(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃ：0.05％以下，Ｓi：1.00％以下，Ｍn：1.00％以下，Ｐ：0.040％以下，Ｓ：0.030％以下，Ｎi：0.60％以下，Ｃr：10.00〜19.00％，Ｎ：0.040％以下であり、Ｎb：1.0％以下，Ｔi：0.80％以下の１種または２種を含み、残部がＦeおよび不可避的不純物からなるフェライト系ステンレス鋼の連続鋳造スラブを「加熱→粗圧延→仕上圧延」の手順で熱間圧延して熱延鋼帯とする際、スラブ加熱をＳ濃度が500ppm以下の雰囲気ガス中で行うこと、および、粗圧延において少なくとも１パス以上の幅方向圧延を行い、その幅方向圧延の最終パスを、圧延温度が1000〜1050℃かつ下記(1)式で定義される幅圧下率Ｐが40％以上となるように行うことを特徴とするフェライト系ステンレス鋼の耳割れ発生を抑止する熱間圧延方法。
Ｐ＝ａ/(ａ＋ｂ)×100  ・・・(1)
ただし、Ｐ：幅圧下率(％)
ａ：片側圧下幅(mm)
ｂ：ドッグボーン幅(mm)
【請求項２】
スラブ加熱温度を1100〜1250℃とする請求項１に記載の方法。
【請求項３】
仕上圧延の最終パス温度を830℃以上とする、請求項１または２に記載の方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、フェライト系ステンレス鋼の耳割れ発生を抑止する熱間圧延方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
フェライト系ステンレス鋼は一般的に他のステンレス鋼種より安価であり、多くの用途に使用されている。しかし、その熱間加工性は必ずしも良好ではなく、連続熱延ラインを用いて熱延鋼帯を製造する際、仕上圧延段階において鋼帯エッジ部に圧延方向とほぼ直角方向に割れ（耳割れ）が生じ易い。耳割れが生じたエッジ部分は最終製品に利用できないため、後工程の冷間圧延工程において、しばしば鋼帯エッジ部のトリミング処理が行われる。また、耳割れの程度が大きい場合は冷間圧延時に鋼帯が破断する恐れがあるため、予め熱延鋼帯の段階でエッジ部を大幅にトリミングすることもある。これらのトリミング処理は鋼帯製品の歩留りを低下させ、フェライト系ステンレス鋼の製造コスト低減に大きな障害となっている。
【０００３】
鉄鋼メーカーにおける連続熱延ラインは、一般的に、スラブ加熱炉，１台または複数台の粗圧延機，タンデム式の仕上圧延機，および巻取装置を有している。
このうちスラブ加熱炉では、通常、石油系燃料の燃焼ガスを用いて加熱が行われている。
また、粗圧延機は、スラブ厚さ方向の圧下を行う水平ロールの他、スラブ幅方向の圧下を行う垂直ロールを備えている。粗圧延では、厚さ方向の圧下と幅方向の圧下を組み合わせたリバース圧延によって、スラブを仕上圧延に供し得る板厚に加工する。なお、仕上圧延に供する板厚の薄いスラブを本明細書では「シートバー」と呼ぶことがある。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
粗圧延における幅方向の圧下（本明細書では「幅方向圧延」と呼ぶ）は、単にスラブの幅を所定寸法に整えるだけでなく、粗圧延段階や仕上圧延段階で発生する耳割れ軽減にも有効であることが知られている。その耳割れ軽減効果については、非常に大雑把に言えば、幅方向圧延の圧下量（いわゆる幅殺し量）を大きく取るほど、耳割れ軽減には有利であると考えられる。
【０００５】
しかしながら、実際の熱延現場においては、同じフェライト系鋼種であっても、幅殺し量が小さいのに耳割れの程度が軽い場合や、逆に幅殺し量を大きくしても耳割れが激しくなる場合がしばしば経験される。つまり、「幅殺し量」というパラメータだけでフェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れの発生の程度を精度良く推定することは困難である。
粗圧延における幅方向圧延が耳割れ軽減に有効な手段であることは分かっているが、その手段を効果的に利用してフェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れの発生をコントロールする手法は、未だ確立されていない。
