JP7499621B2 - 二相ステンレス鋼板および二相ステンレス鋼板の製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、二相ステンレス鋼板および二相ステンレス鋼板の製造方法に関する。
ステンレス鋼板は、優れた耐食性を有することから幅広い用途に使用されている。ステンレス鋼板の製造過程では、その利便性から、せん断加工によるステンレス鋼板の切り出し、打ち抜きが行われる場合が多い。
ステンレス鋼板のせん断加工面の表面状態は、形状によって、せん断面、破断面、ダレに分類される。これらは切断ままでは平滑ではなく、表面が荒れた状態では耐食性が劣化することがある。そのため、加工面の耐食性を向上させるための技術の開発が進められている。
例えば、特許文献１には、質量％で、Ｃ：０．０２％以下、Ｓｉ：０．０５～０．８％、Ｍｎ：０．０５～１．０％、Ｐ：０．０４％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｃｒ：２０～２４％、Ｃｕ：０．３～０．８％、Ｎｉ：０．０５～６．０％およびＮ：０．０２％以下を含み、かつＳ：０．００１～０．１％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、さらにフェライト相の平均結晶粒径が５～２５μｍの範囲で、かつ鋼中に０．０５～１μｍの粒径のＭｎＳが１ｃｍ２当たり５０～４００個存在することを特徴とするせん断端面の耐食性に優れるフェライト系ステンレス鋼板が開示されている。
一方で、フェライト相（α相）とオーステナイト相（γ相）とからなる二相ステンレス鋼板は、フェライト系ステンレス鋼板とは化学成分が大きく異なり、また、フェライト系ステンレス鋼板よりも強度が高い。そのため、特許文献１に記載の技術では、より高強度が求められる用途に対しては強度が不十分な場合がある。
二相ステンレス鋼板のせん断加工面が腐食環境に曝される場合、研磨等によりせん断面、破断面を除去し平滑とするか、耐食性向上のため合金成分の多い高価な鋼種を適用して耐食性を向上させる必要があるが、これらを行うことにより、製造コストが増大する。
本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、製造コストを抑制可能な二相ステンレス鋼板および二相ステンレス鋼板の製造方法を提供することにある。
本発明者らは、二相ステンレス鋼板のせん断加工面を研磨にて平滑にする際に、圧延方向の端部のせん断加工面と、板幅方向の端部のせん断加工面とで、その性状が互いに異なり、平滑化のし易さに違いがあることを見出した。本発明者らは、二相ステンレス鋼板のせん断加工性について種々の検討を行ったところ、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向断面と、板幅方向断面とでは、ミクロ組織が異なることを見出した。そして、本発明者らは、ミクロ組織を制御することで、圧延方向の端部のせん断加工面と板幅方向の端部のせん断加工面とを均一化し、これらに対する平滑化処理を同じプロセスで行うことができるという知見を得、本発明をするに至った。
上記知見に基づき完成された本発明の要旨は、以下の通りである。
［１］
オーステナイト相とフェライト相を含有する二相ステンレス鋼板であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～８．００％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、および、
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなり、
圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である、二相ステンレス鋼板。
［２］
フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対する前記フェライト相の面積の割合が、５５％以上７０％以下である、［１］に記載の二相ステンレス鋼板。
［３］
質量％で、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｓｉ：０．７５％以下、
Ｍｎ：２．００～４．００％、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０２０％以下、
Ｎｉ：１．５０～２．５０％、
Ｃｒ：２０．５０～２１．５０％、
Ｍｏ：０．６０％以下、
Ｃｕ：０．５０～１．５０％、および、
Ｎ：０．１５０～０．２００％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる、［１］または［２］に記載の二相ステンレス鋼板。
［４］
Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１００％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、［１］～［３］のいずれか１項に記載の二相ステンレス鋼板。
［５］
前記［１］に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～６．８０％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、
Ｗ：０．００５～１．００％、および
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなるステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃
以上の温度で巻き取る熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記ステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う熱処理工程と、を有する、二相ステンレス鋼板の製造方法。
［６］
前記ステンレス素材が、Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１０％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、［５］に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法。
［１］
オーステナイト相とフェライト相を含有する二相ステンレス鋼板であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～８．００％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、および、
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなり、
圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である、二相ステンレス鋼板。
［２］
フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対する前記フェライト相の面積の割合が、５５％以上７０％以下である、［１］に記載の二相ステンレス鋼板。
