JP2012172210A - 低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼および調質圧延鋼板並びに熱延鋼板の製造法 - Google Patents

Abstract

【課題】低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の熱間加工性および調質圧延後の曲げ加工性を簡便な手法にて大幅に改善する。
【解決手段】質量％で、Ｃ：０.１００〜０.３００％、Ｓｉ：０.０１〜４.００％、Ｍｎ：０.５０〜３.５０％、Ｐ：０.０２０〜０.０６０％、Ｓ：０.００５％以下、Ｎｉ：１.００〜５.００％、Ｃｒ：１５.００〜１９.００％、Ｎ：０.１００〜０.３００％、Ｃｕ：１.００〜３.５０％、Ｖ：０.０２０〜０.３００％、Ｍｏ：０〜２.０％、Ｂ：０〜０.０１０％、Ｃａ：０〜０.０１０％、Ａｌ：０〜１.００％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、かつＰ＋１.５Ｖ≧０.０６０、およびＣ＋０.５Ｎ≧０.２００を満たし、Ｍｄ₃₀が５〜４０となる化学組成を有する鋼。
【選択図】図２

Description

本発明は、Ｎｉ含有量を低減し、かつＭｎの多量含有を抑制したオーステナイト系ステンレス鋼であって、特に熱間加工性が改善され、かつ調質圧延材とした場合に良好な曲げ加工性が実現できる鋼に関する。また、その鋼からなる調質圧延鋼板に関する。さらにその鋼からなる熱延鋼板の製造法に関する。

ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１に代表される加工硬化型の準安定オーステナイト系ステンレス鋼は、加工性、耐食性等の良好な特性を活かして種々の用途に広く使用されている。しかし、これらの鋼種は多量のＮｉを含有するため原料コストが高いという欠点がある。特に近年ではＮｉ原料価格の乱高下の影響を受けて需給バランスが不安定になりやすいという問題も顕在化している。このようなことから昨今では従来にも増して、Ｎｉ含有量を低減した「Ｎｉ節減型」のオーステナイト系ステンレス鋼のニーズが高まっている。

Ｎｉ節減型のオーステナイト系ステンレス鋼としては、Ｎｉ含有量を低減する替わりに、オーステナイト形成元素としてＭｎを４％以上と多量に含有させた鋼種が知られている（特許文献１〜４）。しかし、このように多量のＭｎを含有させることは、製鋼工程でＭｎ酸化物の微細粒子（Ｍｎヒューム）の飛散を招き、環境保全の観点から特別な対策が必要となる。溶鋼を収容する容器の耐火物損耗も増大する。また、鋼中のＭｎ含有量が高いことに起因して鋼板の表面品質が低下しやすく、焼鈍酸洗や光輝焼鈍などの鋼板製造工程において生産性を損なう場合がある。さらに、多量のＭｎ含有は鋼板製品の耐食性を低下させる要因となりやすい。

Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼において、Ｍｎを概ね４％未満に低減すると、鋳造時に多量のδフェライトが生成しやすくなる。δフェライトを多量に含むオーステナイト系ステンレス鋼の鋳造スラブは熱間加工性が悪く、ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１等と同様の一般的な条件で熱間圧延を行うと耳割れが発生し、操業上の大きな問題となる。したがって、この種の鋼においてＭｎ含有量を低減することは必ずしも容易ではない。

特許文献５には、Ｍｎ含有量を３％まで低減可能にした熱間加工性の良いＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼が開示されている。この技術では成分間の限定式によりδフェライト生成量を抑制する手法を採用し、それによって熱間圧延での耳割れを回避している。しかし、Ｍｎ含有量を４％未満の領域まで低減しても、表面品質低下や耐食性低下の問題に対しては更なる改善が望まれる場合が多い。

一方、Ｍｎ含有量を３％以下の領域まで低減したＮｉ節減型のオーステナイト系ステンレス鋼も、従来から主として成形加工性向上を目的に種々提案されている（特許文献６〜１３）。Ｍｎ含有量をこの程度にまで低減すると、製鋼工程での環境保全、耐火物寿命の問題や、材料の表面品質、耐食性に関する問題は概ね解消される。しかしながら、Ｍｎを低減することに起因する熱間加工性の低下に関しては抜本的な改善策が明らかにされていない。熱間圧延での耳割れを軽減するためには一般的な汎用鋼種とは違った製造条件を適用する必要があるなど、製造上の制約も大きく、Ｎｉを低減したことによるコストメリットが生産性の低下によって十分に活かされない場合もある。

そのような現状において、本出願人はＮｉおよびＭｎをともに低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼について、熱間圧延での耳割れを抑止する製造技術を開発し、特許文献１４に開示した。その技術は、鋳造スラブをオーステナイト単相温度域に加熱保持することにより、スラブエッジ付近に存在するδフェライト相の量および粒径を適切にコントロールするというものである。また、鋳造時の平均冷却速度を高めてδフェライト生成量を低減することが熱延耳割れの抑制に有効であることを開示した。

