ES2842576T3

ES2842576T3 - Material de acero inoxidable bifásico ferrítico-austenítico y método de fabricación del mismo

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Publication number: ES2842576T3
Application number: ES17753164T
Authority: ES
Original assignee: Nippon Steel and Sumikin Stainless Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Stainless Steel Corp
Priority date: 2016-02-17
Filing date: 2017-02-14
Publication date: 2021-07-14
Anticipated expiration: 2037-02-14
Also published as: EP3418416A1; EP3418416A4; KR102154579B1; JP6580245B2; KR20180104670A; JPWO2017141907A1; MX2018009931A; CN108699645A; WO2017141907A1; CN108699645B; EP3418416B1; US20190300980A1; US10793930B2

Abstract

Un material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que consiste en, en % en masa, C: de 0.005% a 0.050%, N: de 0.05% a 0.30%, Si: de 0.1% a 1.5%, Mn: de 0.1% a 7.0%, P: de 0.005% a 0.100%, S: de 0.0001% a 0.0200%, Cr: de 18.0% a 28.0%, Cu: de 0.1% a 3.0%, Ni: de 0.1% a 8.0%, Mo: de 0.1% a 5.0%, Al: de 0.001% a 0.050%, B: de 0.0001% a 0.0200%, Ca: de 0.0001% a 0.0100%, y opcionalmente uno o más de V: de 0.001% a 0.5%, Ti: de 0.001% a 0.5%, Nb: de 0.001% a 0.5%, 20 Zr: de 0.001% a 0.5%, Hf: de 0.001% a 0.5%, W: de 0.1% a 3.0%, Sn: de 0.01% a 1.0%, Co: de 0.01% a 1.0%, Sb: de 0.005% a 0.3%, Ta: de 0.001% a 1.0%, Ga: de 0.0002% a 0.3%, Mg: de 0.0002% a 0.01%, Bi: de 0.001% a 1.0%, y REM: de 0.001% a 0.2% y un resto que consiste en Fe e impurezas inevitables, en el que una fase austenítica tiene un porcentaje de área que varía del 30% al 70%, y se cumplen las fórmulas (I) y (II) siguientes, 1.03 <= [%Cr*F] / [%Cr] <=<=1.40 Fórmula (I) 1.05 <= [%Mn*A] / [%Mn] <= 1.80 Fórmula (II) en las que [%símbolo de un elemento] indica un contenido, en % en masa, del elemento en el acero, [%símbolo de un elemento * F] indica un contenido, en % de masa, del elemento en una fase de ferrita, y [%símbolo de un elemento * A] indica un contenido, en % de masa, del elemento en la fase austenítica, y el contenido de Cr en la fase de ferrita y el contenido de Mn en la fase de austenita se miden según el método indicado en la descripción.

Description

DESCRIPCIÓN

Material de acero inoxidable bifásico ferrítico-austenítico y método de fabricación del mismo

Campo técnico

La presente invención se refiere a un material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico y a un método para producir el mismo, siendo el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico apropiado para una pieza en un vehículo que tiene una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso y una pieza unida a la misma o para una pieza a soldar.

Antecedentes de la técnica

Las máquinas de transporte, tales como automóviles, autobuses, camiones, motocicletas, vehículos de construcción, vehículos agrícolas, vehículos industriales y vehículos ferroviarios, han tenido que ser mejoradas recientemente en la eficiencia del combustible en vista de las preocupaciones medioambientales. Como enfoque para cumplir tal requisito, se ha fomentado activamente una reducción del peso del vehículo. La reducción del peso del vehículo se logra principalmente mediante la reducción del peso de un material para una pieza. Específicamente, es necesario reducir el grosor de una lámina del material, lo que requiere que el material esté muy endurecido.

Cada uno de los vehículos anteriores está equipado con varias tuberías o estructuras de canal para, por ejemplo, agua, aceite, aire, combustible, gases de escape e hidrógeno. Los materiales para tales piezas también necesitan ser reducidos de peso. Para la tubería o estructura de canalización destinada a ser usada en un entorno que no requiera tanta resistencia térmica en la que la temperatura del material es de 400 grados C o menos en uso o para tubería o estructura de canalización para hidrógeno destinada a ser usada en un entorno de hidrógeno no a alta presión que no requiere tanta resistencia a la fragilización por hidrógeno, a veces se usa un material tal como el acero inoxidable austenítico, lámina de acero con tratamiento superficial y aleación de cobre en vista de la resistencia a la corrosión y la trabajabilidad. El acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico se puede considerar como un ejemplo de un material de alta resistencia que mantiene una resistencia a la corrosión comparable o superior a la de los materiales anteriores. Además, al comparar un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico y un acero inoxidable austenítico en grados de acero comparables en términos de resistencia a la corrosión, el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico contiene menos Ni y Mo, lo que permite la reducción de coste y, en consecuencia, la prevalencia de un vehículo más eficiente en combustible si la reducción de coste se refleja en el precio del vehículo.

Se pueden unir varias piezas con fines tales como apriete, fijación y protección a la tubería o estructura de canalización descrita anteriormente en una pluralidad de piezas. Además, uniendo tuberías entre sí o uniendo piezas para el montaje de la estructura de canalización, la configuración de la unión es a veces necesariamente complicada. Dado que la soldadura fuerte es apropiada para tal unión en una pluralidad de piezas o unión que da como resultado la complicada configuración de la unión, la soldadura fuerte se realiza con frecuencia en la tubería o estructura de canalización descrita anteriormente. Para soldar la tubería o estructura de canalización descrita anteriormente, usualmente se usa metal de relleno de soldadura de Cu o metal de relleno de soldadura de Ni. Aquí, el metal de relleno de soldadura fuerte de Cu quiere decir un metal de relleno de soldadura fuerte de Cu puro y una aleación de relleno que consiste principalmente en Cu y el metal de relleno de soldadura fuerte de Ni quiere decir un metal de relleno de soldadura fuerte de Ni puro y una aleación de relleno que consiste principalmente en Ni. La soldadura fuerte de Cu o Ni se realiza mediante un tratamiento térmico bajo una atmósfera de hidrógeno o al vacío a una temperatura que varía aproximadamente de 1000 grados C a 1200 grados C.

Por consiguiente, para usar acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico como material de acero para la tubería o estructura de canalización descrita anteriormente, se debe considerar la soldabilidad.

Además, se requiere que el propio material presente resistencia a la corrosión incluso después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. La realización del tratamiento térmico en el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico con un gran contenido de N puede provocar una relación de fase desequilibrada entre la fase de ferrita y la fase austenítica, formación de nitruro y/o reducción de la resistencia a la corrosión debido a la aparición de desnitrificación.

Además, en el uso de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para piezas que están unidas a la tubería o estructura de canalización descrita anteriormente con un propósito tal como apriete, fijación y protección, los problemas anteriores, es decir, soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura, deben ser considerados.

Las publicaciones sobre patentes 1, 2 y 3 describen aceros inoxidables dúplex ferríticos-austeníticos destinados, por ejemplo, a tuberías de pozos de petróleo para petróleo y gas natural, tuberías de conducción, presas, compuertas, material para equipos de vacío, material para desalinización y tuberías e intercambiadores de calor para planta de refinería de petróleo y planta industrial química. Las piezas anteriores para las que se puede usar el acero inoxidable son de gran tamaño y, de este modo, usualmente están hechas de placa gruesa, tubería de gran diámetro o fundición, de modo que la soldadura fuerte no es apropiada como método de unión. Por consiguiente, ninguna de las publicaciones de patentes 1, 2 y 3 discute la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Además, se describe el contenido de cada elemento en el acero, pero no la concentración del elemento en cada fase.

La bibliografía de patentes 4 describe un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para un material de moldeo de automóviles. La bibliografía de patentes 5 describe un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para un depósito de combustible. Sin embargo, ninguna de estas publicaciones de patente, que están destinadas a piezas de automóviles, discute la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Además, se describe el contenido de cada elemento en el acero, pero no la concentración del elemento en cada fase.

La bibliografía de patentes 6 describe un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que presenta una excelente conformabilidad en prensa. La bibliografía de patentes 7 describe un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que presenta una excelente resistencia a la fragilización en la fabricación de un producto, soldadura y tratamiento térmico. Sin embargo, ninguna de estas publicaciones de patentes, que están destinadas a una placa delgada o una tubería de diámetro pequeño, discute la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Además, se describe el contenido de cada elemento en el acero, pero no la concentración del elemento en cada fase.

La bibliografía de patentes 8 describe una lámina de acero inoxidable multifase de alta resistencia que exhibe una excelente capacidad de congelación de la forma. Sin embargo, esta bibliografía de patentes, que describe la lámina de acero destinada a un miembro amortiguador para automóviles, no discute la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Además, se describe el contenido de cada elemento en el acero, pero no la concentración del elemento en cada fase.

