JPH0579731B2 - - Google Patents
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- JPH0579731B2 JPH0579731B2 JP62054238A JP5423887A JPH0579731B2 JP H0579731 B2 JPH0579731 B2 JP H0579731B2 JP 62054238 A JP62054238 A JP 62054238A JP 5423887 A JP5423887 A JP 5423887A JP H0579731 B2 JPH0579731 B2 JP H0579731B2
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Description
［産業上の利用分野］
本発明は、熱間加工性の悪いオーステナイト系
ステンレス鋼のパツク圧延方法に関するもので、
圧延による割れを発生させずに所定の板厚まで圧
延することを目的とする圧延方法に関するもので
ある。 ［従来の技術］ ボロンを0.3〜2.0wt％添加したオーステナイト
系ステンレス鋼は、熱中性子吸収性に優れている
ことから、使用済み核燃料の輸送および貯蔵用キ
ヤスタの燃料バスケツト用材料として使用され
る。 然し、ボロンの添加によつてステンレス鋼中に
は、硬くて脆いホウ化物が形成されるためボロン
添加量の増加に伴い熱間加工性が著しく低下す
る。 通常、熱中性子吸収材としては厚さ10mm以下の
ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼板並び
に薄鋼板が使用される。 従つて、通常の圧延法を適用すると熱間加工性
を維持できる圧延温度の確保が困難となり熱間加
工性の劣化から割れが発生する。この場合、加熱
温度を高めることによつて圧延温度を上昇させる
ことが可能であるが、前述のホウ化物は1200℃以
上で溶融するので加熱温度は1175℃より高くする
こは出来ない。これらの点を考慮して実施されて
きた従来技術の内容とその問題点を以下に述べ
る。 ［発明が解決すべき問題点］ ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼は、
熱間加工可能な温度範囲が狭いために、この温度
範囲を保持すべく、加熱・加工を多数回繰返して
製造するが、ヒート数の増加により製造コストは
大幅に上昇する。 又、この方法においても、ボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼板を使用する板厚は10mm以
下の中厚板あるいは３mm以下の薄板が多いため、
板厚が薄くなるのに伴う温度降下が大きく、熱間
加工可能温度域で所定の板厚まで加工できず割れ
が発生する。 この割れは、鋼板のエツジより発生し加工度が
加わるにつれて鋼板の中央部方向に進展する。割
れの発生した部分は、使用に供することができな
いため歩留り低下を来たし、製造コストの上昇と
なる。 一方、ボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼にTi（チタン）あるいはＶ（バナジユーム）を
添加してホウ化物の組成、形態を変化させ熱間加
工性を改善することが試みられているが、これ等
の元素はフエライト形成元素であるため、ホウ化
物の他にデルタ・フエライトをも形成し、熱間加
工性の飛躍的な向上には結びつかず割れの発生を
防止することは出来ない。 本発明は、上記の従来技術の問題点を解決する
ためのものであり、圧延による割れを発生させず
に、所定の板厚まで圧延するボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼の圧延方法を提供すること
を目的とする。 ［問題点を解決するための手段］ 本発明は、表面に剥離剤を塗布したボロン含有
オーステナイト系ステンレス鋼材を１枚以上積層
し、その上下をカバー材で覆い、周りをスペーサ
で囲み、溶接して組立てたパツク圧延素材を熱間
で圧延する前記ボロン含有オーステナイト系ステ
ンレス鋼材の製造方法において、圧延中のカバー
材の変形抵抗値がコア材の変形抵抗値以下となる
ように合せ板厚比を選定し、かつ前記パツク圧延
素材を1100℃以上1175℃以下で加熱し、下記の式
で示される温度以上で仕上げ圧延を行うことを特