特開２００６−１１１９３２号公報 特開２００７−１９７８０６号公報 特開平１１−２４１１４５号公報 特開平７−７０７００号公報 特開２００７−６３６３２号公報 特公昭６０−３３１８６号公報 特開２００６−２２３６９号公報 特開２００９−４１０７２号公報 特開２００９−２２１５５３号公報 特開２００９−２２１５５４号公報 特開２０１０−１８９７１９号公報 特開２０１０−１９６１０３号公報 特開２００９−３０１２８号公報 特開２０１０−１２１１６２号公報

上記特許文献１４の技術によれば、鋳造時の平均冷却速度を高める手法や、スラブ加熱を入念に行う手法を採用することによって、熱間圧延の圧下条件に特段の制約を設けることなく、Ｍｎ含有量を４％より大幅に低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼における耳割れの問題を解決することが可能となった。しかし、鋳造時の平均冷却速度を高めることは、連続鋳造においてはライン速度を低下させることに繋がり、生産性の低下を招く要因となる。連続鋳造のライン速度低下を避けたい場合は、熱間圧延前に鋳造スラブの加熱をより入念に行う必要が生じ、この場合も生産性は低下する。すなわち、Ｍｎ含有量を４％より大幅に低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼において、良好な生産性を維持した簡便な手法で熱延耳割れの問題を解消することは難しい。

一方、オーステナイト系ステンレス鋼は焼鈍鋼板として種々の用途に供される他、調質圧延仕上げによって硬さを調整したものは、そのばね特性や高強度特性を利用する種々の部品（例えば各種ばねや機械部品など）に加工されて使用される。調質圧延材からそのような部品に加工する際には、「曲げ加工」の工程を経ることがある。これまでの調査によれば、Ｍｎ含有量を４％よりも大幅に低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼では、調質圧延材を曲げ加工した際に、しばしば割れが生じ問題となることがあった。すなわち、当該Ｎｉ節減型鋼種は従来の汎用鋼種（ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１等）と比べ、調質圧延材の曲げ加工での割れを安定して防止するための条件設定が難しく、そのために強度レベル（調質圧延率）を控えめに設定するなど、高強度部品を得る上での制約が大きかった。それにもかかわらず、部品コスト低減手段の一つとして、Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼へのリプレース（材料変更）には大きな期待が寄せられている。

本発明はこのような現状に鑑み、Ｍｎ含有量を４％より大幅に低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼（以下「低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼」ということがある）において、ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１等の汎用鋼種と比べて生産性が大きく低下することのない製造条件を採用しても、耳割れの問題を生じることなく良好な熱延鋼板が製造でき、かつ調質圧延材についての曲げ加工性をも改善することができる技術を提供しようというものである。

発明者らは、低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の熱間加工性を向上させる手法として、化学組成に関する検討を詳細に行ってきた。その結果、Ｖを含有させると熱間加工性が顕著に向上することを見出した。ただし、そのＶの作用はＰの含有量を十分に確保することによって発揮されるのである。また、Ｖの含有は低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材についての曲げ加工性を改善する上でも有効であることが確認された。さらに、Ｖを含有した当該鋼種においてＣおよびＮの含有量を一定以上に確保した場合に限って、オーステナイト安定度を表すＭｄ₃₀値が特定範囲にあるときに調質圧延材の曲げ加工性を顕著に改善できることがわかった。本発明はこのような知見に基づいて完成したものである。

上記目的は、質量％で、Ｃ：０.１００〜０.３００％、Ｓｉ：０.０１〜４.００％、Ｍｎ：０.５０〜３.５０％、Ｐ：０.０２０〜０.０６０％、Ｓ：０.００５％以下、Ｎｉ：１.００〜５.００％、Ｃｒ：１５.００〜１９.００％、Ｎ：０.１００〜０.３００％、Ｃｕ：１.００〜３.５０％、Ｖ：０.０２０〜０.３００％、Ｍｏ：０〜２.０％、Ｂ：０〜０.０１０％、Ｃａ：０〜０.０１０％、Ａｌ：０〜１.００％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、かつ下記（１）式好ましくは（１）’式および（２）式を満たし、（３）式で定義されるＭｄ₃₀が５〜４０となる化学組成を有する熱間加工性および調質圧延後の曲げ加工性に優れる低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼によって達成される。
Ｐ＋１.５Ｖ≧０.０６０ …（１）
Ｐ＋１.５Ｖ≧０.１２０ …（１）’
Ｃ＋０.５Ｎ≧０.２００ …（２）
Ｍｄ₃₀＝５５１−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９.２Ｓｉ−８.１Ｍｎ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１３.７Ｃｒ−１８.５Ｍｏ …（３）

ここで、Ｍｏ，Ｂ，Ｃａ，Ａｌは任意添加元素であり、含有量が０％（通常の製鋼における分析限界未満）であっても構わない。Ｓは通常の製鋼において不可避的に混入する不純物元素である。本明細書において（１）式等の成分限定式の元素記号の箇所には当該元素の質量％で表された含有量の値が代入される。Ｍｏを含有しない鋼の場合は、（３）式のＭｏの箇所には０（ゼロ）が代入される。