La bibliografía de patentes 9 describe el uso de una cierta aleación de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico en aplicaciones con entornos agresivos.

La bibliografía de patentes 10 describe un acero inoxidable austenítico-ferrítico que tiene una estructura metálica que contiene fase de ferrita y fase de austenita, estando la cantidad de (C N) en la fase de austenita en un intervalo de 0.16 a 2% en masa, y estando el porcentaje en volumen de la fase de austenita en un intervalo de 10 a 85%.

La bibliografía de patentes 11 se refiere a un acero inoxidable dúplex de alta calidad específico que tiene una cierta resistencia a la picadura equivalente.

Lista de citas

Bibliografía (s) de patentes

Bibliografía de patentes 1 JP 5170351 B2

Bibliografía de patentes 2 JP 2015-110828 A

Bibliografía de patentes 3 JP 5366609 B2

Bibliografía de patentes 4 JP 4-198456 A

Bibliografía de patentes 5 JP 2012-126992 A

Bibliografía de patentes 6 JP 2013-185231 A

Bibliografía de patentes 7 JP 2014-189825 A

Bibliografía de patentes 8 JP 2008-291282 A

Bibliografía de patentes 9 EP 1423549 A

Bibliografía de patentes 10 EP 1715073 A

Bibliografía de patentes 11 EP 1803832 A

Sumario de la invención

Problema (s) a resolver mediante la invención

Ninguna de la bibliografía de patentes 1 a la bibliografía de patentes 8 discute la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Además, se describe el contenido de cada elemento en el acero, pero no la concentración del elemento en cada fase.

Como se describe anteriormente, se espera que el uso de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, que tiene alta resistencia y alta resistencia a la corrosión, sea útil para una tubería o estructura de canalización en un vehículo para una sustancia tal como agua, aceite, aire, combustible, gas de escape e hidrógeno a presión normal con una temperatura de 400 grados C o menos y una pieza unida a ella para apretar, fijar y proteger o para una pieza a soldar de manera que los pesos de las piezas anteriores se reduzcan para mejorar la eficiencia del combustible. Sin embargo, las técnicas típicas no abordan la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Por consiguiente, se ha necesitado desarrollar una técnica para mejorar el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico en términos de soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

En vista de lo anterior, un objetivo de la invención es proporcionar un material de acero inoxidable dúplex ferríticoaustenítico y un método para producir el mismo, siendo el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico excelente en soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

Medios para resolver el (los) problema (s)

Para resolver los problemas anteriores, los inventores han estudiado atentamente las influencias de un porcentaje de área de la fase austenítica y los respectivos contenidos de elementos en cada fase sobre la soldabilidad de un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico y la resistencia a la corrosión del mismo después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Como resultado, se ha encontrado que el porcentaje de área de la fase austenítica, un contenido de Cr en la fase de ferrita, un contenido de Mn en la fase austenítica afecta a la soldabilidad y a las resistencias a la corrosión antes y después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

También se ha encontrado que el porcentaje de área en la fase austenítica y el contenido respectivo de elementos en cada fase se puede controlar controlando las condiciones para el recocido final en un método de producción de una lámina de acero y una tubería de acero, tal como recocido de acabado después del laminado en frío o recocido de acabado después de la fabricación de la tubería.

Además, como resultado de estudios intensos sobre la influencia de cada componente, los inventores han desarrollado una lámina de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico excelente en soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte y un método para producir la misma.

La invención capaz de lograr el objeto anterior está definida por las reivindicaciones.

Según los aspectos de la invención tal como se define en las reivindicaciones, se puede proporcionar un material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que tiene una excelente soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte y un método para producir el mismo.

Además, según los aspectos de la invención, el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico con excelente resistencia a la corrosión y alta resistencia se puede usar para una pieza de canalización en un vehículo que tiene una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso y una pieza unida a la misma o usada para una pieza a soldar. El uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico permite reducir el grosor del material y, en consecuencia, el peso del vehículo, lo que contribuye significativamente, por ejemplo, a las medidas medioambientales y a la reducción de coste de las piezas.

De manera similar, el uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para una pieza a soldar, no para un vehículo, permite reducir el grosor del material, lo que contribuye, por ejemplo, a reducir el tamaño de una pieza, reducir costes y mejorar el rendimiento de un intercambio de calor.

Descripción de realización (s)

A continuación se describirá en detalle una realización de la invención.

En primer lugar, se describirán los motivos de las limitaciones de una composición de acero de un material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la realización ejemplar de la invención. En la composición del acero,% quiere decir % en masa. Además, el resto en la composición del acero incluye Fe e impurezas inevitables.

C: de 0.005% a 0.050%

El C es un elemento que estabiliza la fase austenítica. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de C reduce la resistencia a la corrosión y la tenacidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de C varía de 0.005% a 0.050%. Además, considerando que la reducción de una cantidad excesiva de C aumenta los costes y la adición de una cantidad excesiva de C reduce la soldabilidad, es preferible que el límite inferior sea 0.010% y el límite superior sea 0.030%.

N: de 0.05% a 0.30%

El N es un elemento que estabiliza la fase austenítica. Además, el N es dispersable, de modo que el N acelera una velocidad de generación de la fase austenítica. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de N provoca la formación de nitruro, lo que reduce la resistencia a la corrosión y la tenacidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de N varía de 0.05% a 0.30%. Además, considerando que el N es un elemento que mejora la resistencia de la fase austenítica y la resistencia a la corrosión, el límite inferior es preferentemente 0.10%. Considerando que la adición de una cantidad excesiva de N provoca la generación de burbujas de aire y/o defecto superficial, que se atribuye al nitruro, en el momento de la producción y reduce la productividad, el límite superior es preferentemente del 0.25%. El límite inferior más preferible es más del 0.12%. El límite superior más preferible es menos del 0.20%. Si: de 0.1% a 1.5%

El Si es un elemento que se puede añadir como desoxidante. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Si reduce la tenacidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de Si varía de 0.1% a 1.5%. Además, considerando que la reducción de una cantidad excesiva de Si da como resultado una desoxidación deficiente y/o un mayor coste de refinado y la adición de una cantidad excesiva de Si reduce la trabajabilidad, el límite inferior es preferentemente del 0.2% y el límite superior es preferentemente del 0.7%.

Mn: de 0.1% a 7.0%

El Mn, que se puede añadir como desoxidante, aumenta el límite de solubilidad del N para evitar la formación de nitruro y la desnitrificación. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Mn reduce la resistencia a la corrosión. Por consiguiente, se determina que el contenido de Mn varía de 0.1% a 7.0%. Además, considerando que el Mn es un elemento que estabiliza la fase austenítica, el límite inferior es preferentemente del 1.0%. Considerando que la adición de una cantidad excesiva de Mn reduce la trabajabilidad en caliente, el límite superior es preferentemente del 5.5%. El límite inferior más preferible es más del 2.0%. El límite superior más preferible es menos del 4.0%. También se supone que el Mn evita que el porcentaje de fase austenítica disminuya debido a la desnitrificación en el momento de un tratamiento térmico de soldadura fuerte, mejorando aún más la humectabilidad del relleno. También considerando este efecto, el límite inferior más preferible es más del 2.7%.

P: de 0.005% a 0.100%

Se supone que el P mejora la humectabilidad del relleno para soldadura fuerte como se describe más adelante. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de P reduce la tenacidad y la soldabilidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de P varía de 0.005% a 0.100%. Además, el límite inferior es preferentemente del 0.010% en vista de los costes y la productividad. El límite superior es preferentemente del 0.050%. El límite inferior más preferible es más del 0.015%. El límite superior más preferible es 0.030%.

S: de 0.0001% a 0.0200%

Se supone que el S reduce la desnitrificación durante un tratamiento térmico de soldadura fuerte como se describe más adelante. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de S reduce la trabajabilidad en caliente. Por consiguiente, se determina que el contenido de S varía de 0.0001% a 0.0200%. Además, el límite inferior es preferentemente del 0.0003% en vista de los costes y la productividad. El límite superior es preferentemente 0.0050%. El límite inferior más preferible es más del 0.0003%. El límite superior más preferible es 0.0020%.

Cr: de 18.0% a 28.0%

El Cr es básicamente un elemento que mejora la resistencia a la corrosión. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Cr reduce la humectabilidad del relleno para la soldadura fuerte. Por consiguiente, se determina que el contenido de Cr varía del 18.0% al 28.0%. Además, considerando que el Cr es un elemento que mejora la resistencia, el límite inferior es preferentemente del 20.0%. Considerando que la adición de una cantidad excesiva de Cr aumenta el coste de la aleación, el límite superior es preferentemente del 26.0%. El límite inferior más preferible es más del 20.0%. El límite superior más preferible es menos del 24.0%.

