JPS63169333A - 面内異方性の小さい高延性高強度の複相組織クロムステンレス鋼帯の製造法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、延性に優れ強度および延性の面内異方性の小
さい高強度複相組織クロムステンレス鋼帯の新規な工業
的製造法に関し、高強度が必要とされ且つプレス成形な
どの加工が施される成形用素材としての高強度高延性ス
テンレス鋼帯の製造法を堤供するものである。

〔この分野の背景〕

クロムを主合金成分として含有するクロムステンレス鋼
にはマルテンサイト系ステンレス鋼とフェライト系ステ
ンレス鋼とがある。いずれも、クロムおよびニッケルを
主合金成分として含有するオーステナイト系ステンレス
鋼に比べて安価であり、そして強磁性を有し熱膨張係数
が小さいなどの物性面でオーステナイト系ステンレス鋼
には見られない特徴を有するので、単に経済的な理由の
みならず特性面からクロムステンレス鋼に限定される用
途も多い。特に近年の電子機器や精密機械部品などの分
野では、その需要拡大にともなってクロムステンレス鋼
板を使用する用途において加工成品の窩機能化、小型化
、一体化、高精度化並びに加工工程の簡略化に対する要
求が益々厳しくなってきている。このために、ステンレ
ス網木来の耐食性や上述のクロムステンレス鋼の特質に
加えて、クロムステンレス鋼板の素材面では、一層の強
度、加工性や精度が必要とされる。したがって５高強度
と高延性という相反する特性を兼備したもの、素材鋼板
時点での形状や板厚精度に優れたもの、加工後の形状精
度に優れるといった緒特性を合わせもつクロムステンレ
ス鋼板素材の出現が待たれている。

〔従来の技術〕

従来のクロムステンレス鋼板素材について２強度の観点
から見ると、先ずマルテンサイト系ステンレス鋼が高強
度を有するクロムステンレス鋼として良く知られている
。例えばＪＩＳ　Ｇ　４３０５の冷間圧延ステンレス鋼
板にはマルテンサイト系ステンレス鋼として７種の鋼が
規定されている。これらのマルテンサイト系ステンレス
鋼は、Ｃが０．０８％以下（ＳＵＳ４１０Ｓ）から０，
６０〜０．７５％（ＳＯ５４４０Ａ）であり、フェライ
ト系ステンレス鋼に比べて同−Ｃｒ量レベルで見ると、
高いＣを含有し、焼入れ処理または焼入れ焼もどし処理
により高強度を付与することができる。例えば、このＪ
ＩＳ　Ｇ　４３０５において、　０．２６〜０．４０％
のＣおよび　１２．００〜１４．００％のＣｒを含有す
る５ＵＳ４２０Ｊ２では、　９８０〜１０４０℃からの
急冷による焼入れ後、１５０〜４００℃空冷の焼もどし
により　ＨＲＣ４０以上の硬さが得られることが、そし
て、　０．６０〜０．７５％のＣおよび１６．００〜１
８．００％のＣｒを含有する５ＵＳ４４０Ａでは、　１
０１０〜１０７０℃からの急冷による焼入れ後、１５０
〜４００℃空冷の焼もどしにより、同じ（ＨＲＣ４０以
上の硬さが得られることが示されている。

一方、クロムステンレス鋼であるフェライト系ステンレ
ス鋼板では熱処理による硬化があまり期待できないので
１強度を上昇させる方法としては焼なまし後、さらに冷
間で調質圧延を行って加工硬化による強度上昇を図るこ
とが行われている。

しかし、フェライト系ステンレス鋼は元来が高強度を必
要とする用途にはあまり供されてはいないのが実状であ
る。

〔発明が解決しようとする問題点〕

マルテンサイト系ステンレス鋼板では、焼入れまたは焼
入れ一焼もどし処理後の組織はその名称のごとく基本的
にはマルテンサイト組織であり。

非常に高い強度および硬さが得られる反面、伸びは非常
に低い。そのため、焼入れまたは焼入れ焼もどし処理を
施したのではその後の加工が困難となる。特にプレス成
形などの加工は焼入れまたは焼入れ焼もどし後では不可
能である。したがって加工が施される場合には焼入れま
たは焼入れ焼もどし前に施される。すなわち、素材メー
カーからは焼なましだ状態、つまり、　ＪＩＳ　Ｇ　４
３０５の表１６にも示されるように強度および硬さの低
い軟質な状態で出荷され、加工メーカーにおいて最終成
品にほぼ近い形状に加工された後、焼入れまたは焼入れ
焼もどし処理を施すのが通常である。この焼入れまたは
焼入れ焼もどし処理を施すことにより生成する表面の酸
化皮膜（スケール）は表面の美麗さが重要視されるステ
ンレス鋼では好ましくない場合が多く、その対策として
真空もしくは不活性ガス雰囲気による熱処理を施したり
、熱処理後に研磨などによりスケールを除去するなどの
工程が必要となる。いずれにしても、マルテンサイト系
ステンレス鋼板では高強度を得るためには加工メーカー
での熱処理工程が不可欠であるという加工メーカー側で
の負担増があり、またこのために最終製品のコストアン
プは避けられないという問題があった。

