TWI686486B - 肥粒鐵系不鏽鋼鋼板及其製造方法 - Google Patents

肥粒鐵系不鏽鋼鋼板及其製造方法 Download PDF

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Abstract

本發明係設為既定之成分組成，且使板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差成為Hv50以下。

Description

肥粒鐵系不鏽鋼鋼板及其製造方法
本發明係關於肥粒鐵系不鏽鋼鋼板。尤其，本發明係關於板厚為5.0mm以上、且剪切加工後之剪切分離面性狀優越的肥粒鐵系不鏽鋼鋼板。
肥粒鐵系不鏽鋼因多量含有高價Ni之沃斯田鐵系不鏽鋼而廉價，故近年來被使用於更多用途中。例如，在汽車零件之凸緣或托架等方面，由確保剛性的觀點而言，正推廣板厚較厚之肥粒鐵系不鏽鋼的應用。
作為此種板厚較厚之肥粒鐵系不鏽鋼，例如專利文獻1中揭示
「一種含有Ti之肥粒鐵系不鏽鋼熱軋線圈，其具有以質量%計含有C：0.030%以下、Si：2.00%以下、Mn：2.00%以下、P：0.050%以下、S：0.040%以下、Cr：10.00~25.00%、N：0.030%以下、Ti：0.01~0.50%、剩餘部分Fe及不可避免之雜質的組成，硬度為180HV以下，25℃下之沙丕衝擊值調整為20J/cm2以上且板厚為5.0~12.0mm。」
[先前技術文獻] [專利文獻]
專利文獻1：日本專利第5737951號公報
然而，肥粒鐵系不鏽鋼一般係藉由剪切加工而加工為既定形狀之構件。
於此，剪切加工係使用衝床與模般之一對工具，於鋼板或鋼材之剪切分離面主要產生剪切應力，藉此，將鋼板或鋼材切斷或分離為既定之尺寸及形狀的加工方法。
作為此種剪切加工，一般已知由剪切機等進行之剪切、使用壓製機等之衝孔及開孔等。
又，藉剪切加工所形成之鋼板或鋼材之剪切分離面(剪切端面)係如圖1所示，已知由垂陷、剪切面、破斷面、毛邊及退隙所構成。
然而，若將由專利文獻1記載之熱軋線圈所得之板厚較厚之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板進行剪切加工為屬於汽車零件之凸緣或托架等零件形狀，則於剪切分離面中，呈凹凸狀粗糙之破斷面之板厚所佔比率變得較剪切面高，而有導致外觀不良之問題。
又，如上述，若破斷面相較於平滑之表面而呈凹凸狀粗糙，則有容易發生腐蝕、耐蝕性降低之虞。再者，若將經剪切之鋼材直接作為凸緣零件而接合使用，則因重複賦予應力，由破斷面發生龜裂並進展，而有發生破裂之虞。此外，若藉由剪切分離面(剪切端面)之切削或研削、研磨等，去除破斷面而平滑化，則導致產率降低、或步驟追加所造成的生產性降低。
因此，現狀係期望開發出即使板厚變厚，仍將破斷面於板厚中所佔比率保持為較低，即使經剪切仍可得到良好之外觀或耐蝕性、耐疲勞特性的板厚較厚之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板。
本發明係有鑑於上述現狀而開發者，目的在於提供板厚較厚、具體而言板厚為5.0mm以上，且剪切加工後之剪切分離面性狀優越的肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，及其有利之製造方法。
尚且，所謂「剪切加工後之剪切分離面性狀優越」，係指在進行剪切加工時所形成之剪切分離面中，由下式所定義之剪切面比率為45%以上。
剪切面比率(%)=[板厚方向之剪切面長度(mm)]/([板厚方向之剪切面長度(mm)]+[板厚方向之破斷面長度(mm)])×100
再者，本案發明人等為了解決上述課題而重複各種檢討，得到以下見解。
1)為了提升剪切加工後之剪切分離面性狀，重要的是極力減少局部性成為低變形能之區域，亦即作成為變形能之偏差少的均勻組織。
2)於此，變形能之偏差可認為係起因於粗大析出物與細微析出物混合存在的組織或析出物偏析的組織等各種不均勻組織，此變形能之偏差係與板厚方向之維氏硬度之偏差高度相關。
3)亦即，若減小板厚方向之維氏硬度之偏差，則變形能之偏差減低，尤其是藉由將板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差控制為Hv50以下，則即使在板厚較厚之情況仍可獲得優越之剪切加工後之剪切分離面性狀。
4)又，在減低板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差，而減小變形能之偏差時，重要的是適當控制成分組成及製造條件，尤其是適當控制熱軋條件。
本發明係根據上述見解，進一步檢討而完成者。
亦即，本發明之要旨構成係如下述。
1.一種肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，係具有下述成分組成：以質量%計含有C：0.001~0.030%、Si：0.10~1.00%、Mn：0.10~1.00%、P：0.050%以下、S：0.010%以下、Cr：10.0~24.0%、Ni：0.01~1.00%、Al：0.010~0.100%、N：0.001~0.030%、及Ti：0.15~0.40%，剩餘部分包含Fe及不可避免之雜質；板厚為5.0mm以上，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差為Hv50以下。
2.如上述1之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有Cu：0.01~1.00%、Mo：0.01~1.50%、及Co：0.01~0.50%之1種或2種以上。
