JPH0674490B2 - 耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼 - Google Patents
耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼Info
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- JPH0674490B2 JPH0674490B2 JP62224047A JP22404787A JPH0674490B2 JP H0674490 B2 JPH0674490 B2 JP H0674490B2 JP 62224047 A JP62224047 A JP 62224047A JP 22404787 A JP22404787 A JP 22404787A JP H0674490 B2 JPH0674490 B2 JP H0674490B2
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- Japan
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- corrosion resistance
- stainless steel
- hot workability
- seawater
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は耐海水用のオーステナイト系ステンレス鋼に関
する。
する。
従来より耐海水材料としてCu合金やTiが広く用いられて
いる。しかし前者はエロージョン・コロージョンに弱
く、また後者は高価でしかも溶接性が著しく劣るという
問題があった。
いる。しかし前者はエロージョン・コロージョンに弱
く、また後者は高価でしかも溶接性が著しく劣るという
問題があった。
このようなことから、近年ステンレスが耐海水材料とし
て注目され、既に一部で使用されつつある。しかし、ス
テンレス鋼は天然海水中において構造的隙間或いは生物
付着によって生じる隙間内で腐食を生じ易い欠点があ
る。
て注目され、既に一部で使用されつつある。しかし、ス
テンレス鋼は天然海水中において構造的隙間或いは生物
付着によって生じる隙間内で腐食を生じ易い欠点があ
る。
このような形態の腐食に耐え得る材料として、特開昭52
−95524号に代表されるようなMoを6.0％を超えて含有す
る高Mo系オーステナイト系ステンレス鋼が開発されてい
る。しかし、このような高Mo化は熱間加工性の低下を招
き、圧延時に割れが発生し易くなるという問題があり、
また、Moは高価な元素であるため、コスト高となる問題
がある。
−95524号に代表されるようなMoを6.0％を超えて含有す
る高Mo系オーステナイト系ステンレス鋼が開発されてい
る。しかし、このような高Mo化は熱間加工性の低下を招
き、圧延時に割れが発生し易くなるという問題があり、
また、Moは高価な元素であるため、コスト高となる問題
がある。
本発明はこのような問題に鑑みなされたもので、高耐食
性と優れた熱間加工性を有し、しかも低コストで製造す
ることができる耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼
を提供せんとするものである。
性と優れた熱間加工性を有し、しかも低コストで製造す
ることができる耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼
を提供せんとするものである。
このため本願第１発明の特徴は、C:0.0005〜0.050wt
％、Si:0.02〜1.0wt％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜2
7.0wt％、Mo:4.0〜6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0
005〜0.010wt％、N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt
％、P:0.0005〜0.050wt％、S:0.0005〜0.010wt％、残部
Feおよび不可避不純物を含有し、且つ下記（１）、
（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足させるようにしたことにある。
％、Si:0.02〜1.0wt％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜2
7.0wt％、Mo:4.0〜6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0
005〜0.010wt％、N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt
％、P:0.0005〜0.050wt％、S:0.0005〜0.010wt％、残部
Feおよび不可避不純物を含有し、且つ下記（１）、
（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足させるようにしたことにある。
また、本願第２の発明の特徴は、C:0.0005〜0.050wt