【０００６】
一方、フェライト系ステンレス鋼は比較的安価な汎用鋼としての生産量が多く、本来的に生産コストをできるだけ低減すべき鋼種である。このことを考慮すると、製鋼プロセスに負担をかける特殊な成分調整（例えばＰ，Ｓ，Ｏ等の極低化や特殊元素の添加）や、熱延工程に負担をかける長時間加熱，多ヒート圧延，軽圧下多パス圧延といった手法を採用することは得策ではない。
【０００７】
本発明は、このような現状に鑑み、通常の大量生産プロセスを用いて、ラインの負荷を増大させることなく、フェライト系ステンレス鋼に特有の熱延耳割れを安定的に抑止する技術を提供することを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、発明者らは粗圧延における幅方向圧延を有効に用いてフェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れを顕著にかつ安定的に改善する方法を種々研究してきた。その結果、以下の知見を得るに至った。
【０００９】
（i）粗圧延において幅方向圧延を行うとスラブの両サイドは肉厚が厚くなり、「ドッグボーン」と呼ばれる形状の断面を有するようになる。図１に、幅方向圧延パスの前後におけるスラブのエッジ部近傍の断面を模式的に示す。図１(A)は幅方向圧延パス前の断面である。幅方向圧延を複数パス行う場合には、厚さ方向圧延のパスの間に、適宜、幅方向圧延のパスが挿入される。図１(A)のスラブ厚さが幅方向で一様になっているのは、前のパスが厚さ方向圧延のパスであったことを想定している。図１(B)は幅方向圧延パス後の断面である。
【００１０】
研究の結果、フェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れ抑止には、幅方向圧延の最終パスにおける片側圧下幅ａ(mm)とドッグボーン幅ｂ(mm)の両者が非常に大きな影響を与えることがわかった。加えて、当該パスにおける圧延温度も重要であることがわかった。それ以前のパスで行う幅方向圧延は、耳割れ発生の抑制にそれほど大きく影響しない。
【００１１】
（ii）ただし、上記（i）の知見に基づく粗圧延条件のコントロールのみによってフェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れを効果的に抑止することは困難であった。検討の結果、スラブ加熱炉の雰囲気ガス中のＳ濃度を一定値以下に低減する手法との組み合わせによって、前記目的が達成されることを突き止めた。
【００１２】
本発明は、以上の知見に基づいて完成したものである。
すなわち、前記目的は、フェライト系ステンレス鋼の連続鋳造スラブを「加熱→粗圧延→仕上圧延」の手順で熱間圧延して熱延鋼帯とする際、スラブ加熱をＳ濃度が500ppm以下の雰囲気ガス中で行うこと、および、粗圧延において少なくとも１パス以上の幅方向圧延を行い、その幅方向圧延の最終パスを、圧延温度が1000〜1050℃かつ下記(1)式で定義される幅圧下率Ｐが40％以上となるように行うことを特徴とするフェライト系ステンレス鋼の耳割れ発生を抑止する熱間圧延方法によって達成される。
Ｐ＝ａ/(ａ＋ｂ)×100  ・・・(1)
ただし、Ｐ：幅圧下率(％)
ａ：片側圧下幅(mm)
ｂ：ドッグボーン幅(mm)
ここで、ａおよびｂは図１に示すとおりである。
【００１３】
また、本発明では、上記スラブ加熱を1100〜1250℃で行う熱間圧延方法、あるいはまた、上記仕上圧延の最終パス温度を830℃以上とする熱間圧延方法を提供する。
【００１４】
上記の方法において、フェライト系ステンレス鋼が、質量％で、Ｃ：0.05％以下，Ｓi：1.00％以下，Ｍn：1.00％以下，Ｐ：0.040％以下，Ｓ：0.030％以下，Ｎi：0.60％以下，Ｃr：10.00〜19.00％，Ｎ：0.040％以下であり、Ｎb：1.0％以下，Ｔi：0.80％以下の１種または２種を含み、残部がＦeおよび不可避的不純物からなるものである。
【００１５】
【発明の実施の形態】
本発明に適用する連続鋳造スラブは、従来と同様のものであれば良い。必要に応じて加熱前に表面手入れを行うようにする。
【００１６】