［３］
質量％で、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｓｉ：０．７５％以下、
Ｍｎ：２．００～４．００％、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０２０％以下、
Ｎｉ：１．５０～２．５０％、
Ｃｒ：２０．５０～２１．５０％、
Ｍｏ：０．６０％以下、
Ｃｕ：０．５０～１．５０％、および、
Ｎ：０．１５０～０．２００％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる、［１］または［２］に記載の二相ステンレス鋼板。
［４］
Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１００％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、［１］～［３］のいずれか１項に記載の二相ステンレス鋼板。
［５］
前記［１］に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～６．８０％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、
Ｗ：０．００５～１．００％、および
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなるステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃
以上の温度で巻き取る熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記ステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う熱処理工程と、を有する、二相ステンレス鋼板の製造方法。
［６］
前記ステンレス素材が、Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１０％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、［５］に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法。
以上説明したように、本発明によれば、製造コストを抑制可能な二相ステンレス鋼板および二相ステンレス鋼板の製造方法を提供することが可能となる。
＜二相ステンレス鋼板＞
本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、オーステナイト相とフェライト相を含有する二相ステンレス鋼板であって、質量％で、Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：４．００％以下、Ｐ：０．０４０％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｎｉ：１．５０～８．００％、Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、Ｍｏ：５．００％以下、Ｃｕ：０．０５～１．５０％、および、Ｎ：０．０８０～０．３２０％、を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなり、圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である。以下に、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板について詳細に説明する。
本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、オーステナイト相とフェライト相を含有する二相ステンレス鋼板であって、質量％で、Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：４．００％以下、Ｐ：０．０４０％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｎｉ：１．５０～８．００％、Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、Ｍｏ：５．００％以下、Ｃｕ：０．０５～１．５０％、および、Ｎ：０．０８０～０．３２０％、を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなり、圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である。以下に、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板について詳細に説明する。
［化学成分］
まず、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の化学成分について説明する。なお、成分を示す％は質量％を意味する。
まず、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の化学成分について説明する。なお、成分を示す％は質量％を意味する。
Ｃ：０．０８％以下
Ｃ含有量が０．０８％を超えると、Ｃｒ炭化物析出により耐食性が低下する。したがってＣ含有量は少ない方が望ましいが、０．０８％以下までは許容できるため、これを上限とする。耐食性改善の観点から、好ましいＣ含有量の上限は０．０３０％であり、より好ましくは、０．０２５％である。Ｃ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．００１％であることが好ましく、より好ましくは０．００７％である。
Ｃ含有量が０．０８％を超えると、Ｃｒ炭化物析出により耐食性が低下する。したがってＣ含有量は少ない方が望ましいが、０．０８％以下までは許容できるため、これを上限とする。耐食性改善の観点から、好ましいＣ含有量の上限は０．０３０％であり、より好ましくは、０．０２５％である。Ｃ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．００１％であることが好ましく、より好ましくは０．００７％である。
Ｓｉ：１．００％以下
Ｓｉは、脱酸剤、脱硫剤として作用する。Ｓｉ含有量が１．００％を超えて含有されると靭性が低下するので、Ｓｉ含有量は１．００％以下とする。Ｓｉ含有量の上限は、好ましくは、０．６５％である。Ｓｉが脱酸剤、脱硫剤として十分に作用するには、Ｓｉ含有量の下限は０．０５％であることが好ましい。Ｓｉ含有量のより好ましい下限は、０．３０％である。
Ｓｉは、脱酸剤、脱硫剤として作用する。Ｓｉ含有量が１．００％を超えて含有されると靭性が低下するので、Ｓｉ含有量は１．００％以下とする。Ｓｉ含有量の上限は、好ましくは、０．６５％である。Ｓｉが脱酸剤、脱硫剤として十分に作用するには、Ｓｉ含有量の下限は０．０５％であることが好ましい。Ｓｉ含有量のより好ましい下限は、０．３０％である。
Ｍｎ：４．００％以下
