JPH06116684A - 耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼 - Google Patents
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼Info
- Publication number
- JPH06116684A JPH06116684A JP4293844A JP29384492A JPH06116684A JP H06116684 A JPH06116684 A JP H06116684A JP 4293844 A JP4293844 A JP 4293844A JP 29384492 A JP29384492 A JP 29384492A JP H06116684 A JPH06116684 A JP H06116684A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- prew
- formula
- less
- corrosion resistance
- given
- 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.)
- Granted
Links
Abstract
(57)【要約】
【目的】 二相ステンレス鋼の溶接後の熱影響部の耐食
性、相安定性を改善し、金属間化合物を析出し難くす
る。 【構成】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜２．
００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０５％
以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２５．
０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜７．０
％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１０〜
０．４０％を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅから
なり、かつ、耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、σ
相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料と
σ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料と
のビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、フ
ェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、オ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足している二相ステンレス鋼。 【効果】 従来の問題点であった周溶接時の耐食性劣化
等を解消できる。
性、相安定性を改善し、金属間化合物を析出し難くす
る。 【構成】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜２．
００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０５％
以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２５．
０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜７．０
％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１０〜
０．４０％を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅから
なり、かつ、耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、σ
相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料と
σ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料と
のビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、フ
ェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、オ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足している二相ステンレス鋼。 【効果】 従来の問題点であった周溶接時の耐食性劣化
等を解消できる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、耐応力腐食割れ性、
耐孔食性等の耐食性ならびに溶接性に優れたフェライト
相とオーステナイト相とからなるステンレス鋼（以下二
相ステンレス鋼という）に関する。
耐孔食性等の耐食性ならびに溶接性に優れたフェライト
相とオーステナイト相とからなるステンレス鋼（以下二
相ステンレス鋼という）に関する。
【０００２】
【従来の技術】近年、海水を使用する熱交換器および耐
海水性が要求される化学機器や構造物、各種化学プラン
ト用配管、ラインパイプ、油井管等として、耐食性なら
びに溶接性に優れた二相ステンレス鋼の需要が増大して
おり、特に耐食性に対する要求はますます厳しくなって
きている。従来、実用化されている二相ステンレス鋼
は、数多く存在するが、それらを解説するために溶接可
能な二相ステンレス鋼を総覧した文献（オランダ溶接協
会編、溶接用二相ステンレス鋼およびスーパー二相ステ
ンレス鋼、Ｌ．ｖａｎ Ｎａｓｓａｕ，Ｈ．Ｍｅｅｌｋ
ｅｒ，Ｊ．Ｈｉｌｋｅｒ ’９１）を引用すれば、現在
までに開発されている二相ステンレス鋼は、下記の
（ａ）〜（ｄ）の４種類に分類できるとしている。ただ
し、ＰＲＥＮは、％Ｃｒ＋３．３×％Ｍｏ＋１６×％Ｎ
で与えられる耐食性の指標である。
海水性が要求される化学機器や構造物、各種化学プラン
ト用配管、ラインパイプ、油井管等として、耐食性なら
びに溶接性に優れた二相ステンレス鋼の需要が増大して
おり、特に耐食性に対する要求はますます厳しくなって
きている。従来、実用化されている二相ステンレス鋼
は、数多く存在するが、それらを解説するために溶接可
能な二相ステンレス鋼を総覧した文献（オランダ溶接協
会編、溶接用二相ステンレス鋼およびスーパー二相ステ
ンレス鋼、Ｌ．ｖａｎ Ｎａｓｓａｕ，Ｈ．Ｍｅｅｌｋ
ｅｒ，Ｊ．Ｈｉｌｋｅｒ ’９１）を引用すれば、現在
までに開発されている二相ステンレス鋼は、下記の
（ａ）〜（ｄ）の４種類に分類できるとしている。ただ
し、ＰＲＥＮは、％Ｃｒ＋３．３×％Ｍｏ＋１６×％Ｎ
で与えられる耐食性の指標である。
【０００３】 （ａ）． ２３％Ｃｒ、Ｍｏ無添加二相ステンレス鋼 ＰＲＥＮ 〜２５ （ｂ）． ２２％Ｃｒ二相ステンレス鋼 ＰＲＥＮ ３０ 〜３６ （ｃ）． ２５％Ｃｒ（０〜２．５％Ｃｕ）二相ステンレス鋼 ＰＲ ＥＮ ３２〜４０ （ｄ）． ２５％Ｃｒスーパー二相ステンレス鋼 ＰＲＥＮ ＞ ４１ 上記（ａ）〜（ｄ）は、それぞれ対応するグレードが記
載されているので（ａ）〜（ｄ）を表１ないし表４を引
用して説明する。
載されているので（ａ）〜（ｄ）を表１ないし表４を引
用して説明する。
【０００４】
【表１】
【０００５】
【表２】
【０００６】
【表３】
【０００７】
【表４】
【０００８】表１〜表４に示すとおり、二相ステンレス
鋼は、耐食性の低い順に、（ａ）２３％Ｃｒ−Ｍｏ無添
加系、（ｂ）．（ａ）の２３％Ｃｒ、Ｍｏ無添加系を基
本としてさらにＭｏを約３％添加して耐食性を向上させ
た２２％Ｃｒ−３％Ｍｏ系、（ｃ）．（ｂ）の２２％Ｃ
ｒ−３％Ｍｏ系を基本としてさらにＣｒを２５％に増量
して耐食性を高めた２５％Ｃｒ−３％Ｍｏ系、（ｄ）．
さらに（ｃ）の２５％Ｃｒ−３％Ｍｏ系にＣｕないしは
Ｍｏ、Ｎを添加した究極の耐食性を有するスーパー二相
ステンレス鋼が開発されている。表４に示すとおり、ス
ーパー二相ステンレス鋼は、良好な耐食性を有するよう
に、ＰＲＥＮが４０以上であって、いずれも２５％Ｃｒ
鋼を基本としてＭｏ、Ｎを多く含有させることを基本思
想としている。
鋼は、耐食性の低い順に、（ａ）２３％Ｃｒ−Ｍｏ無添
加系、（ｂ）．（ａ）の２３％Ｃｒ、Ｍｏ無添加系を基
本としてさらにＭｏを約３％添加して耐食性を向上させ
た２２％Ｃｒ−３％Ｍｏ系、（ｃ）．（ｂ）の２２％Ｃ
ｒ−３％Ｍｏ系を基本としてさらにＣｒを２５％に増量
して耐食性を高めた２５％Ｃｒ−３％Ｍｏ系、（ｄ）．
さらに（ｃ）の２５％Ｃｒ−３％Ｍｏ系にＣｕないしは
Ｍｏ、Ｎを添加した究極の耐食性を有するスーパー二相
ステンレス鋼が開発されている。表４に示すとおり、ス
ーパー二相ステンレス鋼は、良好な耐食性を有するよう
に、ＰＲＥＮが４０以上であって、いずれも２５％Ｃｒ
鋼を基本としてＭｏ、Ｎを多く含有させることを基本思
想としている。
【０００９】また、スーパー二相ステンレス鋼として
は、Ｃ：０．０５％以下、Ｃｒ：２３〜２７％、Ｎｉ：
５．５〜９％、Ｎ：０．２５〜０．４０％、Ｓｉ：０．
８％以下、Ｍｎ：１．２％以下、Ｍｏ：３．５〜４．９
％、Ｃｕ：０．５％以下、Ｗ：０．５％以下、Ｓ：０．
０１０％以下、Ｖ：０．５％未満、Ｃｅ：０．１８％未
満および下記条件（１）〜（６）を満たすように合金元
素の含有度を調整した状態での通常の不純物と添加物以
外に残留しているＦｅを含有している二相ステンレス鋼 （１） ％Ｃｒ＋３．３×％Ｍｏ＋１６×％Ｎ−１．６
×％Ｍｎ−１２２×％Ｓ＞３９．１ （２） （％Ｃｒ＋０．５１×％Ｍｎ＋０．２２×％Ｍ
ｏ−１．０４×％Ｓｉ−０．２２×％Ｎｉ−２．８９×
％Ｃ）／（３．７×％Ｎ）＞１８．９ （３） （％Ｃｒ＋０．３×％Ｍｎ−２×％Ｓｉ−０．
２×％Ｎｉ）／（４．３１×％Ｎ）＞１０００ （４） （％Ｍｎ）／（％Ｎ）＜３ （５） １０７５℃の液熱処理後のフェライト含有度＝
３０〜５０％ （６） ％Ｃｒ＋（％Ｍｏ）1.5＋５×％Ｓｉ＋％Ｗ＋
０．２×％Ｍｎ｝／（５０×％Ｎ＋％フェライト）＜
０．７５ （特開昭６２−５６５５６号公報）が提案されている
が、実質的には２４．５％以上のＣｒを含有させること
が基本思想となっている。
は、Ｃ：０．０５％以下、Ｃｒ：２３〜２７％、Ｎｉ：
５．５〜９％、Ｎ：０．２５〜０．４０％、Ｓｉ：０．
８％以下、Ｍｎ：１．２％以下、Ｍｏ：３．５〜４．９
％、Ｃｕ：０．５％以下、Ｗ：０．５％以下、Ｓ：０．
０１０％以下、Ｖ：０．５％未満、Ｃｅ：０．１８％未
満および下記条件（１）〜（６）を満たすように合金元
素の含有度を調整した状態での通常の不純物と添加物以
外に残留しているＦｅを含有している二相ステンレス鋼 （１） ％Ｃｒ＋３．３×％Ｍｏ＋１６×％Ｎ−１．６
×％Ｍｎ−１２２×％Ｓ＞３９．１ （２） （％Ｃｒ＋０．５１×％Ｍｎ＋０．２２×％Ｍ
