下と作業コス
トの増大を招く原因になっている。
造する方法としては、連続鋳造スラブを連続式熱間圧延
機を有するミルで熱間圧延して熱延鋼帯とするものが一
般的である。熱間圧延に際してのスラブ加熱は、多くの
場合ウォーキングビ−ム弐の加熱炉が生産能率、品質向
上の点より用いられている。ところが、Ｆｅ−Ｎｉ合金
は熱間加工時に耳割れが発生しやすく、歩留り良く熱間
圧延鋼板を製造することができないといった問題を有す
る。ｖｆに、連続鋳造スラブから得られる熱延＊＊に発
生する耳割れは、圧延材の側端から５０閣位までのエン
ジ部表裏面に発生し、冷間圧延後にもそれが凹凸班とし
て残存する。そのため熱間圧延後にＩｊＲＩＩＦ表面を
研削ベルトにより研削を行う所謂コイルグラインダーを
複数バス行う必要があり、これが歩留り低下と作業コス
トの増大を招く原因になっている。
そこで、従来からもＦｅ−Ｎｉ合金熱延鋼帯における耳
割れ防止策が種々提案されている。例えば、圧延方法に
よるものとして「全圧延率が５０％を超えるまでｌバス
当り】０％以上の圧下率で圧延し耳割れを防ぐ方法Ｊ
（特開昭６２〜３８０１）、「鋳塊の表面温度が３００
〜５００℃の間を７０℃／ ｈ ｒ以下の速度で加熱し
、１バスの圧下率を４％以下で圧鍛することで表面割れ
を防止する方法」 （特開昭６１−２２７１．２７）等
があり、微量元素添加によるものとしてｒＣａを０．０
０１〜０．０１％添加する方法」 （特開昭６ｌ−８７
８５１）等がある。
割れ防止策が種々提案されている。例えば、圧延方法に
よるものとして「全圧延率が５０％を超えるまでｌバス
当り】０％以上の圧下率で圧延し耳割れを防ぐ方法Ｊ
（特開昭６２〜３８０１）、「鋳塊の表面温度が３００
〜５００℃の間を７０℃／ ｈ ｒ以下の速度で加熱し
、１バスの圧下率を４％以下で圧鍛することで表面割れ
を防止する方法」 （特開昭６１−２２７１．２７）等
があり、微量元素添加によるものとしてｒＣａを０．０
０１〜０．０１％添加する方法」 （特開昭６ｌ−８７
８５１）等がある。
しかしながら、これらの耳割れ防止策は種々の問題点を
有している。例えば、特開昭６１−２２７１２７の開示
する方法では、加熱時間が長くなると同時に熱間圧延の
能率が低下し、Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱間圧延鋼板を能率良
く製造する上で問題がある。また特開昭６１−８７８５
１の開示する方法は、脱酸生成物としてＣ系の（硬い）
Ｃａ系介在物が生成しやすく、電子部品として製造され
る上でのメツキ性に悪影響を及ぼすため、実際に採用す
るには問題を有する。
有している。例えば、特開昭６１−２２７１２７の開示
する方法では、加熱時間が長くなると同時に熱間圧延の
能率が低下し、Ｆｅ−Ｎｉ合金の熱間圧延鋼板を能率良
く製造する上で問題がある。また特開昭６１−８７８５
１の開示する方法は、脱酸生成物としてＣ系の（硬い）
Ｃａ系介在物が生成しやすく、電子部品として製造され
る上でのメツキ性に悪影響を及ぼすため、実際に採用す
るには問題を有する。
そして、何よりも耳割れ防止効果が十分でなく、生産能
率を高めるために連続鋳造スラブを直接熱間圧延する方
法においては特に耳割れが発生しやすかった。
率を高めるために連続鋳造スラブを直接熱間圧延する方
法においては特に耳割れが発生しやすかった。
本発明の目的は、耳割れ防止効果が高く、しかも圧延効
率やメツキ性等に悪影響を及ぼすおそれのないＦｅ−Ｎ
ｉ合金熱延鋼帯の製造方法を提供することにある。
率やメツキ性等に悪影響を及ぼすおそれのないＦｅ−Ｎ
ｉ合金熱延鋼帯の製造方法を提供することにある。
