JP5019857B2 - 面内異方性が小さく，深絞り性に優れたクラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板およびその製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、面内異方性が小さく，深絞り性とフッ素樹脂との耐接着性に優れたクラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板およびその製造方法に関するものである。特に、本発明は、クラッド鍋の素材として適用した場合に、深絞り成形で生じるイヤリングによる歩留まり低下を大幅に抑制し，フェライト系ステンレスとフッ素樹脂との接着を抑制してクラッド板製造時の作業性を大幅に改善することができる。

フェライト系ステンレス鋼板は、屋内環境において良好な耐食性を有し，深絞り性に優れることから、食器や調理器具用の鍋として使用されることも多い。近年、調理器具用鍋には、フェライト系ステンレス鋼とアルミニウムとのクラッド板により熱効率と保温効果を高めたステンレス−アルミニウムのクラッド鍋が普及しつつある。このようなクラッド鍋は、通常、鍋の外層に強磁性体のフェライト系ステンレス鋼，内層にアルミニウム，鍋の内面には手入れ性や耐久性の観点からフッ素樹脂に代表される有機被覆が施される。

ステンレス鋼とアルミニウムとのクラッド板は、それぞれの素材であるコイルを用いた接合圧延により製造する方法が知られている。この方法は、保熱炉を備えた大掛かりな圧延設備を必要とする。他方、シ−トを積層して温間プレスにより接着する方法もある。この方法では、大掛かりな設備投資を必要とせず、温間でプレス機を使用することが可能であればクラッド板を製造することができる。

上述した後者の方法によれば、先ず、クラッド鍋に深絞り成形するためのサ−クル状のシ−トをフェライト系ステンレス鋼やアルミニウムの素材であるコイルからプレス機を用いて打ち抜く。続いて、作業性の観点から、フェライト系ステンレス鋼／アルミニウム／フッ素樹脂の組み合わせからなるサ−クル状のシ−トを百枚くらい積層して温間プレスを行う。その際、温間プレスによってフッ素樹脂とフェライト系ステンレス鋼が接着すると、これを解体することは極めて困難である。一方、フェライト系ステンレス鋼／アルミニウム／フッ素樹脂を一組ずつ温間プレスすると、プレス機の作業性が大幅に低下し，生産性は著しく損なわれる。従って、本方法でクラッド板を製造するには、フェライト系ステンレスとフッ素樹脂が温間プレスにより接着しないで、温間プレス後に容易に剥離する必要がある。

フェライト系ステンレス鋼板を深絞り成形する、特にクラッド鍋のようにサ−クル状のシ−トを円筒深絞り成形する場合には、成形後にイヤリングと呼ばれる面内異方性に起因する凹凸が発生する。成形後のイヤリングが大きいと、凸部を切断して製品化する。従って、所望の鍋の深さを得るにはサ−クルを大きくしなければならず、歩留まりが低下する。そのため、フェライト系ステンレス鋼は、面内異方性が小さいことが要求される。また、深底の鍋などに対応できるように深絞り性に優れた素材が好まれる。さらに、近年、素材コスト削減の観点から、上述の特性を兼備して原料コストや製造コストの上昇を極力低減したフェライト系ステンレス鋼が望まれる。

クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼としては、例えば、特許文献１においてＣ：０．０５％以下，Ｃｒ：１４〜１８％，Ｃｕ：０．２〜１．０％，Ｎｂ：０．２〜１．０％を含有するフェライト系ステンレス鋼板が開示されている。特許文献１の発明鋼は、２回の冷間圧延工程により面内異方性Δｒ値を０．３以下としている。さらに、フェライト系ステンレス鋼の面内異方性を低減した鋼板およびその製造方法については、例えば、特許文献２，特許文献３において開示されている。これら特許文献に開示された鋼板は、精錬技術によりＣ，Ｎなどの不純物元素を低減し，耐発銹性や加工性の改善を図る目的で安定化元素であるＮｂやＴｉあるいはＣｕなどを添加した高純度フェライト系ステンレス鋼板を対象としている。そのため、ＳＵＳ４３０に代表される汎用のフェライト系ステンレス鋼板と比較すると、原料コストや製鋼コストは上昇する。