スラブの加熱は、加熱炉の雰囲気ガス中のＳ濃度が500ppm以下に抑えられた条件で行う必要がある。Ｓ濃度が500ppmを超えると、雰囲気ガスからＳがスラブ中に侵入して材料表面の脆化を引き起こし、後述の幅方向圧延の制御を行った場合であっても、顕著な耳割れ抑止効果が得られなくなる。
【００１７】
既存の多くの熱延ラインでは一般的に石油系燃料の燃焼ガスによる加熱方式を採用している。そこで、この加熱方式のラインへの適用を検討したところ、Ｓ含有量の低い石油系燃料を使用すればＳ濃度が500ppm以下の加熱雰囲気を実現できることが確認された。
【００１８】
石油系燃料としてはＳ含有量が0.8％程度のものや0.1％程度のものなど、種々のグレードのものが製造販売されている。実験の一例を挙げると、Ｓ含有量が0.8％程度の石油系燃料をそのまま使用した場合、加熱炉中のＳ濃度は500ppmを超えた。従来、多くの熱延工場ではこの程度のグレードの燃料を使用している。一方、Ｓ含有量が0.1％程度の石油系燃料を使用すると、加熱炉中のＳ濃度は200ppm程度にまで下がった。ただし、必要以上に高グレードの燃料を使用することはコスト的に好ましくない。本発明では、後工程での幅方向圧延の制御と組み合わせた場合に、加熱炉中のＳ濃度は500ppmまで許容できることを明らかにした。したがって、本発明に従えば、燃料選択の適正化を通じてコスト増を最小限に抑えることが可能になる。
【００１９】
なお、スラブ加熱炉の熱源に電気ヒーターを用いると、雰囲気ガス中のＳの問題は回避される。したがって、本発明では電気加熱を採用してもよい。電気加熱の場合は窒素やアルゴン等を用いたガスシールを行うことが望ましい。
【００２０】
加熱温度および時間は、基本的には従来と同様とすることができる。ただし、粗圧延機のモーター負荷を考慮すると1100℃以上の加熱温度とすることが望ましい。一方、加熱温度が1250℃を超えると、雰囲気中のＳ濃度が500ppm以下であっても加熱雰囲気からＳが鋼中に侵入して、脆化を引き起こし易くなる。したがって、スラブ加熱温度は1100〜1250℃の範囲とすることが望ましい。
【００２１】
本発明では、粗圧延において少なくとも１パス以上の幅方向圧延を行う。幅方向圧延を行うこと自体は従来から広く行われており、工程負荷を特に増大させるものではない。
【００２２】
発明者らは、幅方向圧延の最終パスで形成されるドッグボーンに着目した。そして、図１に示した「ドッグボーン幅ｂ」を新たなパラメータとして取り上げた。片側圧下幅ａが同じでも、そのパス前のスラブ厚さや材料の変形抵抗によってドッグボーン幅ｂは変動する。この点を踏まえ、さらに詳細に検討した結果、フェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れの発生の程度は、片側圧下幅ａおよびドッグボーン幅ｂの関数として表される「幅圧下率Ｐ」（前記(1)式）に依存することがわかった。
【００２３】
幅圧下率Ｐは、スラブ厚さと変形抵抗の情報を含んだパラメータである。従来試みられた幅殺し量（片側圧下幅ａに相当する）による整理では、フェライト系ステンレス鋼の耳割れ発生をコントロールできなかった原因として、スラブ厚さや変形抵抗の情報が十分反映されていなかったことが考えられる。
【００２４】
発明者らの詳細な研究の結果、前記(1)式で定義される幅圧下率Ｐが40％以上となるように幅方向圧延の最終パスを行うことによって、種々の熱間変形抵抗を有するフェライト系ステンレス鋼において、熱延耳割れの発生が顕著に抑止される。これは、幅圧下率Ｐが40％以上になると、引き続き行う仕上圧延において鋼帯エッジ部の再結晶が促進され、靱性が向上するためであると考えられる。
【００２５】
幅方向圧延の最終パスの圧延温度は1000〜1050℃の範囲とする必要がある。1000℃未満では仕上圧延での温度が低下して、変形抵抗が大きくなりすぎる。1050℃を超えると、再結晶化が阻害され、耳割れ発生が生じ易くなる。
なお、仕上圧延機のモーター負荷を考慮すると、仕上圧延の最終パス温度は830℃以上となるようにすることが好ましい。
【００２６】
幅方向圧延の最終パス後には、粗圧延最終パスとして厚さ方向圧延を行い、フラットなシートバーとすることができる。また、幅方向圧延の最終パスが粗圧延最終パスとなるようにして、ドッグボーン形状の断面を持つシートバーを仕上熱延に供しても構わない。