3.如上述1或2之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有 Nb：0.01~0.50%、V：0.01~0.50%、及Zr：0.01~0.50%之1種或2種以上。
4.如上述1~3中任一項之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有B：0.0003~0.0050%、Ca：0.0003~0.0050%、Mg：0.0005~0.0050%、REM：0.001~0.050%、Sn：0.01~0.50%、及Sb：0.01~0.50%之1種或2種以上。
5.一種肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之製造方法，係上述1~4中任一項之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之製造方法，對具有上述1~4中任一項記載之成分組成的鋼素材，施行包含複數段之軋延道次的熱軋而作成熱軋鋼板，接著對該熱軋鋼板施行熱軋板退火而作成熱軋退火鋼板；上述熱軋中，於950~1200℃之溫度區域，連續進行3次以上之下述軋延道次：軋縮率：15%~50%，且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足下式(1)；其後，於900℃以上之溫度區域，至少一次將軋延道次間之時間確保20~100秒， 並將熱軋結束出側溫度設為800~900℃；於上述熱軋板退火中，將退火溫度設為700~1100℃。
1.05≦r(n)/r(n-1)≦1.50…(1)
於此，r(n)：該軋延道次(第n段之軋延道次)中之軋縮率
r(n-1)：前一個軋延道次(第n-1段之軋延道次)中之軋縮率
n：2以上，為總軋延道次數以下之整數(該軋延道次之段數)。
根據本發明，可得到板厚較厚、剪切加工後之剪切分離面性狀亦優越的肥粒鐵系不鏽鋼鋼板。
又，在使用本發明之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，藉由剪切加工製造凸緣或托架等之汽車零件時，即使不進行剪切分離面之切削或研削等之平滑化，仍可得到剪切分離面之良好外觀或耐蝕性等，在產率或生產性方面極為有利。
圖1為表示以對鋼板進行剪切加工時所形成之剪切分離面作為端部的剖面一例之圖。
根據以下之實施形態，說明本發明之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板。
首先，說明肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之成分組成。又，肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之成分組成中之元素含量的單位均為「質量%」，以下在未特別限定之下僅以「%」表示。
C：0.001~0.030%
若過剩含有C，則於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為碳化物。因此，導致形成變形能之偏差大之不均勻組織，進而板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大。因此，C含量以較低者為佳，C含量設為0.030%以下。C含量較佳為0.015%以下。更佳為0.010%以下。
然而，C含量的過度減低將導致製鋼成本增加。因此，C含量設為0.001%以上。C含量較佳為0.005%以上。
Si：0.10~1.00%
Si係於鋼熔製時具有作為脫氧劑作用之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，Si含量設為0.10%以上。Si含量較佳為0.15%以上、更佳為0.20%以上。
然而，若Si含量超過1.00%，則鋼過度地硬質化，成為鋼脆化的要因。因此，Si含量設為1.00%以下。Si含量較佳為0.50%以下、更佳為0.40%以下。
Mn：0.10~1.00%
Mn係於鋼中依固溶Mn之形式存在，藉由使熱軋時之肥粒鐵晶粒之再結晶延遲而有助於結晶粒之細微化，具有可得到均勻組織的效果。其效果係在Mn含量為0.10%以上時可獲得。因此，Mn含量設為0.10%以上。Mn含量較佳為0.15%以上、更佳為0.20%以上。
然而，若過剩含有Mn，則大量形成MnS，MnS係於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出。此種析出物係阻礙再結晶進行，成為 於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，使剪切加工後之剪切分離面性狀降低。又，過剩之Mn亦對耐蝕性造成不良影響。從而，Mn含量設為1.00%以下。Mn含量較佳為0.50%以下、更佳為0.40%以下。
P：0.050%以下
若過剩含有P，則於粒界偏析而對靭性造成不良影響。又，P係形成FeTiP等，於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出。因此，P之含有將成為形成不均勻組織的要因，結果板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，使剪切加工後之剪切分離面性狀降低。又，P之含有亦對耐蝕性造成不良影響。從而，P含量以較低者為佳，P含量設為0.050%以下。P含量較佳為0.040%以下。
尚且，下限並無特別限定，過度之P含量減低由於導致製鋼成本的增加，故P含量之下限較佳係設為0.010%。
S：0.010%以下
