JPS60204835A - ロ−ル成形性に優れた耐候性冷延鋼板の製造方法 - Google Patents
ロ−ル成形性に優れた耐候性冷延鋼板の製造方法Info
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- JPS60204835A JPS60204835A JP5863984A JP5863984A JPS60204835A JP S60204835 A JPS60204835 A JP S60204835A JP 5863984 A JP5863984 A JP 5863984A JP 5863984 A JP5863984 A JP 5863984A JP S60204835 A JPS60204835 A JP S60204835A
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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 of ferrous metals or ferrous alloys by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/02—Modifying the physical properties of ferrous metals or ferrous alloys by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
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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】
この発明は耐候性冷延鋼板の製造方法に関し、特にロー
ル成形されて使用されるに適した耐候性冷延鋼板の製造
方法に関するものである。
ル成形されて使用されるに適した耐候性冷延鋼板の製造
方法に関するものである。
周知のように冷延鋼板は種々の用途に使用されているが
、特に最近では建築材料等の用途においてロール成形し
て使用されることが多くなっている。しかるに冷延薄鋼
板を、ウェーブ幅／板厚の比が３００を越えるような広
幅断面形状にロール成形した場合、鋼板は幅方向の曲げ
歪取外の付加的歪を受けるだめに、例えば第１図に示す
如く製品ウェーブ部１にオイルキャンあるいはポケット
ウェーブと称される凹凸（以下これをポケットウェーブ
と記す）２が発生することがある。このポケットウェー
ブの欠陥が生じれば、外観を損なうのみならず、組み立
て作業などにおいて接合不良等の不都合が生じるから、
冷延鋼板のロール成形にあたっては、ポケットウェーブ
の発生を防止しなければならない。
、特に最近では建築材料等の用途においてロール成形し
て使用されることが多くなっている。しかるに冷延薄鋼
板を、ウェーブ幅／板厚の比が３００を越えるような広
幅断面形状にロール成形した場合、鋼板は幅方向の曲げ
歪取外の付加的歪を受けるだめに、例えば第１図に示す
如く製品ウェーブ部１にオイルキャンあるいはポケット
ウェーブと称される凹凸（以下これをポケットウェーブ
と記す）２が発生することがある。このポケットウェー
ブの欠陥が生じれば、外観を損なうのみならず、組み立
て作業などにおいて接合不良等の不都合が生じるから、
冷延鋼板のロール成形にあたっては、ポケットウェーブ
の発生を防止しなければならない。
ポケットウェーブの発生を抑えるためには加工方法や加
工形状の変更が重要であるが、加工方法や加工形状の改
善だけでは充分にポケットウェーブの発生を抑えられな
いことも多く、そのような場合には鋼板自体の特性改善
が必要となる。一般に通常の工程で製造された冷延鋼板
、すなわち連続鋳造されたＡ７キルド鋼を熱延、冷延後
、箱焼鈍することによって製造された冷延鋼板はポケッ
トウェーブが発生し易く、そこで従来から種々の改善、
すなわち化学成分の変更や連続焼鈍を含む焼鈍条件の改
善など種々試みられてきたが、いずれの方法でも満足す
べき結果が得られていないのが実情である。特に１耐候
性鋼板の如く焼付塗装処理が施されない用途に用いられ
る場合には、焼付けＫよるひずみ時効の効果が期待され
ないため、ポケットウェーブの発生防止が極めて困難で
あった。また例えば耐候性鋼板のようにＰ 、 Ｃｕ等
の硬化元素を多量に含有する鋼板では抗張カが高くしか