一方、フェライト系ステンレス鋼板を調質圧延により強
度を上昇させた場合には、伸びの低下が著しくなって強
度−延性バランスが悪くなる結果。

加工性に劣ることになる。そして、調質圧延による強度
上昇の程度は引張強さよりも耐力の方が著しく高い。こ
のために高圧延率になると耐力と引張強さの差が小さく
なり、降伏比（＝耐力／引張強さ）が１に近くなって材
料の塑性加工域が非常に狭くなると共に、耐力が高いと
スプリングバックが大きくなってプレス加工などの後の
形状性が悪くなる。さらに調質圧延材は強度および伸び
の面内異方性が非常に大きく、軽度のプレス加工などで
も加工後の形状が悪くなる。また、圧延による加工歪み
は板の表面に近いほど大きいという特徴があるため、調
質圧延材では板厚方向のひずみ分布が不均一になること
が避けられない。これは残留応力の板厚方向の不均一分
布をもたらし、特に極薄鋼板では打抜き加工やフォトエ
ツチング処理による穴あけ加工後に板の反りなどの形状
変化を生ずる場合があり、電子部品などの高精度が必要
とされる用途では大きな問題となる。以上の材質特性面
での問題のみならず、調質圧延材はその製造性において
も多くの問題を抱えている。先ず強度の制御について見
ると、調質圧延は冷間圧延による加工硬化を利用してい
るため圧延率が強度を決定する最も重要な因子である。

したがって。

成品として板厚精度に優れ且つ目標の強度レヘルを精度
よく安定して得るためには、圧延率の厳密な制御、具体
的には調質圧延前の初期板厚の厳密な管理が非常に重要
であることに加えて、調質圧延前の素材の強度レベルの
管理が必要となる。また形状制御の面では、いわゆるス
キンパス圧延やテンパーローリングと呼ばれる形状修正
を目的とした高々２〜３％の軽圧延率の調質圧延とは異
なリ、高強度化を目的とする調質圧延では圧延率が数十
パーセントにもおよぶ実質的な冷間圧延であるため、冷
延ままで形状性に優れた銅帯を得ることは困難である。

このため、形状修正を目的として材料の回復・再結晶温
度域よりも低く軟化しない温度域に加熱し、応力除去処
理を必要とする場合がある。このように調質圧延材は製
造性においても数々の問題がある。

以上の調質圧延に起因する問題のみならず、フェライト
系ステンレス鋼板では本質的な欠点とも言えるリジング
の問題がある。リジングは通常。

フェライト系ステンレス鋼の冷延焼鈍板にプレス成形な
どの加工を施した際に生ずる表面欠陥の一種であるが、
冷間圧延後においても一般に冷延リジングと呼ばれるリ
ジングを発生する場合があり。

表面の粗度が重視される用途ではやはり大きな問題とな
る。

〔問題点を解決する手段〕 前述のような問題は、適度な高強度を有し且つ所望の形
状に加工し得る良好な延性および加工性を具備し、異方
性が小さくリジング発生のないクロムステンレス鋼材料
が素材メーカー側で鋼板または鋼帯の形で提供できれば
解決し得る。そこで本発明者らはこの解決を目的として
化学成分並びに製造条件の両面からクロムステンレス鋼
について広範な研究を続けて来た。その結果、鋼成分を
適正に制御し、さらに製造条件として、熱間圧延のあと
、場合によっては更に熱延板焼鈍を行ったあと、フェラ
イト単相域での中間焼鈍を挟む皿回以上の冷間圧延を行
って製品板厚の冷延綱帯を製造し、この冷延鋼帯を、従
来のフェライト単相域温度での仕上焼鈍つまり鋼板また
は鋼帯成品に施す焼なまし処理ではなく、適正なフェラ
イト＋オーステナイトニ相域への加熱とその後の急冷処
理からなる特定条件下での連続仕上熱処理を施すならば
、実質的に軟質なフェライト相と硬質なマルテンサイト
相が均一に混在した複相組織とすることができ、前記の
問題点の実質上すべてが解決できるという素晴らしい成
果を得ることができた。

かくして本発明は。

重量％において。

Ｃ：０．１５％以下。

Ｓ　ｉ　：　２．０％以下。

Ｍｎ：１．０％以下。

Ｐ　：　０．０４０％以下。

Ｓ　：　０．０３０％以下。

Ｎ　ｉ　：　０．６０％以下。

Ｃｒ　：　１４．０％超え２０．０％以下。

Ｎ：０．１２％以下。

○：　０．０２％以下。

を含有し、場合によっては、さらに０．２０％以下のＡ
　ｅ　、　０．００５０％以下のＢ、１．０％以下のＭ
ｏ、　０．１０％以下のＲＥＶ、０．２０％以下のＹの
一種または二種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避
的不純物からなる鋼であって、且つ ０．０３％≦Ｃ＋Ｎ≦０．２０％ の関係を満足する鋼のスラブを製造し、これを熱間圧延
して熱延鋼帯を製造する工程。