若過剩含有S，則大量形成MnS，於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出。此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，使剪切加工後之剪切分離面性狀降低。又，S之含有亦對耐蝕性造成不良影響。從而，S含量以較低者為佳，S含量設為0.010%以下。S含量較佳為0.005%以下、更佳為0.004%以下。
尚且，下限並無特別限定，過度之S含量減低由於導致製鋼成本的增加，故S含量之下限較佳係設為0.001%。
Cr：10.0~24.0%
Cr係具有提升耐蝕性之效果的元素，為肥粒鐵系不鏽鋼鋼板中之必要元素。此效果係於Cr含量為10.0%以上時可獲得。藉此，Cr含量設為10.0%以上。Cr含量較佳為10.5%以上。
然而，若Cr含量超過24.0%，則鋼過度地硬質化，成為鋼脆化的要因。因此，Cr含量設24.0%以下。Cr含量較佳為18.0%以下、更佳為14.0%以下。
Ni：0.01~1.00%
Ni係具有提升耐蝕性及靭性之效果的元素。此效果係於Ni含量為0.01%以上時可獲得。藉此，Ni含量設為0.01%以上。Ni含量較佳為0.10%以上。
然而，若Ni含量超過1.00%，則導致伸度降低。因此，Ni含量設為1.00%以下。Ni含量較佳為0.90%以下、更佳為0.60%以下。
Al：0.010~0.100%
Al係具有有助於鋼之脫氧之效果的元素。此效果係於Al含量為0.010%以上時可獲得。藉此，Al含量設為0.010%以上。
然而，Al含量若超過0.100%，則Al於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為AlN等之Al系析出物。此種析出物有導致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成 為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，使剪切加工後之剪切分離面性狀降低。因此，Al含量設為0.100%以下。Al含量較佳為0.060%以下、更佳為0.050%以下。
N：0.001~0.030%
若過剩含有N，則於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為氮化物。因此，導致形成變形能之偏差大之不均勻組織，進而板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大。因此，N含量以較低者為佳，N含量設為0.030%以下。N含量較佳為0.020%以下。更佳為0.010%以下。
然而，N含量的過度減低將導致製鋼成本增加。因此，N含量設為0.001%以上。N含量較佳為0.003%以上。
Ti：0.15~0.40%
Ti係形成碳化物、氮化物及此等之複合化合物(以下亦簡稱為碳氮化物)的元素，具有固定C或N、抑制起因於敏化之耐蝕性降低的效果。此效果係於Ti含量為0.15%以上時可獲得。藉此，Ti含量設為0.15%以上。Ti含量較佳為0.20%以上。
然而，Ti含量若超過0.40%，則Ti於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為碳氮化物。此種析出物有導致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，使剪切加工 後之剪切分離面性狀降低。因此，Ti含量設為0.40%以下。Ti含量較佳為0.35%以下、更佳為0.30%以下。
以上說明了基本成分，但除了上述基本成分之外，視需要亦可適當含有以下所示1種或2種以上之元素。
Cu：0.01~1.00%
Cu係具有提升耐蝕性之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Cu時，其含量較佳係設為0.01%以上。Cu含量較佳為0.10%以上、更佳為0.30%以上。
然而，若過剩含有Cu，有導致鋼脆化之虞。因此，Cu含量較佳係設為1.00%以下。Cu含量較佳為0.80%以下、更佳為0.50%以下。
Mo：0.01~1.50%
Mo係具有提升耐蝕性之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Mo時，其含量較佳係設為0.01%以上。
然而，若過剩含有Mo，有鋼硬質化而彎曲性降低之虞。因此，Mo含量較佳係設為1.50%以下。Mo含量更佳為1.30%以下、再更佳為0.80%以下。
Co：0.01~0.50%
Co係具有提升耐間隙腐蝕性之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Co時，其含量較佳係設為0.01%以上。Co含量更佳為0.05%以上。
然而，若過剩含有Co，有鋼硬質化而彎曲性降低之虞。因此， Co含量較佳係設為0.50%以下。Co含量更佳為0.30%以下。
Nb：0.01~0.50%
Nb係形成碳氮化物的元素，於熱軋時析出為碳氮化物，使母相中之固溶C及固溶N減低，而有提升加工性的效果。由獲得此效果之觀點而言，在含有Nb時，其含量較佳係設為0.01%以上。
然而，若過剩含有Nb，則Nb於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為碳氮化物。此種析出物有致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，亦有使剪切加工後之剪切分離面性狀降低之虞。因此，Nb含量較佳係設為0.50%以下。Nb含量更佳為0.30%以下。