も焼付塗装処理が施されないためポケットウェーブの発
生防止がよシ困難となっている。
工形状の変更が重要であるが、加工方法や加工形状の改
善だけでは充分にポケットウェーブの発生を抑えられな
いことも多く、そのような場合には鋼板自体の特性改善
が必要となる。一般に通常の工程で製造された冷延鋼板
、すなわち連続鋳造されたＡ７キルド鋼を熱延、冷延後
、箱焼鈍することによって製造された冷延鋼板はポケッ
トウェーブが発生し易く、そこで従来から種々の改善、
すなわち化学成分の変更や連続焼鈍を含む焼鈍条件の改
善など種々試みられてきたが、いずれの方法でも満足す
べき結果が得られていないのが実情である。特に１耐候
性鋼板の如く焼付塗装処理が施されない用途に用いられ
る場合には、焼付けＫよるひずみ時効の効果が期待され
ないため、ポケットウェーブの発生防止が極めて困難で
あった。また例えば耐候性鋼板のようにＰ 、 Ｃｕ等
の硬化元素を多量に含有する鋼板では抗張カが高くしか
も焼付塗装処理が施されないためポケットウェーブの発
生防止がよシ困難となっている。
この発明は以上の事情を背景としてなされたものであっ
て、耐候性鋼板のように焼付塗装処理等を行なわない場
合でもロール成形時におりてポケットウェーブの発生を
ほぼ完全に防止し得る冷延鋼板を製造する方法を提供す
ることを目的とするものである。
て、耐候性鋼板のように焼付塗装処理等を行なわない場
合でもロール成形時におりてポケットウェーブの発生を
ほぼ完全に防止し得る冷延鋼板を製造する方法を提供す
ることを目的とするものである。
本発明者等は、上述の目的を達成するべく、冷延鋼板の
素材成分および製造工程条件について詳細に実験・検討
を重ねた結果、素材化学成分、特にＣｔを適切に調整し
、かつ熱延板巻取条件および冷延後の焼鈍条件特に冷却
条件を適切に設定することＫより固溶Ｃ，Ｎを残存させ
、ポケットウェーブの発生のないロール成形性に優れた
冷延鋼板を得ることができることを見出し、この発明を
なすに至ったものである。
素材成分および製造工程条件について詳細に実験・検討
を重ねた結果、素材化学成分、特にＣｔを適切に調整し
、かつ熱延板巻取条件および冷延後の焼鈍条件特に冷却
条件を適切に設定することＫより固溶Ｃ，Ｎを残存させ
、ポケットウェーブの発生のないロール成形性に優れた
冷延鋼板を得ることができることを見出し、この発明を
なすに至ったものである。
すなわちこの発明の耐候性冷延鋼板製造方法は、基本的
には素材成分のＣｉを低ｉ範囲に規制し、かつ焼鈍後の
冷却条件その他の製造条件を適切に設定したものであっ
て、その要旨は、素材として、Ｃ０，０４５％以丁、Ｍ
ｎ １． Ｏ％以丁、ｓ＋１．０％以下、Ｐｏ、１２０
％以下、Ｃｕ Ｕ、 １−０．６０ ％、Ｎｉ ０．５
０ ％以下、Ｃｒ １．０ ％以下、ＡＡ’０．０１０
〜０１００％、ＮＯ，００２５〜０．０１００チ、残部
がＦｅおよび不可避的不純物よりなる鋼を用い、その鋼
素材を熱間圧延後、５８０℃以下の温度で巻取り、続い
て酸洗および冷間圧延を施し、次いで連続焼鈍炉によシ
再結晶温度以上、８００℃以下の温度範囲内で均熱時間
６０秒以内で焼鈍し、かつその焼鈍後の冷却過程におけ
る３５０〜１５０℃の温度域を１０ ’ｃ／ｓｅｃ以上
、５００°Ｖｓｅｅ以下の冷却速度で強制冷却すること
を特徴とするものである。
には素材成分のＣｉを低ｉ範囲に規制し、かつ焼鈍後の
冷却条件その他の製造条件を適切に設定したものであっ
て、その要旨は、素材として、Ｃ０，０４５％以丁、Ｍ
ｎ １． Ｏ％以丁、ｓ＋１．０％以下、Ｐｏ、１２０
％以下、Ｃｕ Ｕ、 １−０．６０ ％、Ｎｉ ０．５
０ ％以下、Ｃｒ １．０ ％以下、ＡＡ’０．０１０
〜０１００％、ＮＯ，００２５〜０．０１００チ、残部
がＦｅおよび不可避的不純物よりなる鋼を用い、その鋼
素材を熱間圧延後、５８０℃以下の温度で巻取り、続い
て酸洗および冷間圧延を施し、次いで連続焼鈍炉によシ
再結晶温度以上、８００℃以下の温度範囲内で均熱時間
６０秒以内で焼鈍し、かつその焼鈍後の冷却過程におけ
る３５０〜１５０℃の温度域を１０ ’ｃ／ｓｅｃ以上
、５００°Ｖｓｅｅ以下の冷却速度で強制冷却すること
を特徴とするものである。
以下この発明についてさらに詳細に説明する。
先ずこの発明をなすに至る基礎となった実験について説
明する。
明する。
００００５〜Ｏ１Ｏ％、Ｍｎ ０．４０ ％、５ｉＯ０
０３チ、Ｐｏ、０５０％、Ｃｕ Ｏ，４０％、Ｎｉ０３