Ｍｎは、比較的安価な元素でありながら、ステンレス鋼板中のオーステナイト相の量を増加させ、さらに窒素の固溶度を上げることで、Ｃｒ窒化物の析出を抑制する効果がある。一方で、過剰に含有すると耐食性劣化の原因となるため、上限を４．００％とする。Ｍｎ含有量の上限は、好ましくは、２．５０％である。Ｍｎ含有量の下限は、好ましくは、０．８５％であり、より好ましくは、２．００％である。
Ｍｎは、比較的安価な元素でありながら、ステンレス鋼板中のオーステナイト相の量を増加させ、さらに窒素の固溶度を上げることで、Ｃｒ窒化物の析出を抑制する効果がある。一方で、過剰に含有すると耐食性劣化の原因となるため、上限を４．００％とする。Ｍｎ含有量の上限は、好ましくは、２．５０％である。Ｍｎ含有量の下限は、好ましくは、０．８５％であり、より好ましくは、２．００％である。
Ｐ：０．０４０％以下
Ｐは、ステンレス鋼板中に不可避的に含有される元素であるが、熱間加工性を劣化させるため、Ｐ含有量は０．０４０％以下とする。Ｐ含有量は、好ましくは、０．０３５％以下である。下限は特に限定しないが、コストの観点から０．００５％以上とすることが好ましい。
Ｐは、ステンレス鋼板中に不可避的に含有される元素であるが、熱間加工性を劣化させるため、Ｐ含有量は０．０４０％以下とする。Ｐ含有量は、好ましくは、０．０３５％以下である。下限は特に限定しないが、コストの観点から０．００５％以上とすることが好ましい。
Ｓ：０．０３０％以下
ＳはＰと同様にステンレス鋼板中に不可避的に含有される元素であるが、熱間加工性、靭性、耐食性を劣化させるため、Ｓ含有量の上限は０．０３０％とする。Ｓ含有量の上限は、好ましくは０．０２０％である。Ｓ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．０００１％とすることが好ましい。より好ましいＳ量の下限は０．０００５％である。
ＳはＰと同様にステンレス鋼板中に不可避的に含有される元素であるが、熱間加工性、靭性、耐食性を劣化させるため、Ｓ含有量の上限は０．０３０％とする。Ｓ含有量の上限は、好ましくは０．０２０％である。Ｓ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．０００１％とすることが好ましい。より好ましいＳ量の下限は０．０００５％である。
Ｎｉ：１．５０～８．００％
Ｎｉは、ステンレス鋼板の耐すきま腐食性を向上させる元素である。すきま腐食は、すきま内部のｐＨが低下し不働態皮膜が維持できなくなることにより発生する腐食である。Ｎｉは、低ｐＨ環境でのステンレス鋼板の溶解を抑制する。Ｎｉ含有量が過少の場合、耐すきま腐食性向上が得られない。このため、Ｎｉ含有量は、１．５０％以上である。Ｎｉ含有量の下限は、好ましくは、２．００％である。一方で、Ｎｉ含有量が過剰であると、コストが大きくなるだけでなく、オーステナイト相過多となり熱間加工性が低下する。このため、Ｎｉ含有量は、８．００％以下である。Ｎｉ含有量の上限は、好ましくは、６．８０％であり、より好ましくは、２．５０％である。
Ｎｉは、ステンレス鋼板の耐すきま腐食性を向上させる元素である。すきま腐食は、すきま内部のｐＨが低下し不働態皮膜が維持できなくなることにより発生する腐食である。Ｎｉは、低ｐＨ環境でのステンレス鋼板の溶解を抑制する。Ｎｉ含有量が過少の場合、耐すきま腐食性向上が得られない。このため、Ｎｉ含有量は、１．５０％以上である。Ｎｉ含有量の下限は、好ましくは、２．００％である。一方で、Ｎｉ含有量が過剰であると、コストが大きくなるだけでなく、オーステナイト相過多となり熱間加工性が低下する。このため、Ｎｉ含有量は、８．００％以下である。Ｎｉ含有量の上限は、好ましくは、６．８０％であり、より好ましくは、２．５０％である。
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％
Ｃｒはステンレス鋼板の耐食性を向上させる元素である。耐食性の観点から、Ｃｒ含有量は２０．５０％以上である。Ｃｒ含有量は、好ましくは、２１．００％である。一方、Ｃｒはフェライト相を増加させる元素であり、ステンレス鋼板がＣｒを過剰に含有するとフェライト相が過多となり、靭性が劣化する。このためＣｒ含有量の上限は２８．００％とする。Ｃｒ含有量の上限は、好ましくは、２４．５０％であり、より好ましくは、２１．５０％である。
Ｃｒはステンレス鋼板の耐食性を向上させる元素である。耐食性の観点から、Ｃｒ含有量は２０．５０％以上である。Ｃｒ含有量は、好ましくは、２１．００％である。一方、Ｃｒはフェライト相を増加させる元素であり、ステンレス鋼板がＣｒを過剰に含有するとフェライト相が過多となり、靭性が劣化する。このためＣｒ含有量の上限は２８．００％とする。Ｃｒ含有量の上限は、好ましくは、２４．５０％であり、より好ましくは、２１．５０％である。
Ｍｏ：５．００％以下
ＭｏはＣｒを超える高い耐食性向上効果を有するが、非常に高価な元素であり、Ｍｏ含有量が過剰であると、製造コストが増大する。また、Ｍｏ含有量が過剰であるとステンレス鋼板の硬質化を招き加工性が劣化する。このため、Ｍｏ量の上限は５．００％とする。Ｍｏ含有量の上限は、好ましくは、２．９５％であり、より好ましくは、０．６０％である。Ｍｏが有する耐食性向上効果は、Ｍｏ含有量が０．０１％未満では、その添加効果に乏しいため、Ｍｏ含有量は、０．０１％以上とする。Ｍｏ含有量の下限は、好ましくは、０．０５％が好ましく、より好ましくは０．２０％である。
ＭｏはＣｒを超える高い耐食性向上効果を有するが、非常に高価な元素であり、Ｍｏ含有量が過剰であると、製造コストが増大する。また、Ｍｏ含有量が過剰であるとステンレス鋼板の硬質化を招き加工性が劣化する。このため、Ｍｏ量の上限は５．００％とする。Ｍｏ含有量の上限は、好ましくは、２．９５％であり、より好ましくは、０．６０％である。Ｍｏが有する耐食性向上効果は、Ｍｏ含有量が０．０１％未満では、その添加効果に乏しいため、Ｍｏ含有量は、０．０１％以上とする。Ｍｏ含有量の下限は、好ましくは、０．０５％が好ましく、より好ましくは０．２０％である。
Ｃｕ：０．０５～１．５０％
Ｃｕは、Ｎｉと同様に低ｐＨ環境でのステンレス鋼板の溶解を抑制する元素である。ただし、ステンレス鋼板がＣｕを過剰に含有する場合、熱間加工性が著しく損なわれるため、Ｃｕ含有量の上限は１．５０％とする。Ｃｕ含有量の上限は、好ましくは、１．４０％である。一方、上記効果は、Ｃｕ含有量が０．５０％未満ではあまり期待できない。したがって、Ｃｕ含有量の下限を０．５０％とする。Ｃｕ含有量の下限は、好ましくは、０．６０％であり、より好ましくは０．７０％である。
Ｃｕは、Ｎｉと同様に低ｐＨ環境でのステンレス鋼板の溶解を抑制する元素である。ただし、ステンレス鋼板がＣｕを過剰に含有する場合、熱間加工性が著しく損なわれるため、Ｃｕ含有量の上限は１．５０％とする。Ｃｕ含有量の上限は、好ましくは、１．４０％である。一方、上記効果は、Ｃｕ含有量が０．５０％未満ではあまり期待できない。したがって、Ｃｕ含有量の下限を０．５０％とする。Ｃｕ含有量の下限は、好ましくは、０．６０％であり、より好ましくは０．７０％である。
Ｎ：０．０８０～０．３２０％
Ｎは耐食性を著しく高め、オーステナイト相量を高める元素である。この効果を得るためには、Ｎ含有量の下限は、０．０８０％である。Ｎ含有量の下限は、好ましくは、０．１５０％であり、より好ましくは、０．１５５％である。一方、Ｎ含有量が０．３２０％を超えると鋼中に窒化物を形成して耐食性や靭性を低下させるため、Ｎ含有量の上限を０．３２０％とする。Ｎ含有量の上限は、好ましくは、０．２００％である。