また本発明では、上記の化学組成を有する鋼からなり、調質圧延仕上げにて硬さが５５０ＨＶ以下に調整された曲げ加工性に優れた高強度低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼板が提供される。

また、上記の化学組成を有する鋼の溶鋼を、スラブ鋳造用モールドに注入して、スラブ厚さ中央部のスラブエッジにおける凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度が２５℃／ｍｉｎ以上となるように鋳造する工程、
得られた鋳造スラブを加熱炉にて１１５０〜１２５０℃で１.５ｈ以上加熱する工程、
上記加熱後のスラブを熱間圧延する工程、
を有する低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼熱延鋼板の製造法が提供される。

本発明に従えば、熱間圧延での耳割れを防止することが難しいとされる低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼において、ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１等の汎用鋼種と比べて生産性が大きく低下することのない製造条件にて耳割れの問題を生じることなく良好な熱延鋼板を得ることができる。また、当該鋼種で問題となりやすかった調質圧延材の曲げ加工時における割れの発生を抑止することができる。さらに、低Ｍｎ化により、従来のＭｎ含有量の高いＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼と比べ、環境保全対策の負荷が軽減し、鋼板品質も改善される。したがって本発明に従うＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼は、従来の汎用鋼種からの代替により、ばね特性や高強度特性が必要な部品のコスト低減に寄与するものである。

熱延耳割れの発生に及ぼすＰおよびＶ含有量の影響を示すグラフ。 調質圧延材の曲げ加工性に及ぼす化学組成の影響を示すグラフ。

以下、化学組成に関する「％」は特に断らない限り「質量％」を意味する。
〔熱間加工性〕
発明者らは、Ｍｎ含有量を４％より大幅に低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼について、熱間加工性の改善に有利な化学組成の検討を詳細に行ってきた。その結果、前述のように、Ｖを含有させること、およびＰの含有量を十分に確保することが極めて有効であることを見出した。以下に、Ｍｎ含有量を３％以下の領域にまで低減したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼について、熱間圧延での耳割れ発生に及ぼすＰおよびＶの含有量の影響を調査した実験を紹介する。ここでは、Ｐ，Ｖ以外の元素の含有量を表１のように一定とした鋼についての結果を例示する。

《熱間加工性の実験例》
表１に示す成分組成をベースとし、ＰおよびＶの含有量を種々変化させた鋼を溶製した。各チャージとも２７０ｋｇの溶鋼を銅製の鋳型に鋳造し、厚さ１２０ｍｍのスラブとした。鋳造の際、鋳型に取り付けた数本の熱電対を用いて、スラブ厚さ中央部のスラブエッジ（スラブ側面）における凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度が２７℃／ｍｉｎとなるように、鋳型を冷却する循環水の水量を調整した。得られた鋳造スラブから厚さ６０ｍｍ×幅８０ｍｍ×長さ１２０ｍｍの熱間圧延用鋼片を採取した。その際、元のスラブのスラブエッジが熱間圧延用鋼片の片側の側面（幅方向端部の表面）に該当するようにした。このスラブエッジに由来する面を「評価面」と呼ぶ。

熱間圧延用鋼片を加熱炉に装入して１２００℃で２ｈ加熱したのち抽出し、リバース式の熱間圧延機による大気中での熱間圧延実験に供し、熱延鋼板を得た。熱間圧延のパススケジュールは表２に示すとおりである。各パスでのディレイは約７ｓｅｃ、圧延速度は約３０ｍ／ｍｉｎとした。

得られた熱延鋼板（トータル圧延率９５％）について評価面に由来するエッジにおける耳割れ深さを測定した。この熱間圧延実験において最大耳割れ深さが１ｍｍ以下となれば、良好な熱間加工性を有すると評価される。評価は以下の３段階に分類し、○評価以上を合格と判定した。
◎：耳割れの発生が認められない（熱間加工性；優秀）。
○：最大耳割れ深さが１ｍｍ以下の耳割れが認められる（熱間加工性；良好）。
×：最大耳割れ深さが１ｍｍを超える耳割れが認められる（熱間加工性；不良）。
これらの結果を図１に示す。

図１からわかるように、Ｖを０.０２質量％以上含有させた場合に良好な熱間加工性を実現することができる。ただし、Ｐ含有量を０.０２質量％以上確保し、かつ下記（１）式を満たすようにＰとＶの配合バランスを調整しなければ、Ｖによる熱間加工性改善効果が発揮されない。下記（１）’式を満たす場合には特に優れた熱間加工性が実現できる。
Ｐ＋１.５Ｖ≧０.０６０ …（１）
Ｐ＋１.５Ｖ≧０.１２０ …（１）’
図１は、Ｐ，Ｖ以外の元素の含有量を表１に示すように一定とした場合の結果を整理したものであるが、発明者らは、本発明で規定する成分組成範囲において上記と同様のＰおよびＶによる熱間加工性改善効果が得られることを確認している。