徴とするボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼の圧延方法である。 Ｔ＝53B＋870 但し Ｔ；仕上限界圧延温度（℃） Ｂ；ボロン含有率（wt％） ［作用］ 本発明は、ボロン添加オーステナイト系ステン
レス鋼板のパツク圧延による製造技術を詳細に検
討した結果なされたものである。 即ち、先ず熱間圧延加工性については、後述の
実施例に示す如く、ボロン添加量が高いほどホウ
化物が多くなり、割れの発生する限界温度が高く
なるものの、ボロン添加量（wt％）に応じて熱
間圧延可能な温度範囲が存在する。 従つて、本材料の圧延仕上り温度をボロン添加
量（wt％）に応じて、下記(1)式で与えられる限
界圧延温度Ｔ（℃）以上にとることにより、熱間
圧延による本材料の製造が可能となる。 Ｔ＝53B＋870 ……(1) そこで、本発明者等は、上記(1)式を満足させる
ため即ち材料の温度降下防止のために、以下のパ
ツク圧延方法を発明するに至つたものである。 パツク圧延方法とは、第１図に示すようににボ
ロン添加オーステナイト系ステンレス鋼を１枚以
上の多層に積重ね、その外周を他の材料で包み込
むことによつて、被圧延材の厚さを一定以上に維
持して本材料の温度降下を防止し、１層当りの厚
さを圧延仕上げ寸法に熱間圧延する方法である。 以下本圧延方法について述べる。 １ 組立ての基本構成 第１図はパツク圧延における組立ての基本構成
の説明図である。図において、１はコア材であ
り、ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼イ
ンゴツトあるいは連鋳スラブを、前述の(1)式を満
足する温度以上で熱間圧延もしくは熱間鍛造して
製造する。従つてコア材の仕上り厚さは必然的に
厚いものとなる。 また、このコア材の製造過程を経ず本材料のイ
ンゴツトあるいは連鋳スラブを直ちにコア材とし
て用いることも可能である。 ２はカバー材、３はスペーサと呼び、低炭素鋼
などの溶接可能な材料を用いる。４は剥離剤であ
り、圧延による層間での圧着を防止すると共に伝
熱抵抗として、コア材１の温度低下を防止する。 ５はカバー材２とスペーサ３の溶接部である。 ２ パツク圧延法の基本特性 第３図及び第４図は夫々（カバー材の伸び）−
（コア材の伸び）と形状特性及び板厚特性との関
係図であるが、これらの図に基いて、積層圧延法
の基本特性の理論的検討結果を定性的に説明す
る。 形状特性 第３図に示すように、コア材の変形抵抗がカバ
ー材の変形抵抗よりも大きい場合、即ちコア材の
方がカバー材よりも硬い場合には、軟らかいカバ
ー材の伸びが大きくなり、この伸び差は、コア材
の変形抵抗とカバー材の変形抵抗の比（以後変形
抵抗比という。）が大きい程大となる。 このような条件下においては、コア材はカバー
材内部で安定して圧延され形状良好となる。 変形抵抗比が１の場合、即ちコア材とカバー材
の硬さが同一の場合には夫々の伸びが一致し、単
体の材料を圧延するのと全く同様な状態で安定し
た圧延となり形状良好となる。 一方、変形抵抗比が１より小さい場合には、コ
ア材の伸びがカバー材の伸びより大きくなる。従
つて、コア材の変形はカバー材によつて拘束さ
れ、一般的には塑性座屈を生じて形状不良とな
る。即ち、 変形抵抗比（knr）＝コア材の変形抵抗とカバー材
の変形抵抗の比、と定義すると、 knr≧１；形状良好 knr＜１；形状不良 となり、knr≧１で安定したパツク圧延法が成立
することが明らかとなつた。 板厚特性 第４図に示すように、knr＞１の場合、形状不
良は呈しないものの、パツク圧延材の厚さ（総板
厚と言う）に対するコア材の占める板厚の比率に
よつてカバー材の伸びとコア材の伸びとの差が異
なる。 図示するように、コア材の板厚と総板厚の比
（以後、合せ板厚比と言う）が小さいとカバー材
の伸びが促進されコア材の伸びとの差が大きい
が、合せ板厚比が増加するにつれてこの伸び差が
減少する。 即ち、これを板厚の変化として表現すると、パ
ツク圧延材の圧下率（総圧下率と言う）に対して
コア材とカバー材夫々の圧下率は第５図に示すよ
うになる。 従つて所定のコア材厚を得るためには、変形抵
抗比並びに合せ板厚比に応じてパツク圧延材の最
終狙い板厚を設定しければならない。 knr＝１の場合には、 総圧下率＝コア材の降下率＝カバー材の圧下率
となる。 実際的には、コア材の製品厚と積層枚数の生産
性の点、カバー材の溶接強度、総板厚の制限など
からこの合せ板厚比は0.3〜0.8程度とすることが
好ましい。 ３ カバー材の選択 この発明を具現化するために、1.00％ボロン添
加オーステナイト系ステンレス鋼板（第１表、No.
２）について、その変形抵抗を調査し適切なカバ
ー材質についての検討を行つた。 その１例を第６図に示す。 第６図に明らかなように、1.00％ボロン添加オ
ーステナイト系ステンレス鋼板（SUS304B）の
平均変形抵抗は、SUS304材より30〜40％程度大
きい。 また炭素鋼（Ceq＝0.21％）に対しては、1.7〜
２倍程度である。 従つて、いずれの材料をカバー材として選択し
ても、形状不良を生じないパツク圧延の可能性が
予測されるが、SUS304材自体が高価な材料であ
ることや、炭素鋼より平均変形抵抗が大きく圧延
負荷が増大することを考慮すると、工業的には低
炭素鋼をカバー材として選択するのが好ましい。 また、実際の圧延では、カバー材の温度はコア
材の温度より降下するため、温度降下によつてカ
バー材の平均変形抵抗がコア材より大きくならな
い配慮が必要となる。 ４ パツク組立て条件（カバー材厚の適正化） 1.00％ボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼板（SUS304B）のパツク圧延法による製造を
可能とするためには前述した(1)式の圧延温度範囲 Ｔ≧923℃ と圧延中における SUS304Bの平均変形抵抗≧炭素鋼（Ceq＝0.21
％） （コア材） （カバー材） を同時に満足させるパツク組立て条件（カバー材
厚の適正化）を検討する必要がある。 計算シミユレーシヨンによる検討結果の１例を
第７図に示す。計算条件は、 コア材（SUS304B）寸法 108t×1310w×1810l →圧延10.4t×1840w コア材の枚数 １枚 パツク組立て寸法 ｔ×1470w×1970l 加熱温度 1150℃ パススケジユール 厚板ミル１基にてクロス （幅出しを含む）圧延 とした。 第７図より、この場合の適正カバー材厚は、56
mm／片側以上であることがわかる。但し、先に、
２）の板厚特性で述べたようにカバー材厚の薄
い方が目標とする圧延寸法の達成が容易であるこ
とは言うまでもない。 以上３）４）で例示したような検討過程を踏ま
えることにより、0.3〜2.0wt％ボロン添加オース
テナイト系ステンレス鋼板のパツク圧延法による
製造条件が確立された。 次に加熱温度の限定理由について述べる。 加熱温度を1100℃以上1175℃以下としたのは、
1100℃未満の加熱では、仕上り温度の低下が著し
くなり、圧延可能な温度範囲が狭くなるため好ま
しなく、また1175℃を越えて加熱すると、ホウ化
物の溶融が起り圧延中に割れるために、加熱温度
は1100℃〜1175℃とした。 尚、ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼
とは、 Ｂ：0.3〜2.0wt％、Ｃ：0.08wt％以下、Si：
2.0wt％以下、Mn：2.0wt％以下、Ｐ：0.05wt％
以下、Ｓ：0.03wt％以下、Cr：16.0〜20.0wt％、
Ni：8.0〜15.0wt％、Mo：3.0wt％以下、Ｎ：
0.15wt％以下 を含有し、残部がFe及び不可避不純物からなる
鋼を言う。 次に本発明の実施例について述べる。 ［実施例］ 先ず、第１表に示す組成のボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼を、素材として加熱温度を
1150℃としその熱間圧延加工性を評価した。 その結果を第２図に示す。
ステンレス鋼のパツク圧延方法に関するもので、
圧延による割れを発生させずに所定の板厚まで圧
延することを目的とする圧延方法に関するもので
ある。 ［従来の技術］ ボロンを0.3〜2.0wt％添加したオーステナイト
系ステンレス鋼は、熱中性子吸収性に優れている
ことから、使用済み核燃料の輸送および貯蔵用キ
ヤスタの燃料バスケツト用材料として使用され
る。 然し、ボロンの添加によつてステンレス鋼中に
は、硬くて脆いホウ化物が形成されるためボロン
添加量の増加に伴い熱間加工性が著しく低下す
る。 通常、熱中性子吸収材としては厚さ10mm以下の
ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼板並び
に薄鋼板が使用される。 従つて、通常の圧延法を適用すると熱間加工性
を維持できる圧延温度の確保が困難となり熱間加
工性の劣化から割れが発生する。この場合、加熱
温度を高めることによつて圧延温度を上昇させる
ことが可能であるが、前述のホウ化物は1200℃以
上で溶融するので加熱温度は1175℃より高くする
こは出来ない。これらの点を考慮して実施されて
きた従来技術の内容とその問題点を以下に述べ
る。 ［発明が解決すべき問題点］ ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼は、
熱間加工可能な温度範囲が狭いために、この温度
範囲を保持すべく、加熱・加工を多数回繰返して
製造するが、ヒート数の増加により製造コストは
大幅に上昇する。 又、この方法においても、ボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼板を使用する板厚は10mm以
下の中厚板あるいは３mm以下の薄板が多いため、
板厚が薄くなるのに伴う温度降下が大きく、熱間
加工可能温度域で所定の板厚まで加工できず割れ
が発生する。 この割れは、鋼板のエツジより発生し加工度が
加わるにつれて鋼板の中央部方向に進展する。割
れの発生した部分は、使用に供することができな
いため歩留り低下を来たし、製造コストの上昇と
なる。 一方、ボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼にTi（チタン）あるいはＶ（バナジユーム）を
添加してホウ化物の組成、形態を変化させ熱間加
工性を改善することが試みられているが、これ等
の元素はフエライト形成元素であるため、ホウ化
物の他にデルタ・フエライトをも形成し、熱間加
工性の飛躍的な向上には結びつかず割れの発生を
防止することは出来ない。 本発明は、上記の従来技術の問題点を解決する
ためのものであり、圧延による割れを発生させず
に、所定の板厚まで圧延するボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼の圧延方法を提供すること
を目的とする。 ［問題点を解決するための手段］ 本発明は、表面に剥離剤を塗布したボロン含有
オーステナイト系ステンレス鋼材を１枚以上積層
し、その上下をカバー材で覆い、周りをスペーサ
で囲み、溶接して組立てたパツク圧延素材を熱間
で圧延する前記ボロン含有オーステナイト系ステ
ンレス鋼材の製造方法において、圧延中のカバー
材の変形抵抗値がコア材の変形抵抗値以下となる
ように合せ板厚比を選定し、かつ前記パツク圧延
素材を1100℃以上1175℃以下で加熱し、下記の式
で示される温度以上で仕上げ圧延を行うことを特
徴とするボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼の圧延方法である。 Ｔ＝53B＋870 但し Ｔ；仕上限界圧延温度（℃） Ｂ；ボロン含有率（wt％） ［作用］ 本発明は、ボロン添加オーステナイト系ステン
レス鋼板のパツク圧延による製造技術を詳細に検
討した結果なされたものである。 即ち、先ず熱間圧延加工性については、後述の
実施例に示す如く、ボロン添加量が高いほどホウ
化物が多くなり、割れの発生する限界温度が高く
なるものの、ボロン添加量（wt％）に応じて熱
間圧延可能な温度範囲が存在する。 従つて、本材料の圧延仕上り温度をボロン添加
量（wt％）に応じて、下記(1)式で与えられる限
界圧延温度Ｔ（℃）以上にとることにより、熱間
圧延による本材料の製造が可能となる。 Ｔ＝53B＋870 ……(1) そこで、本発明者等は、上記(1)式を満足させる
ため即ち材料の温度降下防止のために、以下のパ
ツク圧延方法を発明するに至つたものである。 パツク圧延方法とは、第１図に示すようににボ
ロン添加オーステナイト系ステンレス鋼を１枚以
上の多層に積重ね、その外周を他の材料で包み込
むことによつて、被圧延材の厚さを一定以上に維
持して本材料の温度降下を防止し、１層当りの厚
さを圧延仕上げ寸法に熱間圧延する方法である。 以下本圧延方法について述べる。 １ 組立ての基本構成 第１図はパツク圧延における組立ての基本構成
の説明図である。図において、１はコア材であ
り、ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼イ
ンゴツトあるいは連鋳スラブを、前述の(1)式を満
足する温度以上で熱間圧延もしくは熱間鍛造して
製造する。従つてコア材の仕上り厚さは必然的に
厚いものとなる。 また、このコア材の製造過程を経ず本材料のイ
ンゴツトあるいは連鋳スラブを直ちにコア材とし
て用いることも可能である。 ２はカバー材、３はスペーサと呼び、低炭素鋼
などの溶接可能な材料を用いる。４は剥離剤であ
り、圧延による層間での圧着を防止すると共に伝
熱抵抗として、コア材１の温度低下を防止する。 ５はカバー材２とスペーサ３の溶接部である。 ２ パツク圧延法の基本特性 第３図及び第４図は夫々（カバー材の伸び）−
（コア材の伸び）と形状特性及び板厚特性との関
係図であるが、これらの図に基いて、積層圧延法
の基本特性の理論的検討結果を定性的に説明す
る。 形状特性 第３図に示すように、コア材の変形抵抗がカバ
ー材の変形抵抗よりも大きい場合、即ちコア材の
方がカバー材よりも硬い場合には、軟らかいカバ
ー材の伸びが大きくなり、この伸び差は、コア材
の変形抵抗とカバー材の変形抵抗の比（以後変形
抵抗比という。）が大きい程大となる。 このような条件下においては、コア材はカバー
材内部で安定して圧延され形状良好となる。 変形抵抗比が１の場合、即ちコア材とカバー材
の硬さが同一の場合には夫々の伸びが一致し、単
体の材料を圧延するのと全く同様な状態で安定し
た圧延となり形状良好となる。 一方、変形抵抗比が１より小さい場合には、コ
ア材の伸びがカバー材の伸びより大きくなる。従
つて、コア材の変形はカバー材によつて拘束さ
れ、一般的には塑性座屈を生じて形状不良とな
る。即ち、 変形抵抗比（knr）＝コア材の変形抵抗とカバー材
の変形抵抗の比、と定義すると、 knr≧１；形状良好 knr＜１；形状不良 となり、knr≧１で安定したパツク圧延法が成立
することが明らかとなつた。 板厚特性 第４図に示すように、knr＞１の場合、形状不
良は呈しないものの、パツク圧延材の厚さ（総板
厚と言う）に対するコア材の占める板厚の比率に
よつてカバー材の伸びとコア材の伸びとの差が異
なる。 図示するように、コア材の板厚と総板厚の比
（以後、合せ板厚比と言う）が小さいとカバー材
の伸びが促進されコア材の伸びとの差が大きい
が、合せ板厚比が増加するにつれてこの伸び差が
減少する。 即ち、これを板厚の変化として表現すると、パ
ツク圧延材の圧下率（総圧下率と言う）に対して
コア材とカバー材夫々の圧下率は第５図に示すよ
うになる。 従つて所定のコア材厚を得るためには、変形抵
抗比並びに合せ板厚比に応じてパツク圧延材の最
終狙い板厚を設定しければならない。 knr＝１の場合には、 総圧下率＝コア材の降下率＝カバー材の圧下率
となる。 実際的には、コア材の製品厚と積層枚数の生産
性の点、カバー材の溶接強度、総板厚の制限など
からこの合せ板厚比は0.3〜0.8程度とすることが
好ましい。 ３ カバー材の選択 この発明を具現化するために、1.00％ボロン添
加オーステナイト系ステンレス鋼板（第１表、No.
２）について、その変形抵抗を調査し適切なカバ
ー材質についての検討を行つた。 その１例を第６図に示す。 第６図に明らかなように、1.00％ボロン添加オ
ーステナイト系ステンレス鋼板（SUS304B）の
平均変形抵抗は、SUS304材より30〜40％程度大
きい。 また炭素鋼（Ceq＝0.21％）に対しては、1.7〜
２倍程度である。 従つて、いずれの材料をカバー材として選択し
ても、形状不良を生じないパツク圧延の可能性が
予測されるが、SUS304材自体が高価な材料であ
ることや、炭素鋼より平均変形抵抗が大きく圧延
負荷が増大することを考慮すると、工業的には低
炭素鋼をカバー材として選択するのが好ましい。 また、実際の圧延では、カバー材の温度はコア
材の温度より降下するため、温度降下によつてカ
バー材の平均変形抵抗がコア材より大きくならな
い配慮が必要となる。 ４ パツク組立て条件（カバー材厚の適正化） 1.00％ボロン添加オーステナイト系ステンレス
鋼板（SUS304B）のパツク圧延法による製造を
可能とするためには前述した(1)式の圧延温度範囲 Ｔ≧923℃ と圧延中における SUS304Bの平均変形抵抗≧炭素鋼（Ceq＝0.21
％） （コア材） （カバー材） を同時に満足させるパツク組立て条件（カバー材
厚の適正化）を検討する必要がある。 計算シミユレーシヨンによる検討結果の１例を
第７図に示す。計算条件は、 コア材（SUS304B）寸法 108t×1310w×1810l →圧延10.4t×1840w コア材の枚数 １枚 パツク組立て寸法 ｔ×1470w×1970l 加熱温度 1150℃ パススケジユール 厚板ミル１基にてクロス （幅出しを含む）圧延 とした。 第７図より、この場合の適正カバー材厚は、56
mm／片側以上であることがわかる。但し、先に、
２）の板厚特性で述べたようにカバー材厚の薄
い方が目標とする圧延寸法の達成が容易であるこ
とは言うまでもない。 以上３）４）で例示したような検討過程を踏ま
えることにより、0.3〜2.0wt％ボロン添加オース
テナイト系ステンレス鋼板のパツク圧延法による
製造条件が確立された。 次に加熱温度の限定理由について述べる。 加熱温度を1100℃以上1175℃以下としたのは、
1100℃未満の加熱では、仕上り温度の低下が著し
くなり、圧延可能な温度範囲が狭くなるため好ま
しなく、また1175℃を越えて加熱すると、ホウ化
物の溶融が起り圧延中に割れるために、加熱温度
は1100℃〜1175℃とした。 尚、ボロン添加オーステナイト系ステンレス鋼
とは、 Ｂ：0.3〜2.0wt％、Ｃ：0.08wt％以下、Si：
2.0wt％以下、Mn：2.0wt％以下、Ｐ：0.05wt％
以下、Ｓ：0.03wt％以下、Cr：16.0〜20.0wt％、
Ni：8.0〜15.0wt％、Mo：3.0wt％以下、Ｎ：
0.15wt％以下 を含有し、残部がFe及び不可避不純物からなる
鋼を言う。 次に本発明の実施例について述べる。 ［実施例］ 先ず、第１表に示す組成のボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼を、素材として加熱温度を
1150℃としその熱間圧延加工性を評価した。 その結果を第２図に示す。
【表】
第２図に示す如く、Ｂ添加率（wt％）と圧延
仕上り温度（℃）との関係より次の如きことが分
る。ボロン添加量が高いほどホウ化物が多くな
り、割れの発生する限界温度が高くなるもののボ
ロン添加率（wt％）に応じて熱間圧延可能な温
度範囲が存在し、第２図より圧延仕上り温度とボ
ロン添加率（wt％）との関係から下記(1)式が成
立する。 Ｔ＝53B＋870 ……(1) この(1)式より、限界圧延温度（Ｔ℃）以上にと
ることにより熱間圧延による本材料の製造が可能
となることが分る。 実施例 １ 下記の第２表の成分組成のボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼を、コア材の供試材として
試験を行つた。
仕上り温度（℃）との関係より次の如きことが分
る。ボロン添加量が高いほどホウ化物が多くな
り、割れの発生する限界温度が高くなるもののボ
ロン添加率（wt％）に応じて熱間圧延可能な温
度範囲が存在し、第２図より圧延仕上り温度とボ
ロン添加率（wt％）との関係から下記(1)式が成
立する。 Ｔ＝53B＋870 ……(1) この(1)式より、限界圧延温度（Ｔ℃）以上にと
ることにより熱間圧延による本材料の製造が可能
となることが分る。 実施例 １ 下記の第２表の成分組成のボロン添加オーステ
ナイト系ステンレス鋼を、コア材の供試材として
試験を行つた。
【表】
コア材；ボロン添加オーステナイト系ステンレ
ス鋼板108mm（厚）×1310mm（幅）×1810mm
（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材； 240mm（厚）×1470（幅）×
1970（長） 合せ板厚比；0.45 コア材の圧延寸法； 10.4mm（厚）×1840mm
（幅） 加熱温度；1120℃ 以上の条件にて、厚板圧延機にて12パスの加工
（クロス圧延実施）を行つて、圧延後解体してコ
ア材を調査した結果、コア材に割れの発生は全く
認められなかつた。 第８図にコア材及びカバー材の平均温度のシユ
ミレーシヨン結果、実測によるカバー材の表面温
度、コア材及びカバー材の平均変形抵抗値を示
す。これによると変形抵抗比knr＞１であつた。 実施例 ２ 下記に示す条件で、厚板圧延機にて12パスの加
工（クロス圧延を含む）を行つた。 コア材；ボロン添加オーステナイト系ステンレ
ス鋼板（成分組成は第２表）108mm（厚）×
1310mm（幅）×1690mm（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材；300mm（厚）×1470（幅）×1850
（長） 合せ板厚比；0.36 コア材の圧延寸法；5.4mm（厚）×1840mm（幅） 加熱温度；1150℃ 圧延後、解体し、コア材を調査した結果、コア
材に割れの発生は全く認められなかつた。 実施例１と同様に、同じ諸元を第９図に示す。 比較例 下記に示す条件で厚板圧延機にて12パスの加工
（クロス圧延実施）を行つた。 コア材；ボロン含有オーステナイト系ステンレ
ス鋼板（成分組成は第２表）108mm（厚）×
1310mm（幅）×1810mm（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材；160mm（厚）×1470（幅）×1970
（長） 合せ板厚比；0.675 コア材の圧延寸法；10.4mm（厚）×1840mm（幅） 加熱温度；1150℃ 圧延後、解体して、コア材を調査した結果、コ
ア材のエツジ部に割れの発生が認められた。 これは本発明の実施例１及び２に比べ、合せ板
厚比が大きく、即ちカバー材の厚みが比較例では
薄いためコア材に対する断熱効果が弱く、第１０
図に示すように、コア材の仕上圧延温度が915℃
で、限界圧延温度924℃より降下したことに起因
する。 この場合、また第１０図に示すようにに、上述
の理由でコア材とカバー材の変形抵抗比がknr＜
１である。（４パス〜10パス） ［発明の効果］ 本発明のボロン添加オーステナイト系ステンレ
ス鋼のパツク圧延方法によれば、圧延による割れ
を発生させずに所定の厚さまで圧延することを可
能とするものである。
ス鋼板108mm（厚）×1310mm（幅）×1810mm
（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材； 240mm（厚）×1470（幅）×
1970（長） 合せ板厚比；0.45 コア材の圧延寸法； 10.4mm（厚）×1840mm
（幅） 加熱温度；1120℃ 以上の条件にて、厚板圧延機にて12パスの加工
（クロス圧延実施）を行つて、圧延後解体してコ
ア材を調査した結果、コア材に割れの発生は全く
認められなかつた。 第８図にコア材及びカバー材の平均温度のシユ
ミレーシヨン結果、実測によるカバー材の表面温
度、コア材及びカバー材の平均変形抵抗値を示
す。これによると変形抵抗比knr＞１であつた。 実施例 ２ 下記に示す条件で、厚板圧延機にて12パスの加
工（クロス圧延を含む）を行つた。 コア材；ボロン添加オーステナイト系ステンレ
ス鋼板（成分組成は第２表）108mm（厚）×
1310mm（幅）×1690mm（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材；300mm（厚）×1470（幅）×1850
（長） 合せ板厚比；0.36 コア材の圧延寸法；5.4mm（厚）×1840mm（幅） 加熱温度；1150℃ 圧延後、解体し、コア材を調査した結果、コア
材に割れの発生は全く認められなかつた。 実施例１と同様に、同じ諸元を第９図に示す。 比較例 下記に示す条件で厚板圧延機にて12パスの加工
（クロス圧延実施）を行つた。 コア材；ボロン含有オーステナイト系ステンレ
ス鋼板（成分組成は第２表）108mm（厚）×
1310mm（幅）×1810mm（長）×１枚 カバー材；炭素鋼（Ceq＝0.21％） パツク圧延素材；160mm（厚）×1470（幅）×1970
（長） 合せ板厚比；0.675 コア材の圧延寸法；10.4mm（厚）×1840mm（幅） 加熱温度；1150℃ 圧延後、解体して、コア材を調査した結果、コ
ア材のエツジ部に割れの発生が認められた。 これは本発明の実施例１及び２に比べ、合せ板
厚比が大きく、即ちカバー材の厚みが比較例では
薄いためコア材に対する断熱効果が弱く、第１０
図に示すように、コア材の仕上圧延温度が915℃
で、限界圧延温度924℃より降下したことに起因
する。 この場合、また第１０図に示すようにに、上述
の理由でコア材とカバー材の変形抵抗比がknr＜
１である。（４パス〜10パス） ［発明の効果］ 本発明のボロン添加オーステナイト系ステンレ
ス鋼のパツク圧延方法によれば、圧延による割れ
を発生させずに所定の厚さまで圧延することを可
能とするものである。
第１図はパツク圧延法の説明図、第２図はＢ添
加量と圧延仕上り温度との関係グラフ、第３図は
パツク圧延法の基本特性である形状特性の説明
図、第４図及び第５図は同じくパツク圧延法の基
本特性である板厚特性の説明図、第６図は圧延温
度と平均変形抵抗比との関係グラフ、第７図は圧
延仕上り温度とカバー材厚／片側（mm）との関係
グラフ、第８図は、実施例１における操業成績グ
ラフ、第９図は、実施例２における操業成績グラ
フ、第１０図は、比較例における操業成績グラフ
である。 図において、１：コア材、２：カバー材、３：
スペーサ、４：剥離剤、５：溶接部。
加量と圧延仕上り温度との関係グラフ、第３図は
パツク圧延法の基本特性である形状特性の説明
図、第４図及び第５図は同じくパツク圧延法の基
本特性である板厚特性の説明図、第６図は圧延温
度と平均変形抵抗比との関係グラフ、第７図は圧
延仕上り温度とカバー材厚／片側（mm）との関係
グラフ、第８図は、実施例１における操業成績グ
ラフ、第９図は、実施例２における操業成績グラ
フ、第１０図は、比較例における操業成績グラフ
である。 図において、１：コア材、２：カバー材、３：
スペーサ、４：剥離剤、５：溶接部。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 表面に剥離剤を塗布したボロン含有オーステ
ナイト系ステンレス鋼材を１枚以上積層し、その
上下をカバー材で覆い、周りをスペーサで囲み、
溶接して組立てたパツク圧延素材を熱間で圧延す
る前記ボロン含有オーステナイト系ステンレス鋼
材の製造方法において、 圧延中のカバー材の変形抵抗値がコア材の変形
抵抗値以下となるように合せ板厚比を選定し、か
つ前記パツク圧延素材を1100℃以上1175℃以下で
加熱し、下記の式で示される温度以上で仕上げ圧
延を行うことを特徴とするボロン添加オーステナ
イト系ステンレス鋼のパツク圧延方法。 Ｔ＝53B＋870 但し Ｔ；仕上限界圧延温度（℃） Ｂ；ボロン含有率（wt％）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5423887A JPS63220904A (ja) | 1987-03-11 | 1987-03-11 | ボロン添加オ−ステナイト系ステンレス鋼のパツク圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5423887A JPS63220904A (ja) | 1987-03-11 | 1987-03-11 | ボロン添加オ−ステナイト系ステンレス鋼のパツク圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63220904A JPS63220904A (ja) | 1988-09-14 |
| JPH0579731B2 true JPH0579731B2 (ja) | 1993-11-04 |
Family
ID=12964962
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5423887A Granted JPS63220904A (ja) | 1987-03-11 | 1987-03-11 | ボロン添加オ−ステナイト系ステンレス鋼のパツク圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS63220904A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002161341A (ja) * | 2000-11-21 | 2002-06-04 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Ｂ含有オーステナイト系ステンレス鋼板およびその製造方法 |
| JP5725778B2 (ja) * | 2010-09-21 | 2015-05-27 | 日新製鋼株式会社 | 核燃料保管ラック用ステンレス鋼角管およびその製造法並びにラック |
| KR102245230B1 (ko) * | 2019-06-17 | 2021-04-28 | 주식회사 포스코 | 박물 광폭 강판의 제조방법 |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5810109B2 (ja) * | 1979-06-15 | 1983-02-24 | 松下電工株式会社 | 低周波治療器 |
| JPS5791804A (en) * | 1980-11-29 | 1982-06-08 | Daido Steel Co Ltd | Rolling method for sendust alloy |
| JPS59183906A (ja) * | 1983-04-01 | 1984-10-19 | Tohoku Metal Ind Ltd | Ｔｉ基合金の圧延加工方法 |
| JPS61201726A (ja) * | 1985-03-01 | 1986-09-06 | Sumitomo Special Metals Co Ltd | Ｂ含有オ−ステナイトステンレス鋼の製造方法 |
| JPS6350429A (ja) * | 1986-08-20 | 1988-03-03 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 表面性状に優れたオ−ステナイト系ステンレス鋼板の製造方法 |
-
1987
- 1987-03-11 JP JP5423887A patent/JPS63220904A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63220904A (ja) | 1988-09-14 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |