JP4089076B2 - 加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法 - Google Patents
加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法 Download PDFInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、主として鋼管としての使用に際して優れた加工特性を有するフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ＴｉやＮｂ等の炭窒化物形成元素を添加したいわゆる高純度フェライト系ステンレス鋼板はー般的に熱間圧延、熱間圧延板焼鈍、酸洗、冷延、焼鈍、酸洗の工程を経て製造され、各工程において加工性、表面品質、製造性の向上のために多大な努力が払われている。このフェライト系ステンレス鋼板は比較的安価で優れた耐蝕性を有するため、自動車排気系材料や電気器具、建築材料などとして使用される。特に自動車排気系材料としては鋼板をパイプに加工し、さらに拡管、縮管及び曲げ等の複雑な加工を施されることが多く、素材の鋼板に高い加工性が要求される。
【０００３】
熱間圧延方法により加工性を改善する技術については、特開平８−３１１５５７号公報、特開平９−１９４９３７号公報に開示されているように、粗圧延での強圧下で、加工歪みを蓄積し、さらに仕上圧延前待機での再結晶による組織改善をはかる技術や、特開平８−３１１５４２号公報に開示されているように低摩擦係数と、仕上終了温度及び巻取温度を高温とすることを組み合わせる技術がある。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記従来の加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板にあっては、加工性の改善は得られるものの、仕上圧延前での待機を必要とする前者の技術では、生産能率を低下させるという新たな課題が生じ、また、高温での巻取りを必要とする後者の技術では、熱間圧延後のコイル形状での自熱による焼鈍効果を利用するため、コイルの先端部、尾端部やエッジ部では冷却し易く、十分な効果が得られず、特性が安定しないという新たな課題が生じている。
【０００５】
これらの結果から、近年の複雑な部品加工の要求を満たす、良好な特性の製品を生産効率を低下させることなく、且つ安定して生産するには至っていないのが現状である。
そこで、本発明は、上記従来例の未解決の課題に着目してなされたものであり、複雑な部品加工の要求を満たし、良好な特性の製品を安定して高生産効率で生産することができる加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法を提供することを目的としている。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、請求項１に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるＦｅ−Ｃｒ系合金であって、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たし、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすように設定されていることを特徴としている。
【０００７】
この請求項１に係る発明において、各成分元素の限定理由は以下に述べる通りである。
先ず、Ｃ及びＮは、Ｃｒと化合物を生成して耐蝕性を劣化させ、加工性にも悪影響を与えるため少ないほどよく、夫々の上限を０．０２％とした。
Ｓについては、多量に存在すると熱間加工性及び製品加工性を劣化させるためＳ≦０．０１％とする。Ｃｒは素材の耐蝕性を担う重要な元素であり、少な過ぎるとその効果が十分でなく、また過剰に添加してもその効果は飽和し、コストアップを招くため、その範囲を９．０〜３５．０％とする。
【０００８】
ＰはＦｅ，Ｔｉと析出物を形成し焼鈍時の再結晶を遅らせるため、その上限を０．０５％とする。
Ｍｎは熱間脆性を抑制し、Ｎｉは耐蝕性を向上させる元素であるが、これらは過剰に含有すると熱間圧延温度域でオーステナイト相を生成し、本発明による最適な製造条件から外れるため、夫々の上限を１．０％とする。
【０００９】
Ａｌは脱酸能力の高い元素であり、脱酸とそれによるＴｉの歩留り向上に寄与するが、過剰な添加は介在物の量を増やし表面品質を劣化させるため上限を１．０％とする。
Ｔｉは炭化物窒化物を形成し固溶Ｃ，Ｎ低減により加工性、溶接性を向上させるが、過剰の含有は析出物量を増加させ加工性を劣化させるため、その上限を１．０％とする。
【００１０】
ＮｂもＴｉと同様に炭窒化物を形成し、固溶Ｃ，Ｎ低減よる加工性、溶接性を向上させる元素であるが、Ｎｂの炭窒化物はＴｉに比べて析出温度が低く、析出時の拡散速度が遅いため、微細な析出部を形成し、この微細な析出物は粒界移動を抑制する効果が大きいため、Ｎｂが過剰な焼鈍時の再結晶不良による特性劣化をもたらすため、その上限を０．０３％とする。
【００１１】
Ｓｉは耐蝕性の向上に有利な元素であるが、硬度を上昇させて加工性を劣化させるためその上限を１．０％とする。
そして、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ＞０．０００５である場合には、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすことができず、パイプ成形後の加工性を表す拡管試験及び曲げ試験の結果が思わしくなく、Ｐ×Ｎｂ≦０．０００５である場合には、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満足して、パイプ成形後の拡管試験及び曲げ試験結果が良好で加工性を向上させることができる。ここで、ランクフォード値ｒＣはパイプ成形後の拡管試験に影響を与え、最小値ｒMIN はパイプ成形後の曲げ試験に影響を与える。
【００１２】
また、請求項２に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、請求項１に係る発明において、重量％でＭｏ：２．０％以下、Ｃｕ：２．０％以下、Ｃｏ：２．０％以下、Ｖ：０．５％以下、Ｚｒ：２．０％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下のうち１種又は２種以上を含有することを特徴としている。
【００１３】
この請求項２に係る発明では、Ｍｏ，Ｃｕ及びＣｏを含有させることにより、耐蝕性を改善する効果があるが、過剰な添加は脆化をもたらすため上限は夫々２．０％とする。
また、Ｖ，Ｚｒを含有させることにより、特に溶接部でのＣｒ炭窒化物の生成を抑制し、耐蝕性を向上させることができるが、過剰な添加は靱性や延性を低下させるため上限は夫々５％とする。
【００１４】
さらに、Ｂを含有させることにより、特にＮを固定し耐蝕性や加工性の改善に寄与するが、過剰に添加してもその効果は飽和するため上限を０．００５％とした。
さらにまた、Ｃａを含有させることにより、連続鋳造時のイマージョンノズル詰まりを抑制し、生産中断のトラブルを防止する効果があるが、過剰な添加は介在物による表面品質の劣化を招くため上限は０．００５％とする。
【００１５】