Ｎは耐食性を著しく高め、オーステナイト相量を高める元素である。この効果を得るためには、Ｎ含有量の下限は、０．０８０％である。Ｎ含有量の下限は、好ましくは、０．１５０％であり、より好ましくは、０．１５５％である。一方、Ｎ含有量が０．３２０％を超えると鋼中に窒化物を形成して耐食性や靭性を低下させるため、Ｎ含有量の上限を０．３２０％とする。Ｎ含有量の上限は、好ましくは、０．２００％である。
以上、本発明の二相ステンレス鋼板の基本成分について説明したが、本発明ではその他にも以下に述べる元素を適宜含有させることが好ましい。
Ａｌ：０．００３～０．０５０％
Ａｌは強力な脱酸作用を持つ元素である。Ａｌによる脱酸作用には、Ａｌ含有量は、０．００３％以上であることが好ましい。Ａｌ含有量の下限は、より好ましくは、０．００５％である。一方、ＡｌはＮとともに窒化物を形成しやすく、窒化物が形成されると靭性が大きく低下する。そのため、Ａｌ含有量の上限は０．０５０％であることが好ましい。Ａｌ含有量の上限は、より好ましくは、０．０４０％である。
Ａｌは強力な脱酸作用を持つ元素である。Ａｌによる脱酸作用には、Ａｌ含有量は、０．００３％以上であることが好ましい。Ａｌ含有量の下限は、より好ましくは、０．００５％である。一方、ＡｌはＮとともに窒化物を形成しやすく、窒化物が形成されると靭性が大きく低下する。そのため、Ａｌ含有量の上限は０．０５０％であることが好ましい。Ａｌ含有量の上限は、より好ましくは、０．０４０％である。
Ｎｂ：０．００５～０．２０％
ＮｂはＣ、Ｎを固定してＣｒ炭化物析出による耐食性低下を防ぎ、耐食性を向上させる元素である。Ｎｂ含有量が０．００５％以上であれば、その効果が発現するため、Ｎｂ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｎｂ含有量が０．２０％を超えると、固溶強化によりα相が硬質化し加工性を低下させる場合があるため、Ｎｂ含有量の上限は、０．２０％であることが好ましい。
ＮｂはＣ、Ｎを固定してＣｒ炭化物析出による耐食性低下を防ぎ、耐食性を向上させる元素である。Ｎｂ含有量が０．００５％以上であれば、その効果が発現するため、Ｎｂ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｎｂ含有量が０．２０％を超えると、固溶強化によりα相が硬質化し加工性を低下させる場合があるため、Ｎｂ含有量の上限は、０．２０％であることが好ましい。
Ｔｉ：０．００５～０．２０％
ＴｉはＣ、Ｎを固定してＣｒ炭化物析出による鋭敏化を防ぎ、耐食性を向上させる元素である。Ｔｉ含有量が０．００５％以上であれば、その効果が発現するため、Ｔｉ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｔｉ含有量が０．２０％を超えると、フェライト相の硬質化を招き、靱性を低下させ、さらにＴｉ系析出物により表面粗さの低下を招く場合があるため、Ｔｉ含有量の上限は、０．２０％であることが好ましい。
ＴｉはＣ、Ｎを固定してＣｒ炭化物析出による鋭敏化を防ぎ、耐食性を向上させる元素である。Ｔｉ含有量が０．００５％以上であれば、その効果が発現するため、Ｔｉ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｔｉ含有量が０．２０％を超えると、フェライト相の硬質化を招き、靱性を低下させ、さらにＴｉ系析出物により表面粗さの低下を招く場合があるため、Ｔｉ含有量の上限は、０．２０％であることが好ましい。
Ｃｏ：０．００５～０．２５％
ＣｏはＣｒ炭化物の析出を抑制し、耐食性の低下を抑制する。Ｃｏ含有量が０．００５％以上であれば、Ｃｏが上記効果を奏するため、Ｃｏ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｃｏは稀少な元素であり高価であるため、Ｃｏ含有量の上限は、０．２５％であることが好ましい。
ＣｏはＣｒ炭化物の析出を抑制し、耐食性の低下を抑制する。Ｃｏ含有量が０．００５％以上であれば、Ｃｏが上記効果を奏するため、Ｃｏ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｃｏは稀少な元素であり高価であるため、Ｃｏ含有量の上限は、０．２５％であることが好ましい。
Ｖ：０．００５～０．１５％
Ｖは強力な炭化物生成元素である。このため、高温域で炭化物を形成しやすいＶが含有されると、Ｃｒ炭化物の析出が抑制され、耐食性低下を抑制できる。Ｖ含有量が０．００５％以上であれば、Ｖが上記効果を奏するため、Ｖ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｖ含有量が多いと硬質化を招くため、Ｖ含有量の上限は、０．１５％であることが好ましい。
Ｖは強力な炭化物生成元素である。このため、高温域で炭化物を形成しやすいＶが含有されると、Ｃｒ炭化物の析出が抑制され、耐食性低下を抑制できる。Ｖ含有量が０．００５％以上であれば、Ｖが上記効果を奏するため、Ｖ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｖ含有量が多いと硬質化を招くため、Ｖ含有量の上限は、０．１５％であることが好ましい。
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、Ｓｂ：０．００５～０．２０％
ＳｎおよびＳｂは耐食性を向上させる元素であるが、フェライト相の固溶強化元素でもある。このため、Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の上限は、それぞれ０．２０％であることが好ましい。Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の下限は、より好ましくは０．０３０％である。ＳｎまたはＳｂのいずれかの含有量が０．００５％以上の場合、耐食性を向上させる効果が発揮されるため、Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量は、好ましくは、０．００５％以上である。Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の上限は、より好ましくは０．１０％である。
ＳｎおよびＳｂは耐食性を向上させる元素であるが、フェライト相の固溶強化元素でもある。このため、Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の上限は、それぞれ０．２０％であることが好ましい。Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の下限は、より好ましくは０．０３０％である。ＳｎまたはＳｂのいずれかの含有量が０．００５％以上の場合、耐食性を向上させる効果が発揮されるため、Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量は、好ましくは、０．００５％以上である。Ｓｎ、Ｓｂのそれぞれの含有量の上限は、より好ましくは０．１０％である。
Ｇａ：０．００１～０．０５０％
Ｇａは耐食性向上に寄与する元素である。Ｇａ含有量が０．００１％以上であれば、耐食性向上効果が発現するため、Ｇａ含有量は、０．００１％以上であることが好ましい。一方、Ｇａ含有量が０．０５０％超では、耐食性向上効果が飽和し、コスト増につながるのみである。そのため、Ｇａ含有量の上限は、好ましくは、０．０５０％である。
