JP2017522453A

JP2017522453A - 二相ステンレス鋼

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Abstract

本発明は、TRIP効果を利用した高い成形性および高い孔食指数を有する高耐食性を有する二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼に関する。二相ステンレス鋼は、0.04重量未満％の炭素、0.2〜0.8重量％のケイ素、0.3〜2.0重量％のマンガン、4.0〜19.0重量％のクロム、2.0〜5.0重量％のニッケル、4.0〜7.0重量％のモリブデン、4.5重量％未満のタングステン、0.1〜1.5重量％の銅、0.14〜0.23重量％の窒素を含み、残部は鉄およびステンレス鋼に発生する不可避的不純物である。また、クロム、モリブデンおよびタングステン含有量の複合効果は、重量％で20＜(Cr+Mo+0.5W)＜23.5の範囲であり、Cr/(Mo+0.5W)比は２〜4.75の範囲である。

Description

詳細な説明

本発明は、TRIP（変態誘起塑性）効果による高い成形性、ならびに高耐食性および最適な孔食指数（PRE）を備える二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼に関するものである。

変態誘起塑性（TRIP）効果は、塑性変形時に受ける応力またはひずみにより、準安定残留オーステナイトからマルテンサイトに変形することを指す。この特性により、TRIP効果を有するステンレス鋼の強度を良好に保ちつつ、優れた成形性を持たせることができる。

ヨーロッパ特許出願公開第2172574号公報および特開2009-52115号公報はフェライトオーステナイト系ステンレス鋼を開示するものであり、当該ステンレス鋼には、重量％で、0.002〜0.1％のＣ、0.05〜2％のSi、0.05〜5％のMn、17〜25％のCr、0.01〜0.15％のＮ、任意で5％未満のNi、任意で5％未満のCu、任意で5％未満のMo、任意で0.5％未満のNbおよび任意で0.5％未満のTiが含まれる。M_d温度は、以下の式を用いて、鋼の体積分率が10〜50％のオーステナイト相の化学組成から算出している。

M_d＝551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−13.7Cr−29(Ni+Cu)−18.5Mo

M_d温度は、-10℃≦M_d≦110℃の範囲に限定される。以下の式、

PRE＝％Cr＋3.3^*(％Mo)＋10^*％N−％Mn

を用いて算出される孔食指数（PRE）は、18を上回るであろうと記載されている。ヨーロッパ特許出願公開第2172574号公報および特開2009-52115号公報では、Moの含有は任意に過ぎず、M_d温度の算出は微細構造全体の10〜50vol％に過ぎないオーステナイト相の化学組成に基づいている。

ヨーロッパ特許出願公開第1715073号公報はオーステナイトフェライト系ステンレス鋼を開示し、ステンレス鋼には重量％で、0.2％未満のＣ、4％未満のSi、12％未満のMn、15〜35％のCr、3％未満のNi、0.05〜0.6％のＮ、任意で4％未満のCu、任意で4％未満のMo、任意で0.5％未満のＶおよび任意で0.1％未満のAlが含まれる。オーステナイト相の体積分率は10〜85％の範囲であり、オーステナイト相中の（C+N）量は0.16〜2重量％である。また、ヨーロッパ特許出願公開第1715073号公報は、モリブデン（Mo）を任意の要素として有している。

国際特許出願公開第2011/135170号公報により公知の、成形性に優れ、伸び率の高いフェライトオーステナイト系ステンレス鋼を製造する方法では、鋼は重量％で、0.05％未満のＣ、0.2〜0.7％のSi、2〜5％のMn、19〜20.5％のCr、0.8〜1.35％のNi、0.6％未満のMo、1％未満のCu、0.16〜0.24％のＮを含み、残部は鉄および不可避的不純物である。国際特許出願公開第2011/135170号公報のステンレス鋼は熱処理が施されるため、ステンレス鋼の微細構造には熱処理状態において45〜75％のオーステナイトが含まれ、微細構造の残部はフェライトである。また、測定されたステンレス鋼のM_d30温度を0〜50℃の間で調整して、TRIP効果を利用してステンレス鋼の成形性を向上させる。

