(57)【要約】【課題】幅プレス量を大きくした場合でも、幅プレス前のスラブのコーナー部に設けておいた面取り形状を維持できて、熱間圧延の際のエッジシーム疵発生とその回り込みを抑制することができるステンレス熱延鋼板の製造方法を提供する。【解決手段】予め、熱間スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量をスラブ厚みに対して５％以上、２５％　未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とした面取りを形成しておくと共に、幅プレスを、熱間スラブの上下面取り部に係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型を用いて行う。【選択図】　　　　図１１
2004025255.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ステンレス鋼スラブを加熱炉で加熱した後、幅プレスを施し、引き続き熱間圧延を施すステンレス熱延鋼板の製造方法において、
予め、前記スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量をスラブ厚みに対して５％以上、２５％　未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とした面取りを形成しておくと共に、
前記幅プレスを、前記スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型を用いて行うことを特徴とするステンレス熱延鋼板の製造方法。
【請求項２】
前記面取り量をスラブ厚みに対して７．５％以上、１５％　以下、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とすることを特徴とする請求項１　に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
【請求項３】
前記面取りを形成されたスラブを、短辺鋳型の鋳造面側につばを設け、長辺鋳型で前記短辺鋳型を挟んで組み立てた鋳型を用いて連続鋳造することにより得ることを特徴とする請求項１　または２　に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
【請求項４】
前記面取りを形成されたスラブを、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、そのコーナー部を機械加工することにより得ることを特徴とする請求項１　または２　に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ステンレス熱延鋼板の製造方法に関し、鋼板幅方向端部に発生するエッジシーム疵と呼ばれる線状欠陥の発生を防止し、エッジシーム疵の発生に伴う鋼板の耳切代を低減することが可能なステンレス熱延鋼板の製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
ステンレス熱延鋼板は、所定の成分に調整された溶鋼を鋳型により連続鋳造してスラブとし、加熱炉で加熱して熱間圧延、さらに焼鈍、酸洗等を施して製造されるのが普通である。この際、加熱後のスラブを熱間圧延ライン上に抽出後、熱間圧延するに先立ってスラブを金型で幅プレスする場合がある。幅プレスすることにより、連続鋳造時の鋳込み幅寸法を集約することができ、連続鋳造機におけるスラブ生産能率の向上が図れるのである。
【０００３】
このようにして製造されたステンレス熱延鋼板には、図１　に模式的に示すように、鋼板１１の板幅エッジ部に圧延方向に伸びた表面欠陥１２（　エッジシーム疵と呼ばれる。）　が発生する。ステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵の形成過程は、図２　に模式的に示される。加熱された被圧延材２１を水平ロール２２により粗圧延する過程において、水平圧延時に自由表面となっている被圧延材２１側面にしわ２３が形成され、引き続く水平圧延時の被圧延材側面のバルジ変形（　被圧延材側面が樽型に変形）　により、被圧延材側面は表裏面に回り込む。この際、被圧延材側面のしわ２３も表裏面に回り込み、表面欠陥となる。これが図１に符号１２で、図２に２４で示したエッジシーム疵と呼ばれるステンレス熱延鋼板の表面欠陥となる。
【０００４】
