JP5505555B1 - フェライト系ステンレス鋼板 - Google Patents
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Abstract
成形加工性および耐食性に優れたフェライト系ステンレス鋼板を提供する。
【解決手段】
質量%で、C:0.003〜0.013%、Si:0.01〜0.95%、Mn:0.01〜0.40%、P:0.020〜0.040%、S:0.010%以下、Al:0.01〜0.45%、Cr:14.5〜21.5%、Ni:0.01〜0.60%、N:0.005〜0.012%を含有し、V:0.010〜0.040%、B:0.0001〜0.0010%を、V/B≧15.0を満足する範囲で含有し、さらに、Ti:0.20〜0.40%を含有するか、Nb:0.40〜0.60%を含有するか、又はTiとNbの合計量:0.40〜0.70%を満たす範囲でTi及びNbを含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなることを特徴とするフェライト系ステンレス鋼板。
【選択図】なし
Description
表1に示す(0.009〜0.012)%C[Cの含有量が0.009〜0.012質量%の範囲にあることを意味する。以下同様である。]、(0.08〜0.12)%Si、(0.19〜0.23)%Mn、(0.033〜0.037)%P、(0.001〜0.002)%S、(17.2〜17.5)%Cr、(0.02〜0.03)%Al、(0.009〜0.012)%N、(0.08〜0.12)%Ni、(0.25〜0.27)%Ti、(0.010〜0.016)%V、(0.0002〜0.0010)%Bで、V/B比を変化させ、残部がFe及び不可避的不純物からなるステンレス鋼を50kg小型真空溶解炉にて溶製した。これらの鋼塊を1100℃に加熱後、熱間圧延を施して4.0mmの熱延板とした。次いで、上記熱延板を930℃×60secの焼鈍を施した後、ショットブラストを行い、弗酸と硝酸の混合酸で酸洗し、冷間圧延により板厚0.7mmの冷延板とした。得られた冷延板に対し、880℃×40secの仕上焼鈍を施して、冷延焼鈍板とした。得られた冷延焼鈍板から60mm×80mmの試験片を切り出し、表面を#600番手で研磨したのち、複合サイクル腐食試験による耐食性評価を行った。複合サイクル腐食試験は、JASO M 609−91に準拠し、塩水噴霧(5%NaCl、35℃、2h)→乾燥(60℃、相対湿度20〜30%)→湿潤(50℃、2h、相対湿度≧95%)を1サイクルとする腐食試験サイクルを30サイクル行った。複合サイクル腐食試験では、発銹面積率20%以上を不合格、20%未満を合格と判定した。得られた結果を表1に合わせて示す。表1から、V/B比を15.0以上とすることにより、耐食性が改善されることがわかる。
表2に示す(0.009〜0.012)%C、(0.82〜0.89)%Si、(0.35〜0.40)%Mn、(0.024〜0.027)%P、(0.001〜0.003)%S、(14.5〜14.9)%Cr、(0.01〜0.02)%Al、(0.009〜0.012)%N、(0.15〜0.20)%Ni、(0.40〜0.43)%Nb、(0.011〜0.017)%V、(0.0002〜0.0010)%Bで、V/B比を変化させ、残部がFe及び不可避的不純物からなるステンレス鋼を50kg小型真空溶解炉にて溶製した。これらの鋼塊を1100℃に加熱後、熱間圧延を施して4.0mmの熱延板とした。次いで、上記熱延板を1020℃×60secの焼鈍を施した後、ショットブラストを行い、弗酸と硝酸の混合酸で酸洗し、冷間圧延により板厚0.7mmの冷延板とした。得られた冷延板に対し、980℃×40secの仕上焼鈍を施して、冷延焼鈍板とした。得られた冷延焼鈍板から60mm×80mmの試験片を切り出し、表面を#600番手で研磨したのち、複合サイクル腐食試験による耐食性評価を行った。複合サイクル腐食試験は、上記腐食試験サイクルを、30サイクル行った。複合サイクル腐食試験では、発銹面積率20%以上を不合格、20%未満を合格と判定した。得られた結果を表2に合わせて示す。表2から、V/B比を15.0以上とすることにより、耐食性が改善されることがわかる。
Cの含有量は、耐食性および成形性の観点から低いほど好ましい。しかし、Cの含有量を0.003%未満にするには精錬を長時間行う必要がある。所望の生産性を確保する観点から、Cの含有量の下限は0.003%である。一方、Cの含有量が0.013%を超えると、フェライト系ステンレス鋼板の成形性および耐食性の低下が顕著になる。よって、Cの含有量は0.003〜0.013%の範囲とする。より好ましくは0.004〜0.011%である。