V：0.01~0.50%
V係形成碳氮化物的元素，於熱軋時析出為碳氮化物，使母相中之固溶C及固溶N減低，而有提升加工性的效果。由獲得此效果之觀點而言，在含有V時，其含量較佳係設為0.01%以上。
然而，若過剩含有V，則V於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為碳氮化物。此種析出物有致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，亦有使剪切加工後之剪切分離面性狀降低之虞。因此，V含量較佳係設為0.50%以下。V 含量更佳為0.30%以下。再更佳為0.10%以下。
Zr：0.01~0.50%
Zr係形成碳氮化物的元素，於熱軋時析出為碳氮化物，使母相中之固溶C及固溶N減低，而有提升加工性的效果。由獲得此效果之觀點而言，在含有Zr時，其含量較佳係設為0.01%以上。
然而，若過剩含有Zr，則Zr於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為碳氮化物。此種析出物有致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。其結果，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差變大，亦有使剪切加工後之剪切分離面性狀降低之虞。因此，Zr含量較佳係設為0.50%以下。Zr含量更佳為0.30%以下。再更佳為0.10%以下。
B：0.0003~0.0050%
B係有效防止低溫二次加工脆化的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有B時，其含量較佳係設為0.0003%以上。B含量更佳為0.0005%以上。
然而，若過剩含有B，有導致熱軋加工性降低之虞。因此，B含量較佳係設為0.0050%以下。B含量更佳為0.0020%以下。
Ca：0.0003~0.0050%
Ca係具有提升熱軋加工性之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Ca時，其含量較佳係設為0.0003%以上。Ca含量 更佳為0.0005%以上。
然而，若過剩含有Ca，有鋼之靭性降低而製造性降低之虞。又，亦有因析出CaS而耐蝕性降低之虞。因此，Ca含量較佳係設為0.0050%以下。Ca含量更佳為0.0020%以下。再更佳為0.0015%以下。
Mg：0.0005~0.0050%
Mg係於熔鋼中與Al同樣地形成氧化物，具有作為脫氧劑作用之效果。由獲得此效果的觀點而言，在含有Mg時，其含量較佳係設為0.0005%以上。
然而，若過剩含有Mg，有鋼之靭性降低而製造性降低之虞。因此，Mg含量較佳係設為0.0050%以下。Mg含量更佳為0.0030%以下、再更佳為0.0010%以下。
REM：0.001~0.050%
REM(稀土類金屬：La、Ce、Nd等原子編號57~71之元素)係具有提升耐高溫氧化性之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有REM時，其含量較佳係設為0.001%以上。REM含量更佳為0.005%以上。
然而，即便過剩含有REM，上述效果仍飽和。又，亦有於熱軋時發生表面缺陷、導致製造性降低之虞。因此，REM含量較佳係設為0.050%以下。REM含量更佳為0.030%以下。
Sn：0.01~0.50%
Sn係具有由軋延時之變形帶生成促進所造成之加工性提升之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Sn時，其含量較佳係設為0.01%以上。Sn含量更佳為0.03%以上。
然而，即便過剩含有Sn，上述效果仍飽和。又，有導致加工性降低之虞。因此，Sn含量較佳係設為0.50%以下。Sn含量更佳為0.20%以下。
Sb：0.01~0.50%
Sb係具有由軋延時之變形帶生成促進所造成之加工性提升之效果的元素。由獲得此效果的觀點而言，在含有Sb時，其含量較佳係設為0.01%以上。Sb含量更佳為0.03%以上。
然而，即便過剩含有Sb，上述效果仍飽和。又，有導致加工性降低之虞。因此，Sb含量較佳係設為0.50%以下。Sb含量更佳為0.20%以下。
上述以外之元素，係Fe及不可避免之雜質。
以上說明了本發明之實施形態的肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之成分組成，於此，重要的是減小板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差，並減低板厚方向之維氏硬度之偏差、進而變形能之偏差。
板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差：Hv50以下
如上述，C或N、Mn、P、S、Al、N、Ti等元素係於鋼中全量或部分析出為析出物而存在，若多量含有此等元素，則導致板厚方向之維氏硬度之偏差。
亦即，若多量含有上述元素，在熔鋼、鋼胚鑄造凝固、鋼胚再加熱及熱軋之各步驟中，藉由經過固溶、析出、析出物之粗大化、析出物之溶解、及再析出等，上述元素於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出為析出物。此種析出物有導致鋼板內之硬度分佈不均勻化之虞。又，此種析出物係阻礙再結晶進行，成為於軋延方向上較長之粗大伸展粒組織於板厚方向上不均勻存在的要因。