ｏ−１．０４×％Ｓｉ−０．２２×％Ｎｉ−２．８９×
％Ｃ）／（３．７×％Ｎ）＞１８．９ （３） （％Ｃｒ＋０．３×％Ｍｎ−２×％Ｓｉ−０．
２×％Ｎｉ）／（４．３１×％Ｎ）＞１０００ （４） （％Ｍｎ）／（％Ｎ）＜３ （５） １０７５℃の液熱処理後のフェライト含有度＝
３０〜５０％ （６） ％Ｃｒ＋（％Ｍｏ）1.5＋５×％Ｓｉ＋％Ｗ＋
０．２×％Ｍｎ｝／（５０×％Ｎ＋％フェライト）＜
０．７５ （特開昭６２−５６５５６号公報）が提案されている
が、実質的には２４．５％以上のＣｒを含有させること
が基本思想となっている。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、２５％
Ｃｒ鋼にＭｏ、Ｎを多量に添加すると、σ相を主体とす
る金属間化合物の析出が著しく加速されるという大きな
問題点が発生する。金属間化合物の析出は、分塊、圧延
後のビレットの硬化、著しい切削性の低下、材料の脆化
による脆性破壊を生じるばかりでなく、溶接後の熱影響
部（ＨＡＺ）の耐食性の低下を引き起こす。したがっ
て、２５％Ｃｒ鋼を基本としてＭｏ、Ｎを多く含有させ
る二相ステンレス鋼は、工業的な製造を困難にしている
ばかりでなく、ＰＲＥＮが４０以上という良好な耐食性
能が溶接部では十分に発揮されていないのが実情であ
る。
Ｃｒ鋼にＭｏ、Ｎを多量に添加すると、σ相を主体とす
る金属間化合物の析出が著しく加速されるという大きな
問題点が発生する。金属間化合物の析出は、分塊、圧延
後のビレットの硬化、著しい切削性の低下、材料の脆化
による脆性破壊を生じるばかりでなく、溶接後の熱影響
部（ＨＡＺ）の耐食性の低下を引き起こす。したがっ
て、２５％Ｃｒ鋼を基本としてＭｏ、Ｎを多く含有させ
る二相ステンレス鋼は、工業的な製造を困難にしている
ばかりでなく、ＰＲＥＮが４０以上という良好な耐食性
能が溶接部では十分に発揮されていないのが実情であ
る。
【００１１】この発明の目的は、従来のスーパー二相ス
テンレス鋼よりもさらに耐食性を向上させ、特に溶接後
の熱影響部の耐食性を改善し、相安定性に優れ、金属間
化合物の析出し難い二相ステンレス鋼を提供することに
ある。
テンレス鋼よりもさらに耐食性を向上させ、特に溶接後
の熱影響部の耐食性を改善し、相安定性に優れ、金属間
化合物の析出し難い二相ステンレス鋼を提供することに
ある。
【００１２】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記目的
を達成すべく、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｎ、Ｗのσ相等の金
属間化合物析出に及ぼす影響について調査すべく、表５
に示す組成の１４種の二相ステンレス鋼を溶製し、厚さ
１００ｍｍに圧延したのち、σ相等の金属間化合物が析
出しないように水冷した材料と、σ相等の金属間化合物
が析出するように空冷した材料のビッカース硬度差を求
め、σ相等の金属間化合物析出による硬度上昇を測定し
た。その結果、Ｎｉ添加量が変化するとσ相等の金属間
化合物の析出量が大きく変化するので、表５に示す１４
種の二相ステンレス鋼のうち、７％Ｎｉ系１２種につい
てＣｒ、Ｍｏ量と硬度変化との関係を調査した。その結
果を図１に示す。
を達成すべく、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｎｉ、Ｎ、Ｗのσ相等の金
属間化合物析出に及ぼす影響について調査すべく、表５
に示す組成の１４種の二相ステンレス鋼を溶製し、厚さ
１００ｍｍに圧延したのち、σ相等の金属間化合物が析
出しないように水冷した材料と、σ相等の金属間化合物
が析出するように空冷した材料のビッカース硬度差を求
め、σ相等の金属間化合物析出による硬度上昇を測定し
た。その結果、Ｎｉ添加量が変化するとσ相等の金属間
化合物の析出量が大きく変化するので、表５に示す１４
種の二相ステンレス鋼のうち、７％Ｎｉ系１２種につい
てＣｒ、Ｍｏ量と硬度変化との関係を調査した。その結
果を図１に示す。
【００１３】
【表５】
【００１４】図１に示すとおり、Ｍｏ添加量を増加させ
た場合の硬度上昇、すなわち、σ相等の金属間化合物の
析出量は、Ｃｒ添加量に大きく依存しており、Ｃｒ添加
量が多いほど高くなるこが判明した。したがって、単純
には一次の回帰が使えないので、％Ｃｒ×％Ｍｏの項を
加えて、表５に示す１４鋼種について回帰分析を行っ
た。その結果、σ相等の金属間化合物が析出しないよう
に水冷した材料と、σ相等の金属間化合物が析出するよ
うに空冷した材料のビッカース硬度差（ΔＨｖ（σ））
として、 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃｒ−１０３．４×％Ｍ ｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７×％Ｎ− ３．６×％Ｗ−２２８． ６ が得られた。表５の硬度変化と切削性との対応から、通
常のビレット製造プロセスにおいて切削性を有するため
には、ΔＨｖ（σ）≦６５が必要である。すなわち、上
記式で表されるようにσ相に代表される金属間化合物を
析出し難い成分系を指向するためには、Ｃｒ量は従来の
２５％よりも低減し、Ｍｏ、Ｎの多量添加によって、耐
食性を確保する方法が有利であることを見い出した。
た場合の硬度上昇、すなわち、σ相等の金属間化合物の
析出量は、Ｃｒ添加量に大きく依存しており、Ｃｒ添加
量が多いほど高くなるこが判明した。したがって、単純
には一次の回帰が使えないので、％Ｃｒ×％Ｍｏの項を
加えて、表５に示す１４鋼種について回帰分析を行っ
た。その結果、σ相等の金属間化合物が析出しないよう
に水冷した材料と、σ相等の金属間化合物が析出するよ
うに空冷した材料のビッカース硬度差（ΔＨｖ（σ））
として、 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃｒ−１０３．４×％Ｍ ｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７×％Ｎ− ３．６×％Ｗ−２２８． ６ が得られた。表５の硬度変化と切削性との対応から、通
常のビレット製造プロセスにおいて切削性を有するため
には、ΔＨｖ（σ）≦６５が必要である。すなわち、上
記式で表されるようにσ相に代表される金属間化合物を
析出し難い成分系を指向するためには、Ｃｒ量は従来の
２５％よりも低減し、Ｍｏ、Ｎの多量添加によって、耐
食性を確保する方法が有利であることを見い出した。
【００１５】また、ステンレス鋼の耐食性評価方法とし
てＡＳＴＭ−Ｇ４８を用いて試験片表面にピッティング
が生じる最低温度（Ｃｒｉｔｉｃａｌ Ｐｉｔｔｉｎｇ
Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ、以下ＣＰＴという）を求め
る方法を導入し、母材部、ボンド部、継手熱影響部の耐
食性を比較したところ、母材部＞ボンド部＞継手熱影響
部の順で耐食性が良好であり、周溶接を考慮すると、継
手熱影響部の耐食性を確保する必要があることを明らか
にした。そこで継手熱影響部の試験片を用いて腐食減量
と耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）との関係を求めた。その結
果を図２に示す。図２に示すとおり、継手熱影響部の耐
食性を確保するためには、 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）＋１６×％Ｎ≧４３ が必要であることを見い出した。
てＡＳＴＭ−Ｇ４８を用いて試験片表面にピッティング
が生じる最低温度（Ｃｒｉｔｉｃａｌ Ｐｉｔｔｉｎｇ
Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ、以下ＣＰＴという）を求め
る方法を導入し、母材部、ボンド部、継手熱影響部の耐
食性を比較したところ、母材部＞ボンド部＞継手熱影響
部の順で耐食性が良好であり、周溶接を考慮すると、継
手熱影響部の耐食性を確保する必要があることを明らか
にした。そこで継手熱影響部の試験片を用いて腐食減量
と耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）との関係を求めた。その結
果を図２に示す。図２に示すとおり、継手熱影響部の耐
食性を確保するためには、 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）＋１６×％Ｎ≧４３ が必要であることを見い出した。
【００１６】さらに、二相ステンレス鋼がフェライトと
オーステナイトの二相組織からなるので、各相での耐食
性を確保する必要があると考え、Ｅｌｅｃｔｒｏ Ｐｒ
ｏｂｅ Ｍｉｃｒｏ Ａｎａｌｙｓｉｅｒ（以下ＥＰＭ
Ａという）分析により、各相中のＣｒ、Ｍｏ、Ｎｉ、
Ｗ、Ｎの含有量およびそのときのフェライト量（％）を
測定し、フェライト中での耐孔食性指数（以下ＰＲＥＷ
（α）という）とオーステナイト中での耐孔食性指数
（以下ＰＲＥＷ（γ）という）が次の式で計算できるこ
とを見い出した。 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ ％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×％Ｗ−
５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ 上記式に基いてＰＲＥＷ（α）、ＰＲＥＷ（γ）を計算
し、その差ΔＰＲＥＷを求め、腐食減量との関係を求め
たところ、図３に示すとおり、ΔＰＲＥＷが所定値以下
の場合、すなわち、−３≦ΔＰＲＥＷ≦３の領域におい
て、非常に優れた耐食性を示すことを見い出し、この発
明に到達した。
オーステナイトの二相組織からなるので、各相での耐食
性を確保する必要があると考え、Ｅｌｅｃｔｒｏ Ｐｒ
ｏｂｅ Ｍｉｃｒｏ Ａｎａｌｙｓｉｅｒ（以下ＥＰＭ
Ａという）分析により、各相中のＣｒ、Ｍｏ、Ｎｉ、
Ｗ、Ｎの含有量およびそのときのフェライト量（％）を
測定し、フェライト中での耐孔食性指数（以下ＰＲＥＷ
（α）という）とオーステナイト中での耐孔食性指数
（以下ＰＲＥＷ（γ）という）が次の式で計算できるこ
とを見い出した。 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ ％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×％Ｗ−
５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ 上記式に基いてＰＲＥＷ（α）、ＰＲＥＷ（γ）を計算
し、その差ΔＰＲＥＷを求め、腐食減量との関係を求め
たところ、図３に示すとおり、ΔＰＲＥＷが所定値以下
の場合、すなわち、−３≦ΔＰＲＥＷ≦３の領域におい
て、非常に優れた耐食性を示すことを見い出し、この発
明に到達した。
【００１７】すなわちこの発明は、Ｃ：０．０３％以