さらに、請求項３に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板の製造方法は、請求項１に係る加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造するに際し、熱間圧延において、仕上圧延の圧下率を８０％以上とし、複数段の圧延スタンドを備えた仕上圧延における最前段の２パスにおける摩擦係数μF をμF ≧０．２に設定すると共に、最後段の３パスにおける摩擦係数μR をμR ≦０．２に設定し、且つ仕上圧延終了温度を８００℃以下とすることを特徴とする。
【００１６】
この請求項３に係る発明においては、仕上圧延の圧下率は、全方向のランクホォード値の最小値ｒMIN に影響を与え、８０％未満であると、他の条件を満足していても、最小値ｒMIN が下限近くの小さい値となって、パイプ成形後の後述の９０°曲げ試験結果が肉厚比７０％未満となる不合格となり、同様に、最前段の２パスにおける摩擦係数μF がμF ＜０．２となると、最小値ｒMIN が下限近くの小さい値となって、パイプ成形後の後述の９０°曲げ試験結果が肉厚比７０％未満となる不合格となる。一方、最後段の３パスにおける摩擦係数μR は、圧延直角方向のランクフォード値ｒＣに影響を与え、μR ＞０．２となると、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３近くの小さい値となって、パイプ成形後の拡管試験結果が１０％を越える不合格となり、同様に仕上圧延終了温度も圧延直角方向のランクフォード値ｒＣに影響を与え、８００℃を越えると、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３近くの小さい値となって、パイプ成形後の拡管試験結果が１０％を越える不合格となる。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。
本発明者等は、ステンレス鋼板の加工性に影響する因子について種々検討を行い、パイプの加工性に素材のランクフォード値の異方性が大きく影響することを知見し、さらに係る材料の製造に際して、成分及び熱間圧延条件に良好な範囲があることを見い出し、本発明に至ったものである。
【００１８】
【実施例１】
先ず、基本組成として、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を少なくとも含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる下記表１に示す種々の組成のフェライト系ステンレス鋼からなるスラブを形成し、このスラブを図１に示すように、加熱炉１で１１５０℃に加熱した後、幅プレス２で幅方向にプレスし、次いで粗圧延機３で粗圧延してから仕上待機することなく仕上圧延機４で仕上圧延してコイル巻取機５で巻き取る。
【００１９】
ここで、仕上圧延機４は、所定間隔を保って連続配置された７つのミルスタンドＦ１〜Ｆ７を有し、仕上圧下率が９０％以上に設定されていると共に、最前段の２パス即ちスタンドＦ１及びＦ２では摩擦係数μF を０．２４に設定し、最後段の３パス即ちスタンドＦ５〜Ｆ７では摩擦係数μR を０．１８に設定し、仕上圧延終了温度を８００℃に設定している。
【００２０】
そして、熱間圧延された鋼板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、圧下率６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行いフェライト系ステンレス鋼板の製品板を作成した。
得られたステンレス鋼板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は圧延方向に対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。その結果の一例を図２に示す。
【００２１】
この図２では、実施例Ｂ１及び比較例Ａ４の圧延方向から見た角度とランクフォード値ｒとの関係が表されており、実施例Ｂ１では、圧延方向のランクフォード値ｒＬに対して圧延方向に対して４５度方向のランクフォード値ｒＤが小さい値となり、且つ最小値ｒMIN が下限値１．０以上で且つ圧延方向に対して９０度の方向のランクフォード値ｒＣが下限値１．３以上となり、ランクフォード値の設定条件を満足している。これに対して比較例Ａ４では、ｒＬ＜ｒＤ、ｒMIN ＝０．８２＜１．０、ｒＣ＝１．２＜１．３であり、ランクフォード値の設定条件を全て満足していない。
【００２２】
また、製品板は、連続式に径４０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を図３及び下記表１に示す。
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．４５倍に拡管（１．４５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００２３】
【表１】
【００２４】
この実施例１の結果によると、図３及び表１に示すように、実施例となるＡ１〜Ａ３及びＢ１〜Ｂ３についてはｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となって、拡管試験及び曲げ試験とも良好な結果であり優れた加工性の鋼管が得られることがわかる。そして、このような加工特性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たす場合に得られることが判明した。
【００２５】
また、比較例となるＡ４〜Ａ６及びＢ４〜Ｂ６では、ランクフォード値ｒのｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となる条件を満たさず、拡管試験及び曲げ試験とも結果が悪く加工性が低下しており、しかもこれらの場合のＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係も満たさないことが判明した。この結果、ランクフォード値ｒのｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となる条件を満たすと共に、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たすことにより、加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間加工時に仕上待機時間を設けることなく得ることができる。
【００２６】
【実施例２】
重量％で、Ｃ：０．００５、Ｓｉ：０．２３、Ｍｎ：０．２０、Ｐ：０．０３、Ｓ：０．００５、Ｃｒ：１０．２、Ｎ：０．００７、Ｎｉ：０．２、Ａｌ：０．０２、Ｔｉ：０．２６、Ｎｂ：０．０１、Ｂ：０．００４、Ｃａ：０．００２を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるフェライト系ステンレス鋼でなるスラブを１１５０℃に加熱し、粗圧延に引き続き仕上圧延するに際し、仕上の圧下率、前段２パスＦ１，Ｆ２及び後段３パスＦ５〜Ｆ７の摩擦係数及び仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）について種々の条件で熱間圧延を実施した。これらの熱間圧延板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行い製品板とした。
【００２７】