％、Si:0.02〜1.0wt％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜2
7.0wt％、Mo:4.0〜6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0
005〜0.010wt％、N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt
％、P:0.0005〜0.50wt％、S:0.0005〜0.010wt％を含有
し、La:0.02wt％以下、Ce:0.02wt％以下、Ca:0.02wt％
以下の１種又は２種以上と残部Feおよび不可避不純物を
含み、且つ下記（１）、（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足させるようにしたことにある。
％、Si:0.02〜1.0wt％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜2
7.0wt％、Mo:4.0〜6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0
005〜0.010wt％、N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt
％、P:0.0005〜0.50wt％、S:0.0005〜0.010wt％を含有
し、La:0.02wt％以下、Ce:0.02wt％以下、Ca:0.02wt％
以下の１種又は２種以上と残部Feおよび不可避不純物を
含み、且つ下記（１）、（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足させるようにしたことにある。
本発明は、目的とする耐海水用ステンレス鋼の特性とし
て次のような２つの基準（前提）を設けた。
て次のような２つの基準（前提）を設けた。
耐海水用ステンレス鋼の耐食性としては、天然海水中で
隙間腐食を生じないことが要求されることは前述した通
りであるが、このような特性を調べる腐食試験には、塩
化第二鉄溶液を用いた隙間腐食試験（ASTH G 48,JIS G
0578）がある。この内容は、人工的に隙間をつけた試験
片を10％FeCl3・6H2O水溶液中に24時間浸漬し、腐食減
量を測定するものであり、この試験法は、本方法で腐食
しなかった材料を、その溶液と同じ温度以下の天然海水
中に長時間浸漬しても隙間腐食が発生しなかったという
事実に基づいている。ちなみに、代表的な耐海水ステン
レス鋼である20Cr−18Ni−6.2Mo−0.20N鋼では、50℃以
下の10％FeCl3・6H2O水溶液中で隙間腐食を発生しない
ことが確認されている。そこで本発明では耐海水用ステ
ンレス鋼の耐食性として、50℃の10％FeCl3・6H2O水溶
液中で隙間腐食が発生しないということを前提とした。
隙間腐食を生じないことが要求されることは前述した通
りであるが、このような特性を調べる腐食試験には、塩
化第二鉄溶液を用いた隙間腐食試験（ASTH G 48,JIS G
0578）がある。この内容は、人工的に隙間をつけた試験
片を10％FeCl3・6H2O水溶液中に24時間浸漬し、腐食減
量を測定するものであり、この試験法は、本方法で腐食
しなかった材料を、その溶液と同じ温度以下の天然海水
中に長時間浸漬しても隙間腐食が発生しなかったという
事実に基づいている。ちなみに、代表的な耐海水ステン
レス鋼である20Cr−18Ni−6.2Mo−0.20N鋼では、50℃以
下の10％FeCl3・6H2O水溶液中で隙間腐食を発生しない
ことが確認されている。そこで本発明では耐海水用ステ
ンレス鋼の耐食性として、50℃の10％FeCl3・6H2O水溶
液中で隙間腐食が発生しないということを前提とした。
また、高合金鋼は炭素鋼や低合金鋼に比べ凝固時や熱間
加工性に様々な欠陥が発生し易く、熱間加工性が劣る材
料である。特に、Moを多量に含有する鋼種では、熱間加
工性が劣るため、熱間圧延や熱間鍛造で製造できないと
いう問題がある。このような熱間加工性は高速熱間引張
試験での延性と相関があり、絞り値での評価が広く行わ
れている。本発明者等は、インゴットの分塊圧延時の割
れ発生と高速熱間引張りによる絞りとの関係を調べ、分
塊圧延の初期において粗大凝固組織が圧延される1050℃
までの温度領域での絞りが50％以上あれば表面性状の良
好な鋼片が得られることを明らかにした。そこで本発明
では、熱間加工性については、鋳造材の高速熱間引張試
験における1050℃での絞りが50％以上あることを前提と
した。
加工性に様々な欠陥が発生し易く、熱間加工性が劣る材
料である。特に、Moを多量に含有する鋼種では、熱間加
工性が劣るため、熱間圧延や熱間鍛造で製造できないと
いう問題がある。このような熱間加工性は高速熱間引張
試験での延性と相関があり、絞り値での評価が広く行わ
れている。本発明者等は、インゴットの分塊圧延時の割
れ発生と高速熱間引張りによる絞りとの関係を調べ、分
塊圧延の初期において粗大凝固組織が圧延される1050℃
までの温度領域での絞りが50％以上あれば表面性状の良
好な鋼片が得られることを明らかにした。そこで本発明
では、熱間加工性については、鋳造材の高速熱間引張試
験における1050℃での絞りが50％以上あることを前提と
した。
以下、本発明を詳細に説明する。
第１表に示す鋼（１）〜鋼（５）を熱間圧延により6mm
厚とし、その後、溶体化処理を施した供試材について、
隙間腐食を生じない最高温度である臨界隙間腐食温度
（CCT）を調べた。その結果を第１図に示す。これによ
れば、一般にCCTはCr＋3Mo＋13N（以下、P.I.と称す）
で評価できるとされているが、Mo＜4.0wt％ではP.I.が
一定であるにもかかわらずCCT＜50℃となっている。こ
れに対し、Mo≧4.0wt％では、P.I.が一定であればCr,Mo
バランスにかかわらずCCT≧50℃を満足している。この
ことは、この領域では耐食性を損うことなく高価なMoの
一部をCrで代替できることを示している。Mo＜4.0wt％
においてもCr量を一層高めること（Cr＞27wt％）により
CCTは改善されると考えられるが、27wt％を超える極端
な高Cr化はσ相が形成し易くなるため好ましくない。
厚とし、その後、溶体化処理を施した供試材について、
隙間腐食を生じない最高温度である臨界隙間腐食温度
（CCT）を調べた。その結果を第１図に示す。これによ
れば、一般にCCTはCr＋3Mo＋13N（以下、P.I.と称す）
で評価できるとされているが、Mo＜4.0wt％ではP.I.が
一定であるにもかかわらずCCT＜50℃となっている。こ
れに対し、Mo≧4.0wt％では、P.I.が一定であればCr,Mo
バランスにかかわらずCCT≧50℃を満足している。この
ことは、この領域では耐食性を損うことなく高価なMoの
一部をCrで代替できることを示している。Mo＜4.0wt％
においてもCr量を一層高めること（Cr＞27wt％）により
CCTは改善されると考えられるが、27wt％を超える極端
な高Cr化はσ相が形成し易くなるため好ましくない。
第２図は第１表の鋼（６）〜鋼（９）のCCTを示したも
ので、熱間圧延及び熱処理条件は第１図の場合と同様で
ある。これによれば、19.5wt％〜24.3wt％のNi量の範囲
ではCCTの変化は認められない。
ので、熱間圧延及び熱処理条件は第１図の場合と同様で
ある。これによれば、19.5wt％〜24.3wt％のNi量の範囲
ではCCTの変化は認められない。
第３図は、第１表の鋼（１）〜鋼（５）及び第２表に示
す供試鋼の1200℃溶体化処理後のCCTをP.I.との関係を
示したものである。これによれば、CCTはP.I.の増加と
ともに上昇し、P.I.≧40.8では6.1wt％Moを含有する高M
o系ステンレス鋼（鋼（５））と同等以上の耐隙間腐食
性を有している。しかし、同じP.I.でもMo＜4wt％の鋼
（３）及び鋼（４）、Ｎ＜0.15wt％の鋼（13）ではCCT
は低い値を示している。そして特にP.I.≧40.8であれ
ば、0.004wt％Ｂ鋼においても、上記と同様良好な耐食
性を有している。
す供試鋼の1200℃溶体化処理後のCCTをP.I.との関係を
示したものである。これによれば、CCTはP.I.の増加と
ともに上昇し、P.I.≧40.8では6.1wt％Moを含有する高M
o系ステンレス鋼（鋼（５））と同等以上の耐隙間腐食
性を有している。しかし、同じP.I.でもMo＜4wt％の鋼
（３）及び鋼（４）、Ｎ＜0.15wt％の鋼（13）ではCCT
は低い値を示している。そして特にP.I.≧40.8であれ
ば、0.004wt％Ｂ鋼においても、上記と同様良好な耐食
性を有している。
以上の結果から、従来の高Mo系（Mo＞6.0wt％）耐海水
用ステンレス鋼と同等のCCT≧50℃における耐隙間腐食
性を得るには、Mo≧4.0wt％、Ｎ≧0.15wt％の領域にお
いてCr＋3Mo＋13N≧40.8を満足する必要があることが判
った。
用ステンレス鋼と同等のCCT≧50℃における耐隙間腐食
性を得るには、Mo≧4.0wt％、Ｎ≧0.15wt％の領域にお
いてCr＋3Mo＋13N≧40.8を満足する必要があることが判
った。
第４図は、熱間加工性の変化を、鋳造状態の材料の熱間
引張りにおける絞りにより評価したもので、具体的に
は、第１表の鋼（６）〜（９）を1250℃に加熱後、1000
℃〜1250℃の各温度において（歪速度）＝10/s引張り
を行い、その際の絞りを調べたものである。これによれ
ば、19.5wt％Niでは1050℃における絞りは20％も低く、
高温域における値も高々60％である。一方、Ni量を24.3
wt％と高めた場合は、高温域での絞りは80％まで上昇す
るものの、1150℃を境に急激に絞りが低下し、1050℃で
の絞りは15％と極めて低い。これに対し、21.0wt％Ni及
び22.4wt％Ｎ鋼では、高温での絞りも高く、且つ1050℃
での絞りも50％以上となっている。
引張りにおける絞りにより評価したもので、具体的に
は、第１表の鋼（６）〜（９）を1250℃に加熱後、1000
℃〜1250℃の各温度において（歪速度）＝10/s引張り
を行い、その際の絞りを調べたものである。これによれ
ば、19.5wt％Niでは1050℃における絞りは20％も低く、
高温域における値も高々60％である。一方、Ni量を24.3
wt％と高めた場合は、高温域での絞りは80％まで上昇す
るものの、1150℃を境に急激に絞りが低下し、1050℃で
の絞りは15％と極めて低い。これに対し、21.0wt％Ni及
び22.4wt％Ｎ鋼では、高温での絞りも高く、且つ1050℃
での絞りも50％以上となっている。
このような最適Ni量を、6.0wt％≧Mo≧4.0wt％、Ｎ≧0.