下、Ｓｉ：０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜
２．００％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以
下、Ｃｒ：１８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．
０％、Ｍｏ：３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜
０．０４％、Ｎ：０．１０〜０．４０％を含有し、残部
が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式
で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下
記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出し
ないように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出
するように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標Δ
Ｈｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェ
ライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
下、Ｓｉ：０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜
２．００％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以
下、Ｃｒ：１８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．
０％、Ｍｏ：３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜
０．０４％、Ｎ：０．１０〜０．４０％を含有し、残部
が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式
で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下
記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出し
ないように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出
するように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標Δ
Ｈｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェ
ライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００１８】また、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、か
つ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ）が４３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金
属間化合物が析出しないように水冷した材料とσ相等の
金属間化合物が析出するように空冷した材料とのビッカ
ース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）
式で与えられるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイ
ト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰ
ＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足してい
ることを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステ
ンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、か
つ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ）が４３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金
属間化合物が析出しないように水冷した材料とσ相等の
金属間化合物が析出するように空冷した材料とのビッカ
ース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）
式で与えられるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイ
ト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰ
ＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足してい
ることを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステ
ンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００１９】さらに、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．
１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０％、
Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５
０％のうちの１種または２種以上を含有し、残部が不可
避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で与え
られる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記
（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出しな
いように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出す
るように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨ
ｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェラ
イト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０％、
Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５
０％のうちの１種または２種以上を含有し、残部が不可
避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で与え
られる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記
（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出しな
いように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出す
るように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨ
ｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェラ
イト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２０】さらにまた、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：
０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、
Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１
８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：
３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、
Ｎ：０．１０〜０．４０％と、Ｃａ：０．０００５〜
０．０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、
Ｂ：０．０００５〜０．０１０％、希土類金属：０．０
００５〜０．０１０％のうちの１種または２種以上を含
有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下
記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４
３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合
物が析出しないように水冷した材料とσ相等の金属間化
合物が析出するように空冷した材料とのビッカース硬度
差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与え
られるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイト
中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲ
ＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足している
ことを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステン
レス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、
Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１
８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：
３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、
Ｎ：０．１０〜０．４０％と、Ｃａ：０．０００５〜
０．０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、
Ｂ：０．０００５〜０．０１０％、希土類金属：０．０
００５〜０．０１０％のうちの１種または２種以上を含
有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下
記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４