フェライト単相域温度加熱の中間焼鈍を挟む２回以上の
冷間圧延によって製品板厚の冷延鋼帯を製造する工程、
そして。

得られた冷延鋼帯を連続熱処理炉に通板して。

Ａｃ＋点℃点上以上１００℃以下のフェライト＋オース
テナイトの二相域温度に１０分以内の保持のあと。

最高加熱温度から１００℃までを平均冷却速度１℃／ｓ
ｅｃ以上５００℃／ｓｅｃ以下で冷却する仕上熱処理を
施す連続仕上熱処理工程。

からなる、且つＩＩＶ　２００以上の硬さを有する面内
異方性の小さい高延性高強度の複相組織（実質上フェラ
イトとマルテンサイトからなるｍ織）のクロムステンレ
ス鋼帯の製造法を提供するものである。

本発明法によれば前述の問題点の実質上すべてが解決さ
れるのみならず、ａｍ成または仕上熱処理時の加熱温度
並びに冷却速度を制御することにより強度を自在に且つ
簡単に調整できるという点でクロムステンレス鋼板また
は銅帯素材の工業的製造にあたっての有利且つ新しい製
造技術を提供するものであり、従来より市場に出荷され
ているマルテンサイト系ステンレス鋼板または調帯やフ
エライト系ステンレス鋼板または調帯では存しない延性
と強度の両特性を兼備し且つ延性と強度の面内異方性の
少ない新規クロムステンレス鋼材料を市場に提供するも
のである。なお２本発明法によれば、最終の連続仕上熱
処理工程を経た成品は鋼帯の形態で工業的に製造される
ものであり、これが市場に出荷される場合には調帯のま
ま（コイル）か或いは鋼板に整形された状態となる。

従来より２例えばフェライト系ステンレス鋼の代表鋼種
である５ＵＳ４３０においても二相域温度に加熱すれば
オーステナイトが生成し、このオーステナイトは急冷に
よってマルテンサイトに変態してフェライト＋マルテン
サイトの二相組織になること自体は知られていた。しか
しながら、高温でオーステナイトを生成するフェライト
系ステンレス鋼帯の製造においては、冷延後の熱処理は
あくまでもフェライト単相域温度での焼なまし処理であ
り、マルテンサイトを生成するような高温の熱処理は延
性の低下などの材質上の劣下をもたらすものとして回避
することが常識であり、工業的な鋼帯の実際の製造面で
は全く顧みられなかった。

したがって、クロムステンレス鋼の冷延工程後に本発明
のような連続熱処理を想定し且つフェライト＋オーステ
ナイトニ相域に加熱する仕上熱処理を施した場合の加熱
温度と強度および延性の関係や延性および強度の異方性
などについて詳細に研究がなされた例もない０本発明は
、高強度クロムステンレス鋼帯の工業的製造法として従
来顧みられることのなかった全く新しい製造方法を提供
するものであり、その結果として従来のクロムステンレ
ス鋼板または調帯では有しなかった優れた特性をもつ新
規なりロムステンレス鋼板材料を提供するものである。

〔発明の詳述〕

以下に９本発明で規制する鋼の化学成分値の範囲限定の
理由並びに本発明法で採用する各製造工程の内容を具体
的に詳述する。

まず１本発明法を適用するクロムステンレス鋼の成分の
含有量範囲（重量％）の限定理由は次のとおりである。

ＣおよびＮは２強力なオーステナイト生成元素であると
共にマルテンサイト強化能の大きい元素であるから、連
続仕上熱処理後の強度の制御並びに高強度化に有効な元
素である。したがって、連続仕上熱処理工程後に１０％
以上のマルテンサイトを含む複相組織としＨｖ２００以
上の十分な強度を得るには（Ｃ十Ｎ）量として少なくと
も０．０３％以上を必要とする。しかし、ＣとＮ量があ
まり高いと連続仕上熱処理工程後に生成するマルテンサ
イト量が多くなり、場合によっては１００％マルテンサ
イトとなると共にマルテンサイト相そのものの硬さも非
常に高くなるので高強度は得られるものの延性は低下す
る。したがって、（Ｃ＋Ｎ）量とし７０．２０％以下と
し、　０．０３％≦Ｃ＋　Ｎ　５０．２０％の関係を満
足させることが必要であり、またＣ量としては０．１５
％以下とする。

また、Ｎは溶解度の関係がら多量に添加することは困難
であると共に、多量の添加は表面欠陥の増加を招くため
０．１２％以下とする。

Ｓｉはフェライト生成元素であると共にフェライトおよ
びマルテンサイトの両相に対し強力な固溶強化能を有す
る。したがってマルテンサイト量の制御および強度レベ
ルの制御に有効な元素である。しかしながら多量の添加
は熱間加工性や冷間加工性の低下を招くために２．０％
を上限とする。

ＭｎとＮｉは、オーステナイト生成元素であり。

連続仕上熱処理後のマルテンサイト量並びに強度の制御
に有効な元素である。しかし多量に添加すると製品が高
価となり１本発明鋼帯の特徴の−っである経済性に影響
を与える。したがって、ｉｎ常許容されている限度のＭ
ｎ　；　１．０％、Ｎｉ；０．６％をそれぞれ上限とす
る。