先に例示した種々の耳割れ防止策は、Ｆｅ−Ｎｉ合金の
熱延鋼板の耳割れの原因をおもにＦｅＮｔ合金の熱間変
形能の乏しさに求めている。
熱延鋼板の耳割れの原因をおもにＦｅＮｔ合金の熱間変
形能の乏しさに求めている。
熱間変形能の乏しい合金を熱間加工する場合、１パス当
りの圧下率（歪量）を少なく制限することが有効である
と考える場合が多く、特開昭６１２２７１２７の方法は
その一例である。しかしながらＦｅ−Ｎｉ合金において
、実際の熱間圧延での歪速度（１〜１０／ｓ程度）にお
ける熱間変形能（引張り試験の断面絞り率による評価）
は歪速度が大きいほど向上することが知られている。熱
間圧延における歪速度は１パス当りの圧下率の平方根に
比例して増大する。よって圧下率／パスが大きいほど歪
速度が太き（て変形能が高く、加工性が向上するとも考
えることができる。このような観点から、先の例とは矛
盾するが特開昭６２３８０１に示される方法が提案され
ている。
りの圧下率（歪量）を少なく制限することが有効である
と考える場合が多く、特開昭６１２２７１２７の方法は
その一例である。しかしながらＦｅ−Ｎｉ合金において
、実際の熱間圧延での歪速度（１〜１０／ｓ程度）にお
ける熱間変形能（引張り試験の断面絞り率による評価）
は歪速度が大きいほど向上することが知られている。熱
間圧延における歪速度は１パス当りの圧下率の平方根に
比例して増大する。よって圧下率／パスが大きいほど歪
速度が太き（て変形能が高く、加工性が向上するとも考
えることができる。このような観点から、先の例とは矛
盾するが特開昭６２３８０１に示される方法が提案され
ている。
一方で熱間変形能とは直接的に関係のない鋳塊加熱時の
加熱速度に関する対策によりＦｅ−Ｎ１合金の熱間圧延
時の表面割れを改善するのが特開昭６１−２２７１２７
の方法である。ここで、表面割れが改善される理由は「
明確ではないが３００℃〜５００℃の間におけるＦｅ−
Ｎｉ金属間化合物の挙動と関連があるのかも知れない」
と説明されており、疑問点を含んだものになっている。
加熱速度に関する対策によりＦｅ−Ｎ１合金の熱間圧延
時の表面割れを改善するのが特開昭６１−２２７１２７
の方法である。ここで、表面割れが改善される理由は「
明確ではないが３００℃〜５００℃の間におけるＦｅ−
Ｎｉ金属間化合物の挙動と関連があるのかも知れない」
と説明されており、疑問点を含んだものになっている。
以上述べたようにＦｅ−Ｎｉ合金の熱間圧延時に発生す
る耳割れ、表面疵に対する原因の考え方、対策の取り方
には、いくつかの問題点や疑問点が有り、耳割れの正確
な原因は別にあるように考えられる。そのため、本発明
者らは、連続鋳造スラブを熱間圧延して得られたＦｅ−
Ｎｉ合金熱延鋼帯に発生している耳割れの原因を詳細に
検討し直す必要を惑し、その熱延綱帯の耳割れの詳細な
観察、熱延鋼帯の圧延条件、スラブの加熱条件等を変更
した実機試験と、Ｆｅ−Ｎｉ合金の代表として４２％Ｎ
ｊ合金を主対象として広範囲な歪速度下での変形能測定
、小型の圧延実験等の実験室的検討を行った。そして、
その結果室てられた推論のもとで、いくつかの対策案に
ついてテストを実施した結果、本発明を完成したのであ
る。本発明を完成させるに至った知見事実および考え方
は以下のとおりである。
る耳割れ、表面疵に対する原因の考え方、対策の取り方
には、いくつかの問題点や疑問点が有り、耳割れの正確
な原因は別にあるように考えられる。そのため、本発明
者らは、連続鋳造スラブを熱間圧延して得られたＦｅ−
Ｎｉ合金熱延鋼帯に発生している耳割れの原因を詳細に
検討し直す必要を惑し、その熱延綱帯の耳割れの詳細な