発明者らの調査によれば、低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の熱間圧延での耳割れは、オーステナイト素地とδフェライト相の界面を起点として発生し、またオーステナイト素地とδフェライトの界面が亀裂の伝播経路となっている。熱間圧延での耳割れ感受性が低くなる条件として、δフェライト量が少ないこと、δフェライト相が微細であること、オーステナイト相とδフェライト相の界面ができるだけ不連続となっていることが挙げられる。

ＰとＶの配合バランスを上述のように調整したことにより当該鋼種の熱間加工性が顕著に向上する理由については、現時点で調査中であり十分解明できていないが、以下のことが考えられる。ＰとＶを適正範囲で含有させると、初晶δおよびデンドライトが微細化し、鋳造スラブ中に存在するδフェライト相は従来より微細化したものとなる。そのため熱間圧延前のスラブ加熱によるδフェライト相の減少効果（δ→γ変態の促進効果）が高まり、それが熱間圧延での耳割れ抑止に効いているものと推察される。このことは、ＰおよびＶの配合バランスを調整していない鋼においては鋳造時の冷却速度を５０℃／ｍｉｎ以上に大きくするか、あるいは鋳造スラブの加熱を通常よりも入念に行わなければ熱延耳割れのトラブルを回避することが難しかったのに対し（特許文献１４参照）、本発明に従えば鋳造時の冷却速度を２５℃／ｍｉｎまで遅くし、鋳造スラブの加熱を一般的条件で行った場合でも熱延耳割れのトラブルは回避される、という事実からから肯定される。

〔調質圧延材の曲げ加工性〕
低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼で問題となりやすい調質圧延材の曲げ加工性を改善すべく、発明者らは種々研究を重ねてきた。その結果、Ｖを含有させ、かつＣ，Ｎの含有量を下記（２）式のように制限した場合に限って、下記（３）式で表されるオーステナイト安定度の指標Ｍｄ₃₀の値が特定範囲にある場合に、調質圧延材の曲げ加工性が顕著に向上することが明らかとなった。
Ｃ＋０.５Ｎ≧０.２００ …（２）
Ｍｄ₃₀＝５５１−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９.２Ｓｉ−８.１Ｍｎ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１３.７Ｃｒ−１８.５Ｍｏ …（３）
以下に、ＰおよびＶの配合バランスを上述のように適正化した低Ｍｎ化Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材について、オーステナイト生成元素であるＣ，Ｍｎ，Ｎｉ，Ｎの含有量を調整することによってＭｄ₃₀値を振った場合の、曲げ加工性への影響を調べた実験例を紹介する。

《曲げ加工性の実験例》
低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼として、表３に示す鋼種Ｂの成分組成をベースとし、Ｃ，Ｎ，Ｍｎ，Ｎｉの含有量を変動させることによりＣ＋０.５Ｎの量およびＭｄ₃₀値を種々変化させた鋼を溶製した。また、鋼種Ｃの組成を有するＶ無添加の鋼を溶製した。各溶製チャージとも２７０ｋｇの溶鋼を銅製の鋳型に鋳造し、厚さ１２０ｍｍのスラブとした。鋳造の際、鋳型に取り付けた数本の熱電対を用いて、スラブ厚さ中央部のスラブエッジ（スラブ側面）における凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度が２７℃／ｍｉｎとなるように、鋳型を冷却する循環水の水量を調整した。

得られた鋳造スラブを上述の「熱間加工性の実験例」の条件に従って熱間圧延することにより板厚３.０ｍｍの熱延鋼板とした。その際、鋼種Ｂのものはいずれも熱延耳割れを生じなかった。鋼種Ｃは板厚５.０ｍｍの段階で耳割れが生じたが、そのまま熱延を続けた。その結果、最終パス終了後の板厚３.０ｍｍでの耳割れ深さは５ｍｍに達していた。鋼種Ｃの熱延鋼板については耳割れを含むエッジ部分を切断除去してその後の工程に供することとした。

各熱延鋼板を１１００℃×均熱１ｍｉｎで焼鈍し（熱延板焼鈍）、その後、「冷間圧延→１０８０℃×均熱１ｍｉｎの焼鈍→調質圧延」の工程にて、板厚が１.００±０.０１ｍｍ、硬さが５４０±１０ＨＶ５に調整された調質圧延材を得た。その際、調質圧延後の硬さが５４０ＨＶとなる調質圧延率を各鋼について予備実験にて調べておき、そのデータに基づいて調質圧延率を設定した。また、その調質圧延率から逆算して、最終板厚が１.００ｍｍに揃うように冷間圧延率を設定した。各焼鈍工程の後には酸洗を施した。調質圧延は各パス毎に材料を７０℃に加熱して行った。

得られた調質圧延材から幅２５ｍｍ、長さ５０ｍｍの短冊状試験片をその幅方向が圧延方向に一致するように採取し、９０°Ｖ曲げ試験に供した。曲げ稜線が圧延方向となるように試験片をセットし、先端Ｒが０.１ｍｍの金型を用いて２０ｋＮの荷重を付与することにより９０°Ｖ曲げ加工を施した。加工後の試験片について曲げ外周部をマイクロスコープにて倍率１５０倍で観察し、割れによる開口の有無を調べた。割れが観測されないものを○（曲げ加工性；良好）、それ以外を×（曲げ加工性；不良）と評価し、○評価を合格とした。結果を図２に示す。図２中、「鋼種Ｃ」と表示したプロット以外は、鋼種Ｂに属するものである。

図２からわかるように、Ｖを含有する低Ｍｎ化Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材において、Ｃ＋０.５Ｎが０.２００以上である場合（すなわち上記（２）式を満たす場合）に、Ｍｄ₃₀が５〜４０の組成範囲で良好な曲げ加工性が得られた。ただし、Ｖを含有しないもの（鋼種Ｃ）では前記組成範囲でも割れが発生した。このことから、Ｖは当該鋼種の調質圧延材における曲げ加工性改善に関しても有効に作用することが確認された。

Ｍｄ₃₀が過剰に大きくなるとオーステナイト相の不安程度が増すために、比較的軽度の調質圧延率でも加工誘起マルテンサイト相が多く生成して目的の硬さに達するが、調質圧延材中には加工誘起マルテンサイト相が多量に存在するため、曲げ変形時にオーステナイト相と加工誘起マルテンサイト相の間の硬さの相違によるミクロ的な変形挙動の不均一さが現れやすく、それが割れ発生の要因となる。Ｍｄ₃₀が過剰に小さいものでは加工誘起マルテンサイトの生成量が少ないので目的とする硬さを得るためには調質圧延率を大きくして加工硬化による寄与を増大させる必要がある。この場合、曲げ加工に供する前の段階でオーステナイト相は既に高い加工度を有しているので、曲げ加工時に引張変形を受ける曲げ外周部では破断限界に達しやすく、それが割れ発生の要因となる。このため、良好な曲げ加工性を得るためには上記それぞれの割れ発生要因が共に軽減される範囲にＭｄ₃₀を調整することが重要となる。上記（２）式を満たし、かつ所定のＶ含有量を確保した低Ｍｎ化Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材においては、良好な曲げ加工性を与えるＭｄ₃₀の最適解が５〜４０の範囲にあると言える。

上記（２）式の左辺であるＣ＋０.５Ｎが小さい場合には、Ｃ，Ｎによる加工誘起マルテンサイト相の固溶強化が小さいため目標とする硬さを得るためには調質圧延率を大きくする必要があり、それによって曲げ加工に供する段階でオーステナイト相は既に加工硬化が大きくなっており、かつ加工誘起マルテンサイト相の量も増大している。このような組織状態は曲げ加工での割れを招きやすい状況にある。Ｖを含有する低Ｍｎ化Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材においては、（２）式を満たすようにＣ＋０.５Ｎの量が確保されていない場合、Ｍｄ₃₀を広範囲に振っても満足できる曲げ加工性は実現できなかった。したがって本発明では（２）式を満たす化学組成に規定している。

Ｖが、低Ｍｎ化Ｎｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材の曲げ加工性改善に有効である理由については現時点で未解明のところが多いが、Ｖによるδフェライト相を微細化させる作用が曲げ加工性の改善にも関与しているのではないかと推察される。具体的には、Ｖを含有しない場合には最終焼鈍後にもミクロ的にδフェライト相が残存しやすいことや、粗大なδフェライト相の生成に起因した成分偏析が残存しやすいことが調質圧延材の曲げ加工性の劣化を助長するものと考えられる。Ｖ含有によるδフェライト微細化作用によってそれらの要因が解消あるいは軽減されるのではないかと推測される。

〔化学組成〕
ＣおよびＮは、オーステナイト生成元素であり、これらの元素の含有量が少なすぎるとδフェライト相の生成量が増大し、熱間加工性が低下する。また、これらの元素は加工誘起マルテンサイト相（α’相）を固溶強化する元素であり、適度な調質圧延率で目標の強度レベルを得るうえでＣ，Ｎの含有は重要となる。これらの作用を十分に発揮させるためにはＣ，Ｎともそれぞれ０.１００％以上の含有量とし、そのうえで前記（２）式を満たすようにＣ，Ｎの総量を確保する必要がある。（２）式のＮの係数０.５は、α’相の固溶強化に対するＮの寄与がＣの概ね半分であることによる。一方、Ｃ，Ｎの含有量が多くなりすぎると鋼が過度に硬質化して加工性を阻害する要因となる。種々検討の結果、Ｃは０.３００％以下の範囲とすることが望ましく、０.２００％以下の範囲に管理してもよい。Ｎも０.３００％以下の範囲とすることが望ましく、０.２００％以下の範囲に管理してもよい。

