(57)【要約】【課題】加熱炉の予熱帯から雰囲気温度を適正に調整することで、オーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延に際し、δ−フェライトの可及的な低減を図って熱間加工性の向上を達成し、熱間加工割れ起因のヘゲ疵発生をほぼ完全に防止すること。【解決手段】質量％で、Ｃｒ：１６．０〜２０．０％、Ｎｉ：６．０〜１０．５％を基本成分とし、かつδ−フェライト量が６％以下残存するオーステナイト系ステンレス鋼片を加熱処理してから熱間圧延するに際し、加熱処理を行う加熱炉内の雰囲気温度を１２００℃〜１２６０℃の範囲に維持すると共に、鋼片温度が１２００℃以上になった状態で４０分以上保定することにより、残存する鋼片内のδ−フェライトを消滅させてから熱間圧延すること。【選択図】　　　　図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃｒ：１６．０〜２０．０％、Ｎｉ：６．０〜１０．５％を基本成分とし、かつδ−フェライト量が６％以下残存するオーステナイト系ステンレス鋼片を加熱処理してから熱間圧延するに際し、加熱処理を行う加熱炉内の雰囲気温度を１２００℃〜１２６０℃の範囲に維持すると共に、鋼片温度が１２００℃以上になった状態で４０分以上保定することにより、残存する鋼片内のδ−フェライトを消滅させてから熱間圧延することを特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延方法。
【請求項２】
熱間圧延における粗圧延の１パス目の圧下率を１４％以上としたことを特徴とする請求項１記載の熱間圧延方法。
【請求項３】
加熱処理する鋼片が、その幅方向断面の端部が中央部厚みより厚い形状であることを特徴とする請求項１又は２記載の熱間圧延方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、オーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延方法に関し、特に、良好な熱間加工性を発揮し熱間加工割れ起因のヘゲ疵の発生を防止することができる加熱処理を施した鋼片の熱間圧延方法に係るものである。
【０００２】
【従来の技術】
ＳＵＳ３０４に代表される、基本成分がＣｒ：１６．０〜２０．０％、Ｎｉ：６．０〜１０．５％のオーステナイト系ステンレス鋼板を製造するにあたっては、ステンレス鋼の連続鋳造スラブを一旦常温まで冷却し、溶削などで全面手入れを行った後に（全面手入れを鋳造後に行う場合もある）加熱炉に装入して所定の温度まで加熱してから熱間圧延工程へ送るか、或いは連続鋳造スラブを無手入れのまま保熱しつつ加熱炉に装入して昇温後熱間圧延するというスラブの顕熱を利用する方法が知られている。
上記のいずれの方法においても、ステンレス鋼スラブ（鋼片）の熱間圧延に際しては、熱間加工割れに起因してホットコイル表面に発生するヘゲ疵の防止が大きな課題となっており、特に、より厳格な品質が要求される近年においては微少なヘゲ疵の発生も問題とされており、ヘゲ疵の低減に対する要求が強くなり、その改善が求められている。
【０００３】
このオーステナイト系ステンレス鋼の熱間圧延におけるヘゲ疵の発生防止に関する従来の対策としては、鋳造時に鋳片内に析出するδ−フェライト量を一定の式に基づいて求め、このδ−フェライト量の値に応じて１２００℃〜１２８０℃の温度域で７０分以下保持するか、もしくは１１５０℃〜１２８０℃の温度域で６０分以下で保持することによって、δ−フェライト量を０．３％を超えないようにしてから熱間圧延工程へ送ることが提案されている（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
【特許文献１】
特公昭６０−２６８０７号公報（特許請求の範囲、表２）
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記の特許文献１に開示された技術は、熱間圧延時のヘゲ疵防止の他に耳割れ防止を目的とし、それなりに有効なものであったが、ヘゲ疵防止に限って言えば、未だ十分とは言えない点があった。すなわち、この先行技術では鋳片内に存在する熱間加工性を阻害するδ−フェライト組織を加熱炉内で加熱することにより消失させることを狙いとして、鋳片自体の加熱温度と加熱時間を規定していたが、本発明者らの知見によると、この従来の操業条件ではスラブによってはδ−フェライト量が１％以上残存し、圧延時に熱間加工割れが生じ、ヘゲ疵発生の原因となっている例が見受けられることが確認されている。
【０００６】
本発明者らは、このような現象が起こった鋳片についてさらに研究、検討を重ねた結果、上記の熱間加工性の劣化、つまりヘゲ疵発生は次のようなことが要因であると推測した。すなわち、疵の発生した鋳片の加熱条件を詳細に検討すると、加熱炉の予熱帯では生産性向上のため、炉温を１３００℃まで上げて鋼片温度を速やかに上昇させ、その後加熱帯及び均熱帯で１２００℃〜１２８０℃に維持していた。しかし、鋼片を１２６０℃を超えて再加熱するとδ−フェライトが増加する。その後鋼片温度を１２６０℃以下に下げて保定しても、δ−フェライトは予測したようには減少しない。これは、例えば１３００℃程度の再加熱ではδ−フェライトが２０％程度に増加して、このδ−フェライトを１％以下に減少させるには通常の保定時間（６０分程度）では不充分であるためと考えられるからである。
加えて、１２６０℃を超えて再加熱した際に界面（δ／γ）等に偏析するＳは増加する。これは、ＭｎＳが溶体化して固溶Ｓが増加するためである。この鋳片を１２６０℃以下に下げて保定すると、δ−フェライトが減少すると共に、オーステナイト相が増加して、オーステナイト相の方がＳの溶解度が低いことから、（δ／γ）界面のＳが濃化し、その一部はＦｅ−Ｓ−Ｍｎ化合物が生じる保定中に残存している可能性がある。この化合物は融点が低く液膜として残るので、圧延中に脆化の起点となるおそれがある。
【０００７】
以上のことから本発明においては、生産性向上のために予熱帯の温度を高めに設定して加熱処理を行っていた従来技術を改善し、加熱炉の予熱帯から雰囲気温度を適正に調整することで、オーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延に際し、δ−フェライトの可及的な低減を図って熱間加工性の向上を達成し、熱間加工割れ起因のヘゲ疵発生をほぼ完全に防止することを課題とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
上記の課題を解決するための本発明の要旨は以下の通りである。
（１）質量％で、Ｃｒ：１６．０〜２０．０％、Ｎｉ：６．０〜１０．５％を基本成分とし、かつδ−フェライト量が６％以下残存するオーステナイト系ステンレス鋼片を加熱処理してから熱間圧延するに際し、加熱処理を行う加熱炉内の雰囲気温度を１２００℃〜１２６０℃の範囲に維持すると共に、鋼片温度が１２００℃以上になった状態で４０分以上保定することにより、残存する鋼片内のδ−フェライトを消滅させてから熱間圧延することを特徴とするオーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延方法。
（２）熱間圧延における粗圧延の１パス目の圧下率を１４％以上としたことを特徴とする（１）記載の熱間圧延方法。
（３）加熱処理する鋼片が、その幅方向断面の端部が中央部厚みより厚い形状であることを特徴とする（１）又は（２）記載の熱間圧延方法。
【０００９】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の詳細を説明する。
上述したように従前においても、オーステナイト系ステンレス鋼片の熱間圧延に際しては、熱間加工性の改善を図るためにはδ−フェライトをできるだけ低減することが重要であり、そのために熱間圧延前の鋳片の加熱にあたり、一旦鋼片の温度を高めに設定して急速に加熱し、その後δ−フェライトが減少する温度範囲に維持する操業を行っていたが、実際にはこの温度履歴が熱間加工性を阻害していた。
尚、本発明においてδ−フェライト量は、特公昭６０−２６８０７号公報においても記載しているように、下記の式によって求めても、或いは市販のフェライト測定器を使用して求めても良い。
δ−フェライト（％）＝３（Ｃｒ＋１．５Ｓｉ＋Ｍｏ）−２．８（Ｎｉ＋０．５Ｍｎ＋０．５Ｃｕ）−８４（Ｃ＋Ｎ）−１９．８
【００１０】
上述の点に関して本発明者らが行った試験結果にて検証してみる。まず、常温で加熱炉に装入され、その予熱帯で１３００℃まで雰囲気温度を上げた場合のＳＵＳ３０４のスラブ（幅１２８０×厚み２００ｍｍ）を例にしてその最表面温度のヒートパターンを図４に、図４におけるａ位置（炉装入から６６分後）及びｂ位置（炉装入から１０６分後）でのスラブ断面の温度分布状態を図５（ａ）、（ｂ）にそれぞれ示す。予熱帯のＩ、ＩＩ、ＩＩＩゾーンで１０００℃から１３００℃まで雰囲気温度を上げていくと、６６分後のａ位置におけるスラブ断面（図５（ａ））では、エッジ部で１３００℃に近い温度となっているのに対し、スラブ中心部ではそれより約１００℃低い温度となっているが、１０６分後のｂ位置では表面温度が１３００℃で中心温度は１２９０℃であってその差は１０℃程度に過ぎない（図５（ｂ）参照）。
従って、従来においては図４のヒートパターンに示す如く、加熱帯及び均熱帯における雰囲気温度を１２４０℃に下げることで、スラブの温度を１２５０℃以下に抑制し、これによってδ−フェライトを低減させていた。しかしながら、前述したごとく、このようなヒートパターンを採用すると、スラブによっては１％以上のδ−フェライトが残存し、熱間加工割れを起こしてヘゲ疵発生の原因となっていたことが確認されている。
【００１１】
そこで、本発明ではオーステナイト系ステンレス鋼片（スラブ）の再加熱にあたり鋳片温度を予熱帯からδ−フェライトが増加しないような温度に維持することを狙いとし、このため加熱炉自身の雰囲気温度を適正に管理することで、δ−フェライトの消失を促進すると共に界面に偏析する固溶Ｓの増加をも防止するものである。加えて、Ｆｅ−Ｓ−Ｍｎ化合物の残存も防止する。
図１は、スラブ組織内におけるδ−フェライトの消失挙動に及ぼす加熱条件の影響を調べるために、本発明者らが実施した実験結果を示す。図１の横軸は加熱炉内の保定時間、縦軸は加熱炉内の雰囲気加熱温度であり、図における各ポイント横の数字はδ−フェライト量（％）を表わしており、ヘゲ疵が発生するδ−フェライト量＝１％以上を●、１％未満を○として示している。なお、加熱前のδ−フェライト量は約５％残存していた。
図１の曲線はδ−フェライト＝１％の線であり、その右方の範囲がδ−フェライトが１％未満でヘゲ疵の発生の無い範囲となる。この図によれば、スラブ内のδ−フェライトを効率的に消失させるためには、鋼片温度が１２００℃〜１２６０℃の温度範囲で少なくとも４０分の保定時間が必要であることが分かる。加熱温度が１２００℃未満では消失に６０分以上の時間が必要とされ、また、１２６０℃超ではδ−フェライトの増加温度域となり、同様に消失に時間がかかるためである。
ここで、鋼片温度とは、鋼片断面の平均温度である。実操業で鋼片温度を見積る手段として、炉内温度を境界条件として、鋼片の長手方向に直角な断面内の各部分の２次元の温度計算を非定常で行ない、その断面内の平均温度を算出することを行なう。計算は通常、差分法を用いるが、コントロールボリューム法または有限要素法でも良い。
【００１２】
次に、炉内雰囲気温度に及ぼすスラブ最表面温度と加熱時間の関係を調べた結果を図２及び図３に示す。
図２は炉内雰囲気温度を常時１３００℃に保ち、スラブ温度を加熱時間の経過に対応してシュミレーションした結果を示したものである。図２により分かるように、スラブ最表面温度は６０分程度で炉内雰囲気温度に達してしまう（Ａ点）ため、この時点でスラブの当該箇所ではδ−フェライトが増加する。
図３は炉内雰囲気温度を１２６０℃に保ち、スラブ温度を加熱時間の経過に対応してシュミレーションした結果を示したものである。図３においては、炉内雰囲気温度の上限を１２６０℃に抑えているため、スラブ最表面温度が１２６０℃を超えることがなくδ−フェライトの増加は起こり得ず、かえって消滅傾向を示す。また、スラブ内全てのδ−フェライトを効率良く消滅させるためには、１２００℃〜１２６０℃の炉内雰囲気温度範囲でスラブ平均温度が１２００℃×４０分以上（Ｂの範囲）の保定時間が必要であることが図３からわかる。
【００１３】
これに対し、１２６０℃を超える温度で保定した場合に熱間加工性が劣化する原因は、次のように考えられる。すなわち、δ−フェライトと熱間加工性の関係は、δ−フェライト以外の要因が全く無いと仮定すると、体積分率によって決まるものと判断できる。そこで、δ−フェライトの体積分率が１５〜３０％程度に延性の最低点があり、それより少なくなるかもしくは多くなると延性は向上するので、オーステナイトステンレス鋼の場合、通常の成分では１３００℃以上ではフェライト、オーステナイト２相域になりδ−フェライトは２０％程度と考えられることから、この範囲ではδ−フェライトが増加するほど延性が劣化することになる。
【００１４】
次に、本発明ではさらなる熱間加工性の改善のため、加熱炉の雰囲気温度及び保定時間の特定に加えて、熱間圧延の粗圧延における第１パスの圧下率を規定しようとするものである。これは、粗圧延の第１パスの圧延をできるだけ引張応力の小さい加工とすることで、熱間加工割れを低減させることができるものと考えたことによる。この粗圧延の第１パスの圧下率を具体的に明確にするため、下記の要領で圧延試験を実施した。
図６はこの試験に供する各種被圧延材（厚み２００×長さ１２００ｍｍのスラブ）の厚み分布を示し、図７〜図９はこの材料を使って行った熱延時の１パス目の圧延応力の計算結果を示している。
【００１５】
図７の圧下率５％では、材料によって応力のバラツキが大きく、引張応力も高いものが見られる。圧下率が１４％となると、図８に示すように、材料のよるバラツキは小さくなり、材料によっては応力がかなり低くなっているものが認められる。さらに、圧下率２３％とする図９においては、ほぼどの材料も応力のバラツキは少なくなり、特に、無手入れ材や中央部手入れ材などの応力低下が顕著である。
以上のことから、本発明における熱間圧延時においては、粗圧延における第１パスの圧下率は、１４％以上とすることが引張応力の低下を招き、これによって熱間加工割れ低減に寄与することが明らかである。なお、粗圧延第１パスの圧下率は高いほど、引張応力の低下傾向が見られるが、設備面及び他パスとの関連で大体３０％程度が上限である．
【００１６】
また、図６及び図７〜図９から、コーナー面取りを施したスラブ（全面１層手入れ材、クラウン手入れ材）は、引張応力が他の材料に比較して端部側において高くなる傾向を示していることが分かる。このため、図６に示す如く、スラブ中央部の厚みに対し端部側の厚みを厚くした材料が本発明の材料として適しているといえ、より熱間加工性の改善に寄与するものと考えられる。例えば具体的に厚みを示すと、スラブの端部３００ｍｍ程度以内の厚みを中央部の厚みより０％以上厚くすることが好ましい。
【００１７】
【実施例】
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【００１８】
［実施結果］
以上の条件で実施して得られたどの板厚の鋼板についても、表１に示す如く、本発明の加熱処理を施したものにはヘゲ疵の発生は全く見られなかったが、本発明の加熱条件を外れた比較例においては、約７％のコイルにヘゲ疵の発生が認められた。
【００１９】
【表１】
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【００２０】
【発明の効果】
以上の本発明に係る熱間圧延方法によれば、加熱処理時にδ−フェライトの増加を効果的に抑制できることから、鋳造後に残存するオーステナイト系ステンレス鋼の鋳片内のδ−フェライトを効率良く低減・消失させることができると共に、界面（δ／γ）での固溶Ｓ増加も抑えられ、その結果、熱間加工割れの原因となるヘゲ疵の発生を防止することが可能となる。これにより熱間加工性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼板を提供し得ることとなる．
【図面の簡単な説明】
【図１】加熱炉を使ってスラブの組織内のδ−フェライト量の挙動に及ぼす加熱条件の影響を調べた図である．
【図２】加熱炉内雰囲気温度を常時１３００℃に保ち、スラブ温度を加熱時間の経過に対応してシュミレーションした結果を示した図である。
【図３】加熱炉内雰囲気温度を１２６０℃に保ち、スラブ温度を加熱時間の経過に対応してシュミレーションした結果を示した図である。
【図４】１３００℃まで炉内雰囲気温度を上げた場合のＳＵＳ３０４のスラブを例にしてその最表面温度のヒートパターンをあらわしたずである。
【図５】図４におけるａ位置（炉装入から６６分後）及びｂ位置（炉装入から１０６分後）でのスラブ断面の温度分布状態を模式的に示した図である。
【図６】熱間圧延工程に送りこむ種々のスラブの厚み分布を示す図である。
【図７】図６のスラブを熱間圧延したときの第１パス目の圧延応力の分布状況を示す図（圧下率５％のとき）である。
【図８】図７と同様であって圧下率１４％のときの図である。
【図９】図７と同様であって圧下率２３％のときの図である。
【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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