観察、熱延鋼帯の圧延条件、スラブの加熱条件等を変更
した実機試験と、Ｆｅ−Ｎｉ合金の代表として４２％Ｎ
ｊ合金を主対象として広範囲な歪速度下での変形能測定
、小型の圧延実験等の実験室的検討を行った。そして、
その結果室てられた推論のもとで、いくつかの対策案に
ついてテストを実施した結果、本発明を完成したのであ
る。本発明を完成させるに至った知見事実および考え方
は以下のとおりである。
第１図はＦｅ−４２％Ｎｉ合金の８００ ℃における断
面絞り率と歪速度の関係を示す図表、第２図はＦｅ−４
２％Ｎｉ合金のｌＸｌ０−”／ｓおよび５．５Ｘ］０−
’／ｓの各歪速度下での断面絞り率と温度の関係を示す
図表である。
面絞り率と歪速度の関係を示す図表、第２図はＦｅ−４
２％Ｎｉ合金のｌＸｌ０−”／ｓおよび５．５Ｘ］０−
’／ｓの各歪速度下での断面絞り率と温度の関係を示す
図表である。
加熱時の熱応力による歪速度は１０１〜１０−４／Ｓで
あるが、このような非常に小さいな歪速度変形下におけ
る熱間変形能（熱間引張試験の断面絞り率による評価）
は、６００〜１０００℃の間で極めて低くなる。従って
、この温度領域において、熱応力歪を与えることは割れ
の起点をつくることになる。
あるが、このような非常に小さいな歪速度変形下におけ
る熱間変形能（熱間引張試験の断面絞り率による評価）
は、６００〜１０００℃の間で極めて低くなる。従って
、この温度領域において、熱応力歪を与えることは割れ
の起点をつくることになる。
近年の主流をなすウオーキングビーム武の連続加熱炉に
おいては、スラブは固定ビームの上に置かれた状態で加
熱される。固定ビームはビーム本体と、実際にスラブと
接触するスキントポタンとにより構成されている。スラ
ブの固定ビーム近傍は固定ビームにより輻射熱が遮られ
ること、スキントポタンにより伝導熱を奪われることに
より加熱されにくく、ここに不均一加熱による熱応力が
発生する。従って、６００ ℃から１０００℃までのス
ラブの不均一加熱による熱応力を低減することが熱延綱
帯の耳割れの防止に効果的となる。
おいては、スラブは固定ビームの上に置かれた状態で加
熱される。固定ビームはビーム本体と、実際にスラブと
接触するスキントポタンとにより構成されている。スラ
ブの固定ビーム近傍は固定ビームにより輻射熱が遮られ
ること、スキントポタンにより伝導熱を奪われることに
より加熱されにくく、ここに不均一加熱による熱応力が
発生する。従って、６００ ℃から１０００℃までのス
ラブの不均一加熱による熱応力を低減することが熱延綱
帯の耳割れの防止に効果的となる。
耳割れの防止には、スラブ内部の温度の確保も必要であ
る。この観点から、１０００℃から均熱温度までの領域
では、より一層昇温速度を低下させる必要がある。
る。この観点から、１０００℃から均熱温度までの領域
では、より一層昇温速度を低下させる必要がある。
熱間圧延に相当するような１から１０／Ｓ程度の歪速度
変形における熱間変形能は、９００℃以下で若干低下す
るものの、全体的には耳割れが問題となることの少ない
５ＵＳ３０４綱と同程度であり、変形抵抗は５ＵＳ３０
４綱よりもむしろ小さい。この良好な大歪速度変形下に
おける熱間変形能を生かして、温度９００℃以上、圧下
率１５％以上で熱間圧延の第１バス圧延を行っておけば
、再結晶による結晶粒微細化効果により９００℃以下で
の熱間変形能を一層改善されるために、脆弱な凝固組織
を有する連続鋳造スラブにおいても１回圧延が可能とな
り、かつ耳割れも抑えられる。
変形における熱間変形能は、９００℃以下で若干低下す
るものの、全体的には耳割れが問題となることの少ない
５ＵＳ３０４綱と同程度であり、変形抵抗は５ＵＳ３０