Ｇａは耐食性向上に寄与する元素である。Ｇａ含有量が０．００１％以上であれば、耐食性向上効果が発現するため、Ｇａ含有量は、０．００１％以上であることが好ましい。一方、Ｇａ含有量が０．０５０％超では、耐食性向上効果が飽和し、コスト増につながるのみである。そのため、Ｇａ含有量の上限は、好ましくは、０．０５０％である。
Ｚｒ：０．００５～０．５０％
Ｚｒは耐食性向上に寄与する元素である。Ｚｒ含有量が０．００５％以上であれば、耐食性向上効果が発現するため、これを下限とする。Ｚｒ含有量が０．５０％超では、効果が飽和するため、その上限は、好ましくは、０．５０％である。
Ｚｒは耐食性向上に寄与する元素である。Ｚｒ含有量が０．００５％以上であれば、耐食性向上効果が発現するため、これを下限とする。Ｚｒ含有量が０．５０％超では、効果が飽和するため、その上限は、好ましくは、０．５０％である。
Ｔａ：０．００５～０．１００％
Ｔａは介在物の改質により耐食性を向上させる元素である。Ｔａ含有量が０．００５％以上であれば、上記効果が発揮される。そのため、Ｔａ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｔａ含有量が０．１００％超では、常温での延性の低下や靭性の低下を招く場合がある。このため、Ｔａ含有量の上限は、好ましくは、０．１００％である。Ｔａ含有量の上限は、より好ましくは、０．０５０％である。
Ｔａは介在物の改質により耐食性を向上させる元素である。Ｔａ含有量が０．００５％以上であれば、上記効果が発揮される。そのため、Ｔａ含有量の下限は、０．００５％であることが好ましい。一方、Ｔａ含有量が０．１００％超では、常温での延性の低下や靭性の低下を招く場合がある。このため、Ｔａ含有量の上限は、好ましくは、０．１００％である。Ｔａ含有量の上限は、より好ましくは、０．０５０％である。
Ｂ：０．０００２～０．００５０％
Ｂは二次加工脆化や熱間加工性劣化を抑制する効果を奏する元素である。また、Ｂは、耐食性には影響を与えない元素である。Ｂ含有量が０．０００２％以上であれば、Ｂが上記効果を奏するため、Ｂ含有量は、０．０００２％以上であることが好ましい。一方、Ｂ含有量が０．００５０％を超えると、かえって熱間加工性が劣化する場合があるので、Ｂ含有量の上限は、０．００５０％とすることが好ましい。Ｂ含有量の上限は、より好ましくは０．００２０％である。
Ｂは二次加工脆化や熱間加工性劣化を抑制する効果を奏する元素である。また、Ｂは、耐食性には影響を与えない元素である。Ｂ含有量が０．０００２％以上であれば、Ｂが上記効果を奏するため、Ｂ含有量は、０．０００２％以上であることが好ましい。一方、Ｂ含有量が０．００５０％を超えると、かえって熱間加工性が劣化する場合があるので、Ｂ含有量の上限は、０．００５０％とすることが好ましい。Ｂ含有量の上限は、より好ましくは０．００２０％である。
Ｏ：０．００７０％以下
Ｏは不純物として存在し、鋼中に過剰に存在すると酸化物を生成し、靭性を低下させる。このため、Ｏ含有量の上限は、０．００７０％であることが好ましい。Ｏ含有量の上限は、より好ましくは、０．００５０％である。Ｏ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．０００５％とすることが好ましい。
Ｏは不純物として存在し、鋼中に過剰に存在すると酸化物を生成し、靭性を低下させる。このため、Ｏ含有量の上限は、０．００７０％であることが好ましい。Ｏ含有量の上限は、より好ましくは、０．００５０％である。Ｏ含有量の下限は特に限定しないが、コストの観点から０．０００５％とすることが好ましい。
本発明の二相ステンレス鋼板では、上述した元素以外の残部は、Ｆｅおよび不純物であるが、上述した各元素以外の他の元素も、本実施形態の効果を損なわない範囲で含有させることが出来る。
本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、上記の化学成分を有するが、Ｃ：０．０３０％以下、Ｓｉ：０．７５％以下、Ｍｎ：２．００～４．００％、Ｐ：０．０４０％以下、Ｓ：０．０２０％以下、Ｎｉ：１．５０～２．５０％、Ｃｒ：２０．５０～２１．５０％、Ｍｏ：０．６０％以下、Ｃｕ：０．５０～１．５０％、および、Ｎ：０．１５０～０．２００％、を含有し、残部がＦｅおよび不純物であることがさらに好ましい。二相ステンレス鋼板が当該化学成分を有することで、凹凸を有するせん断加工ままの二相ステンレス鋼板であっても耐腐食性に優れたものとなる。
[ミクロ組織]
まず、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板のミクロ組織の説明に先立ち、図を参照して、一般の二相ステンレス鋼板について説明する。図１は、一般の二相ステンレス鋼板のせん断打ち抜き加工後の供試材の模式図である。図２は、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向端部のせん断加工面および板幅方向端部のせん断加工面のＳＥＭ（Ｓｃａｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）像である。図３は、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向加工面における破断面および板幅方向加工面における破断面のＳＥＭ像である。
まず、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板のミクロ組織の説明に先立ち、図を参照して、一般の二相ステンレス鋼板について説明する。図１は、一般の二相ステンレス鋼板のせん断打ち抜き加工後の供試材の模式図である。図２は、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向端部のせん断加工面および板幅方向端部のせん断加工面のＳＥＭ（Ｓｃａｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）像である。図３は、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向加工面における破断面および板幅方向加工面における破断面のＳＥＭ像である。
本発明者らは、一般の二相ステンレス鋼板に対して図１に示すようなせん断打ち抜き加工試験を実施してせん断加工面の観察を行った。詳細には、板厚が３．５ｍｍｔの供試材を、せん断クリアランスを９％としてせん断打ち抜き後の二相ステンレス鋼板のサイズを４０ｍｍφとする打ち抜き加工を行い、せん断加工面のＳＥＭ観察を行った。供試材の化学成分を表１に示し、引張特性を表１に示す。なお、表１に示した元素以外は、Ｆｅおよび不純物である。
図２に示すように、圧延方向の端部のせん断加工面（以下では、圧延方向の端部のせん断加工面を、単に、圧延方向加工面と呼称する。）と板幅方向の端部のせん断加工面（以下では、板幅方向の端部のせん断加工面を、単に、板幅方向加工面と呼称する。）とを比較すると、板幅方向加工面における破断面の割合が圧延方向加工面における破断面の割合よりも高くなった。さらに、図３に示すように、破断面においては、圧延方向加工面における破断面と比較して、板幅方向加工面における破断面では大きなディンプル（凹凸）が観察された。