汎用のフェライト系ステンレス鋼の成分を包含し，面内異方性が小さく，深絞り性を改善した鋼板および製造方法については、特許文献４，特許文献５に開示されている。特許文献４は、熱間圧延工程において粗圧延の圧下率を高めることを特徴としている。特許文献４の製造方法は、熱間圧延機のミルパワ−に依存し，熱延鋼帯の生産性低下を招く場合もある。他方、特許文献５は熱延鋼帯をフェライト＋オ−ステナイトの２相領域に加熱する複相化焼鈍を含むことを特徴としている。本製造方法は、製鋼コストや熱延鋼帯の生産性低下を招くことはないものの，熱延以降の工程増加による生産性の低下や、複相化焼鈍は通常のフェライト系ステンレス鋼の焼鈍温度よりも高温であるため、複相化焼鈍材の酸洗性や製品の表面品質が低下する場合もある。

特開２００３−１８１６５２号公報 特開２００５−１０５３４７号公報 特開２００５−１６３１３９号公報 特開平７−３１０１２２公報 特開２００２−２７５５９５公報

上述した通り、従来、フェライト系ステンレス鋼で面内異方性を小さくし深絞り性を改善する方法は開示されているものの，原料コストや製造コストの上昇，生産性の低下を招く恐れがある。さらに、クラッド板をプレス機により製造する場合に問題となる、前述のフェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂との接着性について記述した文献は見当たらない。かくして、本発明の目的は、原料コストや製造コストの上昇を招かず、面内異方性が小さく，深絞り性を改善させるとともに、フェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂との接着を抑制してクラッド板製造時の作業性を大幅に改善したフェライト系ステンレス鋼板を提供することにある。

即ち本発明は、面内異方性が小さく，深絞り性とフッ素樹脂との耐接着性に優れたクラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板を得るべく案出されたものであり、原料コストや製造コストの上昇を極力低減し，クラッド板製造時の作業性を大幅に改善したフェライト系ステンレス鋼板とその製造方法について提供することを目的とする。

本発明の要旨とするところは以下のとおりである。
（１）質量％にて、Ｃ：０．０４〜０．１２％、Ｓｉ：１％以下、Ｍｎ：０．２〜１％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：１４〜１８％、Ｎ：０．０１〜０．０６％、Ａｌ：０．０３〜０．２０％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、Ａｌ／Ｎ≧３．０であり、下記［１］式で計算されるγ_maxが３０以上８０以下かつ下記［２］式で求められるＡ_C1が８２０℃以上９５０℃以下であり、下記［３］式で計算されるランクフォ−ド値の面内異方性Δｒ値が０．４以下であり，下記［４］式で求められるｒ_ave.が１．２以上であることを特徴とする、面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
γ_max＝420Ｃ＋470Ｎ＋30Ｎｉ＋7Ｍｎ＋9Ｃｕ−11.5Ｃｒ−11.5Ｓｉ−52Ａｌ＋189 ［１］
Ａ_C1（℃）＝35×（Ｃｒ＋1.72Ｍｏ＋2.09Ｓｉ＋4.86Ｎｂ＋8.29Ｖ＋1.77Ｔｉ＋21.4Ａｌ＋40Ｂ−7.14Ｃ−8Ｎ−3.28Ｎｉ−1.89Ｍｎ−0.51Ｃｕ）＋310 ［２］
ここで、［１］式［２］式中の元素記号は、各元素の含有量（質量％）を表す。
Δｒ＝（ｒ_L−２ｒ_D＋ｒ_C）／２ ［３］
ｒ_ave.＝（ｒ_L＋２ｒ_D＋ｒ_C）／４ ［４］
ここで、ｒ_L，ｒ_Dおよびｒ_Cは、それぞれ圧延方向，圧延方向に対して４５°の方向，圧延方向に対して９０°方向のｒ値を表す。
（２）さらに、質量％にて、Ｎｉ：１％以下，Ｃｕ：１％以下，Ｔｉ：０．０５％以下，Ｎｂ：０．０５％以下，Ｍｏ：１％以下，Ｂ：０．０１％以下の１種または２種以上を含むことを特徴とする、上記（１）に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
（３）最終冷延後の最終焼鈍工程で光輝焼鈍されてなることを特徴とする、上記（１）又は（２）に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
（４）鋼スラブを熱間圧延して熱延鋼帯とし、箱型炉による熱延鋼帯の焼鈍を行った後、冷延鋼板の製造は総圧下率を８５％超とし、１次冷延あるいは最終冷延のいずれか一方の冷間圧延率を８０％以上として１次冷延後の中間焼鈍と最終冷延後の最終焼鈍を施し、１次冷延後の中間焼鈍温度Ｔ ₁ （℃）と最終冷延後の最終焼鈍温度Ｔ ₂ （℃）が下記［５］式［６］式を満たすことを特徴とする、上記（１）又は（２）に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板の製造方法。
Ａ _C1 −１５０≦Ｔ ₁ ≦Ａ _C1 −５０ ［５］
Ａ _C1 −８０≦Ｔ ₂ ≦Ａ _C1 ＋１０ ［６］
ここで、Ａ _C1 は、請求項１に記載の［２］式で求められる値を表す。
（５）最終冷延後の最終焼鈍工程を光輝焼鈍とすることを特徴とする、上記（４）に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板の製造方法。

以上に説明したように、（１）〜（３）の本発明のクラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板は、Ａｌを必須添加元素とし成分設計を最適化することにより、面内異方性が小さく，深絞り性を著しく向上させることが出来る。このクラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板は、（４）〜（５）の本発明の方法によって、原料コストや製造コストの上昇や生産性の低下を招くことなく，工業的に安定して製造することができる。

本発明者らは、前記した課題を解決するために、フェライト系ステンレス鋼板の面内異方性および深絞り性に関る材質面とフッ素樹脂との接着性に関る表面状態の両者に対して有効な成分設計とその製造方法について種々検討を行い、下記の新しい知見を得た。

（ａ）フェライト系ステンレス鋼にＡｌを添加すると、冷延焼鈍板のランクフォ−ド値が上昇し，ｒ_ave.が向上する。さらに、Ａｌの効果は、圧延方向に対して４５°の方向であるｒ_Dの値を上昇させて面内異方性Δｒを低減することを見出した。

（ｂ）（ａ）に記載するＡｌ添加の作用は、２回の冷間圧延工程で鋼板を製造する場合に有効に発現する。

（ｃ）上記（ｂ）の理由は、集合組織の詳細な解析から、ｒ値の上昇に有効なγ−ｆｉｂｅｒと称する集合組織が鮮鋭化するとともに、ｒ_Dの値を上昇させる｛１１２｝＜１１０＞が発達するためと考えられる。

（ｄ）上述した集合組織を得るには、（ｉ）Ａｌ添加により固溶窒素を低減すること，（ii）冷間圧延工程までに凝固組織に由来する｛００１｝＜１１０＞方位粒の影響を極力無害化することが重要であり、Ａｌ／Ｎ≧３．０，γ_max≧３０とする成分設計が有効である。

（ｅ）面内異方性Δｒの低減には、（ｃ）に記載したように｛１１２｝＜１１０＞の集合組織を発達させることが有効である。そのためには、２回の冷間圧延工程で１次冷延あるいは最終冷延のいずれか一方の冷間圧延率を８０％以上とする。

（ｆ）面内異方性Δｒを低減してｒ_ave.を上昇させるには、（ｅ）に記載の冷間圧延率としたうえで、１次冷延後の中間焼鈍温度を低くし，最終焼鈍温度はＡ_C1点付近として再結晶を促進させることが効果的である。

（ｇ）フッ素樹脂とフェライト系ステンレス鋼の耐接着性は、Ｃｒを主体とする表面皮膜中にＡｌを濃化させると大幅に改善することを見出した。

（ｈ）上記（ｇ）の詳細な理由は不明であるが、フェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂とのバリアとして表面皮膜が機能し，表面皮膜中へのＡｌの濃化は皮膜の緻密性や密着性の向上に寄与しているものと推察する。

（ｉ）（ｇ）に記載する表面皮膜へのＡｌの濃化は、最終焼鈍工程において形成される。最終焼鈍工程を還元性雰囲気ガスで行う光輝焼鈍とすることがより好ましい手段である。

上記（ａ）〜（ｉ）に記載の通り、フェライト系ステンレス鋼へのＡｌ添加は、面内異方性および深絞り性に関る材質面とフッ素樹脂との接着性に関る表面状態の両者に対して有効に作用することを知見した。前記（１）〜（５）の本発明は、上記（ａ）〜（ｉ）の知見に基づいて完成されたものである。

以下、本発明の各要件について詳しく説明する。なお、各元素の含有量の「％」表示は「質量％」を意味する。

（Ａ）成分の限定理由を以下に説明する。

Ｃは、強力なオ−ステナイト生成元素であり、γ_maxの値を上昇させる有効な元素である。そのため、熱間圧延時にオーステナイト相を生成させて、凝固組織に由来する｛００１｝＜１１０＞方位粒の影響を低減することができる。これら効果を得るために、下限は０．０４％とする。しかし、過度の添加は、加工性と耐食性の劣化に繋がるため、上限は０．１２％とする。好ましくは、熱間圧延時の組織形成と加工性や耐食性を考慮して０．０６〜０．０８％とする。

Ｓｉは、脱酸元素として有効な元素である。しかし、Ｓｉは固溶強化元素であり、伸びの低下抑制から、上限は１％とする。過度の低減は精錬コストの増加に繋がるため、加工性や製造性を考慮して０．２〜０．６％が好ましい。

Ｍｎは、Ｃと同様にオ−ステナイト生成元素であり、γ_maxの値を上昇させる有効な元素である。これら効果を得るために、下限は０．２％とする。しかし、過度の添加は伸びの低下や、耐食性の低下に繋がる。そのため上限は１％とする。好ましくは、製造性と加工性を考慮して０．４〜０．８％とする。

Ｐは、ＳｉやＭｎと同様、固溶強化元素であるため、その含有量は少ないほど良い。そのため、上限は０．０５％とする。但し、過度の低減は精錬コストの増加に繋がる。好ましくは、製造コストと加工性を考慮して０．０２〜０．０４％とする。

Ｓは、不純物元素であり、熱間加工性や耐食性を阻害するため、その含有量は少ないほど良い。そのため、上限は０．０１％とする。但し、過度の低減は精錬コストの増加に繋がる。好ましくは、耐食性や製造コストを考慮して０．０００５〜０．００５％とする。

Ｃｒは、耐食性を確保するための必須元素であり、本発明のクラッド鍋用の耐食性を確保するために、下限は１４％とする。しかし、１８％超の添加はコストの上昇や加工性の低下に繋がる。よって、Ｃｒの上限は１８％とする。好ましくは、耐食性および加工性を考慮して１５〜１７％とする。

Ｎは、加工性と耐食性を劣化させるため、その含有量は少ないほど良い。そのため、上限は０．０６％とする。しかし、過度の低下は精錬コストの増加に繋がるため、下限は０．０１％とする。好ましくは、加工性や製造コストを考慮して０．０２〜０．０４％とする。

Ａｌは、脱酸元素として有効な元素であるとともに、本発明の面内異方性や深絞り性およびフッ素樹脂との耐接着性を改善するために必須元素である。本発明の効果を得るために、下限は０．０３％とする。しかし、過度の添加は加工性や靭性および溶接性の劣化に繋がるため、上限は０．２０％とする。好ましくは、性能と製造性を考慮して０．０５〜０．１５％とする。

Ｎｉ，Ｃｕは、ＣやＭｎと同様にオ−ステナイト生成元素であり、γ_maxの値を上昇させる有効な元素である。そのため、Ｎｉ，Ｃｕは必須ではないが，これら効果を得るために添加してもかまわない。添加する場合は、これら効果を得るために０．２％以上とすることが好ましい。しかし、これら元素の添加は原料コストの上昇を招くため、上限は１％とする。

Ｔｉ，Ｎｂは、Ｃ，Ｎを固定して加工性を向上させる有効な元素である。そのため、Ｔｉ，Ｎｂは必須ではないが、これら効果を得るために添加してもかまわない。添加する場合は、これら効果を得るために０．０１％以上とすることが好ましい。しかし、これら元素の添加は原料コストの上昇を招くため、上限は０．０５％とする。

Ｍｏは、耐食性を向上させる有効な元素である。そのため、Ｍｏは必須ではないが、これら効果を得るために添加してもかまわない。添加する場合は、これら効果を得るために０．１％以上とすることが好ましい。しかし、これら元素の添加は原料コストの上昇を招くため、上限は１％とする。

Ｂは、二次加工性を向上させる有効な元素である。そのため、Ｂは必須ではないが、これら効果を得るために添加してもかまわない。添加する場合は、これら効果を得るために０．０００１％以上とすることが好ましい。しかし、これら元素の添加は原料コストの上昇を招くため、上限は０．０１％とする。

Ａｌ／Ｎは、鋼中の固溶窒素を低減して冷延板焼鈍においてｒ値を上昇させるために、３．０以上とする。しかし、過度のＡｌ添加は製造性の低下と製造コストの上昇に繋がるため、Ａｌ／Ｎは４．０以下とすることが好ましい。

γ_maxは、下記［１］式で計算される値である。この値が３０未満の場合、熱間圧延時にオーステナイト相を生成させにくいので、凝固組織に由来する｛００１｝＜１１０＞方位粒の影響を低減することは困難である。そのため、下限は３０とする。γ_maxが８０を超えると、熱間加工性が低下するとともに、製品の加工性も劣化する。そのため、上限は８０とする。
γ_max＝420Ｃ＋470Ｎ＋30Ｎｉ＋7Ｍｎ＋9Ｃｕ−11.5Ｃｒ−11.5Ｓｉ−52Ａｌ＋189 ［１］

Ａ_C1は、下記［２］式で計算される値である。この値が８５０℃未満の場合、面内異方性をＡｌ添加により低減することは困難である。すなわち、１次冷延後の中間焼鈍温度を下げることは困難である。そのため、下限は８５０℃とする。Ａ_C1が９５０℃を超えると、熱間圧延時のオーステナイト生成量が低下し，凝固組織に由来する｛００１｝＜１１０＞方位粒の影響を低減することは困難である。そのため、上限は９５０℃とする。
Ａ_C1（℃）＝35×（Ｃｒ＋1.72Ｍｏ＋2.09Ｓｉ＋4.86Ｎｂ＋8.29Ｖ＋1.77Ｔｉ＋21.4Ａｌ＋40Ｂ−7.14Ｃ−8Ｎ−3.28Ｎｉ−1.89Ｍｎ−0.51Ｃｕ）＋310 ［２］
ここで、［１］式［２］式中の元素記号は、各元素の含有量（質量％）を表す。

（Ｂ）ｒ値の限定理由を以下に説明する。

ランクフォ−ド値の面内異方性Δｒ値は、下記［３］式で計算される値である。ここで、ｒ_L，ｒ_Dおよびｒ_Cは、それぞれ圧延方向，圧延方向に対して４５°の方向，圧延方向に対して９０°方向のｒ値を表す。
Δｒ＝（ｒ_L−２ｒ_D＋ｒ_C）／２ ・・・［３］

Δｒ値は、フェライト系ステンレス鋼板を円筒深絞り成形した場合に発生するイヤリング（耳）と呼ばれる凹凸とよい対応関係にある。円筒深絞り成形したカップ底から測った山（凸）部の長さをｈ_凸、谷（凹）部の長さをｈ_凹と表示すると、通常、耳の高さは（ｉ）式，耳の山、谷の平均高さは（ii）式，耳率（イヤリング率）は（iii）式で求められる。
耳の高さ＝｛ｈ_凸１＋ｈ_凸２＋ｈ_凸３＋ｈ_凸４｝／４−｛ｈ_凹１＋ｈ_凹２＋ｈ_凹３＋ｈ_凹４｝／４ （ｉ）
耳の山、谷の平均高さ＝（ｈ_凸１＋ｈ_凸２＋ｈ_凸３＋ｈ_凸４＋ｈ_凹１＋ｈ_凹２＋ｈ_凹３＋ｈ_凹４）／８ （ii）
耳率（％）＝｛耳の高さ／山、谷の平均高さ｝×１００ （iii）
ここで、添え字の１から４は、カップに発生した山あるいは谷の数に対応する。耳率が小さいほど、イヤリングによる凹凸が小さいことを意味する。Δｒ値と耳率には対応関係があり、Δｒを小さくすると耳率は低減する。本発明で規定するΔｒ≦０．４とすると、耳率は３％以下と小さくなり、クラッド鍋用に使用した場合、歩留まりの低下を回避することができる。より好ましくは、耳率を２％未満に低減するためにΔｒを０〜０．３とする。

ランクフォ−ド値の平均値ｒ_ave.は、下記［４］式で計算される値である。ここで、ｒ_L，ｒ_Dおよびｒ_Cは、上記の記載に準じる。
ｒ_ave.＝（ｒ_L＋２ｒ_D＋ｒ_C）／４ ・・・［４］

ｒ_ave.は、フェライト系ステンレス鋼板を円筒深絞り成形する場合の深絞り性とよい対応関係にある。サ−クル状のシ−トを深絞り成形する場合、サ−クルの径をｄ_Blank、深絞りを行うポンチの径をｄ_punchと表示すると、通常、深絞り性の指標には（iv）式で求められる限界絞り比が用いられる。
限界絞り比＝ｄ_Blank／ｄ_punch ・・・（iv）

限界絞り比が大きいほど、大きなサ−クルで深絞り成形することが出来るため、深絞り性に優れることを意味する。ｒ_ave.と限界絞り比には対応関係があり、ｒ_ave.を上昇させると限界絞り比は向上する。本発明で規定するｒ_ave.≧１．２とすると、限界絞り比はプレスの潤滑条件により異なるものの、通常のプレス油を使用した場合において２．１を超える。そのため、より深底のクラッド鍋用に適用することができる。より好ましくは、限界絞り比を高純度フェライト系ステンレス鋼に匹敵する２．２とするためにｒ_ave.を１．３〜１．５とする。

ｒ値は、圧延方向，圧延方向に対して４５°の方向，圧延方向に対して９０°方向からＪＩＳ１３号Ｂ試験片を採取し、１６％引張歪を付与して３方向のｒ値、すなわちｒ_L，ｒ_D，ｒ_Cをそれぞれ測定した。ｒ値は、１６％引張歪を付与した試験片の形状を測定することにより（ｖ）式から求めることができる。
ｒ＝板幅方向の対数歪／板厚方向の対数歪
＝｛ｌｎ（ｗ₀／ｗ₁）／ｌｎ（ｔ₀／ｔ₁）｝
÷｛ｌｎ（ｗ₁／ｗ₀）／ｌｎ（１−Ｌ₀ｗ₁／Ｌ₁ｗ₀）｝ （ｖ）
ここで、ｗ₀は引張前の板幅、ｗ₁は引張後の板幅、ｔ₀は引張前の板厚、ｔ₁は引張後の板厚、Ｌ₀は引張前の標点距離、Ｌ₁は引張後の標点距離である。

（Ｃ）製造方法に関する限定理由を以下に説明する。

前記（Ａ）項に記載の成分を有するフェライト系ステンレス鋼において、前記（Ｂ）項に記載の面内異方性と深絞り性を付与するために、熱延鋼帯以降の製造条件を規定するものである。

熱延鋼帯の焼鈍は、フェライト単相領域で炭化物を十分に析出させ，フェライトの再結晶を促進させるために箱型炉を使用して実施する。焼鈍温度は８００〜８５０℃，保持時間は４〜１５ｈｒとし，徐冷することが好ましい。

冷延鋼板の製造は、上記焼鈍後、総圧下率を８５％超とする２回の冷間圧延工程とする。総圧下率が８５％以下の場合、本発明が規定するΔｒとｒ_ave.を満足することは困難である。好ましくは８７％以上、より好ましくは工業的な生産性を考慮して８７〜９０％とする。また、１回の冷間圧延工程の場合、本発明が規定するｒ_ave.とすることは困難である。

２回の冷間圧延工程は、１次冷延あるいは最終冷延のいずれか一方の冷間圧延率を８０％以上とする。冷間圧延率が８０％未満の場合、本発明が規定するΔｒを満足することは困難である。好ましくは、ｒ_ave.を上昇させるために、最終冷延の冷間圧延率を８０％以上とする。その場合、１次冷延の冷間圧延率は３５％以上とすることが好ましい。１次冷延の冷間圧延率が３５％未満の場合は、１次冷延後の中間焼鈍において再結晶が不十分となり、加工性の低下が懸念される。一方、１次冷延の冷間圧延率を８０％以上とする場合、Δｒの低減には効果的である。その場合、最終冷延の冷間圧延率は４０％を越えることが好ましい。最終冷延の冷間圧延率が４０％以下の場合は、最終焼鈍において再結晶が不十分となりｒ_ave.の低下が懸念される。

本発明鋼はＡｌを含有しているため、最終焼鈍工程において表面皮膜中にＡｌが濃化する。その結果、この表面皮膜がフェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂とのバリアとして機能し、フッ素樹脂との耐接着性が生まれる。最終焼鈍工程は、燃焼雰囲気ガス中で焼鈍を行った上で酸洗した場合でもフッ素系樹脂との耐接着性を得ることができるが、フッ素系樹脂との耐接着性をより一層向上させるために、光輝焼鈍とすることが好ましい。光輝焼鈍の雰囲気ガスの露点（℃）は、−４０℃以下、好ましくは、−５０℃以下とする。光輝焼鈍の還元性雰囲気ガス中では、Ｃｒより酸化物の生成しやすい元素であるＡｌの選択酸化により、ＡｌはＣｒを主体とする表面皮膜中により一層濃化する。これにより、フェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂との耐接着性を改善することが出来る。鋼板の表面酸化皮膜中のＯ、Ｃ、Ｎを除く酸化皮膜中に濃化している金属原子の相対原子濃度をＡＥＳ（オージェ電子分光分析法）で測定し、酸化膜中のＡｌ／（Ｃｒ＋Ａｌ）の原子濃度比を算出すると、燃焼雰囲気ガス中で最終焼鈍を行った上で酸洗した場合にはＡｌ／（Ｃｒ＋Ａｌ）≧０．１が得られ、光輝焼鈍を行った場合にはＡｌ／（Ｃｒ＋Ａｌ）≧０．５が得られる。いずれにおいても、フッ素系樹脂との耐接着性を向上することができる。

１次冷延後の中間焼鈍温度Ｔ₁（℃）は下式を満たすことが好ましい。
Ａ_C1−１５０≦Ｔ₁≦Ａ_C1−５０ ［５］
ここで上記［５］式及び下記［６］式のいずれも、Ａ_C1は前記［２］式のＡ_C1を意味する。
Ｔ₁を低くすることは、Δｒの低減に効果的である。しかし、Ｔ₁＜Ａ_C1−１５０の場合、再結晶は不十分となり、加工性と耐リジング性が劣化する。耐リジング性が劣化すると、深絞り成形した場合、カップ側壁において圧延方向にそった畝状の起伏が大きくなりクラッド鍋の外観を著しく損なうことになる。従って、Ｔ₁の下限はＡ_C1−１５０（℃）とするのが好ましい。他方、Ｔ₁＞Ａ_C1−５０とすると、中間焼鈍によるΔｒの低減作用は殆ど得られなくなる。そのため、中間焼鈍によるΔｒの低減効果を得るために、Ｔ₁の上限はＡ_C1−５０（℃）とすることが好ましい。

最終冷延後の最終焼鈍温度Ｔ₂（℃）は下式を満たすことが好ましい。
Ａ_C1−８０≦Ｔ₂≦Ａ_C1＋１０ ［６］
Ｔ₂を高くすることは、ｒ_ave.の上昇に効果的である。Ｔ₂＜Ａ_C1−８０の場合、製品板の再結晶が不十となり、ｒ_ave.が低下する。そのため、Ｔ₂の下限はＡ_C1−８０（℃）とするのが好ましい。他方、Ｔ₂＞Ａ_C1＋１０とすると、硬質なマルテンサイト相が製品板に残留する恐れがある。そのため、Ｔ₂の上限はＡ_C1＋１０（℃）とすることが好ましい。

以下、本発明の鋼板について、実施例により更に詳しく説明する。

表１の成分を有するフェライト系ステンレス鋼を溶製し、加熱温度１１５０〜１２５０℃の熱間圧延を行い板厚３．０〜４．５ｍｍの熱延鋼帯とした。熱延鋼帯は、箱型炉により均熱温度８５０℃，１４ｈｒ保持後，徐冷し、２回の冷間圧延工程により０．５ｍｍ厚の冷延焼鈍板を製造した。１次冷延あるいは最終冷延の冷間圧延率と、１次冷延後の中間焼鈍温度と最終冷延後の最終焼鈍温度は、表２に示す本発明で規定する範囲とそれ以外の条件でも実施した。ここで、最終焼鈍は、ＬＮＧなどの燃焼雰囲気ガス中で実施し、酸洗工程を必要とするものを「ＡＰ」，前記記載の還元性雰囲気ガス中で実施するものを「ＢＡ」と記述する。比較にはＡｌを添加しないフェライト系ステンレス鋼を用いた。

上記のようにして製造した０．５ｍｍ厚の冷延焼鈍板について、ｒ値の測定，円筒深絞り試験による耳率と限界絞り比の測定，フッ素樹脂との耐接着性を評価した。

圧延方向，圧延方向に対して４５°方向と９０°方向のｒ値は、前記ＪＩＳ１３号Ｂ試験片の引張試験により測定した。Δｒは前記［３］式，ｒ_ave.は前記［４］式を用いて計算した。

耳率と限界絞り比は、円筒深絞り試験により測定した。円筒深絞り試験は、ブランク径φ８０，８４，８６，８８，９０，９２ｍｍ，ポンチ径φ４０ｍｍ，ポンチ肩Ｒ：４Ｒ，ダイス肩Ｒ：５Ｒ，しわ押さえ圧１ｔｏｎ，潤滑カストロ−ル＃１２２で実施した。耳率は、ブランク径φ８０ｍｍの深絞りカップに発生した山と谷を測定し，前記（ii）式の耳率を計算した。限界絞り比は、ブランク径φ８０，８４，８６，８８，９０ｍｍの円筒深絞り試験により成形可能なブランク径を求め，前記（iii）式により求めた。

フッ素系樹脂との耐接着性は、フェライト系ステンレス鋼とフッ素樹脂（テフロン（登録商標））とを温間プレス後、ステンレス表面にフッ素樹脂が全く付着しない場合を「◎」、手作業で容易にフッ素樹脂が剥離する場合を「○」、剥離しない場合を「×」として評価した。

表２に各試験結果をまとめて示す。

試験番号１〜６は、本発明で規定する成分と製造条件の両者を満たすフェライト系ステンレス鋼板であり、Δｒ≦０．４で面内異方性が小さく，ｒ_ave.≧１．２で良好な深絞り性を有し，フッ素樹脂との耐接着性に優れる。最終焼鈍を還元性雰囲気で行った試験番号１、２、４〜６については、フッ素樹脂との耐接着性が特に良好であった。

これに対して、試験番号７〜９は、本発明で規定する成分を外れるものであり、面内異方性，深絞り性，フッ素樹脂との耐接着性のすべてを満足することはない。

試験番号１０〜１４は、本発明の成分を満足するものの，本発明で規定する製造条件のいずれかが外れるものであり、面内異方性と深絞り性を満足しない。

面内異方性Δｒと円筒深絞りカップの耳率との関係を調査した結果について、図１に示す。これより、目標の耳率３％以下を得るには、Δｒは０．４以下とすればよいことが確認できる。

ｒ_ave.と円筒深絞りの限界絞り比との関係を調査した結果について、図２に示す。これより、目標の限界絞り比２．１以上を得るには、ｒ_ave.は１．２以上とすればよいことが確認できる。

本発明によれば、原料コストや製造コストの上昇を低減し，面内異方性が小さく，深絞り性とフッ素系樹脂との耐接着性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を製造することが可能となり、クラッド鍋の素材として適用した場合、イヤリングによる歩留まり低下を大幅に抑制し，ステンレス鋼板とフッ素樹脂との接着を抑制してクラッド板製造時の作業性を大幅に改善することが出来る。

面内異方性Δｒと円筒深絞りカップの耳率との関係 ｒ_ave.と円筒深絞りの限界絞り比との関係

Claims (5)

1. 質量％にて、Ｃ：０．０４〜０．１２％、Ｓｉ：１％以下、Ｍｎ：０．２〜１％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：１４〜１８％、Ｎ：０．０１〜０．０６％、Ａｌ：０．０３〜０．２０％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、Ａｌ／Ｎ≧３．０であり、下記［１］式で計算されるγ_maxが３０以上８０以下かつ下記［２］式で求められるＡ_C1が８２０℃以上９５０℃以下であり、下記［３］式で計算されるランクフォ−ド値の面内異方性Δｒ値が０．４以下であり，下記［４］式で求められるｒ_ave.が１．２以上であることを特徴とする、面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
   γ_max＝420Ｃ＋470Ｎ＋30Ｎｉ＋7Ｍｎ＋9Ｃｕ−11.5Ｃｒ−11.5Ｓｉ−52Ａｌ＋189 ［１］
   Ａ_C1（℃）＝35×（Ｃｒ＋1.72Ｍｏ＋2.09Ｓｉ＋4.86Ｎｂ＋8.29Ｖ＋1.77Ｔｉ＋21.4Ａｌ＋40Ｂ−7.14Ｃ−8Ｎ−3.28Ｎｉ−1.89Ｍｎ−0.51Ｃｕ）＋310 ［２］
   ここで、［１］式［２］式中の元素記号は、各元素の含有量（質量％）を表す。
   Δｒ＝（ｒ_L−２ｒ_D＋ｒ_C）／２ ［３］
   ｒ_ave.＝（ｒ_L＋２ｒ_D＋ｒ_C）／４ ［４］
   ここで、ｒ_L，ｒ_Dおよびｒ_Cは、それぞれ圧延方向，圧延方向に対して４５°の方向，圧延方向に対して９０°方向のｒ値を表す。
2. さらに、質量％にて、Ｎｉ：１％以下，Ｃｕ：１％以下，Ｔｉ：０．０５％以下，Ｎｂ：０．０５％以下，Ｍｏ：１％以下，Ｂ：０．０１％以下の１種または２種以上を含むことを特徴とする、請求項１に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
3. 最終冷延後の最終焼鈍工程で光輝焼鈍されてなることを特徴とする、請求項１又は２に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板。
4. 鋼スラブを熱間圧延して熱延鋼帯とし、箱型炉による熱延鋼帯の焼鈍を行った後、冷延鋼板の製造は総圧下率を８５％超とし、１次冷延あるいは最終冷延のいずれか一方の冷間圧延率を８０％以上として１次冷延後の中間焼鈍と最終冷延後の最終焼鈍を施し、１次冷延後の中間焼鈍温度Ｔ ₁ （℃）と最終冷延後の最終焼鈍温度Ｔ ₂ （℃）が下記［５］式［６］式を満たすことを特徴とする、請求項１又は２に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板の製造方法。
   Ａ _C1 −１５０≦Ｔ ₁ ≦Ａ _C1 −５０ ［５］
   Ａ _C1 −８０≦Ｔ ₂ ≦Ａ _C1 ＋１０ ［６］
   ここで、Ａ _C1 は、請求項１に記載の［２］式で求められる値を表す。
5. 最終冷延後の最終焼鈍工程を光輝焼鈍とすることを特徴とする、請求項４に記載の面内異方性が小さく，深絞り性に優れたフッ素樹脂被覆クラッド鍋用フェライト系ステンレス鋼板の製造方法。

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