４綱よりもむしろ小さい。この良好な大歪速度変形下に
おける熱間変形能を生かして、温度９００℃以上、圧下
率１５％以上で熱間圧延の第１バス圧延を行っておけば
、再結晶による結晶粒微細化効果により９００℃以下で
の熱間変形能を一層改善されるために、脆弱な凝固組織
を有する連続鋳造スラブにおいても１回圧延が可能とな
り、かつ耳割れも抑えられる。
以上のような知見事項および考え方に基づいて本発明は
完成されたものであり、Ｆｅ−Ｎｉ合金の連続鋳造スラ
ブを加熱炉により加熱し、熱間圧延して熱延綱帯を製造
する方法において、当該スラブの表面温度が６００ ℃
がら１０００ ℃に至るまでの間を１５℃／分以下の速
度で昇温し、更に１０００℃から均熱温度までの間を３
゛ｃ／分以下の速度で昇温し、かつ熱間圧延における第
１バス目の圧延を温度９００℃以上、圧下率１５％以上
で行うことを特徴とするＦｅ−Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造
方法を要旨とする。
完成されたものであり、Ｆｅ−Ｎｉ合金の連続鋳造スラ
ブを加熱炉により加熱し、熱間圧延して熱延綱帯を製造
する方法において、当該スラブの表面温度が６００ ℃
がら１０００ ℃に至るまでの間を１５℃／分以下の速
度で昇温し、更に１０００℃から均熱温度までの間を３
゛ｃ／分以下の速度で昇温し、かつ熱間圧延における第
１バス目の圧延を温度９００℃以上、圧下率１５％以上
で行うことを特徴とするＦｅ−Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造
方法を要旨とする。
［作 用〕
本発明におけるＦｅ−Ｎｉ合金とは、主成分をＦｅおよ
びＮ１とする合金で、Ｎｉを３５〜５５％を含む高Ｎｉ
合金である。この合金にはＦｅＮｊのほかにＳｉ、Ｍｎ
、ＡＮ等の脱酸元素、ＣＰ、 Ｓ、、 Ｎ、 Ｏ等の
不可避的不純物を含み、さらに合金元素としてのＣｒ、
Ｃｏ等を含み得る。
びＮ１とする合金で、Ｎｉを３５〜５５％を含む高Ｎｉ
合金である。この合金にはＦｅＮｊのほかにＳｉ、Ｍｎ
、ＡＮ等の脱酸元素、ＣＰ、 Ｓ、、 Ｎ、 Ｏ等の
不可避的不純物を含み、さらに合金元素としてのＣｒ、
Ｃｏ等を含み得る。
連続鋳造スラブとは連続鋳造機によって鋳込まれた厚み
が例えば１００ｍないし２００閣前後の、連続式熱間圧
延機によって直接熱間圧延が可能な寸法を有するスラブ
であって、分塊圧延したものは含まない。分塊圧延によ
って得られたスラブは再結晶により結晶粒が微細化して
おり、割れ感受性が低下し耳割れが問題となることは少
ない。
が例えば１００ｍないし２００閣前後の、連続式熱間圧
延機によって直接熱間圧延が可能な寸法を有するスラブ
であって、分塊圧延したものは含まない。分塊圧延によ
って得られたスラブは再結晶により結晶粒が微細化して
おり、割れ感受性が低下し耳割れが問題となることは少
ない。
加熱炉とは熱間圧延に先だってスラブの加熱に用いられ
る連続式または非連続式のものを指す。
る連続式または非連続式のものを指す。
スラブを連続的に加熱、抽出することができる加熱炉（
連続式加熱炉）は通常人口より予熱帯、加熱帯、均熱帯
と呼ばれるゾーンから構成されており、このうちウオー
キングビーム式加熱炉においては、固定ビームの上にお
かれたスラブをウオーキングビームによって持ち上げて
少しずつより温度の高いゾーンへと前進させて加熱抽出
するようになっている。
連続式加熱炉）は通常人口より予熱帯、加熱帯、均熱帯
と呼ばれるゾーンから構成されており、このうちウオー
キングビーム式加熱炉においては、固定ビームの上にお
かれたスラブをウオーキングビームによって持ち上げて
少しずつより温度の高いゾーンへと前進させて加熱抽出
するようになっている。
当該スラブの表面温度が６００℃から１０００℃に至る
までの間を１５℃／分以下の速度で昇温すると規定した
のは、この温度域がＦｅ−Ｎｉ合金特有の低歪速度変形
に伴う脆化温度域であって、第３図に示すように１５℃
／分以下の昇温速度に規制することにより加熱中の連続
鋳造スラブ内に発生する熱応力の低減と内部割れの防止
を達成し、熱延鋼帯の耳割れを低減できるからである。
までの間を１５℃／分以下の速度で昇温すると規定した
のは、この温度域がＦｅ−Ｎｉ合金特有の低歪速度変形
に伴う脆化温度域であって、第３図に示すように１５℃
／分以下の昇温速度に規制することにより加熱中の連続
鋳造スラブ内に発生する熱応力の低減と内部割れの防止
を達成し、熱延鋼帯の耳割れを低減できるからである。
またスラブの表面温度が１０００℃から均熱温度の間を
３゛Ｃ／分以下の速度で昇温すると規定したのは、スラ
ブの内部温度を十分に高める（均熱温度に近付ける）た
めである。１０００ ”Ｃ以上の温度域で３゛Ｃ／分を
超える速度でスラブ表面を昇温しでもスラブの内部温度
が追従できず、熱間圧延温度を確保することができない
ため、第４図に示すように耳割れの発生を免れ得ない。
３゛Ｃ／分以下の速度で昇温すると規定したのは、スラ
ブの内部温度を十分に高める（均熱温度に近付ける）た
めである。１０００ ”Ｃ以上の温度域で３゛Ｃ／分を
超える速度でスラブ表面を昇温しでもスラブの内部温度
が追従できず、熱間圧延温度を確保することができない
ため、第４図に示すように耳割れの発生を免れ得ない。
昇温速度の規制は、連続式加熱炉では通常はスラブの炉
内移動速度の低下、もしくは炉内の途中停止等により行
う。
内移動速度の低下、もしくは炉内の途中停止等により行
う。
なお、昇温速度の下限については、特に限定は不要であ
り、実操業において作業能率を極端に低下させない速度
を選定すればよい。
り、実操業において作業能率を極端に低下させない速度
を選定すればよい。
昇温速度規制下で加熱されたスラブに対して行う熱間圧
延は、第１パス圧延で９００℃以上の温度、１５％以上
の圧下率を確保するものとする。
延は、第１パス圧延で９００℃以上の温度、１５％以上
の圧下率を確保するものとする。
こうすることにより、大圧下が割れにつながらず、しか
も大圧下に伴う結晶粒微細化効果により大圧下後の圧延
での熱間変形能も向上し、その結果、第５図に示すよう
に耳割れが大幅に抑制される。
も大圧下に伴う結晶粒微細化効果により大圧下後の圧延
での熱間変形能も向上し、その結果、第５図に示すよう
に耳割れが大幅に抑制される。
３０Ｔｏｎ電気炉−ＶＯＤ （真空精練炉）によって精
練されたＦｅ−４２％Ｎ１合金（代表的成分は０．００
５％Ｃ−０，２５％Ｓｉ −０，５％Ｍｎｏ、０１％Ｐ
−０，００４％Ｓ−０，０２％Ｃｕ−４１゜５％Ｎｉ−
０，０５％Ｃｒ−０，０５％Ｃｏ−０，００２％Ｓ ｏ
ｌＡｌ−０，００２％Ｎ−０，００２％Ｏ）を１５０
閣厚Ｘ１１９０閣幅×長さ（約７ｍ）の連続鋳造スラブ
に鋳込み、表面グラインダー研削を行った後、酸化防止
剤を塗布した。酸化防止剤を塗布する理由は、Ｆｅ−Ｎ
ｉ合金特有のスラブ加熱時の粒界酸化起因の表面疵防止
のためである。
練されたＦｅ−４２％Ｎ１合金（代表的成分は０．００
５％Ｃ−０，２５％Ｓｉ −０，５％Ｍｎｏ、０１％Ｐ
−０，００４％Ｓ−０，０２％Ｃｕ−４１゜５％Ｎｉ−
０，０５％Ｃｒ−０，０５％Ｃｏ−０，００２％Ｓ ｏ
ｌＡｌ−０，００２％Ｎ−０，００２％Ｏ）を１５０