さらに、国際特許出願公開第2013/034804号公報により公知のTRIP効果を利用する二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼は、0.04重量％未満のＣ、0.7重量％未満のSi、2.5重量％未満のMn、18.5〜22.5重量％のCr、0.8〜4.5重量％のNi、0.6〜1.4重量％のMo、1重量％未満のCu、0.10〜0.24重量％のＮを含み、残部は鉄およびステンレス鋼中に生じる不可避的不純物である。硫黄は0.010重量％未満、好適には0.005重量％未満に限定され、リン含有量は0.040重量％未満であり、硫黄とリン（S+P）の総量は0.04重量％未満であり、酸素の総含有量は100ppm未満である。二相ステンレス鋼は任意で次の１つ以上の添加元素を含む。すなわち、アルミニウム含有量は最大で0.04重量％未満であり、好適には最大0.03重量％未満である。また、ホウ素、カルシウムおよびセリウムを任意で少量添加し、ホウ素およびカルシウムの好適な含有量は0.003重量％未満であり、セリウムは0.1重量％未満である。任意で、ニッケルの一部代替として、コバルトを１重量％まで添加することも可能であり、また、モリブデンの一部代替として、タングステンを0.5重量％まで添加することも可能である。さらに、当該発明の二相ステンレス鋼に任意でニオブ、チタンおよびバナジウムを含む群から１つ以上を添加することも可能であり、ニオブおよびチタンの含有量は0.1重量％までに制限され、バナジウム含有量は0.2重量％までに制限される。

国際特許出願公開第2013/034804号公報によると、孔食指数（PRE）を27〜29.5の範囲に最適化して、良好な耐食性を得ている。オーステナイト相のTRIP（変態誘起塑性）効果を、測定されたM_d30温度に従って0〜90℃、好適には10〜70℃の範囲で維持して、良好な成形性を確保する。当該発明の二相ステンレス鋼の微細構造におけるオーステナイト相の割合は、熱処理状態下で、45〜75体積％、有利には55〜65体積％とし、残りはフェライトであり、これにより、TRIP効果に適した状態を作り出せる。熱処理は、例えば溶体化焼鈍、高周波誘導焼鈍または局部焼鈍など、種々の熱処理法を用いて、温度900〜1200℃、好適には950〜1150℃の範囲で行うことができる。

本発明は、従来技術に述べられている二相ステンレス鋼の特性を改善し、孔食指数（PRE）が高く、それによって優れた耐食性をもたらす、TRIP効果を利用した新規の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼を実現することを目的とする。本発明の基本的な特徴は、特許請求の範囲に記載されている。

本発明によると、二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼は、0.04重量％未満のＣ、0.2〜0.8重量％のSi、0.3〜2.0重量％のMn、14.0〜19.0重量％のCr、2.0〜5.0重量％のNi、4.0〜7.0重量％のMo、4.5重量％未満のＷ、0.1〜1.5重量％のCu、0.14〜0.23重量％のＮを含み、残部は鉄およびステンレス鋼に生じる不可避的不純物である。硫黄は、0.010重量％未満、好適には0.005重量％未満に制限し、リン含有量は0.040重量％未満とし、硫黄およびリン（S+P）の総量を0.04重量％未満とし、酸素の総含有量は100ppm未満とする。

本発明の二相ステンレス鋼は、次のとおり任意で１種類以上の添加元素を含む。すなわち、アルミニウムの含有量は最大で0.04重量％未満、好適には最大で0.03重量％未満である。さらに、ホウ素、カルシウム、セリウムおよびマグネシウムが任意で少量添加され、ホウ素およびカルシウムの好適な含有量は0.004重量％未満であり、セリウムは0.1重量％未満、マグネシウムは0.05重量％未満である。任意で、ニッケルの一部代替として、コバルトを１重量％まで添加してもよい。また、任意で、本発明の二相ステンレス鋼にニオブ、チタンおよびバナジウムを含む群から１つ以上添加してもよく、ニオブおよびチタンの含有量は0.1重量％までとし、バナジウムの含有量は0.2重量％までに制限する。