Cu: de 0.1% a 3.0%,

El Cu es un elemento efectivo no solo para mejorar la resistencia a la corrosión sino también para estabilizar la fase austenítica. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Cu reduce la trabajabilidad en caliente. Por consiguiente, se determina que el contenido de Cu varía de 0.1% a 3.0%. Además, considerando que la adición de una cantidad excesiva de Cu aumenta el coste de la aleación, el límite superior es preferentemente 2.0%. El límite inferior más preferible es más del 0.5% y el límite superior más preferible es menos del 1.5%. Además, dado que es compatible con el metal de relleno de soldadura fuerte de Cu, se supone que el Cu mejora aún más la humectabilidad del relleno. También considerando este efecto, el límite inferior más preferible es superior al 0.8%. Ni: de 0.1% a 8.0%

El Ni es un elemento efectivo no solo para mejorar la resistencia a la corrosión sino también para estabilizar la fase austenítica. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Ni reduce el coste de la aleación. Por consiguiente, se determina que el contenido de Ni varía de 0.1% a 8.0%. Además, considerando que el Cr es un elemento que mejora la tenacidad, el límite inferior es preferentemente del 1.0%. Mientras tanto, el límite superior es preferentemente del 5.0% en vista del coste de la aleación. El límite inferior más preferible es más del 1.5%. El límite superior más preferible es menos del 4.0%. Además, dado que es compatible con el metal de relleno de soldadura fuerte de Ni, se supone que el Ni mejora aún más la humectabilidad del relleno. También considerando este efecto, el límite inferior más preferible es más del 1.8%.

Mo: de 0.1% a 5.0%

El Mo es un elemento que mejora la resistencia a la corrosión. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Mo reduce la trabajabilidad en caliente. Por consiguiente, se determina que el contenido de Mo varía de 0.1% a 5.0%. Además, considerando que la adición de una cantidad excesiva de Mo aumenta el coste de la aleación, el límite superior es preferentemente 4.0%. El límite inferior más preferible es 0.2% o más. El límite superior más preferible es menos del 1.0%.

Al: de 0.001% a 0.050%

El Al es un elemento que se puede añadir como desoxidante. Sin embargo, se supone que el Al reduce la humectabilidad del relleno para la soldadura fuerte como se describe más adelante. Por consiguiente, se determina que el contenido de Al varía de 0.001% a 0.050%. Además, considerando que la reducción de una cantidad excesiva de Al da como resultado una desoxidación deficiente y/o un mayor coste de refinado y la adición de una cantidad excesiva de Al da como resultado una menor soldabilidad, la generación de un defecto superficial atribuido a la formación de nitruro y una menor tenacidad, el límite inferior es preferentemente 0.005% y el límite superior es preferentemente 0.030%.

B: de 0.0001% a 0.0200%

Se supone que el B reduce la desnitrificación durante un tratamiento térmico de soldadura fuerte como se describe más adelante. El B también es un elemento que mejora la trabajabilidad en caliente. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de B reduce la soldabilidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de B varía de 0.0001% a 0.0200%. Además, el límite inferior es preferentemente 0.0010% y el límite superior es preferentemente 0.0100% en vista de los costes y la productividad. El límite inferior más preferible es más del 0.0010%. El límite superior más preferible es 0.0050% o menos.

Ca: de 0.0001% a 0.0100%

El Ca es un elemento que mejora la trabajabilidad en caliente. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Ca reduce la trabajabilidad. Por consiguiente, se determina que el contenido de Ca varía de 0.0001% a 0.0100%. Además, el límite inferior es preferentemente del 0.0010% en vista de los costes y la productividad. El límite superior es preferentemente 0.0050%.

Según una realización preferida, las propiedades se pueden mejorar más añadiendo además uno o dos o más de V, Ti, Nb, Zr, Hf, W, Sn, Co, Sb, Ta, Ga, Mg, Bi y REM.

V: de 0.001% a 0.5%

Ti: de 0.001% a 0.5%

Nb: de 0.001% a 0.5%

Zr: de 0.001% a 0.5%

Hf: de 0.001% a 0.5%

Cada uno de V, Ti, Nb, Zr y Hf, que es un elemento que mejora la trabajabilidad en caliente, está unido a C o N en la soldadura para evitar la formación de carbonitruro de Cr, mejorando de este modo la resistencia a la corrosión intergranular de la porción soldada. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de dicho elemento da como resultado la formación de nitruro, lo que provoca la generación de un defecto superficial y/o la reducción de la tenacidad, de modo que la trabajabilidad y/o la productividad a veces disminuyen. Por consiguiente, se determina que el contenido de cada uno de los elementos anteriores varía de 0.001% a 0.5%.

W: de 0.1% a 3.0%

Sn: de 0.01% a 1.0%

Co: de 0.01% a 1.0%

Sb: de 0.005% a 0.3%

Ta: de 0.001% a 1.0%

Ga: de 0.0002% a 0.3%

Cada uno de W, Sn, Co, Sb, Ta y Ga es un elemento que mejora la resistencia a la corrosión. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de dicho elemento reduce la tenacidad, trabajabilidad, soldabilidad y productividad. En consecuencia, se determina que el contenido de W varía de 0.1% a 3.0%, el contenido de Sn de 0.01% a 1.0%, el contenido de Co de 0.01% a 1.0%, el contenido de Sb de 0.005% a 0.3%, el contenido de Ta de 0.001% a 1.0% y el contenido de Ga de 0.0002% a 0.3%.

Mg: de 0.0002% a 0.01%

El Mg, que a veces se añade como elemento desoxidante, hace que la estructura del planchón sea fina, mejorando la trabajabilidad en caliente y la moldeabilidad. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Mg reduce la soldabilidad y la calidad de la superficie. Por consiguiente, se determina que el contenido de Mg varía de 0.0002% a 0.01%.

Bi: de 0.001% a 1.0%

El Bi es un elemento que evita el encordado durante el laminado en frío para mejorar la productividad. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de Bi reduce la trabajabilidad en caliente. Por consiguiente, se determina que el contenido de Bi varía de 0.001% a 1.0%.

REM: de 0.001% a 0.2%

El REM (Rare Earth Metal) es un grupo de elementos que mejora la limpieza del acero al tiempo que mejora la resistencia a la corrosión y la trabajabilidad en caliente. Sin embargo, la adición de una cantidad excesiva de REM aumenta el coste de la aleación y reduce la productividad. Por consiguiente, se determina que el contenido de REM varía de 0.001% a 0.2%. Cabe señalar que REM se refiere a elementos según la definición general. Específicamente, REM se refiere a un grupo de elementos que consiste en: dos elementos de escandio (Sc) e itrio (Y); y quince elementos (lantánidos) desde lantano (La) hasta lutecio (Lu). El REM se puede añadir individualmente o añadir en forma de mezcla.

A continuación, se hará una descripción de un porcentaje de área de la fase austenítica.

Para mejorar la soldabilidad del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, es necesario mejorar la humectabilidad del relleno en relación con el acero. Cada uno del metal de relleno para soldadura fuerte de Cu y el metal de relleno para soldadura fuerte de Ni es más humectable para un acero inoxidable austenítico que para un acero inoxidable ferrítico. De este modo, en el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, la fase austenítica mejora la humectabilidad y la fase de ferrita reduce la humectabilidad, de modo que la humectabilidad se mejora con un aumento del porcentaje de área de la fase austenítica. Un porcentaje de área excesivamente pequeño de la fase austenítica da como resultado la formación de nitruro de Cr y, en consecuencia, una menor resistencia a la corrosión y poca tenacidad. Un porcentaje de área excesivamente grande de la fase austenítica da como resultado una menor resistencia al agrietamiento por corrosión bajo tensión. Por consiguiente, se determina que el porcentaje de área de la fase austenítica varía de 30% a 70%. El límite inferior preferible es 35% o más. El límite superior preferible es 65% o menos.

El porcentaje de área de la fase austenítica del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico es un valor medido usando un ferritoscopio. El ferritoscopio es FERITSCOPE FMP30 fabricado por Helmut Fischer GmbH.

A continuación, se realizará una descripción del contenido de cada elemento en cada fase.

En primer lugar, para mejorar la soldabilidad del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, es necesario no solo mejorar la humectabilidad del relleno para el acero en su conjunto como se describe anteriormente, sino también mejorar la humectabilidad de la fase de ferrita, que es inherentemente pobre en humectabilidad. La humectabilidad se reduce, por ejemplo, por una película de óxido sobre una superficie del acero. Para eliminar una película de óxido de Fe o Cr, la soldadura fuerte se realiza en atmósfera de hidrógeno o al vacío. Sin embargo, el Al en el acero se oxida incluso con, por ejemplo, una pequeña cantidad de vapor de agua contenida en dicha atmósfera y una cantidad excesiva de Cr inhibe la eliminación de la película de óxido, de modo que se reduce la humectabilidad. Por consiguiente, la reducción del grado de concentración de Cr y Al en la fase de ferrita contribuye a mejorar la humectabilidad del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico.