得られた製品板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は、圧延方向にに対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。また、製品板を連続式に径４０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を下記表２に示す。
【００２８】
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．５０倍及び１．５５倍にに拡管（１．５０Ｄ拡管試験及び１．５５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度及び１３０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験及び１３０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００２９】
【表２】
【００３０】
この実施例２では、表２における番号１，２，５，７〜９，１２〜１４に示すように、熱間圧延において、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の場合にパイプ成形後の加工性条件を満足し、さらに良好な製品特性が得られ、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の圧延条件のうちの１つでも外れるとパイプ成形後の加工性が悪化することがわかる。
【００３１】
熱間圧延条件によって上記のような効果が得られた理由については必ずしも明らかでないが、仕上後段３パスの摩擦係数μR がμR ≦０．２と低く、且つＦＤＴ≦８００℃と低い場合には、圧延方向に対して９０度のランクフォード値ｒＣが向上し、拡管加工性の向上に有効であった。すなわち、摩擦係数μR が低いため、ロールと圧延材との摩擦により生じる剪断応力が低減されたため、板厚方向での変形がより均一な状態に近づき、且つ温度も低く、ひずみの回復が抑えられ、十分に歪みが蓄積された熱間圧延鋼板が得られる。
【００３２】
このような熱間圧延鋼板では、熱間圧延板焼鈍で均一な再結晶組織が容易に得られるため、製品以下での特性を向上させたと考えられる。さらに、仕上圧延の圧下率を高く、且つ前段２パスの摩擦係数は寧ろ高くすることはランクフォード値ｒの最小値ｒMIN を向上させ、曲げ加工性の向上に有効であった。これは異方性の改善が主として後段のパスに支配されているのに対して、比較的高温の前段では高摩擦係数による加工発熱や高歪み量でパス間再結晶してスラブに起因する粗大粒特に表層付近の柱状晶に起因する｛１００｝粒を再結晶させることにより特性が改善されたものと考えられる。また、このようにして得られた製品板より造管したパイプの加工特性が良好となったのは拡管試験においては圧延方向に対して９０度のＣ方向の加工性、また曲げ試験においては圧延方向に対して０度のＬ方向のランクフォード値ｒＬ及び全方位での最小値ｒMIN が結果の良否に顕著に影響するためと考えられる。
【００３３】
【実施例３】
下記表３に示す前述した実施例１におけるＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足する成分組成のステンレス鋼スラブを１１００℃に加熱し、粗圧延に引き続き仕上圧延するに際し、仕上の圧下率、前段２パス及び後段３パスの摩擦係数及び仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）について種々の条件で熱間圧延を実施した。これらの熱間圧延板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、圧下率６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行い製品板とした。
【００３４】
【表３】
【００３５】
得られた製品板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は、圧延方向にに対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。また、製品板を連続式に径５０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を下記表４に示す。
【００３６】
【表４】
【００３７】
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．５０倍及び１．５５倍に拡管（１．５０Ｄ拡管試験及び１．５５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度及び１３０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験及び１３０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００３８】
この実施例３によれば、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足する場合であっても、表４に示すように、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下に設定された熱間圧延条件を満足しない場合には、ランクフォード値ｒの条件であるｒＣ又はｒMIN を満足しない状態となり、パイプ成形後の加工性が悪化することがわかる。
【００３９】
すなわち、ステンレス鋼Ｃについては、圧延方向に対して９０度のランクフォード値ｒＣに影響を与える後段３パスの摩擦係数μR を上限値０．２０より大きい０．２２とし、且つ仕上圧延終了温度を上限値８００℃より高い８１０℃に設定した場合には、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３０より小さい値１．２９となり、パイプ成形後の１．５０Ｄ及び１．５５Ｄ拡管試験結果が１４％及び２０％となり、共に１０％を越えて加工性が悪化している。
【００４０】
同様に、ステンレス鋼Ｄについては、全方位のランクフォード値の最小値ｒMIN に影響を与える仕上圧延の圧下率を下限値８０％より小さい７５％とし、且つ前段２パスの摩擦係数μF を下限値０．２０より小さい０．１７に設定した場合には、ランクフォード値の最小値ｒMIN が下限値１．０より小さい０．９９となり、パイプ成形後の９０度及び１３０度曲げ試験結果が共に合格点より低い５７％及び５０％となり加工性が悪化している。
【００４１】
この実施例３からＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足するステンレス鋼を仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の熱間圧延条件で圧延することにより、ランクフォード値の条件ｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３を満足する加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間圧延中に待機時間を設けることなく得ることができ、生産能率を低下させることなく、安定した品質の加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造することができる。
【００４２】