本発明によると、モリブデン含有量を4.0〜7.0重量％の範囲で増加させる場合、クロム含有量を14.0〜19.0重量％に削減する必要があることが分かる。この条件では、式Cr+Mo+0.5Wを用いて算出されるモリブデン、クロム、および任意で添加されるタングステンの含有量の重量％での総量は20〜23.5重量％であり、Cr/(Mo+0.5W) 比は2〜4.75である。

本発明のステンレス鋼によると、孔食指数（PRE）を35〜42の範囲で最適化して優れた耐食性を得ている。オーステナイト相のTRIP（変態誘起塑性）効果は、測定されたM_d30温度に基づいて、-30〜+90℃の範囲で維持し、好適には0〜+60℃の範囲で維持して、良好な成形性を確保する。M_d30温度は、TRIP効果に対するオーステナイトの安定性の基準であるが、0.3の真ひずみを与えたときに、50％のオーステナイトがマルテンサイトに変態する温度として定義される。本発明の二相ステンレス鋼の微細構造におけるオーステナイト相の割合は、熱処理状態下で50〜80体積％であり、有利には55〜70体積％であり、残りをフェライトにすることにより、TRIP効果に好適な状態を作り出す。熱処理は、例えば溶体化焼鈍、高周波誘導焼鈍、局部焼鈍または他の熱処理など、種々の熱処理法を用いて、温度900〜1200℃、好適には950〜1150℃の範囲で行うことができる。

本発明によると、式Cr+Mo+0.5Wで求められるクロム、モリブデンおよび任意で添加されるタングステンの総量は、M_d30温度を所望の範囲に維持して優れた成形性を確保するために重要である。

微細構造中の種々の元素が呈する効果について以下に述べる。元素含有量は重量％で示す。

炭素（Ｃ）はオーステナイト相を分離するものであり、オーステナイトの安定に大きな影響を与える。炭素は0.04％まで添加できるが、添加量が多いと耐食性に好ましからざる影響を及ぼす。

窒素（Ｎ）は二相ステンレス鋼にとって重要なオーステナイト安定剤であり、炭素と同様に、マルテンサイトに対する安定性を向上させる。また、窒素は、強度、ひずみ硬化および耐食性を向上させる。M_d30温度の一般的な実験式は、窒素および炭素がオーステナイトの安定性に同程度に大きな影響を与えることを示している。窒素は耐食性に負の影響を及ぼすことなく炭素より多くステンレス鋼に添加できることから、窒素の含有量を0.14〜0.23％にすると本ステンレス鋼に有効である。

ケイ素（Si）は通常、溶解工場にてステンレス鋼の脱酸素を行うために添加されるものであり、0.2％を下回らないようにする必要がある。ケイ素は二相ステンレス鋼のフェライト相を安定させるが、マルテンサイト変態に対するオーステナイトの安定性に及ぼす安定効果は現行の式に示される度合いより大きい。そのため、ケイ素の量は最大で0.8％、好適には0.5％とする。

マンガン（Mn）はオーステナイトを安定させる重要な添加物であり、窒素のステンレス鋼への溶解性を高める。マンガンは高価なニッケルの一部と置き換えることができ、ステンレス鋼に適切な相バランスをもたらす。含有量が多すぎると、耐食性が低下する。マンガンはオーステナイトのマルテンサイトへの変態に対する安定性により大きな影響を及ぼすため、マンガンの含有量の指定には気を付けなければならない。マンガンの量は0.3〜2.0％とする。

クロム（Cr）は鋼の腐食に対する耐性を得るための主要添加物である。また、フェライトの安定剤としても、クロムは主要な添加物であり、オーステナイト相とフェライト相との適切な相バランスをもたらす。これに加えて、またモリブデンとともに、クロムはマルテンサイト形成に対する耐性を大幅に高める。TRIP効果を最大限に維持しつつ高いPREを得るためには、モリブデン含有量を増加させると、クロムを14.0％〜19.0％に制限できる。好適には、クロム含有量は14.0〜18.0％である。

ニッケル（Ni）はオーステナイト相を安定させて延性を良好にする重要な合金元素であり、本発明のステンレス鋼には少なくとも2.0％添加するものとする。ニッケルは、マルテンサイト形成に対するオーステナイトの安定性に大きな影響を及ぼすため、狭い範囲で存在すべきである。また、ニッケルは高価なうえに価格が変動しやすいため、本発明のステンレス鋼におけるニッケル量は最大で5.0％とする。

銅（Cu）は、大量の原材料がこの元素を含有する屑ステンレス鋼の形態をとる場合、通常、ほとんどのステンレス鋼中に残部として0.1〜0.5％存在する。銅はオーステナイト相の安定剤としては弱いものの、マルテンサイト形成に対する耐性に大きな効果をもたらすため、本ステンレス鋼の成形性を評価する際に考慮しなくてはならない。銅を添加することにより、シグマ相に対する耐性も向上する。意図的に0.1〜1.5％まで添加できるが、好適には銅含有量は0.1〜0.7％とし、より好適には0.1〜0.5％の範囲とする。

モリブデン（Mo）はフェライト安定剤であり、モリブデンを添加することにより耐食性を大幅に向上できるため、その含有量を少なくとも4.0％とし、高いPREを実現する。また、モリブデンは、クロム同様、マルテンサイト形成に対する耐性を大幅に高め、TRIP効果を低減させる。したがって、モリブデンを本発明のステンレス鋼に添加して、TRIPおよびPREに関するクロムの影響との釣合いを取る。そのためには、モリブデン含有量を最大7.0％にすべきであり、好適には6.5％とする。

タングステン（Ｗ）はモリブデンと似た特性を有し、場合によりモリブデンの代わりとなる。しかし、タングステンおよびモリブデンはシグマ相の析出を促進させるため、式（Mo+0.5W）によるモリブデンおよびタングステンの含有量の総量を7.0％未満とすべきであり、好適には4.0〜6.6％にすることで、技術的に関連したいくつかのプロセスを用いるとシグマ相およびカイ相の促進に対処できる。タングステンがもたらす最も重要な影響は、後の合金の積層欠陥エネルギーへの影響に関わり得るTRIP効果に対して驚くほどにプラスの効果をもたらすことであり、これは、転位すべり、双晶化またはマルテンサイト形成に関して積層欠陥エネルギーが変形応答を抑制するためである。そのため、タングステンをモリブデンの代わりに使用する場合、タングステンの量は3.5％までとすべきであるが、好適には少なくとも0.5％とする。

本発明によるTRIP効果に最適な状態およびPREの所望の値を得るには、クロム、モリブデンおよび任意で添加されるタングステンの重量％で示す含有量の複合効果は、20＜(Cr+Mo+0.5W)＜23.5の範囲であり、Cr/(Mo+0.5W) 比は2〜4.75の範囲である。

ホウ素（Ｂ）、カルシウム（Ca）およびセリウム（Ce）は、二相ステンレス鋼に少量添加することにより熱間加工性を向上させるものであり、他の特性を低下させないためには含有量が多くなりすぎないようにする。本発明によるステンレス鋼における好適なホウ素およびカルシウムの含有量は0.004％未満であり、セリウムは0.1％未満である。

マグネシウム（Mg）は、強力な酸化物および硫化物形成元素である。最終的な製鋼工程として添加される場合、硫化マグネシウム（MgS）を形成して、潜在的な低融硫化物共晶相を、より融点の高いより安定した形態に変化させ、そのため合金の熱間延性が向上する。マグネシウム含有量は、0.05％未満に制限される。

二相鋼に含まれる硫黄（Ｓ）は熱間加工性を低下させるものであり、孔食耐性に悪影響を及ぼす硫化物含有物を形成する可能性がある。したがって、硫黄は0.010％未満に制限すべきであり、好適には0.005％未満とする。