Mientras tanto, tanto el Cr como el Al son elementos concentrados en la fase de ferrita. Sin embargo, el contenido de Al en la fase de ferrita es tan pequeño que el contenido de Al es difícil de medir. Por consiguiente, se estudió una relación entre el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita y la humectabilidad suponiendo que el contenido de Al en la fase de ferrita se correlaciona con el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita. Como resultado, el solicitante ha descubierto que se debe satisfacer una fórmula (i) para mejorar la humectabilidad.

[%Cr*F]/[%Cr] < 1 .40 Fórmula (i)

Cuando el relleno mantiene contacto con el acero, se supone que se forma una fase de película líquida de microorden, que se ve afectada por el (los) componente (s) del acero, en el lado del relleno de una interfase entre el relleno y el acero. Se supone que el contenido de P en la fase de película líquida aumenta con un aumento del contenido de P en el acero, lo que reduce el punto de fusión para ayudar a mejorar la humectabilidad. Por consiguiente, el grado de concentración de P es preferentemente grande.

Además, el contenido de Al en la fase de ferrita es preferentemente pequeño como se describió anteriormente. Sin embargo, el contenido de Al y el contenido de P en la fase de ferrita son tan pequeños que el contenido de Al y el contenido de P son difíciles de medir.

En este caso, el contenido de P y el contenido de Al en la fase de ferrita se pueden determinar mediante el siguiente método ejemplar.

Específicamente, suponiendo que el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita es comparable a los de Al y P, el contenido de P y el contenido de Al en la fase de ferrita se determinan con referencia al contenido de P y el contenido de Al en el acero y el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita. En este caso, es más preferible que se satisfaga la fórmula (ii) siguiente.

([%P]-[%Al]) x [5Cr*F] / [%Cr] > -0.010 Fórmula (ii)

En la fórmula, [el %símbolo de un elemento] indica un contenido (% en masa) del elemento en el acero y [el %símbolo de un elemento * F] indica un contenido (% en masa) del elemento en la fase de ferrita.

Cabe señalar que la fórmula (i) y la fórmula (ii) están destinadas a determinar directa / indirectamente los respectivos grados de concentración de Cr, Al y P en la fase de ferrita para mejorar la humectabilidad. El contenido de Al y el contenido de P en la fase de ferrita son menores que el contenido de Cr. De este modo, los respectivos grados de concentración de Al y P, cuyos respectivos contenidos son difíciles de medir, influyen menos en la humectabilidad que el grado de concentración de Cr. De este modo, la humectabilidad se puede mejorar siempre que se satisfaga por lo menos la fórmula (i).

A continuación, al realizar un tratamiento térmico de soldadura fuerte en el acero inoxidable dúplex ferríticoaustenítico, también es importante evitar que la resistencia a la corrosión disminuya considerablemente después del tratamiento térmico de soldadura fuerte. La temperatura máxima para el tratamiento térmico de soldadura fuerte con Cu y el tratamiento térmico de soldadura fuerte con Ni es de aproximadamente 1200 grados C o menos, que cae dentro de un intervalo de temperatura en el que la fase de ferrita y la fase austenítica pueden coexistir. De este modo, no se supone que un tratamiento térmico de este tipo provoque una relación de fases desequilibrada entre la fase de ferrita y la fase austenítica, lo que puede dar como resultado una disminución considerable de la resistencia a la corrosión. Mientras tanto, la soldadura fuerte se realiza en una atmósfera de hidrógeno o al vacío, en la que el N está ligeramente contenido como impureza o gas de purga. La presión parcial de nitrógeno es significativamente pequeña en cualquier atmósfera, de modo que el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, que tiene un gran contenido de N, puede experimentar desnitrificación. El N en el acero es un elemento efectivo no solo para mejorar la resistencia a la corrosión de la fase austenítica sino también para aumentar el porcentaje de fase austenítica. De este modo, la desnitrificación reduce la resistencia a la corrosión de la fase austenítica y provoca un cambio en la relación de fase ferrita-austenítica, lo que da como resultado el deterioro del equilibrio de un componente para mantener una apropiada resistencia a la corrosión. Aquí, se supone que el Mn en el acero reduce la actividad del N y aumenta el límite de solubilidad del N, evitando así la desnitrificación. El Mn es un elemento concentrado en la fase austenítica. De este modo, el aumento del grado de concentración de Mn en la fase austenítica contribuye a evitar la desnitrificación de la fase austenítica con un gran contenido de N. Por consiguiente, se requiere satisfacer una fórmula (iii).

1.05 < [%Mn*A] / [%Mn] Fórmula (iii)

Adicionalmente, además de la desnitrificación directamente de la fase austenítica a la atmósfera, puede ocurrir la desnitrificación a través de la fase de ferrita a la atmósfera. De este modo, una concentración excesiva de Mn en la fase austenítica provoca una dilución excesiva de Mn en la fase de ferrita, acelerando la desnitrificación a través de la fase de ferrita. Por consiguiente, se requiere satisfacer una fórmula (iv).

[%Mn*A] / [%Mn] < 1.80 Fórmula (iv)

Además, el S y B en el acero, que son elementos tensioactivos, pueden reducir la desnitrificación cuando entran en un sitio desnitrificado en la superficie del acero. El S y B son elementos concentrados en la fase de ferrita. En consecuencia, el aumento del contenido de S y del contenido de B en la fase de ferrita contribuye a prevenir la desnitrificación a través de la fase de ferrita. Sin embargo, el contenido de S y el contenido de B en la fase de ferrita son tan pequeños que el contenido de S y el contenido de B son difíciles de medir. En consecuencia, se estudió una relación entre el grado de concentración de Cr concentrado en la fase de ferrita y la resistencia a la corrosión suponiendo que el contenido de S y el contenido de B en la fase de ferrita se correlacionan con el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita de la misma manera que para la fórmula (i). Como resultado, el solicitante ha descubierto que debe satisfacerse una fórmula (v) para mejorar la resistencia a la corrosión.

1.03 < [%Cr*F] / [%Cr] Fórmula (v)

Por ejemplo, el contenido de S y el contenido de B en la fase de ferrita se pueden determinar con referencia al grado de concentración de Cr como en la fórmula (v).

Específicamente, suponiendo que el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita es comparable a los de S y B, el contenido de S y el contenido de B en la fase de ferrita se determinan con referencia al contenido de S y el contenido de B en el acero y al grado de concentración de Cr en la fase de ferrita. En este caso, se satisface preferentemente una fórmula (vi) siguiente.

([%S]+[%B]) x [%Cr*F] / [%Cr] > 0.0010 Fórmula (vi)

En la fórmula, [%símbolo de un elemento] indica un contenido (% en masa) del elemento en el acero, [%símbolo de un elemento * F] indica un contenido (% en masa) del elemento en la fase de ferrita, y [%símbolo de un elemento * A] indica un contenido (% en masa) del elemento en la fase austenítica.

Las fórmulas (v) y (vi) están destinadas a determinar directa / indirectamente los respectivos grados de concentración de Cr, S y B en la fase de ferrita para mejorar la resistencia a la corrosión. El contenido de S y el contenido de B en la fase de ferrita son menores que el contenido de Mn. De este modo, los respectivos grados de concentración de S y B, cuyos respectivos contenidos son difíciles de medir, influyen menos en la resistencia a la corrosión que el grado de concentración de Mn. De este modo, la resistencia a la corrosión se puede mejorar siempre que se satisfaga por lo menos la fórmula (v).

El grado de concentración de Cr en la fase de ferrita se requiere para satisfacer una fórmula (I) a continuación, que es una combinación de las fórmulas (i) y (v).

1.03 < [%Cr*F] / [%Cr] < 1.40 Fórmula (I)

El grado de concentración de Mn en la fase austenítica se requiere para satisfacer una fórmula (II) a continuación, que es una combinación de las fórmulas (iii) y (iv).

1.05 < [%Mn*A] / [%Mn] < 1.80 Fórmula (II)

Cabe señalar que se usa un EPMA (Electron Probe Micro Analyzer) para medir el contenido de Cr en la fase de ferrita y el contenido de Mn en la fase austenítica en el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico. El EPMA es del tipo JXA-8230 fabricado por JEOL Ltd. Se usa un cañón de electrones de LaB6. Las condiciones de análisis incluyen voltaje de aceleración: 15 kV, corriente de iluminación: 125 nA y diámetro del haz: tamaño mínimo de menos de 1 pm (0 pm para el dispositivo según la realización ejemplar). Un espectrómetro es del tipo XM-86030 fabricado por JEOL Ltd. Un cristal dispersivo es LiF. Se calcula una intensidad relativa del haz de CrKa y del haz de MnKa y se convierte en concentración con referencia a una curva analítica. Para obtener una curva analítica para medir el contenido de Cr en la fase de ferrita, se producen muestras de acero inoxidable ferrítico basado en SUS430 que tienen diferentes contenidos de Cr (% en masa) de 18%, 24% y 28%. La curva analítica se obtiene usando tales tres muestras de curva analítica. Para obtener una curva analítica para medir el contenido de Mn en la fase austenítica, se producen muestras de acero inoxidable austenítico basado en SUS304 que tienen diferentes contenidos de Mn (% en masa) de 0.1%, 1%, 3%, 6%, 10% y 15%. Entre las muestras anteriores, se seleccionan tres muestras de curvas analíticas con contenidos de Mn cercanos al contenido de Mn del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para obtener la curva analítica. Específicamente, las tres muestras de la curva analítica se seleccionan de manera que el contenido de Mn del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que se analiza esté dentro de un intervalo definido por los contenidos de Mn de estas muestras. Además, cuando el contenido de Mn del acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico es del 0.0%, se determina que el contenido de Mn en la fase austenítica también es del 0.0%. Para el contenido de Cr y el contenido de Mn de cada una de las muestras de la curva analítica, se usan como valores reales los valores analizados con un segundo decimal mediante una espectrometría de emisión atómica según JIS G 1258. Una posición en el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para analizar el contenido de Cr y el contenido de Mn en cada fase se determina como sigue. El análisis de mapa se realiza cerca de la mitad del grosor de lámina de una sección transversal de la muestra con una profundidad de 0.2 pm para encontrar la distribución del elemento. Una fase con un alto contenido de Cr es la fase de ferrita y una fase con un bajo contenido de Cr es la fase austenítica. El contenido de Cr cerca de la mitad de cada una de las cinco partes seleccionadas de la fase de ferrita se mide mediante análisis cuantitativo de puntos. De manera similar, el contenido de Mn cerca de la mitad de cada una de las cinco partes seleccionadas de la fase austenítica se mide mediante análisis cuantitativo de puntos. Para el análisis de puntos, se selecciona una parte relativamente grande de la fase que probablemente no se verá afectada por otras fases. Si hay segregación o inclusión, se selecciona una parte de la fase alejada de la segregación o inclusión. Si la segregación o inclusión cerca de la mitad del espesor de la lámina no se puede ignorar, la medida se puede realizar cerca de una posición correspondiente a un cuarto del grosor de la lámina. El promedio de los respectivos contenidos de Cr de las cinco partes de la fase de ferrita se denomina contenido de Cr en la fase de ferrita. El promedio de los respectivos contenidos de Mn de las cinco partes de la fase austenítica se denomina contenido de Mn en la fase austenítica.

Después, se describirá un método de producción a continuación.

El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la realización ejemplar tiene la forma de, por ejemplo, una lámina de acero o una tubería de acero, de modo que el método de producción se describirá a continuación por medio de ejemplos de un método para producir la lámina de acero y un método para producir la tubería de acero.

El método para producir la lámina de acero según la realización ejemplar puede incluir un procedimiento típico para producir un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico. Normalmente, el acero inoxidable dúplex ferríticoaustenítico se produce mediante: producción de acero fundido en un convertidor o un horno eléctrico; refinado del acero fundido en, por ejemplo, un horno AOD (argón-oxígeno-descarburación) o un horno VOD (vacío-oxígenodescarburación); convertir el acero fundido en palanquilla de acero mediante un método de colada continua o un método de fabricación de lingotes; y someter la palanquilla de acero a una serie de laminado en caliente, recocido de lámina de acero laminado en caliente, decapado, laminado en frío, recocido final y decapado. El recocido de lámina de acero laminado en caliente es opcional y se puede repetir una serie de laminado en frío, recocido final y decapado según sea necesario.

El laminado en caliente y el recocido de lámina de acero laminado en caliente se pueden realizar en condiciones típicas tales como temperatura de calentamiento para laminado en caliente: de 1000 grados C a 1300 grados C y temperatura para recocido de lámina de acero laminado en caliente: de 900 grados C a 1200 grados C. Cabe señalar que la invención no se caracteriza por las condiciones de producción para el laminado en caliente y el recocido de lámina de acero laminado en caliente, que no están limitadas. De este modo, siempre que el acero producido pueda proporcionar las ventajas de la invención, por ejemplo, las condiciones para el laminado en caliente, si se realiza el recocido de la lámina de acero laminado en caliente, la temperatura para el recocido de la lámina de acero laminado en caliente, la atmósfera, y las condiciones para el laminado en frío se pueden determinar según se desee. Además, el decapado final puede ir precedido de un tratamiento típico, tal como un tratamiento mecánico (por ejemplo, granallado y cepillo de pulir) y un tratamiento químico (por ejemplo, tratamiento con sales fundidas y electrólisis de sales neutras). El producto se puede someterse a un laminado templado y/o pasar a través de un nivelador de tensión después del laminado en frío y recocido. Además, el grosor de la lámina del producto se puede determinar dependiendo del grosor requerido del miembro.

El método de producción de la tubería de acero según la realización ejemplar puede incluir un procedimiento típico para producir una tubería de acero inoxidable. La tubería de acero se puede producir como una tubería soldada a partir de una lámina de acero mediante un método típico de producción de una tubería de acero inoxidable, tal como la soldadura por resistencia eléctrica, la soldadura TIG (gas inerte de tungsteno) y la soldadura por láser. El rectificado por perlas de una porción soldada, el tratamiento mecánico y/o el tratamiento químico de una superficie de la tubería de acero y/o el recocido se pueden realizar según sea necesario.

El recocido final es un tratamiento importante para la recristalización del acero y la eliminación de la distorsión causada por el laminado y el tratamiento. Para el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, se supone que el recocido final afecta al porcentaje de área de la fase austenítica, al contenido de Cr en la fase de ferrita y al contenido de Mn en la fase austenítica. Aquí, el recocido final quiere decir un recocido de acabado realizado al final del procedimiento para producir la lámina de acero o la tubería de acero. Específicamente, el recocido final de la lámina de acero quiere decir el recocido realizado al final del procedimiento para producir la lámina de acero. El recocido final para la tubería de acero quiere decir el recocido realizado al final del procedimiento para producir la tubería de acero o, si el recocido no se realiza al final del procedimiento para producir la tubería de acero, quiere decir el recocido al final del procedimiento para producir la lámina de acero.

Siendo la temperatura de recocido baja y siendo el tiempo de recocido corto, la recristalización y la eliminación de la distorsión serían insuficientes. Siendo la temperatura de recocido excesivamente alta, se promovería excesivamente el crecimiento de la fase de ferrita. Por consiguiente, el recocido final se realiza a una temperatura de 1200 grados C o menos y el tiempo Th (s) para un intervalo de 900 grados C o más es de 30 segundos o más. La distribución de los elementos a la fase de ferrita y la fase austenítica progresa con el tiempo. Específicamente, el Cr y Mn se difunden en la fase de ferrita y la fase austenítica con el tiempo, respectivamente. Sin embargo, el porcentaje de la fase de ferrita aumenta con un aumento de la temperatura, de modo que el Cr en la fase de ferrita se diluye para disminuir el porcentaje de la fase austenítica, lo que da como resultado una concentración excesiva de Mn en la fase austenítica. En vista de lo anterior, se supone que es necesario un aumento de una relación de tiempo para un intervalo de 500 grados C a 900 grados C al tiempo para el intervalo de 900 grados C o más para aumentar el grado de concentración de Cr en el fase de ferrita de modo que el Mn de la fase austenítica no esté excesivamente concentrado. Sin embargo, una relación excesivamente grande del tiempo para el intervalo de 500 grados C a 900 grados C al tiempo para el intervalo de 900 grados C o más da como resultado una concentración excesiva de Cr en la fase de ferrita y, en consecuencia, la dilución del Mn en la fase austenítica. En consecuencia, para satisfacer las fórmulas (I) y (II), se requiere satisfacer una fórmula (III) a continuación, en la que Tu (s) denota el tiempo para el intervalo de 500 grados C a 900 grados C en un procedimiento de elevación de temperatura, Th (s) denota el tiempo para el intervalo de 900 grados C o más en el procedimiento de aumento de temperatura, y Td (s) denota el tiempo para un intervalo de 900 grados C a 500 grados C en un procedimiento de enfriamiento.

0.20 < (Tu+Td) / Th < 10.00 Fórmula (III)

Es probable que una reducción excesiva de tiempo para la elevación de temperatura de como resultado una variación en la calidad debido a que una variación de la elevación de temperatura del acero y una reducción excesiva del tiempo para el descenso de la temperatura probablemente de como resultado un deterioro de la forma. Por el contrario, un aumento excesivo del tiempo de elevación de temperatura y del tiempo de bajada de temperatura da como resultado una reducción de la tenacidad debido a la precipitación de una fase o y de la productividad. En consecuencia, es preferible que el tiempo Tu (s) para el intervalo de 500 grados C a 900 grados C en el procedimiento de elevación de temperatura varíe de 5 segundos a 100 segundos y el tiempo Td (s) para el intervalo de 900 grados C a 500 grados C en el procedimiento de enfriamiento varía de 1 segundo a 400 segundos. Uso previsto

El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la realización ejemplar es utilizable para cualquier miembro que requiera exhibir soldabilidad y resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. Por ejemplo, el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico es utilizable como material para piezas de vehículos, intercambiadores de calor, tuberías y estructuras de canal.

Específicamente, los ejemplos de la pieza de vehículo incluyen una pieza de canalización en un vehículo siendo la temperatura del material de 400 grados C o menos en uso y una pieza unida a la misma, un material de la cual puede ser el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico. Los ejemplos específicos incluyen: una tubería o una estructura de canalización para una sustancia tal como agua, aceite, aire, combustible, gas de escape e hidrógeno no a alta presión equipada en un vehículo tal como automóvil, autobús, camión, motocicleta, vehículo de construcción, vehículo agrícola, vehículo industrial y vehículo ferroviario, teniendo la tubería o la estructura de canalización una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso; una pieza a soldar unida a la tubería o la estructura de canalización con un propósito tal como apriete, fijación y protección; una pieza a soldar distinta de las piezas del vehículo anteriores, tal como piezas accesorias (p. ej., tubería de agua, tubería de aceite, tubería de aire, tubería de combustible, tubería de suministro, tubería de unión, tubería de llenado de combustible, tubería de hidrógeno, pieza más fría EGR (Exhaust Gas Recirculación) con una temperatura del material de 400 grados C o menos, y pieza del sistema de escape de, por ejemplo, motor de vehículo, turbocompresor y depósito de combustible; y una pieza (por ejemplo, brida, soporte, ménsula y cubierta) unida a tales tuberías o estructura de canalización.

Los ejemplos del intercambiador de calor incluyen un intercambiador de calor configurado para estar conectado a un acondicionador de aire, un calentador de agua, un aparato doméstico y una celda de combustible.

Los ejemplos de la tubería y estructura de canalización también incluyen tuberías y estructuras de canalización distintas de las piezas del vehículo anteriores.

Ejemplos

Los efectos de la invención se describirán más claramente a continuación con referencia a los ejemplos. Cabe señalar que la invención no se limita a los ejemplos siguientes y se puede modificar sin apartarse del espíritu de la invención.

Ejemplo 1

Cada una de las muestras con las composiciones químicas mostradas en la Tabla 1 (del Ejemplo A al Ejemplo P y del Ejemplo Comparativo Q al Ejemplo Comparativo AA) producidas por fusión en un horno de fusión al vacío se laminó en caliente en forma de una lámina de acero laminado en caliente de 4.5 mm de grosor después de calentar a 1200 grados C. La lámina de acero laminado en caliente se recoció a 1000 grados C y se laminó en frío para que tuviera un grosor de 1.5 mm después del decapado. Subsecuentemente, la lámina se sometió a un recocido final en las condiciones que se muestran en las Tablas 2-1 y 2-3 y se decapó. La lámina laminada en frío obtenida de este modo, que fue recocida y decapada, se usó como muestra para la medida del porcentaje de área de la fase austenítica, medida del contenido de Cr en la fase ferrita y contenido de Mn en la fase austenítica, evaluación de soldabilidad y evaluación de la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

Tabla 1

Medida del porcentaje de área y contenido

El porcentaje de área de la fase austenítica se determinó midiendo una superficie de la muestra usando un ferritoscopio en las condiciones anteriores. El contenido de Cr en la fase de ferrita y el contenido de Mn en la fase austenítica se determinaron analizando una sección transversal de la muestra usando EPMA en las condiciones anteriores.

Evaluación de la soldabilidad

Para evaluar la soldabilidad de la muestra, se impregnó con relleno una separación predeterminada proporcionada entre las láminas superior e inferior hechas de la muestra y se evaluó la forma del cordón. Cabe señalar que el cordón es una parte del relleno fuera de la separación.

Específicamente, la lámina superior (10 mm de largo y 30 mm de ancho) y la lámina inferior (30 mm de largo y 50 mm de ancho) se cortaron de la muestra, y se preparó una pieza de ensayo colocando la lámina superior en un centro de un lado superior de la lámina inferior formando una separación de 0.3 mm entre las dos láminas. Se colocó una lámina de SUS304 de 0.3 mm de grosor (un material formador de separación) debajo de un extremo de la lámina superior en una dirección a lo ancho y se soldó para evitar que las láminas se movieran. Se aplicaron 0.9 g de BCu-1A (metal de relleno para soldadura fuerte de Cu según JIS Z 3262) debajo de un primer extremo de la lámina superior en una dirección longitudinal, se calentó a 1150 grados C en una atmósfera de hidrógeno puro y se enfrió después de mantenerla durante un minuto. Después de enfriarse, la pieza de ensayo se cortó en un centro en la dirección del ancho para mostrar una sección transversal, que se observó para evaluar la forma del cordón. Cuando el relleno había penetrado suficientemente en la separación con una parte del relleno fuera de la separación, la forma del cordón se evaluó como excelente. Cuando el relleno no estaba fuera de la separación o cuando el relleno, que estaba parcialmente fuera de la separación, no se extendió por completo cerca de un extremo de la separación (la separación permaneció parcialmente y podría formar un hueco), la forma del cordón se evaluó como pobre. Dado que el metal de relleno de soldadura fuerte de Ni es más excelente en soldabilidad que el metal de relleno de soldadura fuerte de Cu, la evaluación de la capacidad de soldadura fuerte se realizó básicamente con el uso de metal de relleno de soldadura fuerte de Cu como se describe anteriormente. Sin embargo, por ejemplo, la forma del cordón ha demostrado ser excelente con el uso de BNi-5 (metal de relleno de soldadura fuerte de Ni según JIS Z 3265).

Medida de la resistencia a la corrosión

Para la evaluación de la resistencia a la corrosión de la muestra después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte, se midieron el potencial de picadura de la muestra antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte y el potencial de picadura de la muestra después del tratamiento térmico de soldadura fuerte. El tratamiento térmico de soldadura fuerte se realizó calentando la muestra a 1150 grados C en una atmósfera de hidrógeno puro y enfriando la muestra después de que la muestra se mantuvo durante un minuto. Para la evaluación del potencial de picadura, se midió un potencial de iniciación de picadura V'C100 en 1 mol/l de una disolución de cloruro de sodio a 30 grados C bajo una atmósfera desgasificada con Ar según un método para medir el potencial de picadura del acero inoxidable como se define en la JIS G 0577. Cabe señalar que se supone que una capa superficial de la muestra se ve afectada, por ejemplo, por la desnitrificación resultante del tratamiento térmico de soldadura fuerte. Por consiguiente, al medir el potencial de picadura, la superficie no se sometió a ningún tratamiento de superficie como pulido, pasivado y pulido inminente. La muestra con un potencial de picadura menor de 0.20 V antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte, que era menor que el potencial de picadura del SUS304, se evaluó como pobre. Entre las muestras con un potencial de picadura de 0.20 V o más antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte, una (s) con un potencial de picadura inferior a 0.20 V después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte se evaluó como pobre y una (s) con un potencial de picadura superior a 0.70 V (es decir, más alto que el potencial de picadura del SUS316) se evaluó como excelente. Entre las muestras con un potencial de picadura que varía de 0.20 V a 0.70 V después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte, una (s) con un potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte que es menor que el potencial de picadura antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte en un 30% o más se evaluó como pobre.

Las tablas 2-1,2-2, 2-3 y 2-4 muestran los resultados.

Tabla 2-1

Tabla 2-2

Tabla 2-3

Tabla 2-4

La composición química y las condiciones finales de recocido de cada uno del Ejemplo 1 al Ejemplo 16 cayeron dentro del alcance de la invención. Estos Ejemplos, que satisfacían la fórmula (I) relacionada con el porcentaje de área de la fase austenítica y el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita y la fórmula (II) relacionada con el grado de concentración de Mn en la fase austenítica, fueron evaluados como excelentes en términos de forma del cordón después de la soldadura fuerte y potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

En los ejemplos comparativos 17, 18 y 19, el C, N y Mn excedieron cada uno el límite superior del intervalo apropiado. En los ejemplos comparativos 22 y 25, el Cr y Mo cayeron cada uno por debajo del límite inferior del intervalo apropiado. Estos ejemplos comparativos se evaluaron como pobres en términos de potencial de picadura antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte.