【００２７】
前述のように、ドッグボーン幅ｂは、片側圧下幅ａが同じでもスラブ厚さや材料の変形抵抗によって変動する。したがって、予め実験により、各材料における片側圧下幅ａと幅圧下率Ｐとの関係を求めておくことによって、幅方向圧延の最終パスにおける幅圧下率が40％以上になるような粗圧延のパススケジュールを組み立てることができる。
【００２８】
以上の手法により、フェライト系ステンレス鋼の熱間圧延における耳割れの発生が顕著に抑制できる。ただし、フェライト系ステンレス鋼の中でも特に熱間加工性が悪い材料では、本発明を適用しても耳割れを完全に防止することは難しい場合がある。しかし、同じ材料について従来の方法で製造した場合に比較すると、本発明を適用することで耳割れは顕著に軽減されるので、後工程でのトリミング量が大幅に減少し、製造コストは大幅に低減するのである。
【００２９】
一方、発明者らは、鋼の成分組成を限定することによって、耳割れを安定的に完全に防止する方法を確立した。すなわち、フェライト系ステンレス鋼の成分組成を、質量％で、Ｃ：0.05％以下，Ｓi：1.00％以下，Ｍn：1.00％以下，Ｐ：0.040％以下，Ｓ：0.030％以下，Ｎi：0.60％以下，Ｃr：10.00〜19.00％，Ｎ：0.040％以下であり、Ｎb：1.0％以下，Ｔi：0.80％以下の１種または２種を含み、残部がＦeおよび不可避的不純物からなるものとし、この材料に前述の方法を適用することによって、熱延耳割れは完全に防止できる。
【００３０】
【実施例】
表１に示す成分組成のフェライト系ステンレス鋼を溶製し、厚さ200mm、幅1267mmの連続鋳造スラブを製造した。各スラブを表２に示す各種圧延条件にて熱間圧延し、板厚4.0mmの熱延鋼帯とした。仕上圧延の最終パス温度は830〜846℃の範囲であった。得られた熱延鋼帯について、耳割れ発生の有無を調べた。また、熱延鋼帯エッジ部の金属組織観察を行い、再結晶化の有無を調べた。なお、加熱炉の雰囲気中のＳ濃度の調整は、Ｓ含有量の異なる石油系燃料を用いることによって行った。結果を表２および図２に示してある。
なお、表２および図２中、Ｓ濃度を「≦500」と表示したものはＳ測定値が200〜480ppmの範囲にあり、「＞500」と表示したものはＳ測定値が530〜550ppmの範囲にある。
【００３１】
【表１】
0005057624.tif 000002
【００３２】
【表２】
0005057624.tif 000003
【００３３】
表２、図２からわかるように、加熱炉の雰囲気中のＳ濃度を500ppm以下としたものにおいて、幅方向圧延の最終パス温度が1000〜1050℃、かつ当該パスでの幅圧下率Ｐが40％以上の条件を満たす場合に、熱延鋼帯エッジ部は再結晶化しており、耳割れは発生しなかった。
しかし、加熱炉の雰囲気中のＳ濃度を500ppm以下としたものであっても、幅方向圧延の最終パス温度が1050℃を超えるか、当該パスでの幅圧下率Ｐが40％に満たない場合は、熱延鋼帯エッジ部に再結晶が起こらず、耳割れが発生した。
また、加熱炉の雰囲気中のＳ濃度が500ppmを超えたものは、エッジ部に再結晶が生じているにもかかわらず、耳割れが発生した。
【００３４】
【発明の効果】
本発明によれば、合理的な改善手段が確立されていなかったフェライト系ステンレス鋼の熱延耳割れの問題を解決することができた。本発明を実施するためのコスト増はわずかであり、歩留り向上によって得られる顕著なコスト削減効果によって、トータルの製造コストは大幅に低減される。また、本発明の適用は多くの熱延工場において容易である。したがって、本発明はフェライト系ステンレス鋼の更なる拡販・普及に寄与するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】幅方向圧延の前後におけるスラブのエッジ部近傍の断面形状を模式的に表す図である。
【図２】幅圧下率Ｐ，幅方向圧延の最終パス温度，スラブ加熱炉の雰囲気中のＳ濃度と、熱延鋼帯における耳割れ発生の関係を表すグラフである。
【図１】
0005057624.tif 000004
【図２】
0005057624.tif 000005