リン（Ｐ）は熱間加工性を低下させるものであり、耐食性に悪影響を及ぼすリン化物の粒子または薄膜を形成する可能性がある。そのため、リンの含有量は0.040％未満に制限すべきであり、よって、硫黄およびリン（S+P）分の総量は0.04％とする。

酸素（Ｏ）は他の残留元素とともに熱間加工性に有害な作用をもたらす。酸化物含有物が存在すると、含有物の種類によっては耐食性（孔食耐性）が低下する可能性がある。硫黄と同様の方法で、酸素も溶融池の表面エネルギーを変化させることにより溶け込みが向上する。本発明によるステンレス鋼における望ましい最大酸素レベルは100ppm未満である。金属粉末の場合、最大酸素含有量は250ppmまでとしてもよい。

アルミニウム（Al）は本発明による二相ステンレス鋼では低レベルに抑えるとともに窒素含有量を高く維持すべきであるが、その理由は、これら２つの元素が結合して、衝撃靭性を低下させる窒化アルミニウムを生成することがあるためである。アルミニウム含有量は0.04％未満に制限し、好適には0.03％未満とする。

コバルト（Co）は姉妹元素であるニッケルと同様の金属性質を有するものであり、鋼および合金の製造においてほぼ同じ方法で処理してもよい。コバルトは高温では結晶粒成長を抑制して、硬度および熱強度の維持を大幅に向上させる。コバルトは、キャビテーション浸食およびひずみ硬化を高める。コバルトは、スーパー二相ステンレス鋼におけるシグマ相の形成の可能性を低減させる。コバルト含有量は、1.0％を上限とする。

「マイクロ合金」元素であるチタン（Ti）、バナジウム（Ｖ）およびニオブ（Nb）は、いわゆる添加物の一群に属する。その理由は、これらの元素が低濃度でも鋼の性質を大きく変化させるからであり、炭素鋼においては往々にして有益な効果をもたらすが、二相ステンレス鋼の場合、鋳造および熱間圧延時に、衝撃特性の低下、高いレベルの表面欠陥および延性の低下など、望ましからざる性質変化をもたらす。これらの効果の多くは、炭素および、最新の二相ステンレス鋼の場合はとくに窒素との強い親和性によるものである。本発明では、ニオブおよびチタンは最大レベルで0.1％に制限し、これに対しバナジウムは、影響が少ないため、0.2％未満とすべきである。

本発明について、以下の図面を参照してより詳細に述べる。
本発明で試験した合金の元素含有量Si+Cr、Cu+Mo+0.5WおよびCr+Mo+0.5Wの関係における最小および最大M_d30温度値およびPRE値の依存性を示す図である。図１による本発明で試験した合金の元素含有量Si+CrおよびCu+Mo+0.5Wの関係における最小および最大M_d30温度値およびPRE値の依存性をC+NおよびMn+Niを一定値として例示した図である。本発明で試験した合金の元素含有量C+NおよびMn+Niの関係における最小および最大M_d30温度値およびPRE値の依存性を示す図である。図３による本発明で試験した合金の元素含有量C+NおよびMn+Niの関係における最小および最大M_d30温度値およびPRE値の依存性をSi+CrおよびCu+Mo+0.5Wを一定値として例示した図である。

各元素の効果に基づき、本発明に係る二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼を表１に示すように化学組成Ａ〜Ｐとして表す。また、表１は、2205(Q)として公知の参考用二相ステンレス鋼、ならびにＲとして示す国際特許出願第2011/135170号公報による参考用二相ステンレス鋼、およびＳとして示す国際特許出願第2013/34804号公報による参考用二相ステンレス鋼の化学組成も含み、表１に記載の含有量はすべて重量百分率に基づく。

合金Ａ〜Ｐは、真空誘導炉で１kgの実験室規模で小さなスラブとして製造し、鍛造および冷間圧延して厚さ1.5mmにしたものである。

参照に用いた合金Ｑ〜Ｓは、100トンの生産規模で、熱間圧延および冷間圧延を施して様々な最終寸法のコイル状に製造されたものである。

表１の数値を比較すると、本発明の二相ステンレス鋼のクロム、ニッケル、モリブデンおよびタングステンの含有量は参考用ステンレス鋼Ｑ、ＲおよびＳと大きく異なる。

特性、M_d30温度値およびPREは表１の化学組成に対して得たものであり、その結果を以下の表２に示す。

表２のオーステナイト相の推定M_d30温度（野原M_d30）は、温度1050℃で焼鈍されたオーステナイト系ステンレス鋼用に確立された野原の式（１）を用いて算出した。

M_d30＝551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−13.7Cr−29(Ni+Cu)−18.5Mo−68Nb (1)

表２の実際に測定したM_d30温度（測定M_d30）は、伸張性を有するサンプルを様々な温度で真ひずみ0.30を与えて引っ張り、サトマガン装置を用いて変態マルテンサイトの比を測定して確認した。サトマガンは、磁気天秤であり、サンプルを飽和磁界に置いて、そのサンプルが誘起する磁力と引力を比較することにより強磁性相の画分を求める。

表２の算出されたM_d30温度（算出M_d30）は、最適化の数学的制約に従って得た。

孔食指数（PRE）は以下の式（２）を用いて算出する。

PRE＝％Cr＋3.3^*(％Mo+0.5W)＋30^*％N−％Mn (2)

また、表２において、表１の合金に関し、C+N、Cr+Si、Cu+Mo+0.5W、Mn+NiおよびCr+Mo+0.5Wの重量％での元素含有量の総和も算出する。C+NおよびMn+Niの総和はオーステナイト安定剤を表し、Si+Crの総和はフェライト安定剤を表し、元素Cu+Mo+0.5Wの総和はマルテンサイト形成に対する耐性を有する。Cr+Mo+0.5Wの総和を求める式は、M_d30温度を最適な範囲に維持して高い成形性を確保するために重要である。

表２に示す数値を比較すると、35〜42の範囲にあるPRE値は、参考用二相ステンレス鋼ＲおよびＳのPRE値よりもはるかに高く、これは合金Ａ〜Ｐの耐食性がより高いことを示している。PREは参考用合金Ｑと同程度か、もしくはわずかに高い。

野原の式（１）を用いて推定されたM_d30温度は、表２の合金に関して測定したM_d30温度とは本質的に異なる。また、表２から分かることは、算出したM_d30温度が測定したM_d30温度にかなり一致し、よって、計算に用いた最適化の数学的制約は本発明の二相ステンレス鋼に非常に適していることである。

合金Ａ〜Ｐに関して算出したM_d30温度は、参考用合金Ｒよりもはるかに高い。

本発明の二相ステンレス鋼のC+N、Si+Cr、Mn+Ni、Cu+Mo+0.5WおよびCr+Mo+0.5Wの元素含有量の重量％での総和を最適化の数学的制約に用いて、一方ではC+NとMn+Niとの間の依存性を確認し、他方ではSi+CrとCu+Mo+0.5Wとの間の依存性を確認する。最適化の数学的制約に従って、それぞれMn+NiおよびC+Nの総和であるCu+Mo+0.5WおよびSi+Crの総和は図１〜図４の座標のｘおよびｙ軸を構成し、これらの図では、最小および最大PRE値（35＜PRE＜42）ならびに最低および最高M_d30温度値（-30＜M_d30＜+90）に対する線形依存性が画成されている。

図１によると、本発明の二相ステンレス鋼を温度1050℃で焼鈍した場合、Si+CrおよびCu+Mo+0.5Wの化学組成ウィンドウがC+Nの好適な範囲0.14〜0.27およびMn+Niの好適な範囲2.3〜7.0内に画成されている。図１からさらに分かることは、本発明の二相ステンレス鋼によるSi+Crの総和は14.2＜(Si+Cr)＜19.80に限定されることである。また、図１は、所望のM_d30温度値およびPRE値を得るために、クロム、モリブデンおよび任意で添加されるタングステンの重量％での含有量の複合効果が20＜(Cr+Mo+0.5W)＜23.5の範囲に設定されることを示す。

化学組成ウィンドウは、図１に示す領域a’、b’、c’、d’、eおよびf’の枠内に収まり、表３における以下の座標の標示位置によって画成される。

図２は、図１のC+NおよびMn+Niの領域に代わってC+Nの一定値0.221およびMn+Niの一定値3.90をすべてのポイントにおいて用いた場合の図１の化学組成ウィンドウの例を示す。図２のSi+Crの総和にも、図１と同様の最小限値が与えられる。化学組成ウィンドウは、図２ではa、b、c、dおよびeの領域の枠内に位置し、表４における以下の座標の標示位置によって画成される。

図３は、二相ステンレス鋼を温度1050℃で焼鈍した場合の、Cr+Siの好適な範囲が14.2〜18.7であり、Cu+Mo+0.5Wの好適な範囲が4.1〜9.5である、C+NおよびMn+Niの化学組成ウィンドウを示す。また本発明によると、C+Nの総和は0.14＜(C+N)＜0.27に限定され、Mn+Niの総和は2.3＜(Mn+Ni)＜7.0に限定される。化学組成ウィンドウは、図２に示す領域ｐ’、ｑ’、ｒ’およびｓ’の枠内に収まり、表５における以下の座標の標示位置によって画成される。

C+NおよびMn+Niを本発明の好適な元素含有量の範囲で制限することで得られる効果は、C+NおよびMn+Niの最小および最大総和を制限するだけで、図３の化学組成ウィンドウを限定できることである。

図４は、Cr+Siの一定値を17.3と、またCu+Moの一定値を5.3とし、さらに(C+N)＜0.27および(Mn+Ni)＞2.3に限定した図３の化学組成ウィンドウの一例を示す。化学組成ウィンドウは、図４の領域ｐ、ｑ、ｒ、ｓおよびｔの枠内に収まり、表６における以下の座標の標示位置によって画成される。

上述の本発明の合金Ａ〜Ｐならびに参考用材料Ｑ、ＲおよびＳについてさらに、降伏強さR_p0.2およびR_p1.0、引っ張り強度R_m、ならびに長手方向におけるA₅₀、A₅およびA_gの伸び値を割り出す試験を行った。ここで、A_gは均一な伸びまたは塑性不安定性の伸びである。各合金の加工硬化率は、以下の式（３）から得られるｎ値で示す。

s＝Ｋεⁿ (3)

ただし、sは応力、Ｋは強度指数、εは塑性変形、ｎはひずみ硬化のべき指数である。

本発明の合金のTRIP効果により、ｎ値はひずみ間隔ε＝10−15％(n(10−15％))およびε＝15−20％(n(15−20％))の範囲で得られる。その理由は、式（３）をすべてのひずみ間隔に適合させるには無理があるからである。

表７は、本発明の合金Ａ〜Ｐに対して行われた試験の結果、ならびに参考用二相ステンレス鋼Ｑ、ＲおよびＳに関する各数値を含んでいる。

表７の結果は、合金Ａ〜Ｐの降伏強さ値R_P0.2およびR_p1.0が参考用二相ステンレス鋼Ｑ、ＲおよびＳの各数値より低く、引っ張り強度R_mは参考用二相ステンレス鋼Ｑ、ＲおよびＳと同程度であることを示している。合金Ａ〜Ｐの伸び値A₅₀、A₅およびA_gは、参考用合金Ｑより高いが、PREは同じである。本発明による合金Ａ〜Ｐは研究室規模で製作され、参考用二相ステンレス鋼Ｑ、ＲおよびＳは工場規模で製造されているため、表７における強度値は互いに直接比較できない。

合金Ａ〜Ｐのｎ値はいずれも参考用合金Ｑよりも高く、TRIP効果が加工硬化率にとって重要であることを表している。参考用合金ＲおよびＳと比較すると、数値ｎ(10〜15％)は若干高く、数値ｎ(15〜20％)はかなり高く、TRIP効果を利用する本発明の合金Ａ〜Ｐの最適化された加工硬化率を示している。

本発明の合金に関し、ｎ値はε＝10〜15％で0.2より大きく、伸びA_gは19より大きく、好適には25より大きい。

本発明の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼は、インゴット、スラブ、ブルーム、ビレット、ならびに平板、薄板、細片、コイルといった平型製品、および条鋼、棒材、素線、プロファイル鋼およびシェープ鋼、継ぎ目なしおよび溶接管および／またはパイプといった長尺状製品として生産できる。

Claims

TRIP効果を利用した高い成形性と高い孔食指数を有する高耐食性とを有する二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、該二相ステンレス鋼は、0.04重量％未満の炭素、0.2〜0.8重量％のケイ素、0.3〜2.0重量％のマンガン、14.0〜19.0重量％のクロム、2.0〜5.0重量％のニッケル、4.0〜7.0重量％のモリブデン、4.5重量％未満のタングステン、0.1〜1.5重量％の銅、0.14〜0.23重量％の窒素を含み、残部は鉄およびステンレス鋼に発生する不可避的不純物であり、クロム、モリブデンおよびタングステンの含有量の複合効果は、重量％で、20＜(Cr+Mo+0.5W)＜23.5の範囲であり、Cr/(Mo+0.5W)比は２〜4.75の範囲であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、熱処理を温度900〜1200℃、好適には950〜1150℃で行った場合、微細構造中のオーステナイト相の割合は50〜80体積％であり、有利には55〜70体積％であり、残りはフェライトであることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１または２に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、孔食指数（PRE）の値は35〜42であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１、２または３に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、測定されたM_d30温度は（-30℃）〜（+90℃）の範囲であり、好適には０℃〜（+60℃）の範囲であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、伸びA_gは19より大きく、好適には25より大きいことを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、ひずみ硬化のべき指数の値ｎはε＝10〜15％で0.2より大きいことを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、前記クロム含有量は14.0〜18.0重量％であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、前記銅含有量は0.1〜0.7重量％、好適には0.1〜0.5重量％であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、前記モリブデン含有量は4.0〜6.5重量％であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、前記タングステン含有量は3.0重量％未満であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、式（Mo+0.5W）に基づく前記モリブデン（Mo）およびタングステン（Ｗ）の含有量の総和は7.0重量％未満、好適には4.0〜6.6重量％であることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、該ステンレス鋼は任意で１つ以上の添加元素、すなわち、0.04重量％未満のAl、好適には0.03重量％未満のAl、0.004重量％未満のＢ、0.004重量％未満のCa、0.1重量％未満のCe、最大１重量％のCo、最大0.1重量％のNb、最大0.1重量％のTi、最大0.2重量％のＶを含有することを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
前記請求項のいずれかに記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、該ステンレス鋼は不可避的不純物として、0.010重量％未満、好適には0.005重量％未満のＳおよび0.040重量％未満のＰを含有し、（S+P）の総和は0.04重量％未満であり、総酸素含有量は100ppmを下回ることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、化学組成ウィンドウは図１に示す領域a’、b’、c’、d’、e’およびf’の枠内に位置し、以下の重量％で示す座標の標示位置

によって画成されることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、前記化学組成ウィンドウは図３に示す領域ｐ’、ｑ’、ｒ'およびｓ’の枠内に位置し、以下の重量％で示す座標の標示位置

によって画成されることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。
請求項１に記載の二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼において、該鋼は、インゴット、スラブ、ブルーム、ビレット、平板、薄板、細片、コイル、条鋼、棒材、素線、プロファイル鋼およびシェープ鋼、継ぎ目なしおよび溶接管および／またはパイプ、金属粉末、成形シェープ鋼およびプロファイル鋼として生産されることを特徴とする二相フェライトオーステナイト系ステンレス鋼。