En el ejemplo comparativo 20, el P cayó por debajo del límite inferior del intervalo apropiado. En los ejemplos comparativos 23 y 26, el Cr y Al excedieron el límite superior del intervalo apropiado. Estos ejemplos comparativos se evaluaron como deficientes en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte.

Los ejemplos comparativos 21 y 27, en los que el S y B cayeron por debajo del límite inferior del intervalo apropiado, se evaluaron como pobres en términos de potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. El ejemplo comparativo 24, en el que el Mn, Cu y Ni cayeron por debajo del límite inferior y el porcentaje de área de la fase austenítica cayó por debajo del límite inferior, se evaluó como pobre en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte y del potencial de picadura antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte.

Los ejemplos comparativos 29 y 31 estaban dentro del alcance de la invención en términos de composición química. Sin embargo, las condiciones finales de recocido excedieron el límite superior del intervalo apropiado de la fórmula (III), de modo que el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita excedió el límite superior de la fórmula (I) y el grado de concentración de Mn en la fase austenítica cayó por debajo del límite inferior de la fórmula (II). Estos ejemplos comparativos se evaluaron como deficientes en términos de forma de cordón después de la soldadura fuerte y del potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte. En el ejemplo comparativo 30, la composición química estaba dentro del alcance de la invención. Sin embargo, las condiciones finales de recocido cayeron por debajo del límite inferior del intervalo apropiado de la fórmula (III), de modo que el grado de concentración de Cr en la fase de ferrita cayó por debajo del límite inferior de la fórmula (I) y el grado de concentración de Mn en la fase austenítica excedió el límite superior de la fórmula (II). De este modo, el ejemplo comparativo 30 se evaluó como pobre en términos de potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

En el Ejemplo Comparativo 28, la composición química estaba dentro del alcance de la invención. Sin embargo, la temperatura para el recocido final excedió el límite superior y el porcentaje de área de la fase austenítica cayó por debajo del límite inferior. De este modo, el Ejemplo Comparativo 28 se evaluó como pobre en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte y del potencial de picadura antes del tratamiento térmico de soldadura fuerte. Cabe señalar que del Ejemplo 1 al Ejemplo 16 también se evaluaron como excelentes en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte con metal de relleno de soldadura fuerte con Ni.

Las tablas 2-2 y 2-4 también muestran el resultado del cálculo del lado izquierdo de cada una de las fórmulas (ii) y (vi) como referencia. Como se muestra en las Tablas 2-2 y 2-4, algunos de los Ejemplos comparativos evaluados como deficientes en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte no cumplieron con la fórmula (ii) (Ejemplos comparativos 20, 23, 24, 26, 28, 29 y 31). Además, algunos de los ejemplos comparativos evaluados como deficientes en términos del potencial de picadura después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte no lograron satisfacer la fórmula (vi) (ejemplos comparativos 21, 27 y 30). Por el contrario, todos los del Ejemplo 1 al Ejemplo 16 cumplieron las fórmulas (ii) y (vi).

Los resultados anteriores han demostrado que el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que satisface los requisitos según la invención exhibe una capacidad de soldadura fuerte y una resistencia a la corrosión significativamente excelentes después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

Ejemplo 2

El ejemplo 1 demuestra una relación entre las condiciones tales como el intervalo de composición para el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la invención y propiedades tales como la soldabilidad y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte.

Mientras tanto, desde el punto de vista económico, el intervalo de composición se modifica preferentemente para proporcionar un acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico más excelente en cuanto a coste de aleación, coste de producción, productividad y humectabilidad del relleno. Los contenidos respectivos de Cr, Ni y Mo se reducen preferentemente en términos de coste de aleación. En términos de coste de producción y productividad, el intervalo de límite inferior de cada uno de Si y Al se aumenta, en particular, preferentemente para reducir el contenido de cada uno de Mn y Cu. En algunos casos, el intervalo de límite inferior del contenido de cada uno de B y Ca se incrementa preferentemente para reducir el contenido de N. Además, incluso si la soldabilidad es satisfactoria, es preferible una mejora adicional en la humectabilidad del relleno. Se supone que tal humectabilidad mejorada del relleno, que permite reducir el uso de relleno y diseñar una estructura soldada más complicada, mejora la eficiencia económica. El intervalo de límite inferior de cada uno de Mn, Ni y Cu se incrementa preferentemente en términos de humectabilidad del relleno. En consecuencia, para aclarar aún más las condiciones para lograr la ventaja anterior de la invención, es decir, una mejora adicional en la humectabilidad del relleno, se evaluó la propiedad de extensión en húmedo del relleno con el uso de la lámina laminada en frío recocida en las condiciones finales de recocido, el lámina laminada en frío que tiene la composición química evaluada como excelente en términos de la forma del cordón después de la soldadura fuerte en la evaluación de soldabilidad anterior.

Específicamente, cada una de las muestras con composiciones químicas que se muestran en la Tabla 1 (del Ejemplo A al Ejemplo P) producidas por fusión en un horno de fusión al vacío se laminó en caliente en forma de una lámina de acero laminado en caliente de 4.5 mm de grosor después de calentarla a 1200 grados C. La lámina de acero laminado en caliente se recoció a 1000 grados C y se laminó en frío para tener un grosor de 1.5 mm después del decapado. Subsecuentemente, la lámina se sometió a un recocido final en las condiciones No. 1 mostradas en la Tabla 2-1 y se decapó. La lámina laminada en frío obtenida de este modo, que se recoció y decapó, se usó como muestra para la evaluación de la propiedad de extensión en húmedo del relleno.

Evaluación de la propiedad de extensión en húmedo del relleno

Para evaluar, en términos de humectabilidad del relleno, la muestra recocida en las condiciones finales de recocido y que tiene la composición química que permite una excelente soldabilidad como se evaluó, se evaluó la propiedad de extensión en húmedo del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni o del metal de relleno de soldadura fuerte de Cu en una superficie de la muestra.

Específicamente, se cortó una pieza de ensayo de 50 mm de largo x 50 mm de ancho de la muestra y se aplicaron 0.1 g de metal de relleno de soldadura fuerte de Ni o metal de relleno de soldadura fuerte de Cu sobre la pieza de ensayo en un círculo de 5 mm de diámetro. El metal de relleno de soldadura fuerte de Ni era BNi-5 (metal de relleno de soldadura fuerte de Ni) según JIS Z 3265 y el metal de relleno de soldadura fuerte de Cu era BCu-1A (metal de relleno de soldadura fuerte de Cu) según JIS Z 3262. Un horno de soldadura fuerte era un horno de vacío, que se ajustó para lograr una presión en el horno de aproximadamente 30 Pa mediante vacío o purga de nitrógeno gaseoso cuando se calentó. La pieza de ensayo con el metal de relleno de soldadura fuerte de Ni encima se calentó a 1200 grados C y la pieza de ensayo con el metal de relleno de soldadura fuerte de Cu encima se calentó a 1150 grados C. En ambos casos, la pieza de ensayo se mantuvo a la temperatura durante 10 minutos. Después de que se enfrió la pieza de ensayo, se obtuvo un área del relleno después del ensayo mediante análisis de imagen y el área obtenida se dividió entre el área del relleno aplicado antes del calentamiento para determinar un coeficiente de extensión del relleno. En otras palabras, el coeficiente de extensión del relleno se calculó mediante (el área del relleno después del ensayo) / (el área del círculo de 5 mm de diámetro). La humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni se evaluó como excelente con el coeficiente de extensión del relleno de 9.0 o más y se evaluó como más excelente con el coeficiente de extensión del relleno de 9.5 o más. La humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte con Cu se evaluó como excelente con el coeficiente de extensión del relleno de 4.0 o más y se evaluó como más excelente con el coeficiente de extensión del relleno de 5.0 o más. Con el uso de las muestras, el material de relleno, el horno de vacío y las condiciones de tratamiento térmico de soldadura fuerte para esta evaluación, también se evaluó la forma del cordón de la misma manera que en la evaluación de soldabilidad anterior. La forma de cordón de cada muestra se evaluó como excelente.

La Tabla 3 muestra los resultados.

Tabla 3

Las muestras A, D, E, F, I, J, K, M, N, O y P, en las que, en % en masa, el contenido de Ni era superior al 1.8% y el contenido de Mn era del 2.7% o menos, fueron excelentes en la humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni.

Las muestras B, C y L, en las que, en % en masa, el contenido de Ni era superior al 1.8% y el contenido de Mn superior al 2.7%, fueron más excelentes en la humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni.

Las muestras A, D, E, F, G, H, I, M y O, en las que, en % en masa, el contenido de Cu era superior al 0.8% y el contenido de Mn era del 2.7% o menos, fueron excelentes en la humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte de Cu.

Las muestras C y L, en las que, en % en masa, el contenido de Cu era superior al 0.8% y el contenido de Mn superior al 2.7%, fueron más excelentes en la humectabilidad del metal de relleno de soldadura fuerte de Cu.

Las condiciones para que el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico, que satisface los requisitos según la invención, exhiba una humectabilidad excelente adicional se han aclarado por los resultados anteriores. La siguiente composición se requiere específicamente como condiciones.

Ni: más de 1.8%

Mn: más de 2.7%

Cu: más de 0.8%

Aplicabilidad industrial

Según la realización ejemplar de la invención, el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico con excelente resistencia a la corrosión y alta resistencia se puede usar como material para una pieza de canalización en el vehículo que tiene una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso y una pieza unida a la misma o para una pieza a soldar. El uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico permite reducir el grosor del material y, en consecuencia, el peso del vehículo, lo que contribuye significativamente, por ejemplo, a las medidas medioambientales y la reducción de coste de las piezas. De manera similar, el uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico para una pieza a soldar, no para un vehículo, permite reducir el grosor del material, lo que contribuye, por ejemplo, a reducir el tamaño de una pieza, reducir coste y mejorar el rendimiento del intercambio de calor. Por ejemplo, el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico se puede usar para: una tubería o una estructura de canalización para una sustancia tal como agua, aceite, aire, combustible, gases de escape e hidrógeno sin alta presión equipada en un vehículo tal como un automóvil, autobús, camión, motocicleta, vehículo de construcción, vehículo agrícola, vehículo industrial y vehículo ferroviario, teniendo la tubería o la estructura de canalización una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso; una pieza a soldar para unir a la tubería o la estructura de canalización con un propósito tal como apriete, fijación y protección; una pieza a soldar que no sea para las piezas de vehículo anteriores, tales como piezas accesorias (p. ej., tubería de agua, tubería de aceite, tubería de aire, tubería de combustible, tubería de suministro, tubería de unión, tubería de llenado de combustible, tubería de hidrógeno, pieza más fría de EGR (Exhaust Gas Recirculation) con una temperatura del material de 400 grados C o menos, y pieza del sistema de escape) de, por ejemplo, motor de vehículo, turbocompresor y depósito de combustible; y piezas (por ejemplo, brida, soporte, soporte y cubierta) unidas a estas tuberías o estructura de canalización. Además de las piezas del vehículo, el acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico se puede usar para un intercambiador de calor configurado para conectarse a un acondicionador de aire, calentador de agua, electrodomésticos y pilas de combustible y para otras piezas tales como tuberías y estructura de canalización. Se pretende que la invención sea aplicable a un caso en el que se use metal de relleno de soldadura fuerte de Cu o metal de relleno de soldadura fuerte de Ni para la soldadura fuerte. Sin embargo, para la soldadura fuerte se usaría un material de relleno distinto del metal de relleno de soldadura fuerte de Cu y del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni. En este caso, se supone que los cambios en la humectabilidad del relleno y la resistencia a la corrosión después de un tratamiento térmico de soldadura fuerte son causados básicamente por el mismo fenómeno físico descrito anteriormente. Por consiguiente, la invención también es aplicable a un caso en el que se use un material de relleno distinto del metal de relleno de soldadura fuerte de Cu y del metal de relleno de soldadura fuerte de Ni. Los ejemplos del material de relleno incluyen metal de relleno para soldadura fuerte de fósforo-cobre, metal de relleno para soldadura fuerte de plata, metal de relleno para soldadura fuerte de oro, metal de relleno para soldadura fuerte de paladio y metal de relleno para soldadura fuerte de aluminio.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Un material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico que consiste en, en % en masa, C: de 0.005% a 0.050%,

N: de 0.05% a 0.30%,

Si: de 0.1% a 1.5%,

Mn: de 0.1% a 7.0%,

P: de 0.005% a 0.100%,

S: de 0.0001% a 0.0200%,

Cr: de 18.0% a 28.0%,

Cu: de 0.1% a 3.0%,

Ni: de 0.1% a 8.0%,

Mo: de 0.1% a 5.0%,

Al: de 0.001% a 0.050%,

B: de 0.0001% a 0.0200%,

Ca: de 0.0001% a 0.0100%, y

opcionalmente uno o más de

V: de 0.001% a 0.5%,

Ti: de 0.001% a 0.5%,

Nb: de 0.001% a 0.5%,

Zr: de 0.001% a 0.5%,

Hf: de 0.001% a 0.5%,

W: de 0.1% a 3.0%,

Sn: de 0.01% a 1.0%,

Co: de 0.01% a 1.0%,

Sb: de 0.005% a 0.3%,

Ta: de 0.001% a 1.0%,

Ga: de 0.0002% a 0.3%,

Mg: de 0.0002% a 0.01%,

Bi: de 0.001% a 1.0%, y

REM: de 0.001% a 0.2%

y

un resto que consiste en Fe e impurezas inevitables, en el que

una fase austenítica tiene un porcentaje de área que varía del 30% al 70%, y se cumplen las fórmulas (I) y (II) siguientes,

1.03 < [%Cr*F] / [%Cr] < 1.40 Fórmula (I)

1.05 < [%Mn*A] / [%Mn] < 1.80 Fórmula (II) en las que [%símbolo de un elemento] indica un contenido, en % en masa,

del elemento en el acero, [%símbolo de un elemento * F] indica un contenido, en % de masa,

del elemento en una fase de ferrita, y [%símbolo de un elemento * A] indica un contenido, en % de masa, del elemento en la fase austenítica, y el contenido de Cr en la fase de ferrita y el contenido de Mn en la fase de austenita se miden según el método indicado en la descripción.

2. El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la reivindicación 1, en el que el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico satisface por lo menos uno de, en % en masa,

Cr: menos de 24.0%,

Ni: menos de 4.0%, y

Mo: menos de 1.0%.

3. El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según la reivindicación 1 o 2, en el que el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico satisface, en % en masa,

Si: por lo menos 0.2%,

Mn: menos de 4.0%,

Cu: menos de 1.5% y

Al: por lo menos 0.005%.

4. El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en el que el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico satisface, en % en masa,

Mn: más de 2.7%,

Ni: más de 1.8%, y

Cu: más de 0.8%.

5 El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4, en el que el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico satisface, en % en masa,

Si: de 0.2% a 1.5%,

Mn: más de 2.7% y menos de 4.0%,

Cr: de 18.0% a menos de 24.0%,

Cu: más de 0.8% y menos de 1.5%,

Ni: más de 1.8% y menos de 4.0%,

Mo: de 0.2% a menos de 1.0%, y

Al: de 0.005% a 0.050%.

6. El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, que comprende además, en % en masa, uno o dos o más de

V: de 0.001% a 0.5%,

Ti: de 0.001% a 0.5%,

Nb: de 0.001% a 0.5%,

Zr: de 0.001% a 0.5%,

Hf: de 0.001% a 0.5%,

W: de 0.1% a 3.0%,

Sn: de 0.01% a 1.0%,

Co: de 0.01% a 1.0%,

Sb: de 0.005% a 0.3%,

Ta: de 0.001% a 1.0%,

Ga: de 0.0002% a 0.3%,

Mg: de 0.0002% a 0.01%,

Bi: de 0.001% a 1.0% y

REM: de 0.001% a 0.2%.

7. El material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6, en el que el material de acero está en forma de una lámina de acero o una tubería de acero.

8. El uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6 para una pieza de canalización en el vehículo que tiene una temperatura del material de 400 grados C o menos en uso y una pieza a unir a la pieza de canalización.

9. El uso del material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6 para una pieza a soldar, en el que la pieza a soldar se selecciona del grupo que consiste en una pieza de vehículo, un intercambiador de calor, una tubería y una estructura de canalización.

10. Una pieza de vehículo fabricada de material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6.

11. Un intercambiador de calor fabricado con material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6.

12. Una tubería fabricada con material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6.

13. Una estructura de canalización fabricada de material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6.

14. Un método para producir el material de acero inoxidable dúplex ferrítico-austenítico según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6, comprendiendo el método el recocido final de un material de acero inoxidable laminado en frío que tiene una composición elemental de una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6 realizado a una temperatura de 1200 grados C o menos, en el que

en un procedimiento de elevación de la temperatura, un tiempo Tu para un intervalo de 500 grados C a 900 grados C es de 5 segundos a 100 segundos y un tiempo Th para un intervalo de 900 grados C o más es de 30 segundos o más, en un procedimiento de enfriamiento, un tiempo Td para un intervalo de 900 grados C a 500 grados C es de 1 segundo a 400 segundos, y se satisface una fórmula (III) a continuación,

0.20 < (Tu+Td) / Th < 10.00 Fórmula (III)