JP6722286B2 - 耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼およびその製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼およびその製造方法に係り、より詳しくは、高価な合金成分の含量を調節して、製造費用を減少させることができ、ＳＴＳ３０４鋼以上の耐食性を確保し、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して熱的マルテンサイトの形成を抑制し、相分率を制御して延伸率を確保して加工性を向上させることができる耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼およびその製造方法に関する。
一般的に、加工性と耐食性が良好なオーステナイト系ステンレス鋼は、鉄（Ｆｅ）を素地金属として、クロム（Ｃｒ）、ニッケル（Ｎｉ）を主要な原料として含有しており、モリブデン（Ｍｏ）および銅（Ｃｕ）等のその他元素を添加して、各種用途に合うように多様な鋼種にされている。
このようなオーステナイト系ステンレス鋼は、耐食性および耐孔食性に優れた鋼種であって、低炭素でありながら、質量％で８％以上のニッケル（Ｎｉ）成分を含有している。そのため、ニッケル（Ｎｉ）価格の上昇によるコストの変動幅が大きいので、価格が不安定で、競争力に劣るという問題点がある。したがって、これを補完するために、ニッケル（Ｎｉ）の含量を低減しつつ、オーステナイト系ステンレス鋼種と同等以上の耐食性を確保することができる新しい鋼種の開発が必要である。
これに伴って、オーステナイト相とフェライト相の混合物で構成される微細組織を有するステンレス鋼である二相ステンレス鋼は、オーステナイト系とフェライト系の特徴を全部示す。現在まで多様な二相ステンレス鋼が提案されており、一例として、米国特許登録第６０９６４４１号（２０００．８．１）等がある。
このようなオーステナイト系ステンレス鋼は、耐食性および耐孔食性に優れた鋼種であって、低炭素でありながら、質量％で８％以上のニッケル（Ｎｉ）成分を含有している。そのため、ニッケル（Ｎｉ）価格の上昇によるコストの変動幅が大きいので、価格が不安定で、競争力に劣るという問題点がある。したがって、これを補完するために、ニッケル（Ｎｉ）の含量を低減しつつ、オーステナイト系ステンレス鋼種と同等以上の耐食性を確保することができる新しい鋼種の開発が必要である。
これに伴って、オーステナイト相とフェライト相の混合物で構成される微細組織を有するステンレス鋼である二相ステンレス鋼は、オーステナイト系とフェライト系の特徴を全部示す。現在まで多様な二相ステンレス鋼が提案されており、一例として、米国特許登録第６０９６４４１号（２０００．８．１）等がある。
米国登録特許第６０９６４４１号（２０００．８．１）には、「低ニッケル高引張延伸率を有するフェライト−オーステナイト系ステンレス鋼」が開示されている。これは、鉄を素地金属として、Ｃ：０．０４％以下、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｍｎ：２〜４％以下、Ｎｉ：０．１〜１．０％、Ｃｒ：１８〜２２％、Ｃｕ：０．０５〜４．０％、Ｓ：０．０３％以下、Ｐ：０．１％以下、Ｎ：０．１〜０．３％、Ｍｏ：３．０％以下およびその他不可避な不純物からなり、オーステナイトおよびフェライトの２相からなり、そのうちオーステナイト相が３０〜７０％を占め、Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ（％）＋Ｍｏ（％）＋１．５Ｓｉ（％）、Ｎｉｅｑ＝Ｎｉ（％）＋０．３３Ｃｕ（％）＋０．５Ｍｎ（％）＋３０Ｃ（％）＋３０Ｎ（％）で定義される数式で、Ｃｒｅｑ／Ｎｉｅｑ２．３〜２．７５の範囲であり、ＩＭ＝５５１−８０５（Ｃ＋Ｎ）（％）−−８．５２Ｓｉ（％）−−８．５７Ｍｎ（％）−−１２．５１Ｃｒ（％）−−３６Ｎｉ（％）−−３４．５Ｃｕ（％）−−１４Ｍｏ（％）で定義される数式で、ＩＭは、４０〜１１５の範囲であることを特徴とする。
前記二相ステンレス鋼の場合、多様な腐食環境で優れた耐腐食性を示し、ＡＩＳＩの３０４、３１６等のオーステナイト系ステンレス相より優れた耐腐食性を示す。このような二相ステンレス鋼の場合、ニッケル（Ｎｉ）、モリブデン（Ｍｏ）等の高価元素による製造費用の上昇になるだけでなく、ニッケル（Ｎｉ）、モリブデン（Ｍｏ）等を消費することにより、他の鋼種との価格競争力の減少を引き起こす。
これに伴い、最近は、二相ステンレス鋼のうち、ニッケル（Ｎｉ）およびモリブデン（Ｍｏ）等の高価な合金元素を排除し、これらの元素の代わりに、低コストの合金元素を添加した合金費用が安い長所をさらに増大させたリーン二相（ｌｅａｎ ｄｕｐｌｅｘ）ステンレス鋼に対する関心が増大している傾向にある。
これに伴い、最近は、二相ステンレス鋼のうち、ニッケル（Ｎｉ）およびモリブデン（Ｍｏ）等の高価な合金元素を排除し、これらの元素の代わりに、低コストの合金元素を添加した合金費用が安い長所をさらに増大させたリーン二相（ｌｅａｎ ｄｕｐｌｅｘ）ステンレス鋼に対する関心が増大している傾向にある。
リーン二相ステンレス鋼は、従来、オーステナイト系ステンレス鋼に大別される３０４、３１６鋼と同等の耐食性を確保しつつ、Ｎｉ含量が少ないため、経済的ながらも、高強度の確保が容易で、耐食性を要する淡水設備、パルプ、製紙、化学設備など産業設備用鋼材として注目されている。
このようなリーン二相鋼には、例えば、ＡＳＴＭＡ２４０に規格化されているＳ３２３０４（代表成分２３Ｃｒ−４Ｎｉ−０．１３Ｎ）、ＡＳＴＭＡ２４０に規格化されているＳ３２１０１（代表成分２１Ｃｒ−１．５Ｎｉ−５Ｍｎ−０．２２Ｎ）等がある。
これらの二相ステンレス鋼は、冷間加工性、すなわち成形性よりは耐食性の強化を中心として鋼を設計して、特定の適用部分では、要求される耐食性より優れた耐食性を提供する。また、耐応力腐食性もやはり、設計要求事項より優れていて、技術的な解決策は提供することができるが、加工性と関連した因子である軟性が、オーステナイト系ステンレス鋼より劣る。これにより、成形、折り曲げなどを要求する多様な産業分野の応用に多くの制約を招いて、経済的な側面では妥当でない点が存在する。
このようなリーン二相鋼には、例えば、ＡＳＴＭＡ２４０に規格化されているＳ３２３０４（代表成分２３Ｃｒ−４Ｎｉ−０．１３Ｎ）、ＡＳＴＭＡ２４０に規格化されているＳ３２１０１（代表成分２１Ｃｒ−１．５Ｎｉ−５Ｍｎ−０．２２Ｎ）等がある。
これらの二相ステンレス鋼は、冷間加工性、すなわち成形性よりは耐食性の強化を中心として鋼を設計して、特定の適用部分では、要求される耐食性より優れた耐食性を提供する。また、耐応力腐食性もやはり、設計要求事項より優れていて、技術的な解決策は提供することができるが、加工性と関連した因子である軟性が、オーステナイト系ステンレス鋼より劣る。これにより、成形、折り曲げなどを要求する多様な産業分野の応用に多くの制約を招いて、経済的な側面では妥当でない点が存在する。
したがって、これらの高価な元素を排除して製造コストを節減しながらも、３０４、３０４Ｌおよび３１６鋼対比同等以上水準の耐食性を確保し、特に加工性、すなわち軟性を３０４鋼と同等水準に確保する産業設備および多様な成形加工用二相ステンレス鋼の開発が必要である。
また、一般的に、成形性、すなわち延伸率に優れたオーステナイト系ステンレス鋼の場合、高価なＮｉを４％以上含有していて、製造時に材料費用が非常に高く、また貴重な資源であるＮｉなどを大量に消費するという問題点がある。
また、多量のＭｎは、リーン二相ステンレス鋼の耐食性確保のための鋼の窒素の固溶度を大きく増加させるか、耐食性に害になるＭｎＳなどの介在物を容易に形成して耐食性を阻害するという問題点がある。また、電気炉の作業時に、Ｍｎ粉塵などの発生で環境問題を発生させる。したがって、Ｎｉ、Ｍｎなどを低減しつつ、オーステナイト系と同等水準の延伸率および耐食性を確保する方法として、フェライト相とオーステナイト相が共存する２相組織鋼を開発するようになった。
また、一般的に、成形性、すなわち延伸率に優れたオーステナイト系ステンレス鋼の場合、高価なＮｉを４％以上含有していて、製造時に材料費用が非常に高く、また貴重な資源であるＮｉなどを大量に消費するという問題点がある。
また、多量のＭｎは、リーン二相ステンレス鋼の耐食性確保のための鋼の窒素の固溶度を大きく増加させるか、耐食性に害になるＭｎＳなどの介在物を容易に形成して耐食性を阻害するという問題点がある。また、電気炉の作業時に、Ｍｎ粉塵などの発生で環境問題を発生させる。したがって、Ｎｉ、Ｍｎなどを低減しつつ、オーステナイト系と同等水準の延伸率および耐食性を確保する方法として、フェライト相とオーステナイト相が共存する２相組織鋼を開発するようになった。
本発明の目的とするところは、二相ステンレス鋼の成分系を制御して、コストを節減し、耐食性を改善し、延伸率を確保することにより、加工性および耐食性を同時に向上させることができるリーン二相ステンレス鋼を提供することである。
また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して熱的マルテンサイトの形成を抑制し、延伸率を確保して加工性を向上させることができるリーン二相ステンレス鋼の製造方法を提供することである。
また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して熱的マルテンサイトの形成を抑制し、延伸率を確保して加工性を向上させることができるリーン二相ステンレス鋼の製造方法を提供することである。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、
質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％、を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなり、下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶであることを特徴とする。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％、を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなり、下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶであることを特徴とする。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
質量％で、モリブデン（Ｍｏ）０超〜１．０％以下およびタングステン（Ｗ）０超〜１．０％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含み、
モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和は、０．１５〜１．０％であることを特徴とする。
モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和は、０．１５〜１．０％であることを特徴とする。
質量％で、チタン（Ｔｉ）０．０５％以下、ニオビウム（Ｎｂ）０．０９％以下、バナジウム（Ｖ）０．０９５％以下およびスズ（Ｓｎ）０．１９％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことを特徴とする。
質量％で、スズ（Ｓｎ）０．１９％以下およびアンチモニー（Ｓｂ）０．１％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことを特徴とする。
前記ステンレス鋼は、オーステナイト相４０〜７５％および残部のフェライト相を含むことを特徴とする。
前記ステンレス鋼は、熱的マルテンサイト分率が１０％以下であることを特徴とする。
前記ステンレス鋼の孔食電位は、３６０ｍＶ以上であることを特徴とする。
前記ステンレス鋼は、３５％以上の熱延延伸率を有することを特徴とする。
前記ステンレス鋼は、４０％以上の冷延延伸率を有することを特徴とする。
また、本発明は、質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなるリーン二相ステンレス鋼スラブを製造した後、熱間圧延、熱延焼鈍、巻取り、冷却、冷間圧延および冷延焼鈍するリーン二相ステンレス鋼の製造方法において、
前記ステンレス鋼は、下記の数（１）により予測された孔食電位が３６０〜４４０ｍＶであることを特徴とする。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
前記ステンレス鋼は、下記の数（１）により予測された孔食電位が３６０〜４４０ｍＶであることを特徴とする。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
熱延焼鈍材の巻取り温度および巻取り後の冷却速度は、下記の数（３）を満たすことを特徴とする。
Ａ≦６９０＋２５＊ｌｏｇＢ ……数（３）
（ここで、Ａは巻取り温度（℃）であり、Ｂは巻取り後の冷却速度（℃／ｓｅｃ）である）
Ａ≦６９０＋２５＊ｌｏｇＢ ……数（３）
（ここで、Ａは巻取り温度（℃）であり、Ｂは巻取り後の冷却速度（℃／ｓｅｃ）である）
本発明によれば、二相ステンレス鋼の成分系のうちＮｉ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕなどの合金成分の含量を調節して、オーステナイト系ステンレス鋼対比コストを節減することができ、フェライトおよびオーステナイトの相分率を制御して、熱延焼鈍材の延伸率を３５％以上、冷延焼鈍材の延伸率を４０％以上に確保しつつ、同時に耐食性を改善するためにＭｏ、Ｗ、希土類元素などを添加して、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保することにより、加工性および耐食性を同時に向上させることができる。
また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して熱的マルテンサイトの形成を抑制し、フェライトおよびオーステナイトの相分率を制御して延伸率を確保して加工性を向上させることができる。
また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して熱的マルテンサイトの形成を抑制し、フェライトおよびオーステナイトの相分率を制御して延伸率を確保して加工性を向上させることができる。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％、を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなり、下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶである。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
以下では、本発明の実施例を添付の図面を参照して詳細に説明する。以下の実施例は、本発明の属する技術分野における通常の知識を有する者に本発明の思想を十分に伝達するために提示するものである。本発明は、ここで提示した実施例にのみ限定されず、他の形態で具体化されることもできる。図面は、本発明を明確にするために説明と関係ない部分の図示を省略し、理解を助けるために構成要素のサイズを多少誇張して表現することができる。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％、を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなる。
Ｃの含量は、０．０８％以下（０除外）である。
Ｃは、オーステナイト形成元素であり、固溶強化による材料強度の増加に有効な元素である。しかし、過多添加時にフェライト−オーステナイト相の境界で耐食性に有効なＣｒのような炭化物形成元素と容易に結合して、結晶粒系の周囲のＣｒ含量を低減して耐腐食抵抗性を減少させるので、耐食性を最大化するためには、Ｃの含量は、０％超過〜０．０８％以下に制限することが好ましい。
Ｃの含量は、０．０８％以下（０除外）である。
Ｃは、オーステナイト形成元素であり、固溶強化による材料強度の増加に有効な元素である。しかし、過多添加時にフェライト−オーステナイト相の境界で耐食性に有効なＣｒのような炭化物形成元素と容易に結合して、結晶粒系の周囲のＣｒ含量を低減して耐腐食抵抗性を減少させるので、耐食性を最大化するためには、Ｃの含量は、０％超過〜０．０８％以下に制限することが好ましい。
Ｓｉの含量は、０．７〜１．１％である。
Ｓｉは、脱酸効果のために一部添加されるフェライト形成元素であり、焼鈍熱処理時にフェライトに濃化する元素である。したがって、適正なフェライト相分率を確保するためにＳｉを０．７％以上添加する。しかし、Ｓｉを１．１％超過して添加するとき、フェライト相の硬度を急激に増加させて、二相ステンレス鋼の延伸率を低下させ、十分な延伸率の確保のためのオーステナイト相の確保が難しい問題点があり、また、過多である場合、製鋼時にスラグ流動性を低下させ、酸素と結合して介在物を形成して耐食性を低下させる問題点がある。したがって、Ｓｉの含量は、０．７％以上〜１．１％以下に制限することが好ましい。
Ｓｉは、脱酸効果のために一部添加されるフェライト形成元素であり、焼鈍熱処理時にフェライトに濃化する元素である。したがって、適正なフェライト相分率を確保するためにＳｉを０．７％以上添加する。しかし、Ｓｉを１．１％超過して添加するとき、フェライト相の硬度を急激に増加させて、二相ステンレス鋼の延伸率を低下させ、十分な延伸率の確保のためのオーステナイト相の確保が難しい問題点があり、また、過多である場合、製鋼時にスラグ流動性を低下させ、酸素と結合して介在物を形成して耐食性を低下させる問題点がある。したがって、Ｓｉの含量は、０．７％以上〜１．１％以下に制限することが好ましい。
Ｍｎの含量は、２．４〜３．５％である。
Ｍｎは、脱酸剤および窒素の固溶度を増加させるオーステナイト形成元素であり、高価なＮｉ代替の用途に使用される。その含量が３．５％を超過して添加される場合、ＳＴＳ３０４鋼水準の耐食性の確保が難しくなる。これは、Ｍｎが多く添加される場合、窒素の固溶度には効果があるが、鋼中のＳと結合してＭｎＳを形成し、耐食性を低下させるからである。また、Ｍｎの含量が２％未満である場合、オーステナイト形成元素であるＮｉ、Ｃｕ、Ｎなどを調節しても、適正なオーステナイト相分率の確保が難しく、添加されるＮの固溶度が低いため、常圧で窒素の十分な固溶を得ることはできない。したがって、Ｍｎの含量は、２．４％以上〜３．５％以下に制限することが好ましい。
Ｍｎは、脱酸剤および窒素の固溶度を増加させるオーステナイト形成元素であり、高価なＮｉ代替の用途に使用される。その含量が３．５％を超過して添加される場合、ＳＴＳ３０４鋼水準の耐食性の確保が難しくなる。これは、Ｍｎが多く添加される場合、窒素の固溶度には効果があるが、鋼中のＳと結合してＭｎＳを形成し、耐食性を低下させるからである。また、Ｍｎの含量が２％未満である場合、オーステナイト形成元素であるＮｉ、Ｃｕ、Ｎなどを調節しても、適正なオーステナイト相分率の確保が難しく、添加されるＮの固溶度が低いため、常圧で窒素の十分な固溶を得ることはできない。したがって、Ｍｎの含量は、２．４％以上〜３．５％以下に制限することが好ましい。
Ｃｒの含量は、１７．９〜２０．７％である。
Ｃｒは、Ｓｉとともにフェライト安定化元素であり、二相ステンレス鋼のフェライト相の確保に主な役割をするだけでなく、耐食性の確保のための必須元素である。Ｃｒの含量を増加させると、耐食性が増加するが、相分率の維持のために高価なＮｉやその他オーステナイト形成元素の含量を増加させなければならないので、コスト上昇の問題点がある。これに伴って、二相ステンレス鋼の相分率を維持しつつ、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保するために、Ｃｒの含量は、１７．９％以上〜２０．７％以下に制限することが好ましい。
Ｃｒは、Ｓｉとともにフェライト安定化元素であり、二相ステンレス鋼のフェライト相の確保に主な役割をするだけでなく、耐食性の確保のための必須元素である。Ｃｒの含量を増加させると、耐食性が増加するが、相分率の維持のために高価なＮｉやその他オーステナイト形成元素の含量を増加させなければならないので、コスト上昇の問題点がある。これに伴って、二相ステンレス鋼の相分率を維持しつつ、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保するために、Ｃｒの含量は、１７．９％以上〜２０．７％以下に制限することが好ましい。
Ｎｉの含量は、０．０５〜１．１５％である。
Ｎｉは、Ｍｎ、ＣｕおよびＮとともにオーステナイト安定化元素であり、二相ステンレス鋼のオーステナイト相の確保に主な役割をする。コスト低減のために、価格が高いＮｉ含量を最大限減少させる代わりに、他のオーステナイト相形成元素であるＭｎとＮを増加させて、Ｎｉの低減による相分率の均衡を十分に維持することができる。しかし、冷間加工時に発生する塑性誘起マルテンサイトの形成を抑制するために十分なオーステナイトの安定度を確保するために０．０５％以上添加することが好ましい。ただし、Ｎｉを過度に添加すると、オーステナイト分率が増加して適切なオーステナイト分率の確保が難しく、特に高価なＮｉによる製品の製造費用の増加によりＳＴＳ３０４鋼対比競争力の確保が難しい。したがって、Ｎｉの含量は、０．１８％以上〜１．１５％以下に制限することが好ましい。
Ｎｉは、Ｍｎ、ＣｕおよびＮとともにオーステナイト安定化元素であり、二相ステンレス鋼のオーステナイト相の確保に主な役割をする。コスト低減のために、価格が高いＮｉ含量を最大限減少させる代わりに、他のオーステナイト相形成元素であるＭｎとＮを増加させて、Ｎｉの低減による相分率の均衡を十分に維持することができる。しかし、冷間加工時に発生する塑性誘起マルテンサイトの形成を抑制するために十分なオーステナイトの安定度を確保するために０．０５％以上添加することが好ましい。ただし、Ｎｉを過度に添加すると、オーステナイト分率が増加して適切なオーステナイト分率の確保が難しく、特に高価なＮｉによる製品の製造費用の増加によりＳＴＳ３０４鋼対比競争力の確保が難しい。したがって、Ｎｉの含量は、０．１８％以上〜１．１５％以下に制限することが好ましい。
Ｎの含量は、０．１８〜０．３％である。
Ｎは、二相ステンレス鋼においてＮｉとともにオーステナイト相の安定化に大きく寄与する元素であって、焼鈍熱処理時にオーステナイト相に濃化が発生する元素中の一つである。したがって、Ｎ含量の増加は、付随的に耐食性の増加および高強度化を図ることができる。しかし、添加されたＭｎの含量によりＮの固溶度が変化する。本発明のＭｎ範囲でＮ含量が０．３％以上を超過すれば、窒素の固溶度の超過による鋳造時にブローホール（ｂｌｏｗ ｈｏｌｅ）、ピンホール（ｐｉｎ ｈｏｌｅ）等の発生による表面欠陥の誘発により鋼の安定した製造が困難になる。一方、ＳＴＳ３０４鋼水準の耐食性を確保するために、Ｎを０．２％以上添加させ、Ｎ含量があまり低ければ、適正な相分率の確保が困難であるという問題点がある。したがって、Ｎの含量は、０．１８％以上〜０．３０％以下に制限することが好ましい。
Ｎは、二相ステンレス鋼においてＮｉとともにオーステナイト相の安定化に大きく寄与する元素であって、焼鈍熱処理時にオーステナイト相に濃化が発生する元素中の一つである。したがって、Ｎ含量の増加は、付随的に耐食性の増加および高強度化を図ることができる。しかし、添加されたＭｎの含量によりＮの固溶度が変化する。本発明のＭｎ範囲でＮ含量が０．３％以上を超過すれば、窒素の固溶度の超過による鋳造時にブローホール（ｂｌｏｗ ｈｏｌｅ）、ピンホール（ｐｉｎ ｈｏｌｅ）等の発生による表面欠陥の誘発により鋼の安定した製造が困難になる。一方、ＳＴＳ３０４鋼水準の耐食性を確保するために、Ｎを０．２％以上添加させ、Ｎ含量があまり低ければ、適正な相分率の確保が困難であるという問題点がある。したがって、Ｎの含量は、０．１８％以上〜０．３０％以下に制限することが好ましい。
Ｃｕの含量は、０．４〜２．８％である。
Ｃｕは、オーステナイト形成元素であり、相分率の均衡、そしてＮｉ代用で添加する元素である。Ｃｕは、Ｎｉと同じ効果を発揮する元素であり、耐食性を向上させるフェライト形成元素が添加された場合、十分な軟性、すなわち冷間加工時に塑性誘起マルテンサイトまたは機械的双晶を発生させるために、本発明のＮｉ範囲で少なくとも０．４％以上の添加が必要である。また、Ｃｕを多量添加する場合、熱間で脆性を招く元素であるから、固溶量を考慮して２．８％以下で添加することができる。したがって、Ｃｕの含量は、０．４％以上〜２．８％以下に制限することが好ましい。
Ｃｕは、オーステナイト形成元素であり、相分率の均衡、そしてＮｉ代用で添加する元素である。Ｃｕは、Ｎｉと同じ効果を発揮する元素であり、耐食性を向上させるフェライト形成元素が添加された場合、十分な軟性、すなわち冷間加工時に塑性誘起マルテンサイトまたは機械的双晶を発生させるために、本発明のＮｉ範囲で少なくとも０．４％以上の添加が必要である。また、Ｃｕを多量添加する場合、熱間で脆性を招く元素であるから、固溶量を考慮して２．８％以下で添加することができる。したがって、Ｃｕの含量は、０．４％以上〜２．８％以下に制限することが好ましい。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、モリブデン（Ｍｏ）１．０％以下およびタングステン（Ｗ）１．０％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことができる。
Ｍｏ、Ｗは、フェライト形成元素で耐食性を向上させる元素であり、大部分がフェライト相に分配される。特に、Ｗは、Ｍｏの代わりに添加する元素である。それだけでなく、前記合金元素は、熱処理時に６００〜１，０００℃で金属間化合物の形成を促進して、耐食性および機械的性質の劣化を招く元素である。
Ｍｏの場合、耐食性の改善効果を示すためには、０％以上添加することが好ましい。ただし、その含量が１．０％を超過する場合、金属間化合物の形成によって耐食性および特に延伸率の急激な低下を招くという問題点がある。
したがって、Ｍｏの含量は、０％超過〜１．０％以下に制限することが好ましい。
Ｍｏ、Ｗは、フェライト形成元素で耐食性を向上させる元素であり、大部分がフェライト相に分配される。特に、Ｗは、Ｍｏの代わりに添加する元素である。それだけでなく、前記合金元素は、熱処理時に６００〜１，０００℃で金属間化合物の形成を促進して、耐食性および機械的性質の劣化を招く元素である。
Ｍｏの場合、耐食性の改善効果を示すためには、０％以上添加することが好ましい。ただし、その含量が１．０％を超過する場合、金属間化合物の形成によって耐食性および特に延伸率の急激な低下を招くという問題点がある。
したがって、Ｍｏの含量は、０％超過〜１．０％以下に制限することが好ましい。
Ｗの場合、耐食性の改善効果を示すためには、０％以上を添加することが好ましい。ただし、その含量が１．０％を超過する場合、金属間化合物の形成によって耐食性および特に延伸率の急激な低下を招くという問題点がある。
したがって、Ｗの含量は、０％超過〜１．０％以下に制限することが好ましい。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、熱延および冷延素材の延伸率および耐食性を確保するために、モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和が、０．１５〜１．０％であってもよい。
一般的に、耐食性を向上させる元素であるＭｏ、Ｗなどを添加する場合、これらの元素の大部分がフェライト形成元素であり、耐食性は増加するが、オーステナイトの安定性を大きく増加させて、素材の延伸率の急激な減少を招く。耐食性に最も大きく影響を与える合金元素であるＭｏ、Ｗと延伸率の相関性を調査した結果、耐食性と延伸率の範囲を満たす範囲は、モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和が０．１５〜１．０％の範囲であることが分かった。
したがって、Ｗの含量は、０％超過〜１．０％以下に制限することが好ましい。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、熱延および冷延素材の延伸率および耐食性を確保するために、モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和が、０．１５〜１．０％であってもよい。
一般的に、耐食性を向上させる元素であるＭｏ、Ｗなどを添加する場合、これらの元素の大部分がフェライト形成元素であり、耐食性は増加するが、オーステナイトの安定性を大きく増加させて、素材の延伸率の急激な減少を招く。耐食性に最も大きく影響を与える合金元素であるＭｏ、Ｗと延伸率の相関性を調査した結果、耐食性と延伸率の範囲を満たす範囲は、モリブデン（Ｍｏ）およびタングステン（Ｗ）の総和が０．１５〜１．０％の範囲であることが分かった。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、チタン（Ｔｉ）０．０５％以下、ニオビウム（Ｎｂ）０．０９％以下、バナジウム（Ｖ）０．０９５％以下およびスズ（Ｓｎ）０．１９％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことができる。
Ｔｉ、Ｎｂ、Ｖは、脱酸剤の役割をしつつ、製鋼および延鋳時に酸素と結合して介在物を形成し、熱間圧延後、巻取り冷却時に、または熱延、冷延焼鈍時に、Ｃ、Ｎと反応して炭化物または炭窒化物を形成する。このような析出物は、Ｃｒ炭化物の生成を抑制して、冷却時に熱的マルテンサイトの形成を抑制して、熱延状態の延伸率の向上に寄与する。
したがって、Ｔｉの含量は、０％超過〜０．０５％以下、Ｎｂの含量は、０％超過〜０．０９％以下、Ｖの含量は、０％超過〜０．０９５％以下に制限することが好ましい。
Ｔｉ、Ｎｂ、Ｖは、脱酸剤の役割をしつつ、製鋼および延鋳時に酸素と結合して介在物を形成し、熱間圧延後、巻取り冷却時に、または熱延、冷延焼鈍時に、Ｃ、Ｎと反応して炭化物または炭窒化物を形成する。このような析出物は、Ｃｒ炭化物の生成を抑制して、冷却時に熱的マルテンサイトの形成を抑制して、熱延状態の延伸率の向上に寄与する。
したがって、Ｔｉの含量は、０％超過〜０．０５％以下、Ｎｂの含量は、０％超過〜０．０９％以下、Ｖの含量は、０％超過〜０．０９５％以下に制限することが好ましい。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、スズ（Ｓｎ）０．１９％以下およびアンチモニー（Ｓｂ）０．１％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことができる。
Ｓｎは、焼鈍時に表面に濃化して合金の耐食性を向上させる元素であると知られている。Ｓｎ添加の効果を示すためには、０％超過の添加が必要であり、フェライト相形成元素であると同時に、熱間圧延時に脆性を招く元素であり、０．１９％超過で添加する場合、熱間圧延時に脆性を招いて、０．１９％超過で添加しても、フェライト相形成の効果上、差異がない。したがって、Ｓｎの含量は、０％超過〜０．１９％以下に制限することが好ましい。
Ｓｂは、焼鈍時に表面に濃化して合金の耐食性を向上させる元素であると知られている。Ｓｂ添加の効果を示すためには、少なくとも０％超過の添加が必要であり、０．１％超過で添加する場合、熱間圧延時に脆性を招く。したがって、Ｓｂの含量は、０％超過〜０．１％以下に制限することが好ましい。
Ｓｎは、焼鈍時に表面に濃化して合金の耐食性を向上させる元素であると知られている。Ｓｎ添加の効果を示すためには、０％超過の添加が必要であり、フェライト相形成元素であると同時に、熱間圧延時に脆性を招く元素であり、０．１９％超過で添加する場合、熱間圧延時に脆性を招いて、０．１９％超過で添加しても、フェライト相形成の効果上、差異がない。したがって、Ｓｎの含量は、０％超過〜０．１９％以下に制限することが好ましい。
Ｓｂは、焼鈍時に表面に濃化して合金の耐食性を向上させる元素であると知られている。Ｓｂ添加の効果を示すためには、少なくとも０％超過の添加が必要であり、０．１％超過で添加する場合、熱間圧延時に脆性を招く。したがって、Ｓｂの含量は、０％超過〜０．１％以下に制限することが好ましい。
図１は、本発明の実施例および比較例による二相ステンレス冷延焼鈍材における孔食電位の予測値および冷延延伸率の相関関係を説明するためのグラフである。
図１に示す通り、本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶである。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
数（１）により予測された孔食電位値が４４０ｍＶを超過する場合、冷延延伸率が４０％未満を示す。
ここで、Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌよりなる。素材の孔食電位は、Ｍｏ、Ｗなど耐食性向上元素を添加する場合に増加するが、これら元素を添加する場合、延伸率の減少が発生する。
図１に示す通り、本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼は、下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶである。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ）
数（１）により予測された孔食電位値が４４０ｍＶを超過する場合、冷延延伸率が４０％未満を示す。
ここで、Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌよりなる。素材の孔食電位は、Ｍｏ、Ｗなど耐食性向上元素を添加する場合に増加するが、これら元素を添加する場合、延伸率の減少が発生する。
すなわち、合金元素の添加による耐食性の向上は、加工性の悪化を招く。孔食電位と延伸率の相関性を調査した結果、数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶである場合、冷延焼鈍材の延伸率を４０％以上で確保が可能である。
したがって、前記ステンレス鋼の孔食電位は、３６０ｍＶ以上を有し、これに伴って、本発明の一実施例によるリーン二相ステンレス鋼は、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保することができる。
例えば、前記ステンレス鋼は、体積分率で、オーステナイト相４０〜７５％および残部のフェライト相を含む。
オーステナイト相が４０％未満である場合、焼鈍中にオーステナイト相にオーステナイト形成元素の過度な濃化現象が発生する。これによって、オーステナイトが十分に安定して変形中に生じる変形誘起マルテンサイト変態量の抑制が可能であり、合金元素の過度な固溶によるオーステナイト強度の過多な上昇により、素材の引張強度もやはり十分な確保が可能である。しかし、軟性が低下する現象が発生して所望の延伸率および強度を十分に得ることはできない。したがって、高軟性の観点から見れば、オーステナイト分率が４０％以上であることが好ましい。
したがって、前記ステンレス鋼の孔食電位は、３６０ｍＶ以上を有し、これに伴って、本発明の一実施例によるリーン二相ステンレス鋼は、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保することができる。
例えば、前記ステンレス鋼は、体積分率で、オーステナイト相４０〜７５％および残部のフェライト相を含む。
オーステナイト相が４０％未満である場合、焼鈍中にオーステナイト相にオーステナイト形成元素の過度な濃化現象が発生する。これによって、オーステナイトが十分に安定して変形中に生じる変形誘起マルテンサイト変態量の抑制が可能であり、合金元素の過度な固溶によるオーステナイト強度の過多な上昇により、素材の引張強度もやはり十分な確保が可能である。しかし、軟性が低下する現象が発生して所望の延伸率および強度を十分に得ることはできない。したがって、高軟性の観点から見れば、オーステナイト分率が４０％以上であることが好ましい。
また、オーステナイト分率が７５％超過である場合、熱間圧延時に表面クラックなどが発生して熱間加工性の低下を招いて、２相組織鋼としての特性を喪失する。また、フェライト相形成元素の集積によるフェライト相の急激な強化によって、降参強度が増加して、フェライト相の破壊によってステンレス鋼の軟性が急激に減少する。したがって、オーステナイト分率は、７５％以下であることが好ましい。
したがって、二相ステンレス熱延焼鈍材または冷延焼鈍材において適切な延伸率、すなわちオーステナイトの塑性誘起マルテンサイトの形成による延伸率を確保するための好ましいオーステナイト相分率は、４０〜７５％であり、しステンレス鋼の残部は、フェライト相を含み、すなわち、フェライト相は、２５〜６０％であってもよい。
例えば、前記ステンレス鋼は、熱的マルテンサイト分率が１０％以下であってもよい。
したがって、二相ステンレス熱延焼鈍材または冷延焼鈍材において適切な延伸率、すなわちオーステナイトの塑性誘起マルテンサイトの形成による延伸率を確保するための好ましいオーステナイト相分率は、４０〜７５％であり、しステンレス鋼の残部は、フェライト相を含み、すなわち、フェライト相は、２５〜６０％であってもよい。
例えば、前記ステンレス鋼は、熱的マルテンサイト分率が１０％以下であってもよい。
図２は、熱的マルテンサイトを含む比較鋼１１による熱延焼鈍材の微細組織を示す写真である。図３は、本発明の実施例および比較例による二相ステンレス熱延焼鈍材の応力−変形曲線を示すグラフである。図４は、本発明の実施例および比較例による二相ステンレス熱延焼鈍材の熱的マルテンサイト分率および熱延延伸率の相関関係を説明するためのグラフである。
図２は、熱的マルテンサイトを含む比較例による二相ステンレス鋼の微細組織を示す。
図２は、比較鋼１１により製造された熱延焼鈍材の微細組織である。図２で、濃い茶色は、フェライト相１、灰色は、オーステナイト相２、そして針状形態で存在する比較的淡い茶色は、冷却時に形成された熱的マルテンサイト３である。
図２は、熱的マルテンサイトを含む比較例による二相ステンレス鋼の微細組織を示す。
図２は、比較鋼１１により製造された熱延焼鈍材の微細組織である。図２で、濃い茶色は、フェライト相１、灰色は、オーステナイト相２、そして針状形態で存在する比較的淡い茶色は、冷却時に形成された熱的マルテンサイト３である。
熱的マルテンサイトが多量に存在する比較鋼１１および熱的マルテンサイトが殆どない発明鋼３の応力−変位曲線を図３に示した。このようなステンレス鋼の応力−変形曲線を示す図３を参照すると、本発明の実施例による発明鋼３の場合、熱延焼鈍材の変形率は、比較鋼１１の場合より増加することが分かる。すなわち、熱的マルテンサイトが存在する場合、正常に巻き取られて、熱的マルテンサイトが殆どない場合より比較的に変形率、すなわち、延伸率が３０％以下と急激に減少することが分かる。
図４を参照すると、前記熱的マルテンサイトの分率および熱延延伸率の相関関係から明らかなように、熱的マルテンサイト分率が１０％を超過する場合、熱延延伸率が３５％未満であることが分かる。
すなわち、本発明の一実施例によるリーン二相ステンレス鋼は、３５％以上の熱延延伸率を有し、４０％以上の冷延延伸率を有する。
熱延焼鈍材の延伸率と冷延焼鈍材の延伸率の差異を調査した結果、熱延焼鈍材の延伸率が３５％以上であれば、これらが冷延材として使用される場合、通常、リーン二相より優れた４０％以上の延伸率の確保が可能であることが分かった。
図４を参照すると、前記熱的マルテンサイトの分率および熱延延伸率の相関関係から明らかなように、熱的マルテンサイト分率が１０％を超過する場合、熱延延伸率が３５％未満であることが分かる。
すなわち、本発明の一実施例によるリーン二相ステンレス鋼は、３５％以上の熱延延伸率を有し、４０％以上の冷延延伸率を有する。
熱延焼鈍材の延伸率と冷延焼鈍材の延伸率の差異を調査した結果、熱延焼鈍材の延伸率が３５％以上であれば、これらが冷延材として使用される場合、通常、リーン二相より優れた４０％以上の延伸率の確保が可能であることが分かった。
本発明の一実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼の製造方法によれば、前記組成を含むリーン二相ステンレス鋼スラブを製造した後、熱間圧延、熱延焼鈍、巻取りおよび冷却して、リーン二相ステンレス鋼を製造することができる。
この際、熱延焼鈍材の巻取り温度および巻取り後の冷却速度は、数（３）を満たす。
Ａ≦６９０＋２５＊ｌｏｇＢ ……数（３）
ここで、Ａは、巻取り温度（℃）であり、Ｂは、巻取り後の冷却速度（℃／ｓｅｃ）である。
熱間圧延または鋳造後、巻取り温度による、素材の熱的マルテンサイト形成および熱延焼鈍材の延伸率の相関関係を調査した結果、巻取り温度が熱延焼鈍材の延伸率に非常に大きい影響を与えることを確認した。また、熱延焼鈍材の延伸率が３５％以上の場合、冷間圧延した後、冷延焼鈍材の延伸率が４０％以上を確保することができることを確認した。
この際、熱延焼鈍材の巻取り温度および巻取り後の冷却速度は、数（３）を満たす。
Ａ≦６９０＋２５＊ｌｏｇＢ ……数（３）
ここで、Ａは、巻取り温度（℃）であり、Ｂは、巻取り後の冷却速度（℃／ｓｅｃ）である。
熱間圧延または鋳造後、巻取り温度による、素材の熱的マルテンサイト形成および熱延焼鈍材の延伸率の相関関係を調査した結果、巻取り温度が熱延焼鈍材の延伸率に非常に大きい影響を与えることを確認した。また、熱延焼鈍材の延伸率が３５％以上の場合、冷間圧延した後、冷延焼鈍材の延伸率が４０％以上を確保することができることを確認した。
従来の方法により、二相ステンレス鋼を巻き取った後、徐冷または６００〜９００℃間の温度範囲で熱処理する場合、二相ステンレス鋼に存在するフェライト相とオーステナイト相の境界でＣｒ窒化物またはＭｏ、Ｗが含有されたシグマ相の析出物が形成されるが、これらは、オーステナイト相に成長する。
このような析出物が形成される場合、析出物の周囲オーステナイト相に固溶したＣ、Ｎ、およびＣｒなど合金元素が析出物として析出されるところ、析出物周囲のオーステナイト相は、合金元素の枯渇が発生して、冷却時に熱的マルテンサイトを形成する。
このように形成された熱的マルテンサイトが存在する場合、オーステナイトの安定度が急激に減少して、塑性誘起マルテンサイトが変形の初期に形成されて、素材延伸率の急激な減少を招く。
このような析出物が形成される場合、析出物の周囲オーステナイト相に固溶したＣ、Ｎ、およびＣｒなど合金元素が析出物として析出されるところ、析出物周囲のオーステナイト相は、合金元素の枯渇が発生して、冷却時に熱的マルテンサイトを形成する。
このように形成された熱的マルテンサイトが存在する場合、オーステナイトの安定度が急激に減少して、塑性誘起マルテンサイトが変形の初期に形成されて、素材延伸率の急激な減少を招く。
図５は、二相ステンレス鋼の巻取り温度および巻取り後の冷却速度による熱延焼鈍材内に熱的マルテンサイトの生成有無を説明するためのグラフである。
図５を参照すると、巻取り温度および巻取り後の冷却速度による熱延焼鈍材内に熱的マルテンサイトが形成される傾向があることが分かる。すなわち、図５で、×で表示された巻取り温度および冷却速度の条件では、全部熱的マルテンサイトが１０％を超過して観察され、○で表示された巻取り温度および冷却速度条件では、熱的マルテンサイトが形成されないか、１０％以下で形成される。
結果的に、素材の巻取り温度、巻取り後の冷却速度と延伸率の相関関係を調査した結果、前記式（３）を満たすように、巻取り温度および冷却速度の条件を制御して、熱的マルテンサイトの生成を防止することにより、熱延焼鈍材の延伸率を３５％以上で確保することができることが分かった。
図５を参照すると、巻取り温度および巻取り後の冷却速度による熱延焼鈍材内に熱的マルテンサイトが形成される傾向があることが分かる。すなわち、図５で、×で表示された巻取り温度および冷却速度の条件では、全部熱的マルテンサイトが１０％を超過して観察され、○で表示された巻取り温度および冷却速度条件では、熱的マルテンサイトが形成されないか、１０％以下で形成される。
結果的に、素材の巻取り温度、巻取り後の冷却速度と延伸率の相関関係を調査した結果、前記式（３）を満たすように、巻取り温度および冷却速度の条件を制御して、熱的マルテンサイトの生成を防止することにより、熱延焼鈍材の延伸率を３５％以上で確保することができることが分かった。
以下、実施例により本発明を詳細に説明する。
発明鋼および比較鋼
表１および表２の各発明鋼および比較鋼による成分系を含むリーン二相ステンレス鋼の試験片を製造した後、熱間圧延、熱延焼鈍、冷間圧延および冷延焼鈍を進めて、試験片を製造した。
発明鋼および比較鋼
表１および表２の各発明鋼および比較鋼による成分系を含むリーン二相ステンレス鋼の試験片を製造した後、熱間圧延、熱延焼鈍、冷間圧延および冷延焼鈍を進めて、試験片を製造した。
その後、前記発明鋼および比較鋼を冷延熱処理後、得られた相分率および延伸率、そして数（１）により予測された孔食電位値を下記表３に示した。
ここで、延伸率は、圧延方向に垂直な、すなわち幅方向に引張試験片を採取した後、６．６ｘ１０−３／ｓの変形率の速度で測定した値を記載した。
図１は、本発明の実施例および比較例による二相ステンレス冷延焼鈍材における孔食電位の予測値および冷延延伸率の相関関係を説明するためのグラフである。図１は、表３の発明鋼および比較鋼の延伸率および予測孔食電位をグラフで示したものである。図１を参照すると、予測された孔食戦委が増加するにつれて延伸率が減少することを示し、冷延焼鈍材の幅方向の延伸率を４０％以上確保するためには、予測された孔食電位の値が３６０〜４４０ｍｍＶの値を範囲を満たさなければならないことが分かる。
本発明の実施例によれば、二相ステンレス鋼の成分系のうちＮｉ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕなどの合金成分の含量を調節して、オーステナイト系ステンレス鋼対比コストを節減することができ、フェライトおよびオーステナイトの相分率を制御して、熱延焼鈍材の延伸率を３５％以上、冷延焼鈍材の延伸率を４０％以上で確保しつつ、同時に耐食性を改善するために、Ｍｏ、Ｗ、希土類元素などを添加して、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保することにより、加工性および耐食性を同時に向上させることができることが分かる。また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して、熱的マルテンサイトの形成を抑制して延伸率を確保して加工性を向上させることができることが分かる。
本発明の実施例によれば、二相ステンレス鋼の成分系のうちＮｉ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕなどの合金成分の含量を調節して、オーステナイト系ステンレス鋼対比コストを節減することができ、フェライトおよびオーステナイトの相分率を制御して、熱延焼鈍材の延伸率を３５％以上、冷延焼鈍材の延伸率を４０％以上で確保しつつ、同時に耐食性を改善するために、Ｍｏ、Ｗ、希土類元素などを添加して、ＳＴＳ３０４鋼水準以上の耐食性を確保することにより、加工性および耐食性を同時に向上させることができることが分かる。また、熱間圧延後、巻取り冷却時に冷却条件を制御して、熱的マルテンサイトの形成を抑制して延伸率を確保して加工性を向上させることができることが分かる。
以上本発明の好ましい実施形態について説明したが、本発明はこれに限定されず、本発明の属する技術分野を逸脱しない範囲でのすべての変更が含まれる。
本発明の実施例による耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼およびその製造方法は、淡水設備、パルプ、製紙、化学設備など産業設備用鋼材などに適用可能である。
Claims (7)
- 質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％、を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなり、
モリブデン（Ｍｏ）、１．０％以下とタングステン（Ｗ）１．０％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含み、モリブデン（Ｍｏ）とタングステン（Ｗ）の合計は、０．１５〜１．０％であり、
オーステナイト相４０〜７５％とフェライト相２５〜６０％を含み、
下記の数（１）により予測された孔食電位は、３６０〜４４０ｍＶであり、
４０％以上の冷延延伸率を有することを特徴とする耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ） - 前記ステンレス鋼は、質量％で、チタン（Ｔｉ）０．０５％以下、ニオビウム（Ｎｂ）０．０９％以下、バナジウム（Ｖ）０．０９５％以下およびスズ（Ｓｎ）０．１９％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことを特徴とする請求項１に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼。
- 前記ステンレス鋼は、質量％で、スズ（Ｓｎ）０．１９％以下およびアンチモニー（Ｓｂ）０．１％以下からなるグループから選択されるいずれか一つ以上をさらに含むことを特徴とする請求項１に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼。
- 前記ステンレス鋼は、熱的マルテンサイト分率が１０％以下であることを特徴とする請求項１に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼。
- 前記ステンレス鋼の孔食電位は、３６０ｍＶ以上であることを特徴とする請求項１に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼。
- 質量％で、炭素（Ｃ）０．０８％以下（０除外）、シリコン（Ｓｉ）０．７〜１．１％、マンガン（Ｍｎ）２．４〜３．５％、クロム（Ｃｒ）１７．９〜２０．７％、ニッケル（Ｎｉ）０．０５〜１．１５％、窒素（Ｎ）０．１８〜０．３％、銅（Ｃｕ）０．４〜２．８％を含み、残部が鉄（Ｆｅ）およびその他不可避な不純物からなるリーン二相ステンレス鋼スラブを製造した後、巻取りと冷却後、熱延焼鈍材の延伸率が３５％以上になるように、熱間圧延、熱延焼鈍、巻取り、冷却、冷間圧延および冷延焼鈍するリーン二相ステンレス鋼の製造方法において、
前記ステンレス鋼は、下記の数（１）により予測された孔食電位が３６０〜４４０ｍＶであることを特徴とする、請求項１に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼の製造方法。
孔食電位＝−６２３．２＋４７．４Ｃｒｅｑ ……数（１）
（Ｃｒｅｑ＝Ｃｒ＋１．３７Ｍｏ＋０．７５Ｗ＋１．５Ｓｉ＋２Ｎｂ＋３Ｔｉ＋５Ｖ＋５．５Ａｌ） - 前記熱延焼鈍材の巻取り温度および巻取り後の冷却速度は、下記の数（３）を満たすことを特徴とする請求項６に記載の耐食性および加工性が向上したリーン二相ステンレス鋼の製造方法。
Ａ≦６９０＋２５＊ｌｏｇＢ ……数（３）
（ここで、Ａは巻取り温度（℃）であり、Ｂは巻取り後の冷却速度（℃／ｓｅｃ）である）
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