Siは、鋼の脱酸剤として有用な元素である。この効果を得るためには、Siの含有量は0.01%以上である。しかし、Siの含有量が0.95%を超えると、熱間圧延工程において圧延荷重が増大するとともに、スケールが非常に生成しやすくなる。また、焼鈍工程においては鋼板表層でのSiが濃化したスケールの形成による酸洗性の低下も生じる。このため、Siの含有量が0.95%を超えると、表面欠陥が増加したり、製造コストが上昇したりするため好ましくない。よって、Siの含有量は0.01〜0.95%の範囲とする。より好ましくは、0.05〜0.50%である。特に後述するTiの含有量が0.25%以上の場合には、Siによる酸洗性の低下が顕著になるので、この場合Siの含有量の好ましい範囲は、0.05〜0.20%である。
Mnは、鋼中に存在するSと結合して、MnSを形成し、耐食性を低下させる。よって、Mnの含有量は0.40%以下とする。一方、必要以上に、Mnの含有量を低下させようとすると、精錬コストが増大する。このため、Mnの含有量は0.01%以上が好ましい。なお、精錬コストを抑えつつ、特に高い耐食性を実現するためには、Mnの含有量の好ましい範囲は0.05〜0.35%である。
Pは、鋼に不可避的に含まれる元素である。Pは耐食性および成形性に対して有害な元素であるため、Pの含有量は低いことが好ましい。特に、Pの含有量が0.040%を超えると固溶強化により鋼板の成形性が低下する。このためPの含有量は0.040%以下である。一方、Pの含有量を0.020%未満にするためには、時間を掛けて精錬を行う必要があり、Pの含有量を0.020%未満にすることは製造上好ましくない。よって、Pの含有量は0.020〜0.040%の範囲とする。好ましくは、0.025〜0.035%の範囲である。
SはMnと結合しMnSを形成する。MnSは熱間圧延等により展伸し、フェライト粒界等に析出物(介在物)として存在する。このような硫化物系析出物(介在物)は、鋼板の伸びを低下させ、特に鋼板の曲げ加工時において鋼板に亀裂を発生させる場合がある。このためSの含有量はできるだけ低減することが望ましく、許容できるSの含有量は0.010%までである。なお、好ましいSの含有量は0.005%以下である。
Alは、鋼の脱酸剤として有用な元素である。この効果を得るためには、Alの含有量を0.01%以上にする必要がある。しかし、Alの含有量が多くなり過ぎると、Al系介在物の増加により、表面疵を招く原因となる。以上よりAlの含有量の範囲は0.01〜0.45%とする。また、Alの含有量の好ましい範囲は、0.01〜0.10%である。さらに好ましい範囲は、0.02〜0.04%である。
Crは耐食性向上に寄与する元素であり、ステンレス鋼板に必須元素として含まれる元素である。しかし、Crの含有量が14.5%未満では、十分な耐食性を持つ鋼板が得られない。一方、Crの含有量が21.5%を超えると、鋼板の靭性が低下することに加えて、鋼が硬質化しすぎて鋼板の伸びも顕著に低下する。よって、Crの含有量の範囲は14.5〜21.5%とする。さらに、耐食性と製造性の観点から、Crの含有量の好ましい範囲は16.0〜21.5%である。
Niは、隙間腐食を低減させる効果を有する。この効果を得るためには、Niの含有量を0.01%以上にすることが必要である。しかし、Niは高価な元素であることに加え、0.60%を超えるNiを含有しても、上記効果は飽和し、熱間加工性を低下させる。よって、Niの含有量の範囲は0.01〜0.60%とする。また、Niの含有量の好ましい範囲は、0.10〜0.40%である。
Nは、Vと結合して、窒化物や炭窒化物を形成し、最終的な製品板の結晶粒を微細化して、r値特性向上に寄与する。しかし、Nの含有量が0.005%未満では、V(C、N)の炭窒化物の微細析出による結晶粒の微細化効果が得られない。一方、Nの含有量が0.012%を超える場合、Cr窒化物量、あるいはCr炭窒化物量が増加して、鋼板が硬質化し伸びが低下する。よって、Nの含有量の範囲は0.005〜0.012%とする。また、Nの含有量の好ましい範囲は、0.006〜0.010%である。
VおよびBは、本発明において極めて重要な元素である。Vは、Nと結びついて、VNやV(C、N)といった窒化物や炭窒化物を形成し、熱延焼鈍板の結晶粒の粗大化を抑制する効果がある。また、Bはフェライト粒界に濃化し、粒界移動を遅れさせることにより、粒成長抑制を補助する効果がある。これらのVとBの複合効果により、熱延焼鈍板の結晶粒が微細化する。この結果、冷延焼鈍後の{111}再結晶方位粒の優先核生成サイトである粒界の面積が増加することにより、{111}方位が高集積化することで、r値が向上するとともにΔr値が低減するものと考えられる。
