JP2023145050A - クラッド鋼板およびその製造方法 - Google Patents
クラッド鋼板およびその製造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP2023145050A JP2023145050A JP2022052320A JP2022052320A JP2023145050A JP 2023145050 A JP2023145050 A JP 2023145050A JP 2022052320 A JP2022052320 A JP 2022052320A JP 2022052320 A JP2022052320 A JP 2022052320A JP 2023145050 A JP2023145050 A JP 2023145050A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- base material
- less
- steel plate
- clad steel
- temperature
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 title claims abstract description 149
- 239000010959 steel Substances 0.000 title claims abstract description 149
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 title claims abstract description 43
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 35
- 239000000463 material Substances 0.000 claims abstract description 230
- 230000007797 corrosion Effects 0.000 claims abstract description 86
- 238000005260 corrosion Methods 0.000 claims abstract description 86
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 claims abstract description 41
- 239000002344 surface layer Substances 0.000 claims abstract description 36
- 229910021578 Iron(III) chloride Inorganic materials 0.000 claims abstract description 24
- RBTARNINKXHZNM-UHFFFAOYSA-K iron trichloride Chemical compound Cl[Fe](Cl)Cl RBTARNINKXHZNM-UHFFFAOYSA-K 0.000 claims abstract description 24
- 238000005253 cladding Methods 0.000 claims abstract description 23
- 229910000851 Alloy steel Inorganic materials 0.000 claims abstract description 14
- 229910000975 Carbon steel Inorganic materials 0.000 claims abstract description 13
- 239000010962 carbon steel Substances 0.000 claims abstract description 13
- 238000001816 cooling Methods 0.000 claims description 98
- 238000005096 rolling process Methods 0.000 claims description 59
- 239000000126 substance Substances 0.000 claims description 35
- 239000000203 mixture Substances 0.000 claims description 34
- 238000001556 precipitation Methods 0.000 claims description 25
- 229910001039 duplex stainless steel Inorganic materials 0.000 claims description 23
- 238000003466 welding Methods 0.000 claims description 17
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 claims description 14
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 claims description 12
- 239000002131 composite material Substances 0.000 claims description 11
- 239000012535 impurity Substances 0.000 claims description 11
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims description 11
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 claims description 9
- 229910052802 copper Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 229910052720 vanadium Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052758 niobium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052757 nitrogen Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052711 selenium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052719 titanium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052726 zirconium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910052742 iron Inorganic materials 0.000 claims description 5
- 102220047458 rs267606632 Human genes 0.000 claims description 4
- 229910052721 tungsten Inorganic materials 0.000 claims description 4
- 229910052717 sulfur Inorganic materials 0.000 claims description 3
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 abstract description 35
- 239000000243 solution Substances 0.000 abstract description 20
- 229910001220 stainless steel Inorganic materials 0.000 abstract description 17
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 abstract description 11
- 239000002184 metal Substances 0.000 abstract description 11
- 239000010935 stainless steel Substances 0.000 abstract description 11
- 239000006104 solid solution Substances 0.000 abstract description 6
- 239000002648 laminated material Substances 0.000 description 56
- 239000011651 chromium Substances 0.000 description 24
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 24
- 239000000047 product Substances 0.000 description 21
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 20
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 description 19
- 229910052761 rare earth metal Inorganic materials 0.000 description 18
- 229910001563 bainite Inorganic materials 0.000 description 17
- 229910000734 martensite Inorganic materials 0.000 description 17
- 239000010953 base metal Substances 0.000 description 15
- 238000012360 testing method Methods 0.000 description 15
- 238000005098 hot rolling Methods 0.000 description 14
- 238000005452 bending Methods 0.000 description 12
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 12
- 239000003795 chemical substances by application Substances 0.000 description 11
- 238000003303 reheating Methods 0.000 description 11
- 239000002244 precipitate Substances 0.000 description 8
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 description 7
- 239000000956 alloy Substances 0.000 description 7
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 7
- 239000002994 raw material Substances 0.000 description 7
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 7
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 6
- 238000010030 laminating Methods 0.000 description 6
- 238000005259 measurement Methods 0.000 description 6
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 6
- 230000009467 reduction Effects 0.000 description 5
- 238000005496 tempering Methods 0.000 description 5
- IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N Atomic nitrogen Chemical compound N#N IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- QAOWNCQODCNURD-UHFFFAOYSA-N Sulfuric acid Chemical compound OS(O)(=O)=O QAOWNCQODCNURD-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- CXOWYMLTGOFURZ-UHFFFAOYSA-N azanylidynechromium Chemical compound [Cr]#N CXOWYMLTGOFURZ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 4
- 239000013078 crystal Substances 0.000 description 4
- 238000006477 desulfuration reaction Methods 0.000 description 4
- 230000023556 desulfurization Effects 0.000 description 4
- 238000011156 evaluation Methods 0.000 description 4
- 230000001771 impaired effect Effects 0.000 description 4
- 238000003475 lamination Methods 0.000 description 4
- 239000013535 sea water Substances 0.000 description 4
- 229910000963 austenitic stainless steel Inorganic materials 0.000 description 3
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 3
- 238000002788 crimping Methods 0.000 description 3
- 238000001887 electron backscatter diffraction Methods 0.000 description 3
- 229910052735 hafnium Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910052747 lanthanoid Inorganic materials 0.000 description 3
- 150000002602 lanthanoids Chemical class 0.000 description 3
- 229910052698 phosphorus Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910052715 tantalum Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910052714 tellurium Inorganic materials 0.000 description 3
- UGFAIRIUMAVXCW-UHFFFAOYSA-N Carbon monoxide Chemical compound [O+]#[C-] UGFAIRIUMAVXCW-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- VEXZGXHMUGYJMC-UHFFFAOYSA-M Chloride anion Chemical compound [Cl-] VEXZGXHMUGYJMC-UHFFFAOYSA-M 0.000 description 2