閣厚Ｘ１１９０閣幅×長さ（約７ｍ）の連続鋳造スラブ
に鋳込み、表面グラインダー研削を行った後、酸化防止
剤を塗布した。酸化防止剤を塗布する理由は、Ｆｅ−Ｎ
ｉ合金特有のスラブ加熱時の粒界酸化起因の表面疵防止
のためである。
このスラブを第１表に示す条件で加熱、熱間圧延し、熱
延鋼帯の耳割れを調査した。
延鋼帯の耳割れを調査した。
耳割れは、コイルグラインダー（ＣＣ）による研削手入
指数で評価した。
指数で評価した。
第１表より明らかなように、スラブの表面温度が６００
〜１０００℃に昇温する間の速度を１５℃／分以下とし
、更ムこ１０００ ℃〜均熱温度に昇温する間の速度を
３℃／分以下とすることにより、耳割れが軽減傾向を示
し、この昇温速度規制に加えて、熱間圧延第１パスで９
００℃以上での大圧下を行うことにより耳割れの大幅軽
減が可能になる。
〜１０００℃に昇温する間の速度を１５℃／分以下とし
、更ムこ１０００ ℃〜均熱温度に昇温する間の速度を
３℃／分以下とすることにより、耳割れが軽減傾向を示
し、この昇温速度規制に加えて、熱間圧延第１パスで９
００℃以上での大圧下を行うことにより耳割れの大幅軽
減が可能になる。
第 】
表（１）
〔発明の効果〕
以上述べたように、本発明によれば簡単な方法によって
Ｆｅ−Ｎｉ合金熱延銅帯の耳割れを著しく軽減し、歩留
りを大幅に向上させることができ、しかも熱間圧延効率
やメツキ性を低下させる懸念がなく、その工業的価値は
非常に大きい。
Ｆｅ−Ｎｉ合金熱延銅帯の耳割れを著しく軽減し、歩留
りを大幅に向上させることができ、しかも熱間圧延効率
やメツキ性を低下させる懸念がなく、その工業的価値は
非常に大きい。
第１図はＦｅ−４２％Ｎｉ合金の８００ ℃における断
面絞り率と歪速度の関係を示す図表、第２図はＦｅ−４
２％Ｎｉ合金のｌＸｌ０−’／ｓおよび５．５ Ｘ １
０−’／ ｓの各歪速度下での断面絞り率と温度の関係
を示す図表、第３図および第４図はＦｅ−４２％Ｎｉ合
金熱延綱帯の耳割れ除去に要した研削手入の指数と加熱
炉中での連続鋳造スラブの表面昇温速度との関係を示す
図表、第５図は同しくＦｅ−４２％Ｎ１合金熱延鋼帯の
耳割れ除去に要した研削手入の指数と熱間圧延における
９００℃以上での圧下率との関係を示す図表である。 ＊）ＣＧ不可、サイズダウン 第 図 歪速度（Ｓ”） 破断温／ｌ（０す 第 図 ６００〜＋０００’ｃて゛の 昇温速成（℃／ｍ、ｎ） 第 図 １０００＠ｃ以上て゛の 昇温速度（℃／ｍ１ｎ’）
面絞り率と歪速度の関係を示す図表、第２図はＦｅ−４
２％Ｎｉ合金のｌＸｌ０−’／ｓおよび５．５ Ｘ １
０−’／ ｓの各歪速度下での断面絞り率と温度の関係
を示す図表、第３図および第４図はＦｅ−４２％Ｎｉ合
金熱延綱帯の耳割れ除去に要した研削手入の指数と加熱
炉中での連続鋳造スラブの表面昇温速度との関係を示す
図表、第５図は同しくＦｅ−４２％Ｎ１合金熱延鋼帯の
耳割れ除去に要した研削手入の指数と熱間圧延における
９００℃以上での圧下率との関係を示す図表である。 ＊）ＣＧ不可、サイズダウン 第 図 歪速度（Ｓ”） 破断温／ｌ（０す 第 図 ６００〜＋０００’ｃて゛の 昇温速成（℃／ｍ、ｎ） 第 図 １０００＠ｃ以上て゛の 昇温速度（℃／ｍ１ｎ’）
Claims (1)
- （１）Ｆｅ−Ｎｉ合金の連続鋳造スラブを加熱炉により
加熱し、熱間圧延して熱延鋼帯を製造する方法において
、当該スラブの表面温度が６００℃から１０００℃に至
るまでの間を１５℃／分以下の速度で、更に１０００℃
から均熱温度に至るまでの間を３℃／分以下の速度でそ
れぞれ昇温し、かつ熱間圧延における第１パス目の圧延
を温度９００℃以上、圧下率１５％以上で行うことを特