尤其，在熱軋板退火前之熱軋鋼板中，存在於鋼中之析出物係因熱軋板退火前之應變量及應變分佈、以及熱軋板退火之退火溫度等製造條件的組合，使回復、再結晶及粒成長延遲。因此，尤其是板厚較厚之鋼板，將難以得到均勻之整粒組織，導致起因於組織不均勻的變形能之偏差、進而板厚方向之維氏硬度之偏差。
於此，剪切加工後之剪切分離面性狀，係受到板厚方向之變形能之偏差大幅影響，為了得到所需之剪切加工後之剪切分離面性狀，重要的是減低板厚方向之變形能之偏差、進而板厚方向之維氏硬度之偏差。因此，將板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差設為Hv50以下。板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差較佳為Hv40以下。
尚且，下限並無特別限定，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差亦可為0。
又，變形能之偏差、進而板厚方向之維氏硬度之偏差大幅影響剪切加工後之剪切分離面性狀的理由，本案發明人等認為如下。
亦即，剪切加工中，一般係隨著衝床下降、衝床卡入至鋼板，而形成受到較大剪切應變、具光澤且整潔之部分的剪切面，接著， 發生龜裂而形成破斷之呈凹凸狀粗糙部分的破斷面。
於此，若於板厚較厚之被加工材中於板厚方向上局部存在變形能較低處，則通常在形成剪切面般之加工初期，起因於剪切應變而發生空隙或裂痕。然後，此種空隙或裂痕連結而成為龜裂，其後，複數之龜裂會合，於更早期被加工材破斷分離。
其結果，於剪切加工時之剪切分離面，板厚方向上之破斷面之比率變高，無法得到良好的剪切分離面性狀。
又，變形能係與材料延性具有正相關，延性則於強度相反。因此，若高強度化，則變形能降低。另一方面，由於強度與硬度具有正相關，故延性較低之部分、即變形能較低之部分係硬度變高。而，變形能之偏差係與維氏硬度之偏差具有高度正相關。
由以上而言，本案發明人等認為變形能之偏差、進而板厚方向之維氏硬度之偏差係特別大幅影響板厚較厚之鋼板之剪切分離面性狀。
尚且，變形能之偏差係起因於混合存在粗大析出物與細微析出物之組織或析出物偏析之組織、混合存在粗大結晶粒與細微結晶粒之混粒組織、混合存在經再結晶之整粒與回復、未再結晶之伸展粒的組織等各種不均勻組織而發生。
尤其，在板厚為5.0mm以上之所謂厚物鋼板的情況，相較於板厚較薄之鋼板，由於軋延時之合計軋縮率較低，故加工度低。又，若板厚較厚，從鋼板表面至板厚中心之板厚方向的熱加工履歷容易發生差異，亦即，板厚方向上之軋延時之應變賦予、以及回覆與再結晶行為之差異的影響，在板厚較薄時將變得更顯著。
因此，此種板厚為5.0mm以上之厚物鋼板，於板厚方向上難以 確保均勻細微之組織，結果有變形能之偏差變大的傾向。
又，為了抑制板厚方向之變形能之偏差、即板厚方向之維氏硬度之偏差，特別重要的是適當控制熱軋條件。
亦即，重要的是：於熱軋中，
‧首先，於950~1200℃之溫度區域，連續進行3次以上之下述軋延道次：軋縮率：15%~50%，且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足既定條件；藉此對鋼板之板厚方向全體有效地賦予應變，促進再結晶、或一部分之再結晶，使結晶粒細微化。
‧接著，於900℃以上之溫度區域，至少一次將軋延道次間之時間確保20~100秒，藉此使上述連續軋延道次之輥縫內所產生之板厚方向之不均勻應變分佈藉由回復及再結晶而消除，使板厚方向之應變分佈均勻化。
‧接著，將熱軋結束出側溫度設為800~900℃。
尚且，上述板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差係根據JIS Z 2244(2009)，於鋼板之剖面，於板厚方向上，以距表面之深度：0.2mm之位置作為起點，依0.5mm間隔直到相反側之面測定維氏硬度(Hv0.01)(其中，距相反側之面之深度0.2mm為止的位置不進行測定)，求得該測定之各位置之維氏硬度之最大值與最小值之差。
尚且，試驗力係0.09807N(10gf)，試驗力之保持時間為10秒。
板厚：5.0mm以上
肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之板厚設為5.0mm以上。較佳為7.0mm 以上。又，板厚之上限並無特別限定，通常為15.0mm左右。
尚且，板厚：5.0mm以上之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板較佳係熱軋退火鋼板。
於此，所謂熱軋退火鋼板，係指對熱軋後所得之熱軋鋼板施行熱軋板退火而得的鋼板，並不包括於熱軋後進行冷軋所得之冷軋鋼板或對冷軋鋼板進一步進行冷軋板退火而得的所謂冷軋退火鋼板等。又，熱軋退火鋼板中係除了經熱軋退火之鋼板之外，亦包括對經熱軋退火之鋼板進行酸洗而得之鋼板(熱軋退火酸洗鋼板)或將熱軋退火板經研磨之鋼板等。
接著，根據以下實施形態說明本發明之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之製造方法。又，製造條件中之各溫度為鋼板之表面溫度。
首先，將上述成分組成之鋼藉由轉爐、電爐及真空熔解爐等公知之方法進行熔製，進而藉由VOD(Vacuum Oxygen Decarburization，真空吹氧脫碳)法等進行二次精鍊。其後，藉由連續鑄造法或造塊-分塊法作成鋼素材(鋼坯)。
將此鋼素材依1050~1250℃加熱1~24小時，或不加熱而以鑄造原樣直接供至以下條件之熱軋。
於950~1200℃之溫度區域，連續進行3次以上之下述軋延道次：軋縮率：15%~50%，且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足下式(1)。