また、ステンレス熱延鋼板のエッジシーム疵は、さらに、冷間圧延、焼鈍、酸洗を行って冷延鋼板とした場合でも、鋼板表面に残存する場合が多い。表面品質に厳格なステンレス熱延鋼板、及びステンレス冷延鋼板では、エッジシーム疵の発生した板幅エッジ部は、製品にはできないため、エッジシーム疵発生領域はトリミングされる。このため、エッジシーム疵が発生すると、製品歩留まりが著しく低下してしまう。以上のような理由から、ステンレス熱延鋼板の製造において、エッジシーム疵の発生を抑制し、製品歩留まりを向上させたいという技術的欲求は非常に強い。
【０００５】
【本発明が解決しようとする課題】
エッジシーム疵回り込み量を低減する技術として、例えば、特開昭６３−２１５３３８　号公報には、図３　に示す、鋳型出口のコーナー部に面取り３１を設けた連続鋳造機用鋳型３２が開示されている。これにより鋳造したスラブコーナー部に面取りのあるスラブを用い、厚鋼板を製造した場合、エッジシーム疵の回り込み量を低減できるようである。
【０００６】
しかしながら、厚板圧延では最初にスラブを幅方向に圧延し、スラブ幅を所望の幅に拡大する幅出し圧延を行うのに対して、熱間圧延ではこのような幅出し圧延は行わず、ステンレス熱延鋼板を製造する際には、幅プレスを施してスラブ幅を縮小してから熱間圧延を施す。このため、予め、スラブコーナー部に面取りを形成した場合であっても幅プレスを施す際、スラブコーナー部に形成した面取り形状が著しく変形してしまい、熱延圧延の際にエッジシーム疵抑制効果が不十分となる問題があった。
【０００７】
また、特公平４−３３５２１　号公報には、図４　に模式的に示すように、台形状のカリバー溝を有する幅プレス用金型が開示されている。カリバー金型を用いて幅プレスすることにより、スラブコーナー部の面取りは可能である。
しかしながら、カリバー溝を有するカリバー金型４１で、幅プレス量ΔＷ　（＝Ｗ０　−Ｗ１　）が１００ｍｍ　程度以上の幅プレスを行うとスラブ４２のコーナー部の局所変形量が大きくなるため、幅プレス時にスラブ表面にしわ４３が発生する場合が多く、幅プレス量に制約があった。図４中、Ｗ０　は幅プレス前のスラブ幅、Ｗ１　は幅プレス後のスラブ幅である。
【０００８】
さらには、特開平１０−５２７０１号公報には、加熱炉で加熱された熱間スラブに凸金型で幅プレスを施し、幅プレス後のスラブ側面の厚み方向中央部に凹部を形成することにより、引き続く熱間圧延において、水平ロールでの厚み圧下時にスラブ側面のバルジング量（　幅拡がり量）　を抑制し、側面しわの表裏面への回り込み量、すなわち、エッジシーム疵の回り込み量を低減しようとするステンレス熱延鋼板の製造方法が開示されている。
【０００９】
しかしながら、断面が矩形状の熱間スラブに幅プレスを施した場合、粗圧延条件を制限しても、幅プレス量が５０ｍｍでエッジシーム疵回り込み量が１３ｍｍ／　片側、幅プレス量が２００ｍｍ　の場合にはエッジシーム疵回り込み量は１５ｍｍ／　片側にもなり、改善の余地があった。
本発明は、従来のステンレス鋼板の製造における上述のような問題を解消することにあり、幅プレス量を大きくした場合でも、幅プレス前のスラブのコーナー部に設けておいた面取り形状を維持できて、熱間圧延の際のエッジシーム疵発生とその回り込みを抑制することができるステンレス熱延鋼板の製造方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明は、以下の通りである。
１．　ステンレス鋼スラブを加熱炉で加熱した後、幅プレスを施し、引き続き熱間圧延を施すステンレス熱延鋼板の製造方法において、予め、前記スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量をスラブ厚みに対して５％以上、２５％　未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とした面取りを形成しておくと共に、前記幅プレスを、前記スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型を用いて行うことを特徴とするステンレス熱延鋼板の製造方法。
２．　前記面取り量をスラブ厚みに対して７．５％以上、１５％　以下、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角を１５゜以上、４５゜以下とすることを特徴とする上記１に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
３．　前記面取りを形成されたスラブを、短辺鋳型の鋳造面側につばを設け、長辺鋳型で前記短辺鋳型を挟んで組み立てた鋳型を用いて連続鋳造することにより得ることを特徴とする上記１　．または２　．に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
４．　前記面取りを形成されたスラブを、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、そのコーナー部を機械加工することにより得ることを特徴とする上記１　．または２　．に記載のステンレス熱延鋼板の製造方法。