徴とするＦｅ−Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法。
Priority Applications (1)
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|---|---|---|---|
| JP2169624A JP2751582B2 (ja) | 1990-06-27 | 1990-06-27 | Ｆｅ―Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
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| JP2169624A JP2751582B2 (ja) | 1990-06-27 | 1990-06-27 | Ｆｅ―Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法 |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0459925A true JPH0459925A (ja) | 1992-02-26 |
| JP2751582B2 JP2751582B2 (ja) | 1998-05-18 |
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| JP2169624A Expired - Fee Related JP2751582B2 (ja) | 1990-06-27 | 1990-06-27 | Ｆｅ―Ｎｉ合金熱延鋼帯の製造方法 |
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| JP (1) | JP2751582B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002069535A (ja) * | 2000-08-30 | 2002-03-08 | Nippon Mining & Metals Co Ltd | 耐落下衝撃変形性及び低熱膨張性Ｆｅ−Ｎｉ系合金材の、熱間圧延割れを防止する製造方法 |
| KR100556023B1 (ko) * | 2001-10-23 | 2006-03-03 | 주식회사 포스코 | 엣지균열 발생이 없는 철-니켈강의 열간압연재 제조방법 |
| CN103406352A (zh) * | 2013-08-12 | 2013-11-27 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种镍基合金Ni36板的加热和轧制方法 |
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-
1990
- 1990-06-27 JP JP2169624A patent/JP2751582B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| CN103406352B (zh) * | 2013-08-12 | 2015-07-15 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种镍基合金Ni36板的加热和轧制方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
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