於成為最終製品之鋼板中，為了減低變形能之偏差，首先，重要的是對鋼板之板厚方向全體有效地賦予應變，促進再結晶或一部分之再結晶而使結晶粒細微化。
因此，於950~1200℃之溫度區域，連續進行3次以上之下述軋 延道次：軋縮率：15%~50%，且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足下式(1)。滿足上述條件之連續軋延道次(以下亦簡稱為連續軋延道次)次數，較佳為4次以上。上限並無特別限定，為5次左右。
1.05≦r(n)/r(n-1)≦1.50…(1)
於此，r(n)：該軋延道次(第n段之軋延道次)中之軋縮率
r(n-1)：前一個軋延道次(第n-1段之軋延道次)中之軋縮率
n：2以上，為總軋延道次數以下之整數(該軋延道次之段數)。
於此，將該軋延道次中之軋縮率設為15%~50%的理由如下述。
亦即，若軋縮率未滿15%，由於加工度小，故回復及再結晶變得不足，難以藉由再結晶進行結晶粒之均勻細微化。另一方面，若軋縮率超過50%，則對軋延機造成過大負荷，成為裝置破損、材料翹曲、板厚變動等形狀不良之原因。
因此，將該軋延道次中之軋縮率設為15%~50%，較佳為20~35%。
尚且，於此所謂該軋延道次中之軋縮率，係指設為([該軋延道次開始時之被軋延材之板厚(mm)]-[該軋延道次結束時之被軋延材之板厚(mm)])/[該軋延道次開始時之被軋延材之板厚(mm)])×100而求得。
又，於該軋延道次中，使軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足上式(1)的理由如下述。
亦即，若r(n)/r(n-1)未滿1.05，則難以有效地對鋼板之板厚方向全體賦予軋延應變，難以藉由再結晶進行結晶粒之均勻細微化。
於熱軋時，由於從加熱爐取出被軋延材後之溫度降低、尤其是軋延中之溫度降低，越後段側之軋延道次之鋼板的變形阻力變越高。因此，對於變形阻力高之被軋延材，為了有效導入應變，必須將第n段之軋延道次之軋縮率相對於第n-1段之軋延道次之軋縮率的比值設為1.05以上，使後段側之軋延道次成為較高之軋縮率。
然而，若第n段之軋延道次之軋縮率相對於第n-1段之軋延道次之軋縮率的比值超過1.50，則對軋延機造成過大負荷，成為裝置破損、材料翹曲、板厚變動等之形狀不良的原因。
因此，於該軋延道次中，設為軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足上式(1)。較佳係r(n)/r(n-1)為1.10以上且1.40以下。
再者，將進行上述連續軋延道次時之溫度區域(以下亦稱為連續軋延道次溫度區域)設為950~1200℃的理由如下。
亦即，若連續軋延道次溫度區域低於950℃，則回復及再結晶變得不足，難以藉由再結晶進行結晶粒之均勻細微化。因此，熱軋後所得熱軋鋼板之組織成為粗大伸展粒組織。另一方面，若連續軋延道次溫度區域超過1200℃，則導致再結晶及粒成長之過度進行，結晶粒粗大粒化。其結果，無法將熱軋後所得之熱軋鋼板之組織作成為均勻細微組織，終將成為粗大伸展粒組織。
因此，連續軋延道次溫度區域係設為950~1200℃。較佳係1000~1150℃。
尚且，若表示上述連續軋延道次之一例，熱軋中之第1段之軋延道次之軋縮率：14%、第2段之軋延道次之軋縮率：18%、 第3段之軋延道次之軋縮率：19%、第4段之軋延道次之軋縮率：20%、第5段之軋延道次之軋縮率：22%、第6段之軋延道次之軋縮率：20%的情況，成為：於第2段之軋延道次(n=2)，r(n)/r(n-1)=1.29
於第3段之軋延道次(n=3)，r(n)/r(n-1)=1.06
於第4段之軋延道次(n=4)，r(n)/r(n-1)=1.05
於第5段之軋延道次(n=5)，r(n)/r(n-1)=1.10
於第6段之軋延道次(n=6)，r(n)/r(n-1)=0.91，故於第2~5段之軋延道次中，連續進行滿足上式(1)之軋延道次4次。
如此，若連續進行3次以上之滿足上述條件的軋延道次，則於950~1200℃之溫度區域所進行的軋延道次中，亦可包含未滿足上述條件的軋延道次。
又，上述連續軋延道次雖無特別限定，但在由粗軋機與精軋機類所構成之一般之熱軋磨機中，較佳係藉由粗軋機進行、即藉由粗軋之軋延道次進行。
尚且，總軋延道次數通常為10~14左右，其中，粗軋之軋延道次數(總數)為5~7左右，精軋之軋延道次數(總數)為5~7左右。
於900℃以上之溫度區域，至少1次將軋延道次間之時間確保20~100秒
於進行上述連續軋延道次後，必須藉由於900℃以上之溫度區域，至少1次將軋延道次間之時間確保20~100秒，利用回復及再結晶消除上述連續軋延道次之軋延加工中之輥縫內所產生之板厚 方向的不均勻應變分佈，而使板厚方向之應變分佈均勻化。
亦即，於上述連續軋延道次後所得之鋼板，在上述連續軋延道次之軋延加工中之輥縫內發生板厚方向之不均勻應變分佈，無法稱為應變分佈在板厚方向上呈完全均勻。亦即，上述連續軋延道次後所得之鋼板中，呈應變量較多之區域與應變量較少之區域混合存在的狀態。
因此，在進行上述連續軋延道次後，必須藉由於900℃以上之溫度區域，至少1次將軋延道次間之時間確保20~100秒，利用回復及再結晶消除上述連續軋延道次所產生之不均勻應變分佈，而使板厚方向之應變分佈均勻化。
藉此，於其後之軋延道次中，容易在鋼板之板厚方向上更均勻地導入應變，最終可得到具有均勻應變分佈的熱軋鋼板。
因此，設為於900℃以上之溫度區域，至少1次將軋延道次間之時間確保20~100秒。軋延道次間之時間確保次數之上限並無特別限定，為2次左右。
於此，在900℃以上之溫度區域進行上述軋延道次間之時間確保的理由在於，未滿900℃時，上述回復及再結晶變得不足，難以藉由消除因上述連續軋延道次所產生之板厚方向之不均勻應變分佈。
