JP3839108B2

JP3839108B2 - 打抜き後の加工性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼

Info

Publication number: JP3839108B2
Application number: JP27077096A
Authority: JP
Inventors: 克久宮楠; 聡鈴木
Original assignee: Nisshin Steel Co Ltd
Current assignee: Nippon Steel Nisshin Co Ltd
Priority date: 1996-10-14
Filing date: 1996-10-14
Publication date: 2006-11-01
Anticipated expiration: 2016-10-14
Also published as: JPH10121207A

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、伸びフランジ成形を受ける穴拡げ等の成形加工時に優れた加工性を呈するオーステナイト系ステンレス鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ステンレス鋼板は、剪断，打抜き等で所定形状のブランクに成形された後、プレス加工に供される。なかでも、オーステナイト系ステンレス薄鋼板は、その優れた成形性を活用し、深絞り成形用，張出し成形用の素材として多用されてきた。しかし、ブランク材の打抜き開口部やブランク材の端面は、穴拡げ，伸びフランジ成形，曲げ等の変形を受けると、必ずしも十分な変形能を示さない場合がある。すなわち、鋼板素材そのものの成形性が優れていても、穴拡げ性等の端面加工性が低いため、開口部や鋼板端部に割れが生じ、成形加工品の歩留りを低下させる問題がある。
ブランク材の開口部や端部は、量産性，経済性の観点から打抜き加工が多用されているが、打抜き端面が厳しい塑性変形を受ける。また、ＪＩＳＧ４３０５で規定されているＳＵＳ３０４等の準安定オーステナイト系ステンレス鋼では、冷間加工によってマルテンサイト（α’相）が生成する。マルテンサイト（α’相）は、打抜き端面の加工硬化を促進させ、延性，ひいては穴拡げ性を低下させる。
【０００３】
そこで、従来は、高い穴拡げ性が要求される用途に対しては、冷間加工時にマルテンサイト（α’相）が生成しにくい成分バランスのオーステナイト系ステンレス鋼が使用されていた。この種の鋼材としては、たとえばＪＩＳＧ４３０８で規定されているＳＵＳＸＭ７がある。
準安定オーステナイト系ステンレス鋼の穴拡げ性を加工面から向上することも検討されている。たとえば、特公昭５７−３９８４８号公報では、打抜きポンチ及びダイスを４０〜３００℃に加熱することにより、打抜き端面でのマルテンサイト（α’相）の生成を抑制し、開口部や端面の延性を向上させている。また、「塑性と加工」第１０号（１９６９）第６６５頁では、通常の打抜き加工後に、著しく加工硬化した打抜き端面近傍を削り抜きで除去することにより、打抜き面の延性を向上させている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、ＳＵＳＸＭ７では、打抜き端面のマルテンサイト（α’相）生成量が低く、穴拡げ加工前や穴拡げ初期に軟質であっても、穴拡げ加工時における延性向上に有効なマルテンサイト（α’相）が生成しない。そのため、より過酷な加工用途では端面に割れが発生し、加工製品の歩留りを低下させる。
他方、打抜きポンチ及びダイスを加熱する方法では別途加熱装置を必要とし、加工硬化した打抜き端面近傍を除去する方法では削り抜き工程を必要とする。そのため、何れの方法でも、成形加工に要するコストが上昇する。
本発明は、このような問題を解消すべく案出されたものであり、加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量を調整する合金設計をすることにより、穴拡げ等の成形加工でも打抜き加工端面が割れることなく、成形限界が高く加工品の欠陥率が少ないオーステナイト系ステンレス鋼を提供することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明のオーステナイト系ステンレス鋼は、その目的を達成するため、Ｃ：０．０３質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：５．０質量％以下，Ｎｉ：５〜１５質量％，Ｃｒ：１５〜２０質量％，Ｃｕ：２．５〜５．０質量％，Ｍｏ：３．０質量％以下，Ｎ：０．０４質量％以下，Ｓ：７０ｐｐｍ以下を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成をもち、式（１）で定義される加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_sが−９０〜−１０の範囲にあることを特徴とする。
γ_s＝５５１−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９．２Ｓｉ−２０Ｍｎ
−１３．７Ｃｒ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１８．５Ｍｏ・・・・（１）
このオーステナイト系ステンレス鋼は、更にＡｌ：０．５質量％以下，Ｔｉ：０．５質量％以下，Ｎｂ：０．５質量％以下，Ｚｒ：０．５質量％以下，Ｖ：０．５質量％以下，Ｂ：０．０３質量％以下，ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２質量％以下，Ｃａ：０．０３質量％以下の１種又は２種以上を含むことができる。
また、打抜き端面において、板厚に対する破断面の割合が３０％以下であることが好ましい。
【０００６】
【作用】
本発明のオーステナイト系ステンレス鋼では、以下に説明するように合金成分の含有量及び加工誘起マルテンサイト生成量の指標範囲を規定し、更に望ましくは打抜き端面における板厚に対する破断面の割合を３０％以下に規定している。このように規定されたオーステナイト系ステンレス鋼は、加工硬化性能と軟質さが適度にバランスされており、打抜き後に穴拡げ等のように打つ抜き端面が加工される場合でも、打抜き端面が割れることなく、成形限界が高く加工品の欠陥率が少ない。
【０００７】
次いで、本発明のオーステナイト系ステンレス鋼に含まれる合金成分，含有量等について説明する。
Ｃ：０．０３質量％以下
オーステナイト相の安定度の調整に有効な合金成分であるが、多量に含まれると素材硬さが上昇し、剪断打抜き穴端面における破断面積が増加し、穴拡げ比が低下する。そのため、Ｃ含有量の上限を０．０３質量％に設定した。
Ｓｉ：１．０質量％以下
溶製時に脱酸剤として有効な成分であるが、多量に含まれると素材硬さが上昇する。そのため、Ｓｉ含有量の上限を１．０質量％に設定した。
Ｍｎ：５．０質量％以下
軟質化に有効な合金成分である。しかし、多量に含まれると、焼鈍後の酸洗性が劣化し易く、ＢＡ焼鈍時の表面着色によって製品の意匠性を損ねる虞れがある。したがって、本発明では、軟質化の効果が飽和する５．０質量％をＭｎ含有量の上限に設定した。
【０００８】
Ｎｉ：５〜１５質量％
オーステナイト系ステンレス鋼に必要不可欠な合金成分であり、オーステナイト相とするために最低でも５質量％のＮｉが必要である。また、Ｎｉ含有量が増加すると、オーステナイト系ステンレス鋼が軟質化する。しかし、高価な元素であり、軟質性及びオーステナイト相の安定性には１５質量％のＮｉ含有量で十分である。
Ｃｒ：１５〜２０質量％
必要な耐食性を確保する上から、１５質量％以上のＣｒを含有させている。
しかし、２０質量％を超える多量のＣｒが含まれると、鋼材が硬質化する。
Ｃｕ：５．０質量％以下
軟質化及び成形性の向上に有効な合金成分であり、高価なＮｉの代替成分としても有効である。この点、Ｃｕは、穴拡げ性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼を低コストで製造する上で有用な合金元素である。しかし、５．０質量％を超えるＣｕ含有量は、熱間加工性に悪影響を及ぼす。
【０００９】
Ｍｏ：３．０質量％以下
耐食性の向上に有効な合金成分であり、建材等の用途に適用する場合にＭｏ添加の効果が顕著に現れる。また、Ｍｏは、式（１）に示すようにオーステナイト相の安定化に有効な合金元素である。したがって、Ｍｏ添加により合金の成分設計に際して、Ｍｏ以外のオーステナイト相安定化元素であるＮｉ，Ｍｎ，Ｃｕ等の含有量及びその組合せの自由度を大きく広げることができる。しかし、３．０質量％を超える多量のＭｏが含まれると、鋼材を硬質化し、穴拡げ性が劣化する。
Ｎ：０．０４質量％以下
オーステナイト相の安定化に有効な合金成分であるが、多量に含まれると素材の硬さが上昇し、穴拡げ性が低下する。そのため、Ｎ含有量の上限を０．０４質量％に設定した。
Ｓ：７０ｐｐｍ以下
ＭｎＳ等の介在物を形成する元素であり、多量に含まれると穴拡げ性が低下する。そのため、Ｓ含有量の上限を７０ｐｐｍに設定した。
【００１０】
Ａｌ：０．５質量％以下
必要に応じて添加される合金成分であり、製鋼時に脱酸剤として添加される。また、Ｓｉの低減にも有効であり、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂを添加する直前に脱酸剤として添加すると、溶鋼中の酸素濃度が低下し、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂの歩留りを向上且つ安定化させる。しかし、固溶強化元素であるため、０．５質量％を超える多量のＡｌが添加されると、鋼材の硬さが上昇する。
Ｔｉ，Ｎｂ，Ｚｒ，Ｖ：０．５質量％以下
必要に応じて添加される合金成分であり、結晶粒を細粒化し、成形加工後の肌荒れを防止する作用を呈する。これら合金成分の効果は０．５質量％で飽和し、それ以上添加しても増量に見合った効果がない。
【００１１】
Ｂ：０．０３質量％以下
必要に応じて添加される合金成分であり、熱間加工性を向上させ、熱延時の割れやスリーバ疵の防止に有効である。しかし、０．０３質量％を超える多量のＢが含まれると、却って熱間加工性が劣化するばかりでなく、高温での脆化を引き起こす。
ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２質量％以下
必要に応じて添加される合金成分であり、Ｂと同様に熱間加工性の改善に有効な合金成分である。しかし、０．０２質量％を超えてＲＥＭを添加しても、増量に見合った効果が得られない。
Ｃａ：０．０３質量％以下
必要に応じて添加される合金成分であり、製鋼時の脱酸及び熱間加工性の改善に有効である。しかし、０．０３質量％を超えてＣａを添加しても、増量に見合った効果が得られない。
【００１２】
加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s ：−９０〜−１０
前掲した式（１）で定義される加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s は、本発明者等による多数の実験結果から得られたものであり、穴拡げ等の成形加工時における打抜き端面の加工性を正確に表す指標として有効である。後述する実施例１で具体的に説明するように、指標γ_s を−９０〜−１０の範囲に維持するとき、打抜き端面の延性が向上し、端面に割れを発生させることなく、高い穴拡げ比で穴拡げ加工することができる。
【００１３】
【実施例】
実施例１：
各種合金成分の含有量を表１に示すように変化させた試験番号１〜１６の鋼を真空溶解炉でそれぞれ３０ｋｇ溶製し、インゴットに鋳造した後、１２５０℃で幅１７０ｍｍ，厚み４０ｍｍに鍛造し、抽出温度１２３０℃で熱間圧延し、板厚３．２ｍｍの熱延鋼板を得た。
各熱延鋼板に１０５０℃，均熱１分の熱延焼鈍及び酸洗を施した後、板厚１．４ｍｍまで冷間圧延し、１０５０℃，均熱１分の中間焼鈍及び酸洗を施し、更に板厚０．７ｍｍまで仕上げ冷間圧延し、１０５０℃，均熱１分の最終焼鈍及び酸洗を施した。このようにして得られた冷延鋼板焼鈍材は、何れも結晶粒度が＃５〜＃６であった。
【００１４】

【００１５】
各冷延鋼板から７０ｍｍ角の試験片を切り出し、試験片中央部に直径１０ｍｍの丸穴を打ち抜いた。打抜きには直径１０ｍｍのポンチ及び直径１０．２ｍｍのダイスを使用し、クリアランスを０．１０ｍｍに設定した。また、打抜き時にポンチ及びダイスが過熱しないように、ポンチ及びダイスの温度を室温近傍の一定値に維持した。
打抜きで丸穴加工した試験片を、図１に示した穴拡げ試験に供した。穴拡げ試験では、試験片に形成した丸穴の周囲をビード付きダイスを用いて４．５トンの荷重で押さえ、先端角度３０度の円錐ポンチを用いて速度５ｍｍ／分で丸穴を押し広げ、丸穴の周囲端面に亀裂が発生した時点でポンチを停止した。このときの穴拡げ試験前の穴直径ｄ₀ （ｍｍ），穴拡げした後の直径をｄ₁ （ｍｍ）とし、穴拡げ比λを次式で求めた。穴拡げ比λが大きい素材ほど、打抜き加工端面の伸び変形能が高く、穴拡げ性に優れていることを意味する。
λ＝（ｄ₁ −ｄ₀ ）／ｄ₀
試験番号１〜１６の鋼について、求められた穴拡げ比λをマルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s との関係を調査したところ、両者の間に図２に示す関係が成立していた。図２に示されているように、指標γ_s に応じて穴拡げ比λが増加しているが、指標γ_s が更に増加するとγ_s ≒−５０を境として穴拡げ比λが低下する傾向がみられた。
【００１６】
ところで、準安定オーステナイト系ステンレス鋼の一軸引張り試験における全伸びとオーステナイト安定度，Ｃ含有量との調査結果が「日本ステンレス技報」第１３号（１９７７）第１〜３６頁に報告されている。全伸びは、オーステナイト相が不安定化するにつれて増加し、更に不安定化すると逆に低下する。引張り試験の進行に伴い、マトリックスのオーステナイト相に比較して硬質な加工誘起マルテンサイト（α’相）が生成し歪みが分散されるために延性が向上することはＴＲＩＰ効果として一般に知られており、ＴＲＩＰ効果が最も顕著に現れるオーステナイト安定度が存在することを示している。また、この報告では、同程度のオーステナイト安定度であれば、０．１０〜０．１２質量％までのＣ含有量の増加に伴って全伸びが増加することを示している。すなわち、ＴＲＩＰ効果における加工誘起マルテンサイト（α’相）がＣ含有量の増加に伴って硬質化することで、その歪み分散効果がより有効に作用することを示している。
【００１７】
穴拡げ性は、その加工法から素材の延性に相関関係をもつものと一般に考えられてきた。しかし、オーステナイト系ステンレス鋼では、本発明者等の研究結果によると、穴拡げ比は引張り試験における全伸びの考え方を単純に適用できないばかりか、引張り試験とは異なる傾向を示すことが判った。具体的には、図２にみられる穴拡げ比λの指標γ_s 依存性は、そのピークを示すオーステナイト安定度が異なるが、引張り試験におけるオーステナイト安定度依存性に近い現象であると考えられる。すなわち、γ_s ≒−５０においてマトリックスであるγ相の伸びとα’相の生成による歪み分散効果が最もバランス良く行われ、伸び変形能が最大を示すものと考えられる。そして、γ_s ＝−９０〜−１０のときに穴拡げ比λが１．３以上の高い値を示しているが、試験番号８，１０〜１３の鋼では穴拡げ比λが１．３よりも低い値になっている。
【００１８】
次いで、穴拡げ比λとＣ含有量との関係を調査した。穴拡げ比λは、図３に示すように同程度の指標γ_s を示す試験番号１，９，１０，１２及び１３を比較すると、Ｃ含有量の増加に応じて低下する傾向が見られた。また、Ｃ含有量が０．０３質量％以下のとき、穴拡げ比λが１．３以上の高い値になっていた。すなわち、この現象は、引張り試験におけるＣ含有量とは全く逆の傾向である。
打抜き破面の穴拡げ性に及ぼす影響を調査するため、穴拡げ試験前の試験片穴端面において板厚に対する破断面の割合を測定した。穴拡げ試験前の試験片穴端面における打抜き破面は、図４に模式的に示すように剪断面及び破断面で構成されている。そこで、打抜き破面に占める破断面の量を板厚で除した値を破断面率とした。
この破断面率と穴拡げ比λとの関係を調査したところ、図５に示すように破断面率の増加に応じて穴拡げ比λが低下する傾向がみられた。また、指標γ_s ＝−９０〜−１０の鋼については、破断面率３０％以下で１．３以上の高い穴拡げ比λが示された。
【００１９】
更に、指標γ_s 及びＳ含有量が同程度の試験番号６，１２及び１３の鋼について、素材硬さと破断面率との関係を調査した。図６の調査結果から、素材硬さの増加に応じて破断面率が増加する傾向が窺われる。すなわち、Ｃ含有量の増加は、打抜き時の破断面率を増加させ、打抜き端面の延性を低下させ、穴拡げ比λを低下させている。このように、Ｃ含有量は、打抜き端面の延性に関係するＴＲＩＰ効果に寄与するものの、打抜き端面の性質により大きな影響を及ぼす。
試験番号１１の鋼は、指標γ_s ，Ｃ含有量及びＳ含有量共に試験番号１の鋼と同程度であるが、穴拡げ比λが低い値になっている。これは、試験番号１１のＮ含有量が試験番号１よりも高いことに原因がある。すなわち、ＮはＣと同様にオーステナイト系ステンレス鋼における硬質化元素であり、試験番号１１の鋼では打抜き時の破断面率が高くなるため、穴拡げ比λが低下するものと推察される。
【００２０】
更に、穴拡げ比λとＳ含有量との関係を調査した。図７の調査結果にみられるように、指標γ_s 及びＣ含有量が同程度である試験番号１，７及び８を比較すると、Ｓ含有量の増加に伴って穴拡げ比λが低下していることが判る。そして、Ｓ含有量が７０ｐｐｍ以下では、１．３以上の高い穴拡げ比λが得られた。
以上の結果から、加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s が−９０〜−１０で、Ｃ≦０．０３質量％，Ｎ≦０．０４質量％，Ｓ≦７０ｐｐｍのとき、試験番号１〜３，６，７及び９の鋼にみられるように、穴拡げ比λが高い値を示す鋼材が得られることが確認された。
【００２１】
実施例２：
各種合金成分の含有量を表２に示すように変化させた試験番号１７〜３５のオーステナイト系ステンレス鋼から、実施例１と同様に板厚２．０ｍｍの冷延鋼板焼鈍材を得た。何れの鋼板も、結晶粒度は＃５〜＃６であった。
【００２２】

【００２３】
各冷延鋼板から、寸法を図８に示すブランク材をクリアランス０．２ｍｍの打抜き加工で作製した。ブランク材の両端をプレス機で９０度曲げ加工し、曲げ端面の状態を観察した。そして、曲げ端面の割れ状態を試験片の４か所で検査し、試験前の打抜き端面に占める破断面の割合である破断面率及び穴拡げ比λとの関連で曲げ端面の割れ判定結果を表３に示す。
【００２４】

【００２５】
表３にみられるように、本発明に従った試験番号１７〜２９の鋼は、何れも穴拡げ比λが１．３以上の値を示し、曲げ端面に割れが発生しなかった。一方、穴拡げ比λが低くなるにつれて、割れの評価も△から×になった。
一部に割れが発生した試験番号３０及び３１の鋼は、指標γ_s が本発明で規定した下限値−９０を下回り、或いは上限値−１０を超えることから、打抜き端面において十分な延性が得られず、評価が△になった。Ｃ含有量が０．０３０質量％を超える試験番号３２及びＳｉ含有量が１．０質量％を超える試験番号３５の鋼では、素材が硬質化し、ブランク材打抜き端面の延性が低下しており、評価が×であった。また、試験番号３２，３３及び３５の鋼では、打抜き端面における破断面率の割合が３０％を超えていた。Ｓ含有量が７０ｐｐｍを超える試験番号３４の鋼では、鋼中の介在物が多く、介在物が起点となって割れが発生した。
【００２６】
【発明の効果】
以上に説明したように、本発明のオーステナイト系ステンレス鋼は、マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s が−９０〜−１０となるようにＣ，Ｓｉ，Ｎ，Ｃｒ，Ｎｉ，Ｃｕ，Ｍｏ等の成分バランスを図ることにより、通常採用されている打抜き加工によるブランク材の打抜き端面の伸びフランジ成形，曲げ加工性等の穴拡げ性を従来の鋼に比較して著しく改善している。したがって、成形加工に供されるオーステナイト系ステンレス鋼において、従来では打抜き加工端面に割れが発生するため加工法が制約されていた用途，歩留りや生産性が低かった用途にも適用できる。このようにして、本発明によるとき、汎用性の高い穴拡げ性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼が提供される。
【図面の簡単な説明】
【図１】穴拡げ試験方法を示す図
【図２】穴拡げ比λとマルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_s との関係を示すグラフ
【図３】穴拡げ比λとＣ含有量との関係を示すグラフ
【図４】穴拡げ試験前の試験片穴端面における打抜き破面を示す図
【図５】穴拡げ比λと打抜き端面の破断面率との関係を示すグラフ
【図６】打抜き端面の破断面率とビッカース硬さとの関係を示すグラフ
【図７】穴拡げ比λとＳ含有量との関係を示すグラフ
【図８】ブランク材の寸法を示す図

Claims

Ｃ：０．０３質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：５．０質量％以下，Ｎｉ：５〜１５質量％，Ｃｒ：１５〜２０質量％，Ｃｕ：２．５〜５．０質量％，Ｍｏ：３．０質量％以下，Ｎ：０．０４質量％以下，Ｓ：７０ｐｐｍ以下を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成をもち、式（１）で定義される加工誘起マルテンサイト（α’相）生成量の指標γ_sが−９０〜−１０の範囲にある打抜き後の加工性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼。
γ_s＝５５１−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９．２Ｓｉ−２０Ｍｎ
−１３．７Ｃｒ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１８．５Ｍｏ・・・・（１）
更にＡｌ：０．５質量％以下，Ｔｉ：０．５質量％以下，Ｎｂ：０．５質量％以下，Ｚｒ：０．５質量％以下，Ｖ：０．５質量％以下，Ｂ：０．０３質量％以下，ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２質量％以下，Ｃａ：０．０３質量％以下の１種又は２種以上を含む請求項１記載のオーステナイト系ステンレス鋼。
打抜き端面における板厚に対する破断面の割合が３０％以下である請求項１又は２記載のオーステナイト系ステンレス鋼。