Ｓは、高すぎると耐食性や熱間加工性に悪影響をおよぼ
すので低いほうが好ましく　、　０．０３０％を上限と
する。

Ｐは、固溶強化能の大きい元素であるが、多量の添加は
靭性の低下を招く場合があるため２通常許容されている
程度の０．０４０％以下とする。

Ｃｒは、ステンレス鋼の耐食性に対して最も重要に作用
する元素であり、十分な耐食性を得るためには１４．０
％を超えて含有させるべきであるが。

Ｃｒｌが高いと、マルテンサイト相を生成させて高強度
を得るに必要なオーステナイト生成元素の量が多くなる
と共に製品が高価となるので、　２０．０％を上限とす
る。

０は、酸化物系の非金属介在物を形成し、鋼の清浄度を
低下させるので低い方が望ましく　、０．０２％以下と
する。

１Ｍは、脱酸に有効な元素であると共にプレス加工性に
悪影響を及ぼすＡ２系介在物を著減せしめる効果がある
。しかし、　０．２０％を超えて含有させてもその効果
が飽和するばかりでなく表面欠陥の増加を招くなどの悪
影響をもたらすのでその上限を０．２０％とする。

Ｂは、靭性改善に有効な成分であるが、極く微量でその
効果はもたらされ、　ｏ、ｏｏｓｏ％を超えるとその効
果が飽和するのでその上限をｏ、ｏｏｓｏ％とする。

Ｍｏは、耐食性の向上に有効な元素であるが。

多量に添加すると製品が高価となるために１．０％を上
限とする。

ＲＥＶおよびＹは、熱間加工性の向上に有効な元素であ
る。また、耐酸化性の向上にも有効な元素である。高温
での連続仕上熱処理を施す本発明法においては酸化スケ
ールの発生を抑制してデスケール後に良好な表面肌を得
るのに有効に作用する。しかし、これらの効果は、ＲＥ
Ｍでは０．１０％を超えると、またＹでは０．２０％を
超えると飽和するので、上限をＲＥＶは０．１０％、Ｙ
は０．２０％とする。

次に９本発明による複相組織鋼帯の各製造工程の内容に
ついて説明する。

本発明法においては１以上の鋼成分範囲に調整したクロ
ムステンレス鋼のスラブを通常の製鋼鋳造技術によって
製造し、このスラブを通常の熱間圧延によって熱延鋼帯
を製造する。熱間圧延後は熱延板焼鈍とデスケールを行
なうのがよい。熱延板焼鈍は必ずしも実施する必要はな
いが、この焼鈍によって熱延鋼帯を軟質化させて冷延性
の向上を図ったり、熱延鋼帯に残有する変態相（高温で
オーステナイト相であった部分）をフェライト＋炭化物
に変態・分解させることができるので、冷間圧延・連続
仕上熱処理後に均一な複相組織をもつ鋼帯とするうえで
望ましい。この熱延板焼鈍は連続焼鈍または箱焼鈍のい
ずれでもよい、またデスケール工程は通常の酸洗を行な
えばよい、ここまでのスラブ製造工程、熱間圧延工程、
熱延板焼鈍工程および脱スケール工程は従来のクロムス
テンレス鋼帯の製造技術をそのまま本発明法に適用する
ことができる。

次いで冷間圧延工程と連続仕上熱処理工程を経て複相組
織鋼帯を製造するのであるが、これらの工程は本発明法
において特徴的な工程であるので詳しく説明する。

「冷間圧延工程」 冷間圧延工程では、熱延鋼帯（熱延板焼鈍後の熱延鋼帯
）をフェライト単相域温度加熱の中間焼鈍を挟む２回以
上の冷間圧延によって製品板厚にまで圧延する工程であ
る。この中間焼鈍は連続仕上熱処理工程後の複用組！１
ｉ鋼帯の延性の面内異方性を少なくする上で重要な役割
を果たす。これを代表的な試験結果に基づいて説明する
。

第１表に示す化学成分を有する鋼Ａ、ＢおよびＣの鋼を
溶製し９通常の条件の熱間圧延にて板厚３．６ｍｍの熱
延板とし、７８０℃×６時間加熱、炉冷の焼鈍を施した
あと酸洗を行った。この熱延板を用いて冷間圧延条件と
仕上熱処理条件を変えて試験を行った（第１図および第
２図のデータもこの試験結果を示したものであるが、そ
の内容については後述する）。

下記の第２表は、第１表の鋼Ｂについて。

（ａ）、冷間圧延のさいに中間焼鈍を挟む２回冷間圧延
を行なって仕上熱処理を施した複相ｍ織材（以後、ＺＣ
Ｒ材と呼ぶ）。

山）、中間焼鈍を行なうことなく１回のみの冷間圧延を
行なって仕上熱処理を施した複相組織材（以後、ＩＣＲ
材と呼ぶ）。

（Ｃ１，ＩＣＲ材およびＺＣＲ材と同等の強度を冷間圧
延によって付与した調質圧延材。

の３種の方法により製造した各鋼板の引張強さ（ｋｇｆ
／ｍｍ”）および伸び（χ）を圧延方向の値（し）、圧
延方向に対して４５°方向の値（Ｄ）および圧延方向に
対し９０°方向の値（Ｔ）を示したものである。

なお、（ａ）の２ＣＲ材は前記の熱延板を冷間圧延によ
り板厚１１とし、８００℃×１分加熱、空冷の中間焼鈍
を行った後、さらに冷間圧延により板厚０．３ｍ＋ｎの
冷間圧延板とし、この冷間圧延板を９７０℃の温度で１
分間均熱したあとその温度から１００℃までを平均冷却
速度２０℃／ｓｅｃで冷却する仕上熱処理を施した。

また（ｂｌのＩＲＣ材は前記の熱延板を中間焼鈍を施す
ことなく冷間圧延にて板厚０．３ｍ＋＊とし、この冷間
圧延板を９７０℃の温度で１分間均熱したあとその温度
から１００℃までを平均冷却速度２０℃７ｓｅｃで冷却
する仕上熱処理を施した。

（Ｃ１Ｏ調質圧延材については、ＩＣ’Ｒ材およびｚＣ
Ｒ材と同等の強度が板厚０．３１１！ｌの状態で得られ
るように、焼鈍後の熱延板を所定の板厚まで冷間圧延し
、焼鈍した後、所定の圧延率で調質圧延した。

第１表 第２表 第２表から明らかなように、ＺＣＲ材およびＩＣＲ材と
もに複相Ｍｉ織材の伸びは、同等の硬さおよび強度レベ
ルの調質圧延材に比べて著しく優れており９強度−伸び
バランスに優れていることがわかる。また２面内異方性
について見ると、引張強さでは２ＣＲ材およびＩＣＲ材
ともに複相＆ＩＩ織材は方向による引張強さの差、つま
り面内異方性が小さいのに対し、調質圧延材は引張強さ
の最も低いし方向と最も高いＴ方向の引張強さの差は１
７ｋｇｆ／＋ａｍ”以上もあり面内異方性が大きい、ま
た伸びについては、伸びが高い複相組織材は伸びが低い
調質圧延材よりも面内異方性も比較的小さく。

特にＺＣＲ材はＩＣＲ材よりも面内異方性が更に小さい
ことがわかる。すなわち、中間焼鈍は複相組織材の伸び
の面内異方性を小さくする上で非常に重要であると言え
る。したがって、第２表の結果から１熱間圧延、熱延板
焼鈍、中間焼鈍を挟んだ冷間圧延を経て、複相組織とす
る仕上熱処理を施した場合には、延性に優れ且つ強度お
よび延性の面内異方性の小さい複相ｍ織の高強度クロム
ステンレス鋼板が得られることが明らかである。

この試験結果に見られるように、また後記の実施例でも
示すように２本発明に従う連続仕上熱処理を行ったあと
でもなお残有する複相組織材の伸びの面内異方性は、冷
間圧延工程を中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を実施
することによって小さくすることができる。したがって
、延性の面内異方性の小さい複相組織鋼帯を製造するう
えで。

製品板厚までの板厚減少を２回以上の冷間圧延で行い、
その間に中間焼鈍を実施することが本発明法において重
要である。この中間焼鈍の加熱温度はフェライト単相域
温度、すなわちＡｃ、意思下の温度である。また中間焼
鈍の前後の冷間圧延の冷間圧延率は各々少なくとも３０
％以上とするのがよい。

「連続仕上熱処理工程」 冷間圧延工程で得られた製品板厚の冷延鋼帯を次に連続
熱処理炉に通板して、Ａｃ＋点以上で１０００℃以下の
フェライト十オーステナイトの二相域温度に１０分以内
の保持のあと、最高加熱温度から１００℃までを平均冷
却速度１℃／ｓｅｃ以上５００℃／ｓｅｃ以下で冷却す
る連続仕上熱処理を施すのであるが。

この連続仕上熱処理工程は本発明法の最も特徴とする工
程であり、この連続仕上熱処理条件は後記の実施例でも
示すとおり本発明において重要な意義を有している。こ
の連続仕上熱処理工程での加熱条件と冷却条件を規制し
た理由の概要を説明すると次のとおりである。

連続仕上熱処理時の加熱温度はフェライト＋オーステナ
イトニ相域温度であることが絶対条件である。本発明法
の実施にあたって連続熱処理炉で低温から加熱した場合
にオーステナイトが生成し始める温度（つまりＡｃ＋点
の温度）の近傍では温度変化に対するオーステナイト量
の変動が大きく急冷後に安定した硬さが得られない場合
がある。

しかし９本発明が対象とする鋼成分範囲においては、　
Ａｃ、点より１００℃以上の高温域に加熱した場合には
このような硬さの変動が実質上止じないことがわかった
。したがって、連続仕上熱処理時の加熱温度はＡｃｔ点
＋１００℃以上とするのがよい。

より具体的には９００℃以上、さらに好ましくは９５０
℃以上とするのがよい。一方、加熱温度の上限について
は、あまり高温では強度上昇が飽和するのみならず、場
合によっては低下することもあり。

また製造コストの面でも不利となるので１１００℃を上
限とするのがよい。

本発明法における連続仕上熱処理時のフェライト＋オー
ステナイトニ相域加熱の冶金的意義として、■ＣｒＣｒ
炭化物化窒化物溶、■オーステナイト相の生成、■生成
したオーステナイト中へのＣおよびＮの濃縮の３点を挙
げることができる。

本発明法で対象とするクロムステンレス鋼帯の場合には
、これらの現象はいずれも短時間のうちにほぼ平衡状態
に達するので１本発明における連続仕上熱処理時の上記
二相温度域での加熱時間は短時間、おおむね１０分間以
内の加熱でよい、この短時間加熱でよいことは本発明法
の実際操業の点でも生産効率、製造コストの面から非常
に有利である０以上の加熱条件および保持時間によって
以後の冷却によって生成するマルテンサイト量が２０容
量％以上となるに必要なオーステナイトを生成させるこ
とができる。

仕上熱処理時の冷却速度についてはマルテンサイト相と
軟質なフェライト相との複相組織を得るうえから１℃／
ｓｅｃ以上の冷却速度とする必要があるが、５００℃／
ｓｅｃを超える冷却速度を得るのは実質上困難である。

したがって２本発明において二相温度域加熱からの冷却
は１〜ｂ の冷却速度で実施する。この冷却速度は最高加熱温度か
ら１００℃までの平均冷却速度とするが、オーステナイ
トがマルテンサイトに変態してしまった後の冷却過程で
は必ずしもこの冷却速度を採用する必要はない。この冷
却速度と冷却終点温度は前述の加熱条件によって高温で
生成したオーステナイトがマルテンサイトに変態するに
十分なものである。冷却の方法としては気体および／ま
たは液体の冷却媒体を調帯に吹き付ける強制冷却方式ま
たは水冷ロールによるロール冷却方式などを適用できる
。このような条件での連続加熱と冷却はコイル巻戻し機
から巻取り機に至る間に加熱均熱帯域と急冷帯域を有す
る連続熱処理炉を用いて実施することができる。

第１図は、前記第１表の各鋼について、既に説明した方
法で製造した熱延板（熱延板焼鈍および酸洗後の熱延板
）を、冷間圧延により板厚ＩＩＩＩｌとし、８００℃×
１分加熱・空冷の中間焼鈍を行ったあと、さらに冷間圧
延により板厚０．３ｍｍの冷間圧延板とし、そして、こ
の冷間圧延板を８００〜１１５０℃の間の各温度で１分
間均熱したあと、その温度から１００℃までを平均冷却
速度２０℃／ｓｅｃで冷却する仕上熱処理を施した場合
に得られた仕上熱処理材のマルテンサイト量（容量％）
と硬さくＨＶ）を。

仕上熱処理時の加熱温度の関′係で示したものである（
図中のＡ、Ｂ、Ｃは第１表の各鋼を表す）。

第１図から明らかなように、加熱温度が８００℃を超え
てフェライト＋オーステナイトニ相域になると２仕上熱
処理後にマルテンサイトが出現し。

加熱温度の上昇とともにマルテンサイト量は急激に増加
するが９００〜９５０℃を超えるとその増加の程度は小
さくなって次第に飽和する傾向を示す。

硬さの挙動もマルテンサイト量の変化に対応して同様の
傾向を示し、またマルテンサイト量が多いほど硬さは高
い、この第１図の結果は仕上熱処理を連続熱処理ライン
で行なう上での重要な意義を存している。すなわち、連
続熱処理ラインでは成る程度の温度変動はやむを得ず、
特に鋼帯の長さ方向での変動、および目標温度は同じで
あっても通板チャンスの違いによる熱処理温度の違いは
。

実ラインでの操業では目標温度に対して±２０℃程度の
変動を見込む必要がある。第１図は、冷却速度をほぼ一
定にし且つ硬さ変動の小さい熱処理温度域を採用するな
らば、連続熱処理ラインにおいて多少の温度変動があっ
たとしても、硬さすなわち強度の変動の小さい銅帯が製
造できることを示している。そして１強度レベルの制御
は前記のような成分制御によって行えば目標とする強度
は安定して得ることができ、鋼帯の全長にわたって強度
変動の小さい、また調帯間での強度差の小さい高強度素
材が既存の連続熱処理ラインを用いて容易且つ安価に製
造できる。

第２図は２本発明で規制する範囲の鋼成分と製造条件内
でマルテンサイト量の異なる複相組織材を幾つか作りそ
の硬さと伸び（３方向の重みつき平均値）の相関を調べ
、これをｉＩｌ質圧延圧延材関と比較して示したもので
ある。なお複相組織材の製造は第１図で説明したのと同
じであり仕上熱処理の加熱温度は９００℃以上である。

また調質圧延材は冷延後に焼鈍を行ったあと図中の添字
で示す調質圧延率を変えることによって硬さを変えたも
のである。

第２図から明らかなように、調質圧延材は調質圧延率の
上昇に伴う硬さの上昇につれて伸びは急激に低下する。

これに対して複相組織材は硬さが上昇しても伸びの低下
は緩やかである。特に、複相組織材の伸びがｍ延圧延材
に比べて優るのは硬さの高い領域、具体的にはＨｖ　２
００以上の領域において顕著となる。すなわち複相＆ｌ
Ｉ織材とすることによる高延性化はＨν２００以上の領
域で一段と顕著に発揮されるのであり、そのためには前
述の第１図からもわかるように、約１０容量％以上のマ
ルテンサイト量のところである。このように硬さがＨｖ
２００以上での高延性が図れる点に調質圧延材では達成
できない本発明法による複相組織材の特徴があり、この
強度−伸びバランスが良好なことから本発明法によって
得られた複相組織鋼帯はプレス成形性などの加工性につ
いても調質圧延では得られない特質をもつことになる。

第３図は、第１表のｗ４Ｂを第２表の（ａｔの方法で製
造した場合の金属組織写真である。写真中の白っぽく見
える領域がフェライト、より色の濃い灰色に見える領域
がマルテンサイトである。この写真かられかるように、
この材料は微細なフェライトおよびマルテンサイトが均
一に混在した複相組織を有している。

以上に説明したように１強度並びに延性の異方性の小さ
い高延性高強度の調帯材料が得られたのは、熱間圧延、
熱延板焼鈍、中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延のあと
にフェライト十オーステナイトの二相域に加熱し急冷す
る仕上熱処理によって、微細なフェライトと急冷によっ
てオーステナイトから変態して生成したマルテンサイト
とが均一に混在した複相組織としたことで達成し得たも
のである。すなわち５硬質なマルテンサイトによる強度
（硬さ）を得、軟質なフェライトにより延性を得たもの
であり、そして両相を微細且つ均一に混在させたことに
より強度と延性の面内異方性を小さくし得たものである
。なお、仕上熱処理後の組織はＸ線的な調査では微量の
残留オーステナイトが検出される場合がある。

以下に９本発明法を実施した実施例を挙げて。

本発明法で得られた複相組織鋼帯の特性を比較例と対比
しながら具体的に示す。

実施例 第３表に示す化学成分を有する鋼を溶製してスラブを製
造した。そしていずれも板厚３．６１に熱間圧延後、７
８０℃×６時間加熱・炉冷の熱延板焼鈍を行い、酸洗の
あと、第４表に示す冷延条件で冷間圧延して板厚０．３
ｍｍの冷延鋼帯とし、第４表に示した仕上熱処理条件の
もとて連続熱処理炉にて連続仕上熱処理を施した。なお
冷間圧延工程での中間焼鈍の均熱時間はいずれも１分で
あり、また連続仕上熱処理工程での均熱時間もいずれも
１分である。仕上熱処理後の鋼帯の材料特性を第４表に
併記した。

第４表から明らかなように１本発明法によればいずれも
高い引張強さと硬さおよび良好な伸びを有した複相＃Ａ
織鋼帯が得られたことがわかる。また５本発明法による
調帯は、０．２％耐力、引張強さおよび伸びの異方性が
小さいことが明らかであり、また破断後の引張試験片に
もリジングの発生が見られない。

これに対し比較例Ｎｌｌでは製造条件は本発明で規定す
る範囲であるが、綱のＣ，Ｎ＠が本発明鋼の条件である
（Ｃ＋Ｎ）２０．０３％より低い、（Ｃ＋＋　Ｎ）　　
−０，０２１％の鯛（第３表の嵐８の鋼）の１８Ｃｒ＠
であるため、高温でもオーステナイトが生成しないので
連続仕上熱処理後もフェライト雄和鋼である。このため
１強度および硬さが低い。

比較例光２では、やはり製造条件は本発明の範囲内にあ
るが、ｇのＣｌが本発明で規定するＣ量（Ｃ５０，１５
％）よりも高いＣ−０，１５５％の鋼（第３表の磁９の
ｔｉｔ）であり、また（Ｃ十Ｎ）量も本発明で規定する
０、２０％を超えているので、連続仕上熱処理後のマル
テンサイト量が１００％となり。

強度は高いものの１伸びが非常に低い６比較例隆３では
連続仕上熱処理での加熱温度が低く、この加熱温度では
１ＩＮ１２の鋼はフェライト＋オーステナイトニ相域に
ならず、したがって仕上熱処理後□の金属組織はマルテ
ンサイトの存在しないフェライト単相＆ｌ織であり、伸
びは高いものの強度および硬さが低い。

比較例患４は、仕上熱処理を箱型炉で行ない。

その冷却も炉冷によるため冷却速度が０．０３℃／ｓｅ
ｃと非常に低いので熱処理後にマルテンサイトが生成し
ておらず、比較例患３と同様に伸びは高いものの１強度
および硬さが低い。

比較例患５は、　ｔｍ’を圧延材であり１本発明のもの
に比較して伸びが著しく低い、また引張強さに対する０
、２％耐力の比、すなわち降伏比が高いと共に、０，２
％耐力、引張強さ、伸びの異方性が大きい、したがって
本発明法によって得られた調帯に比べて加工性並びに加
工後の形状性に劣ることが明らかである。

比較例−６は、連続仕上熱処理前の冷間圧延において中
間焼鈍を行っていないので１強度が高く伸びも優れてい
るものの、伸びの面内異方性が中間焼鈍を施した本発明
例のものに比べると大きくなっている。

なお、比較例Ｎｌｌ、３．４および５の綱帯については
、破断後の引張試験片でいずれもリジングの発生が見ら
れたの対し９本発明例の複相＆ＩＩｍ鋼帯はリジングの
発生が見られず、プレス成形などの加工が良好に行える
ことがわかる。

以上のように１本発明法によれば、高延性と高強度を兼
備し９強度と延性の面内異方性が小さく且つ低耐力、低
降伏比の複相組織鋼帯が提供される。クロムステンレス
鋼板の分野において、従来かような良好な加工性を兼備
したＨν２００以上の高強度素材が鋼板または銅帯の形
で市場に出荷された例は見ない。したがって１本発明は
従来のクロムステンレス鋼板分野に新規素材鋼板または
調帯を提供するものである０本発明に従う材料は電子部
品、精密機械部品などへの加工性が要求される高強度材
として特に有用であり、この分野において多大の成果が
発渾され得る。

【図面の簡単な説明】

第１図は２本発明に従う仕上熱処理の加熱温度とマルテ
ンサイト量および硬さとの関係を示した図。 第２図は本発明に従う仕上熱処理材と調質圧延材につい
て硬さ−伸びの相関関係を示した図。 第３図は本発明に従う連続仕上熱処理を施したクロムス
テンレス鋼帯の金属組織を示した顕微鏡写真である。

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. （１）重量％において、 Ｃ：０．１５％以下、 Ｓｉ：２．０％以下、 Ｍｎ：１．０％以下、 Ｐ：０．０４０％以下、 Ｓ：０．０３０％以下、 Ｎｉ：０．６０％以下、 Ｃｒ：１４．０％超え２０．０％以下、 Ｎ：０．１２％以下、 Ｏ：０．０２％以下、 を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼
   であって、且つ ０．０３％≦Ｃ＋Ｎ≦０．２０％ の関係を満足する鋼のスラブを製造し、これを熱間圧延
   して熱延鋼帯を製造する工程、 フェライト単相域温度加熱の中間焼鈍を挟む２回以上の
   冷間圧延によって製品板厚の冷延鋼帯を製造する工程、
   そして、 得られた冷延鋼帯を連続熱処理炉に通板して、Ａｃ＿１
   点以上１１００℃以下のフェライト＋オーステナイトの
   二相域温度に１０分以内の保持のあと、最高加熱温度か
   ら１００℃までを平均冷却速度１℃／ｓｅｃ以上５００
   ℃／ｓｅｃ以下で冷却する仕上熱処理を施す連続仕上熱
   処理工程、 からなる、ＨＶ２００以上の硬さを有する面内異方性の
   小さい高延性高強度の複相組織クロムステンレス鋼帯の
   製造法。
2. （２）連続仕上熱処理工程における加熱温度はＡｃ＿１
   点＋１００℃以上で１１００℃以下である特許請求の範
   囲第１項記載の製造法。
3. （３）連続仕上熱処理工程における加熱温度は９００℃
   以上１１００℃以下である特許請求の範囲第１項記載の
   製造法。
4. （４）重量％において、 Ｃ：０．１５％以下、 Ｓｉ：２．０％以下、 Ｍｎ：１．０％以下、 Ｐ：０．０４０％以下、 Ｓ：０．０３０％以下、 Ｎｉ：０．６０％以下、 Ｃｒ：１４．０％超え２０．０％以下、 Ｎ：０．１２％以下、 Ｏ：０．０２％以下、 および、０．２０％以下のＡｌ、０．００５０％以下の
   Ｂ、１．０％以下のＭｏ、０．１０％以下のＲＥＭ、０
   ．２０％以下のＹの一種または二種以上を含有し、残部
   がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼であって、且つ
   ０．０３％≦Ｃ＋Ｎ≦０．２０％ の関係を満足する鋼のスラブを製造し、これを熱間圧延
   して熱延鋼帯を製造する工程、 フェライト単相域温度加熱の中間焼鈍を挟む２回以上の
   冷間圧延によって製品板厚の冷延鋼帯を製造する工程、
   そして、 得られた冷延鋼帯を連続熱処理炉に通板して、Ａｃ＿１
   点以上１１００℃以下のフェライト＋オーステナイトの
   二相域温度に１０分以内の保持のあと、最高加熱温度か
   ら１００℃までを平均冷却速度１℃／ｓｅｃ以上５００
   ℃／ｓｅｃ以下で冷却する仕上熱処理を施す連続仕上熱
   処理工程、 からなる、ＨＶ２００以上の硬さを有する面内異方性の
   小さい高延性高強度の複相組織クロムステンレス鋼帯の
   製造法。
5. （５）連続仕上熱処理工程における加熱温度はＡｃ＿１
   点＋１００℃以上で１１００℃以下である特許請求の範
   囲第４項記載の製造法。
6. （６）連続仕上熱処理工程における加熱温度は９００℃
   以上１１００℃以下である特許請求の範囲第４項記載の
   製造法。