Ｓｉは、製鋼での脱酸に有効であるとともに、固溶強化に寄与する元素である。通常は０.０１％以上含有され、０.３０％以上とすることがより効果的である。しかし、多量にＳｉを含有させるとδフェライト相の多量生成を招く要因となる。また、鋼を硬質化させ加工性を損なう要因ともなる。検討の結果、Ｓｉ含有量は４.００％以下に制限される。特に優れた熱間加工性を必要とする場合は２.００％以下のＳｉ含有量に管理することが望ましい。

Ｍｎは、Ｎｉより安価なオーステナイト生成元素であり、Ｎｉ節減型のオーステナイト系ステンレス鋼においてＮｉの代替元素として添加される。その機能を発揮させるためには０.５０％以上のＭｎ含有が必要である。１.００％以上のＭｎ含有量を確保することがより効果的である。ただし、Ｍｎ含有量が多くなると、製鋼工程での環境保全対策の負荷が増大する。また、得られる鋼板の表面性状が低下しやすくなるので、それを解決するための対策をとると生産性の低下を招くことがある。ＭｎＳなどの介在物が増大して加工性低下や耐食性低下を引き起こす要因ともなる。Ｍｎの多量含有によるそれらの欠点を克服するため、本発明ではＭｎ含有量を３.５０％以下に制限する。３.００％以下とすることがより効果的であり、３.００％未満に管理してもよい。

Ｓは、不純物として混入するが、その含有量が多くなると加工性その他の材料特性や製造性に悪影響を及ぼすようになる。検討の結果、Ｓ含有量は０.００５％以下に制限される。Ｓ含有量は低いほど好ましいが、過剰な低Ｓ化は製鋼の負荷を増大させる。Ｓは０.０００５％以上の範囲で残存させることが製造コスト的には望ましい。

Ｎｉは、オーステナイト系ステンレス鋼に必須の元素であるが、本発明ではコスト低減の観点からＮｉ含有量を極力抑える成分設計を行っており、Ｎｉ含有量の上限は５.００％に制限される。５.００％未満、あるいは４.００％以下、あるいはさらに３.００％以下のＮｉ含有量に管理してもよい。ただし、Ｃ，Ｎ，Ｍｎを上述の範囲に規定する場合、スラブ加熱温度域（例えば１１５０〜１２５０℃）でオーステナイト単相となるように成分調整する必要から、Ｎｉ含有量は１.００％以上を確保する必要がある。１.００％を超える量に管理してもよい。

Ｃｕは、オーステナイト生成元素であることから、Ｃｕ含有量の増加に伴って他のオーステナイト生成元素含有量の設定自由度が拡大し、Ｎｉを抑制した成分設計が容易になる。その効果を十分に得るため、本発明ではＣｕを１.００％以上含有させる。２.００％以上とすることがより好ましく、２.５０％以上に管理してもよい。ただし、多量のＣｕ含有は低融点合金相の生成を招き、熱間加工性を阻害する要因となる。このためＣｕ含有量は３.５０％以下に制限される。３.００％以下に管理してもよい。

Ｃｒは、ステンレス鋼の耐食性を確保する上で必須の元素である。本発明では、ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１などの汎用オーステナイト系ステンレス鋼の代替用途に適用できる耐食性を確保すべく、Ｃｒ含有量が１５.００％以上の鋼を対象とする。ただし、Ｃｒはフェライト生成元素であり、過度のＣｒ含有はδフェライト相の多量生成を招くので好ましくない。オーステナイト生成元素であるＣ，Ｎ，Ｍｎ，Ｎｉ，Ｃｕの前述した含有量範囲とのバランスについて種々検討した結果、Ｃｒ含有量は１９.００％以下の範囲とする。

ＰおよびＶは、本発明において極めて重要な元素である。前述したように、ＰとＶの配合バランスを適性化した場合に、熱間加工性を顕著に向上させることができる。これらの元素の作用を発揮させるためには、Ｐ，Ｖともそれぞれ０.０２０％以上の含有量とする必要がある。それに加えて、前記（１）式を満たすようにＰおよびＶの含有量を調整する必要がある。（１）式に代えて前記（１）’式を採用することがより効果的である。また、Ｖは、低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材における曲げ加工性を改善するうえでも重要な元素である（前述）。その作用を得るためにもＶ含有量は０.０２０％以上を確保することが望ましい。一方、Ｐの過剰含有は鋼板の靱性低下を招く。特に溶接を行う場合は母材および溶接部の靱性を低下させる要因となる。また、Ｖの過剰含有は製造コストの上昇および鋼の硬質化を招く。種々検討の結果、Ｐ含有量は０.０６０％以下に制限され、Ｖ含有量は０.３００％以下に制限される。

なお、特許文献１３にはＶを添加したオーステナイト系ステンレス鋼が記載されている。ただし、そのＶの役割はＴｉやＮｂと同様に炭窒化物を形成することにあり、低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の熱間加工性を向上させるためにＰとＶの配合バランス適性化が有効であることについては示唆がない。事実、この文献にはＰの含有量が示されておらず、またオーステナイト生成元素であるＭｎ，ＮｉおよびＣｕを上記のように制限したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼においてＶを含有させた具体例も示されていない。

Ｍｏは、耐食性向上作用などを呈するので、必要に応じて添加することができる。０.２％以上のＭｏ含有量を確保することがより効果的である。ただし、過剰のＭｏ含有は熱間加工性低下を招く要因となるので、Ｍｏを添加する場合は２.０％以下の範囲で行う。

ＢおよびＣａは、少量の添加で熱間加工性の向上に有利に作用するので、必要に応じてこれらの１種または２種を添加することができる。その作用を十分に得るためには、Ｂの場合は０.００１％以上、Ｃａの場合も０.００１％以上の含有量を確保することがより効果的である。ただし、これらの元素を過剰に添加すると逆に熱間加工性を阻害する要因となる。検討の結果、Ｂ，Ｃａの１種以上を添加する場合は、いずれもそれぞれ０.０１０％以下の範囲で添加する必要がある。

Ａｌは、脱酸剤として必要に応じて添加することができる。その場合、０.０１％以上のＡｌ含有量を確保することがより効果的である。ただし、過剰のＡｌ添加は熱間加工性を阻害する要因となるので、Ａｌを添加する場合は１.００％以下の含有量範囲で行う。

低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼において調質圧延材の曲げ加工性を改善するためには、調質圧延によって、オーステナイト相の過度な加工硬化を抑制しながら加工誘起マルテンサイト相を適度に生成させて高強度化を図る必要がある。そのために本発明では、加工誘起マルテンサイト相の生成しやすさを成分組成によって調整しておくことが重要であり、上述したように、上記（３）式で定義されるＭｄ₃₀が５〜４０となる化学組成を採用する。

〔熱延鋼板の製造法〕
本発明に従えば、ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１などの汎用オーステナイト系ステンレス鋼と同様の工程にて熱延鋼板を製造することができる。具体的には、成分調整された溶鋼を連続鋳造またはバッチ式で鋳造し、得られた鋳造スラブを加熱したのち抽出して、連続熱間圧延機またはリバース式熱間圧延機にて熱間圧延する手法が採用できる。

ただし、熱延に供するスラブにおいてδフェライト相ができるだけ少量かつ微細な状態となっていることが重要であるため、鋳造時にδフェライト相が過剰に成長しないように配慮する必要がある。具体的には、上述のとおりに成分調整された溶鋼をスラブ鋳造用モールドに注入して、スラブ厚さ中央部のスラブエッジにおける凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度が２５℃／ｍｉｎ以上となるように鋳造すればよい。本発明で対象とする鋼はＰとＶの配合バランスが上述のように適性化されているので、鋳造スラブ中のδフェライト相は、従来の当該鋼種より微細化されたものとなる。このため、従来は後工程でのスラブ加熱処理における負荷増大を避けたい場合には鋳造時の上記平均冷却速度を５０℃／ｍｉｎ以上としなければならなかったが（特許文献１４）、本発明に従えば２５℃／ｍｉｎまで小さくすることができる。連続鋳造においては、鋳造時の冷却速度を小さくすることができるということは、モールド内を通過する時間をより短くすることができることを意味し、鋳造速度（ラインスピード）の向上に繋がる。すなわち生産性が向上する。

上記の手法で得られた鋳造スラブは、鋳造ままの状態においてδフェライト相が微細化されているので、熱間圧延前に行うスラブ加熱を特段に入念に行う必要はない。具体的には、１１５０〜１２５０℃のオーステナイト単相温度域で１.５ｈ以上加熱する条件を採用すればよい。その後、一般的なオーステナイト系ステンレス鋼熱延鋼板の製造手法に準じて熱間圧延を行えば、耳割れによるトラブルを生じることなく、健全な熱延鋼板を得ることができる。

〔調質圧延材〕
得られた熱延鋼板は、一般的なステンレス鋼冷延焼鈍鋼板の製造工程により焼鈍鋼板とされ、その後、調質圧延によって所定の硬さに調整され、ばね特性や高強度特性に優れた調質圧延材とされる。その板厚は例えば０.１〜３ｍｍである。用途に応じて種々の硬さに調整されるが、従来の汎用オーステナイト系ステンレス鋼種（ＳＵＳ３０４，ＳＵＳ３０１など）の代替として各種ばねや機械部品、ガスケットなどに適用する場合には５５０ＨＶ以下の硬さに調整されているものが利用しやすい。例えば３８０〜５５０ＨＶの範囲に管理してもよい。調質圧延率は例えば７０％以下の範囲で設定することが望ましい。本発明に従う低Ｍｎ化されたＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼の調質圧延材は、曲げ加工性が良好であるため、従来の汎用鋼種と同様に各種部品への加工が容易である。

表４に示す鋼を溶製し、前述の「熱間加工性の実験例」と同様の手法にてスラブエッジを評価面とする熱延実験を行った。ただし、ここでは鋳造時における凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度、熱間圧延前のスラブ加熱温度および加熱時間を表５中に示すように変動させた。得られた熱延鋼板（トータル圧延率９５％）について評価面に由来するエッジにおける耳割れ深さを測定し、前述の３段階の評価方法にて熱間加工性を評価し、最大耳割れ深さが０〜１ｍｍのもの（◎および○評価）を合格と判定した。