又，將軋延道次間之時間設為20~100秒的理由如下。
亦即，若軋延道次間之時間少於20秒，則上述回復及再結晶變得不足，無法消除因上述連續軋延道次所產生之板厚方向之不均勻應變分佈。另一方面，若軋延道次間之時間超過100秒，則導致生產性降低。
因此，將軋延道次間之時間設為20~100秒。
又，上述軋延道次間之時間確保雖無特別限定，但在由粗軋機與精軋機類所構成之一般之熱軋磨機中，較佳係於粗軋時之軋延道次間進行，或於粗軋機與精軋機之間(亦即粗軋之最後軋延道次與精軋之最初軋延道次之間)進行。
熱軋結束出側溫度：800~900℃
又，於熱軋板退火後所得之鋼板中，為了減少板厚方向之硬度偏差，必須適當控制熱軋結束出側溫度。
於此，若熱軋結束出側溫度超過900℃，則軋延時之被軋延材之強度(以下亦稱為高溫強度)過度降低、即軋延時之變形阻力過度降低。於此，若高溫強度降低而被軋延材過度軟質化，則在與軋延輥接觸之被軋延材之表面正下方容易發生剪切變形，於軋延時於被軋延材之板厚方向之表層部(表面附近)導入較多剪切應變，於板厚中心部之應變導入變少。其結果，於板厚方向發生不均勻之應變分佈。又，由於在高溫下結束軋延，在所有軋延道次結束後，有短時間內再結晶或粒成長過度進行之虞。因此，形成結晶粒粗大且不均勻之混粒組織，發生硬度偏差。
關於此點，若將熱軋結束出側溫度設為900℃以下，則軋延材之表面正下方不易發生剪切變形，可於板厚方向上均勻蓄積應變，而可在成為熱軋之下一步驟的熱軋板退火後得到均勻的再結晶組織。
然而，若熱軋結束出側溫度未滿800℃，由於軋延負重明顯上升，故製造上不佳。又，於鋼板表面發生表面粗糙，有表面品質降 低之情形。
因此，熱軋結束出側溫度係設為800~900℃之範圍。較佳係熱軋結束出側溫度為820~900℃之範圍。更佳係熱軋結束出側溫度為820~880℃之範圍。
關於上述以外之熱軋條件並無特別限定，可依照常法。
例如，上述連續軋延道次以外之軋延道次中每次之軋縮率，係於粗軋之軋延道次中可設為5~30%，於精軋之軋延道次中可設為10~40%。
又，熱軋中之總軋縮率較佳係設為80~98%。
再者，熱軋後之冷卻條件亦無特別限定，例如將熱軋鋼板進行水冷、微碱水冷卻或放冷，接著進行捲取。又，捲取溫度亦無特別限定，在將捲取溫度設為超過450℃且未滿500℃時，有發生起因於475℃脆化所造成之脆化之虞。因此，捲取溫度較佳係設為450℃以下，或500℃以上且750℃以下。
熱軋板退火溫度：700~1100℃
對藉由上述熱軋所得熱軋鋼板施行熱軋板退火而作成熱軋退火鋼板。熱軋板退火中，係使熱軋時所形成之均勻之軋延加工組織充分再結晶化，減低板厚方向之硬度偏差。因此，必須將熱軋板退火溫度設為700~1100℃之範圍。
於此，若熱軋板退火溫度未滿700℃，再結晶變得不足，成為經回復之伸展粒、再結晶粒、經粒成長之再結晶粒等混合存在的不均勻混粒組織，難以成為既定之板厚方向之維氏硬度之最大值與最 小值之差。
另一方面，若熱軋板退火溫度超過1100℃，再結晶粒過度成長，成為明顯粗大之結晶粒組織，靭性降低。又，析出物之再溶解量及再析出量增加，此等析出物於鋼中依不均勻尺寸不均勻地局部析出，有導致板厚方向之硬度偏差之虞。
因此，熱軋板退火溫度係設為700~1100℃之範圍。熱軋板退火溫度較佳為750~1000℃之範圍。
上述以外之熱軋板退火條件並無特別限定，依常法即可。
又，對於上述熱軋退火鋼板，視需要亦可進行珠擊或酸洗之除鏽處理。再者，為了提升表面性狀，亦可施行研削或研磨等。
[實施例]
將成為表1所示成分組成(剩餘部分為Fe及不可避免之雜質)的鋼，藉由容量150kg之小型真空熔解爐進行熔製，藉由熱軋加工，作成厚：75mm×寬：90mm×長：160mm之軋延用素材(鋼素材)。將此等軋延用素材加熱至1100~1200℃，依表2所示條件進行熱軋。
尚且，表2中之「連續軋延道次次數」，係指於950~1200℃之溫度區域，連續進行軋縮率：15%~50%、且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足上式(1)的軋延道次的次數。
又，表2中之「連續軋延道次溫度區域」係指包括上述連續軋延道次次數之軋延道次的溫度範圍。
再者，表2所示以外之道次間時間，均設為15秒以下。
此外，No.1、2、4、5、8~13、15、16、19~22、24~26之熱軋 中的總軋延道次數為14；No.3、7之熱軋中的總軋延道次數為11；No.6、14、17、18之熱軋中的總軋延道次數為13；No.23之熱軋中的總軋延道次數為10。
接著，對如上述所得之熱軋鋼板，依表2所示條件進行熱軋板退火，得到表3所示板厚之熱軋退火鋼板。
由如此所得熱軋退火鋼板採取試驗片，藉上述方法求得板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值的差。又，測定係使用島津製作所製之HMV-FA1維氏硬度計。結果一併記於表3。
又，依以下要領，進行剪切加工後之剪切分離面性狀的評價。
亦即，由上述熱軋退火鋼板採取板厚×寬35mm(與軋延方向平行)×長140mm(與軋延方向呈直角)之試驗片，對該試驗片，使用AMADA股份有限公司製之油壓剪切機：H-1213，依剪切分離面成為與軋延方向平行之剖面(L剖面)的方式，進行剪切加工，將上述試驗片2分割為板厚×寬35mm(與軋延方向平行)×長70mm(與軋延方向呈直角)之試驗片。
又，剪切加工之間隙係配合試驗片之板厚而改變。
亦即，設為在板厚：5.0~6.0mm時之間隙為0.8mm；在板厚：超過6.0mm~7.5mm時之間隙為1.0mm；在板厚：超過7.5mm~8.5mm時之間隙為1.2mm；在板厚：超過8.5mm~10.0mm時之間隙為1.4mm；在板厚：超過10.0mm~11.5mm時之間隙為1.6mm；在板厚：超過11.5mm~15.0mm時之間隙為2.0mm。
接著，由殘留於剪切機側之板厚×寬35mm(與軋延方向平行)×長70mm(與軋延方向呈直角)之試驗片(寬35mm之一邊成為剪切分離面)，藉由微切割刀以包含剪切分離面之方式切出板厚×寬35mm(與軋延方向平行)×長20mm(與軋延方向呈直角)之試驗片(寬35mm之一邊成為剪切分離面)。
接著，將該切出之試驗片藉由微切割片分割一半，作成板厚×寬17.5mm(與軋延方向平行)×長20mm(與軋延方向呈直角)之試驗片(寬17.5mm之一邊成為剪切分離面)，使用此試驗片進行剪切分離面之觀察。
剪切分離面之觀察係以觀察面成為與軋延方向呈直角之剖面(C剖面)的方式(換言之，如圖1般由軋延方向觀察以剪切分離面為端部的剖面)藉樹脂埋覆試驗片，進行研磨，不蝕刻，藉由光學顯微鏡，依倍率：25倍觀察以剪切分離面為端部的剖面，並進行板厚方向之剪切斷面長度及破斷面長度的測定。
尚且，上述測定中，係由軋延方向觀察以剪切分離面為端部的剖面，如圖1所示，分別將在剪切加工時之工具卡入時被壓下、被加工材之表面呈彎曲的區域判斷為垂陷；將剪切分離面(剖面之端面)成為略平行於板厚方向之區域判斷為剪切面；將在剪切面下方、且剪切分離面(剖面之端面)從通過剪切面之略平行於板厚方向之直線脫離而朝被加工材側(與軋延方向呈直角之方向)彎曲的區域判斷為破斷面；將於板厚方向上朝下突出之銳利形狀之區域判斷為退隙； 並測定除了垂陷及退隙之外的板厚方向上之剪切面長度及破斷面長度。
然後，依下式求得剪切面比率，依以下評價基準評價剪切加工後之剪切分離面性狀。評價結果一併記於表3。
剪切面比率(%)=[板厚方向之剪切面長度(mm)]/([板厚方向之剪切面長度(mm)]+[板厚方向之破斷面長度(mm)])×100
‧評價基準
合格(○)：剪切面比率為45%以上
不合格(×)：剪切面比率未滿45%
Figure 108115096-A0101-12-0030-1
Figure 108115096-A0101-12-0031-2
Figure 108115096-A0101-12-0032-3
如表3所示，發明例均得到優越之剪切加工後之剪切分離面性狀。
另一方面，比較例均未得到充分之剪切加工後之剪切分離面性狀。

Claims (6)

  1. 一種肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，係具有下述成分組成：以質量%計含有C：0.001~0.030%、Si：0.10~1.00%、Mn：0.10~1.00%、P：0.050%以下、S：0.010%以下、Cr：10.0~24.0%、Ni：0.01~1.00%、Al：0.010~0.100%、N：0.001~0.030%、及Ti：0.15~0.40%，剩餘部分包含Fe及不可避免之雜質；板厚為5.0mm以上，板厚方向之維氏硬度之最大值與最小值之差為Hv50以下。
  2. 如請求項1之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有Cu：0.01~1.00%、Mo：0.01~1.50%、及Co：0.01~0.50%之1種或2種以上。
  3. 如請求項1或2之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有Nb：0.01~0.50%、 V：0.01~0.50%、及Zr：0.01~0.50%之1種或2種以上。
  4. 如請求項1或2之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有B：0.0003~0.0050%、Ca：0.0003~0.0050%、Mg：0.0005~0.0050%、REM：0.001~0.050%、Sn：0.01~0.50%、及Sb：0.01~0.50%之1種或2種以上。
  5. 如請求項3之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板，其中，上述成分組成係進一步以質量%計含有B：0.0003~0.0050%、Ca：0.0003~0.0050%、Mg：0.0005~0.0050%、REM：0.001~0.050%、Sn：0.01~0.50%、及Sb：0.01~0.50%之1種或2種以上。
  6. 一種肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之製造方法，係請求項1至5中任一項之肥粒鐵系不鏽鋼鋼板之製造方法，對具有請求項1至5中任一項記載之成分組成的鋼素材，施行包 含複數段之軋延道次的熱軋而作成熱軋鋼板，接著對該熱軋鋼板施行熱軋板退火而作成熱軋退火鋼板；上述熱軋中，於950~1200℃之溫度區域，連續進行3次以上之下述軋延道次：軋縮率：15%~50%，且該軋縮率與前一個軋延道次中之軋縮率之關係滿足下式(1)；其後，於900℃以上之溫度區域，至少一次將軋延道次間之時間確保20~100秒，並將熱軋結束出側溫度設為800~900℃；於上述熱軋板退火中，將退火溫度設為700~1100℃；1.05≦r(n)/r(n-1)≦1.50…(1)於此，r(n)：該軋延道次(第n段之軋延道次)中之軋縮率r(n-1)：前一個軋延道次(第n-1段之軋延道次)中之軋縮率n：2以上，為總軋延道次數以下之整數(該軋延道次之段數)。
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