15wt％で且つP.I.≧40.8wt％を満足する26.5Cr−Ni−5.
8Mo−0.005B−0.15N鋼、25.0Cr−Ni−4.5Mo−0.003B−
0.20N鋼及び21.0Cr−Ni−5.8Mo−0.004B−0.20N鋼にお
いて、1050℃での熱間加工性により検討した。その結果
を、第５図に示した。これによれば、1050℃での熱間引
張りにおける絞りが50％以上となる領域は、 で示される。ここで、Ni＋10Nの上限に関しては、検討
したNi＋10N≦28の範囲ではいずれも50％以上の絞りが
得られており、Ｂ添加はこの領域の成分における熱間加
工性の確保に特に効果があることが判った。
15wt％で且つP.I.≧40.8wt％を満足する26.5Cr−Ni−5.
8Mo−0.005B−0.15N鋼、25.0Cr−Ni−4.5Mo−0.003B−
0.20N鋼及び21.0Cr−Ni−5.8Mo−0.004B−0.20N鋼にお
いて、1050℃での熱間加工性により検討した。その結果
を、第５図に示した。これによれば、1050℃での熱間引
張りにおける絞りが50％以上となる領域は、 で示される。ここで、Ni＋10Nの上限に関しては、検討
したNi＋10N≦28の範囲ではいずれも50％以上の絞りが
得られており、Ｂ添加はこの領域の成分における熱間加
工性の確保に特に効果があることが判った。
そこで、本発明では特にＢ添加の上記効果に着目して、
Ｂを添加した所定成分組成に下に、6.0wt％≧Mo≧4.0wt
％、Ｎ≧0.15wt％で、且つCr＋3Mo＋13N≧40.8を満足さ
せ、かつ を満足させるものとし、これによりCCT≧50℃の高耐食
性及び優れた熱間加工性が得られるものとなっている。
Ｂを添加した所定成分組成に下に、6.0wt％≧Mo≧4.0wt
％、Ｎ≧0.15wt％で、且つCr＋3Mo＋13N≧40.8を満足さ
せ、かつ を満足させるものとし、これによりCCT≧50℃の高耐食
性及び優れた熱間加工性が得られるものとなっている。
次に、各成分の限定理由は次の通りである。
Ｃは耐食性の観点から低いほど好ましく、0.050wt％を
超えると耐食性を損うため上限を0.050wt％とした。ま
た製鋼上の制約から下限を0.0005wt％とした。
超えると耐食性を損うため上限を0.050wt％とした。ま
た製鋼上の制約から下限を0.0005wt％とした。
Siは脱酸のため0.02wt％以上必要であるが、1.0wt％を
超えると熱間加工性を著しく阻害し、このため0.02〜1.
0wt％とした。
超えると熱間加工性を著しく阻害し、このため0.02〜1.
0wt％とした。
Mnは脱酸のため0.05wt％以上必要であるが、2.0wt％を
超えると耐食性を劣化させる。このため0.05〜2.0wt％
とした。
超えると耐食性を劣化させる。このため0.05〜2.0wt％
とした。
Crは耐孔食性、耐隙間腐食性向上のために有効であり、
以下に述べるMo、Ｎの成分範囲との関係で後述するCr＋
3Mo＋13N≧40.8の条件を満すためには、21.0wt％以上必
要となる。一方、27.0wt％を超えるとσ相の形成が著し
く促進されてしまう。このためCrは21.0〜27.0wt％の範
囲とする。
以下に述べるMo、Ｎの成分範囲との関係で後述するCr＋
3Mo＋13N≧40.8の条件を満すためには、21.0wt％以上必
要となる。一方、27.0wt％を超えるとσ相の形成が著し
く促進されてしまう。このためCrは21.0〜27.0wt％の範
囲とする。
Moも耐孔食性、耐隙間腐食性向上のために有効であり、
第１図に示したように、同一P.I.で6.0wt％＜Moの高Mo
系と同等以上の耐食性を得るには、4.0wt％以上添加す
る必要がある。一方、 従来の高Mo系より低コストとするためには、6.0wt％以
下とする必要があり、このためMoは4.0〜6.0wt％とす
る。
第１図に示したように、同一P.I.で6.0wt％＜Moの高Mo
系と同等以上の耐食性を得るには、4.0wt％以上添加す
る必要がある。一方、 従来の高Mo系より低コストとするためには、6.0wt％以
下とする必要があり、このためMoは4.0〜6.0wt％とす
る。
Niは、以下に示すＮの成分範囲と、熱間加工性に関する
限定条件 を考慮すると、下限は19.5wt％となる。一方熱間加工性
によりNiの上限は定められないが、経済性及び高Ni化に
伴う熱間変形抵抗の増大を考慮すると28.0wt％以下が妥
当と考えられる。以上の点から、Niは19.5〜28.0wt％と
した。
限定条件 を考慮すると、下限は19.5wt％となる。一方熱間加工性
によりNiの上限は定められないが、経済性及び高Ni化に
伴う熱間変形抵抗の増大を考慮すると28.0wt％以下が妥
当と考えられる。以上の点から、Niは19.5〜28.0wt％と
した。
Ｂは第５図に示したように高Ni領域での熱間加工性の改
善に特に有効である。Ｂは0.0005wt％未満ではその効果
が小さく、一方、0.010wt％を超えると高温での加工性
が損われ、このため0.0005〜0.010wt％とする。
善に特に有効である。Ｂは0.0005wt％未満ではその効果
が小さく、一方、0.010wt％を超えると高温での加工性
が損われ、このため0.0005〜0.010wt％とする。
Ｎは耐食性を高める作用があり、第３図に示したように
0.15wt％未満では同一P.I.でも耐食性が劣る。一方、0.
22wt％を超える含有は本発明成分系では困難である。こ
のためＮは0.15〜0.22wt％とする。
0.15wt％未満では同一P.I.でも耐食性が劣る。一方、0.
22wt％を超える含有は本発明成分系では困難である。こ
のためＮは0.15〜0.22wt％とする。
Alは脱酸のため0.005wt％以上必要であるが、0.30wt％
を超えると耐食性が損われ、このためAlは0.005〜0.30w
t％とする。
を超えると耐食性が損われ、このためAlは0.005〜0.30w
t％とする。
Ｐ、Ｓは熱間加工性の面から低いほど好ましく、Ｐが0.
050wt％超、Ｓが0.010wt％超では熱間加工性が損われ、
このためＰは0.050wt％、Ｓは0.010wt％をそれぞれ上限
とする。また製鋼上の制約から、Ｐ、Ｓの下限は0.0005
wt％とする。
050wt％超、Ｓが0.010wt％超では熱間加工性が損われ、
このためＰは0.050wt％、Ｓは0.010wt％をそれぞれ上限
とする。また製鋼上の制約から、Ｐ、Ｓの下限は0.0005
wt％とする。
以上のような成分組成に加え、熱間加工性の一層の改善
を目的として、La≦0.02％、Ce≦0.02％、Ca≦0.02％の
１種または２種以上を含むことができる。
を目的として、La≦0.02％、Ce≦0.02％、Ca≦0.02％の
１種または２種以上を含むことができる。
La、Ce、Caは脱酸・脱硫効果を有し熱間加工性の向上に
寄与するがそれぞれ0.02％を超えると耐食性が劣化す
る。このため、La、Ce、Caのいずれの上限も0.02％とす
る。
寄与するがそれぞれ0.02％を超えると耐食性が劣化す
る。このため、La、Ce、Caのいずれの上限も0.02％とす
る。
〔実施例〕 ・実施例 １ 第３表の（Ｆ）〜（Ｊ）の成分の5Tonインゴットを分塊
圧延後、（Ｇ）〜（Ｆ）については1200℃に加熱して8m
m厚の鋼板に圧延し、次いで1250℃で溶体化処理を行
い、（Ｆ）については1250℃に加熱後8mm厚の鋼板に圧
延し、その後1200℃で溶体化処理を行った。各供試材に
ついて、50℃の10％FeCl3水溶液中での隙間腐食の有
無、及び分塊圧延時のスラブ表面性状を第３表に併せて
示す。これによれば、鋼（Ｇ）は耐食性は良好なもの
の、 を満足していないためスラブ表面は不良であった。これ
に対し、鋼（Ｈ）、（Ｉ）は本発明条件を満足している
ため、第１表の鋼（５）に示した高Mo鋼と同等の良好な
耐食性を有し、しかもスラブ表面も良好である。特に鋼
（Ｉ）は0.004wt％Ｂを添加することにより、Ｂ無添加
の場合はスラブ表面性状が不良であった高いNi域（鋼
（Ｆ）参照）においても、熱間加工性は良好である。し
かし、Ｂ添加鋼においても、耐食性の規定を満足しない
鋼（Ｊ）では隙間腐食を生じた。
圧延後、（Ｇ）〜（Ｆ）については1200℃に加熱して8m
m厚の鋼板に圧延し、次いで1250℃で溶体化処理を行
い、（Ｆ）については1250℃に加熱後8mm厚の鋼板に圧
延し、その後1200℃で溶体化処理を行った。各供試材に
ついて、50℃の10％FeCl3水溶液中での隙間腐食の有
無、及び分塊圧延時のスラブ表面性状を第３表に併せて
示す。これによれば、鋼（Ｇ）は耐食性は良好なもの
の、 を満足していないためスラブ表面は不良であった。これ
に対し、鋼（Ｈ）、（Ｉ）は本発明条件を満足している
ため、第１表の鋼（５）に示した高Mo鋼と同等の良好な
耐食性を有し、しかもスラブ表面も良好である。特に鋼
（Ｉ）は0.004wt％Ｂを添加することにより、Ｂ無添加
の場合はスラブ表面性状が不良であった高いNi域（鋼
（Ｆ）参照）においても、熱間加工性は良好である。し
かし、Ｂ添加鋼においても、耐食性の規定を満足しない
鋼（Ｊ）では隙間腐食を生じた。
・実施例 ２ 第４表の（Ｌ）（Ｐ）（Ｑ）の成分の鋼を連続鋳造後、
軽分塊し、次いで1250℃に加熱して4mm厚の鋼板に圧延
し、さらに1200℃で溶体化処理を行った。各供試材につ
いても、50℃の10％FeCl3水溶液中での隙間腐食の有
無、及び分塊圧延時のスラブ表面性状を第４表に併せて
示す。これによれば、Ca等の添加にかかわらず本発明条
件を満足している鋼（Ｌ）は第１表に示した高Mo系の鋼
（５）と同等の良好な耐食性を有し、しかも軽分塊時の
スラブ表面性状も良好であった。これに対し耐食性の条
件のうちMoの条件を満足しない鋼（Ｐ）では耐食性が劣
っている。また熱間加工性に関する条件を満足しない鋼
（Ｑ）では軽分塊後のスラブ表面が不良で割れが生じ
た。
軽分塊し、次いで1250℃に加熱して4mm厚の鋼板に圧延
し、さらに1200℃で溶体化処理を行った。各供試材につ
いても、50℃の10％FeCl3水溶液中での隙間腐食の有
無、及び分塊圧延時のスラブ表面性状を第４表に併せて
示す。これによれば、Ca等の添加にかかわらず本発明条
件を満足している鋼（Ｌ）は第１表に示した高Mo系の鋼
（５）と同等の良好な耐食性を有し、しかも軽分塊時の
スラブ表面性状も良好であった。これに対し耐食性の条
件のうちMoの条件を満足しない鋼（Ｐ）では耐食性が劣
っている。また熱間加工性に関する条件を満足しない鋼
（Ｑ）では軽分塊後のスラブ表面が不良で割れが生じ
た。
第１図は第１表中の鋼（１）〜（５）についてMo量とCC
Tとの関係を示したものである。第２図は第１表中鋼
（６）〜（９）についてNi量とCCTとの関係を示したも
のである。第３図は第１表中の鋼（１）〜（５）及び第
２表に示す供試鋼の1200℃溶体化処理後のCCTをP.I.と
の関係で示したものである。第４図は25Cr−Ni−4.5Mo
−0.20N鋼の熱間加工性を、温度と鋳造状態の材料の熱
間引張りにおける絞りとの関係で示したものである。第
５図はＢ添加鋼について、熱間加工性の面からの最適Ni
量の範囲を示したものである。
Tとの関係を示したものである。第２図は第１表中鋼
（６）〜（９）についてNi量とCCTとの関係を示したも
のである。第３図は第１表中の鋼（１）〜（５）及び第
２表に示す供試鋼の1200℃溶体化処理後のCCTをP.I.と
の関係で示したものである。第４図は25Cr−Ni−4.5Mo
−0.20N鋼の熱間加工性を、温度と鋳造状態の材料の熱
間引張りにおける絞りとの関係で示したものである。第
５図はＢ添加鋼について、熱間加工性の面からの最適Ni
量の範囲を示したものである。
フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭54−141310（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−226151（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−163247（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−182956（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−226155（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−171651（ＪＰ，Ａ) 特開 昭55−21547（ＪＰ，Ａ)
Claims (2)
- 【請求項１】C:0.0005〜0.050wt％、Si:0.02〜1.0wt
％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜27.0wt％、Mo:4.0〜
6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0005〜0.010wt％、
N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt％、P:0.0005〜0.
050wt％、S:0.0005〜0.010wt％、残部Feおよび不可避不
純物を含有し、且つ下記（１）、（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足する耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼。 - 【請求項２】C:0.0005〜0.050wt％、Si:0.02〜1.0wt
％、Mn:0.05〜2.0wt％、Cr:21.0〜27.0wt％、Mo:4.0〜
6.0wt％、Ni:19.5〜28.0wt％、B:0.0005〜0.010wt％、
N:0.15〜0.22wt％、Al:0.005〜0.30wt％、P:0.0005〜0.
050wt％、S:0.0005〜0.010wt％を含有し、La:0.02wt％
以下、Ce:0.02wt％以下、Ca:0.02wt％以下の１種又は２
種以上と残部Feおよび不可避不純物を含み、且つ下記
（１）、（２）式 （但し、Cr、Mo、Ｎ、Niは各成分元素の含有量（wt
％）） を満足する耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62224047A JPH0674490B2 (ja) | 1987-09-09 | 1987-09-09 | 耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62224047A JPH0674490B2 (ja) | 1987-09-09 | 1987-09-09 | 耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6468450A JPS6468450A (en) | 1989-03-14 |
| JPH0674490B2 true JPH0674490B2 (ja) | 1994-09-21 |
Family
ID=16807760
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP62224047A Expired - Lifetime JPH0674490B2 (ja) | 1987-09-09 | 1987-09-09 | 耐海水用オーステナイト系ステンレス鋼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0674490B2 (ja) |
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| JPH0791584B2 (ja) * | 1989-03-28 | 1995-10-04 | 日本鋼管株式会社 | 耐海水用クラッド鋼板の製造方法 |
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| JP2002069591A (ja) * | 2000-09-01 | 2002-03-08 | Nkk Corp | 高耐食ステンレス鋼 |
| JP2002096111A (ja) * | 2000-09-19 | 2002-04-02 | Nisshin Steel Co Ltd | 溶接部の延性に優れたＭｏ含有高Ｃｒ高Ｎｉオーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法 |
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| KR20210028382A (ko) * | 2019-09-04 | 2021-03-12 | 주식회사 포스코 | 충격인성 및 열간가공성이 우수한 고내식 오스테나이트계 스테인리스강 |
| CN112853231A (zh) * | 2020-08-18 | 2021-05-28 | 浙江增诚钢管有限公司 | 一种高压锅炉用不锈钢无缝钢管及其制作方法 |
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| JPS59226151A (ja) * | 1983-06-03 | 1984-12-19 | Kawasaki Steel Corp | 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 |
| JPS59226155A (ja) * | 1983-06-03 | 1984-12-19 | Kawasaki Steel Corp | 熱間加工性に優れた高耐食性高合金ステンレス鋼 |
| JPS61163247A (ja) * | 1985-01-16 | 1986-07-23 | Nippon Steel Corp | 耐食性がすぐれ、熱間加工性のすぐれた高合金ステンレス鋼 |
| JPS6447817A (en) * | 1987-08-13 | 1989-02-22 | Nippon Steel Corp | Production of austenitic stainless steel having excellent seawater corrosion resistance |
-
1987
- 1987-09-09 JP JP62224047A patent/JPH0674490B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6468450A (en) | 1989-03-14 |
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Legal Events
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