- NBIIXXVUZAFLBC-UHFFFAOYSA-N Phosphoric acid Chemical compound OP(O)(O)=O NBIIXXVUZAFLBC-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910001035 Soft ferrite Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000002253 acid Substances 0.000 description 2
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 2
- 238000005275 alloying Methods 0.000 description 2
- 238000000137 annealing Methods 0.000 description 2
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 description 2
- 230000000052 comparative effect Effects 0.000 description 2
- 238000010612 desalination reaction Methods 0.000 description 2
- 239000003546 flue gas Substances 0.000 description 2
- 150000002739 metals Chemical class 0.000 description 2
- 229910001562 pearlite Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000005554 pickling Methods 0.000 description 2
- 230000008569 process Effects 0.000 description 2
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 2
- 238000007670 refining Methods 0.000 description 2
- 229910052706 scandium Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000003860 storage Methods 0.000 description 2
- 238000009864 tensile test Methods 0.000 description 2
- 229910052727 yttrium Inorganic materials 0.000 description 2
- OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N Carbon Chemical compound [C] OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N Chromium Chemical compound [Cr] VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910001122 Mischmetal Inorganic materials 0.000 description 1
- VYPSYNLAJGMNEJ-UHFFFAOYSA-N Silicium dioxide Chemical compound O=[Si]=O VYPSYNLAJGMNEJ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N Sulphide Chemical compound [S-2] UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910000147 aluminium phosphate Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000033228 biological regulation Effects 0.000 description 1
- 238000009529 body temperature measurement Methods 0.000 description 1
- -1 chromium nitrides Chemical class 0.000 description 1
- 239000008119 colloidal silica Substances 0.000 description 1
- 150000001875 compounds Chemical class 0.000 description 1
- 238000009749 continuous casting Methods 0.000 description 1
- 239000002826 coolant Substances 0.000 description 1
- 239000000498 cooling water Substances 0.000 description 1
- 230000002950 deficient Effects 0.000 description 1
- 238000009792 diffusion process Methods 0.000 description 1
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 1
- 238000005553 drilling Methods 0.000 description 1
- 238000010894 electron beam technology Methods 0.000 description 1
- 238000005530 etching Methods 0.000 description 1
- 239000011888 foil Substances 0.000 description 1
- 238000009776 industrial production Methods 0.000 description 1
- 229910000765 intermetallic Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000010410 layer Substances 0.000 description 1
- 230000013011 mating Effects 0.000 description 1
- 230000007246 mechanism Effects 0.000 description 1
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 1
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 1
- 150000001247 metal acetylides Chemical class 0.000 description 1
- 238000004021 metal welding Methods 0.000 description 1
- 150000004767 nitrides Chemical class 0.000 description 1
- 239000003129 oil well Substances 0.000 description 1
- 230000003647 oxidation Effects 0.000 description 1
- 238000007254 oxidation reaction Methods 0.000 description 1
- 238000007747 plating Methods 0.000 description 1
- 238000005498 polishing Methods 0.000 description 1
- 238000001953 recrystallisation Methods 0.000 description 1
- 238000011160 research Methods 0.000 description 1
- 229920006395 saturated elastomer Polymers 0.000 description 1
- 238000010583 slow cooling Methods 0.000 description 1
- 230000000087 stabilizing effect Effects 0.000 description 1
- 238000009628 steelmaking Methods 0.000 description 1
- 229910052718 tin Inorganic materials 0.000 description 1
Landscapes
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Abstract
【課題】合せ材の耐食性および母材の加工性に優れたクラッド鋼板およびその製造方法を提供する。【解決手段】二相ステンレス鋼を合せ材とし、炭素鋼または低合金鋼を母材とするクラッド鋼板であり、合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴと合せ材を固溶化処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴの差が１０℃以下かつ母材表層（母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置）のフェライト相率が１５％超である、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れたステンレスクラッド鋼板。製造後に耐食性及び加工性を改善するための熱処理が不要であるため、複雑な構造物にも適用できるクラッド鋼板を低コストで提供することができる。塩化第二鉄ＣＰＴとは、ＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価する孔食発生温度（℃）を意味する。【選択図】なし
Description
本発明は、母材の加工性と合せ材の耐食性がともに優れるクラッド鋼板とその製造方法に関する。
ステンレス鋼は耐食性に優れることから厳しい腐食環境において適した素材である。上述の厳しい腐食環境として、油井環境、海水や汽水に曝されるような高塩化物環境、各種酸溶液に曝されるプラント設備やケミカルタンカー等が例示される。そしてこのような厳しい腐食環境において、ステンレス鋼は海水淡水化プラント、排煙脱硫装置、化学薬品の保存タンク、油井管等の構造部材ポンプ・バルブ類、熱交換器などに使用されている。
一方でステンレス鋼は耐食性を確保するためＣｒ、Ｎｉ、Ｍｏなどの合金元素が多く含有されており、炭素鋼や低合金鋼と比較すると材料コストはもちろん、加工や溶接などのコストも高い。また合金元素の高騰などによって価格が大きく変動することも考えられる。そのため、主にコストの面からその使用が制限される場合がある。
上述のようにコストの面を考慮した場合、加工や溶接などの観点からはクラッド鋼板を材料として使用することが有効である。クラッド鋼板とは、異なる二種類以上の金属を貼り合せた材料をいう。また、貼り合わせを行わない鋼板を以下、「ソリッド鋼板」と称する。クラッド鋼板は、高合金鋼のみからなるソリッド鋼板と比較し、高合金鋼を使用する量を低減することができ、材料コストを低減することができるとともに、異材溶接が少なくできるため溶接時の溶材コストなども低下することができる。
また、二種類の金属を貼り合わせたクラッド鋼板において、一方の金属を「母材」と記載し、母材に貼り合せた他方の金属（素材）を「合せ材」と記載する。優れた特性を有する材料（合せ材）を母材に貼り合せることで、合せ材と母材とがそれぞれ有する優れた特性を双方とも得ることができる。
例えば、合せ材に、その使用環境で要求される特性（耐食性等）を有する高合金鋼を用い、母材にその使用環境で要求される靭性および強度を有する炭素鋼または低合金鋼を用いた場合が考えられる。このような場合、上述のようにコストを低減することができるだけでなく、ソリッド鋼板と同等の特性（耐食性等）と、炭素鋼および低合金鋼と同等の強度および靭性とを確保できる。このため、経済性と機能性とが両立できる。
以上のような経緯から、合せ材としてステンレス鋼を用いたクラッド鋼板のニーズは、近年各種産業分野で益々高まっている。従来その多くはオーステナイト系ステンレス鋼が合せ材として用いられてきた。これらの用途のステンレス鋼が安価な二相ステンレス鋼に変更される趨勢が進みつつあり、合せ材を二相ステンレス鋼としたさらに安価なクラッド鋼板の潜在的な要求も存在する。
クラッド鋼板の用途拡大につれて、ケミカルタンカーやプラント類、大型構造物など複雑な形状への適用も広まっている。このような用途では、例えば引張試験の伸びや曲げ試験の表面割れなどで評価される母材の加工性が重要になる。そのため、二相ステンレス鋼を合せ材としたクラッド鋼板について、合せ材の耐食性と母材の加工性を両立させる技術が望まれている。
本発明では、クラッド鋼板であって、母材の表面のうち一方の面のみに合せ材を貼り合わせたものを対象とする。母材の表面のうちで合せ材を貼り合わせていない側の表面（母材が露出している）を以下「母材表面」と呼び、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を「母材表層」と呼ぶ。
二相ステンレス鋼は、鋼の組織にオーステナイト相とフェライト相の両相を有するステンレス鋼である。二相ステンレス鋼は、一般に同等の耐食性を有するオーステナイト系ステンレス鋼に対して、低Ｎｉの成分系かつ高強度であることから、合金コストが低くかつ薄肉化が可能な材料として注目を浴びている。
二相ステンレス鋼には多くの鋼種がある。それらの中で例えばＳＵＳ３２９Ｊ３ＬやＡＳＴＭ Ｓ３２２０５などに代表されるＣｒ、Ｎｉ、Ｍｏを中程度に含有する二相ステンレス鋼は汎用二相ステンレス鋼（Ｍ型）と呼ばれ、汎用オーステナイト系ステンレス鋼であるＳＵＳ３１６と同等以上の耐食性を有することから、その代替として用いられる場合がある。また例えばＳＵＳ３２７Ｌ１やＡＳＴＭ Ｓ３２７５０などに代表されるＣｒ， Ｎｉ，Ｍｏを多量に含有する二相ステンレス鋼はスーパー二相ステンレス鋼（Ｓ型）と呼ばれ、高耐食オーステナイト系ステンレス鋼であるＳＵＳ３１２Ｌと同等以上の耐食性を有することから、その代替として用いられる場合がある。
これらの汎用二相ステンレス鋼およびスーパー二相ステンレス鋼を製造する際に課題になるのがシグマ相と呼ばれるＣｒ、Ｍｏ、Ｆｅの金属間化合物の析出による耐食性の低下である。二相ステンレス鋼の中にシグマ相が析出すると、その周囲にクロム欠乏層が生成して耐食性が低下する。そのため、通常の二相ステンレスソリッド鋼板は圧延後に１０００℃以上の固溶化熱処理を加えて析出物を固溶させて製造されている。
しかしながら、クラッド鋼板では母材と合せ材とが異なる成分および結晶構造であるため、両者の熱膨張係数は大きく異なる。そのため、固溶化熱処理のために１０００℃以上に熱すると熱膨張係数の差によって板が大きく変形してしまうという問題があり、平坦度の矯正には大きなコストがかかる。また１０００℃以上では母材の炭素鋼や低合金鋼でフェライト・オーステナイト変態が生じてしまい、圧延時に造りこんだ組織が変化して所望の強度や靭性の特性が得られない可能性がある。したがって、クラッド鋼板の製造時には圧延後の熱処理は省略される場合が多い。
特許文献１では、９００℃以上で圧延をした後、シグマ相の析出温度域である９００℃～７５０℃区間を加速冷却することにより合せ材でのシグマ相析出を抑制し、熱処理を省略しても良好な耐食性を有する二相ステンレスクラッド鋼板を製造する技術が開示されている。上記特許文献以外でも、シグマ相の析出温度範囲を水冷などの方法で加速冷却することで良好な耐食性を実現する技術については複数の特許文献が存在する。
しかしながら、クラッド鋼板で合せ材の耐食性の確保のために水冷を行うと、母材組織でベイナイトやマルテンサイトの割合が増え、加工性が低下しやすくなる。とくに通常の製造方法である母材－合せ材を重ねて圧延素材とするいわゆるオープン型の製造方法や、母材－合せ材－（剥離剤）－合せ材－母材の順番で重ねて圧延素材とするいわゆるサンドイッチ型の製造方法では、冷却水が直接あたる母材表面に近い母材表層における冷却速度が非常に大きくなるため、母材の内部に比べてベイナイトやマルテンサイトの割合が増えて加工性が低下する。また母材のベイナイトやマルテンサイトの割合を減らすために緩冷却にすると、合せ材の冷却が十分でなくなりシグマ相が析出してしまう。ベイナイトやマルテンサイトの軟質化のための焼戻し処理、またはシグマ相の固溶化のための焼き戻し処理は前述の膨張係数差による板曲がりのため難しい。