図４は、一般の二相ステンレス鋼板の圧延方向の断面のミクロ組織および圧延方向に垂直な方向（板幅方向）の断面のミクロ組織の光学顕微鏡像である。図４に示す各光学顕微鏡像において、明るく表された部分がオーステナイト相（γ相）であり、暗く表された部分がフェライト相（α相）である。なお、以下では、圧延方向の断面を、単に圧延方向断面と呼称し、圧延方向に垂直な断面を板幅方向断面と呼称する。
図４に示すように、圧延方向断面では、オーステナイト相が圧延方向に延びており、オーステナイト相とフェライト相とが略層状の組織となっている。一方、板幅方向断面では、圧延方向断面と異なり、オーステナイト相が比較的点在した組織となっている。
本発明者らは、さらに、圧延方向加工面における破断面近傍のミクロ組織と板幅方向加工面における破断面近傍のミクロ組織を詳細に観察した。図５は、圧延方向加工面における破断面近傍の圧延方向断面および板幅方向加工面における破断面近傍の板幅方向断面のＳＥＭ像である。図６は、圧延方向断面のクラックおよび板幅方向のクラックを示すＳＥＭ像である。
圧延方向断面のフェライト相およびオーステナイト相は、図５（Ａ）に示すように、略一方向に延びている。二相ステンレス鋼板のクラックは、オーステナイト相より軟質なフェライト相で進展しやすいため、図６（Ａ）に示すように、圧延方向断面に観察されるクラックは、一方向に延びるフェライト相に沿って存在することが多い。圧延方向断面では、より硬質なオーステナイト相が板厚方向へのクラック進展の障壁となり、圧延方向加工面において破断が生じにくくなっていると考えられる。その結果、圧延方向加工面における破断面の割合が小さくなっていると考えられる。
一方、板幅方向断面のオーステナイト相は、図５（Ｂ）に示すように、圧延方向断面のオーステナイト相に比べて厚く、不連続になっており、フェライト相は、多方向に分岐して延び、板厚方向にも分岐している。板幅方向断面に観察されるクラックは、例えば、図６（Ｂ）に示すように多方向に分岐して延びるフェライト相に沿って存在していることが多い。板幅方向断面では、板厚方向に分岐したフェライト相およびフェライト相とオーステナイト相の界面に沿ってクラックが進展することができる。そのため、せん断加工をした際にクラックが板厚方向に進展しやすく、破断が生じやすくなっていると考えられる。その結果、板幅方向加工面における破断面の割合が大きくなっていると考えられる。
また、圧延方向断面では、オーステナイト相が略一様に薄い（オーステナイト相の板厚方向の長さが短く、均一である）ため、フェライト相からオーステナイト相に進展するクラックは、直線的である。そのため、オーステナイト相で生じる段差が小さくなり、破断面の凹凸が小さくなっていると考えられる。一方、板幅方向断面では、クラックは、板厚方向に分岐したフェライト相に向かって進展するため、破断面の凹凸が大きくなっていると考えられる。
上記のとおり、一般の二相ステンレス鋼板では、圧延方向加工面と板幅方向加工面の性状が大きく異なるため、せん断加工面の平滑化処理それぞれ異なる条件で行う必要が生じる。そのため、一般の二相ステンレス鋼板では、せん断加工品の製造工数が増加し、製造コストが増大する。
以上から、図４（Ａ）および（Ｂ）の組織を同等にすることで、均一な破面性状を得ることができると考えられ、ひいては製造コストを抑制可能となると考えられる。
以上から、図４（Ａ）および（Ｂ）の組織を同等にすることで、均一な破面性状を得ることができると考えられ、ひいては製造コストを抑制可能となると考えられる。
続いて、図７を参照して、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板のミクロ組織を説明する。図７は、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の圧延方向断面の模式図である。
本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、一般の二相ステンレス鋼板と比較して、圧延方向断面と板幅方向断面の性状がより均一なものである。詳細には、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、図７に示すように、圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相αが配され、かつアスペクト比（板厚方向の長さｂ／圧延方向の長さａ）が０．１以上であるオーステナイト相γを複数有し、複数の当該オーステナイト相γの合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である。なお、以下では、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相αが配され、かつアスペクト比ｂ／ａが０．１以上であるオーステナイト相γを「分断されたオーステナイト相」と呼称する。
圧延方向加工面において、周囲に１μｍ未満の厚みのフェライト相が存在するオーステナイト相では、フェライト相の厚みが小さいため、クラックが当該フェライト相に進展しづらくなる結果、板厚方向に進展しづらくなる。そのため、圧延方向加工面と板幅方向加工面とで、その性状が異なるものとなる。その結果、せん断加工後の二相ステンレス鋼板について、平滑化処理を圧延方向加工面と板幅方向加工面とで異なる条件にする必要が生じ、製造コストが増加する。よって、オーステナイト相の周囲に配されたフェライト相は、１μｍ以上である。オーステナイト相の周囲に配されたフェライト相は、好ましくは、２μｍ以上である。当該フェライト相が２μｍ以上であれば、そのクラックがより進展しやすくなる。
分断されたオーステナイト相の合計面積は、前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である。後述する製造方法における熱処理を行うことで、圧延方向断面において分断されたオーステナイト相が生成される。下記熱処理では、ステンレス素材が均一に加熱されるため、分断されたオーステナイト相は、板厚方向にほぼ均一に生成される。そのため、分断されたオーステナイト相の面積率が１．０％以上であれば、フェライト相が網目状に存在し、クラックは、網目状のフェライト相のうち、板厚方向に分岐したフェライト相に沿って進展する。これにより、圧延方向加工面と板幅方向加工面との性状が均一化される。その結果、せん断加工後の平滑化処理を圧延方向加工面と板幅方向加工面とで同一の条件で行うことが可能となり、製造コストが低減される。分断されたオーステナイト相の面積率は、好ましくは、１．２％以上であり、より好ましくは、１．３％以上である。
分断されたオーステナイト相の確認およびその面積率は、以下の方法で測定する。すなわち、倍率を５００倍とし、圧延方向断面の板厚方向中央部において３視野光学顕微鏡像を取得する。取得された光学顕微鏡像から分断されたオーステナイト相を特定し、分断されたオーステナイト相の長径および短径を測定する。（長径）×（短径）をその分断されたオーステナイト相の面積とし、視野中に存在する分断されたオーステナイト相の合計面積を算出する。光学顕微鏡像として取得された領域の面積に対する分断されたオーステナイト相の合計面積を一視野の分断されたオーステナイト相の面積率とする。取得された３視野の光学顕微鏡像について上記を行い、それぞれの光学顕微鏡像で求めた分断されたオーステナイト相の面積率からその平均値を求め、分断されたオーステナイト相の面積率とする。