一方、実施例３のステンレス鋼板について、μF ≧０．２０、μR ≦０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの仕上圧下率を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図４（ａ）及び（ｂ）に示す。この図４から明らかなように、拡管不良率については図４（ａ）に示すように仕上圧下率の変化にかかわらず１０％以下を保って良好であるが、曲げ試験結果については図４（ｂ）に示すように、仕上圧下率が８０％未満である場合には、肉厚比が５０％近傍で加工性が悪く、８０％以上となると、肉厚比が合格ラインの７０％を越えて曲げ加工性が向上している。
【００４３】
また、仕上圧下率を８０％以上、μR ≦０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの前段２パスの摩擦係数μF を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図５（ａ）及び（ｂ）に示す。この図５から明らかなように、拡管不良率については図５（ａ）に示すように前段２パスの摩擦係数μF の変化にかかわらず１０％以下を保って良好であるが、曲げ試験結果については図５（ｂ）に示すように、前段２パスの摩擦係数μF が０．２０未満であるときには、肉厚比が合格点の７０％にとどかず、摩擦係数μF が０．２０以上となると、肉厚比が合格ラインの７０％を越えて曲げ加工性が向上している。
【００４４】
さらに、仕上圧下率を８０％以上、μF ≧０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの後段３パスの摩擦係数μR を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図６（ａ）及び（ｂ）に示す。この図６から明らかなように、曲げ試験肉厚比については図６（ｂ）に示すように後段３パスの摩擦係数μR の変化にかかわらず７０％以上を保って良好であるが、拡管試験結果については図６（ａ）に示すように、後段３パスの摩擦係数μF が０．２０を越えているときには、不良率が合格点の１０％を越えて加工性が圧下しているが、摩擦係数μR が０．２０以下となると、不良率が合格ラインの１０％以下となり、拡管加工性が向上している。
【００４５】
さらにまた、仕上圧下率を８０％以上、μF ≧０．２０及びμR ≦０．２０の条件を満足し、残りの仕上圧延終了温度ＦＤＴを変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図７（ａ）及び（ｂ）に示す。この図７から明らかなように、曲げ試験肉厚比については図７（ｂ）に示すように仕上圧延終了温度ＦＤＴの変化にかかわらず７０％以上を保って良好であるが、拡管試験結果については図７（ａ）に示すように、仕上圧延終了温度ＦＤＴが８００℃を越えているときには、不良率が合格点の１０％を越えて加工性が圧下しているが、仕上圧延終了温度ＦＤＴが８００℃以下となると、不良率が合格ラインの１０％以下となり、拡管加工性が向上している。
【００４６】
したがって、全ての圧延条件を満足することにより、加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を安定して製造することが実証された。
【００４７】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板によれば、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるＦｅ−Ｃｒ系合金であって、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たし、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすように設定することにより、パイプ加工したときの拡管試験及び曲げ試験で良好な結果が得られる加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を得ることができるという効果が得られる。
【００４８】
また、請求項２に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板によれば、重量％でＭｏ：２．０％以下、Ｃｕ：２．０％以下、Ｃｏ：２．０％以下、Ｖ：０．５％以下、Ｚｒ：２．０％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下のうち１種又は２種以上を含有させることにより、耐蝕性の向上、溶接部でのＣｒ炭窒化物の生成の抑制、Ｎを固定し耐蝕性や加工性の改善、連続鋳造時のノズル詰まりの抑制等の効果を付加することができる。
【００４９】
さらに、請求項３に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板の製造方法によれば、請求項１に係る加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造するに際し、熱間圧延において、仕上圧延の圧下率を８０％以上とし、複数段の圧延スタンドを備えた仕上圧延における最前段の２パスにおける摩擦係数μF をμF ≧０．２に設定すると共に、最後段の３パスにおける摩擦係数μR をμR ≦０．２に設定し、且つ仕上圧延終了温度を８００℃以下とすることにより、加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間圧延工程で待機時間を設けることなく高生産効率で、安定して製造することができるという効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明によるフェライト系ステンレス鋼板の熱間圧延設備を示す概略構成図である。
【図２】実施例と比較例における圧延方向から見た角度とランクフォード値との関係を示す特性線図である。
【図３】実施例１における各鋼種のＰとＮｂとの含有量Ｐ×Ｎｂとランクフォード値ｒ及びｒＬ−ｒＤとの関係を示す特性線図である。
【図４】仕上圧下率のパイプの加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図５】前段２パス摩擦係数のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図６】後段３パス摩擦係数のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図７】熱間仕上圧延終了温度のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【符号の説明】
１ 加熱炉
３ 粗圧延機
４ 仕上圧延機
Ｆ１〜Ｆ７ ミルスタンド
【発明の属する技術分野】
本発明は、主として鋼管としての使用に際して優れた加工特性を有するフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ＴｉやＮｂ等の炭窒化物形成元素を添加したいわゆる高純度フェライト系ステンレス鋼板はー般的に熱間圧延、熱間圧延板焼鈍、酸洗、冷延、焼鈍、酸洗の工程を経て製造され、各工程において加工性、表面品質、製造性の向上のために多大な努力が払われている。このフェライト系ステンレス鋼板は比較的安価で優れた耐蝕性を有するため、自動車排気系材料や電気器具、建築材料などとして使用される。特に自動車排気系材料としては鋼板をパイプに加工し、さらに拡管、縮管及び曲げ等の複雑な加工を施されることが多く、素材の鋼板に高い加工性が要求される。
【０００３】
熱間圧延方法により加工性を改善する技術については、特開平８−３１１５５７号公報、特開平９−１９４９３７号公報に開示されているように、粗圧延での強圧下で、加工歪みを蓄積し、さらに仕上圧延前待機での再結晶による組織改善をはかる技術や、特開平８−３１１５４２号公報に開示されているように低摩擦係数と、仕上終了温度及び巻取温度を高温とすることを組み合わせる技術がある。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記従来の加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板にあっては、加工性の改善は得られるものの、仕上圧延前での待機を必要とする前者の技術では、生産能率を低下させるという新たな課題が生じ、また、高温での巻取りを必要とする後者の技術では、熱間圧延後のコイル形状での自熱による焼鈍効果を利用するため、コイルの先端部、尾端部やエッジ部では冷却し易く、十分な効果が得られず、特性が安定しないという新たな課題が生じている。
【０００５】
これらの結果から、近年の複雑な部品加工の要求を満たす、良好な特性の製品を生産効率を低下させることなく、且つ安定して生産するには至っていないのが現状である。
そこで、本発明は、上記従来例の未解決の課題に着目してなされたものであり、複雑な部品加工の要求を満たし、良好な特性の製品を安定して高生産効率で生産することができる加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板及びその製造方法を提供することを目的としている。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、請求項１に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるＦｅ−Ｃｒ系合金であって、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たし、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすように設定されていることを特徴としている。
【０００７】
この請求項１に係る発明において、各成分元素の限定理由は以下に述べる通りである。
先ず、Ｃ及びＮは、Ｃｒと化合物を生成して耐蝕性を劣化させ、加工性にも悪影響を与えるため少ないほどよく、夫々の上限を０．０２％とした。
Ｓについては、多量に存在すると熱間加工性及び製品加工性を劣化させるためＳ≦０．０１％とする。Ｃｒは素材の耐蝕性を担う重要な元素であり、少な過ぎるとその効果が十分でなく、また過剰に添加してもその効果は飽和し、コストアップを招くため、その範囲を９．０〜３５．０％とする。
【０００８】
ＰはＦｅ，Ｔｉと析出物を形成し焼鈍時の再結晶を遅らせるため、その上限を０．０５％とする。
Ｍｎは熱間脆性を抑制し、Ｎｉは耐蝕性を向上させる元素であるが、これらは過剰に含有すると熱間圧延温度域でオーステナイト相を生成し、本発明による最適な製造条件から外れるため、夫々の上限を１．０％とする。
【０００９】
Ａｌは脱酸能力の高い元素であり、脱酸とそれによるＴｉの歩留り向上に寄与するが、過剰な添加は介在物の量を増やし表面品質を劣化させるため上限を１．０％とする。
Ｔｉは炭化物窒化物を形成し固溶Ｃ，Ｎ低減により加工性、溶接性を向上させるが、過剰の含有は析出物量を増加させ加工性を劣化させるため、その上限を１．０％とする。
【００１０】
ＮｂもＴｉと同様に炭窒化物を形成し、固溶Ｃ，Ｎ低減よる加工性、溶接性を向上させる元素であるが、Ｎｂの炭窒化物はＴｉに比べて析出温度が低く、析出時の拡散速度が遅いため、微細な析出部を形成し、この微細な析出物は粒界移動を抑制する効果が大きいため、Ｎｂが過剰な焼鈍時の再結晶不良による特性劣化をもたらすため、その上限を０．０３％とする。
【００１１】
Ｓｉは耐蝕性の向上に有利な元素であるが、硬度を上昇させて加工性を劣化させるためその上限を１．０％とする。
そして、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ＞０．０００５である場合には、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすことができず、パイプ成形後の加工性を表す拡管試験及び曲げ試験の結果が思わしくなく、Ｐ×Ｎｂ≦０．０００５である場合には、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満足して、パイプ成形後の拡管試験及び曲げ試験結果が良好で加工性を向上させることができる。ここで、ランクフォード値ｒＣはパイプ成形後の拡管試験に影響を与え、最小値ｒMIN はパイプ成形後の曲げ試験に影響を与える。
【００１２】
また、請求項２に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、請求項１に係る発明において、重量％でＭｏ：２．０％以下、Ｃｕ：２．０％以下、Ｃｏ：２．０％以下、Ｖ：０．５％以下、Ｚｒ：２．０％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下のうち１種又は２種以上を含有することを特徴としている。
【００１３】
この請求項２に係る発明では、Ｍｏ，Ｃｕ及びＣｏを含有させることにより、耐蝕性を改善する効果があるが、過剰な添加は脆化をもたらすため上限は夫々２．０％とする。
また、Ｖ，Ｚｒを含有させることにより、特に溶接部でのＣｒ炭窒化物の生成を抑制し、耐蝕性を向上させることができるが、過剰な添加は靱性や延性を低下させるため上限は夫々５％とする。
【００１４】
さらに、Ｂを含有させることにより、特にＮを固定し耐蝕性や加工性の改善に寄与するが、過剰に添加してもその効果は飽和するため上限を０．００５％とした。
さらにまた、Ｃａを含有させることにより、連続鋳造時のイマージョンノズル詰まりを抑制し、生産中断のトラブルを防止する効果があるが、過剰な添加は介在物による表面品質の劣化を招くため上限は０．００５％とする。
【００１５】
さらに、請求項３に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板の製造方法は、請求項１に係る加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造するに際し、熱間圧延において、仕上圧延の圧下率を８０％以上とし、複数段の圧延スタンドを備えた仕上圧延における最前段の２パスにおける摩擦係数μF をμF ≧０．２に設定すると共に、最後段の３パスにおける摩擦係数μR をμR ≦０．２に設定し、且つ仕上圧延終了温度を８００℃以下とすることを特徴とする。
【００１６】
この請求項３に係る発明においては、仕上圧延の圧下率は、全方向のランクホォード値の最小値ｒMIN に影響を与え、８０％未満であると、他の条件を満足していても、最小値ｒMIN が下限近くの小さい値となって、パイプ成形後の後述の９０°曲げ試験結果が肉厚比７０％未満となる不合格となり、同様に、最前段の２パスにおける摩擦係数μF がμF ＜０．２となると、最小値ｒMIN が下限近くの小さい値となって、パイプ成形後の後述の９０°曲げ試験結果が肉厚比７０％未満となる不合格となる。一方、最後段の３パスにおける摩擦係数μR は、圧延直角方向のランクフォード値ｒＣに影響を与え、μR ＞０．２となると、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３近くの小さい値となって、パイプ成形後の拡管試験結果が１０％を越える不合格となり、同様に仕上圧延終了温度も圧延直角方向のランクフォード値ｒＣに影響を与え、８００℃を越えると、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３近くの小さい値となって、パイプ成形後の拡管試験結果が１０％を越える不合格となる。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。
本発明者等は、ステンレス鋼板の加工性に影響する因子について種々検討を行い、パイプの加工性に素材のランクフォード値の異方性が大きく影響することを知見し、さらに係る材料の製造に際して、成分及び熱間圧延条件に良好な範囲があることを見い出し、本発明に至ったものである。
【００１８】
【実施例１】
先ず、基本組成として、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を少なくとも含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる下記表１に示す種々の組成のフェライト系ステンレス鋼からなるスラブを形成し、このスラブを図１に示すように、加熱炉１で１１５０℃に加熱した後、幅プレス２で幅方向にプレスし、次いで粗圧延機３で粗圧延してから仕上待機することなく仕上圧延機４で仕上圧延してコイル巻取機５で巻き取る。
【００１９】
ここで、仕上圧延機４は、所定間隔を保って連続配置された７つのミルスタンドＦ１〜Ｆ７を有し、仕上圧下率が９０％以上に設定されていると共に、最前段の２パス即ちスタンドＦ１及びＦ２では摩擦係数μF を０．２４に設定し、最後段の３パス即ちスタンドＦ５〜Ｆ７では摩擦係数μR を０．１８に設定し、仕上圧延終了温度を８００℃に設定している。
【００２０】
そして、熱間圧延された鋼板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、圧下率６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行いフェライト系ステンレス鋼板の製品板を作成した。
得られたステンレス鋼板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は圧延方向に対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。その結果の一例を図２に示す。
【００２１】
この図２では、実施例Ｂ１及び比較例Ａ４の圧延方向から見た角度とランクフォード値ｒとの関係が表されており、実施例Ｂ１では、圧延方向のランクフォード値ｒＬに対して圧延方向に対して４５度方向のランクフォード値ｒＤが小さい値となり、且つ最小値ｒMIN が下限値１．０以上で且つ圧延方向に対して９０度の方向のランクフォード値ｒＣが下限値１．３以上となり、ランクフォード値の設定条件を満足している。これに対して比較例Ａ４では、ｒＬ＜ｒＤ、ｒMIN ＝０．８２＜１．０、ｒＣ＝１．２＜１．３であり、ランクフォード値の設定条件を全て満足していない。
【００２２】
また、製品板は、連続式に径４０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を図３及び下記表１に示す。
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．４５倍に拡管（１．４５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００２３】
【表１】
この実施例１の結果によると、図３及び表１に示すように、実施例となるＡ１〜Ａ３及びＢ１〜Ｂ３についてはｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となって、拡管試験及び曲げ試験とも良好な結果であり優れた加工性の鋼管が得られることがわかる。そして、このような加工特性の優れたフェライト系ステンレス鋼板は、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たす場合に得られることが判明した。
【００２５】
また、比較例となるＡ４〜Ａ６及びＢ４〜Ｂ６では、ランクフォード値ｒのｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となる条件を満たさず、拡管試験及び曲げ試験とも結果が悪く加工性が低下しており、しかもこれらの場合のＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係も満たさないことが判明した。この結果、ランクフォード値ｒのｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３となる条件を満たすと共に、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たすことにより、加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間加工時に仕上待機時間を設けることなく得ることができる。
【００２６】
【実施例２】
重量％で、Ｃ：０．００５、Ｓｉ：０．２３、Ｍｎ：０．２０、Ｐ：０．０３、Ｓ：０．００５、Ｃｒ：１０．２、Ｎ：０．００７、Ｎｉ：０．２、Ａｌ：０．０２、Ｔｉ：０．２６、Ｎｂ：０．０１、Ｂ：０．００４、Ｃａ：０．００２を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるフェライト系ステンレス鋼でなるスラブを１１５０℃に加熱し、粗圧延に引き続き仕上圧延するに際し、仕上の圧下率、前段２パスＦ１，Ｆ２及び後段３パスＦ５〜Ｆ７の摩擦係数及び仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）について種々の条件で熱間圧延を実施した。これらの熱間圧延板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行い製品板とした。
【００２７】
得られた製品板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は、圧延方向にに対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。また、製品板を連続式に径４０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を下記表２に示す。
【００２８】
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．５０倍及び１．５５倍にに拡管（１．５０Ｄ拡管試験及び１．５５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度及び１３０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験及び１３０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００２９】
【表２】
この実施例２では、表２における番号１，２，５，７〜９，１２〜１４に示すように、熱間圧延において、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の場合にパイプ成形後の加工性条件を満足し、さらに良好な製品特性が得られ、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の圧延条件のうちの１つでも外れるとパイプ成形後の加工性が悪化することがわかる。
【００３１】
熱間圧延条件によって上記のような効果が得られた理由については必ずしも明らかでないが、仕上後段３パスの摩擦係数μR がμR ≦０．２と低く、且つＦＤＴ≦８００℃と低い場合には、圧延方向に対して９０度のランクフォード値ｒＣが向上し、拡管加工性の向上に有効であった。すなわち、摩擦係数μR が低いため、ロールと圧延材との摩擦により生じる剪断応力が低減されたため、板厚方向での変形がより均一な状態に近づき、且つ温度も低く、ひずみの回復が抑えられ、十分に歪みが蓄積された熱間圧延鋼板が得られる。
【００３２】
このような熱間圧延鋼板では、熱間圧延板焼鈍で均一な再結晶組織が容易に得られるため、製品以下での特性を向上させたと考えられる。さらに、仕上圧延の圧下率を高く、且つ前段２パスの摩擦係数は寧ろ高くすることはランクフォード値ｒの最小値ｒMIN を向上させ、曲げ加工性の向上に有効であった。これは異方性の改善が主として後段のパスに支配されているのに対して、比較的高温の前段では高摩擦係数による加工発熱や高歪み量でパス間再結晶してスラブに起因する粗大粒特に表層付近の柱状晶に起因する｛１００｝粒を再結晶させることにより特性が改善されたものと考えられる。また、このようにして得られた製品板より造管したパイプの加工特性が良好となったのは拡管試験においては圧延方向に対して９０度のＣ方向の加工性、また曲げ試験においては圧延方向に対して０度のＬ方向のランクフォード値ｒＬ及び全方位での最小値ｒMIN が結果の良否に顕著に影響するためと考えられる。
【００３３】
【実施例３】
下記表３に示す前述した実施例１におけるＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足する成分組成のステンレス鋼スラブを１１００℃に加熱し、粗圧延に引き続き仕上圧延するに際し、仕上の圧下率、前段２パス及び後段３パスの摩擦係数及び仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）について種々の条件で熱間圧延を実施した。これらの熱間圧延板に９００℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行なった後、圧下率６５％の冷間圧延を施し、８６０℃で３分以内の焼鈍と酸洗とを連続して行い製品板とした。
【００３４】
【表３】
得られた製品板よりサンプルを採取し、引張試験により加工性を評価した。引張方向は、圧延方向にに対して０度、４５度及び９０度の各方向について行いこれら方向のランクフォード値ｒＬ，ｒＤ，ｒＣ及び全方向のランクフォード値の最小値ｒMIN を評価した。また、製品板を連続式に径５０ｍｍの電縫管に加工し、拡管試験及び曲げ試験を実施した。一連の実験条件と試験結果を下記表４に示す。
【００３６】
【表４】
ここで、鋼板の加工性はＪＩＳ１３号Ｂ試験片において伸び１５％時のランクフォード値ｒを測定した。また、パイプの加工性については６セグメント式の拡管試験で径を１．５０倍及び１．５５倍に拡管（１．５０Ｄ拡管試験及び１．５５Ｄ拡管試験）したときの割れ発生率で評価し、１０％以下を良好と判定した。さらに、パイプの加工性については直径の１．３倍の曲率半径で９０度及び１３０度の曲げ試験（９０度１．３Ｄ曲げ試験及び１３０度１．３Ｄ曲げ試験）したときの肉厚比（曲げ後厚の最小値／もと厚）で評価し、７０％以上を良好と判定した。
【００３８】
この実施例３によれば、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足する場合であっても、表４に示すように、仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下に設定された熱間圧延条件を満足しない場合には、ランクフォード値ｒの条件であるｒＣ又はｒMIN を満足しない状態となり、パイプ成形後の加工性が悪化することがわかる。
【００３９】
すなわち、ステンレス鋼Ｃについては、圧延方向に対して９０度のランクフォード値ｒＣに影響を与える後段３パスの摩擦係数μR を上限値０．２０より大きい０．２２とし、且つ仕上圧延終了温度を上限値８００℃より高い８１０℃に設定した場合には、ランクフォード値ｒＣが下限値１．３０より小さい値１．２９となり、パイプ成形後の１．５０Ｄ及び１．５５Ｄ拡管試験結果が１４％及び２０％となり、共に１０％を越えて加工性が悪化している。
【００４０】
同様に、ステンレス鋼Ｄについては、全方位のランクフォード値の最小値ｒMIN に影響を与える仕上圧延の圧下率を下限値８０％より小さい７５％とし、且つ前段２パスの摩擦係数μF を下限値０．２０より小さい０．１７に設定した場合には、ランクフォード値の最小値ｒMIN が下限値１．０より小さい０．９９となり、パイプ成形後の９０度及び１３０度曲げ試験結果が共に合格点より低い５７％及び５０％となり加工性が悪化している。
【００４１】
この実施例３からＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満足するステンレス鋼を仕上圧下率が８０％以上、仕上圧延における前段２パスの摩擦係数μF が０．２以上、仕上圧延後段３パスの摩擦係数μR が０．２以下で且つ仕上圧延終了温度（ＦＤＴ）が８００℃以下の熱間圧延条件で圧延することにより、ランクフォード値の条件ｒＬ≧ｒＤで且つｒMIN ≧１．０、ｒＣ≧１．３を満足する加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間圧延中に待機時間を設けることなく得ることができ、生産能率を低下させることなく、安定した品質の加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造することができる。
【００４２】
一方、実施例３のステンレス鋼板について、μF ≧０．２０、μR ≦０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの仕上圧下率を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図４（ａ）及び（ｂ）に示す。この図４から明らかなように、拡管不良率については図４（ａ）に示すように仕上圧下率の変化にかかわらず１０％以下を保って良好であるが、曲げ試験結果については図４（ｂ）に示すように、仕上圧下率が８０％未満である場合には、肉厚比が５０％近傍で加工性が悪く、８０％以上となると、肉厚比が合格ラインの７０％を越えて曲げ加工性が向上している。
【００４３】
また、仕上圧下率を８０％以上、μR ≦０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの前段２パスの摩擦係数μF を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図５（ａ）及び（ｂ）に示す。この図５から明らかなように、拡管不良率については図５（ａ）に示すように前段２パスの摩擦係数μF の変化にかかわらず１０％以下を保って良好であるが、曲げ試験結果については図５（ｂ）に示すように、前段２パスの摩擦係数μF が０．２０未満であるときには、肉厚比が合格点の７０％にとどかず、摩擦係数μF が０．２０以上となると、肉厚比が合格ラインの７０％を越えて曲げ加工性が向上している。
【００４４】
さらに、仕上圧下率を８０％以上、μF ≧０．２０及びＦＤＴ≦８００℃の条件を満足し、残りの後段３パスの摩擦係数μR を変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図６（ａ）及び（ｂ）に示す。この図６から明らかなように、曲げ試験肉厚比については図６（ｂ）に示すように後段３パスの摩擦係数μR の変化にかかわらず７０％以上を保って良好であるが、拡管試験結果については図６（ａ）に示すように、後段３パスの摩擦係数μF が０．２０を越えているときには、不良率が合格点の１０％を越えて加工性が圧下しているが、摩擦係数μR が０．２０以下となると、不良率が合格ラインの１０％以下となり、拡管加工性が向上している。
【００４５】
さらにまた、仕上圧下率を８０％以上、μF ≧０．２０及びμR ≦０．２０の条件を満足し、残りの仕上圧延終了温度ＦＤＴを変化させて熱間圧延した場合の拡管試験結果及び曲げ試験結果を図７（ａ）及び（ｂ）に示す。この図７から明らかなように、曲げ試験肉厚比については図７（ｂ）に示すように仕上圧延終了温度ＦＤＴの変化にかかわらず７０％以上を保って良好であるが、拡管試験結果については図７（ａ）に示すように、仕上圧延終了温度ＦＤＴが８００℃を越えているときには、不良率が合格点の１０％を越えて加工性が圧下しているが、仕上圧延終了温度ＦＤＴが８００℃以下となると、不良率が合格ラインの１０％以下となり、拡管加工性が向上している。
【００４６】
したがって、全ての圧延条件を満足することにより、加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を安定して製造することが実証された。
【００４７】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板によれば、重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるＦｅ−Ｃｒ系合金であって、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たし、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすように設定することにより、パイプ加工したときの拡管試験及び曲げ試験で良好な結果が得られる加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を得ることができるという効果が得られる。
【００４８】
また、請求項２に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板によれば、重量％でＭｏ：２．０％以下、Ｃｕ：２．０％以下、Ｃｏ：２．０％以下、Ｖ：０．５％以下、Ｚｒ：２．０％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下のうち１種又は２種以上を含有させることにより、耐蝕性の向上、溶接部でのＣｒ炭窒化物の生成の抑制、Ｎを固定し耐蝕性や加工性の改善、連続鋳造時のノズル詰まりの抑制等の効果を付加することができる。
【００４９】
さらに、請求項３に係る加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板の製造方法によれば、請求項１に係る加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造するに際し、熱間圧延において、仕上圧延の圧下率を８０％以上とし、複数段の圧延スタンドを備えた仕上圧延における最前段の２パスにおける摩擦係数μF をμF ≧０．２に設定すると共に、最後段の３パスにおける摩擦係数μR をμR ≦０．２に設定し、且つ仕上圧延終了温度を８００℃以下とすることにより、加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板を熱間圧延工程で待機時間を設けることなく高生産効率で、安定して製造することができるという効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明によるフェライト系ステンレス鋼板の熱間圧延設備を示す概略構成図である。
【図２】実施例と比較例における圧延方向から見た角度とランクフォード値との関係を示す特性線図である。
【図３】実施例１における各鋼種のＰとＮｂとの含有量Ｐ×Ｎｂとランクフォード値ｒ及びｒＬ−ｒＤとの関係を示す特性線図である。
【図４】仕上圧下率のパイプの加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図５】前段２パス摩擦係数のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図６】後段３パス摩擦係数のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【図７】熱間仕上圧延終了温度のパイプ加工性に及ぼす影響を説明するためのグラフである。
【符号の説明】
１ 加熱炉
３ 粗圧延機
４ 仕上圧延機
Ｆ１〜Ｆ７ ミルスタンド
Claims (3)
- 重量％でＣ：０．０２％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：１．０％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：９．０〜３５．０％、Ｎ：０．０２％以下、Ｎｉ：１．０％以下、Ａｌ：１．０％以下、Ｔｉ：１．０％以下、Ｎｂ：０．０３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなるＦｅ−Ｃｒ系合金であって、ＰとＮｂとの含有量がＰ×Ｎｂ≦０．０００５の関係を満たし、圧延方向、圧延４５度方向及び圧延直角方向の各ランクフォード値を夫々ｒＬ、ｒＤ及びｒＣとし、全方向のランクフォード値の最小値をｒMIN としたときに、ｒＬ≧ｒＤ、ｒＣ≧１．３及びｒMIN ≧１．０の関係を満たすように設定されていることを特徴とする加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板。
- 重量％でＭｏ：２．０％以下、Ｃｕ：２．０％以下、Ｃｏ：２．０％以下、Ｖ：０．５％以下、Ｚｒ：２．０％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｃａ：０．００５％以下のうち１種又は２種以上を含有することを特徴とする請求項１記載の加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板。
- 請求項１に係る加工性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造するに際し、熱間圧延において、仕上圧延の圧下率を８０％以上とし、複数段の圧延スタンドを備えた仕上圧延における最前段の２パスにおける摩擦係数μF をμF ≧０．２に設定すると共に、最後段の３パスにおける摩擦係数μR をμR ≦０．２に設定し、且つ仕上圧延終了温度を８００℃以下とすることを特徴とする加工性の優れたフェライト系ステンレス鋼板の製造方法。
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