３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合
物が析出しないように水冷した材料とσ相等の金属間化
合物が析出するように空冷した材料とのビッカース硬度
差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与え
られるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイト
中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲ
ＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足している
ことを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステン
レス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２１】また、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜
０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種
または２種以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅ
からなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられる
σ相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料
とσ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料
とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、
下記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れ
た二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜
０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種
または２種以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅ
からなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられる
σ相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料
とσ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料
とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、
下記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れ
た二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２２】さらに、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．
１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．
０００５〜０．０１０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１
０％、希土類金属：０．０００５〜０．０１０％の１種
または２種以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅ
からなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられる
σ相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料
とσ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料
とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、
下記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れ
た二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．
０００５〜０．０１０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１
０％、希土類金属：０．０００５〜０．０１０％の１種
または２種以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅ
からなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられる
σ相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料
とσ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料
とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、
下記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れ
た二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２３】さらにまた、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：
０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、
Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１
８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：
３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、
Ｎ：０．１０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０
％、Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜
０．５０％のうちの１種または２種以上、Ｃａ：０．０
００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１
０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１０％、希土類金属：
０．０００５〜０．０１０％の１種または２種以上を含
有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下
記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４
３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合
物が析出しないように水冷した材料とσ相等の金属間化
合物が析出するように空冷した材料とのビッカース硬度
差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与え
られるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイト
中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲ
ＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足している
ことを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステン
レス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
０．１０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、
Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１
８．０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：
３．０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、
Ｎ：０．１０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０
％、Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜
０．５０％のうちの１種または２種以上、Ｃａ：０．０
００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１
０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１０％、希土類金属：
０．０００５〜０．０１０％の１種または２種以上を含
有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下
記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４
３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合
物が析出しないように水冷した材料とσ相等の金属間化
合物が析出するように空冷した材料とのビッカース硬度
差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与え
られるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイト
中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲ
ＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足している
ことを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステン
レス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２４】また、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜
０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種
または２種以上、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０％、
Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、Ｂ：０．０００５
〜０．０１０％、希土類金属：０．０００５〜０．０１
０％の１種または２種以上を含有し、残部が不可避的不
純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で与えられる
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で
与えられるσ相等の金属間化合物が析出しないように水
冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出するように空
冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が
６５以下、下記（３）式で与えられるフェライト中での
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与
えられるオーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以
下の条件を満足していることを特徴とする耐食性、相安
定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
０〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：
０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．
０〜２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．
０〜７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：
０．１０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００
％、Ｗ：０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種
以上、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜
０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種
または２種以上、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０％、
Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、Ｂ：０．０００５
〜０．０１０％、希土類金属：０．０００５〜０．０１
０％の１種または２種以上を含有し、残部が不可避的不
純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で与えられる
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で
与えられるσ相等の金属間化合物が析出しないように水
冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出するように空
冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が
６５以下、下記（３）式で与えられるフェライト中での
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与
えられるオーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以
下の条件を満足していることを特徴とする耐食性、相安
定性に優れた二相ステンレス鋼である。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
【００２５】
【作用】この発明の二相ステンレス鋼は、いずれも耐孔
食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、ΔＨｖ（σ）が６５
以下、ΔＰＲＥＷが−３．０以上３．０以下の条件を満
足するから、ＰＲＥＷ≧４３とするこよって継手熱影響
部の耐食性が確保され、また、ΔＨｖ（σ）≦６５とす
ることによって、切削性が確保され、−３．０≦ΔＰＲ
ＥＷ≦３．０とすることによってフェライト相とオース
テナイト相、各相での耐食性が確保され、耐食性、特に
周溶接部の耐食性に優れ、加工性、相安定性、分塊圧延
性に優れている。
食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、ΔＨｖ（σ）が６５
以下、ΔＰＲＥＷが−３．０以上３．０以下の条件を満
足するから、ＰＲＥＷ≧４３とするこよって継手熱影響
部の耐食性が確保され、また、ΔＨｖ（σ）≦６５とす
ることによって、切削性が確保され、−３．０≦ΔＰＲ
ＥＷ≦３．０とすることによってフェライト相とオース
テナイト相、各相での耐食性が確保され、耐食性、特に
周溶接部の耐食性に優れ、加工性、相安定性、分塊圧延
性に優れている。
【００２６】この発明における二相ステンレス鋼の化学
成分を上記の範囲に限定した理由について説明する。Ｃ
は鋼中に含まれる不可避的元素であるが、０．０３％を
超えると溶接熱影響部に炭化物が析出し、著しく耐食性
を劣化させるので、０．０３％以下とした。Ｓｉは脱酸
剤として作用する元素であるが、十分な耐食性を確保す
るためには酸素の低減が不可欠であり、０．１０％未満
では脱酸効果が不十分で、２．００％を超えると脆化を
招くため、０．１０〜２．００％とした。Ｍｎは脱酸、
脱硫を目的として添加される元素であるが、０．１０％
未満では十分な効果が得られず、２．００％を超えると
耐食性に悪影響を与えるため、０．１０〜２．００％と
した。Ｐは鋼中に含まれる不可避的元素であるが、熱間
加工性、耐食性を劣化させるためできるだけ低くする必
要があるが、脱隣コストとの兼ね合いで、０．０５％以
下とした。Ｓも鋼中に含まれる不可避的元素であり、二
相ステンレス鋼の熱間加工性に最も影響する元素である
ため、できるだけ低くする必要があり、０．００５％以
下とした。
成分を上記の範囲に限定した理由について説明する。Ｃ
は鋼中に含まれる不可避的元素であるが、０．０３％を
超えると溶接熱影響部に炭化物が析出し、著しく耐食性
を劣化させるので、０．０３％以下とした。Ｓｉは脱酸
剤として作用する元素であるが、十分な耐食性を確保す
るためには酸素の低減が不可欠であり、０．１０％未満
では脱酸効果が不十分で、２．００％を超えると脆化を
招くため、０．１０〜２．００％とした。Ｍｎは脱酸、
脱硫を目的として添加される元素であるが、０．１０％
未満では十分な効果が得られず、２．００％を超えると
耐食性に悪影響を与えるため、０．１０〜２．００％と
した。Ｐは鋼中に含まれる不可避的元素であるが、熱間
加工性、耐食性を劣化させるためできるだけ低くする必
要があるが、脱隣コストとの兼ね合いで、０．０５％以
下とした。Ｓも鋼中に含まれる不可避的元素であり、二
相ステンレス鋼の熱間加工性に最も影響する元素である
ため、できるだけ低くする必要があり、０．００５％以
下とした。
【００２７】Ｃｒは二相ステンレス鋼の基本成分の一つ
であり、耐食性を支配している重要な元素であるが、フ
ェライトとオーステナイトの二相組織を形成しながら高
耐食性を確保するためには１８．０％以上必要である
が、耐孔食性を上昇させるために多量のＭｏを添加した
場合、２５．０％を超えて添加すると著しくσ相等の金
属間化合物の析出を加速するため、１８．０〜２５．０
％とした。Ｎｉは二相組織を得るためにＣｒ含有量、Ｍ
ｏ含有量ならびにＮ含有量との兼ね合いで添加される
が、２．０％未満ではフェライト相主体の二相組織とな
り耐食性が低下し、また、８．０％を超えるとオーステ
ナイト相主体の二相組織となるばかりでなく、著しくσ
相等の金属間化合物の析出を加速するため、２．０〜
８．０％とした。Ｍｏは耐孔食性を向上させる元素であ
り、所望の耐孔食性を得るためには３．０％未満では十
分でなく、また、７．０％を超えるとσ相等の金属間化
合物の析出を加速するため、３．０〜７．０％とした。
であり、耐食性を支配している重要な元素であるが、フ
ェライトとオーステナイトの二相組織を形成しながら高
耐食性を確保するためには１８．０％以上必要である
が、耐孔食性を上昇させるために多量のＭｏを添加した
場合、２５．０％を超えて添加すると著しくσ相等の金
属間化合物の析出を加速するため、１８．０〜２５．０
％とした。Ｎｉは二相組織を得るためにＣｒ含有量、Ｍ
ｏ含有量ならびにＮ含有量との兼ね合いで添加される
が、２．０％未満ではフェライト相主体の二相組織とな
り耐食性が低下し、また、８．０％を超えるとオーステ
ナイト相主体の二相組織となるばかりでなく、著しくσ
相等の金属間化合物の析出を加速するため、２．０〜
８．０％とした。Ｍｏは耐孔食性を向上させる元素であ
り、所望の耐孔食性を得るためには３．０％未満では十
分でなく、また、７．０％を超えるとσ相等の金属間化
合物の析出を加速するため、３．０〜７．０％とした。
【００２８】Ａｌは脱酸元素として不可欠であり、十分
な耐食性を確保するためには酸素の低減が不可欠であ
り、０．００１％未満では十分な脱酸効果が得られず、
また、０．０４％を超えるとＡｌＮが析出し易くなり、
靭性、耐食性を劣化させるため、０．００１〜０．０４
％とした。Ｎは二相組織を形成させるために重要な元素
であり、耐孔食性を向上させるために非常に有効な元素
であるが、０．１０％未満ではその効果が十分でなく、
また、０．４０％を超えると熱間加工性を著しく低下さ
せるため、０．１０〜０．４０％とした。Ｃｕは鋼の耐
酸性を向上させ耐食性を改善させる作用がある元素であ
り、必要により添加されるが、０．０１％未満では所望
の効果が得られず、また、２．００％を超えると熱間加
工性を低下させるため、０．０１〜２．００％とした。
Ｗは耐隙間腐食性を向上させ耐食性を改善させる作用が
ある元素であり、必要により添加されるが、０．０１％
未満では所望の効果が得られず、また、１．５０％を超
えると熱間加工性を低下させるため、０．０１〜１．５
０％とした。
な耐食性を確保するためには酸素の低減が不可欠であ
り、０．００１％未満では十分な脱酸効果が得られず、
また、０．０４％を超えるとＡｌＮが析出し易くなり、
靭性、耐食性を劣化させるため、０．００１〜０．０４
％とした。Ｎは二相組織を形成させるために重要な元素
であり、耐孔食性を向上させるために非常に有効な元素
であるが、０．１０％未満ではその効果が十分でなく、
また、０．４０％を超えると熱間加工性を著しく低下さ
せるため、０．１０〜０．４０％とした。Ｃｕは鋼の耐
酸性を向上させ耐食性を改善させる作用がある元素であ
り、必要により添加されるが、０．０１％未満では所望