光学顕微鏡による観察箇所は、圧延方向断面の板厚方向中央部である。詳細には、二相ステンレス鋼板の板厚をｔとしたとき、当該二相ステンレス鋼板の表面から板厚方向にｔ／２の位置を観察する。
本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対するフェライト相の面積の割合（フェライト相率）が５５％以上であることが好ましい。フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対するフェライト相の面積の割合が５５％以上であれば、分断されたオーステナイト相が形成されやすく、亀裂の進展を促進する効果を奏する。当該割合の上限は、７０％であることが好ましい。フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対するフェライト相の面積の割合が７０％以下であれば、フェライト相とオーステナイト相との界面が多く形成され、き裂の進展を促進するという効果を奏する。
アスペクト比およびフェライト相率は、上述した光学顕微鏡像を用いて算出すればよい。
ここまで、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板を説明した。本実施形態に係る二相ステンレス鋼板は、圧延方向断面において分断されたオーステナイト相を有しているため、せん断加工した際に、この分断されたオーステナイト相の周囲のフェライト相にクラックが進展しやすく、様々な方向にクラックが進展しやすい。そのため、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の圧延方向加工面の性状は、板幅方向加工面の性状と似たものとなる。その結果、後工程において、せん断加工後の平滑化処理を圧延方向加工面と板幅方向加工面とで同一の条件で行うことが可能となり、製造コストが低減される。
＜二相ステンレス鋼板の製造方法＞
続いて、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の製造方法を説明する。本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の製造方法は、上述した化学成分を有するステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃以上の温度で巻き取る熱間圧延工程と、熱間圧延工程後の前記ステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う熱処理工程を有する。
続いて、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の製造方法を説明する。本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の製造方法は、上述した化学成分を有するステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃以上の温度で巻き取る熱間圧延工程と、熱間圧延工程後の前記ステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う熱処理工程を有する。
［熱間圧延工程］
本工程では、上述した化学成分を有するステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃以上の温度で巻き取る。熱間圧延に供するステンレス素材としては、例えば、連続鋳造により得られたステンレス鋼片等を用いればよい。
本工程では、上述した化学成分を有するステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃以上の温度で巻き取る。熱間圧延に供するステンレス素材としては、例えば、連続鋳造により得られたステンレス鋼片等を用いればよい。
熱間圧延前にステンレス素材を１１５０～１２５０℃に加熱することが好ましい。加熱温度が１１５０℃未満であると、熱間加工圧延中に耳割れが生じる場合がある。一方、加熱温度が１２５０℃超であると、加熱炉内で鋼片が変形したり、熱延時に疵が生じやすくなるという問題が生じる場合がある。
上記加熱後、ステンレス素材を熱間圧延する。圧下率は、５０％以下であることが好ましい。圧下率が５０％より大きいと、圧延方向毎の組織形状の差異が助長され、圧延方向によらず均一な破面性状を得られない場合がある。
熱間圧延は、複数パス行ってもよく、複数パス行う場合は、１パス当たりの圧下率は５０％以下とする。
圧延後のステンレス素材の巻取り温度は６８０℃以上である。フェライト相とオーステナイト相では、フェライト相の方が先に回復、再結晶が起こる。ステンレス素材の巻取り温度を高くすることで、巻取り時にフェライト相の回復が起こり、また、フェライト相の一部で再結晶が起こる。巻取り温度が６８０℃未満であると、フェライト相の回復が十分でなく、フェライト相およびオーステナイト相の双方を次工程の熱処理工程で回復、再結晶させる必要がある。その場合、熱処理工程でオーステナイト相を成長させて分断されたオーステナイト相を形成させるために、長時間の熱処理が必要となり、生産性が低下する。よって、巻き取り温度は６８０℃以上とする。一方、巻き取り温度の上限は、７５０℃であることが好ましい。巻取り温度が７５０℃を超えると、フェライト相の成長を招き、破断面率の著しい増加を招く恐れがある。
［熱処理工程］
本工程では、熱間圧延工程後のステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う。
本工程では、熱間圧延工程後のステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う。
熱処理温度は１０５０℃以上である。熱処理温度が１０５０℃未満であると、オーステナイト相の分断および球状化が不十分となる。よって、熱処理温度は１０５０℃以上である。一方、熱処理温度の上限は、１２００℃であることが好ましい。熱処理温度が１２００℃を超えると、フェライト相の成長を招き、破断面率の著しい増加を招く恐れがある。
熱処理時間は、３０～６０秒である。熱処理時間が３０秒未満であると、オーステナイト相の成長が不十分であり、分断されたオーステナイト相が形成されないため、好ましくない。一方、熱処理時間が６０秒超であると、生産性が低下し、製造コストが増加するため好ましくない。よって、熱処理時間の上限は、６０秒である。
上記の製造方法で得られた二相ステンレス鋼板は、必要に応じて、さらに冷間圧延、熱処理、または酸洗を行ってもよい。これらの工程については特に制限されず、条件は適宜選択すれば良い。
以上、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の製造方法について説明した。上記により、分断されたオーステナイト相が生成される。また、上記により、圧延方向に延びたオーステナイト相の板厚方向の長さが局所的に短くなったネック部分も生じる。また、破断の起点となるクラックの発生部分付近に分断されたフェライト相が存在しない場合でも、オーステナイト相に板厚方向の長さが局所的に短いネック部分に亀裂が進展しやすい。そのため、本実施形態に係る二相ステンレス鋼板の圧延方向加工面の性状は、板幅方向加工面の性状と似たものとなる。その結果、後工程において、せん断加工後の平滑化処理を圧延方向加工面と板幅方向加工面とで同一の条件で行うことが可能となり、製造コストが低減される。
以下に、実施例を示しながら、本発明の実施形態について、具体的に説明する。なお、以下に示す実施例は、本発明のあくまでも一例であって、本発明が、下記の例に限定されるものではない。
（実施例１）
表２、３に示す化学成分を有するステンレス素材に対し、表４に示す条件で熱間圧延工程および熱処理工程を実施して、板厚が３．５ｍｍｔの試料を作製した。
表２、３に示す化学成分を有するステンレス素材に対し、表４に示す条件で熱間圧延工程および熱処理工程を実施して、板厚が３．５ｍｍｔの試料を作製した。
上記工程を経て得られた試料について、せん断クリアランスを９％として打ち抜き後の試料サイズを４０ｍｍφとする打ち抜き加工試験を行った。
試料の圧延方向断面のミクロ組織を光学顕微鏡観察し、分断されたオーステナイト相の確認およびその面積率の算出を以下の方法で行った。すなわち、倍率を５００倍とし、圧延方向断面の板厚方向中央部（二相ステンレス鋼板の板厚をｔとしたとき、当該二相ステンレス鋼板の表面から板厚方向にｔ／２の位置）において３視野光学顕微鏡像を取得した。取得された光学顕微鏡像から分断されたオーステナイト相を特定し、分断されたオーステナイト相の長径および短径を測定する。（長径）×（短径）をその分断されたオーステナイト相の面積とし、視野中に存在する分断されたオーステナイト相の合計面積を算出した。光学顕微鏡像として取得された領域の面積に対する分断されたオーステナイト相の合計面積を一視野の分断されたオーステナイト相の面積率とし、取得された３視野の光学顕微鏡像について上記を行い、それぞれの光学顕微鏡像で求めた分断されたオーステナイト相の面積率からその平均値を求め、分断されたオーステナイト相の面積率とした。また、分断されたオーステナイト相の密度、フェライト相の面積率についても、上記光学顕微鏡像から算出した。
せん断加工性の評価は、以下の方法で行った。圧延方向加工面における破断面の面積率に対する板幅方向加工面における破断面の面積率（圧延方向破断面積率／板幅方向破断面積率＝破断面比）が０．８５以上１．１５未満であれば、後工程の平滑化処理を圧延方向加工面と板幅方向加工面とを同一の条件で行うことができる。なお、０．８５未満では、圧延方向の破断面積率が不十分である。また、１．１５以上では、圧延方向の破断面積率が過大である。いずれの場合も方向の均一化処理はされているとは言えず、後工程の煩雑化を招く。そのため、圧延方向加工面における破断面の面積率に対する板幅方向加工面における破断面の面積率が０．８５以上１．１５未満である場合をせん断加工性が良好であると評価した。評価結果を表５に示す。表５中、「面積率」は、圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積（分断されたオーステナイト相の面積率）である。
得られた各鋼板の化学組成は、それぞれのステンレス鋼の素材の化学組成と実質的に同一であった。また、表２～５に示すように、本発明に係る二相ステンレス鋼板は、せん断加工性が良好であることが分かった。
以上、本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
Claims (6)
- オーステナイト相とフェライト相を含有する二相ステンレス鋼板であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～８．００％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、および、
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなり、
圧延方向に平行な断面において、周囲に１μｍ以上の厚みを有するフェライト相が配された複数のオーステナイト相であって、圧延方向の長さに対する板厚方向の長さの比が０．１以上である複数のオーステナイト相の合計面積が前記圧延方向に平行な断面の面積に対して１．０％以上である、二相ステンレス鋼板。 - フェライト相とオーステナイト相の合計面積に対する前記フェライト相の面積の割合が、５５％以上７０％以下である、請求項１に記載の二相ステンレス鋼板。
- 質量％で、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｓｉ：０．７５％以下、
Ｍｎ：２．００～４．００％、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０２０％以下、
Ｎｉ：１．５０～２．５０％、
Ｃｒ：２０．５０～２１．５０％、
Ｍｏ：０．６０％以下、
Ｃｕ：０．５０～１．５０％、および、
Ｎ：０．１５０～０．２００％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる、請求項１または２に記載の二相ステンレス鋼板。 - Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１００％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、請求項１～３のいずれか１項に記載の二相ステンレス鋼板。 - 請求項１に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法であって、
質量％で、
Ｃ：０．０８％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：４．００％以下、
Ｐ：０．０４０％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｎｉ：１．５０～６．８０％、
Ｃｒ：２０．５０～２８．００％、
Ｍｏ：５．００％以下、
Ｃｕ：０．０５～１．５０％、
Ｗ：０．００５～１．００％、および
Ｎ：０．０８０～０．３２０％、
を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなるステンレス素材に熱間圧延を施し、６８０℃以上の温度で巻き取る熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記ステンレス素材を１０５０℃以上の温度で、３０～６０秒保持する熱処理を行う熱処理工程を有する、二相ステンレス鋼板の製造方法。 - 前記ステンレス素材が、Ｆｅの一部に変えて、質量％で、
Ａｌ：０．００３～０．０５０％、
Ｎｂ：０．００５～０．２０％、
Ｔｉ：０．００５～０．２０％、
Ｃｏ：０．００５～０．２５％、
Ｖ：０．００５～０．１５％、
Ｓｎ：０．００５～０．２０％、
Ｓｂ：０．００５～０．２０％、
Ｇａ：０．００１～０．０５０％、
Ｚｒ：０．００５～０．５０％、
Ｔａ：０．００５～０．１００％、および、
Ｂ：０．０００２～０．００５０％、
からなる群から選択される１種以上を含有する、請求項５に記載の二相ステンレス鋼板の製造方法。
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