次に、耳割れの発生が大きかった一部の例を除き、上記熱延鋼板から前述の「曲げ加工性の実験例」と同様の手法にて板厚が１.００±０.０１ｍｍ、硬さが５４０±１０ＨＶ５に調整された調質圧延材を作製し、９０°Ｖ曲げ試験を行った。曲げ試験方法および曲げ加工性の評価方法も前述の「曲げ加工性の実験例」と同様とした。そして、曲げ外周部に割れが観測されなかったもの（○評価）を合格と判定した。
これらの結果を表５に示す。

表５からわかるように、本発明に従って各合金成分の含有量およびＰとＶの配合バランスを適性化し、鋳造時の冷却およびスラブ加熱を適正条件で行った場合には、低Ｍｎ化したＮｉ節減型オーステナイト系ステンレス鋼において耳割れトラブルの生じない良好な熱間加工性が実現された。特に、本発明例のうち前記（１）’式を満たすようにＰとＶの配合バランスが調整された鋼Ｄ２〜Ｄ４，Ｄ６〜Ｄ１３を採用したものは、一層優れた熱間加工性を呈した。また、本発明に従うことにより曲げ加工性の良好な調質圧延材が得られた。

ただし、本発明で規定する化学組成を有する鋼であっても、製造条件が不適切であると良好な熱間加工性が得られない場合がある。例えば、比較例であるＮｏ.２はスラブ加熱温度が低すぎ、またＮｏ.４はスラブ加熱時間が短すぎたため、これらはいずれも鋳造スラブ中に存在するδフェライト相の減少が不十分となり、熱間加工性は十分に改善されなかった。Ｎｏ.３はスラブ加熱温度がオーステナイト（γ）単相域を超えて高すぎたことによりδフェライト相が析出し、熱間加工性が低下した。Ｎｏ.５，８は鋳造時の冷却速度が小さすぎたことにより鋳造スラブ中に存在するδフェライト相の微細化が不十分となり、熱間加工性は十分に改善されなかった。

比較例であるＮｏ.２０〜２７は本発明の規定を満たさない化学組成を有する鋼を採用したものである。このうちＮｏ.２０〜２２はＰとＶの配合バランスが適性化されていないため１ｍｍを超える熱延耳割れが発生した。Ｎｏ.２３はＣとＮの総量が上記（２）式を外れて少なかったことにより調質圧延材の曲げ加工性に劣った。Ｎｏ.２４および２５はそれぞれオーステナイト生成元素であるはＭｎおよびＣｕの含有量が不足したことによりδフェライト相の生成量が多くなりすぎ、熱間加工性は改善されなかった。Ｎｏ.２６，２７はＭｄ₃₀が本発明の規定を外れる化学組成を有することにより調質圧延材の曲げ加工性が悪かった。

Claims (5)

1. 質量％で、Ｃ：０.１００〜０.３００％、Ｓｉ：０.０１〜４.００％、Ｍｎ：０.５０〜３.５０％、Ｐ：０.０２０〜０.０６０％、Ｓ：０.００５％以下、Ｎｉ：１.００〜５.００％、Ｃｒ：１５.００〜１９.００％、Ｎ：０.１００〜０.３００％、Ｃｕ：１.００〜３.５０％、Ｖ：０.０２０〜０.３００％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、かつ下記（１）式および（２）式を満たし、（３）式で定義されるＭｄ₃₀が５〜４０となる化学組成を有する熱間加工性および調質圧延後の曲げ加工性に優れる低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼。
   Ｐ＋１.５Ｖ≧０.０６０ …（１）
   Ｃ＋０.５Ｎ≧０.２００ …（２）
   Ｍｄ₃₀＝５５１−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９.２Ｓｉ−８.１Ｍｎ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１３.７Ｃｒ−１８.５Ｍｏ …（３）
2. 上記（１）式に代えて下記（１）’式を適用する請求項１に記載の低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼。
   Ｐ＋１.５Ｖ≧０.１２０ …（１）’
3. さらにＭｏ：２.０％以下、Ｂ：０.０１０％以下、Ｃａ：０.０１０％以下、Ａｌ：１.００％以下の１種以上を含有する請求項１または２に記載の低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼。
4. 請求項１〜３のいずれかに記載の鋼からなり、調質圧延仕上げにて硬さが５５０ＨＶ以下に調整された曲げ加工性に優れる高強度低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼板。
5. 請求項１〜３のいずれかに記載の鋼の溶鋼を、スラブ鋳造用モールドに注入して、スラブ厚さ中央部のスラブエッジにおける凝固開始温度から１２５０℃までの平均冷却速度が２５℃／ｍｉｎ以上となるように鋳造する工程、
   得られた鋳造スラブを加熱炉にて１１５０〜１２５０℃で１.５ｈ以上加熱する工程、
   上記加熱後のスラブを熱間圧延する工程、
   を有する低Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼熱延鋼板の製造法。

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