【００１１】
【発明の実施の形態】
本発明のステンレス熱延鋼板の製造方法について、図５　に示す熱間圧延設備を用いた場合を例に説明する。
図５　は本発明に用いて好適な熱間圧延設備の一例の配置図であり、上流側から符号５１、５２、５３、５４、５５、５６で示すものがこの順に設置されている。図中符号５１は加熱炉、５２はデスケーリング装置、５３は幅プレス装置、５４は粗圧延機列、５５は仕上圧延機列、５６はコイラ（　巻き取り装置）　であって、粗圧延機列５４は、竪ロール５７と水平ロール５８を有する圧延機を４　機備え、仕上圧延機列５５は、圧延機を７　機備えている。幅プレス装置５３には、一対の金型が設けてある。図５中では便宜的に上下に一対の金型を描いているが、実際には、被圧延材を挟んでその幅方向両側に金型が配置されている。
【００１２】
本発明の実施の形態では、ステンレス鋼スラブを加熱炉５１で加熱した後、幅プレス装置５３の一対の金型で幅プレスを施し、引き続き粗圧延機５４及び仕上圧延機５５で熱間圧延を行い、ステンレス熱延鋼板とする。なお、ステンレス鋼スラブは、所定の成分に調整された溶鋼を図示しない連続鋳造機の鋳型で鋳造して得たスラブを用いるのが普通であり、また所望の特性をもつステンレス熱延鋼板とするため、加熱温度や仕上圧延機出側温度等が管理されていると共に、仕上圧延された鋼板は仕上圧延機列５５とコイラ５６間で冷却されて所望の巻取温度でコイラ５６に巻取られ、その後焼鈍、酸洗等を施して製造されるのが一般的である。
【００１３】
先ず、本発明に用いるスラブの形状について図７を用いて説明する。
図７（ａ）は幅プレス前のスラブの斜視図、図７（ｂ）は幅プレス前のスラブコーナー部の形状を示す要部拡大図である。
本発明では、スラブコーナー部の長さ方向全長に面取り７２を形成したスラブ７１を用い、幅プレスと熱間圧延を施す。この理由は、スラブコーナー部に面取りを形成したスラブ７１を用いることにより、熱間圧延の際にエッジシーム疵の発生を抑制でき、エッジシーム疵の回り込み量ｄＥＳ　を低減できるからである。すなわち、図８　に模式的に示すように、スラブコーナー部に面取りを形成していない図８中（ａ）の場合、粗圧延初期〜中期（図中、熱間圧延中期）の段階で、被圧延材側面にしわ２３が発生し、これが粗圧延後期〜仕上圧延時（図中、熱間圧延後期）に被圧延材側面のバルジング変形とともに、被圧延材側面が表裏面に回り込む際、側面のしわ２３も表裏面に回り込み、エッジシーム疵２４になる。これに対してスラブコーナー部に面取り７２を形成した図８中（ｂ）の場合、面取りされたコーナー部（ＰＡ　〜ＰＢ　）は、粗圧延初期の段階でしわが形成される前に被圧延材２１の表裏面に回り込みやすく、このため、面取りのあるスラブの場合、面取りなしのスラブに比べて熱間圧延後期でのエッジシーム疵２４の回り込み量ｄＥＳ　を低減できるのである。なお、図８　はスラブのコーナー部に設けた面取りの効果を面取りなしの場合と比較して示す厚み方向断面模式図でもある。
【００１４】
ここで、幅プレス前のスラブのコーナー部の長さ方向全長に面取りを設けるには、短辺鋳型９４の鋳造面側につば９５を設け、図９　に模式的に示すように一対の長辺鋳型９３で一対の短辺鋳型９４を挟んで組み立てた鋳型を用いてスラブを連続鋳造することにより得るようにしてもよいし、断面が矩形状に鋳造できる鋳型を用い、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、そのコーナー部を機械加工することにより得ることもできる。なお、鋳造によりスラブのコーナー部に面取りを形成する場合と、連続鋳造された断面が矩形状のスラブのコーナー部を機械加工する場合とを比べると、前者は屑を出さないで面取りを行うことができるため、歩留まりの観点からは前者が望ましい。機械加工はスラブを加熱炉に装入する前にグラインダー等で機械研削することにより行うことができる。但し、機械加工するときのスラブ温度は特に限定しない。
【００１５】
次いで、上記のように予め、スラブコーナーに面取り７２を形成したスラブにカリバー金型で幅プレスを行う理由について図６を用いて説明する。
図６（ａ）はプレス金型の形状を示す平面図、図６（ｂ）は図６（ａ）におけるＸ−Ｘ　断面図である。符号６１はスラブ搬送パスラインを挟んで配置した一対のプレス金型であって、この場合、プレス金型は、図６（ａ）に示すようにスラブ搬送方向入側の入側傾斜部６７、入側傾斜部６７に続く金型平行部６６、および出側傾斜部６８からなると共に、例えば金型平行部６６のＸ−Ｘ　断面について図６（ｂ）に示すように、カリバー溝を有する。なお、入側傾斜部６７および出側傾斜部６８にもスラブ６２と接触する側に同様のカリバー溝が設けてある。カリバー溝は上下の傾斜壁面６３、６４と溝底面６５を有する。ここで、図６（ｂ）中符号φはカリバー角であって、カリバー角φはそれぞれ上傾斜壁面６３と溝底面６５、下傾斜壁面６４と溝底面６５とのなす角度であり、Ｌは、カリバー溝底長さである。幅プレスではカリバー金型６１を、例えばスラブ搬送方向と直角なスラブ幅方向に往復運動させ、該金型同士の閉塞時にスラブ６２の幅を圧下してスラブ幅を調整し、金型同士の隔離時にスラブ６２をスラブ搬送方向に所定量搬送する一連の動作を繰り返し、スラブ６２の幅をスラブ全長にわたって幅圧下するようにしている。
【００１６】
その際、本発明では、幅プレスを、スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面６３、６４と溝底面６５とからなるカリバー溝を有するカリバー金型６１で行うようにしている。この理由は、幅プレス後も幅プレス前に設けておいたスラブコーナーの面取り形状を維持することにある。このため、カリバー金型６１のカリバー溝形状は、スラブコーナー部に形成した面取り形状を維持できるように、カリバー溝底長さＬ　をＨ０−２ｔ　およびカリバー角φを面取り角θと等しくするのが望ましいが、カリバー溝底長さＬ　をＨ０−２ｔ　の９０〜１１０％、カリバー角φを面取り角θの８０〜１２０％の範囲としても良い。Ｈ０はスラブ厚み、ｔ　はスラブ厚み方向の面切り量である。（図７参照）
ここで、カリバー金型を用いた幅プレスの効果を示すために、カリバー溝形状をスラブコーナーに予め設けた面取り形状に対応させてＬ＝　Ｈ０−２ｔ（＝１４０ｍｍ　）、θ＝　φ（＝４５　゜）とした実験１　について述べる。
【００１７】
実験１　では、厚み２００ｍｍ　、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを用い、図７　に示したスラブ厚み方向の面取り量ｔ　を３０ｍｍ（　幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１５％）、スラブ厚み方向に対する面取り角θを４５゜とした面取りを、幅プレス前の複数のスラブに設けておき、図５　に示す熱間圧延設備にて、幅プレス及び熱間圧延を施し、厚み４ｍｍ　のステンレス熱延鋼板とした。得られたステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。また、比較例として、面取りを形成していない断面が矩形状のスラブに対し、同じ条件で幅プレス及び熱間圧延を施し、同様にエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　は、熱間圧延後、酸洗、焼鈍工程を経たステンレス熱延鋼板を長手方向中央部において、図１０に示すように、５０ｍ　間隔で１０ヶ所、最も板幅方向中央部寄りで発生したエッジシーム疵から近隣の板幅エッジまでの距離ｄＥＳｉ（ｄＥＳ１　、ｄＥＳ２、・・・）を鋼板表裏面左右両側で、それぞれ測定し、これらを平均した値をエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　と定義した。また、実験１　では、平金型、及びカリバー金型を幅プレス装置５３に組み込んで、スラブ毎に幅プレス量を種々変更して、幅プレスを施す実験も行った。
【００１８】
平金型で幅プレスを行った場合の幅プレス量ΔＷ　とエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　の関係を図１１（ａ）　に、カリバー金型で幅プレスを行った場合の幅プレス量ΔＷ　とエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　の関係を図１１（ｂ）　に示す。
図１１（ａ）　に示す結果から、平金型で幅プレスした場合には、幅プレス量ΔＷ＝０　、５０ｍｍでは、スラブコーナーに面取りを形成した効果があるものの、幅プレス量ΔＷ　が大きくなるとスラブコーナーに面取りを形成した効果は見られなくなる。これは、図１２（ａ）　に模式的に示すように平金型１０１　で幅プレスした場合、幅プレス量ΔＷ　が大きくなると、幅プレス前に設けておいた面取り形状がなくなってしまい、幅プレスに続く熱間圧延時に前述した面取りの効果を発揮できなかったためと考えられる。
【００１９】
一方図１１（ｂ）　に示すように、カリバー金型で幅プレスした場合、予め、スラブコーナーに面取りを形成しておくと、カリバー金型４１での幅プレス量ΔＷ　が大きくなった場合でも、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　は小さい。これは、図１２（ｂ）　に模式的に示すように、幅プレス量ΔＷ　が大きい場合でも、スラブコーナー部の局所的な変形量が大きくならず、スラブ表面でのしわ発生が防止でき、かつスラブコーナー部の面取り形状が維持され、前述した熱間圧延時における面取りの効果が維持されたためと考えられる。なお、カリバー金型で幅プレスした場合であってもスラブコーナーに予め面取りを形成しておかないと、幅プレス量ΔＷ　が大きくなる程、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　が大きくなってしまうがこれは、スラブコーナー部の局所的な変形量が大きくなったために、幅プレス時にスラブ表面にしわ４３が発生したためと考えられる（図４参照）。
【００２０】
すなわち、幅プレス量ΔＷ　を大きくした場合でも、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を小さくするには、予め、スラブコーナーに面取りを形成したスラブを上述したようなカリバー溝を有するカリバー金型で幅プレスする必要があることがわかる。
次に、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたる面取り量ｔ　をスラブ厚みに対して５％以上、２５％　未満、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下に限定するに至った実験２−１　、実験２−２　について述べる。
【００２１】
実験２−１　では、厚み２００ｍｍ　、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを複数用意し、予め、幅プレス前のスラブ７１のコーナー部の長さ方向全長に、スラブ厚み方向の面取り量ｔ　を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して０　〜２５％　の範囲で２．５％毎に変え、スラブ厚み方向に対する面取り角θを４５゜とした面取りを形成しておき、図５　に示す熱間圧延設備にて幅プレス及び熱間圧延を施し、得られた厚さ４ｍｍ　のステンレス熱延鋼板のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。その際、実験２−１　では、幅プレス装置５３の金型には、面取り量ｔ　を種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝Ｈ０−２ｔｍｍ　、カリバー角φ＝４５　゜としたカリバー溝を有するカリバー金型をそれぞれ用い、幅プレス量をΔＷ＝２００ｍｍ　とした。
【００２２】
また実験２−２　では、厚み２００ｍｍ　、幅１２００ｍｍのＳＵＳ４３０ステンレス鋼スラブを複数用意し、予め、幅プレス前のスラブ７１のコーナー部の長さ方向全長に、スラブ厚み方向の面取り量ｔ　を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１５％　、スラブ厚み方向に対する面取り角θを０　、５　、１５、３０、４５、６０゜とした面取りを形成しておき、図５　に示す熱間圧延設備にて幅プレス及び熱間圧延を施し、得られた厚さ４ｍｍ　のステンレス熱延鋼板におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。その際、実験２−２　では、幅プレス装置５３の金型には、面取り角θを種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝１６０ｍｍ　、カリバー角φ＝　θ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型をそれぞれ用い、幅プレス量をΔＷ＝２００ｍｍ　とした。
【００２３】
スラブ毎に面取り量ｔ　を変えた場合のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を図１３（ａ）　に、スラブ毎に面取り角θを変えた場合のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を図１３（ｂ）　に示す。
図１３（ａ）　に示す結果から、スラブ厚み方向の面取り量ｔ　を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して、５％以上、２５％　未満とすることにより、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　が２０ｍｍ以下に低減でき、さらに、７．５％以上、１５％　以下とすることにより、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を１５ｍｍ以下にまで低減できることがわかる。また、図１３（ｂ）　に示す結果から、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜未満とした場合、面取りの効果が不十分となり、一方、スラブ厚み方向に対する面取り角θが４５゜を越えた場合も、同じく面取りの効果が不十分となり、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　が増大することがわかる。
【００２４】
以上の実験結果から、本発明では、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたる面取り量ｔ　をスラブ厚みに対して５％以上、２５％　未満、かつスラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下と限定した。また、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたるｔ　をスラブ厚みに対して７．５％以上、１５％　以下、かつ、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とすることが、エッジシーム疵回り込み量をさらに低減できるので好ましい。
【００２５】
なお、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％　以上とするとエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を低減できない理由について図１４で説明する。図１４は、コーナー部の様子を模式的に示す図であって、例えば、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１０％　の場合、スラブコーナー部に形成した面取り７２に相当するＰ　Ａ　〜Ｐ　Ｂ　間には側面しわ２３は発生せず、面取りがない場合に比べてエッジシーム疵２４の回り込み量を低減できる。一方、スラブ厚み方向の面取り量ｔが幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％　の場合では、スラブコーナー部に形成した面取り７２に相当するＰ　Ａ　〜Ｐ　Ｂ　間が被圧延材２１の表裏面に完全に回り込むまでには、水平ロールによる圧延が数パス施されることになるので、その際、Ｐ　Ａ　寄りに側面しわ２３が形成されると考えられる。このようになると、粗圧延中期（図中、熱間圧延中期）の被圧延材２１の側面部分をみるとわかるように、Ｐ　Ａ　寄りに側面しわ２３が発生しているが故に、熱間圧延後期でのエッジシーム疵２４の回り込み量ｄＥＳ　が面取り量ｔを幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して２５％　未満とした場合より大きくなってしまうのである。
【００２６】
【実施例】
〔実施例１〕
連続鋳造により得られた板厚２００ｍｍ　、板幅１３００ｍｍのフェライト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０７ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．３ｍａｓｓ％　、Ｍｎ：０．１ｍａｓｓ％　、Ｃｒ：１６．５ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物）　を複数用い、予めスラブ毎にスラブのコーナー部に表１　に示すような面取りを形成した後、図５　に示す熱間圧延設備において幅プレス及び熱間圧延を行った。
【００２７】
【表１】
2004025255.tif 000003
【００２８】
その際、発明例１〜１０及び比較例１〜４の場合、面取りを形成したスラブは、連続鋳造された断面が矩形状のスラブを用い、加熱炉５１装入側のスラブヤードでスラブコーナー部をグラインダーにより機械研削して得た。得られたスラブを加熱炉５１で２　時間加熱して１２００℃とし、抽出した後、デスケーリング装置５２で脱スケールし、幅プレス装置５３でスラブに幅プレスを施し、これを粗圧延機列５４に送給し、粗圧延の各竪ロール５７での幅圧下量０　〜１５ｍｍの幅圧延を施しながら、　Ｒ１　リバース圧延（１、２　、３　パス）　及びＲ２、Ｒ３、Ｒ４一方向圧延（４、５　、６　パス）　を行いシートバーとし、さらに、仕上圧延機列５５にて板厚４　〜７ｍｍ　の熱延鋼板に仕上げ、巻き取り装置５６にてコイル状に巻き取った。その後、上述したようにエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。なお、幅プレス装置５３の金型には、面取り量ｔ　を種々変更したスラブに応じて、カリバー溝底長さＬ＝Ｈ０−２ｔｍｍ　、カリバー角φ＝　θ゜としたカリバー溝を有するカリバー金型Ａをそれぞれ用いた。
【００２９】
従来例１の場合、面取りなしのスラブを用い、カリバー溝底長さＬ＝１７０ｍｍ　、カリバー角φ＝３５　゜としたカリバー溝を有するのカリバー金型Ｂで幅プレスした。従来例２の場合、上記のようにしてスラブコーナー部に面取りを形成したスラブを用い、平金型で幅プレスした。
発明例１〜１０、比較例１〜４及び従来例１、２のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　の測定結果を表１　に示した。
【００３０】
予め、面取り量ｔ　を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して５％以上、２５％　未満とし、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とした面取りを設けたスラブを用い、カリバー金型Ａで幅プレスした本発明例１〜１０では、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を比較例１〜４及び従来例１、２より低減でき、２０ｍｍ以下となっていることがわかる。また、発明例１〜１０のうち、面取り量ｔ　を幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して７．５％以上、１５％　以下とし、スラブ厚み方向に対する面取り角θを１５゜以上、４５゜以下とした面取りを設けた発明例２、３並びに５〜１０では、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を１５ｍｍ以下に低減できている。
【００３１】
一方、面取り量ｔ　又は面取り角θが本発明の範囲を外れ、カリバー金型Ａで幅プレスした比較例１〜４の場合、発明例の場合ほどエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を低減できていない。また、面取りなしのスラブを用い、カリバー金型Ｂで幅プレスした従来例１の場合および予め、面取りを設けたスラブを用い、平金型で幅プレスを行った従来例２の場合、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　は３０ｍｍを越えている。
〔実施例２　〕
厚さ２００ｍｍ　、板幅９００　〜１６００ｍｍのオーステナイト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．５ｍａｓｓ％　、Ｍｎ：１．０ｍａｓｓ％　、Ｎｉ：９ｍａｓｓ％　、Ｃｒ：１８ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物）　、フェライト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．０７ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．３ｍａｓｓ％　、Ｍｎ：０．４ｍａｓｓ％　、Ｃｒ：１７ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物）　、およびマルテンサイト系ステンレス鋼スラブ（Ｃ：０．３ｍａｓｓ％　、Ｓｉ：０．５ｍａｓｓ％　、Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％　、Ｃｒ：１３ｍａｓｓ％、残部Ｆｅおよび不可避不純物）　を３　鋼種それぞれ１００　枚用意した。その際、スラブの長手方向に伸びる各コーナー部全長にわたり、面取り量ｔ　をスラブ厚みに対して１０％　、スラブ厚み方向に対する面取り角θを３５゜とした面取りを形成できるように、短辺鋳型９４につば９５を設けた鋳型を用いて連続鋳造してスラブを得た。得られたスラブを図５　に示す加熱炉５１で２　時間加熱し、スラブ温度を１１００〜１２００℃とし、抽出した後、デスケーリング装置５２で脱スケールし、幅プレス装置５３で幅プレス量３０〜２００ｍｍ　の幅プレスをスラブに施した。これを粗圧延機列５４に送給し、粗圧延の各竪ロール５７での幅圧下量０　〜１５ｍｍの幅圧延を施しながら、　Ｒ１　リバース圧延（１、２　、３　パス）　及びＲ２、Ｒ３、Ｒ４一方向圧延（４、５　、６　パス）　を行いシートバーとし、仕上圧延機列５５にて板厚４　〜８ｍｍ　の熱延鋼板に仕上げた後、巻き取り装置５６にてコイル状に巻き取り、その後、上述したように得られたステンレス熱延鋼板に焼鈍、酸洗を施し、各コイル毎のエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　を測定した。
【００３２】
結果を図１６に示す。ただし、発明例１１では、上記面取りを形成したスラブにカリバー溝底長さＬ＝　１６０ｍｍ　、カリバー角θ＝３５　゜としたカリバー溝を有するカリバー金型Ｃで幅プレスする一方、従来例３では、上記と同様の成分含有量であって同じ厚み、幅の範囲を有する断面が矩形状のスラブを各鋼種それぞれ１００　枚、連続鋳造し、これらのスラブコーナー部に面取りを設けずにプレス金型に特開平１０−５２７０１号公報記載の凸金型を用いて上記同様に幅プレス及び熱間圧延を施した。凸金型形状は、図１５に示すように、凸部の頂辺長さＤＡを１００ｍｍ（幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して５０％）、凸部の底辺長さＤＢを２２０ｍｍ（幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１１０％）　、凸部の突出高さＤＨを２０ｍｍ（　幅プレス前のスラブ厚みＨ０に対して１０％）とした。
【００３３】
図１６は各鋼種におけるエッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　の平均値を示す。従来例３に比べて、予め、スラブコーナーに面取りを形成したスラブを用い、熱間スラブの上下の面取りに係合する上下の傾斜壁面と、溝底面とからなるカリバー溝を有するカリバー金型で幅プレスした発明例１１では、エッジシーム疵回り込み量を顕著に低減できていることが分かる。
【００３４】
【発明の効果】
本発明によれば、幅プレス量を大きくした場合でも、全ステンレス鋼種において、幅プレス前のスラブのコーナー部に設けておいた面取り形状をほぼ維持できて、従来の技術以上に熱間圧延の際のエッジシーム疵発生とその回り込みを抑制することができる。この結果、エッジシーム疵発生による幅プレス量の制限がなくなり、連続鋳造機でのスラブ生産能率を高めることができると共にステンレス鋼板の歩留まりの向上が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】鋼板表面のエッジシーム疵を示す模式図である。
【図２】エッジシーム疵の発生過程を示す模式図である。
【図３】（ａ）　は鋳型の一部を示す斜視図、（ｂ）　は鋳型の断面図である。
【図４】幅プレス時の表面しわ発生の状態を示す模式図である。
【図５】本発明を適用して好適な熱間圧延設備の配置図である。
【図６】（ａ）　は幅プレス時の状態を示す平面図、（ｂ）　は幅プレス時の状態を示すＸ−Ｘ　断面図である。
【図７】（ａ）　は本発明に用いるスラブのコーナー形状を示す斜視図、（ｂ）　はコーナー部の拡大図である。
【図８】面取りあり、なしでコーナー部の様子を比較した厚み方向断面模式図である。
【図９】本発明に用いるスラブを得るのに好適な鋳型を示す断面図である。
【図１０】エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　の測定方法を示す図である。
【図１１】本発明の効果を幅プレス量をパラメータにして示すグラフであって、（ａ）　は、平金型で幅プレスした場合、（ｂ）　はカリバー金型で幅プレスした場合である。
【図１２】カリバー金型を用いて幅プレスした場合の作用を平金型の場合と比較して示す厚み方向断面模式図である。
【図１３】（ａ）　、（ｂ）　は、エッジシーム疵回り込み量ｄＥＳ　に及ぼす面取り量ｔ　、面取り角θの影響をそれぞれ示すグラフである。
【図１４】面取り量ｔ　が相違するときの、コーナー部の変化の様子を比較した厚み方向断面模式図である。
【図１５】特開平１０−５２７０１号公報記載の凸金型形状を示す断面図である。
【図１６】本発明の効果を従来例と比較して示すグラフである。
【符号の説明】
１１　鋼板
１２　表面欠陥
２１　被圧延材
２２、　５８　　水平ロール
２３　側面しわ
２４　エッジシーム疵
３１、７２、９２　面取り
３２　鋳型
４１、　６１　　カリバー金型
４２、　６２　、７１、９１　スラブ
４３、表面しわ
Ｗ０　　幅プレス前のスラブ幅
Ｗ１　　幅プレス後のスラブ幅
５１　加熱炉
５２　デスケーリング装置
５３　幅プレス装置
５４　粗圧延機列
５５　仕上圧延機列
５６　コイラ（巻き取り装置）
５７　竪ロール
６３　上傾斜壁面
６４　下傾斜壁面
６５　溝底面
６６　金型平行部
６７　入側傾斜部
６８　出側傾斜部
Ｈ０　スラブ厚み
ｔ　　スラブ厚み方向の面取り量
θ　スラブ厚み方向に対する面取り角
Ｌ　　カリバー溝底長さ
φ　カリバー角
９３　長辺鋳型
９４　短辺鋳型
９５　つば
１０１　　平金型
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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