０チ、Ｃｒ ０．４０チ、ＮＯ，００６０チ、ＡｌＯ，
０４０％を含有するＡｌキルド鋼連鋳スラブを熱延仕上
温度８００〜８８０℃で熱間圧延して巻重温度４５０〜
５５０℃で巻取シ、板厚３２Ｉｌｌｌｌの熱延板とした
。さらに酸洗後、板厚０．８ ｍに冷間圧延し、第２図
（ト）に示すような熱サイクルでの連続焼鈍、もしくは
６７０℃均熱時間５ ｈｒの箱焼鈍を行なった後、圧Ｆ
率１％で調質圧延を行なった。
０３チ、Ｐｏ、０５０％、Ｃｕ Ｏ，４０％、Ｎｉ０３
０チ、Ｃｒ ０．４０チ、ＮＯ，００６０チ、ＡｌＯ，
０４０％を含有するＡｌキルド鋼連鋳スラブを熱延仕上
温度８００〜８８０℃で熱間圧延して巻重温度４５０〜
５５０℃で巻取シ、板厚３２Ｉｌｌｌｌの熱延板とした
。さらに酸洗後、板厚０．８ ｍに冷間圧延し、第２図
（ト）に示すような熱サイクルでの連続焼鈍、もしくは
６７０℃均熱時間５ ｈｒの箱焼鈍を行なった後、圧Ｆ
率１％で調質圧延を行なった。
得られた冷延鋼板に対しロール成形加工を施して、第１
図に示すような形状とし、ロール成形後のポケットウェ
ーブ高さを調べた。なおここでポケットウェーブ高さは
、そのポケットウェーブの凹凸の波高さの成形方向１ｍ
あたりの総和で測定した。
図に示すような形状とし、ロール成形後のポケットウェ
ーブ高さを調べた。なおここでポケットウェーブ高さは
、そのポケットウェーブの凹凸の波高さの成形方向１ｍ
あたりの総和で測定した。
そのポケットウェーブ高さをＣ′ｔ１焼鈍方法および熱
延板巻取温度に対応して第３図に示す。
延板巻取温度に対応して第３図に示す。
第３図に示すように箱焼鈍の場合には、Ｃｔによらず常
にポケットウェーブが発生した。一方連続焼鈍の場合に
は、Ｃｔが００５チ程度以上ではポケットウェーブ高さ
が２朋以上と可成のポケットウェーブが発生したが、Ｃ
ｔが００４５％以丁になれば熱延板巻取温度が５００〜
５５０℃ではポケットウェーブ高さが０５請以下となシ
、実用上全く支障ない程度までポケットウェーブの発生
が軽減された。但し連続焼鈍を採用しかつＣｔが０．０
４５チ以下の場合でも、熱延板巻取温度が６７０℃と高
い場合には２１１ＩＫ程度の高さのポケットウェーブが
発生した。このような実験結果から、ポケットウェーブ
の発生を防止するためＫは、連続焼鈍を採用してＣ量を
０．０４５％以下とし、かつ熱延板巻取温度が低いこと
が必要であることが判る。
にポケットウェーブが発生した。一方連続焼鈍の場合に
は、Ｃｔが００５チ程度以上ではポケットウェーブ高さ
が２朋以上と可成のポケットウェーブが発生したが、Ｃ
ｔが００４５％以丁になれば熱延板巻取温度が５００〜
５５０℃ではポケットウェーブ高さが０５請以下となシ
、実用上全く支障ない程度までポケットウェーブの発生
が軽減された。但し連続焼鈍を採用しかつＣｔが０．０
４５チ以下の場合でも、熱延板巻取温度が６７０℃と高
い場合には２１１ＩＫ程度の高さのポケットウェーブが
発生した。このような実験結果から、ポケットウェーブ
の発生を防止するためＫは、連続焼鈍を採用してＣ量を
０．０４５％以下とし、かつ熱延板巻取温度が低いこと
が必要であることが判る。
ポケットウェーブの発生に関与する因子は多数考えられ
るから、上述のような結果が得られた理由は必ずしも明
確ではないが、次のように考えられる。すなわち、本発
明者等の経験によれば、ポケットウェーブの発生防止に
は、鋼板の降伏応力、抗張力、および降伏応力と抗張力
との比などの制御が重要であると推定され、また一般に
連続焼鈍による場合には箱焼鈍による場合と比較して降
伏応力が高く、降伏伸びが大きいことが知られてお）、
これらの点がポケットウェーブ発生防止に有利に作用し
たものと考えられる。特に連続焼鈍の場合でもＣ１１が
低い場合に良好な結果が得られた理由は、Ｃ量が低くな
ると結晶粒径が大きくなるとともにセメンタイトの分散
が粗になったことが考えられる。
るから、上述のような結果が得られた理由は必ずしも明
確ではないが、次のように考えられる。すなわち、本発
明者等の経験によれば、ポケットウェーブの発生防止に
は、鋼板の降伏応力、抗張力、および降伏応力と抗張力
との比などの制御が重要であると推定され、また一般に
連続焼鈍による場合には箱焼鈍による場合と比較して降
伏応力が高く、降伏伸びが大きいことが知られてお）、
これらの点がポケットウェーブ発生防止に有利に作用し
たものと考えられる。特に連続焼鈍の場合でもＣ１１が
低い場合に良好な結果が得られた理由は、Ｃ量が低くな
ると結晶粒径が大きくなるとともにセメンタイトの分散
が粗になったことが考えられる。
したがって以上の実験結果から、この発明の方〜
法においては冷延後の焼鈍方法として連続焼鈍を採用し
、素材中のＣ含有量を０．０４５％以丁に限定した。ま
た熱延板巻取温度が高くなると前述のようにポケットウ
ェーブが発生するのみならず、脱スケールのためのコス
トも上昇するから、巻取温度の上限は５８０℃とした。
、素材中のＣ含有量を０．０４５％以丁に限定した。ま
た熱延板巻取温度が高くなると前述のようにポケットウ
ェーブが発生するのみならず、脱スケールのためのコス
トも上昇するから、巻取温度の上限は５８０℃とした。
さらに本発明者等は冷間圧延後の連続焼鈍のヒートサイ
クルについての適切な条件を見出すべく、次のような実
験を行なった。
クルについての適切な条件を見出すべく、次のような実
験を行なった。
Ｃ０，０７５％または０．０３８％、Ｍｎ ０．４５％
、Ｓｉ０．２０％、Ｐｏ、０６０％、ＣｕＯ，２０％、
ＮｉＯ，２０％、Ｃｒ Ｏ，１５％、ＡＩｏ、０４５％
、Ｎｏ、００５８％を含む連続鋳造スラブを素材とし、
仕上温度８００℃で熱間圧延して５２０℃で巻取り、次
いで常法に従って酸洗および冷間圧延を施して板厚１．
０１１１１とした。その冷延板を実験室において種々の
ヒートサイクルで熱処理した後、１．０チのスキンバス
を行ない、小型成形試験用ロールでロール成形して、形
状欠陥の有無、すなわちポケットウェーブの発生状況と
腰折れ発生状況を調べた。第２図囚に示されるヒートサ
イクルに準じて、そのヒートサイクル甲の４００℃×６
０秒の過時効処理後の最終冷却速度を０．５ Ｖｓｅｃ
〜水冷（ζ３０００″ｃ／５ｅｃ）までの範囲で種々変
化させた場合のポケットウェーブ発生状況、腰折れ発生
状況をその最終冷却速度に対応して第４図に示す。
、Ｓｉ０．２０％、Ｐｏ、０６０％、ＣｕＯ，２０％、
ＮｉＯ，２０％、Ｃｒ Ｏ，１５％、ＡＩｏ、０４５％
、Ｎｏ、００５８％を含む連続鋳造スラブを素材とし、
仕上温度８００℃で熱間圧延して５２０℃で巻取り、次
いで常法に従って酸洗および冷間圧延を施して板厚１．
０１１１１とした。その冷延板を実験室において種々の
ヒートサイクルで熱処理した後、１．０チのスキンバス
を行ない、小型成形試験用ロールでロール成形して、形
状欠陥の有無、すなわちポケットウェーブの発生状況と
腰折れ発生状況を調べた。第２図囚に示されるヒートサ
イクルに準じて、そのヒートサイクル甲の４００℃×６
０秒の過時効処理後の最終冷却速度を０．５ Ｖｓｅｃ
〜水冷（ζ３０００″ｃ／５ｅｃ）までの範囲で種々変
化させた場合のポケットウェーブ発生状況、腰折れ発生
状況をその最終冷却速度に対応して第４図に示す。
但しここで腰折れとは、例えば第１図中の符号３で示す
ように、ロール成形時に鋼板側面に生じた折れ模様を意
味し、第４図においてはロール成形方向１ｍあたりの腰
折れ発生数を示した。またポケットウェーブ高さは第３
図の場合と同様である。
ように、ロール成形時に鋼板側面に生じた折れ模様を意
味し、第４図においてはロール成形方向１ｍあたりの腰
折れ発生数を示した。またポケットウェーブ高さは第３
図の場合と同様である。
第４図に示すように、Ｃ量が０．０７５ ％の場合には
、冷却速度の増大に伴ってポケットウェーブ高さが低く
なる傾向は認められるものの、冷却速度が１０００ ’
Ｑ／ｓｅｃを越えてもポケットウェーブの発生が皆無と
なるには至らなかった。また同じ＜ｃｉｔが００７５チ
の場合、冷却速度が１０〜５０ Ｖｓｅｃ程度以上で冷
却速度の増加に伴って腰折れが顕著に発生するようにな
った。したがってＣ量が０．０７５％の場合には、これ
ら２つの欠陥、すなわちポケットウェーブと腰折れの双
方を同時に解決することは困難であることが判明した。
、冷却速度の増大に伴ってポケットウェーブ高さが低く
なる傾向は認められるものの、冷却速度が１０００ ’
Ｑ／ｓｅｃを越えてもポケットウェーブの発生が皆無と
なるには至らなかった。また同じ＜ｃｉｔが００７５チ
の場合、冷却速度が１０〜５０ Ｖｓｅｃ程度以上で冷
却速度の増加に伴って腰折れが顕著に発生するようにな
った。したがってＣ量が０．０７５％の場合には、これ
ら２つの欠陥、すなわちポケットウェーブと腰折れの双
方を同時に解決することは困難であることが判明した。
一方Ｃ４ｉが０．０３８チと低い場合には、冷却速度が
１０ Ｖｓｅｃ程度以上となればポケットウェーブの発
生が皆無となることが認められた。但しＣ量が０．０３
８ ％の鋼でも、冷却速度が水スプレーあるいは水冷に
よって達成される５０００Ｃ／ｓｅｃ以上の極めて速い
速度となれば、腰折れが発生してしまうことが判明した
。
１０ Ｖｓｅｃ程度以上となればポケットウェーブの発
生が皆無となることが認められた。但しＣ量が０．０３
８ ％の鋼でも、冷却速度が水スプレーあるいは水冷に
よって達成される５０００Ｃ／ｓｅｃ以上の極めて速い
速度となれば、腰折れが発生してしまうことが判明した
。
そしてこれらの実験結果から、Ｃ量が０．０４５チ以下
と低い鋼を、１０〜５００°ｃ／ｓｅｅの範囲内の冷却
速度で冷却すれば、ポケットウェーブの発生を防止でき
、しかも腰折れの発生も防止できることが判明した。
と低い鋼を、１０〜５００°ｃ／ｓｅｅの範囲内の冷却
速度で冷却すれば、ポケットウェーブの発生を防止でき
、しかも腰折れの発生も防止できることが判明した。
このような冷却条件を適用することによってポケットウ
ェーブと腰折れの発生を防止できる理由は必ずしも明確
ではないが、冷却条件による降伏応力、抗張力、および
降伏応力と抗張力の比、さらに降伏伸び等の変化が微妙
に影響しているものと推定される。
ェーブと腰折れの発生を防止できる理由は必ずしも明確
ではないが、冷却条件による降伏応力、抗張力、および
降伏応力と抗張力の比、さらに降伏伸び等の変化が微妙
に影響しているものと推定される。
セしてさらに冷却条件について詳細に検討した結果、前
述のようＫＩＯ〜５００″Ｃ／ｓ ｅｃの範囲内の冷却
速度に設定する゛必要があるのは、３５０〜１５０℃の
温度域であることが判明した。すなわち、３５０℃を越
える温度域、あるいＦｉｌ ５０℃より低い温度域では
、ポケットウェーブや腰折れの発生状況が冷却速度にｔ
１！とんと依存しないことが判明した。その理由は明確
ではないが、固溶Ｃの皐動に関係しているものと推定さ
れる。すなわち３５０℃を越える温度域ではＣの拡散速
度が著しく速く、はぼ瞬間的にＣはその温度での平衡値
に達してしまい、そのため３５０′Ｃを越える温度域で
は工業的に実用化されている冷却速度範囲で材質がほと
んど冷却速度に依存せず、一方１５０℃よシ低くなれば
Ｃの拡散速度が著しく遅くなり、そのため前記同様に材
質が冷却速度に依存しなくなることにあると思われる。
述のようＫＩＯ〜５００″Ｃ／ｓ ｅｃの範囲内の冷却
速度に設定する゛必要があるのは、３５０〜１５０℃の
温度域であることが判明した。すなわち、３５０℃を越
える温度域、あるいＦｉｌ ５０℃より低い温度域では
、ポケットウェーブや腰折れの発生状況が冷却速度にｔ
１！とんと依存しないことが判明した。その理由は明確
ではないが、固溶Ｃの皐動に関係しているものと推定さ
れる。すなわち３５０℃を越える温度域ではＣの拡散速
度が著しく速く、はぼ瞬間的にＣはその温度での平衡値
に達してしまい、そのため３５０′Ｃを越える温度域で
は工業的に実用化されている冷却速度範囲で材質がほと
んど冷却速度に依存せず、一方１５０℃よシ低くなれば
Ｃの拡散速度が著しく遅くなり、そのため前記同様に材
質が冷却速度に依存しなくなることにあると思われる。
したがって、焼鈍後の冷却は、３５０〜１５０℃の温度
域を１０〜５００ ’Ｃｙ’＊ｅｃの冷却速度で行なう
ものとした。
域を１０〜５００ ’Ｃｙ’＊ｅｃの冷却速度で行なう
ものとした。
なお冷間圧延後の焼鈍において過時効処理を行なわない
場合、例えば第２図（６）に示すようなヒートサイクル
の焼鈍の場合でも、７００℃の焼鈍温度からの冷却過程
における３５０〜１５０℃の温度域の冷却速度を１０〜
５００°Ｑ／ｓｅｃとすることによって前記同様の効果
が得られることが判明している。したがってこの発明の
方法は過時効処理の有無は問わないこととする。
場合、例えば第２図（６）に示すようなヒートサイクル
の焼鈍の場合でも、７００℃の焼鈍温度からの冷却過程
における３５０〜１５０℃の温度域の冷却速度を１０〜
５００°Ｑ／ｓｅｃとすることによって前記同様の効果
が得られることが判明している。したがってこの発明の
方法は過時効処理の有無は問わないこととする。
さらにこの発明の方法における上記以外の条件について
説明すると、焼鈍温度が８００℃となれはセメンタイト
が粗大化して抗張力が高くなり、好ましくないので焼鈍
温度は再結晶温度以上、８００℃以丁とした。また焼鈍
温度での均熱時間が長くなれば、ポケットウェーブが発
生し易くなる。その理由は、均熱時間が長くなればＡＩ
Ｎの析出が進行して固溶Ｎが減少するためと考えられ、
本発明者等の実験によれば均熱時間が６０秒を越えれば
ポケットウェーブ発生傾向が強まることが判明してお〕
、シたがって連続焼鈍における再結晶温度以上８００℃
以丁の温度範囲内での均熱時間は６０秒以内とした。
説明すると、焼鈍温度が８００℃となれはセメンタイト
が粗大化して抗張力が高くなり、好ましくないので焼鈍
温度は再結晶温度以上、８００℃以丁とした。また焼鈍
温度での均熱時間が長くなれば、ポケットウェーブが発
生し易くなる。その理由は、均熱時間が長くなればＡＩ
Ｎの析出が進行して固溶Ｎが減少するためと考えられ、
本発明者等の実験によれば均熱時間が６０秒を越えれば
ポケットウェーブ発生傾向が強まることが判明してお〕
、シたがって連続焼鈍における再結晶温度以上８００℃
以丁の温度範囲内での均熱時間は６０秒以内とした。
次にＣ以外の素材鋼成分の限定理由を説明する。
Ｍｎ ： ＭｎはＳＫよる割れ防止および鋼の強化に有
効な元素であるが、多値に添加されれば表面性状の劣化
や鋼コストの上昇を招くから、１．０１を上限とした。
効な元素であるが、多値に添加されれば表面性状の劣化
や鋼コストの上昇を招くから、１．０１を上限とした。
Ｓｉ：ＳｉはＭｎと同様に強化元素として有効であるが
、多量に含有されれば表面性状の劣化を招くから、１．
０チを上限とした。
、多量に含有されれば表面性状の劣化を招くから、１．
０チを上限とした。
Ｐ： Ｐも強化元素として有効であるが、多値に富有さ
れれば脆化の原因となるから上限を０．１２チとした。
れれば脆化の原因となるから上限を０．１２チとした。
Ｃｕ ： Ｃｕは耐候性を増すのに有効な元素であシ、
０．１−以上必要であるが、多量に含まれると各種欠陥
の原因となるから、上限を０．６０ ％とした。
０．１−以上必要であるが、多量に含まれると各種欠陥
の原因となるから、上限を０．６０ ％とした。
ｈＪ＋ ： Ｎ＋はやはり耐候性を向上させるのに有効
な元素であるが、多量の添加はコストアップの要因とな
るので、上限を０．５０ ％とした。
な元素であるが、多量の添加はコストアップの要因とな
るので、上限を０．５０ ％とした。
Ｃｒ：Ｃｒは耐候性を向上させるのに有効な元素で６る
が、多量の添加はコストアップの要因及び各種欠陥の原
因となるから、上限を１．０チとした。
が、多量の添加はコストアップの要因及び各種欠陥の原
因となるから、上限を１．０チとした。
Ａｌ：Ａｌは通常の製鋼過程において脱酸元素として少
くとも０．０１チは必要であるが、多過ぎればコスト上
昇の原因となるから、上限をｏ、 ｔ ｏ 。
くとも０．０１チは必要であるが、多過ぎればコスト上
昇の原因となるから、上限をｏ、 ｔ ｏ 。
チとした。
Ｎ： Ｎは通常の製造工程での下限が０．００２５チで
あり、また０、Ｏｌチ以上とするためには特別な処理を
行なう必要があるから、Ｎは０．００２５〜ｏ、ｏｔｏ
ｏチの範囲とした。
あり、また０、Ｏｌチ以上とするためには特別な処理を
行なう必要があるから、Ｎは０．００２５〜ｏ、ｏｔｏ
ｏチの範囲とした。
以下に実施例を記す。
第１表に示す化学成分を有する鋼スラブを、第１表中に
示す条件で板厚２．８１１８に熱間圧延した後、常法に
したがって酸洗、谷間圧延して、板厚０．８篩の冷延板
とした。その冷延板に対し、第１表中に示す条件で連続
焼鈍（４１〜８）もしくは箱焼鈍（／％９）した。さら
に圧下率１．０％でスキンノくス圧延後、圧延方向に平
行な方向にＪＩＳ Ｓ号引張試験片を採取し、引張試験
を行なった。さらに鋼板をロール成形し、成形後のポケ
ットウェーブ発生状況および腰折れ発生状況を調べた。
示す条件で板厚２．８１１８に熱間圧延した後、常法に
したがって酸洗、谷間圧延して、板厚０．８篩の冷延板
とした。その冷延板に対し、第１表中に示す条件で連続
焼鈍（４１〜８）もしくは箱焼鈍（／％９）した。さら
に圧下率１．０％でスキンノくス圧延後、圧延方向に平
行な方向にＪＩＳ Ｓ号引張試験片を採取し、引張試験
を行なった。さらに鋼板をロール成形し、成形後のポケ
ットウェーブ発生状況および腰折れ発生状況を調べた。
それらの結果を第２表に示す。なお第２表においてポケ
ットウェーブ高さおよび腰折れ発生数の定義は第２図、
第３図の場合と同じである。
ットウェーブ高さおよび腰折れ発生数の定義は第２図、
第３図の場合と同じである。
第２表
第２表から明らかなように１この発明の素材成分範囲、
熱延、焼鈍条件を満足して得られた本発明例（ｚｆ６１
，２，５，７．９）の冷延鋼板の場合にはいずれもポケ
ットウェーブの発生が著しく少なく、シかも腰折れの発
生も見られず、極めて優れたロール成形性を有すること
が確認された。一方、／ｆ６３の冷延鋼板の場合、焼鈍
後の最終冷却速度が３ Ｃ／ｓｅｃと遅いため、相当程
度のポケットウェーブが発生した。また／１６４の冷延
鋼板の場合、焼鈍後の最終冷却速度が８Ｔ７ｓｅｃと若
干遅いことに加えて、焼鈍均熱温度が８３０℃と高いた
め、著しいポケットウェーブの発生が認められた。さら
に屑６の冷延鋼板では、Ｃｔがｏ、ｏｓｔチと高いため
、著しいポケットウェーブが発生すると同時に腰折れの
発生が認められた。そしてまた／Ｉ６９の冷延鋼板では
、焼鈍に箱焼鈍を採用して長時間の均熱を行ない、その
後の冷却速度も極めて遅いため、かなりの程度のポケッ
トウェーブの発生が認められた。これらの結果から、ロ
ール成形時におけるポケットウェーブの発生を実用上支
障ない程度まで軽減し、しかも腰折れの発生を防止する
ためには、この発明のすべての条件を満足する必要があ
ることがわかる。
熱延、焼鈍条件を満足して得られた本発明例（ｚｆ６１
，２，５，７．９）の冷延鋼板の場合にはいずれもポケ
ットウェーブの発生が著しく少なく、シかも腰折れの発
生も見られず、極めて優れたロール成形性を有すること
が確認された。一方、／ｆ６３の冷延鋼板の場合、焼鈍
後の最終冷却速度が３ Ｃ／ｓｅｃと遅いため、相当程
度のポケットウェーブが発生した。また／１６４の冷延
鋼板の場合、焼鈍後の最終冷却速度が８Ｔ７ｓｅｃと若
干遅いことに加えて、焼鈍均熱温度が８３０℃と高いた
め、著しいポケットウェーブの発生が認められた。さら
に屑６の冷延鋼板では、Ｃｔがｏ、ｏｓｔチと高いため
、著しいポケットウェーブが発生すると同時に腰折れの
発生が認められた。そしてまた／Ｉ６９の冷延鋼板では
、焼鈍に箱焼鈍を採用して長時間の均熱を行ない、その
後の冷却速度も極めて遅いため、かなりの程度のポケッ
トウェーブの発生が認められた。これらの結果から、ロ
ール成形時におけるポケットウェーブの発生を実用上支
障ない程度まで軽減し、しかも腰折れの発生を防止する
ためには、この発明のすべての条件を満足する必要があ
ることがわかる。
以上のようにこの発明の冷延鋼板製造方法によれば、素
材のＣ−１ｌを０．０４５％以下に低減すると同時に、
熱延板巻取温度条件、冷延後の焼鈍条件（特に最終冷却
条件）を適切に設定することＫよって、ロール成形加工
時にポケットウェーブや腰折れが発生するおそれが極め
て少ない、ロール成形性の著しく優れた冷延鋼板を得る
ことができる顕著な効果が得られる。そしてこの発明に
よれば、特に焼付塗装処理が施されなめ用途の耐候性冷
延鋼板の如く、従来はロール成形時におけるポケットウ
ェーブの発生防止が困難とされていた冷延鋼板でもポケ
ットウェーブの発生を実用上支障ない程度まで抑えるこ
とができるため、この種の用途に特に有用である。
材のＣ−１ｌを０．０４５％以下に低減すると同時に、
熱延板巻取温度条件、冷延後の焼鈍条件（特に最終冷却
条件）を適切に設定することＫよって、ロール成形加工
時にポケットウェーブや腰折れが発生するおそれが極め
て少ない、ロール成形性の著しく優れた冷延鋼板を得る
ことができる顕著な効果が得られる。そしてこの発明に
よれば、特に焼付塗装処理が施されなめ用途の耐候性冷
延鋼板の如く、従来はロール成形時におけるポケットウ
ェーブの発生防止が困難とされていた冷延鋼板でもポケ
ットウェーブの発生を実用上支障ない程度まで抑えるこ
とができるため、この種の用途に特に有用である。
第１図はロール成形加工された冷延鋼板のポケットウェ
ーブおよび腰折れ発生状況の一例を示す斜視図、第２図
（４）、（Ｂ）はそれぞれこの発明の方法における焼鈍
熱サイクルの一例を示す線図、第３図は冷延鋼板の素材
Ｃ量とロール成形時のポケットウェーブ高さとの関係を
示す相関図、第４図は焼鈍後の冷却速度とロール成形時
のポケットウェーブ高さおよび腰折れ発生数との関係を
示す相関図である。 第３図 ｃ−ｔ （％） 第４図 躊卯ＪＩＬ友 （’Ｃ／Ｓ）
ーブおよび腰折れ発生状況の一例を示す斜視図、第２図
（４）、（Ｂ）はそれぞれこの発明の方法における焼鈍
熱サイクルの一例を示す線図、第３図は冷延鋼板の素材
Ｃ量とロール成形時のポケットウェーブ高さとの関係を
示す相関図、第４図は焼鈍後の冷却速度とロール成形時
のポケットウェーブ高さおよび腰折れ発生数との関係を
示す相関図である。 第３図 ｃ−ｔ （％） 第４図 躊卯ＪＩＬ友 （’Ｃ／Ｓ）
Claims (1)
- ｃｏ、ｏ４ｓ％（重量％、以下同じ）以下、Ｍｎｉ、ｏ
ｓ以下、Ｓｉ１．０％以下、Ｐｏ、１２０％以丁、Ｃｕ
Ｏ，１〜０．６０％、Ｎｉ０．５０％以下、Ｃｒ１．
０−以下、ＮＯ，００２５〜０．０１００％、Ａｌｏ、
ｏｔｏ 〜ｏ、ｔｏｏｓ、残部がＦｅおよび不可避的不
純物よりなる鋼を素材とし、その鋼素材を熱間圧延後５
８０℃以下の温度で巻取勺、続いて酸洗および冷間圧延
を施し、次いで連続焼鈍炉によシ再結晶温度以上、８０
０℃以下の温度範囲内での均熱時間６０秒以内で焼鈍し
、かつその焼鈍後の冷却過程における３５０〜１５０℃
の温度域を１００ｃ／ｓｅｃ以上５００ Ｖｓｅｃ以下
の冷却速度で強制冷却することを特徴とするロール成形
性に優れた冷延鋼板の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5863984A JPS60204835A (ja) | 1984-03-27 | 1984-03-27 | ロ−ル成形性に優れた耐候性冷延鋼板の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5863984A JPS60204835A (ja) | 1984-03-27 | 1984-03-27 | ロ−ル成形性に優れた耐候性冷延鋼板の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60204835A true JPS60204835A (ja) | 1985-10-16 |
| JPH0142329B2 JPH0142329B2 (ja) | 1989-09-12 |
Family
ID=13090149
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5863984A Granted JPS60204835A (ja) | 1984-03-27 | 1984-03-27 | ロ−ル成形性に優れた耐候性冷延鋼板の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60204835A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7169243B2 (en) * | 1999-07-01 | 2007-01-30 | Sollac | Aluminum-killed medium-carbon steel sheet for containers and process for its preparation |
| CN102230138A (zh) * | 2011-06-04 | 2011-11-02 | 首钢总公司 | 采用连续退火机组生产spa-h高强度耐候钢的方法 |
| CN104962705A (zh) * | 2015-07-29 | 2015-10-07 | 山东伊莱特重工有限公司 | 一种风电法兰的等温正火处理工艺 |
-
1984
- 1984-03-27 JP JP5863984A patent/JPS60204835A/ja active Granted
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7169243B2 (en) * | 1999-07-01 | 2007-01-30 | Sollac | Aluminum-killed medium-carbon steel sheet for containers and process for its preparation |
| CN102230138A (zh) * | 2011-06-04 | 2011-11-02 | 首钢总公司 | 采用连续退火机组生产spa-h高强度耐候钢的方法 |
| CN104962705A (zh) * | 2015-07-29 | 2015-10-07 | 山东伊莱特重工有限公司 | 一种风电法兰的等温正火处理工艺 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0142329B2 (ja) | 1989-09-12 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |