(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：０.０８０質量％以下，Ｓｉ：０.０１〜１.５質量％，Ｍｎ：０.０１〜４.０質量％，Ｐ：０.０５質量％以下，Ｓ：０.０３質量％以下，Ｎｉ：１６.０〜２５.０質量％，Ｃｒ：２０.０〜３０.０質量％，Ｎ：０.０５質量％以下，Ｍｏ：０.０１〜１.０質量％，Ｃｕ：０.００１〜１.０質量％を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなり、Ｆ（質量％）＝Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｓｉ，Ａ（質量％）＝Ｎｉ＋３５Ｃ＋２０Ｎ＋０.２Ｍｎ＋０.２５Ｃｕと定義されるＦ値，Ａ値が、Ｆ＝２２.０〜３３.０，Ａ＝１７.０〜２８.０，Ｆ−Ａ＝３.５〜１１.５を満足するように成分調整されたＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼を溶製し、該Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼をスラブに連続鋳造し、１０００〜１２５０℃の加熱処理で該スラブのδフェライト量を０.５〜５.０体積％の範囲に調整し、その後に該スラブを、粗圧延の第１パスにおいてスラブの幅方向において両端から該スラブ幅の１／９以内の区間（以下エッジ部と称する）の平均圧下率をこれより幅中央寄りの区間（以下幅中央部と称する）の平均圧下率よりも大きくして熱間圧延することを特徴とするＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯の製造方法。
【請求項２】
Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼が更にＣａ：０.０１０質量％以下，Ｂ：０.０１０質量％以下の一種又は二種を含む請求項１記載の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、熱間圧延時に鋼帯表面に生じやすいヘゲ疵の発生を防止して表面性状の良好なＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を製造する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯は、鋼帯表面にヘゲ疵と呼ばれる表面欠陥が発生しやすい鋼種である。ヘゲ疵は、鋼帯表面の美観を損なうだけでなく、機械的性質，疲労特性，耐食性等の製品特性にも悪影響を及ぼす。このため、ヘゲ疵を除去する表面研削等の工程が組み込まれているが、グラインダを用いた研削でも残存する場合が多く、製品加工後のバレル研磨程度では除去できない。その結果、ヘゲ疵のない表面性状の良好な個所を峻別して客先に出荷することを余儀なくされている。良品部分の選別は、工程負荷を著しく増大させる原因であり、製品歩留の低下、ひいては製品コスト上昇の原因となる。
【０００３】
Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯のヘゲ疵は、熱間圧延時に発生し、後工程の冷間圧延で助長されることが多い。ヘゲ疵が検出されない熱延鋼帯でも、冷間圧延後に著しい表面欠陥が現れる場合もある。したがって、全長にわたって表面性状が良好なＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を製造するためには、研磨，研削によるヘゲ疵の除去ではなく、熱間圧延時にヘゲ疵の発生を抑制することが重要である。
これまでに、熱間圧延時におけるＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼のヘゲ疵発生防止策としては、次の特許文献１，２，３等で示される方法が提案されている。
【０００４】
すなわち、特許文献１では、幅中央部より幅エッジ部を厚くしたスラブを熱間圧延して幅方向に厚さが同じ完全な矩形状とすることにより、熱間圧延時のヘゲ疵発生を防止している。また、特許文献２では、スラブ中に存在するδフェライトが熱間圧延時のヘゲ疵の発生原因であるとして、鋼材の成分設計，スラブの加熱条件をコントロールすることによりスラブ中のδフェライトを消失させてヘゲ疵の発生が抑えることを提案している。
【０００５】
さらに、特許文献３では、エッジ部の平均圧下率が幅中央部の平均圧下率よりも大きくなるように圧延することによってスラブ内部に発生する圧延方向応力状態を調整し、割れ発生の原因であるエッジ近傍の引張応力の発生を抑えることにより微小割れを防止する方法が提案されている。具体的には、３次元剛塑性有限要素法により圧延方向応力の幅方向分布を算出し、板端から１／６幅領域で引張応力が発生するという解析結果に基づき、エッジ部の領域を板端から１／６幅領域と規定し、エッジ部の圧下率がエッジ部端に向かうにしたがって増加し、前記エッジ部より幅中央よりの区間（幅中央部）の圧下率が幅方向に一定となるように圧延することを規定している。
【特許文献１】特開平６‐３０４６０６号公報
【特許文献２】特開平６‐２７９８５６号公報
【特許文献３】特許第３２２１７９０号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、完全矩形形状にしたスラブを圧延してもヘゲ疵が発生する場合があり、特許文献１で提案された方法もヘゲ疵発生防止策としては不十分である。また、δフェライトを消失させたオーステナイト（γ）単相のＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼でもヘゲ疵が発生しており、特許文献２によるδフェライトを消失させる方法によるもヘゲ疵発生防止策としては不十分である。
さらに、特許文献３によって、スラブエッジ部の領域を板端から１／６幅領域と規定し、エッジ部の圧下率がエッジ部端に向かうにしたがって増加し、前記エッジ部より幅中央よりの区間（幅中央部）の圧下率が幅方向に一定となるように圧延しても、スラブ端部ではヘゲ疵の発生を抑制できたが、スラブ中央部に表面疵が発生する場合があった。
【０００７】
本発明は、従来とは逆にδフェライトの適正分散がヘゲ疵の発生防止に有効であるとの知見をベースとし、δフェライトの適正分散を可能にする成分設計を可能にすることにより、ヘゲ疵に至る割れの発生・成長が抑えられた条件下の熱間圧延を可能とし、表面性状の良好なＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を製造することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明で使用するＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼は、Ｃ：０.０８０質量％以下，Ｓｉ：０.０１〜１.５質量％，Ｍｎ：０.０１〜４.０質量％，Ｐ：０.０５質量％以下，Ｓ：０.０３質量％以下，Ｎｉ：１６.０〜２５.０質量％，Ｃｒ：２０.０〜３０.０質量％，Ｎ：０.０５質量％以下，Ｍｏ：０.０１〜１.０質量％，Ｃｕ：０.００１〜１.０質量％を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成をもつ。この成分系でＦ（質量％）＝Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｓｉ，Ａ（質量％）＝Ｎｉ＋３５Ｃ＋２０Ｎ＋０.２Ｍｎ＋０.２５Ｃｕと定義されるＦ値，Ａ値がＦ＝２２.０〜３３.０，Ａ＝１７.０〜２８.０，Ｆ−Ａ＝３.５〜１１.５を満足するように成分調整されている。必要に応じ、Ｃａ：０.０１０質量％以下，Ｂ：０.０１０質量％以下の一種又は二種を含ませても良い。
【０００９】
所定組成のＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼を溶製した後、スラブに連続鋳造し、１０００〜１２５０℃の加熱処理でスラブのδフェライト量を０.５〜５.０体積％の範囲に調整し、その後に、粗圧延の第１パスにおいてスラブの幅方向において両端から該スラブ幅の１／９以内の区間（以下エッジ部と称する）の平均圧下率をこれより幅中央寄りの区間（以下幅中央部と称する）の平均圧下率よりも大きくして熱間圧延することにより、ヘゲ疵のないＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯が製造される。
【発明の効果】
【００１０】
本発明では、Ｆ（質量％）＝Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｓｉ，Ａ＝Ｎｉ＋３５Ｃ＋２０Ｎ＋０.２Ｍｎ＋０.２５ＣｕとＦ値，Ａ値を定義し、Ｆ＝２２.０〜３３.０，Ａ＝１７.０〜２８.０，Ｆ−Ａ＝３.５〜１１.５を満足する成分設計を採用することにより、Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼の熱間圧延時に生じがちであったヘゲ疵の発生を抑えている。また、スラブ厚方向に平均化するのではなく、スラブ表層部の圧延方向応力の解析結果に基づいた表面疵の発生有無の評価によって幅方向における圧下率の分布をより適正化しているので、スラブ中央部を含めスラブの幅方向全域にわたって表面疵を著しく削減できている。
したがって、本発明により、表面性状の良好なＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を安価に製造することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１１】
本発明者等は、熱間圧延後にヘゲ疵が発生したＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を詳細に調査した結果、ヘゲ疵はγ／γ粒界に沿って発生していることから、熱間圧延前のスラブ表層部における粒界酸化がヘゲ疵の発生原因であると推定した。さらに詳細な調査を進めた結果、（１）熱間圧延前の加熱スラブ中に適量のδフェライトを分散させることによってスラブ表面の粒界酸化を抑制できること、（２）材質的に脆い鋳造組織をもつスラブに対して行われる粗圧延第１パスの幅方向における圧下率の分布を適正化し、スラブ端部の引張応力を軽減することにより、ヘゲ疵の発生を抑制できることを見出した。
以下、本発明者等による実験経過から具体的に説明する。
【００１２】
図１に、ヘゲ疵が発生したＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼について、熱延板を酸洗した後の外観と断面組織を示す。図１に示す鋼は、表１で示される鋼種Ｂであり、本発明で規定した成分条件を外れるＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼である。なお、熱間圧延は、スラブから切り出したブロックを大気雰囲気中で１２３０℃に２時間保持した後、実験室の熱間圧延機を用いて行ったものである。
外観を観ると、熱延板表面に多数のヘゲ疵が発生しており、断面組織からヘゲ疵がγ／γ粒界に沿って発生していることがわかる。
【００１３】
図２に、本発明の成分範囲外の鋼種Ｂ及び本発明の成分範囲内にある鋼種のスラブ加熱後の断面組織を示す。これらは、それぞれ鋼種Ａ，鋼種Ｂのスラブから切り出されたブロックを大気雰囲気中で１２３０℃に２時間保持した後、水冷した試料についてその断面を観察したものである。
観察結果から、鋼種Ｂではスラブ表層から内部に向かって粒界酸化が進行しているのに対し、鋼種Ａでは粒界酸化は確認されずδフェライトがγ粒界に沿うような形で分散していることがわかる。
【００１４】
0004458363.tif 000002
【００１５】
以上の結果から、（１）Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼におけるヘゲ疵の発生は、スラブ表層におけるγ／γ粒界の酸化に基因すること、及び（２）δフェライトの分散により粒界酸化が防止できることが明らかになった。
そこで、スラブ表面におけるδフェライト量と表面割れの関係について実験室的な検討により詳細に調査した。
【００１６】
図３に、δフェライト量と表面割れ発生限界歪量の関係を示す。表面割れ発生限界歪量の測定方法は以下に通りである。
種々の成分を有する鋼のスラブ表面部付近から丸棒引張試験片を採取し、試験片に大気雰囲気中での１２３０℃×２時間の熱処理を施した後、δフェライト量をフェライトスコープにて測定した。
その後、温度１１００℃で、種々の歪量で引張試験を行って試験片表面の割れの有無を確認した。そして、表面の割れが確認できる最小の歪量を表面割れ発生限界歪量とした。
【００１７】
δフェライト量の増加に伴い表面割れ発生限界歪量は増加する挙動を示した。図３にみられるように、表面割れ発生限界歪量はδフェライト量が０.５体積％以上で７０％以上の高い値で安定している。ただし、δフェライトが５.０体積％では、表面割れ発生限界歪量は減少している。これは、５.０体積％を超える過剰量のδフェライトが分散すると表面割れ発生限界歪量が低減することを意味している。
以上の結果から、δフェライトの分散により表面割れが抑制できること、δフェライト量が０.５〜５.０体積％の範囲で表面割れ抑制効果が大きいことがわかった。すなわち、δフェライト量が０.５〜５.０体積％の範囲でヘゲ疵発生を抑制する効果が大きいと予測される。
【００１８】
次いで、スラブ加熱時におけるδフェライト量と成分元素量の関係を調査した。
δフェライト量は、一般にフェライト生成元素とオーステナイト生成元素とのバランスによって定まる。そこで、本発明では、δフェライトの生成に及ぼすフェライト生成元素の寄与度をＦ値（＝Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｓｉ），オーステナイト生成元素の寄与度をＡ値（Ａ＝Ｎｉ＋３５Ｃ＋２０Ｎ＋０.２Ｍｎ＋０.２５Ｃｕ）として、δフェライト量との関係を調査した。
種々の成分組成を有するスラブを１０００〜１２５０℃の温度域に加熱したときのδフェライト量とＦ値，Ａ値との関係を図４に示す。
【００１９】
δフェライト量とＦ値、Ａ値との関係を示す図４から表面割れ、すなわちヘゲ疵の発生抑制に効果のあるδフェライト量：０.５〜５.０体積％の範囲を抽出すると、Ｆ=２２.０〜３３.０，Ａ=１７.０〜２８.０，Ｆ−Ａ＝３.５〜１１.５が得られる。Ｆ=２２.０〜３３.０，Ａ=１７.０〜２８.０，Ｆ−Ａ＝３.５〜１１.５は図５の斜線領域であり、熱延時にヘゲ疵の発生しないＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼帯を製造するためには、これら条件を満足するように各成分量を調整する必要がある。
【００２０】
本発明者等は、また、熱間圧延時に発生するヘゲ疵の発生部位についても綿密に調査した。その結果、ヘゲ疵の発生がスラブの両端からスラブ幅の１／９の区間に集中し、スラブエッジに近くなるほど多くなることがわかった。
そして、ヘゲ疵の発生原因がスラブ表層部に発生する圧延方向の引張応力であると考え、３次元剛塑性有限要素法により、このスラブ表層部の圧延方向応力の解析を行い、以下の知見を得た。
【００２１】
図６に示すように、スラブ表層部には幅全域にわたって圧延方向の引張応力が作用するが、スラブの両端からスラブ幅の１／９の区間で引張応力が大きくなっており、ヘゲ疵の発生領域とよく対応している。これは、スラブ表層部において、大きな圧延方向引張応力が作用した部位にへげ疵が集中して発生することを意味している。したがって、スラブ端部の引張応力を低減できれば、ヘゲ疵発生の抑制が可能であることを意味していることにもなる。
なお、図６を含め、本明細書に添付した図面の記載は、いずれも幅１０５０ｍｍのスラブを粗圧延したときに得られたデータを基に作成されたものである。
【００２２】
スラブ表層部における圧延方向応力の幅方向分布は、幅方向のメタルフローに伴うスラブ端部とスラブ中央部の延伸の差によるものである。したがって、スラブ端部の圧下率を大きくするような圧下率の幅方向分布を与えれば、スラブ端部に生じる表層部の大きな引張応力は低減できると考えられる。
圧下率が均一な場合において、両端からスラブ幅の１／９の区間、すなわち本発明で定義したエッジ部の表層部引張応力が大きくなることから、図７に示すようなエッジ部の圧下率を大きくした場合の応力分布を、前述の３次元剛塑性有限要素法により解析した。
その結果、図８に示すように、エッジ部の引張応力が低下することがわかった。
【００２３】
粗圧延第１パスにおけるスラブ幅方向の圧下率分布を変更する方法としては、スラブのエッジ部が幅中央部の厚みよりも厚くなるように研削する方法や、エッジング圧延によりドッグボーンを形成する方法等がある。また、研削とドッグボーンを組み合わせることも可能である。
【００２４】
以上のことから、本発明におけるヘゲ疵防止機構は次のように整理することができる。
すなわち、（１）成分元素を適正量に調整することにより、スラブ加熱時にδフェライトをスラブ表面に分散させ、ヘゲ疵の起点となる粒界酸化を抑制する。また（２）粗圧延第１パスの幅方向における圧下率の分布を適正化し、スラブ端部の引張応力を軽減することにより、ヘゲ疵の発生を防止することができる。
【００２５】
以下、Ｃｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼の合金成分，含有量，製造条件等を説明する。
Ｃ：０.０８０質量％以下
Ａ値の調整に必要なオーステナイト生成元素であり、強度向上にも寄与する。Ｃによる強度向上効果は、０.０１質量％以上のＣ含有量でみられる。しかし、過剰量のＣが含まれると耐食性が低下するので、上限を０.０８０質量％に設定した。
【００２６】
Ｓｉ：０.０１〜１.５質量％
溶鋼の脱酸に必要な成分であり、０.０１質量％以上で効果がみられる。しかし、過剰添加はその効果を飽和させるばかりでなく、製造コストの上昇を招くので、上限を１.５質量％に設定した。また、δフェライト量の生成量に影響を及ぼすＦ値に関与することから、０.１〜１.５質量％の範囲でＳｉ含有量を定めることが好ましい。
【００２７】
Ｍｎ：０.０１〜４.０質量％
Ｓｉと同様に溶鋼脱酸に必要な成分であり、０.０１質量％以上で効果がみられる。しかし、過剰の添加は耐食性の低下を招くので、上限を４.０質量％に設定した。また、ＭｎはＡ値に関与してδフェライト量の生成量に影響する元素であることから、本発明が対照とするＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼の場合、０.１〜２.０質量％の範囲でＭｎ含有量を定めることが好ましい。
【００２８】
Ｐ：０.０５質量％以下
耐食性を劣化させる成分であるが、０.０５質量％以下（好ましくは、０.０３質量％以下）に低減することによりＰの悪影響が抑えられる。
Ｓ：０.０３質量％以下
γ／γ粒界に偏析して熱間加工性を著しく低下させるので、可能な限り低減することが好ましい。本発明では、Ｓ含有量を０.０３質量％（好ましくは、０.０１質量％）以下に低減することにより、Ｓ又は硫化物起因の欠陥を抑制している。
【００２９】
Ｎｉ：１６.０〜２５.０質量％
Ｃｒと共にＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼の基本成分であり、Ａ値の調整に必要なオーステナイト生成元素である。耐食性の観点から１６.０質量％以上のＮｉが必要であるが、２５.０質量％を超える過剰量のＮｉではγ相が安定化し、必要量のδフェライトが生成しなくなる。また、Ｎｉの過剰添加は強度低下につながるので、強度，耐食性が要求される用途では、１８.０〜２２.０質量％の範囲でＮｉ含有量を定めることが好ましい。
【００３０】
Ｃｒ：２０.０〜３０.０質量％
ステンレス鋼の基本成分であり、耐食性の改善に寄与する。γ相を安定化させずに適正量のδフェライトの生成を可能にする上で２０.０質量％以上のＣｒが必要であるが、３０.０質量％を超える過剰量のＣｒが含まれるとδフェライトが過剰になってヤヘゲが発生しやすくなる。また、Ｃｒの過剰添加は靭性低下をもたらしやすいので、靭性，耐食性が要求される用途では、２３.０〜２７.０質量％の範囲でＣｒ含有量を定めることが好ましい。
【００３１】
Ｎ：０.０５質量％以下
Ｃと同様にオーステナイト生成元素であり、Ａ値の調整に必要である。しかし、過剰量のＮ含有は耐食性を低下させるので、０.０５質量％（好ましくは、０.０３質量％）以下に上限を設定した。
【００３２】
Ｍｏ：０.０１〜１.０質量％
耐食性の改善に有効な成分であり、０.０１質量％以上でＭｏの添加効果がみられる。しかし、高価な元素であり過剰添加は鋼材コストの上昇を招くので、１.０質量％に上限を設定した。耐食性が要求される用途では、０.５〜１.０質量％の範囲でＭｏ含有量を定めることが好ましい。
【００３３】
Ｃｕ：０.００１〜１.０質量％
耐食性の改善に有効な成分であり、０.００１質量％以上でＣｕの添加効果がみられる。しかし、過剰添加は熱間加工性の低下を招くので、１.０質量％に上限を設定した。耐食性が要求される用途では、０.０５〜１.０質量％の範囲でＣｕ含有量を定めることが好ましい。
【００３４】
Ｃａ：０.０１０質量％以下
必要に応じて添加される成分であり、熱間加工性を向上させる作用を呈する。０.００１質量％以上の添加でＣａによる熱間加工性の改善効果がみられる。ただし、過剰添加は鋼材の清浄度を下げるので、０.０１０質量％に上限を設定した。
【００３５】
Ｂ：０.０１０質量％以下
必要に応じて添加される成分であり、Ｃａと同様に熱間加工性を向上させる作用を呈する。０.００１質量％以上でＢの添加効果がみられる。しかし、過剰添加は耐食性に有害なＣｒの硼化物を生成させるので、上限を０.０１０質量％に設定した。
【００３６】
スラブの加熱温度：１０００〜１２５０℃
ヘゲ疵の防止には、熱間圧延に先立って１０００〜１２５０℃の温度域にスラブを加熱し、適正量のδフェライトを分散させる必要がある。１０００℃に達しない加熱温度では、δフェライト量が減少してヘゲ疵発生抑制効果が不足することに加え、熱間圧延時の変形抵抗が著しく増加して圧延負荷が大きくなる。逆に加熱温度が１２５０℃を超えると、ステンレス鋼の成分によっては均熱時間の経過とともにδフェライトの量が減少してしまい、ヘゲ疵発生抑制効果がなくなる。
【実施例】
【００３７】
上記表１に示した２種のステンレス鋼を供試材とし、以下の実験を行った。なお、鋼種Ａは本発明で規定する範囲の成分組成を有する鋼であり、鋼種Ｂは比較鋼である。
いずれも溶製後、連続鋳造によって厚さ２００ｍｍ，幅１０５０ｍｍのスラブを得た。その後、スラブを研削し、種々の条件にてスラブを加熱した後に粗圧延第１パスでの圧下率をスラブエッジ部とスラブ中央部とで種々変更した熱間圧延を行い、板厚４ｍｍの熱延板を得た。
【００３８】
得られた熱延コイルを酸洗して酸化スケールを除去した後、熱延コイルの外観を目視観察し全長にわたりヘゲ疵の発生有無を調査した。コイル全長にわたってヘゲ疵が認められなかったものを○，幅方向端部のみにヘゲ疵が認められたものを△，コイル全面にわたってヘゲ疵が認められたものを×と評価した。
また、熱間圧延したスラブとは別に、同一成分のスラブから切り出したブロックを同じ条件下で加熱保持した後で水冷した。水冷後の試料を光学顕微鏡で観察し、δフェライト量を算出した。
【００３９】
表２に調査結果を示す。
本発明例試験Ｎｏ.Ａ‐１では、成分組成及びスラブ加熱後のδフェライト量が規定の範囲にあり、粗圧延第１パスでのスラブエッジ部の平均圧下率をスラブ中央部の平均圧下率よりも大きくしたため、ヘゲ疵が発生しなかった。
これに対して、成分組成及びスラブ加熱後のδフェライト量が規定の範囲にあっても、粗圧延第１パスでのスラブエッジ部の平均圧下率をスラブ中央部の平均圧下率よりも小さくした比較例試験Ｎｏ.Ａ‐２ではヘゲ疵が発生していた。成分組成が規定の範囲内であるものの加熱温度が高く長いためδフェライト量が０体積％になったスラブを、スラブエッジ部の圧下率をスラブ中央部よりも大きくして粗圧延第１パスを通したものである比較例試験Ｎｏ.Ａ‐３では、熱延板表面にヘゲ疵が発生していた。さらに、成分組成が規定の範囲を外れる鋼種Ｂを用いた比較例試験Ｎｏ.Ｂ‐１，Ｂ‐２では所定の熱処理を施してもδフェライトが生じないために、エッジ部の圧下率を高くした粗圧延第１パスを行ってもヘゲ疵が発生していた。
【００４０】
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【図面の簡単な説明】
【００４１】
【図１】ヘゲ疵が発生したＣｒ‐Ｎｉ系ステンレス鋼について、熱延板を酸洗した後の外観と断面組織を示した図
【図２】熱間圧延前の加熱処理が施されたスラブ断面に観察される粒界酸化とδフェライトとを対比した図
【図３】δフェライト量と表面割れ発生限界歪量の関係を示した図
【図４】スラブを１０００〜１２５０℃の温度域で加熱したときに得られるδフェライト量をＦ値，Ａ値との関係で整理した図
【図５】ヘゲ疵発生防止に有効なδフェライト量が得られるＦ値，Ａ値の条件を示した図
【図６】スラブ表層部における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果
【図７】スラブ部の圧下率を大きくした場合の圧下率の幅方向分布
【図８】図７の圧下率分布に対応したスラブ表層における圧延方向応力の幅方向分布の解析結果
【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１】
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【図２】
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