JPH10158792A - プレス加工後の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 - Google Patents
プレス加工後の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼Info
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- JPH10158792A JPH10158792A JP32147796A JP32147796A JPH10158792A JP H10158792 A JPH10158792 A JP H10158792A JP 32147796 A JP32147796 A JP 32147796A JP 32147796 A JP32147796 A JP 32147796A JP H10158792 A JPH10158792 A JP H10158792A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 成形加工後の鋼板表面の研磨時間を著しく低
減し、短時間で鏡面仕上げできるオーステナイト系ステ
ンレス鋼を提供する。 【解決手段】 このオーステナイト系ステンレス鋼は、
Ｃ：０．０４％以下，Ｓｉ：１．０％以下，Ｍｎ：５．
０％以下，Ｎｉ：５〜９％，Ｃｒ：１５〜２０％，Ｃ
ｕ：１．０〜５．０％，Ｎ：０．０３５％以下を含み、
必要に応じて更にＭｏ：３．０％以下，Ａｌ：０．５％
以下，Ｔｉ：０．５％以下，Ｎｂ：０．５％以下，Ｚ
ｒ：０．５％以下，Ｖ：０．５％以下，Ｂ：０．０３％
以下，ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２％以下，Ｃａ：
０．０３％以下の何れか１種又は２種以上を含む組成を
持ち、Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−
１８で定義されるＸ値が正，ビッカース硬さＨＶ１３０
以下，焼鈍後の状態でＪＩＳ Ｇ０５５１に規定される
結晶粒度番号が８〜１１である。
減し、短時間で鏡面仕上げできるオーステナイト系ステ
ンレス鋼を提供する。 【解決手段】 このオーステナイト系ステンレス鋼は、
Ｃ：０．０４％以下，Ｓｉ：１．０％以下，Ｍｎ：５．
０％以下，Ｎｉ：５〜９％，Ｃｒ：１５〜２０％，Ｃ
ｕ：１．０〜５．０％，Ｎ：０．０３５％以下を含み、
必要に応じて更にＭｏ：３．０％以下，Ａｌ：０．５％
以下，Ｔｉ：０．５％以下，Ｎｂ：０．５％以下，Ｚ
ｒ：０．５％以下，Ｖ：０．５％以下，Ｂ：０．０３％
以下，ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２％以下，Ｃａ：
０．０３％以下の何れか１種又は２種以上を含む組成を
持ち、Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−
１８で定義されるＸ値が正，ビッカース硬さＨＶ１３０
以下，焼鈍後の状態でＪＩＳ Ｇ０５５１に規定される
結晶粒度番号が８〜１１である。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、深絞り，張出し等のプ
レス成形加工を受けたとき、表面が粗面化する度合いが
低く、しかもプレス成形加工後においても研磨性に優れ
たオーステナイト系ステンレス鋼に関する。
レス成形加工を受けたとき、表面が粗面化する度合いが
低く、しかもプレス成形加工後においても研磨性に優れ
たオーステナイト系ステンレス鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】ステンレス鋼板は、深絞り，張出し等の
プレス加工後、美観の向上，鏡面用途への適用等を考慮
した研磨加工が施される場合が多い。たとえば、ＪＩＳ
Ｇ４３０５に規定されているＳＵＳ３０４では、軽度
の張出し加工を施した後、バフ研磨で鏡面とし、カーブ
ミラー等に利用されている。ＳＵＳ３０４等のステンレ
ス鋼をプレス成形加工後に研磨する場合、加工による肌
荒れ，加工硬化等が原因となって目標の仕上げ表面を得
るまでに多くの工数及び時間が必要となる。その結果、
作業性が低下し、生産性が阻害され、製品のコストが上
昇する。
プレス加工後、美観の向上，鏡面用途への適用等を考慮
した研磨加工が施される場合が多い。たとえば、ＪＩＳ
Ｇ４３０５に規定されているＳＵＳ３０４では、軽度
の張出し加工を施した後、バフ研磨で鏡面とし、カーブ
ミラー等に利用されている。ＳＵＳ３０４等のステンレ
ス鋼をプレス成形加工後に研磨する場合、加工による肌
荒れ，加工硬化等が原因となって目標の仕上げ表面を得
るまでに多くの工数及び時間が必要となる。その結果、
作業性が低下し、生産性が阻害され、製品のコストが上
昇する。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】結晶粒度番号の小さい
（結晶粒径の大きい）鋼板を成形加工するときに表面肌
が荒れる現象は、「オレンジピール」として知られてい
る。このオレンジピールは、隣接する結晶粒の結晶方位
が個々に異なり、塑性加工を受けた際に変形挙動が結晶
粒単位で異なるため、鋼板表面では凹凸となって表面肌
が荒れる現象である。肌荒れは、結晶粒径が大きいほど
強調される傾向にある。他方、結晶粒度番号が大きい
（結晶粒径が小さい）鋼板では、結晶粒径に対応する凹
凸のピッチが小さくなることから、凹凸自体も小さくな
る。したがって、表面肌が粗くなる傾向が抑制され、オ
レンジピールが問題とならない。
（結晶粒径の大きい）鋼板を成形加工するときに表面肌
が荒れる現象は、「オレンジピール」として知られてい
る。このオレンジピールは、隣接する結晶粒の結晶方位
が個々に異なり、塑性加工を受けた際に変形挙動が結晶
粒単位で異なるため、鋼板表面では凹凸となって表面肌
が荒れる現象である。肌荒れは、結晶粒径が大きいほど
強調される傾向にある。他方、結晶粒度番号が大きい
（結晶粒径が小さい）鋼板では、結晶粒径に対応する凹
凸のピッチが小さくなることから、凹凸自体も小さくな
る。したがって、表面肌が粗くなる傾向が抑制され、オ
レンジピールが問題とならない。
【０００４】しかし、ＳＵＳ３０４等のオーステナイト
系ステンレス鋼の結晶粒径を小さくすると、成形加工前
の素材鋼板の強度が上昇する。具体的には、降伏強度Ｙ
Ｓと結晶粒径ｄとの間にＹＳ＝Ｃ・ｄ-1/2（Ｃ：定数）
で表されるＨａｌｌ−Ｐｅｔｃｈの関係があり、この関
係はオーステナイト系ステンレス鋼においても成立す
る。そのため、結晶粒径を小さくすることにより成形加
工後の表面粗さを小さくできても、素材鋼板の耐力及び
硬さの上昇に起因して研磨時間が長くなり、作業性が低
下する。本発明は、このような問題を解消すべく案出さ
れたものであり、Ｎｉ，Ｃｒ，Ｍｎ，Ｃｕ等の含有量間
に特定の相関関係をもたせ、結晶粒径を小さくすること
によって成形加工後の鋼板の肌荒れを抑制すると共に、
結晶粒径を小さくしても依然として軟質な特性を維持
し、加工部位の研磨時間を短くすることが可能なプレス
加工品の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼
を提供することを目的とする。
系ステンレス鋼の結晶粒径を小さくすると、成形加工前
の素材鋼板の強度が上昇する。具体的には、降伏強度Ｙ
Ｓと結晶粒径ｄとの間にＹＳ＝Ｃ・ｄ-1/2（Ｃ：定数）
で表されるＨａｌｌ−Ｐｅｔｃｈの関係があり、この関
係はオーステナイト系ステンレス鋼においても成立す
る。そのため、結晶粒径を小さくすることにより成形加
工後の表面粗さを小さくできても、素材鋼板の耐力及び
硬さの上昇に起因して研磨時間が長くなり、作業性が低
下する。本発明は、このような問題を解消すべく案出さ
れたものであり、Ｎｉ，Ｃｒ，Ｍｎ，Ｃｕ等の含有量間
に特定の相関関係をもたせ、結晶粒径を小さくすること
によって成形加工後の鋼板の肌荒れを抑制すると共に、
結晶粒径を小さくしても依然として軟質な特性を維持
し、加工部位の研磨時間を短くすることが可能なプレス
加工品の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼
を提供することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明のオーステナイト
系ステンレス鋼は、その目的を達成するため、Ｃ：０．
０４質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：５．
０質量％以下，Ｎｉ：５〜９質量％，Ｃｒ：１５〜２０
質量％，Ｃｕ：１．０〜５．０質量％，Ｎ：０．０３５
質量％以下を含む組成を持ち、式Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ
＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−１８で定義されるＸ値が正，
ビッカース硬さＨＶ１３０以下，焼鈍後の状態でＪＩＳ
Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号が８〜１１であ
ることを特徴とする。このオーステナイト系ステンレス
鋼は、更にＭｏ：３．０質量％以下，Ａｌ：０．５質量
％以下，Ｔｉ：０．５質量％以下，Ｎｂ：０．５質量％
以下，Ｚｒ：０．５質量％以下，Ｖ：０．５質量％以
下，Ｂ：０．０３質量％以下，ＲＥＭ（希土類金属）：
０．０２質量％以下，Ｃａ：０．０３質量％以下の何れ
か１種又は２種以上を含むことができる。
系ステンレス鋼は、その目的を達成するため、Ｃ：０．
０４質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：５．
０質量％以下，Ｎｉ：５〜９質量％，Ｃｒ：１５〜２０
質量％，Ｃｕ：１．０〜５．０質量％，Ｎ：０．０３５
質量％以下を含む組成を持ち、式Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ
＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−１８で定義されるＸ値が正，
ビッカース硬さＨＶ１３０以下，焼鈍後の状態でＪＩＳ
Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号が８〜１１であ
ることを特徴とする。このオーステナイト系ステンレス
鋼は、更にＭｏ：３．０質量％以下，Ａｌ：０．５質量
％以下，Ｔｉ：０．５質量％以下，Ｎｂ：０．５質量％
以下，Ｚｒ：０．５質量％以下，Ｖ：０．５質量％以
下，Ｂ：０．０３質量％以下，ＲＥＭ（希土類金属）：
０．０２質量％以下，Ｃａ：０．０３質量％以下の何れ
か１種又は２種以上を含むことができる。
【０００６】
【作用】本発明のオーステナイト系ステンレス鋼におい
ては、各合金成分の含有量範囲を特定すると共に、合金
成分相互の間に特定された相関関係を持たせることによ
り軟質化させ、且つ結晶粒度の規制によって異方性を低
減させプレス加工時の特定歪み領域における表面性状の
劣化を抑制している。そして、これらが相俟つてプレス
加工後の表面研磨工程で生産性を向上させることが可能
となる。
ては、各合金成分の含有量範囲を特定すると共に、合金
成分相互の間に特定された相関関係を持たせることによ
り軟質化させ、且つ結晶粒度の規制によって異方性を低
減させプレス加工時の特定歪み領域における表面性状の
劣化を抑制している。そして、これらが相俟つてプレス
加工後の表面研磨工程で生産性を向上させることが可能
となる。
【０００７】以下、本発明オーステナイト系ステンレス
鋼に含まれる合金成分，含有量等について説明する。 Ｃ：０．０４質量％以下 多量に含まれると素材硬さが上昇し、Ｃ含有量が０．０
４質量％を超えると研磨性が低下する。 Ｓｉ：１．０質量％以下 溶製時に脱酸剤として有効な成分であるが、１．０質量
％を超える多量のＳｉが含まれると素材の硬さが上昇
し、研磨性が低下する。 Ｍｎ：５．０質量％以下 軟質化に有効な合金成分であり、Ｍｎ含有量の増加に応
じて硬さが低下する。しかし、過剰のＭｎが含まれる
と、焼鈍後の酸洗性が劣化し、光輝焼鈍時の表面着色に
起因して製品の意匠性を損ねる虞れがある。そこで、本
発明においては、軟質化の効果が飽和する５．０質量％
にＭｎ含有量の上限を設定した。
鋼に含まれる合金成分，含有量等について説明する。 Ｃ：０．０４質量％以下 多量に含まれると素材硬さが上昇し、Ｃ含有量が０．０
４質量％を超えると研磨性が低下する。 Ｓｉ：１．０質量％以下 溶製時に脱酸剤として有効な成分であるが、１．０質量
％を超える多量のＳｉが含まれると素材の硬さが上昇
し、研磨性が低下する。 Ｍｎ：５．０質量％以下 軟質化に有効な合金成分であり、Ｍｎ含有量の増加に応
じて硬さが低下する。しかし、過剰のＭｎが含まれる
と、焼鈍後の酸洗性が劣化し、光輝焼鈍時の表面着色に
起因して製品の意匠性を損ねる虞れがある。そこで、本
発明においては、軟質化の効果が飽和する５．０質量％
にＭｎ含有量の上限を設定した。
【０００８】Ｎｉ：５〜９質量％ オーステナイト系ステンレス鋼においては必要不可欠な
元素であり、オーステナイト相を安定化させる上から少
なくとも５質量％のＮｉが必要である。しかし、高価な
元素であり、軟質性，オーステナイト相の安定性を確保
するためには１５質量％以下のＮｉで十分である。 Ｃｒ：１５〜２０質量％ 耐食性の向上に有効な合金成分であり、１５質量％以上
の含有でＣｒの効果が顕著になる。しかし、２０質量％
を超える過剰のＣｒが含まれると硬さが上昇し、研磨性
が低下する。 Ｃｕ：１．０〜５．０質量％ 軟質化及び成形性の改善に有効な合金成分であり、高価
なＮｉの代替元素として有効である。そのため、成形加
工後の研磨性が要求される本発明に従ったオーステナイ
ト系ステンレス鋼を低コストで製造する上で重要な合金
成分であり、１．０質量％以上でＣｕの添加効果が顕著
になる。しかし、５．０質量％を超える多量のＣｕを含
ませると、熱間加工性に悪影響が現れ易い。
元素であり、オーステナイト相を安定化させる上から少
なくとも５質量％のＮｉが必要である。しかし、高価な
元素であり、軟質性，オーステナイト相の安定性を確保
するためには１５質量％以下のＮｉで十分である。 Ｃｒ：１５〜２０質量％ 耐食性の向上に有効な合金成分であり、１５質量％以上
の含有でＣｒの効果が顕著になる。しかし、２０質量％
を超える過剰のＣｒが含まれると硬さが上昇し、研磨性
が低下する。 Ｃｕ：１．０〜５．０質量％ 軟質化及び成形性の改善に有効な合金成分であり、高価
なＮｉの代替元素として有効である。そのため、成形加
工後の研磨性が要求される本発明に従ったオーステナイ
ト系ステンレス鋼を低コストで製造する上で重要な合金
成分であり、１．０質量％以上でＣｕの添加効果が顕著
になる。しかし、５．０質量％を超える多量のＣｕを含
ませると、熱間加工性に悪影響が現れ易い。
【０００９】Ｎ：０．０３５質量％以下 Ｃと同様に多量に含まれると素材硬さが上昇し、Ｎ含有
量が０．０３５質量％を超えると研磨性が低下する。本
発明のオーステナイト系ステンレス鋼は、必要に応じて
次の合金成分を含むことができる。 Ｍｏ：３．０質量％以下 耐食性の向上に有効な合金成分であり、特に建材等の用
途に適用する場合にＭｏ添加が効果的である。しかし、
３．０質量％を超える多量のＭｏ添加は、素材硬さを上
昇させ、穴拡げ性を阻害する。
量が０．０３５質量％を超えると研磨性が低下する。本
発明のオーステナイト系ステンレス鋼は、必要に応じて
次の合金成分を含むことができる。 Ｍｏ：３．０質量％以下 耐食性の向上に有効な合金成分であり、特に建材等の用
途に適用する場合にＭｏ添加が効果的である。しかし、
３．０質量％を超える多量のＭｏ添加は、素材硬さを上
昇させ、穴拡げ性を阻害する。
【００１０】Ａｌ：０．５質量％以下 製鋼時の脱酸剤として有効な成分であり、Ｓｉ量を低減
させることにも役立つ。また、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂ等の添加
直前に脱酸剤としてＡｌを添加して溶鋼中の酸素濃度を
下げておくと、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂ等の添加歩留りを向上・
安定化させることができる。しかし、０．５質量％以上
のＡｌを添加すると、固溶強化作用が強くなり、素材を
硬質化させる。 Ｔｉ，Ｎｂ，Ｚｒ，Ｖ：０．５質量％以下 固溶強化元素であるＣ及びＮを固定し、鋼板を軟質化す
る作用を呈する。このような作用は、それぞれ０．５質
量％で飽和する。
させることにも役立つ。また、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂ等の添加
直前に脱酸剤としてＡｌを添加して溶鋼中の酸素濃度を
下げておくと、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｂ等の添加歩留りを向上・
安定化させることができる。しかし、０．５質量％以上
のＡｌを添加すると、固溶強化作用が強くなり、素材を
硬質化させる。 Ｔｉ，Ｎｂ，Ｚｒ，Ｖ：０．５質量％以下 固溶強化元素であるＣ及びＮを固定し、鋼板を軟質化す
る作用を呈する。このような作用は、それぞれ０．５質
量％で飽和する。
【００１１】Ｂ：０．０３質量％以下 熱間加工性の改善に有効な合金成分であり、熱延時の割
れやスリーバ疵の発生を抑制する作用を呈する。しか
し、０．０３質量％を超える多量のＢを添加すると、却
って熱間加工性が劣化するばかりでなく、高温での脆化
も生じる虞れがある。 ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２質量％以下 Ｂと同様に熱間加工性の改善に有効な合金成分である
が、その作用は０．０２質量％で飽和する。 Ｃａ：０．０３質量％以下 製鋼時の脱酸剤として有効な合金成分であり、熱間加工
性の改善にも有効に作用する。しかし、Ｃａ添加の効果
は、０．０３質量％で飽和する。
れやスリーバ疵の発生を抑制する作用を呈する。しか
し、０．０３質量％を超える多量のＢを添加すると、却
って熱間加工性が劣化するばかりでなく、高温での脆化
も生じる虞れがある。 ＲＥＭ（希土類金属）：０．０２質量％以下 Ｂと同様に熱間加工性の改善に有効な合金成分である
が、その作用は０．０２質量％で飽和する。 Ｃａ：０．０３質量％以下 製鋼時の脱酸剤として有効な合金成分であり、熱間加工
性の改善にも有効に作用する。しかし、Ｃａ添加の効果
は、０．０３質量％で飽和する。
【００１２】 Ｘ値：Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−１８＞０・・・・（１） Ｘ値が０を超えると、冷延鋼板のオーステナイト相が安
定化され、加工硬化が抑制されて軟質化が図られる。こ
のＸ値を定める関係式は、本発明者等による多数の実験
結果から求められたものであり、実施例でも説明してい
るようにビッカース硬さＨＶ≦１３０を確保するために
Ｘ＞０が必要とされる。ビッカース硬さＨＶ≦１３０
は、成形加工後の鋼材を研磨するとき、大幅に時間短縮
された研磨によっても粗さの低い表面状態に仕上げるこ
とを可能にする。 ＪＩＳ Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号：焼鈍後
の状態で８〜１１ 成形加工されたオーステナイト系ステンレス鋼におい
て、研磨前の表面粗さを抑制するため、ＪＩＳ Ｇ０５
５１に規定される結晶粒度番号を８以上にする必要があ
る。しかし、過度に結晶粒度番号を大きくする（結晶粒
径を小さくする）と、板厚方向に関して均一に再結晶さ
せることができなくなる等、工業的に安定した品質の鋼
板を生産できなくなる。そのため、本発明では結晶粒度
番号の上限を１１に設定した。
定化され、加工硬化が抑制されて軟質化が図られる。こ
のＸ値を定める関係式は、本発明者等による多数の実験
結果から求められたものであり、実施例でも説明してい
るようにビッカース硬さＨＶ≦１３０を確保するために
Ｘ＞０が必要とされる。ビッカース硬さＨＶ≦１３０
は、成形加工後の鋼材を研磨するとき、大幅に時間短縮
された研磨によっても粗さの低い表面状態に仕上げるこ
とを可能にする。 ＪＩＳ Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号：焼鈍後
の状態で８〜１１ 成形加工されたオーステナイト系ステンレス鋼におい
て、研磨前の表面粗さを抑制するため、ＪＩＳ Ｇ０５
５１に規定される結晶粒度番号を８以上にする必要があ
る。しかし、過度に結晶粒度番号を大きくする（結晶粒
径を小さくする）と、板厚方向に関して均一に再結晶さ
せることができなくなる等、工業的に安定した品質の鋼
板を生産できなくなる。そのため、本発明では結晶粒度
番号の上限を１１に設定した。
【００１３】研磨前の加工度の指標：ε≦０．５ 本発明者等は、成分設計，結晶粒度番号，表面粗さ，硬
さ等が研磨性に及ぼす影響を調査するため多数の実験を
行った。その結果、式（２）で定義される研磨前の加工
度の指標である相当歪みεが０．５以下の軽度の成形加
工を前記のように特定されたオーステナイト系ステンレ
ス鋼に施したとき、研磨性が大幅に改善されることを見
い出した。一般に、プレス加工の一つである深絞り加工
等においては、絞り比の増加と共の素材の塑性流動が大
きくなり、ポンチ，ダイス等のプレス治具と接触して通
過する際に素材外表面とダイスとの接触圧が大きくな
る。その結果、加工後の表面粗さは、プレス治具との摩
擦の影響を大きく受け、素材の特性を観察するだけでは
加工後の表面研磨工程で生産性を向上させることができ
ない。これに対し、絞り比の低い深絞り加工では塑性流
動が小さく、プレス治具との接触圧が小さい。その結
果、加工後の表面粗さは、プレス治具との摩擦による影
響をほとんど受けず、素材が加工によって受けた塑性歪
みの量に依存する。そのため、素材の特性を規制するこ
とにより加工後の表面粗さを制御でき、加工後の表面研
磨工程で生産性を向上させることが可能となる。すなわ
ち、本発明は、プレス治具との摩擦による影響を受ける
ことがなく、加工後の表面粗さが素材の受ける塑性歪み
量に依存する限界加工量が、式（２）で定義される相当
歪みεが０．５であることを明らかにしたものである。
相当歪み量εが０．５であるとき、本発明のオーステナ
イト系ステンレス鋼を用いることにより、軟質であるこ
と及び加工後の表面粗さが低減されることと相俟つて、
加工後の表面研磨工程で生産性の改善が実現される。な
お、相当歪みε＝０，すなわち成形加工を受けない冷延
鋼板（焼鈍材）についても本発明の範囲に含まれる。 ε＝［２／３（εx 2＋εy 2＋εt 2）］1/2 ・・・・（２） ただし、εx ：鋼板表面に平行な方向の一軸歪み εy ：εx に直交する鋼板表面に平行な方向の一軸歪み εt ：鋼板の板厚方向に関する歪み 以上のように調整されたステンレス鋼は、式（１）を満
足し、焼鈍後の状態でＪＩＳ結晶粒度番号が８〜１１の
とき、相当歪みεが０．５以下の比較的軽度のプレス加
工を受ける部位において優れた研磨性を呈する。また、
粒度番号を大きく（結晶粒径を小さく）しても鋼板素材
の耐力が低いため、研磨前の成形加工における変形所要
応力が低く、プレス機等の成形機械に対する負荷が軽減
される。また、スプリングバックが低いことから、成形
後の形状も安定化する。
さ等が研磨性に及ぼす影響を調査するため多数の実験を
行った。その結果、式（２）で定義される研磨前の加工
度の指標である相当歪みεが０．５以下の軽度の成形加
工を前記のように特定されたオーステナイト系ステンレ
ス鋼に施したとき、研磨性が大幅に改善されることを見
い出した。一般に、プレス加工の一つである深絞り加工
等においては、絞り比の増加と共の素材の塑性流動が大
きくなり、ポンチ，ダイス等のプレス治具と接触して通
過する際に素材外表面とダイスとの接触圧が大きくな
る。その結果、加工後の表面粗さは、プレス治具との摩
擦の影響を大きく受け、素材の特性を観察するだけでは
加工後の表面研磨工程で生産性を向上させることができ
ない。これに対し、絞り比の低い深絞り加工では塑性流
動が小さく、プレス治具との接触圧が小さい。その結
果、加工後の表面粗さは、プレス治具との摩擦による影
響をほとんど受けず、素材が加工によって受けた塑性歪
みの量に依存する。そのため、素材の特性を規制するこ
とにより加工後の表面粗さを制御でき、加工後の表面研
磨工程で生産性を向上させることが可能となる。すなわ
ち、本発明は、プレス治具との摩擦による影響を受ける
ことがなく、加工後の表面粗さが素材の受ける塑性歪み
量に依存する限界加工量が、式（２）で定義される相当
歪みεが０．５であることを明らかにしたものである。
相当歪み量εが０．５であるとき、本発明のオーステナ
イト系ステンレス鋼を用いることにより、軟質であるこ
と及び加工後の表面粗さが低減されることと相俟つて、
加工後の表面研磨工程で生産性の改善が実現される。な
お、相当歪みε＝０，すなわち成形加工を受けない冷延
鋼板（焼鈍材）についても本発明の範囲に含まれる。 ε＝［２／３（εx 2＋εy 2＋εt 2）］1/2 ・・・・（２） ただし、εx ：鋼板表面に平行な方向の一軸歪み εy ：εx に直交する鋼板表面に平行な方向の一軸歪み εt ：鋼板の板厚方向に関する歪み 以上のように調整されたステンレス鋼は、式（１）を満
足し、焼鈍後の状態でＪＩＳ結晶粒度番号が８〜１１の
とき、相当歪みεが０．５以下の比較的軽度のプレス加
工を受ける部位において優れた研磨性を呈する。また、
粒度番号を大きく（結晶粒径を小さく）しても鋼板素材
の耐力が低いため、研磨前の成形加工における変形所要
応力が低く、プレス機等の成形機械に対する負荷が軽減
される。また、スプリングバックが低いことから、成形
後の形状も安定化する。
【００１４】
【実施例】表１の示す組成をもつ各ステンレス鋼を真空
溶解炉でそれぞれ３０ｋｇ溶製し、インゴットとした
後、１２５０℃で幅１７０ｍｍ，厚み４０ｍｍに鍛造
し、抽出温度１２３０℃で熱間圧延を施し、板厚３．２
ｍｍの熱延鋼板を製造した。この熱延鋼板に１１００
℃，均熱１分の熱延焼鈍及び酸洗を施した後、１．４ｍ
ｍの厚みまで冷間圧延し、１０５０℃，均熱１分の中間
焼鈍及び酸洗を施し、更に板厚０．７ｍｍまで仕上げ冷
間圧延し、材料温度９００〜１２００℃，均熱１０秒の
仕上げ焼鈍及び酸洗を施した。このようにして、ＪＩＳ
Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号が５〜１１の冷
延鋼板（焼鈍材）を得た。
溶解炉でそれぞれ３０ｋｇ溶製し、インゴットとした
後、１２５０℃で幅１７０ｍｍ，厚み４０ｍｍに鍛造
し、抽出温度１２３０℃で熱間圧延を施し、板厚３．２
ｍｍの熱延鋼板を製造した。この熱延鋼板に１１００
℃，均熱１分の熱延焼鈍及び酸洗を施した後、１．４ｍ
ｍの厚みまで冷間圧延し、１０５０℃，均熱１分の中間
焼鈍及び酸洗を施し、更に板厚０．７ｍｍまで仕上げ冷
間圧延し、材料温度９００〜１２００℃，均熱１０秒の
仕上げ焼鈍及び酸洗を施した。このようにして、ＪＩＳ
Ｇ０５５１に規定される結晶粒度番号が５〜１１の冷
延鋼板（焼鈍材）を得た。
【００１５】
【００１６】鋼種番号１，２，６の結晶粒度番号５及び
１０の冷延鋼板を所定のブランク径Ｄに切り出した後、
ポンチ径Ｐ＝３０，皺押え荷重１トンの深絞り成形に供
した。深絞り成形に際しては、ポンチ及びダイスが過熱
しないようにポンチ及びダイスの温度を室温近傍の一定
値に保った。また、加工量を示す指標としては、ブラン
ク径Ｄをポンチ径Ｐで除した絞り比Ｄ／Ｐを使用した。
深絞り加工前に、各鋼板から切り出されたブランク材の
表面に直径１ｍｍのスクライブドサークルを描き、深絞
り加工前後の周方向及び軸方向のスクライブドサークル
の径を測定し、式（３）及び式（４）に従って周方向歪
みε1 及び軸方向歪みε2 を求めた。 ε1 ＝（ｄ1 −ｄ10）／ｄ10 ・・・・（３） ただし、ｄ10：深絞り加工前の周方向スクライブドサー
クル径 ｄ1 ：深絞り加工後の周方向スクライブドサークル径 ε2 ＝（ｄ2 −ｄ20）／ｄ20 ・・・・（４） ただし、ｄ20：深絞り加工前の軸方向スクライブドサー
クル径 ｄ2 ：深絞り加工後の軸方向スクライブドサークル径
１０の冷延鋼板を所定のブランク径Ｄに切り出した後、
ポンチ径Ｐ＝３０，皺押え荷重１トンの深絞り成形に供
した。深絞り成形に際しては、ポンチ及びダイスが過熱
しないようにポンチ及びダイスの温度を室温近傍の一定
値に保った。また、加工量を示す指標としては、ブラン
ク径Ｄをポンチ径Ｐで除した絞り比Ｄ／Ｐを使用した。
深絞り加工前に、各鋼板から切り出されたブランク材の
表面に直径１ｍｍのスクライブドサークルを描き、深絞
り加工前後の周方向及び軸方向のスクライブドサークル
の径を測定し、式（３）及び式（４）に従って周方向歪
みε1 及び軸方向歪みε2 を求めた。 ε1 ＝（ｄ1 −ｄ10）／ｄ10 ・・・・（３） ただし、ｄ10：深絞り加工前の周方向スクライブドサー
クル径 ｄ1 ：深絞り加工後の周方向スクライブドサークル径 ε2 ＝（ｄ2 −ｄ20）／ｄ20 ・・・・（４） ただし、ｄ20：深絞り加工前の軸方向スクライブドサー
クル径 ｄ2 ：深絞り加工後の軸方向スクライブドサークル径
【００１７】また、板厚方向の深絞り加工前後の板厚を
測定し、式（５）に従って板厚方向歪みεt を求めた。 εt ＝（ｔt −ｔ0 ）／ｔ0 ・・・・（５） ただし、ｔ0 ：加工前の板厚 ｔt ：加工後の板厚 ブランク材の外周端から１０ｍｍの位置、すなわち加工
後のカップ側壁部での周方向歪みε1 ，軸方向歪みε2
及び板厚方向歪みεt を式（６）に代入して相当歪みε
を求めた。 ε＝［２／３（ε1 2＋ε2 2＋εt 2）］1/2 ・・・・（６） このようにして得られた相当歪みεと絞り比Ｄ／Ｐとの
関係を図１に示す。図１にみられるように、絞り比Ｄ／
Ｐの増加に伴って相当歪みεが増加する傾向にあった。
この相当歪みεと絞り比Ｄ／Ｐとの関係は、鋼成分，Ｊ
ＩＳ結晶粒度番号に関係なく、同じ傾向を示していた。
測定し、式（５）に従って板厚方向歪みεt を求めた。 εt ＝（ｔt −ｔ0 ）／ｔ0 ・・・・（５） ただし、ｔ0 ：加工前の板厚 ｔt ：加工後の板厚 ブランク材の外周端から１０ｍｍの位置、すなわち加工
後のカップ側壁部での周方向歪みε1 ，軸方向歪みε2
及び板厚方向歪みεt を式（６）に代入して相当歪みε
を求めた。 ε＝［２／３（ε1 2＋ε2 2＋εt 2）］1/2 ・・・・（６） このようにして得られた相当歪みεと絞り比Ｄ／Ｐとの
関係を図１に示す。図１にみられるように、絞り比Ｄ／
Ｐの増加に伴って相当歪みεが増加する傾向にあった。
この相当歪みεと絞り比Ｄ／Ｐとの関係は、鋼成分，Ｊ
ＩＳ結晶粒度番号に関係なく、同じ傾向を示していた。
【００１８】結晶粒度番号を５〜１１に調整した鋼種番
号１，２について、加工後のカップ側壁部における表面
粗さと結晶粒度との関係を調査した。表面粗さの指標と
しては、ＪＩＳ Ｂ０６０１に規定される方法で測定し
た平均粗さＲa を使用した。調査結果を相当歪みεで整
理すると、図２にみられるように、相当歪みε≦０．５
の軽度の加工では、鋼成分に拘らず結晶粒度番号の増加
に応じて表面粗さが低下していた。しかし、相当歪みε
が０．５を超える強加工を施した場合、表面粗さは結晶
粒度番号に依存することなく一定値を示した。表面粗さ
と結晶粒度との関係が相当歪みεの如何に応じて変わる
ことは、本発明者等によって初めて知見された現象であ
る。この現象が起きる原因は、次のように推察される。
深絞り加工では、絞り比の増加に伴ってカップ側壁部に
おいてブランク材の周方向からの素材の流込みが大きく
なり、ポンチとダイスとの間を通過する際にカップ側壁
部外表面のダイスとの接触圧が大きくなる。その結果、
加工後のカップの表面粗さは、ダイスとの摩擦の影響を
大きく受ける。
号１，２について、加工後のカップ側壁部における表面
粗さと結晶粒度との関係を調査した。表面粗さの指標と
しては、ＪＩＳ Ｂ０６０１に規定される方法で測定し
た平均粗さＲa を使用した。調査結果を相当歪みεで整
理すると、図２にみられるように、相当歪みε≦０．５
の軽度の加工では、鋼成分に拘らず結晶粒度番号の増加
に応じて表面粗さが低下していた。しかし、相当歪みε
が０．５を超える強加工を施した場合、表面粗さは結晶
粒度番号に依存することなく一定値を示した。表面粗さ
と結晶粒度との関係が相当歪みεの如何に応じて変わる
ことは、本発明者等によって初めて知見された現象であ
る。この現象が起きる原因は、次のように推察される。
深絞り加工では、絞り比の増加に伴ってカップ側壁部に
おいてブランク材の周方向からの素材の流込みが大きく
なり、ポンチとダイスとの間を通過する際にカップ側壁
部外表面のダイスとの接触圧が大きくなる。その結果、
加工後のカップの表面粗さは、ダイスとの摩擦の影響を
大きく受ける。
【００１９】これに対し、絞り比の低い深絞り加工で
は、素材の流込みが小さく、カップ側壁部外表面とダイ
スとの接触圧が小さい。その結果、加工後の表面粗さ
は、加工によって受けた塑性歪みの量に依存することに
なり、ダイスとの摩擦の影響はほとんど受けない。した
がって、絞り比の低い深絞り加工の場合、表面粗さは、
結晶粒の大きさ，すなわち結晶粒度番号に依存すること
になる。この傾向はプレス加工工具と接触しない部位で
も同様であり、たとえばプレス加工部材底部の外側表面
の粗さも結晶粒度番号に依存する。カップ側壁部が相当
歪みε＝０．４の加工を受けた結晶粒度番号５〜１１の
冷延鋼板について、表面粗さと研磨時間との関係を調査
した。ここで、カップ側壁部に対する研磨条件は、カッ
プ回転速度：３００ｒｐｍ，バフ研磨押え力：面圧１ｋ
ｇｆ／ｍｍ2 に設定した。一定時間研磨した後、表面粗
さを測定する操作を繰り返した。調査結果を、鋼種番号
１について図３に、鋼種番号２について図４にそれぞれ
示す。
は、素材の流込みが小さく、カップ側壁部外表面とダイ
スとの接触圧が小さい。その結果、加工後の表面粗さ
は、加工によって受けた塑性歪みの量に依存することに
なり、ダイスとの摩擦の影響はほとんど受けない。した
がって、絞り比の低い深絞り加工の場合、表面粗さは、
結晶粒の大きさ，すなわち結晶粒度番号に依存すること
になる。この傾向はプレス加工工具と接触しない部位で
も同様であり、たとえばプレス加工部材底部の外側表面
の粗さも結晶粒度番号に依存する。カップ側壁部が相当
歪みε＝０．４の加工を受けた結晶粒度番号５〜１１の
冷延鋼板について、表面粗さと研磨時間との関係を調査
した。ここで、カップ側壁部に対する研磨条件は、カッ
プ回転速度：３００ｒｐｍ，バフ研磨押え力：面圧１ｋ
ｇｆ／ｍｍ2 に設定した。一定時間研磨した後、表面粗
さを測定する操作を繰り返した。調査結果を、鋼種番号
１について図３に、鋼種番号２について図４にそれぞれ
示す。
【００２０】図３，４にみられるように、結晶粒度番号
が大きくなる（結晶粒径が小さくなる）に従って表面粗
さの低減に必要な研磨時間が短くなった。特に結晶粒度
番号を８以上にしたとき、研磨時間が大幅に短縮され
た。これは、研磨前の成形加工による表面粗さが結晶粒
径に依存し、結晶粒度番号が大きい（結晶粒径が小さ
い）ほど研磨前の表面粗さが小さいためである。更に図
３と図４とを比較すると、Ｒa ＝０．０５μｍとなる研
磨時間は、何れの結晶粒度番号であっても鋼種番号２に
比較して鋼種番号１の方が短くなっている。そこで、結
晶粒度番号が８及び１１で鋼種番号１〜１０の冷延鋼板
について、相当歪みε＝０．４の深絞り成形を施した
後、カップ側壁部を研磨し、深絞り前の冷延鋼板の硬さ
とＲa ＝０．０５μｍとなる研磨時間との関係を求め
た。図５の結果にみられるように、硬さがＨＶ１３０以
下の鋼板では研磨時間が大幅に短縮されていた。このこ
とから、結晶粒度番号が大きく（結晶粒径が小さく）て
も、成形加工前の硬さがＨＶ１３０以下である冷延鋼板
を使用すると、相当歪みε≦０．５の加工度が低い成形
部位の研磨時間が大幅に短縮されることが判る。
が大きくなる（結晶粒径が小さくなる）に従って表面粗
さの低減に必要な研磨時間が短くなった。特に結晶粒度
番号を８以上にしたとき、研磨時間が大幅に短縮され
た。これは、研磨前の成形加工による表面粗さが結晶粒
径に依存し、結晶粒度番号が大きい（結晶粒径が小さ
い）ほど研磨前の表面粗さが小さいためである。更に図
３と図４とを比較すると、Ｒa ＝０．０５μｍとなる研
磨時間は、何れの結晶粒度番号であっても鋼種番号２に
比較して鋼種番号１の方が短くなっている。そこで、結
晶粒度番号が８及び１１で鋼種番号１〜１０の冷延鋼板
について、相当歪みε＝０．４の深絞り成形を施した
後、カップ側壁部を研磨し、深絞り前の冷延鋼板の硬さ
とＲa ＝０．０５μｍとなる研磨時間との関係を求め
た。図５の結果にみられるように、硬さがＨＶ１３０以
下の鋼板では研磨時間が大幅に短縮されていた。このこ
とから、結晶粒度番号が大きく（結晶粒径が小さく）て
も、成形加工前の硬さがＨＶ１３０以下である冷延鋼板
を使用すると、相当歪みε≦０．５の加工度が低い成形
部位の研磨時間が大幅に短縮されることが判る。
【００２１】鋼種番号１〜１１の鋼について、式（１）
で定義されるＸ値と結晶粒度番号８〜１１の冷延鋼板の
硬さとの関係を図６に示す。図６から明らかなように、
同一の鋼種で比較すると結晶粒度番号が大きく（結晶粒
径が小さく）なるに従って硬さＨＶが増加する傾向がみ
られた。しかし、結晶粒度番号が１１以下の範囲では、
Ｘ＞０のステンレス鋼がＨＶ≦１３０の軟質性を示して
いた。このことから、細粒であっても軟質な特性をもつ
冷延鋼板を得るためには、Ｘ値が正となるように成分設
計する必要があることが判る。図６は、結晶粒度番号１
１の鋼種番号８，９及び結晶粒度番号１０，１１の鋼種
番号１０について、Ｘ値が正であっても硬さがＨＶ１３
０を例外的に超えていることを示している。そこで、結
晶粒度番号が１１で鋼種番号１，７，８の冷延鋼板につ
いて硬さとＣ含有量との関係を調査したところ、図７に
みられるようにＣ含有量が０．０４０質量％以下であれ
ばＨＶ≦１３０の硬さになっていることが判った。ま
た、結晶粒度番号が１１で鋼種番号３，９，１０の冷延
鋼板について硬さとＮ含有量との関係を調査したとこ
ろ、図８に示すようにＮ含有量が０．０３５質量％以下
のとき硬さがＨＶ≦１３０になっていた。以上に示した
ように、結晶粒度番号が８以上の粒径の小さな結晶粒を
もち、軟質性の指標であるＸ値が正で且つＣ含有量が
０．０４質量％以下，Ｎ含有量が０．０３５質量％以下
を満足する試験番号１，２，８，１１は、成形加工後の
研磨時間が短く、研磨性に優れた材料であることが確認
された。
で定義されるＸ値と結晶粒度番号８〜１１の冷延鋼板の
硬さとの関係を図６に示す。図６から明らかなように、
同一の鋼種で比較すると結晶粒度番号が大きく（結晶粒
径が小さく）なるに従って硬さＨＶが増加する傾向がみ
られた。しかし、結晶粒度番号が１１以下の範囲では、
Ｘ＞０のステンレス鋼がＨＶ≦１３０の軟質性を示して
いた。このことから、細粒であっても軟質な特性をもつ
冷延鋼板を得るためには、Ｘ値が正となるように成分設
計する必要があることが判る。図６は、結晶粒度番号１
１の鋼種番号８，９及び結晶粒度番号１０，１１の鋼種
番号１０について、Ｘ値が正であっても硬さがＨＶ１３
０を例外的に超えていることを示している。そこで、結
晶粒度番号が１１で鋼種番号１，７，８の冷延鋼板につ
いて硬さとＣ含有量との関係を調査したところ、図７に
みられるようにＣ含有量が０．０４０質量％以下であれ
ばＨＶ≦１３０の硬さになっていることが判った。ま
た、結晶粒度番号が１１で鋼種番号３，９，１０の冷延
鋼板について硬さとＮ含有量との関係を調査したとこ
ろ、図８に示すようにＮ含有量が０．０３５質量％以下
のとき硬さがＨＶ≦１３０になっていた。以上に示した
ように、結晶粒度番号が８以上の粒径の小さな結晶粒を
もち、軟質性の指標であるＸ値が正で且つＣ含有量が
０．０４質量％以下，Ｎ含有量が０．０３５質量％以下
を満足する試験番号１，２，８，１１は、成形加工後の
研磨時間が短く、研磨性に優れた材料であることが確認
された。
【００２２】実施例２：表２に示す組成をもつ試験番号
１２〜２４のステンレス鋼を真空／アルゴンガス雰囲気
の溶解炉で１０００ｋｇ溶製し、幅１１００ｍｍ，厚み
５０ｍｍに鍛造した後、抽出温度１２３０℃で熱間圧延
を施し、板厚４．０ｍｍの熱延板を製造した。得られた
熱延板に１１００℃，均熱５秒の中間焼鈍及び酸洗を施
し、更に板厚１．０ｍｍまで仕上げ圧延し、材料温度９
８０℃，均熱５秒の仕上げ焼鈍及び酸洗を施すことによ
り、結晶粒度番号９の冷延鋼板（焼鈍材）を得た。得ら
れた各冷延焼鈍板の硬さを表２に併せ示す。
１２〜２４のステンレス鋼を真空／アルゴンガス雰囲気
の溶解炉で１０００ｋｇ溶製し、幅１１００ｍｍ，厚み
５０ｍｍに鍛造した後、抽出温度１２３０℃で熱間圧延
を施し、板厚４．０ｍｍの熱延板を製造した。得られた
熱延板に１１００℃，均熱５秒の中間焼鈍及び酸洗を施
し、更に板厚１．０ｍｍまで仕上げ圧延し、材料温度９
８０℃，均熱５秒の仕上げ焼鈍及び酸洗を施すことによ
り、結晶粒度番号９の冷延鋼板（焼鈍材）を得た。得ら
れた各冷延焼鈍板の硬さを表２に併せ示す。
【００２３】
【００２４】各冷延鋼板から幅１０５０ｍｍ，長さ１０
５０ｍｍのブランク材を切り出した。図９に示すように
ブランク材の周囲５０ｍｍ幅を皺押え部として、皺押え
荷重１０トン，ポンチ径９５０ｍｍ，ポンチの曲率ρ＝
０．００１の条件下で張出し成形し、図９（ｂ）に示す
ように成形高さ１５０ｍｍ，底面の直径９５０ｍｍの球
頭状張出し成形部を成形した。このとき、ポンチ及びダ
イスが過熱しないように、ポンチ及びダイスの温度を室
温近傍の一定値に維持した。球頭状張出し成形部の頂部
凸側で、鋼板表面に平行な一軸歪み，これに直交する方
向の一軸歪み及び同部の板厚方向に関する歪みから、式
（２）に従って相当歪みεを算出した。何れの鋼板にお
いても、相当歪みεは０．３７であった。図９（ａ）に
示した斜線部分を研磨治具回転速度：３００ｒｐｍ，バ
フ研磨布押え力：面圧１ｋｇｆ／ｍｍ2 の条件で研磨
し、一定時間研磨後に表面粗さを測定した。そして、表
面が目視観察で鏡面となる基準粗さＲa ＝０．０５μｍ
となる研磨時間を各鋼板について測定した。
５０ｍｍのブランク材を切り出した。図９に示すように
ブランク材の周囲５０ｍｍ幅を皺押え部として、皺押え
荷重１０トン，ポンチ径９５０ｍｍ，ポンチの曲率ρ＝
０．００１の条件下で張出し成形し、図９（ｂ）に示す
ように成形高さ１５０ｍｍ，底面の直径９５０ｍｍの球
頭状張出し成形部を成形した。このとき、ポンチ及びダ
イスが過熱しないように、ポンチ及びダイスの温度を室
温近傍の一定値に維持した。球頭状張出し成形部の頂部
凸側で、鋼板表面に平行な一軸歪み，これに直交する方
向の一軸歪み及び同部の板厚方向に関する歪みから、式
（２）に従って相当歪みεを算出した。何れの鋼板にお
いても、相当歪みεは０．３７であった。図９（ａ）に
示した斜線部分を研磨治具回転速度：３００ｒｐｍ，バ
フ研磨布押え力：面圧１ｋｇｆ／ｍｍ2 の条件で研磨
し、一定時間研磨後に表面粗さを測定した。そして、表
面が目視観察で鏡面となる基準粗さＲa ＝０．０５μｍ
となる研磨時間を各鋼板について測定した。
【００２５】成形加工前の鋼板の硬さと表面粗さがＲa
＝０．０５μｍとなる研磨時間の関係を図１０に示す。
図１０にみられるように、本発明で規定したＸ値が正
で、硬さがＨＶ１３０以下を満足する試験番号１２〜１
８は、６５秒以下の短い研磨時間で鏡面仕上げすること
ができた。これに対し、Ｘ≦０の試験番号１９〜２１
は、硬さがＨＶ１３０を超えるため、鏡面仕上げに１１
０秒以上の長時間研磨が必要であった。また、Ｘ値が正
であっても、Ｓｉ含有量が１．０質量％を超える試験番
号２２，Ｃ含有量が０．０４０質量％を超える試験番号
２３及びＮ含有量が０．０３５質量％を超える試験番号
２４では、何れも素材硬さがＨＶ１３０を超えるため、
鏡面が得られる研磨時間が１１０秒以上であった。
＝０．０５μｍとなる研磨時間の関係を図１０に示す。
図１０にみられるように、本発明で規定したＸ値が正
で、硬さがＨＶ１３０以下を満足する試験番号１２〜１
８は、６５秒以下の短い研磨時間で鏡面仕上げすること
ができた。これに対し、Ｘ≦０の試験番号１９〜２１
は、硬さがＨＶ１３０を超えるため、鏡面仕上げに１１
０秒以上の長時間研磨が必要であった。また、Ｘ値が正
であっても、Ｓｉ含有量が１．０質量％を超える試験番
号２２，Ｃ含有量が０．０４０質量％を超える試験番号
２３及びＮ含有量が０．０３５質量％を超える試験番号
２４では、何れも素材硬さがＨＶ１３０を超えるため、
鏡面が得られる研磨時間が１１０秒以上であった。
【００２６】
【発明の効果】以上に説明したように、本発明のオース
テナイト系ステンレス鋼は、従来の鋼に比較して成形加
工後の鋼板表面の研磨時間を著しく低減し、生産性を大
幅に改善する。更に成形加工における変形所要応力が低
く、プレス機等の成形機械への負荷が軽減されるばかり
でなく、スプリングバックが低いために形状安定性にも
優れている。このように本発明によるとき、従来ではプ
レス加工後の研磨時間が長く、生産性が著しく阻害され
ていたカーブミラー等の用途に適用でき、加工後の研磨
性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼が提供され
る。
テナイト系ステンレス鋼は、従来の鋼に比較して成形加
工後の鋼板表面の研磨時間を著しく低減し、生産性を大
幅に改善する。更に成形加工における変形所要応力が低
く、プレス機等の成形機械への負荷が軽減されるばかり
でなく、スプリングバックが低いために形状安定性にも
優れている。このように本発明によるとき、従来ではプ
レス加工後の研磨時間が長く、生産性が著しく阻害され
ていたカーブミラー等の用途に適用でき、加工後の研磨
性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼が提供され
る。
【図１】 絞り比と相当歪みとの関係を示すグラフ
【図２】 冷延鋼板の結晶粒度と成形加工後の表面粗さ
の関係を示すグラフ
の関係を示すグラフ
【図３】 深絞りされた鋼板の表面粗さと研磨時間との
関係を示すグラフ
関係を示すグラフ
【図４】 異なる鋼種について、深絞りされた鋼板の表
面粗さと研磨時間との関係を示すグラフ
面粗さと研磨時間との関係を示すグラフ
【図５】 冷延鋼板の硬さと深絞り加工品の表面粗さが
Ｒa ≦０．０５μｍとなる研磨時間との関係を示すグラ
フ
Ｒa ≦０．０５μｍとなる研磨時間との関係を示すグラ
フ
【図６】 Ｘ値と冷延鋼板の硬さとの関係を示すグラフ
【図７】 Ｃ含有量と冷延鋼板の硬さとの関係を示すグ
ラフ
ラフ
【図８】 Ｎ含有量と冷延鋼板の硬さとの関係を示すグ
ラフ
ラフ
【図９】 張出し成形品の形状を示す図
【図１０】 冷延鋼板の硬さと張出し成形品の表面粗さ
がＲa ≦０．０５μｍとなる研磨時間との関係を示すグ
ラフ
がＲa ≦０．０５μｍとなる研磨時間との関係を示すグ
ラフ
Claims (2)
- 【請求項１】 Ｃ：０．０４質量％以下，Ｓｉ：１．０
質量％以下，Ｍｎ：５．０質量％以下，Ｎｉ：５〜９質
量％，Ｃｒ：１５〜２０質量％，Ｃｕ：１．０〜５．０
質量％，Ｎ：０．０３５質量％以下を含む組成を持ち、
式Ｘ＝Ｎｉ＋０．５Ｃｒ＋０．７（Ｍｎ＋Ｃｕ）−１８
で定義されるＸ値が正，ビッカース硬さＨＶ１３０以
下，焼鈍後の状態でＪＩＳ Ｇ０５５１に規定される結
晶粒度番号が８〜１１であり、相当歪みε≦０．５のプ
レス加工を受ける部位の研磨性に優れたオーステナイト
系ステンレス鋼。 - 【請求項２】 更にＭｏ：３．０質量％以下，Ａｌ：
０．５質量％以下，Ｔｉ：０．５質量％以下，Ｎｂ：
０．５質量％以下，Ｚｒ：０．５質量％以下，Ｖ：０．
５質量％以下，Ｂ：０．０３質量％以下，ＲＥＭ（希土
類金属）：０．０２質量％以下，Ｃａ：０．０３質量％
以下の何れか１種又は２種以上を含む組成をもつ請求項
１記載の相当歪みε≦０．５のプレス加工を受ける部位
の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP32147796A JP3720154B2 (ja) | 1996-12-02 | 1996-12-02 | プレス加工後の研磨性に優れた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 |
|---|---|---|---|
| JP32147796A JP3720154B2 (ja) | 1996-12-02 | 1996-12-02 | プレス加工後の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10158792A true JPH10158792A (ja) | 1998-06-16 |
| JP3720154B2 JP3720154B2 (ja) | 2005-11-24 |
Family
ID=18133007
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP32147796A Expired - Fee Related JP3720154B2 (ja) | 1996-12-02 | 1996-12-02 | プレス加工後の研磨性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3720154B2 (ja) |
Cited By (10)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2003239044A (ja) * | 2002-02-15 | 2003-08-27 | Nippon Yakin Kogyo Co Ltd | 箔用ステンレス鋼および箔状ステンレス鋼 |
| JP2005105412A (ja) * | 2003-09-10 | 2005-04-21 | Nippon Steel & Sumikin Stainless Steel Corp | ステンレス鋼板及びその製造方法 |
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