の効果が得られず、また、２．００％を超えると熱間加
工性を低下させるため、０．０１〜２．００％とした。
Ｗは耐隙間腐食性を向上させ耐食性を改善させる作用が
ある元素であり、必要により添加されるが、０．０１％
未満では所望の効果が得られず、また、１．５０％を超
えると熱間加工性を低下させるため、０．０１〜１．５
０％とした。
【００２９】Ｖ、Ｔｉ、Ｎｂは鋼中で安定な炭化物を形
成し、耐食性を向上させる元素で、必要により１種また
は２種以上添加されるが、０．０１％未満では所望の効
果が得られず、また、０．５０％を超えて添加しても飽
和状態となるため、０．０１〜０．５０％とした。Ｃ
ａ、Ｍｇおよび希土類金属（Ｌａ、Ｃｅ等）は鋼中で硫
化物を形成してＳを固定させ、熱間加工性を向上させる
元素で、必要により１種または２種以上添加されるが、
０．０００５％未満では所望の効果が得られず、また、
０．０１０％を超えて添加しても飽和状態となるため、
０．０００５〜０．０１０％とした。Ｂは鋼中の粒界に
偏析することにより熱間加工性を向上させる元素で、必
要により添加されるが、０．０００５％未満では所望の
効果が得られず、また、０．０１０％を超えて添加して
も飽和状態となるため、０．０００５〜０．０１０％と
した。
成し、耐食性を向上させる元素で、必要により１種また
は２種以上添加されるが、０．０１％未満では所望の効
果が得られず、また、０．５０％を超えて添加しても飽
和状態となるため、０．０１〜０．５０％とした。Ｃ
ａ、Ｍｇおよび希土類金属（Ｌａ、Ｃｅ等）は鋼中で硫
化物を形成してＳを固定させ、熱間加工性を向上させる
元素で、必要により１種または２種以上添加されるが、
０．０００５％未満では所望の効果が得られず、また、
０．０１０％を超えて添加しても飽和状態となるため、
０．０００５〜０．０１０％とした。Ｂは鋼中の粒界に
偏析することにより熱間加工性を向上させる元素で、必
要により添加されるが、０．０００５％未満では所望の
効果が得られず、また、０．０１０％を超えて添加して
も飽和状態となるため、０．０００５〜０．０１０％と
した。
【００３０】
【実施例】高周波誘導真空溶解炉を用いて表６、表７に
示す成分組成の各二相ステンレス鋼を溶製し、５０ｋｇ
の鋼塊に鋳込んだのち、厚さ１２ｍｍに熱間圧延を行っ
た。各二相ステンレス鋼は、前記（１）式ないし（４）
式に基いてＰＲＥＷ、ΔＰＲＥＷおよびΔＨｖ（σ）を
求めた。このようにして得られた各二相ステンレス鋼の
切削性を評価するため、硬度測定を行った。一般にショ
ア硬さにて４０未満でないと切削不可能であるため、シ
ョア硬さ４０未満を切削性良好（○）、ショア硬さ４０
以上を切削性不良（×）として評価した。さらに、各二
相ステンレス鋼は、１０７０℃に３０分間加熱保持した
のち水冷の条件で溶体化処理を施し、フェライト量を調
査すると共に、厚さ３ｍｍ、幅５０ｍｍ、長さ５０ｍｍ
の母材腐食試験のための試験片を採取した。また、各二
相ステンレス鋼は、溶接部の耐食性を評価するため、開
先加工を行い、全自動ＴＩＧ溶接を施し、ボンド部、継
手熱影響部から腐食試験片を採取した。腐食試験は、上
記各試験片を各温度の１０％ＦｅＣｌ3・６Ｈ2Ｏ水溶液
に２４時間浸漬し、試験片表面にピッティングが生じる
最低の温度（ＣＰＴ）と腐食減量を測定した。その結
果、良好な耐食性を示したものは（○）、不良なものは
（×）として評価した。その結果をＰＲＥＷ、ΔＰＲＥ
ＷおよびΔＨｖ（σ）と共に表８、表９に示す。
示す成分組成の各二相ステンレス鋼を溶製し、５０ｋｇ
の鋼塊に鋳込んだのち、厚さ１２ｍｍに熱間圧延を行っ
た。各二相ステンレス鋼は、前記（１）式ないし（４）
式に基いてＰＲＥＷ、ΔＰＲＥＷおよびΔＨｖ（σ）を
求めた。このようにして得られた各二相ステンレス鋼の
切削性を評価するため、硬度測定を行った。一般にショ
ア硬さにて４０未満でないと切削不可能であるため、シ
ョア硬さ４０未満を切削性良好（○）、ショア硬さ４０
以上を切削性不良（×）として評価した。さらに、各二
相ステンレス鋼は、１０７０℃に３０分間加熱保持した
のち水冷の条件で溶体化処理を施し、フェライト量を調
査すると共に、厚さ３ｍｍ、幅５０ｍｍ、長さ５０ｍｍ
の母材腐食試験のための試験片を採取した。また、各二
相ステンレス鋼は、溶接部の耐食性を評価するため、開
先加工を行い、全自動ＴＩＧ溶接を施し、ボンド部、継
手熱影響部から腐食試験片を採取した。腐食試験は、上
記各試験片を各温度の１０％ＦｅＣｌ3・６Ｈ2Ｏ水溶液
に２４時間浸漬し、試験片表面にピッティングが生じる
最低の温度（ＣＰＴ）と腐食減量を測定した。その結
果、良好な耐食性を示したものは（○）、不良なものは
（×）として評価した。その結果をＰＲＥＷ、ΔＰＲＥ
ＷおよびΔＨｖ（σ）と共に表８、表９に示す。
【００３１】
【表６】
【００３２】
【表７】
【００３３】
【表８】
【００３４】
【表９】
【００３５】表８、９に示すとおり、従来鋼および比較
鋼においては、本発明の条件を＊印部分が満足させない
ため、切削性および溶接部の耐孔食性において所望の効
果が得られていないが、本発明の条件を満足させる本発
明鋼は、いずれも切削性および溶接部の耐孔食性が良好
である。
鋼においては、本発明の条件を＊印部分が満足させない
ため、切削性および溶接部の耐孔食性において所望の効
果が得られていないが、本発明の条件を満足させる本発
明鋼は、いずれも切削性および溶接部の耐孔食性が良好
である。
【００３６】
【発明の効果】以上述べたとおり、この発明の二相ステ
ンレス鋼は、耐食性、特に周溶接部の耐食性に優れ、ま
た、相安定性、分塊圧延性に優れている。このため、油
井用ラインパイプとして高耐食性（耐海水性）を要求さ
れる分野において、従来の問題点であった周溶接時の耐
食性劣化等を解消することができる。
ンレス鋼は、耐食性、特に周溶接部の耐食性に優れ、ま
た、相安定性、分塊圧延性に優れている。このため、油
井用ラインパイプとして高耐食性（耐海水性）を要求さ
れる分野において、従来の問題点であった周溶接時の耐
食性劣化等を解消することができる。
【図１】二相ステンレス鋼におけるＣｒ、Ｍｏ含有量と
σ相析出による硬度上昇の関係を示すグラフである。
σ相析出による硬度上昇の関係を示すグラフである。
【図２】二相ステンレス鋼の継手溶接熱影響部における
耐食性試験結果をＰＲＥＷと腐食減量との関係で示すグ
ラフである。
耐食性試験結果をＰＲＥＷと腐食減量との関係で示すグ
ラフである。
【図３】二相ステンレス鋼の耐食性試験結果のΔＰＲＥ
Ｗと腐食減量との関係を示すグラフである。
Ｗと腐食減量との関係を示すグラフである。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 小川 和博 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号 住友金属工業株式会社内
Claims (8)
- 【請求項１】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅ
からなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられる
σ相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料
とσ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料
とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、
下記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオ
ーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））と
の差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を
満足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れ
た二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項２】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００％、Ｗ：
０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種を含有
し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記
（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３
以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物
が析出しないように水冷した材料とσ相等の金属間化合
物が析出するように空冷した材料とのビッカース硬度差
の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えら
れるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））
と、下記（４）式で与えられるオーステナイト中での耐
孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が
−３．０以上３．０以下の条件を満足していることを特
徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項３】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：
０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％の
うちの１種または２種以上を含有し、残部が不可避的不
純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で与えられる
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で
与えられるσ相等の金属間化合物が析出しないように水
冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出するように空
冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が
６５以下、下記（３）式で与えられるフェライト中での
耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与
えられるオーステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ
（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以
下の条件を満足していることを特徴とする耐食性、相安
定性に優れた二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２％
Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項４】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０
％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、Ｂ：０．００
０５〜０．０１０％、希土類金属：０．０００５〜０．
０１０％のうちの１種または２種以上を含有し、残部が
不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式で
与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記
（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出しな
いように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出す
るように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標ΔＨ
ｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェラ
イト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項５】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００％、Ｗ：
０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種、Ｖ：
０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、
Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種または２種以
上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、か
つ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ）が４３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金
属間化合物が析出しないように水冷した材料とσ相等の
金属間化合物が析出するように空冷した材料とのビッカ
ース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）
式で与えられるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイ
ト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰ
ＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足してい
ることを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステ
ンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項６】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０
〜２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．
０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜
２５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００％、Ｗ：
０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種、Ｃａ：
０．０００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜
０．０１０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１０％、希土
類金属：０．０００５〜０．０１０％の１種または２種
以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅからなり、
かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ）が４３以上、下記（２）式で与えられるσ相等の金
属間化合物が析出しないように水冷した材料とσ相等の
金属間化合物が析出するように空冷した材料とのビッカ
ース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下記（３）
式で与えられるフェライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥ
Ｗ（α））と、下記（４）式で与えられるオーステナイ
ト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰ
ＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満足してい
ることを特徴とする耐食性、相安定性に優れた二相ステ
ンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項７】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｖ：０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：
０．０１〜０．５０％、Ｎｂ：０．０１〜０．５０％の
うちの１種または２種以上、Ｃａ：０．０００５〜０．
０１０％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１０％、Ｂ：
０．０００５〜０．０１０％、希土類金属：０．０００
５〜０．０１０％の１種または２種以上を含有し、残部
が不可避的不純物とＦｅからなり、かつ、下記（１）式
で与えられる耐孔食性指数（ＰＲＥＷ）が４３以上、下
記（２）式で与えられるσ相等の金属間化合物が析出し
ないように水冷した材料とσ相等の金属間化合物が析出
するように空冷した材料とのビッカース硬度差の指標Δ
Ｈｖ（σ）が６５以下、下記（３）式で与えられるフェ
ライト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（α））と、下記
（４）式で与えられるオーステナイト中での耐孔食性指
数（ＰＲＥＷ（γ））との差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０
以上３．０以下の条件を満足していることを特徴とする
耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４ - 【請求項８】 Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．１０〜
２．００％、Ｍｎ：０．１０〜２．００％、Ｐ：０．０
５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１８．０〜２
５．０％、Ｎｉ：２．０〜８．０％、Ｍｏ：３．０〜
７．０％、Ａｌ：０．００１〜０．０４％、Ｎ：０．１
０〜０．４０％と、Ｃｕ：０．０１〜２．００％、Ｗ：
０．０１〜１．５０％のうちの１種または２種、Ｖ：
０．０１〜０．５０％、Ｔｉ：０．０１〜０．５０％、
Ｎｂ：０．０１〜０．５０％のうちの１種または２種以
上、Ｃａ：０．０００５〜０．０１０％、Ｍｇ：０．０
００５〜０．０１０％、Ｂ：０．０００５〜０．０１０
％、希土類金属：０．０００５〜０．０１０％の１種ま
たは２種以上を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅか
らなり、かつ、下記（１）式で与えられる耐孔食性指数
（ＰＲＥＷ）が４３以上、下記（２）式で与えられるσ
相等の金属間化合物が析出しないように水冷した材料と
σ相等の金属間化合物が析出するように空冷した材料と
のビッカース硬度差の指標ΔＨｖ（σ）が６５以下、下
記（３）式で与えられるフェライト中での耐孔食性指数
（ＰＲＥＷ（α））と、下記（４）式で与えられるオー
ステナイト中での耐孔食性指数（ＰＲＥＷ（γ））との
差（ΔＰＲＥＷ）が−３．０以上３．０以下の条件を満
足していることを特徴とする耐食性、相安定性に優れた
二相ステンレス鋼。 ＰＲＥＷ＝％Ｃｒ＋３．３×（％Ｍｏ＋０．５×％Ｗ）
＋１６×％Ｎ…（１）式 ΔＨｖ（σ）＝４．９×％Ｃｒ×％Ｍｏ＋４．５×％Ｃ
ｒ−１０３．４×％Ｍｏ＋１９．３×％Ｎｉ−１０．７
×％Ｎ−３．６×％Ｗ−２２８．６…（２）式 ＰＲＥＷ（α）＝（３×％α−１０００）／｛０．０３
×（％α）2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×
（３×％α−１３６０）／｛０．０３×（％α）2−
５．６×％α−８００｝×％Ｍｏ＋１．６５×（３０
０）／（％α＋２００）×％Ｗ…（３）式 ＰＲＥＷ（γ）＝（−８００）／｛０．０３×（％α）
2−２×％α−８００｝×％Ｃｒ＋３．３×（−８０
０）／｛０．０３×（％α）2−５．６×％α−８０
０｝×％Ｍｏ＋１．６５×（２００）／（％α＋２０
０）×％Ｗ＋１６×（１００）／（１００−％α）×％
Ｎ…（４）式 ただし、％α＝５．８×％Ｃｒ＋４×％Ｍｏ＋１．２×
％Ｗ−５．７×％Ｎｉ−６３．８×％Ｎ−５４．４
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29384492A JP3166798B2 (ja) | 1992-10-06 | 1992-10-06 | 耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29384492A JP3166798B2 (ja) | 1992-10-06 | 1992-10-06 | 耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06116684A true JPH06116684A (ja) | 1994-04-26 |
| JP3166798B2 JP3166798B2 (ja) | 2001-05-14 |
Family
ID=17799891
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29384492A Expired - Fee Related JP3166798B2 (ja) | 1992-10-06 | 1992-10-06 | 耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3166798B2 (ja) |