しかしながら、クラッド鋼板で合せ材の耐食性の確保のために水冷を行うと、母材組織でベイナイトやマルテンサイトの割合が増え、加工性が低下しやすくなる。とくに通常の製造方法である母材－合せ材を重ねて圧延素材とするいわゆるオープン型の製造方法や、母材－合せ材－（剥離剤）－合せ材－母材の順番で重ねて圧延素材とするいわゆるサンドイッチ型の製造方法では、冷却水が直接あたる母材表面に近い母材表層における冷却速度が非常に大きくなるため、母材の内部に比べてベイナイトやマルテンサイトの割合が増えて加工性が低下する。また母材のベイナイトやマルテンサイトの割合を減らすために緩冷却にすると、合せ材の冷却が十分でなくなりシグマ相が析出してしまう。ベイナイトやマルテンサイトの軟質化のための焼戻し処理、またはシグマ相の固溶化のための焼き戻し処理は前述の膨張係数差による板曲がりのため難しい。
特許文献２にはクラッド鋼板について、母材の表層と内部の組織を制御して、強度と加工性を両立させる技術が開示されている。しかしながら、この母材組織の制御は焼戻し処理によるものであり、焼戻し処理なしでの組織制御に関する記載はない。
特許文献３には通常のサンドイッチ型の製造方法とは異なり、合せ材－母材－（剥離剤）－母材－合せ材の順番で重ねて圧延素材とするクラッド鋼板の製造技術が開示されている。しかしながら、特許文献３で解決される課題は接合性、反りおよび歩留まりであり、またクラッド鋼板の実施例も炭素鋼（ＳＳ４１）からなる母材とステンレス鋼（ＳＵＳ３０４）からなる合せ材についてである。合せ材を二相ステンレス鋼板としたときの耐食性についておよび母材である炭素鋼や低合金鋼の加工性について、またその両立に関する記載はない。
特許文献１には、加速冷却によって圧延後の熱処理を省略しても合せ材の良好な耐食性を実現する技術の開示がある。また特許文献２には焼戻しによって母材表層のベイナイトやマルテンサイトを軟質化して母材の加工性を向上させる技術の開示が有る。特許文献３には通常のサンドイッチ型の製造方法とは異なり、合せ材－母材－（剥離剤）－母材－合せ材の順番で重ねて圧延素材とするクラッド鋼板の製造技術が開示されている。
しかしながら、二相ステンレスクラッド鋼板において、圧延後の熱処理を省略しても合せ材の耐食性と母材の加工性を両立させる技術が求められているにも関わらず、その技術については開示も示唆もない。
しかしながら、二相ステンレスクラッド鋼板において、圧延後の熱処理を省略しても合せ材の耐食性と母材の加工性を両立させる技術が求められているにも関わらず、その技術については開示も示唆もない。
上記記載の課題認識に鑑み、本発明は、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れた二相ステンレスクラッド鋼板およびその製造方法を提供することを目的とする。
本発明者は、圧延素材の組み立て方式および圧延条件の適正化によって合せ材のシグマ相析出を低減させることおよび母材表層のフェライト相率を同時に制御することで圧延後の熱処理を省略しても合せ材の耐食性および母材の加工性を両立することができると知見した。そして、その方法として合せ材の冷却速度を早くすることと、母材の冷却速度を遅くすることの両方を達成することが必要であると着想し、鋭意検討を進めた。
本発明は、上記の課題を解決するためになされたものであり、下記のクラッド鋼板およびその製造方法を要旨とする。
［１］母材と、前記母材に接合された合せ材とを備えるクラッド鋼板であって、
前記母材は、炭素鋼または低合金鋼からなり、
前記合せ材は、二相ステンレス鋼からなり、
固溶化処理した試料の前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴと、前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴとの差が１０℃以下であり、
かつ母材表層のフェライト相率が１５％超であることを特徴とするクラッド鋼板。
ここで母材表層とは母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を指す。
また、塩化第二鉄ＣＰＴとは、ＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価する孔食発生温度（℃）を意味する。
［２］［１］に記載のクラッド鋼板において、前記母材の化学組成が質量％でＣ：０．０２０～０．２００％、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：０．１０～３．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｂ：０．２００％以下、Ｎ：０．０２０％以下を含有し、かつＣｅｑが０．２０～０．５０であり、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する請求項１に記載のクラッド鋼板。
ここで、Ｃｅｑは次式（１）により定義される。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材鋼板の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
［３］前記母材の化学組成がさらに、前記Ｆｅの一部に替えて、質量％で、Ｎｉ：０．０１～３．００％、Ｃｒ：０．０１～１．００％、Ｍｏ：０．０１～０．５０％、Ｗ：０．０１～１．００％、Ｃｕ：０．０１～２．００％、Ｃｏ：０．０１～０．５０％、Ｓｅ＋Ｔｅ：０．０１～０．１０％、Ａｌ：０．００５～０．３００％、Ｖ：０．００１～０．１００％、Ｔｉ：０．００１～０．２００％、Ｃａ：０．０００３～０．０１００％、Ｂ：０．０００３～０．００３０％、Ｍｇ：０．０００３～０．０１００％、Ｚｒ＋Ｈｆ＋Ｔａ：０．０００１～０．０１００％およびＲＥＭ：０．０００３～０．０１００％から選ばれる１種または２種以上を含有する、［２］に記載のクラッド鋼板。
［４］［１］～［３］のいずれか１つに記載のクラッド鋼板の製造方法において、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材とし、２つの前記クラッド素材を合せ材が外側に位置するように重ね合わせ、母材と母材の界面の４周を溶接して組み立てた圧延素材について、合せ材の化学組成から式（１）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとし、最終パス開始時の温度がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこない、圧延後にＴσ－１００℃以上から加速冷却を実施し、冷却後に復熱した板の表面温度が６５０℃以下であり、加速冷却開始から復熱終了までの板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ以下であることを特徴とする、［１］～［３］のいずれか１つに記載のクラッド鋼板の製造方法。
Ｔσ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
［１］母材と、前記母材に接合された合せ材とを備えるクラッド鋼板であって、
前記母材は、炭素鋼または低合金鋼からなり、
前記合せ材は、二相ステンレス鋼からなり、
固溶化処理した試料の前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴと、前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴとの差が１０℃以下であり、
かつ母材表層のフェライト相率が１５％超であることを特徴とするクラッド鋼板。
ここで母材表層とは母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を指す。
また、塩化第二鉄ＣＰＴとは、ＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価する孔食発生温度（℃）を意味する。
［２］［１］に記載のクラッド鋼板において、前記母材の化学組成が質量％でＣ：０．０２０～０．２００％、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：０．１０～３．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｂ：０．２００％以下、Ｎ：０．０２０％以下を含有し、かつＣｅｑが０．２０～０．５０であり、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する請求項１に記載のクラッド鋼板。
ここで、Ｃｅｑは次式（１）により定義される。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材鋼板の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
［３］前記母材の化学組成がさらに、前記Ｆｅの一部に替えて、質量％で、Ｎｉ：０．０１～３．００％、Ｃｒ：０．０１～１．００％、Ｍｏ：０．０１～０．５０％、Ｗ：０．０１～１．００％、Ｃｕ：０．０１～２．００％、Ｃｏ：０．０１～０．５０％、Ｓｅ＋Ｔｅ：０．０１～０．１０％、Ａｌ：０．００５～０．３００％、Ｖ：０．００１～０．１００％、Ｔｉ：０．００１～０．２００％、Ｃａ：０．０００３～０．０１００％、Ｂ：０．０００３～０．００３０％、Ｍｇ：０．０００３～０．０１００％、Ｚｒ＋Ｈｆ＋Ｔａ：０．０００１～０．０１００％およびＲＥＭ：０．０００３～０．０１００％から選ばれる１種または２種以上を含有する、［２］に記載のクラッド鋼板。
［４］［１］～［３］のいずれか１つに記載のクラッド鋼板の製造方法において、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材とし、２つの前記クラッド素材を合せ材が外側に位置するように重ね合わせ、母材と母材の界面の４周を溶接して組み立てた圧延素材について、合せ材の化学組成から式（１）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとし、最終パス開始時の温度がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこない、圧延後にＴσ－１００℃以上から加速冷却を実施し、冷却後に復熱した板の表面温度が６５０℃以下であり、加速冷却開始から復熱終了までの板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ以下であることを特徴とする、［１］～［３］のいずれか１つに記載のクラッド鋼板の製造方法。
Ｔσ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
本発明によれば、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れた二相ステンレスクラッド鋼板を得ることができる。
熱間圧延にてクラッド鋼板を製造するに際し、前記サンドイッチ型の製造方法を適用する。サンドイッチ型に構成した熱間圧延前の素材を「圧延素材」と呼び、圧延素材を熱間圧延した後のサンドイッチ型に構成された鋼板を「圧延後鋼板」と呼ぶ。ここにおいて、本発明者らは上記の課題に対し、通常のサンドイッチ型のようにクラッド鋼板の母材となる部分を圧延素材の表側として圧延素材を組み立てるのではなく、合せ材－母材－（剥離剤）－母材－合せ材の順番で重ねて圧延素材とすることで解決できると着想し、以下の検討を行なった。具体的には、種々の二相ステンレス鋼を合せ材とするクラッド鋼板において、重ね合わせ法および圧延条件および冷却条件を変化させて合せ材の耐食性および母材の加工性について調査した。その結果、以下（ａ）、（ｂ）の知見を得た。
（ａ）合せ材を圧延素材の外側に位置させ、圧延温度および冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のシグマ相の析出を抑制でき、熱処理をせずとも良好な耐食性が得られる。
（ｂ）母材を圧延素材の内側に位置させ、圧延後鋼板の板厚中央における冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のフェライト相生成を促進でき、熱処理せずとも良好な加工性が得られる。
（ａ）合せ材を圧延素材の外側に位置させ、圧延温度および冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のシグマ相の析出を抑制でき、熱処理をせずとも良好な耐食性が得られる。
（ｂ）母材を圧延素材の内側に位置させ、圧延後鋼板の板厚中央における冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のフェライト相生成を促進でき、熱処理せずとも良好な加工性が得られる。
（ａ）合せ材を圧延素材の外側に位置させ、圧延温度および冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のシグマ相の析出を抑制でき、熱処理をせずとも良好な耐食性が得られる。
合せ材の化学組成から式（２）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。シグマ相の析出を抑制して合せ材の耐食性低下を防ぐためには、圧延完了時の圧延後鋼板の表面（合せ材部分）の温度を（Ｔσ－５０℃）以上とし、かつ圧延後に圧延後鋼板の表面温度が（Ｔσ－１００℃）以上である温度から合せ材表面の冷却速度が２℃／ｓ以上となる冷却が有効である。実用上、大きな圧延板全面を均一に冷却できる程度の加速冷却を実施すれば、圧延後鋼板の表面または犠牲材直下の冷却速度は２℃／ｓ以上を達成できる。
Ｔσ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式１における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
合せ材の化学組成から式（２）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。シグマ相の析出を抑制して合せ材の耐食性低下を防ぐためには、圧延完了時の圧延後鋼板の表面（合せ材部分）の温度を（Ｔσ－５０℃）以上とし、かつ圧延後に圧延後鋼板の表面温度が（Ｔσ－１００℃）以上である温度から合せ材表面の冷却速度が２℃／ｓ以上となる冷却が有効である。実用上、大きな圧延板全面を均一に冷却できる程度の加速冷却を実施すれば、圧延後鋼板の表面または犠牲材直下の冷却速度は２℃／ｓ以上を達成できる。
Ｔσ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式１における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
クラッド鋼板の合せ材部分の耐食性を評価する手段として、孔食発生温度評価を用いることができる。孔食発生温度は、ＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価する。以下、この評価方法を「塩化第二鉄ＣＰＴ」と呼ぶ。実用上は、固溶化熱処理を実施しないクラッド鋼板製品の合せ材部分を評価した塩化第二鉄ＣＰＴ（以下「製品ＣＰＴ」と呼ぶ。）と、製品の合せ材部分を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（以下「固溶化ＣＰＴ」と呼ぶ。）を評価し、固溶化ＣＰＴと製品ＣＰＴとの差（以下「ＣＰＴ差」という。）を１０℃以下とすることが有効である。
（ｂ）母材を圧延素材の内側に位置させ、圧延後鋼板の板厚中央における冷却温度範囲と冷却速度を制御することで、圧延時のフェライト相生成を促進でき、熱処理せずとも良好な加工性が得られる。
オーステナイト→フェライト変態はある程度の時間が必要な現象であり、ベイナイトや、マルテンサイト相率は冷却速度に大きく依存する。母材表層のベイナイトやマルテンサイトの析出を抑制し良好な加工性を得るためには、オーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とする加速冷却が有効である。前記温度帯での冷却速度が速くなると、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置にある母材表層近傍において軟質なフェライトではなく硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成し、引張試験の延性が低下したり、曲げ加工時にネッキングや割れが発生したりしてしまうなど、加工性が低下してしまう。特に、構造物として十分な強度が得られる母材の化学組成において、冷却速度増大時に硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成しやすい。
熱間圧延の後、圧延後鋼板を加速冷却するに際し、圧延後鋼板の表面は急速に冷却され、加速冷却終了後に復熱する。一方で、圧延後鋼板の板厚中央の温度履歴は「急冷却－復熱」の履歴をたどるのではなく、加速冷却開始時から圧延後鋼板の復熱終了まで、単調な温度降下の温度履歴をたどる。加速冷却開始直前と復熱完了時において、圧延後鋼板の表面と板厚中央では板厚によって数℃～数十℃の温度差が生じているが、表面と板厚中央の温度差の程度は両時点でほぼ同等と考えられるため、加速冷却開始時と圧延後鋼板の復熱終了時の表面温度から算出する冷却速度で板厚中央の冷却速度を近似的に算出することができる。従って、母材を圧延素材の内側に位置させ、熱間圧延後の加速冷却開始時の圧延後鋼板板厚中央部温度をオーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯より高温側とし、復熱終了時の圧延後鋼板板厚中央部温度をオーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯より低温側とし、この２点間の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とすることにより、ベイナイトやマルテンサイトの生成を抑え、フェライト相生成を促進することができる。
オーステナイト→フェライト変態はある程度の時間が必要な現象であり、ベイナイトや、マルテンサイト相率は冷却速度に大きく依存する。母材表層のベイナイトやマルテンサイトの析出を抑制し良好な加工性を得るためには、オーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とする加速冷却が有効である。前記温度帯での冷却速度が速くなると、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置にある母材表層近傍において軟質なフェライトではなく硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成し、引張試験の延性が低下したり、曲げ加工時にネッキングや割れが発生したりしてしまうなど、加工性が低下してしまう。特に、構造物として十分な強度が得られる母材の化学組成において、冷却速度増大時に硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成しやすい。
熱間圧延の後、圧延後鋼板を加速冷却するに際し、圧延後鋼板の表面は急速に冷却され、加速冷却終了後に復熱する。一方で、圧延後鋼板の板厚中央の温度履歴は「急冷却－復熱」の履歴をたどるのではなく、加速冷却開始時から圧延後鋼板の復熱終了まで、単調な温度降下の温度履歴をたどる。加速冷却開始直前と復熱完了時において、圧延後鋼板の表面と板厚中央では板厚によって数℃～数十℃の温度差が生じているが、表面と板厚中央の温度差の程度は両時点でほぼ同等と考えられるため、加速冷却開始時と圧延後鋼板の復熱終了時の表面温度から算出する冷却速度で板厚中央の冷却速度を近似的に算出することができる。従って、母材を圧延素材の内側に位置させ、熱間圧延後の加速冷却開始時の圧延後鋼板板厚中央部温度をオーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯より高温側とし、復熱終了時の圧延後鋼板板厚中央部温度をオーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯より低温側とし、この２点間の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とすることにより、ベイナイトやマルテンサイトの生成を抑え、フェライト相生成を促進することができる。
鋼板の母材表層部分の加工性を評価する手段として、曲げ試験を用いることができる。曲げ試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４８に準拠して評価する。得られたクラッド鋼板の全厚に対し、外側を母材、内側を合せ材とし曲げ半径をクラッド鋼板の板厚と同じ値とした１８０度曲げを実施する。その後試験機から取り外した試験片の湾曲部の外側（母材側）を目視で観察し、裂けきずおよびその他の欠陥がないものを良好とする。
したがって、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れた二相ステンレスクラッド鋼板を得るためには、圧延素材の組み立て方法、圧延仕上げ温度、および圧延後の冷却条件の適正化により、合せ材でのシグマ相の析出抑制と、母材表層でのオーステナイト→フェライト変態を同時に制御する必要がある。本発明は、上記の知見に基づいてなされたものである。以下、本発明の各要件について詳しく説明する。
１．本発明の構成
本発明に係るクラッド鋼板は、母材と、母材の片面に接合された合せ材とを備える。母材は後述の炭素鋼または低合金鋼からなる。また合せ材は二相ステンレス鋼からなる。母材の表面のうちで合せ材を貼り合わせていない側の表面（母材が露出している）を「母材表面」と呼び、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を「母材表層」と呼ぶ。さらに、合せ材を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「固溶化ＣＰＴ」）と製品の合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「製品ＣＰＴ」）との差（前記「ＣＰＴ差」）が１０℃以下であり、かつ母材表層のフェライト相率が１５％超である。
本発明に係るクラッド鋼板は、母材と、母材の片面に接合された合せ材とを備える。母材は後述の炭素鋼または低合金鋼からなる。また合せ材は二相ステンレス鋼からなる。母材の表面のうちで合せ材を貼り合わせていない側の表面（母材が露出している）を「母材表面」と呼び、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を「母材表層」と呼ぶ。さらに、合せ材を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「固溶化ＣＰＴ」）と製品の合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「製品ＣＰＴ」）との差（前記「ＣＰＴ差」）が１０℃以下であり、かつ母材表層のフェライト相率が１５％超である。
２．合せ材の耐食性と母材の加工性
合せ材の耐食性に優れるとともに、母材の加工性に優れたクラッド鋼板を得るためには、合せ材でのシグマ相の析出の抑制による耐食性の向上と、母材表層でのフェライト相変態促進を、両立する必要がある。
合せ材の耐食性に優れるとともに、母材の加工性に優れたクラッド鋼板を得るためには、合せ材でのシグマ相の析出の抑制による耐食性の向上と、母材表層でのフェライト相変態促進を、両立する必要がある。
２－１．
本発明に関わるクラッド鋼板の合せ材の耐食性について説明する。
合せ材の耐食性は、前述のとおり、合せ材を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「固溶化ＣＰＴ」）と、製品の合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「製品ＣＰＴ」）の差（前記「ＣＰＴ差」）が１０℃以下とする。ＣＰＴ差が１０℃超では、使用する環境に応じた合せ材を選択する際に、より高合金で耐食性の高い合せ材を選択せざるを得ず、クラッド鋼板の利点の一つである合せ材のコスト低減効果が得られない。好ましくはＣＰＴ差が５℃以下であり、更に好ましくは０℃以下である。ＣＰＴ差は小さいほど望ましいため下限は設けない。
ここで塩化第二鉄ＣＰＴとは、前述のとおりＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価した孔食発生温度を意味する。
本発明に関わるクラッド鋼板の合せ材の耐食性について説明する。
合せ材の耐食性は、前述のとおり、合せ材を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「固溶化ＣＰＴ」）と、製品の合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴ（前記「製品ＣＰＴ」）の差（前記「ＣＰＴ差」）が１０℃以下とする。ＣＰＴ差が１０℃超では、使用する環境に応じた合せ材を選択する際に、より高合金で耐食性の高い合せ材を選択せざるを得ず、クラッド鋼板の利点の一つである合せ材のコスト低減効果が得られない。好ましくはＣＰＴ差が５℃以下であり、更に好ましくは０℃以下である。ＣＰＴ差は小さいほど望ましいため下限は設けない。
ここで塩化第二鉄ＣＰＴとは、前述のとおりＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価した孔食発生温度を意味する。
２－２．母材表層のフェライト相率
クラッド鋼板の母材表層においてフェライト相率は１５％超とする。１５％以下では曲げ試験において割れが生じる可能性がある。母材表層のフェライト相率が多いほど母材の加工性が向上するため上限は設けない。好ましくは２０％以上であり、更に好ましくは３０％以上である。フェライト相以外の残部はパーライト、ベイナイト、マルテンサイトの各相または２つ以上の混合組織とする。母材内部の組織は特に規定はしないが、表層同様にフェライト相率は１５％超とするのが望ましい。好ましくは２０％以上であり、更に好ましくは３０％以上である。残部はパーライト、ベイナイト、マルテンサイトの各相または２つ以上の混合組織とする。
ここで母材表層とは母材表面から板厚方向に１ｍｍ位置を指す。またフェライト相率とはＥＢＳＤ試験のＫＡＭ（Kernel Average Misorientation）が１°以下の面積率を指す。
クラッド鋼板の母材表層においてフェライト相率は１５％超とする。１５％以下では曲げ試験において割れが生じる可能性がある。母材表層のフェライト相率が多いほど母材の加工性が向上するため上限は設けない。好ましくは２０％以上であり、更に好ましくは３０％以上である。フェライト相以外の残部はパーライト、ベイナイト、マルテンサイトの各相または２つ以上の混合組織とする。母材内部の組織は特に規定はしないが、表層同様にフェライト相率は１５％超とするのが望ましい。好ましくは２０％以上であり、更に好ましくは３０％以上である。残部はパーライト、ベイナイト、マルテンサイトの各相または２つ以上の混合組織とする。
ここで母材表層とは母材表面から板厚方向に１ｍｍ位置を指す。またフェライト相率とはＥＢＳＤ試験のＫＡＭ（Kernel Average Misorientation）が１°以下の面積率を指す。
３．母材の化学組成
母材は炭素鋼または低合金鋼からなる。
また母材の好ましい化学組成は、質量％でＣ：０．０２０～０．２００％、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：０．１０～３．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｂ：０．２００％以下、Ｎ：０．０２０％以下を含有し、かつＣｅｑが０．２０～０．５０であり、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する鋼板である。ここで、Ｃｅｑは次式（１）により定義される。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
母材は炭素鋼または低合金鋼からなる。
また母材の好ましい化学組成は、質量％でＣ：０．０２０～０．２００％、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：０．１０～３．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｂ：０．２００％以下、Ｎ：０．０２０％以下を含有し、かつＣｅｑが０．２０～０．５０であり、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する鋼板である。ここで、Ｃｅｑは次式（１）により定義される。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
Ｃは鋼の強度を向上させる元素であり、０．０２０％以上含有させることで十分な強度を発現する。しかし、０．２００％を超えると溶接性および靭性の劣化を招く。したがって、Ｃ量は０．０２０～０．２００％とする。好ましくは０．０４０％以上、さらに好ましくは０．０５０％以上である。一方上限値は０．１００％以下が好ましく、０．０８０％以下がさらに好ましい。より好ましい範囲は０．０４０％～０．１００％であり、更に好ましい範囲は０．０５０％～０．０８０％である。
Ｓｉは脱酸に有効であり、また鋼の強度を向上させる元素である。しかしながら、１．００％を超えると鋼の表面性状及び靭性の劣化を招く。したがって、Ｓｉ量は１．００％以下とする。好ましくは０．５０％以下である。Ｓｉは含有しなくても良い。Ｓｉの好ましい含有量下限は０．０１％である。
Ｍｎは鋼の強度を上昇させる元素であり、０．１０％以上含有させることでその効果が発現する。しかしながら、３．００％を超えると溶接性が損なわれるとともに合金コストも増大する。したがって、Ｍｎ量は０．１０～３．００％とする。好ましくは０．５０～２．００％であり、更に好ましくは０．９０％～１．６０％である。
Ｐは鋼中の不純物であり、含有量が０．０５０％を超えると靭性が劣化する。したがって、Ｐ量は０．０５０％以下とする。好ましくは０．０１５％以下である。
Ｓは鋼中の不純物であり、含有量が０．０５０％を超えると靭性が劣化する。したがって、Ｓ量は０．０５０％以下とする。好ましくは０．０１０％以下である。
Ｎｂは再結晶温度を上げる元素であり、フェライト相変態の速度に大きく影響する元素である。安定して表層のフェライト相率を１５％以上とするためには０．００８％超の添加が好ましく、０．０１０％以上の添加がより好ましい。しかし、０．２００％を超えると溶接性が損なわれるとともに合金コストも増大する。したがって、Ｎｂ量は０．２００％以下とする。好ましいＮｂ上限は０．１００％である。より好ましくは０．０１０～０．０５０％であり、更に好ましくは０．０３０～０．０５０％である。Ｎｂは含有しなくても良い。
ＮはＮｂ、Ｖ、Ｔｉなどと結合し窒化物または炭窒化物を析出させる元素であり、含有量が０．０１０％を超えると、微細な析出物によって加工性や靭性を低下させる。したがって、Ｎ量は０．０２０％以下とする。好ましくは０．００６％以下である。下限は特に規定しないが、生産技術上の制約から、Ｎの含有量は０．０００５％以上とすることが好ましい。
Ｃｅｑ（炭素当量）は、鋼の化学組成から硬度と溶接性を見積もるために用いられる値であり、式（１）で計算される。Ｃｅｑが高いほどフェライト変態の代わりにベイナイト変態やマルテンサイト変態が進行しやすく、硬さは向上し、溶接性は劣化する。Ｃｅｑが０．２０未満では構造物として十分な強度が得られない。したがって、Ｃｅｑは０．２０以上とする。好ましくは０．２３以上である。Ｃｅｑが０．５０超では安定して表層のフェライト相率１５％を達成できず、また溶接性が劣化するためパス間温度管理や後熱処理が必要になるなど溶接コストが増加する。したがって、Ｃｅｑは０．５０以下とする。好ましくは０．４０以下であり、更に好ましくは０．３５以下である。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。
母材の化学組成は、以上の組成を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成である。前記母材の化学組成にさらに、前記Ｆｅの一部に替えて質量％で、Ｎｉ：０．０１～３．００％、Ｃｒ：０．０１～１．００％、Ｍｏ：０．０１～０．５０％、Ｗ：０．０１～１．００％、Ｃｕ：０．０１～２．００％、Ｃｏ：０．０１～０．５０％、Ｓｅ＋Ｔｅ：０．０１～０．１０％、Ｖ：０．００１～０．１００％、Ｔｉ：０．００１～０．２００％、Ａｌ：０．００５～０．３００％、Ｃａ：０．０００３～０．０１００％、Ｂ：０．０００３～０．００３０％、Ｍｇ：０．０００３～０．０１００％、Ｚｒ＋Ｈｆ＋Ｔａ：０．０００１～０．０１００％およびＲＥＭ：０．０００３～０．０１００％から選ばれる１種または２種以上を含有することができる。
Ｎｉは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、３．００％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＮｉを含有する場合、Ｎｉ量は３．００％以下とする。好ましくは１．００％以下であり、より好ましくは０．５０％以下であり、更に好ましくは０．３０％以下である。好ましいＮｉ含有量下限値は０．０１％である。
Ｃｒは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、１．００％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＣｒを含有する場合、Ｃｒ量は１．００％以下とする。好ましくは０．５０％以下であり、より好ましくは０．３０％以下である。好ましいＣｒ含有量下限値は０．０１％である。
Ｍｏは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、０．５０％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＭｏを含有する場合、Ｍｏ量は０．５０％以下とする。好ましくは０．３０％以下であり、より好ましくは０．１％以下である。好ましいＭｏ含有量下限値は０．０１％である。
Ｗは、高温での相変態を抑制して鋼板強度の向上に寄与する元素である。Ｗが１．００％を超えると、熱間加工性が低下して生産性が低下する。したがってＷを含有する場合、Ｗ量はは１．００％以下とする。好ましくは０．５０％以下であり、より好ましくは０．３０％以下である。好ましいＷ含有量下限値は０．０１％である。
Ｃｕは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、２．００％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＣｕを含有する場合、Ｃｕ量は２．００％以下とする。好ましくは１．００％以下であり、より好ましくは０．５０％以下であり、更に好ましくは０．３０％以下である。好ましいＣｕ含有量下限値は０．０１％である。
Ｃｏは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、０．５０％を超えると熱間での加工性が損なわれて生産性が低下する。したがってＣｏを含有する場合、Ｃｏ量は０．５０％以下とする。好ましくは０．３０％以下であり、より好ましくは０．１％以下である。好ましいＣｏ含有量下限値は０．０１％である。
ＳｅおよびＴｅは鋼板中のＭｎ、Ｓｉ、Ａｌ等の酸化しやすい元素が鋼板表面に拡散されて酸化物を形成することを抑制し、鋼板の表面性状やめっき性を高める。しかしながら、合計で０．１０％を超えるとこの効果が飽和する。したがって、ＳｅおよびＴｅを添加する場合はＳｅとＴｅの合計量は０．１０％以下とする。より好ましくは０．０５％以下である。好ましいＳｅ＋Ｔｅ含有量下限値は０．０１％である。
Ａｌは鋼の脱酸に効果がある元素である。しかしながら、０．３００％を超えると溶接部の靭性の劣化を引き起こす。したがってＡｌを含有する場合、Ａｌ量は０．３００％以下とする。好ましくは０．１００％以下である。好ましいＡｌ含有量下限値は０．００５％である。
Ｖは炭窒化物を形成することで鋼の強度を上昇させる。しかしながら、０．１００％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＶを含有する場合、Ｖ量は０．１００％以下とする。好ましくは０．０５０％以下である。好ましいＶ含有量下限値は０．００１％である。
Ｔｉは結晶粒を微細化させて強度を増加させる元素であり、０．００１％以上の添加でその効果が発現する。しかし、０．２００％を超えると溶接性が損なわれるとともに合金コストも増大する。したがって、Ｔｉ量は０．００１～０．２００％とする。好ましくは０．００５～０．１００％であり、更に好ましくは０．０１０～０．０５０％である。
Ｃａは溶接熱影響部の組織を微細化し、靭性を向上させる元素である。しかしながら、０．０１００％を超えると粗大な介在物を形成して靭性を劣化させる。したがってＣａを含有する場合、Ｃａ量は０．０１００％以下とする。好ましくは０．００５０％以下であり、更に好ましくは０．００３０％以下である。好ましいＣａ含有量下限値は０．０００３％である。
Ｂは鋼の焼入れ性を向上させる元素であり、圧延後の鋼の強度及び靭性を向上させる。しかしながら、０．００３０％を超えると溶接性および靭性の劣化を引き起こす。したがってＢを含有する場合、Ｂ量は０．００３０％以下とする。好ましくは０．００１５％以下である。好ましいＢ含有量下限値は０．０００３％である。
Ｍｇは硫化物系介在物の形態制御によって延性や靭性を向上させる元素である。しかしながら、０．０１００％を超えると非金属介在物量が増加し、延性、靭性が低下する。したがって、Ｍｇを含有する場合、０．０１００％以下とする。好ましくは０．００５０％以下であり、更に好ましくは０．００３０％以下である。好ましいＭｇ含有量下限値は０．０００３％である。
Ｚｒ、Ｈｆ、Ｔａは成形性の向上に寄与する元素である。Ｚｒ、Ｈｆ、Ｔａの１種又は２種以上の合計が０．０１％を超えると、延性が低下する恐れがあるので、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｔａの１種又は２種以上を含有する場合、合計で０．０１００％以下とする。好ましくは０．００７０％以下である。好ましいＺｒ、Ｈｆ、Ｔａの１種又は２種以上の合計は０．０００１％である。
ＲＥＭは溶接熱影響部の組織を微細化し、靭性を向上させる。しかしながら、０．０１００％を超えると粗大な介在物を形成して靭性を劣化させる。したがってＲＥＭを含有する場合、ＲＥＭ量は０．０１００％以下とする。好ましくは０．００５％以下である。好ましいＲＥＭ含有量下限値は０．０００３％である。
ここで、ＲＥＭとは、ランタノイドの１５元素にＹおよびＳｃを合せた１７元素の総称である。これらの１７元素のうちの１種以上を鋼材に含有することができ、ＲＥＭ含有量は、これらの元素の合計含有量を意味する。
本発明の母材の化学組成において、残部はＦｅおよび不純物である。ここで「不純物」とは、鋼材を工業的に製造する際に、鉱石、スクラップ等の原料、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
４．二相ステンレス鋼の合せ材
次に、二相ステンレス鋼の合せ材について説明する。二相ステンレス鋼とは鋼組織がフェライト相とオーステナイト相の二相からなるステンレス鋼であり、例えば、ＪＩＳ Ｇ ４３０４に「オーステナイト・フェライト系」として規定されている。
本実施形態の合せ材に適用可能なフェライト・オーステナイト二相ステンレス鋼としては、例えば化学組成が質量％で、Ｃ：０．１０％以下、Ｓｉ：２．００％以下、Ｍｎ：０．５０～６．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｉ：０．１０～８．００％、Ｃｒ：１７．０～３０．０％、Ｎ：０．０５～０．３０％、Ｍｏ：１．００～５．００％、Ｃｕ：０～２．０％、Ｎｂ：０～０．１０％、Ｓｎ：０～１．００％、Ｗ：０～１．００％、Ｖ：０～１．００％、Ｔｉ：０～０．０５％、Ｂ：０～０．００５０％、Ｃａ：０～０．００５０％、Ｍｇ：０～０．００５０％、Ａｌ：０～０．０５％、ＲＥＭ：０～０．５０％、残部がＦｅおよび不可避的不純物であり、下記（３）式で計算されるＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が２５以上といった化学組成が挙げられる。この化学組成はあくまでも例示であり、本発明はこれによって限定されるものではない。この化学組成を挙げた理由は次の通りである。なお、以下の説明において含有量についての「％」は、「質量％」を意味する。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値＝Ｃｒ＋３．３（Ｍｏ＋０．５Ｗ）＋１６Ｎ－Ｍｎ ・・・（３）
但し、上記式（３）中の元素記号は、合せ材に含まれる各元素の含有率（質量％）であり、含有しない場合は０を代入する。
次に、二相ステンレス鋼の合せ材について説明する。二相ステンレス鋼とは鋼組織がフェライト相とオーステナイト相の二相からなるステンレス鋼であり、例えば、ＪＩＳ Ｇ ４３０４に「オーステナイト・フェライト系」として規定されている。
本実施形態の合せ材に適用可能なフェライト・オーステナイト二相ステンレス鋼としては、例えば化学組成が質量％で、Ｃ：０．１０％以下、Ｓｉ：２．００％以下、Ｍｎ：０．５０～６．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｉ：０．１０～８．００％、Ｃｒ：１７．０～３０．０％、Ｎ：０．０５～０．３０％、Ｍｏ：１．００～５．００％、Ｃｕ：０～２．０％、Ｎｂ：０～０．１０％、Ｓｎ：０～１．００％、Ｗ：０～１．００％、Ｖ：０～１．００％、Ｔｉ：０～０．０５％、Ｂ：０～０．００５０％、Ｃａ：０～０．００５０％、Ｍｇ：０～０．００５０％、Ａｌ：０～０．０５％、ＲＥＭ：０～０．５０％、残部がＦｅおよび不可避的不純物であり、下記（３）式で計算されるＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が２５以上といった化学組成が挙げられる。この化学組成はあくまでも例示であり、本発明はこれによって限定されるものではない。この化学組成を挙げた理由は次の通りである。なお、以下の説明において含有量についての「％」は、「質量％」を意味する。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値＝Ｃｒ＋３．３（Ｍｏ＋０．５Ｗ）＋１６Ｎ－Ｍｎ ・・・（３）
但し、上記式（３）中の元素記号は、合せ材に含まれる各元素の含有率（質量％）であり、含有しない場合は０を代入する。
Ｃ：０．１０％以下
Ｃは、オーステナイト相に固溶して強度を高める元素である。しかし、Ｃ含有量が０．１０％を超えると、鋼材の強度が高くなり加工性が劣化する。また、Ｃｒ炭化物の析出を促進するために粒界腐食の発生をもたらす。したがって、Ｃ含有量は０．１０％以下とする。Ｃ含有量は０．０５０％以下であってもよく、０．０４０％以下であってもよい。また、耐食性の点からＣは低くする方が好ましいが、現存の製鋼設備ではＣ含有量を０．００２％以下に低下させるには大きなコスト増加を招く。そのため、Ｃ含有量は０．００２％以上であることが好ましい。
Ｃは、オーステナイト相に固溶して強度を高める元素である。しかし、Ｃ含有量が０．１０％を超えると、鋼材の強度が高くなり加工性が劣化する。また、Ｃｒ炭化物の析出を促進するために粒界腐食の発生をもたらす。したがって、Ｃ含有量は０．１０％以下とする。Ｃ含有量は０．０５０％以下であってもよく、０．０４０％以下であってもよい。また、耐食性の点からＣは低くする方が好ましいが、現存の製鋼設備ではＣ含有量を０．００２％以下に低下させるには大きなコスト増加を招く。そのため、Ｃ含有量は０．００２％以上であることが好ましい。
Ｓｉ：２．００％以下
Ｓｉは、脱酸元素として使われたり、耐酸化性向上のために添加されたりする場合がある。しかし、Ｓｉ含有量が２．００％を超えると、鋼板の硬質化をもたらし、靭性および加工性が劣化する。したがって、Ｓｉ含有量は２．００％以下とする。Ｓｉ含有量は１．５０％以下であるのが好ましく、１．００％以下であるのがより好ましい。また、Ｓｉ含有量を極少量まで低減するためには、鋼の精錬時のコスト増加を招く。そのため、Ｓｉ含有量は０．０３％以上であることが好ましい。
Ｓｉは、脱酸元素として使われたり、耐酸化性向上のために添加されたりする場合がある。しかし、Ｓｉ含有量が２．００％を超えると、鋼板の硬質化をもたらし、靭性および加工性が劣化する。したがって、Ｓｉ含有量は２．００％以下とする。Ｓｉ含有量は１．５０％以下であるのが好ましく、１．００％以下であるのがより好ましい。また、Ｓｉ含有量を極少量まで低減するためには、鋼の精錬時のコスト増加を招く。そのため、Ｓｉ含有量は０．０３％以上であることが好ましい。
Ｍｎ：０．５０～６．００％
Ｍｎは、オーステナイト相を増加させ、また窒素の固溶度を上げ製造時の気泡欠陥などを抑制する効果を有する。しかし、Ｍｎを多量に含有すると、耐食性および熱間加工性を低下させる。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～６．００％とする。Ｍｎ含有量は１．００％以上であるのが好ましく、２．５０％以上であるのがより好ましい。また、Ｍｎ含有量は４．００％以下であるのが好ましい。
Ｍｎは、オーステナイト相を増加させ、また窒素の固溶度を上げ製造時の気泡欠陥などを抑制する効果を有する。しかし、Ｍｎを多量に含有すると、耐食性および熱間加工性を低下させる。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～６．００％とする。Ｍｎ含有量は１．００％以上であるのが好ましく、２．５０％以上であるのがより好ましい。また、Ｍｎ含有量は４．００％以下であるのが好ましい。
Ｐ：０．０５０％以下
Ｐは、鋼中に不可避的に混入する元素であり、またＣｒなどの原料にも含有されているため、低減することが困難であるが、Ｐを多量に含有すると成形性を低下させる。Ｐ含有量は少ないほど好ましく、０．０５０％以下とする。Ｐ含有量は０．０４０％以下であるのが好ましい。Ｐ含有量は低い方が望ましいが、Ｐ含有量を低減するには多大なコスト増となるので、Ｐ含有量は０．０００５％以上であってもよい。
Ｐは、鋼中に不可避的に混入する元素であり、またＣｒなどの原料にも含有されているため、低減することが困難であるが、Ｐを多量に含有すると成形性を低下させる。Ｐ含有量は少ないほど好ましく、０．０５０％以下とする。Ｐ含有量は０．０４０％以下であるのが好ましい。Ｐ含有量は低い方が望ましいが、Ｐ含有量を低減するには多大なコスト増となるので、Ｐ含有量は０．０００５％以上であってもよい。
Ｓ：０．０５０％以下
Ｓは、鋼中に不可避的に混入する元素であり、Ｍｎと結合して介在物を作り、発銹の基点となる場合がある。したがって、Ｓ含有量は０．０５０％以下とする。Ｓ含有量は低いほど耐食性が向上するので、０．００３０％以下であるのが好ましい。Ｓ含有量は低い方が望ましいが、Ｓ含有量を低減するには多大なコスト増となるので、Ｓ含有量は０．０００１％以上であってもよい。
Ｓは、鋼中に不可避的に混入する元素であり、Ｍｎと結合して介在物を作り、発銹の基点となる場合がある。したがって、Ｓ含有量は０．０５０％以下とする。Ｓ含有量は低いほど耐食性が向上するので、０．００３０％以下であるのが好ましい。Ｓ含有量は低い方が望ましいが、Ｓ含有量を低減するには多大なコスト増となるので、Ｓ含有量は０．０００１％以上であってもよい。
Ｎｉ：０．１０～８．００％
Ｎｉは、オーステナイト安定化元素であり、表層のオーステナイト相率を増加させるために重要な元素である。また、Ｎｉは耐食性を向上させる効果を有する。しかし、Ｎｉを多量に含有すると、原料コストの増加をもたらし、応力腐食割れなどの問題が生じる可能性がある。したがって、Ｎｉ含有量は０．１０～８．００％とする。Ｎｉ含有量は１．００％以上であるのが好ましい。また、Ｎｉ含有量は６．００％以下であるのが好ましく、４．００％以下であるのがより好ましく、３．００％以下であるのがさらに好ましい。
Ｎｉは、オーステナイト安定化元素であり、表層のオーステナイト相率を増加させるために重要な元素である。また、Ｎｉは耐食性を向上させる効果を有する。しかし、Ｎｉを多量に含有すると、原料コストの増加をもたらし、応力腐食割れなどの問題が生じる可能性がある。したがって、Ｎｉ含有量は０．１０～８．００％とする。Ｎｉ含有量は１．００％以上であるのが好ましい。また、Ｎｉ含有量は６．００％以下であるのが好ましく、４．００％以下であるのがより好ましく、３．００％以下であるのがさらに好ましい。
Ｃｒ：１７．０～３０．０％
Ｃｒは、耐食性を確保するために必要な元素である。しかし、Ｃｒを多量に含有すると、熱間加工割れをもたらし、また、溶接金属部および溶接熱影響部でのシグマ相の析出量が多くなる。したがって、Ｃｒ含有量は１７．０～３０．０％とする。Ｃｒ含有量は２０．０％以上であるのが好ましく、２１．０％以上であるのがより好ましい。また、Ｃｒ含有量は２５．０％以下であるのが好ましく、２３．０％以下であるのがより好ましく、２２．０％以下であるのがさらに好ましい。
Ｃｒは、耐食性を確保するために必要な元素である。しかし、Ｃｒを多量に含有すると、熱間加工割れをもたらし、また、溶接金属部および溶接熱影響部でのシグマ相の析出量が多くなる。したがって、Ｃｒ含有量は１７．０～３０．０％とする。Ｃｒ含有量は２０．０％以上であるのが好ましく、２１．０％以上であるのがより好ましい。また、Ｃｒ含有量は２５．０％以下であるのが好ましく、２３．０％以下であるのがより好ましく、２２．０％以下であるのがさらに好ましい。
Ｎ：０．０５～０．３０％
Ｎは、オーステナイト相に固溶して強度および耐食性を高めて省合金化に寄与する元素である。しかしながら、Ｎは、溶接冷却時のクロム窒化物の析出に大きく影響する元素である。０．３０％を超えて含有させると、溶接金属部および溶接熱影響部のクロム窒化物の析出量が多くなり、母材と溶接部との耐食性差が大きくなる。したがって、Ｎ含有量は、０．０５～０．３０％とする。強度および耐食性の観点からは、Ｎ含有量は０．０８％以上であってもよく、０．１０％以上が好ましく、０．１５％以上であるのがより好ましい。また、クロム窒化物の析出を抑制する観点からは、Ｎ含有量は０．２５％以下であることが好ましく、０．２０％以下であるのがより好ましい。
Ｎは、オーステナイト相に固溶して強度および耐食性を高めて省合金化に寄与する元素である。しかしながら、Ｎは、溶接冷却時のクロム窒化物の析出に大きく影響する元素である。０．３０％を超えて含有させると、溶接金属部および溶接熱影響部のクロム窒化物の析出量が多くなり、母材と溶接部との耐食性差が大きくなる。したがって、Ｎ含有量は、０．０５～０．３０％とする。強度および耐食性の観点からは、Ｎ含有量は０．０８％以上であってもよく、０．１０％以上が好ましく、０．１５％以上であるのがより好ましい。また、クロム窒化物の析出を抑制する観点からは、Ｎ含有量は０．２５％以下であることが好ましく、０．２０％以下であるのがより好ましい。
Ｍｏ：１．００～５．００％
Ｍｏは、耐食性を向上させる元素である。しかし、Ｍｏを多量に含有すると、原料コストの増加をもたらし、また溶接部のシグマ相の析出による耐食性低下が問題となる。したがって、Ｍｏ含有量は１．００％以上、５．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｍｏ含有量は２．００％以上であるのが好ましい。また、Ｍｏ含有量は４．００％以下であるのが好ましい。
Ｍｏは、耐食性を向上させる元素である。しかし、Ｍｏを多量に含有すると、原料コストの増加をもたらし、また溶接部のシグマ相の析出による耐食性低下が問題となる。したがって、Ｍｏ含有量は１．００％以上、５．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｍｏ含有量は２．００％以上であるのが好ましい。また、Ｍｏ含有量は４．００％以下であるのが好ましい。
Ｃｕ：０～２．０％
Ｃｕは、耐硫酸性の向上に非常に有効な元素であり、必要に応じて添加しても良い。上記の効果を得るためにはＣｕ含有量は０．１％以上であるのが好ましい。Ｃｕ含有量は０．３％以上とするのがより好ましい。一方で、ＣｕはＮの活量を上げて溶接金属部でクロム窒化物を析出させやすくする元素であるため、２．０％以下とする。Ｃｕ含有量は１．５％以下であるのが好ましく、１．０％以下であるのがより好ましい。
Ｃｕは、耐硫酸性の向上に非常に有効な元素であり、必要に応じて添加しても良い。上記の効果を得るためにはＣｕ含有量は０．１％以上であるのが好ましい。Ｃｕ含有量は０．３％以上とするのがより好ましい。一方で、ＣｕはＮの活量を上げて溶接金属部でクロム窒化物を析出させやすくする元素であるため、２．０％以下とする。Ｃｕ含有量は１．５％以下であるのが好ましく、１．０％以下であるのがより好ましい。
Ｎｂ：０～０．１０％
Ｎｂは、Ｎと化合物を作ることでクロム窒化物の析出を抑制する効果があるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｎｂを多量に含有すると、鋼板の加工性を低下させる。したがって、Ｎｂ含有量は０．１０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｎｂ含有量は０．０１％以上であるのが好ましく、０．０４％以上であるのがより好ましい。
Ｎｂは、Ｎと化合物を作ることでクロム窒化物の析出を抑制する効果があるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｎｂを多量に含有すると、鋼板の加工性を低下させる。したがって、Ｎｂ含有量は０．１０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｎｂ含有量は０．０１％以上であるのが好ましく、０．０４％以上であるのがより好ましい。
Ｓｎ：０～１．００％
Ｓｎは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｓｎを多量に含有すると、熱間加工性を悪化させる。したがって、Ｓｎ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｓｎ含有量は０．０１０％以上であるのが好ましい。
Ｓｎは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｓｎを多量に含有すると、熱間加工性を悪化させる。したがって、Ｓｎ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｓｎ含有量は０．０１０％以上であるのが好ましい。
Ｗ：０～１．００％
Ｗは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｗを多量に含有すると、圧延時の負荷を増大させて製造疵を生成させやすくなる。したがって、Ｗ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｗ含有量は０．０１％以上であるのが好ましい。また、Ｗ含有量は０．５０％以下であるのが好ましい。
Ｗは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｗを多量に含有すると、圧延時の負荷を増大させて製造疵を生成させやすくなる。したがって、Ｗ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｗ含有量は０．０１％以上であるのが好ましい。また、Ｗ含有量は０．５０％以下であるのが好ましい。
Ｖ：０～１．００％
Ｖは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｖを多量に含有すると、圧延時の負荷を増大させて製造疵を生成させやすくなる。したがって、Ｖ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｖ含有量は０．０１％以上であるのが好ましい。また、Ｖ含有量は０．５０％以下であるのが好ましい。
Ｖは、耐食性を向上させる元素であるため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｖを多量に含有すると、圧延時の負荷を増大させて製造疵を生成させやすくなる。したがって、Ｖ含有量は１．００％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｖ含有量は０．０１％以上であるのが好ましい。また、Ｖ含有量は０．５０％以下であるのが好ましい。
Ｔｉ：０～０．０５％
Ｔｉは、Ｎｂと同様に、溶接熱影響部の粗大化を防止し、さらには凝固組織を微細等軸晶化する効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｔｉを多量に含有すると、均一伸びおよび局部伸びを低下させる。したがって、Ｔｉ含有量は０．０５％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｔｉ含有量は０．００５％以上であるのが好ましい。
Ｔｉは、Ｎｂと同様に、溶接熱影響部の粗大化を防止し、さらには凝固組織を微細等軸晶化する効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｔｉを多量に含有すると、均一伸びおよび局部伸びを低下させる。したがって、Ｔｉ含有量は０．０５％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｔｉ含有量は０．００５％以上であるのが好ましい。
Ｂ：０～０．００５０％
Ｂは、熱間加工性を向上させる効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｂを多量に含有すると、耐食性が著しく劣化する。したがって、Ｂ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｂ含有量は０．０００３％以上であるのが好ましい。また、Ｂ含有量は０．００３０％以下であるのが好ましい。
Ｂは、熱間加工性を向上させる効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｂを多量に含有すると、耐食性が著しく劣化する。したがって、Ｂ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｂ含有量は０．０００３％以上であるのが好ましい。また、Ｂ含有量は０．００３０％以下であるのが好ましい。
Ｃａ：０～０．００５０％
Ｃａは、脱硫、脱酸のために必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｃａを多量に含有すると、熱間加工割れが生じやすくなり、また耐食性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｃａ含有量は０．０００１％以上であるのが好ましい。
Ｃａは、脱硫、脱酸のために必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｃａを多量に含有すると、熱間加工割れが生じやすくなり、また耐食性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｃａ含有量は０．０００１％以上であるのが好ましい。
Ｍｇ：０～０．００５０％
Ｍｇは、脱酸だけでなく、凝固組織を微細化する効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｍｇを多量に含有すると、製鋼工程でのコスト増加をもたらす。したがって、Ｍｇ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｍｇ含有量は０．０００１％以上であるのが好ましい。
Ｍｇは、脱酸だけでなく、凝固組織を微細化する効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ｍｇを多量に含有すると、製鋼工程でのコスト増加をもたらす。したがって、Ｍｇ含有量は０．００５０％以下とする。上記の効果を得るためには、Ｍｇ含有量は０．０００１％以上であるのが好ましい。
Ａｌ：０～０．０５％
Ａｌは、脱硫、脱酸のために必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ａｌを多量に含有すると、製造疵の増加ならびに原料コストの増加を招く。したがって、Ａｌ含有量は０．０５％以下とする。上記の効果を得るためには、Ａｌ含有量は０．００３０％以上であるのが好ましい。
Ａｌは、脱硫、脱酸のために必要に応じて含有させてもよい。しかし、Ａｌを多量に含有すると、製造疵の増加ならびに原料コストの増加を招く。したがって、Ａｌ含有量は０．０５％以下とする。上記の効果を得るためには、Ａｌ含有量は０．００３０％以上であるのが好ましい。
ＲＥＭ：０～０．５０％
ＲＥＭ（希土類元素）は、熱間加工性を向上させる効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、ＲＥＭを多量に含有すると、製造性を損なうとともにコスト増加をもたらす。したがって、ＲＥＭ含有量は０．５０％以下とする。上記の効果を得るためには、ＲＥＭ含有量は０．００５％以上であるのが好ましい。ＲＥＭ含有量は０．０２０％以上であるのが好ましく、０．２０％以下であるのが好ましい。
ＲＥＭ（希土類元素）は、熱間加工性を向上させる効果を有するため、必要に応じて含有させてもよい。しかし、ＲＥＭを多量に含有すると、製造性を損なうとともにコスト増加をもたらす。したがって、ＲＥＭ含有量は０．５０％以下とする。上記の効果を得るためには、ＲＥＭ含有量は０．００５％以上であるのが好ましい。ＲＥＭ含有量は０．０２０％以上であるのが好ましく、０．２０％以下であるのが好ましい。
なお、ＲＥＭは、Ｓｃ、ＹおよびＬａ～Ｌｕまでの１５元素（ランタノイド）の計１７元素の総称であり、ＲＥＭの含有量はこれらの元素の合計含有量を意味する。なお、ランタノイドは、工業的には、ミッシュメタルの形で添加される。
本発明の合せ材の化学組成において、残部はＦｅおよび不純物である。ここで「不純物」とは、鋼を工業的に製造する際に、鉱石、スクラップ等の原料、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値：２５以上
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値は、ステンレス鋼板の耐孔食性を示す一般的な指標であり、ステンレス鋼の化学組成から、下記（３）式で計算される。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値＝Ｃｒ＋３．３Ｍｏ＋１６Ｎ－Ｍｎ ・・・（３）
但し、上記式（３）中の元素記号は、合せ材中に含まれる各元素の含有率（質量％）であり、含有しない場合は０を代入する。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が低くなると、使用環境に適した耐食性が得られなくなる可能性がある。ＳＵＳ３１６相当の耐食性を得るために、ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値は２５以上とする。好ましくは３０以上であり、さらに好ましくは３５以上である。ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が高くなるほど耐食性が良好になるため上限は特に規定する必要はないが、合金コスト増加やＮ含有量の増加およびＭｎ含有量の低減による窒素気泡の発生が問題になる場合があるため、５０未満とすることが好ましく、より好ましくは４５未満である。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値は、ステンレス鋼板の耐孔食性を示す一般的な指標であり、ステンレス鋼の化学組成から、下記（３）式で計算される。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値＝Ｃｒ＋３．３Ｍｏ＋１６Ｎ－Ｍｎ ・・・（３）
但し、上記式（３）中の元素記号は、合せ材中に含まれる各元素の含有率（質量％）であり、含有しない場合は０を代入する。
ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が低くなると、使用環境に適した耐食性が得られなくなる可能性がある。ＳＵＳ３１６相当の耐食性を得るために、ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値は２５以上とする。好ましくは３０以上であり、さらに好ましくは３５以上である。ＰＲＥＮ＿Ｍｎ値が高くなるほど耐食性が良好になるため上限は特に規定する必要はないが、合金コスト増加やＮ含有量の増加およびＭｎ含有量の低減による窒素気泡の発生が問題になる場合があるため、５０未満とすることが好ましく、より好ましくは４５未満である。
５．製造方法
本発明に係るクラッド鋼板の製造方法について説明する。前述のように合せ材の耐食性および母材の加工性に優れたクラッド鋼板を得るためには金属組織を制御する必要があるが、そのような金属組織は鋼の化学組成と適切な製造条件を組み合わせることで実現できる。
上記のクラッド鋼板において、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材とする。２つのクラッド素材を各クラッド素材の合せ材表面が圧延素材の表面となるように組み立てて圧延素材とする。各クラッド素材の母材表面が、剥離剤を挟んで圧延素材の板厚中心に配置される。
組み立てた圧延素材を用いて熱間圧延を行う。合せ材の化学組成から式（１）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。熱間圧延の最終パス開始時の温度がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこない、圧延後にＴσ－１００℃から６５０℃の温度範囲の冷却速度を板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ以下とする冷却を実施する。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
本発明に係るクラッド鋼板の製造方法について説明する。前述のように合せ材の耐食性および母材の加工性に優れたクラッド鋼板を得るためには金属組織を制御する必要があるが、そのような金属組織は鋼の化学組成と適切な製造条件を組み合わせることで実現できる。
上記のクラッド鋼板において、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材とする。２つのクラッド素材を各クラッド素材の合せ材表面が圧延素材の表面となるように組み立てて圧延素材とする。各クラッド素材の母材表面が、剥離剤を挟んで圧延素材の板厚中心に配置される。
組み立てた圧延素材を用いて熱間圧延を行う。合せ材の化学組成から式（１）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。熱間圧延の最終パス開始時の温度がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこない、圧延後にＴσ－１００℃から６５０℃の温度範囲の冷却速度を板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ以下とする冷却を実施する。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
５－１クラッド素材、圧延素材
クラッド素材は、以下に記載の方法により製造される。具体的には、転炉、電気炉、真空溶解炉等の公知の方法で母材となる炭素鋼および低合金鋼ならびに合せ材となる二相ステンレス鋼を溶製した後、連続鋳造法または造塊－分塊法によりスラブを作成する。得られたスラブを通常用いられる条件で熱間圧延し、熱延板である合せ材及び母材とする。得られた熱延板に対し、必要に応じて、焼鈍、酸洗、研磨などを施してもよい。
上記の合せ材および母材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材を組み立てる。密着性や界面耐食性を改善するために合せ材と母材の間にＮｉ箔などインサート材を挿入しても良い。圧着面を真空にする方法は特に規定されないが、真空中で電子ビーム溶接する方法や、予め真空引き用の穴を開けておき大気中でアーク溶接やレーザー溶接で４周を溶接した後に真空ポンプで真空引きする方法などが例示できる。真空度（絶対圧）は０．１Ｔｏｒｒ以下であれば界面の酸化物などが少ない良好な接合界面が得られ、より好ましくは０．０５Ｔｏｒｒ以下であり、真空度は高いほど（絶対圧が低いほど）接合界面が良好になる傾向が有るため特に下限は設けない。
得られたクラッド素材は、母材側に剥離剤を塗布してから２つのクラッド素材を合せ材－母材－（剥離剤）－母材－合せ材の順に重ね、一方の母材ともう一方の母材との界面を溶接で固定して圧延素材とする。この順で組み立てることで、製品の母材表層は圧延時には圧延素材の内部に位置し、冷却時に冷却媒体が直接当たらないため母材表層の冷却速度を遅くすることができる。
圧延時に合せ材がロールに接触するために表面温度が低下することによるシグマ相析出を抑制するため、予め合せ材の外表面に例えば炭素鋼からなる犠牲材を重ね合わせ、犠牲材の重ね合わされた状態で組み立てて圧延し、圧延後に犠牲材を剥離し除去するようにしても良い。圧延後の犠牲材の除去を容易にするために、犠牲材と合せ材との間には剥離剤を挿入することが望ましい。犠牲材の追加は圧延コストの増大につながるため、犠牲材の厚さは圧延後に３ｍｍ以下となることが望ましい。
冷却時の板反りを少なくするために２つのクラッド素材は母材同士、合せ材同士がそれぞれ等厚であることが望ましい。圧延素材の表面側に合せ材、内部側に母材となるように組み立ててあれば、その他の条件は上記で記述した組立方式に限定する必要はない。
クラッド素材は、以下に記載の方法により製造される。具体的には、転炉、電気炉、真空溶解炉等の公知の方法で母材となる炭素鋼および低合金鋼ならびに合せ材となる二相ステンレス鋼を溶製した後、連続鋳造法または造塊－分塊法によりスラブを作成する。得られたスラブを通常用いられる条件で熱間圧延し、熱延板である合せ材及び母材とする。得られた熱延板に対し、必要に応じて、焼鈍、酸洗、研磨などを施してもよい。
上記の合せ材および母材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材を組み立てる。密着性や界面耐食性を改善するために合せ材と母材の間にＮｉ箔などインサート材を挿入しても良い。圧着面を真空にする方法は特に規定されないが、真空中で電子ビーム溶接する方法や、予め真空引き用の穴を開けておき大気中でアーク溶接やレーザー溶接で４周を溶接した後に真空ポンプで真空引きする方法などが例示できる。真空度（絶対圧）は０．１Ｔｏｒｒ以下であれば界面の酸化物などが少ない良好な接合界面が得られ、より好ましくは０．０５Ｔｏｒｒ以下であり、真空度は高いほど（絶対圧が低いほど）接合界面が良好になる傾向が有るため特に下限は設けない。
得られたクラッド素材は、母材側に剥離剤を塗布してから２つのクラッド素材を合せ材－母材－（剥離剤）－母材－合せ材の順に重ね、一方の母材ともう一方の母材との界面を溶接で固定して圧延素材とする。この順で組み立てることで、製品の母材表層は圧延時には圧延素材の内部に位置し、冷却時に冷却媒体が直接当たらないため母材表層の冷却速度を遅くすることができる。
圧延時に合せ材がロールに接触するために表面温度が低下することによるシグマ相析出を抑制するため、予め合せ材の外表面に例えば炭素鋼からなる犠牲材を重ね合わせ、犠牲材の重ね合わされた状態で組み立てて圧延し、圧延後に犠牲材を剥離し除去するようにしても良い。圧延後の犠牲材の除去を容易にするために、犠牲材と合せ材との間には剥離剤を挿入することが望ましい。犠牲材の追加は圧延コストの増大につながるため、犠牲材の厚さは圧延後に３ｍｍ以下となることが望ましい。
冷却時の板反りを少なくするために２つのクラッド素材は母材同士、合せ材同士がそれぞれ等厚であることが望ましい。圧延素材の表面側に合せ材、内部側に母材となるように組み立ててあれば、その他の条件は上記で記述した組立方式に限定する必要はない。
５－２．熱間圧延
続いて、得られた圧延素材について熱間圧延を行う。ここで、合せ材の化学組成から式（２）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。熱間圧延の最終パス開始時の温度Ｔ１がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこなう。Ｔ１がＴσ－５０℃未満の場合は熱間圧延中および冷却設備までの移送中に合せ材でシグマ相が析出してしまい、良好な耐食性が得られなくなってしまう。好ましくはＴ１がＴσ℃以上である。Ｔ１が高温であるほどシグマ相の析出が抑制されるため上限は設けない。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する
続いて、得られた圧延素材について熱間圧延を行う。ここで、合せ材の化学組成から式（２）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとする。熱間圧延の最終パス開始時の温度Ｔ１がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこなう。Ｔ１がＴσ－５０℃未満の場合は熱間圧延中および冷却設備までの移送中に合せ材でシグマ相が析出してしまい、良好な耐食性が得られなくなってしまう。好ましくはＴ１がＴσ℃以上である。Ｔ１が高温であるほどシグマ相の析出が抑制されるため上限は設けない。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する
圧延素材の加熱温度、加熱時間、熱間圧延の圧下比は適宜定めれば良いが、耐食性および加工性以外の特性や製造性の観点から以下に好ましい範囲を例示する。
加熱温度は１０５０～１２５０℃とするのが好ましい。加熱温度が１０５０℃未満であると熱間加工性が悪化し、接合強度も劣化する。このため、加熱温度は１０５０℃以上であるのが好ましく、１１００℃以上であるのがより好ましい。一方、加熱温度が１２５０℃超であると、加熱炉内で鋼片が変形したり熱延時に疵が生じやすくなったりする。このため、加熱温度は１２５０℃以下であるのが好ましく、１２２０℃以下であるのがより好ましい。
加熱時間は板厚中央まで温度を均一にさせるため３０分以上の加熱が望ましい。
素材厚／製品厚で計算される圧下比は３以上１５以下とすることが好ましい。圧下比が３未満である場合は圧延による界面接合が不十分で界面のせん断強度が低くなる可能性がある。より好ましくは５以上である。また圧下比が１５超である場合は圧延時間が長くなり仕上げ温度が低くなりすぎるとともに圧延コストが増加する。より好ましくは１０以下である。
加熱温度は１０５０～１２５０℃とするのが好ましい。加熱温度が１０５０℃未満であると熱間加工性が悪化し、接合強度も劣化する。このため、加熱温度は１０５０℃以上であるのが好ましく、１１００℃以上であるのがより好ましい。一方、加熱温度が１２５０℃超であると、加熱炉内で鋼片が変形したり熱延時に疵が生じやすくなったりする。このため、加熱温度は１２５０℃以下であるのが好ましく、１２２０℃以下であるのがより好ましい。
加熱時間は板厚中央まで温度を均一にさせるため３０分以上の加熱が望ましい。
素材厚／製品厚で計算される圧下比は３以上１５以下とすることが好ましい。圧下比が３未満である場合は圧延による界面接合が不十分で界面のせん断強度が低くなる可能性がある。より好ましくは５以上である。また圧下比が１５超である場合は圧延時間が長くなり仕上げ温度が低くなりすぎるとともに圧延コストが増加する。より好ましくは１０以下である。
５－３．圧延後の冷却
圧延後に圧延後鋼板の加速冷却を行う。加速冷却開始時の温度Ｔ２をＴσ－１００℃以上とする。加速冷却終了後に復熱した圧延後鋼板の表面温度Ｔ３が６５０℃以下となるように加速冷却を実施する。冷却の開始温度Ｔ２がＴσ－１００℃未満の場合は、圧延後鋼板の表面に位置する合せ材でシグマ相が析出してしまい、熱間圧延後に熱処理を実施しない場合に良好な耐食性が得られなくなってしまう。好ましい冷却開始温度はＴσ－５０℃以上である。高温であるほどシグマ相の析出が抑制されるため上限は設けない。また、冷却後に復熱した板の表面温度が６５０℃超となると、復熱した合せ材でシグマ相が析出してしまい、良好な耐食性が得られなくなってしまう。
圧延後に圧延後鋼板の加速冷却を行う。加速冷却開始時の温度Ｔ２をＴσ－１００℃以上とする。加速冷却終了後に復熱した圧延後鋼板の表面温度Ｔ３が６５０℃以下となるように加速冷却を実施する。冷却の開始温度Ｔ２がＴσ－１００℃未満の場合は、圧延後鋼板の表面に位置する合せ材でシグマ相が析出してしまい、熱間圧延後に熱処理を実施しない場合に良好な耐食性が得られなくなってしまう。好ましい冷却開始温度はＴσ－５０℃以上である。高温であるほどシグマ相の析出が抑制されるため上限は設けない。また、冷却後に復熱した板の表面温度が６５０℃超となると、復熱した合せ材でシグマ相が析出してしまい、良好な耐食性が得られなくなってしまう。
母材においてオーステナイト→フェライト変態が開始する温度は熱力学的にはＡ３点として示され鋼の成分によって変化するが、オーステナイト→フェライト変態は速度論的な現象でもあり、製造時の冷却速度ではＡ３点から１００～２００℃程度過冷却された温度から開始する。本発明で合せ材として用いられる汎用二相ステンレス鋼およびスーパー二相ステンレス鋼のＴσ－１００℃は実用上オーステナイト→フェライト変態が開始する温度よりも十分高温である。また、母材においてオーステナイト→フェライト変態が終了する温度は６５０℃よりも低い温度であるが、加速冷却後に空冷されている状態での板厚中央の冷却速度はベイナイトやマルテンサイトが生じる冷却速度よりも十分遅い。
前述のように、加速冷却開始直前と復熱完了時において、圧延後鋼板の表面と板厚中央では板厚によって数℃～数十℃の温度差が生じているが、表面と板厚中央の温度差の程度は両時点でほぼ同等と考えられる。そして圧延後鋼板の板厚中央の温度履歴は「急冷却－復熱」の履歴をたどるのではなく、加速冷却開始時から圧延後鋼板の復熱終了まで、単調な温度降下の温度履歴をたどる。そのため、圧延後鋼板の加速冷却開始時と復熱終了時の表面温度から算出する冷却速度で板厚中央の冷却速度を近似的に算出することができる。従って、Ｔσ－５０℃以上で加速冷却を開始し、加速冷却終了後の復熱温度を６５０℃以下とし、加速冷却開始時と復熱終了時の間の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とすることにより、板厚中央の同じ温度域における平均冷却速度ＣＲを２５℃／ｓ以下とすることができる。母材においてオーステナイト→フェライト変態が生じる温度帯の平均冷却速度を２５℃／ｓ以下とすることにより、母材表層のベイナイトやマルテンサイトの析出を抑制し良好な加工性を得ることができる。板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ超の場合、母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置にある母材表層近傍において軟質なフェライトではなく硬質なベイナイトやマルテンサイトが生成し、良好な加工性が得られなくなってしまう。好ましくは１５℃／ｓ以下である。
板厚中央の平均冷却速度ＣＲが２５℃／ｓ以下となる加速冷却の方法は規定しないが、水冷や強制空冷などを例示できる。
板厚中央の平均冷却速度ＣＲの評価方法について説明する。加速冷却前に測温した板の表面温度を冷却開始温度Ｔ２（℃）とする。冷却後に復熱して板表面の温度上昇が止まった時点で測温した板の表面温度を冷却停止温度Ｔ３（℃）とする。加速冷却開始直前と復熱完了時において、表面と板厚中央の温度差の程度は両時点でほぼ同等と考えられるため、冷却開始温度Ｔ２（℃）と冷却停止温度Ｔ３（℃）の差を、それぞれを測温した時間（秒）の差で除した値を、板厚中央の平均冷却速度ＣＲとする。
５－４．圧延後の熱処理
本発明により、熱処理なしでも合せ材の耐食性および母材の加工性に優れた二相ステンレスクラッド鋼板を得ることができる。前述の通りクラッド鋼板の熱処理はコスト増となるが、他の特性の必要に応じて熱処理することは妨げられない。熱処理の際に合せ材でシグマ相が析出すると耐食性が低下してしまうので、熱処理温度は８００℃以下で実施する。望ましくは６５０℃以下である。
本発明により、熱処理なしでも合せ材の耐食性および母材の加工性に優れた二相ステンレスクラッド鋼板を得ることができる。前述の通りクラッド鋼板の熱処理はコスト増となるが、他の特性の必要に応じて熱処理することは妨げられない。熱処理の際に合せ材でシグマ相が析出すると耐食性が低下してしまうので、熱処理温度は８００℃以下で実施する。望ましくは６５０℃以下である。
本発明によれば、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れたクラッド鋼板を得ることができる。本発明に係るクラッド鋼板は耐食性や加工性を改善するための付加的な熱処理などを必要としない。また、上記クラッド鋼板は、加工性が高く複雑な形状にも加工できるため使用用途の制限がなく、従来、ソリッド鋼板が用いられていた構造部材に適用できる。このため、上記クラッド鋼板は、低コスト化に大きく貢献するものである。
以下、実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
表１に示す化学組成の二相ステンレス鋼からなる合せ材、および表２に示す化学組成の母材を溶製して鋼片とし、熱間圧延、焼鈍、酸洗の工程を経て合せ材は厚さ３０ｍｍ、母材は厚さ１３０ｍｍの鋼板を製造した。得られた合せ材と母材を素材として、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材を作成した。２つのクラッド素材を合せ材－母材－剥離剤－母材－合せ材となるように母材と母材の間に剥離剤を塗布して重ね、圧延素材として組み立てた。得られた圧延素材について、表３、表４に示す熱間圧延条件で全厚３２ｍｍまで熱間圧延後に水冷設備まで移送し、加速冷却として水冷を行った。水冷前に測温した板の表面温度を冷却開始温度Ｔ２とし、水冷後に復熱して板表面の温度上昇が止まった時点で測温した板の表面温度を冷却停止温度Ｔ３とした。また冷却開始温度Ｔ２（℃）と冷却停止温度Ｔ３（℃）の差をそれぞれを測温した時間（秒）の差で除した値を板厚中央の平均冷却速度ＣＲとした。得られた圧延後鋼板を剥離剤部分で剥離させ、厚さ１６ｍｍのクラッド鋼板を製造した。合せ材の化学組成から前記（３）式で算出するＰＲＥＮ＿Ｍｎ値を、表１の「ＰＲＥＮ＿Ｍｎ」欄に記載している。表２において、Ｔσは合せ材の化学組成から式（２）で計算される値をしめす。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
Ｔσ ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
ただし、式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
クラッド鋼板の圧延において表３、表４の母材Ｎｏ．、合せ材Ｎｏ．に記載の素材を用い、表３、表４に記載の製造条件を変化させ、各特性値を調べた。以下、表３、表４における製造条件の項目について説明する。表３、表４において「Ｔ１」は圧延の最終パスの開始温度（℃）を示す。「Ｔ２」は水冷を開始した温度を示す。「Ｔ３」は水冷停止後に復熱が終了した温度を示す。「ＣＲ」は板厚中央の平均冷却速度（℃／ｓ）を示す。
表３、表４に記載の評価結果について説明する。
表３、表４の「α率」欄は母材表層のフェライト相率（％）を示す。フェライト相率は以下に説明するＫＡＭ値によって評価した。ＫＡＭ値の測定のため、試料の圧延方向に垂直な断面をコロイダルシリカ研磨し、母材表層（母材表面から深さ方向へ１ｍｍ位置）について倍率５００倍、１７７μｍ×５１９μｍエリア（１７７μｍ側が厚み方向であり、エリア中心が母材表面から１ｍｍの位置である。）、測定ステップ１μｍの測定条件でＥＢＳＤ測定を３回実施した。得られたデータからそれぞれＫＡＭ値が１°以下である面積率（％）を計算し、その平均を母材表層のフェライト相率とした。なお、この測定条件は一例であり、試料の金属組織、特に結晶粒径に応じて適宜変更してよい。
表３、表４の「α率」欄は母材表層のフェライト相率（％）を示す。フェライト相率は以下に説明するＫＡＭ値によって評価した。ＫＡＭ値の測定のため、試料の圧延方向に垂直な断面をコロイダルシリカ研磨し、母材表層（母材表面から深さ方向へ１ｍｍ位置）について倍率５００倍、１７７μｍ×５１９μｍエリア（１７７μｍ側が厚み方向であり、エリア中心が母材表面から１ｍｍの位置である。）、測定ステップ１μｍの測定条件でＥＢＳＤ測定を３回実施した。得られたデータからそれぞれＫＡＭ値が１°以下である面積率（％）を計算し、その平均を母材表層のフェライト相率とした。なお、この測定条件は一例であり、試料の金属組織、特に結晶粒径に応じて適宜変更してよい。
Kernel Average Misorientation（ＫＡＭ）は測定データのピクセルについて、隣り合う６個のピクセル間の方位差の平均した値をそのピクセルのＫＡＭ値とする計算を各ピクセルに行う。粒界を超えないようにこの計算を実施することで粒内の局所的な方位変化にもとづく歪の分布図を得ることができる。高温で生成するフェライトは変態機構として拡散変態が主であるため、ベイナイトやマルテンサイトよりも変態ひずみが小さいという特性を有する。この特性を元にエッチングして観察した組織との比較からＫＡＭ値が１°以下のものをフェライトとし、ＥＢＳＤから測定されるフェライト面積率を母材表層のフェライト相率と定義した。
耐食性は前記塩化第二鉄ＣＰＴによって評価した。塩化第二鉄ＣＰＴは、ＡＳＴＭ Ｇ ４８ Ｅ法に準拠した塩化第二鉄腐食試験により測定した。
塩化第二鉄ＣＰＴは二相ステンレスクラッド鋼板製品の合せ材部分を評価した塩化第二鉄ＣＰＴ（製品ＣＰＴ）と、製品の合せ材部分を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（固溶化ＣＰＴ）を評価し、固溶化ＣＰＴと製品ＣＰＴとの差（ＣＰＴ差）に基づいて合せ材の耐食性の良否を判断した。
製品の二相ステンレスクラッド鋼板と、当該二相ステンレスクラッド鋼板に１０５０℃、１０分の固溶化処理を施した固溶化熱処理鋼板とを準備した。それぞれの鋼板の合せ材部分について、表面から板厚方向に０．５ｍｍ位置および２．５ｍｍ位置を評価面とする板厚２ｍｍ×長さ２５ｍｍ×幅５０ｍｍの試験片を各４個用いて測定した。試験片採取位置は特に指定しないが、非定常部を避けるため圧延材の幅および長さの端部から１００ｍｍ以上離れた内部から採取することが望ましい。より望ましくは端部から３００ｍｍ以上離れた内部である。そして、それぞれの試料で測定した孔食発生温度の最低値（℃）を孔食発生温度とし、固溶化していない製品の孔食発生温度を「製品ＣＰＴ」、固溶化処理を施した試料の孔食発生温度を「固溶化ＣＰＴ」とした。そして、測定した「固溶化ＣＰＴ」から、「製品ＣＰＴ」を減じて、「ＣＰＴ差」とした。
表３、表４の「ＣＰＴ差」欄に結果を示す。○はＣＰＴ差が１０℃以下、×は１０℃超を示す。
塩化第二鉄ＣＰＴは二相ステンレスクラッド鋼板製品の合せ材部分を評価した塩化第二鉄ＣＰＴ（製品ＣＰＴ）と、製品の合せ材部分を固溶化熱処理した試料の塩化第二鉄ＣＰＴ（固溶化ＣＰＴ）を評価し、固溶化ＣＰＴと製品ＣＰＴとの差（ＣＰＴ差）に基づいて合せ材の耐食性の良否を判断した。
製品の二相ステンレスクラッド鋼板と、当該二相ステンレスクラッド鋼板に１０５０℃、１０分の固溶化処理を施した固溶化熱処理鋼板とを準備した。それぞれの鋼板の合せ材部分について、表面から板厚方向に０．５ｍｍ位置および２．５ｍｍ位置を評価面とする板厚２ｍｍ×長さ２５ｍｍ×幅５０ｍｍの試験片を各４個用いて測定した。試験片採取位置は特に指定しないが、非定常部を避けるため圧延材の幅および長さの端部から１００ｍｍ以上離れた内部から採取することが望ましい。より望ましくは端部から３００ｍｍ以上離れた内部である。そして、それぞれの試料で測定した孔食発生温度の最低値（℃）を孔食発生温度とし、固溶化していない製品の孔食発生温度を「製品ＣＰＴ」、固溶化処理を施した試料の孔食発生温度を「固溶化ＣＰＴ」とした。そして、測定した「固溶化ＣＰＴ」から、「製品ＣＰＴ」を減じて、「ＣＰＴ差」とした。
表３、表４の「ＣＰＴ差」欄に結果を示す。○はＣＰＴ差が１０℃以下、×は１０℃超を示す。
加工性の評価として曲げ試験をＪＩＳ Ｚ ２２４８に準拠して実施した。クラッド鋼板から全厚１６ｍｍの１号試験片を作成した。曲げ半径を板厚と同じ１６ｍｍとし、外側を母材、内側を合せ材とした１８０度曲げを実施した。その後試験機から取り外した試験片の湾曲部の外側（母材側）を目視で観察し、裂けきずおよびその他の欠陥がないものを良好（〇）、何らかの欠陥が認められるものを不良（×）と評価した。
表３、表４の「加工性」欄は曲げ試験の結果であり、〇は加工性が良好、×は不良を示す。
表３、表４の「加工性」欄は曲げ試験の結果であり、〇は加工性が良好、×は不良を示す。
製造条件および上記の結果をまとめて表３、表４に示す。本発明のクラッド鋼板の範囲から外れる項目、本発明の好適な製造方法範囲から外れる項目に、それぞれ下線を付している。
試料１～４７は本発明例であり、好ましい製造条件を満足し、合せ材の耐食性が良好かつ、母材表層のフェライト相率が１５％超であり良好な加工性を有する。試料４８～５５は比較例であり、好ましい製造条件を満足せず、合せ材の耐食性が不良または母材表層のフェライト相率が１５％以下であり加工性が不良である。
上述したように、本発明例では合せ材の耐食性と母材の加工性に優れるクラッド鋼板が得られた。一方、比較例では好ましい製造条件を満足せず、合せ材の耐食性が不良もしくは表層のフェライト相率が本発明の規定から外れたため母材の加工性が不良であった。
本発明によれば、合せ材の耐食性および母材の加工性に優れる二相ステンレスクラッド鋼板を低コストで得ることができ、産業上極めて有用である。本発明のクラッド鋼板は、腐食環境として、海水に曝されるような高塩化物環境、リン酸または硫酸などの酸溶液に曝されるプラント設備等での腐食環境等に適用可能性がある。具体的には、海水淡水化プラント、排煙脱硫装置、化学薬品の保存タンク、油井管等の構造部材、ポンプ・バルブ類、熱交換器などである。
Claims (4)
- 母材と、前記母材に接合された合せ材とを備えるクラッド鋼板であって、
前記母材は、炭素鋼または低合金鋼からなり、
前記合せ材は、二相ステンレス鋼からなり、
固溶化処理した試料の前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴと、前記合せ材の塩化第二鉄ＣＰＴとの差が１０℃以下であり、
かつ母材表層のフェライト相率が１５％超であることを特徴とするクラッド鋼板。
ここで母材表層とは母材表面から板厚方向に１ｍｍの位置を指す。
また、塩化第二鉄ＣＰＴとは、ＡＳＴＭ Ｇ４８Ｅ法に準拠して評価する孔食発生温度（℃）を意味する。 - 請求項１に記載のクラッド鋼板において、前記母材の化学組成が質量％でＣ：０．０２０～０．２００％、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：０．１０～３．００％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ｎｂ：０．２００％以下、Ｎ：０．０２０％以下を含有し、かつＣｅｑが０．２０～０．５０であり、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する請求項１に記載のクラッド鋼板。
ここで、Ｃｅｑは次式（１）により定義される。
Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
式中、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶは、母材鋼板の化学組成における各元素の含有量（質量％）である。 - 前記母材の化学組成がさらに、前記Ｆｅの一部に替えて、質量％で、Ｎｉ：０．０１～３．００％、Ｃｒ：０．０１～１．００％、Ｍｏ：０．０１～０．５０％、Ｗ：０．０１～１．００％、Ｃｕ：０．０１～２．００％、Ｃｏ：０．０１～０．５０％、Ｓｅ＋Ｔｅ：０．０１～０．１０％、Ａｌ：０．００５～０．３００％、Ｖ：０．００１～０．１００％、Ｔｉ：０．００１～０．２００％、Ｃａ：０．０００３～０．０１００％、Ｂ：０．０００３～０．００３０％、Ｍｇ：０．０００３～０．０１００％、Ｚｒ＋Ｈｆ＋Ｔａ：０．０００１～０．０１００％およびＲＥＭ：０．０００３～０．０１００％から選ばれる１種または２種以上を含有する、請求項２に記載のクラッド鋼板。
- 請求項１～請求項３のいずれか１項に記載のクラッド鋼板の製造方法において、母材と合せ材を圧着面が真空になるよう積層して圧着面の４周を溶接により密封してクラッド素材とし、２つの前記クラッド素材を合せ材が外側に位置するように重ね合わせ、母材と母材の界面の４周を溶接して組み立てた圧延素材について、合せ材の化学組成から式（１）で計算される温度をシグマ相析出開始温度Ｔσとし、最終パス開始時の温度がＴσ－５０（℃）以上となるように圧延をおこない、圧延後にＴσ－１００℃以上から加速冷却を実施し、冷却後に復熱した板の表面温度が６５０℃以下であり、加速冷却開始から復熱終了までの板厚中央の平均冷却速度が２５℃／ｓ以下であることを特徴とする、請求項１～請求項３のいずれか１項に記載のクラッド鋼板の製造方法。
Ｔσ＝４Ｃｒ＋２５Ｎｉ＋７１（Ｍｏ＋Ｗ）－１１．４（Ｍｏ－１．３）２＋５Ｓｉ－６Ｍｎ－３０Ｎ＋５６９（℃）・・・ 式（２）
式（２）における各元素記号は合せ材の当該元素の含有量（質量％）を示し、含有しない場合は０を代入する。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2022052320A JP2023145050A (ja) | 2022-03-28 | 2022-03-28 | クラッド鋼板およびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2022052320A JP2023145050A (ja) | 2022-03-28 | 2022-03-28 | クラッド鋼板およびその製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2023145050A true JP2023145050A (ja) | 2023-10-11 |
Family
ID=88253457
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2022052320A Pending JP2023145050A (ja) | 2022-03-28 | 2022-03-28 | クラッド鋼板およびその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2023145050A (ja) |
-
2022
- 2022-03-28 JP JP2022052320A patent/JP2023145050A/ja active Pending
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US8562758B2 (en) | Austenitic-ferritic stainless steel | |
| EP1918399B9 (en) | Ferritic stainless-steel sheet with excellent corrosion resistance and process for producing the same | |
| JP7059357B2 (ja) | 二相ステンレスクラッド鋼板およびその製造方法 | |
| CN111902559B (zh) | 双相不锈钢包层钢板和其制造方法 | |
| WO2018139513A1 (ja) | 二相ステンレスクラッド鋼およびその製造方法 | |
| US20170175217A1 (en) | Hot rolled and annealed ferritic stainless steel sheet, method of producing same, and cold rolled and annealed ferritic stainless steel sheet | |
| CN114174547A (zh) | 耐酸性管线管用高强度钢板及其制造方法以及使用耐酸性管线管用高强度钢板的高强度钢管 | |
| CN111918979B (zh) | 双相不锈钢包层钢板和其制造方法 | |
| JP2009013431A (ja) | 複数回溶接熱影響部の耐食性に優れた低クロム含有ステンレス鋼およびその製造方法 | |
| JPH10121202A (ja) | 耐硫化物応力割れ性を必要とする環境で使用される高強度鋼材およびその製造方法 | |
| JP5141440B2 (ja) | 加工性に優れた高強度鋼管およびその製造方法 | |
| JP6750572B2 (ja) | 母材が高強度で低温靱性に優れたクラッド鋼板およびその製造方法 | |
| JP6648736B2 (ja) | 母材低温靱性とｈａｚ靱性に優れたクラッド鋼板およびその製造方法 | |
| US7429302B2 (en) | Stainless steel sheet for welded structural components and method for making the same | |
| JP4457492B2 (ja) | 加工性と溶接性に優れたステンレス鋼 | |
| JP7474079B2 (ja) | クラッド鋼板およびその製造方法 | |
| JP2023145050A (ja) | クラッド鋼板およびその製造方法 | |
| JPH0617519B2 (ja) | 加工性の良好なフエライト系ステンレス鋼の鋼板または鋼帯の製造法 | |
| KR102463485B1 (ko) | 페라이트계 스테인리스 강판, 및 그 제조 방법 그리고 페라이트계 스테인리스 부재 | |
| JPH05261567A (ja) | 優れた低温靭性を有するクラッド鋼板の製造方法 | |
| JP2022038084A (ja) | クラッド鋼板およびその製造方法ならびに溶接構造物 | |
| JP2004225131A (ja) | 加工性に優れた高強度鋼管とその製造方法 | |
| JP7357761B2 (ja) | クラッド鋼板およびその製造方法ならびに溶接構造物 | |
| JP2023082763A (ja) | クラッド鋼板およびその製造方法 | |
| JP7006855B2 (ja) | クラッド鋼およびその製造方法 |