Ti、Nbはいずれも、固溶C、Nを化合物として固定することにより、鋼板の耐食性や成形性を向上させる効果を有している。このため、Ti、Nbのいずれかを単独で使用するか、Ti及びNbの両方を使用することが必要である。具体的には上記効果を得るために、Ti:0.20%以上を含有するか、Nb:0.40%以上を含有する必要がある。好ましくは、Ti:0.25%以上を含有するか、Nb:0.45%以上を含有する場合である。一方、Tiの含有量、Nbの含有量、TiとNbの合計量が多過ぎる場合には、表面品質の低下や再結晶温度の上昇による製造性の低下を招き好ましくない。このため、Ti量は0.40%以下、Nb量は0.60%以下、及びTi%+Nb%≦0.70とする(本発明においては、Ti量、Nb量、Ti%+Nb%の全てが上限値以下でなければならない)。好ましくは、Ti量は0.35%以下、Nb量は0.55%以下、及びTi%+Nb%≦0.65の場合である。
Cuは、耐食性を向上させる元素であり、具体的には、鋼板が水溶液中にある場合や弱酸性の水滴が鋼板に付着した場合に耐食性を向上させるのに特に有効な元素である。この効果は、Cuを0.01%以上含有させることにより得られ、Cuの含有量が多いほど高くなる。しかし、Cuの含有量が1.40%を超えると、熱間加工性が低下するとともに、熱間圧延時に赤スケールと呼ばれるCu起因の酸化物が熱延スラブ上に生成し、表面欠陥を生じるため好ましくない。さらには、Cuの含有量が1.40%を超えると、焼鈍後の脱スケールが困難となるため製造上好ましくない。そのため、Cuを含有する場合、その含有量の範囲は0.01〜1.40%であることが好ましい。また、Cu含有量のより好ましい範囲は0.10〜1.00%であり、最も好ましい範囲は0.30〜0.50%である。
Moはステンレス鋼板の耐食性を顕著に向上させる元素である。この効果は、鋼板にMoを0.01%以上含有させることによって得られ、その効果はMoの含有量が多いほど向上する。しかし、Mo含有量が1.62%を超えると、熱間加工性が低下して熱間圧延時に表面欠陥が多発するようになる。また、Moは高価な元素であることから、Mo含有量の増加は製造コストを増大させる。そのため、Moを含有する場合は、その含有量の範囲を0.01〜1.62%とすることが好ましい。より好ましい含有量の範囲は0.30〜1.62%であり、最も好ましくは0.40〜1.20%である。特に熱延板靭性が低下するTi含有鋼ではMoの添加によりさらに靭性が低下して、良好な熱延板焼鈍を得ることが困難になるので、Tiを0.15%以上含有している場合にはMoの含有量を0.30〜1.40%にするのが好ましい。より好ましくは0.40〜1.00%の範囲である。
ZrはCやNと結合して鋭敏化を抑制する効果がある。この効果はZrの含有量が0.01%以上で得られる。一方、Zrの含有量が0.20%を超えると鋼板の加工性が低下する。また、Zrは高価な元素であるため、Zr含有量の増加は製造コストを増大させる。そのため、Zrを含有する場合は、その含有量の範囲を0.01〜0.20%とすることが好ましい。
REMは耐酸化性を向上させる効果がある。この効果は、REMを0.001%以上含有させることによって得られる。一方、0.100%を超える量のREMを含有させると熱間圧延性が低下して表面欠陥が多発するので好ましくない。そのため、含有する場合は、REMの含有量の範囲を0.001〜0.100%とするのが好ましく、より好ましくは、0.001〜0.050%である。
Wは、Moと同様に耐食性を向上させる効果がある。この効果はWの含有量が0.01%以上で得られる。一方、0.20%を超える量のWを含有させると強度が上昇し、圧延荷重増大等により製造性が低下する。そのため、Wの含有量の範囲は、0.01〜0.20%とすることが好ましく、より好ましくは、0.01〜0.10%である。
Coは、Moと同様に耐食性を向上させる効果がある。この効果はCoの含有量が0.01%以上で得られる。一方、0.20%を超える量のCoを含有させると成形性が低下する。そのため、Coの含有量の範囲は、0.01〜0.20%とすることが好ましく、より好ましくは、0.01〜0.10%である。
Mgはスラブの等軸晶率を向上させ、成形性や靭性の向上に有効な元素である。この効果は、Mgの含有量が0.0001%以上で得られる。一方、Mg含有量が0.0010%を超えるとMg系介在物が増加し、表面性状を悪化させる。そのため、Mgの含有量の範囲は、0.0001〜0.0010%とすることが好ましく、より好ましくは0.0002〜0.0004%である。
Caは、連続鋳造の際に発生しやすいTi系介在物の析出によるノズルの閉塞を防止するのに有効な成分である。その効果はCaの含有量が0.0003%以上で得られる。しかし、Ca含有量が0.0030%を超えた場合、CaSの生成により、耐食性が低下する。そのため、Caの好ましい含有量の範囲は、0.0003〜0.0030%であり、より好ましくは0.0005〜0.0020%であり、最も好ましくは、0.0005〜0.0015%である。
表3に示す組成(残部はFe)の溶鋼を転炉および2次精錬(VOD)で溶製し、連続鋳造法によりスラブとした。これらスラブを1120℃に加熱した後、仕上温度が800℃となる熱間圧延を行い、板厚4.0mmの熱延板とした。これら熱延板に、940℃×60secの熱延板焼鈍を施した後、酸洗、冷間圧延を施し、冷延板とした。次いで、これらの冷延板に900℃×40secの仕上焼鈍を施した後、酸洗し、板厚0.7mmの冷延焼鈍酸洗板とした。得られた冷延焼鈍酸洗板について、成形加工性と耐食性評価を行った。
[評価]
以下に、成形加工性と耐食性の評価方法を示す。
冷延焼鈍酸洗板の各方向[圧延方向(L方向)、圧延直角方向(C方向)および圧延方向から45°方向(D方向)]からJIS13号B試験片を採取した。これら引張試験片を用いて引張試験(JIS Z 2201)を実施し、各方向の伸びを測定した。各方向の伸び値を用いて、次式より伸び(El)の平均値を求めた。Elが30.0%以上を合格とした。
El=(ElL+2×ElD+ElC)/4
ここで、ElL、ElD、ElCは、それぞれL方向、D方向、C方向の伸びを表す。
冷延焼鈍酸洗板の各方向[圧延方向(L方向)、圧延直角方向(C方向)および圧延方向から45°方向(D方向)]からJIS13号B試験片を採取した。これらの試験片に、15%の単軸引張予歪を与えた時の幅歪と板厚歪の比から、各方向のr値(ランクフォード値)を測定し、次式により平均r値、Δrを求めた。r値が1.50以上、Δrが0.30以下を合格とした。
r=(rL+2×rD+rC)/4
Δr=(rL−2×rD+rC)/2
ここで、rL、rD、rCは、それぞれL方向、D方向、C方向のr値を表す。
得られた冷延焼鈍板から60mm×80mmの試験片を切り出し、表面を#600番手で研磨し、耐食性評価用試験片を作製し、複合サイクル腐食試験による耐食性評価を行った。複合サイクル腐食試験は、上記腐食試験サイクルを、30サイクル行い、発銹面積率20%以上を不合格、20%未満を合格と判定した。
表4に示す組成の溶鋼を転炉および2次精錬(VOD)で溶製し、連続鋳造法によりスラブとした。これらスラブを1120℃に加熱した後、仕上温度が800℃となる熱間圧延を行い、板厚4.0mmの熱延板とした。これら熱延板に、1020℃×60secの熱延板焼鈍を施したのち、酸洗、冷間圧延を施し、冷延板とした。ついで、これらの冷延板に1000℃×40secの仕上焼鈍を施した後、酸洗し、板厚0.7mmの冷延焼鈍酸洗板とした。得られた冷延焼鈍酸洗板について、成形加工性と耐食性評価を行った。評価方法は下記の通りである。
Claims (2)
- 質量%で、C:0.003〜0.013%、Si:0.01〜0.95%、Mn:0.01〜0.40%、P:0.020〜0.040%、S:0.010%以下、Al:0.01〜0.45%、Cr:14.5〜21.5%、Ni:0.01〜0.60%、N:0.005〜0.012%、Mo:0.01〜1.62%を含有し、
V:0.010〜0.040%、B:0.0001〜0.0010%を、Vの含有量とBの含有量の比(V/B)≧30.0を満足する範囲で含有し、
更に、Ti:0.20%以上0.40%以下、Ti%+Nb%≦0.70を満足する範囲で、Tiを含有又はTi及びNbを含有する場合、およびNb:0.40%以上0.60%以下、Ti%+Nb%≦0.70を満足する範囲でNbを含有又はNb及びTiを含有する場合の少なくとも一方を満足し、残部がFeおよび不可避的不純物からなることを特徴とするフェライト系ステンレス鋼板。 - 質量%で、さらに、REM:0.001〜0.100%、W:0.01〜0.20%、Co:0.01〜0.20%、Mg:0.0001〜0.0010%、Ca:0.0003〜0.0030%のうちから選ばれる1種または2種以上を含有することを特徴とする請求項1〜3のいずれか1項に記載のフェライト系ステンレス鋼板。
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