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH07278755A (ja) * | 1994-04-05 | 1995-10-24 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼 |
| JPH1180901A (ja) * | 1986-04-28 | 1999-03-26 | Nkk Corp | 耐孔食性に優れた２相ステンレス鋼 |
| EP0937783A1 (en) * | 1998-02-18 | 1999-08-25 | Sandvik Aktiebolag | New use of a high strength stainless steel |
| JP2005520934A (ja) * | 2002-03-25 | 2005-07-14 | パク，ヨン−ソ | 金属間相の形成が抑制された耐食性、耐脆化性、鋳造性及び熱間加工性に優れたスーパー二相ステンレス鋼 |
| JP2010513708A (ja) * | 2006-12-14 | 2010-04-30 | サンドビック インテレクチュアル プロパティー アクティエボラーグ | プレート |
| KR100989022B1 (ko) * | 2001-09-02 | 2010-10-20 | 산드빅 인터렉츄얼 프로퍼티 에이비 | 이상 강 합금 |
| US7892366B2 (en) | 2003-03-02 | 2011-02-22 | Sandvik Intellectual Property Ab | Duplex stainless steel alloy and use thereof |
| KR101227274B1 (ko) * | 2008-02-05 | 2013-01-28 | 닛폰 스틸 앤드 스미킨 스테인레스 스틸 코포레이션 | 내리징성과 가공성이 우수한 페라이트ㆍ오스테나이트계 스테인리스 강판 및 그 제조 방법 |
| CN103741070A (zh) * | 2014-01-23 | 2014-04-23 | 江苏银环精密钢管股份有限公司 | 一种环氧乙烷反应器用双相不锈钢无缝钢管 |
| JP2017532201A (ja) * | 2014-06-27 | 2017-11-02 | エイティーアイ・プロパティーズ・エルエルシー | フロー形成耐食合金管、及びそれによって製造された管 |
| JP2022506814A (ja) * | 2018-11-29 | 2022-01-17 | 宝山鋼鉄股▲ふん▼有限公司 | スーパー二相ステンレスクラッド鋼板及びその製造方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR200496065Y1 (ko) * | 2020-08-26 | 2022-10-26 | 주식회사 한국가스기술공사 | 회전 각도 가변식 샤클구조체 |
-
1992
- 1992-10-06 JP JP29384492A patent/JP3166798B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH1180901A (ja) * | 1986-04-28 | 1999-03-26 | Nkk Corp | 耐孔食性に優れた２相ステンレス鋼 |
| US5849111A (en) * | 1994-04-05 | 1998-12-15 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Duplex stainless steel |
| JPH07278755A (ja) * | 1994-04-05 | 1995-10-24 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼 |
| EP0937783A1 (en) * | 1998-02-18 | 1999-08-25 | Sandvik Aktiebolag | New use of a high strength stainless steel |
| US6174386B1 (en) | 1998-02-18 | 2001-01-16 | Sandvik Ab | NaOH evaporator comprising at least one component formed by a high strength stainless steel |
| KR100989022B1 (ko) * | 2001-09-02 | 2010-10-20 | 산드빅 인터렉츄얼 프로퍼티 에이비 | 이상 강 합금 |
| JP2011174183A (ja) * | 2002-03-25 | 2011-09-08 | Yong-Soo Park | 金属間化合物の形成が抑制された耐食性、耐脆化性、鋳造性及び熱間加工性に優れたスーパー二相ステンレス鋼 |
| JP2005520934A (ja) * | 2002-03-25 | 2005-07-14 | パク，ヨン−ソ | 金属間相の形成が抑制された耐食性、耐脆化性、鋳造性及び熱間加工性に優れたスーパー二相ステンレス鋼 |
| JP4834292B2 (ja) * | 2002-03-25 | 2011-12-14 | パク，ヨン−ソ | 金属間化合物の形成が抑制された耐食性、耐脆化性、鋳造性及び熱間加工性に優れたスーパー二相ステンレス鋼 |
| US7892366B2 (en) | 2003-03-02 | 2011-02-22 | Sandvik Intellectual Property Ab | Duplex stainless steel alloy and use thereof |
| JP2010513708A (ja) * | 2006-12-14 | 2010-04-30 | サンドビック インテレクチュアル プロパティー アクティエボラーグ | プレート |
| KR101227274B1 (ko) * | 2008-02-05 | 2013-01-28 | 닛폰 스틸 앤드 스미킨 스테인레스 스틸 코포레이션 | 내리징성과 가공성이 우수한 페라이트ㆍ오스테나이트계 스테인리스 강판 및 그 제조 방법 |
| CN103741070A (zh) * | 2014-01-23 | 2014-04-23 | 江苏银环精密钢管股份有限公司 | 一种环氧乙烷反应器用双相不锈钢无缝钢管 |
| JP2017532201A (ja) * | 2014-06-27 | 2017-11-02 | エイティーアイ・プロパティーズ・エルエルシー | フロー形成耐食合金管、及びそれによって製造された管 |
| JP2022506814A (ja) * | 2018-11-29 | 2022-01-17 | 宝山鋼鉄股▲ふん▼有限公司 | スーパー二相ステンレスクラッド鋼板及びその製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3166798B2 (ja) | 2001-05-14 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| EP0545753B1 (en) | Duplex stainless steel having improved strength and corrosion resistance | |
| EP2199420B1 (en) | Austenitic stainless steel | |
| US8043446B2 (en) | High manganese duplex stainless steel having superior hot workabilities and method manufacturing thereof | |
| JP3427387B2 (ja) | 耐食性に優れた高強度溶接鋼構造物 | |
| US6379611B1 (en) | High strength, low alloy, heat resistant steel | |
| JP3446294B2 (ja) | 二相ステンレス鋼 | |
| KR20090078813A (ko) | 듀플렉스 스테인리스 강 합금 및 이 합금의 용도 | |
| CN111041358A (zh) | 双相铁素体奥氏体不锈钢 | |
| JP3166798B2 (ja) | 耐食性、相安定性に優れた二相ステンレス鋼 | |
| JPS6199660A (ja) | ラインパイプ用高強度溶接鋼管 | |
| JPS61113749A (ja) | 油井用高耐食性合金 | |
| JPS59226151A (ja) | 溶接性と熱間加工性に優れた高合金オ−ステナイト系ステンレス鋼 | |
| JPH09296253A (ja) | 低温靱性の優れた極厚高強度鋼管 | |
| JPH07204885A (ja) | 耐溶接高温割れ性に優れたフェライト鋼溶接材料 | |
| EP0835946B1 (en) | Use of a weldable low-chromium ferritic cast steel, having excellent high-temperature strength | |
| JP2541070B2 (ja) | 母材の脆性破壊伝播停止特性に優れた高ニッケル合金クラッド鋼板の製造方法 | |
| JP3470418B2 (ja) | 耐海水腐食性と耐硫化水素腐食性に優れた高強度オーステナイト合金 | |
| JPH09272956A (ja) | 耐海水用析出強化型高合金鋼及びその製造方法 | |
| JP2737525B2 (ja) | 母材の脆性破壊伝播停止特性に優れたオーステナイト系ステンレスクラッド鋼板の製造方法 | |
| JP2833385B2 (ja) | 耐食オーステナイト系Ｆｅ基合金 | |
| JP3396372B2 (ja) | 高温強度と溶接性に優れた低Ｃｒフェライト鋼 | |
| JPH062931B2 (ja) | 電子装置部品用ステンレス系非磁性鋼 | |
| JPS61207552A (ja) | 加工安定性に優れた非磁性オ−ステナイト系ステンレス鋼 | |
| EP4174205A1 (en) | Two-phase stainless steel pipe and welded fitting | |
| JP2622516B2 (ja) | クリープ強度の優れた耐熱鋼用溶接材料 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080309 Year of fee payment: 7 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090309 Year of fee payment: 8 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100309 Year of fee payment: 9 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |