特許 7283271 フェライト系快削ステンレス鋼及びその鋼材の製造方法

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】

(24)【登録日】2023-05-22

(45)【発行日】2023-05-30

(54)【発明の名称】フェライト系快削ステンレス鋼及びその鋼材の製造方法

(51)【国際特許分類】

   C22C 38/00 20060101AFI20230523BHJP

   C22C 38/60 20060101ALI20230523BHJP

   C21D 8/00 20060101ALI20230523BHJP

   C21D 6/00 20060101ALI20230523BHJP

【ＦＩ】

C22C38/00 302Z

C22C38/60

C21D8/00 E

C21D6/00 102E

【請求項の数】 5

(21)【出願番号】P 2019122390

(22)【出願日】2019-06-28

(65)【公開番号】P2021008647

(43)【公開日】2021-01-28

【審査請求日】2022-04-14

(73)【特許権者】

【識別番号】000003713

【氏名又は名称】大同特殊鋼株式会社

(74)【代理人】

【識別番号】110001184

【氏名又は名称】弁理士法人むつきパートナーズ

(72)【発明者】

【氏名】古庄 千紘

(72)【発明者】

【氏名】高林 宏之

【審査官】河口 展明

(56)【参考文献】

【文献】特開２０１７－１１０２８５（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００８－１０６３０６（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００５－０６０８１２（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開平１０－２３７６０３（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００７－２３８９８１（ＪＰ，Ａ）

(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)

Ｃ２２Ｃ ３８／００－３８／６０

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

フェライト系快削ステンレス鋼であって、
質量％で、
Ｃ：０．０１５％以下、
Ｓｉ：０．０２～０．６０％、
Ｍｎ：０．１～２．０％、
Ｐ：０．０５０％を超え０．３００％以下、
Ｃｕ：１．５％以下、
Ｎｉ：１．５％以下、
Ｃｒ:１０．０～２５．０％、
Ｍｏ：２．０％以下、
Ａl:０．３０～２．００％、
Ｏ：０．０４００％以下、
Ｎ：０．０３５％以下、
Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、
更に、
Ｐｂ：０．０３～０．４０％、
Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、
Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含み、且つ、
元素Ｍの質量％を［Ｍ］とすると、
９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋４５０［Ｐ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］≦３４０、及び、
（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋１．５［Ｓｉ］＋４［Ａｌ］）／（［Ｎｉ］＋０．５［Ｍｎ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］）≧７
を満たし、残部をＦｅ及び不可避的不純物とする成分組成からなることを特徴とするフェライト系快削ステンレス鋼。

【請求項2】

前記成分組成は、
Ｂ：０．０００１～０．００８０％、
Ｍｇ：０．０００５～０．０１００％、及び、
Ｃａ：０．０００５～０．０１００％
から選択される１種又は２種以上を更に含むことを特徴とする請求項１記載のフェライト系快削ステンレス鋼。

【請求項3】

フェライト系快削ステンレス鋼材の製造方法であって、
質量％で、
Ｃ：０．０１５％以下、
Ｓｉ：０．０２～０．６０％、
Ｍｎ：０．１～２．０％、
Ｐ：０．０５０％を超え０．３００％以下、
Ｃｕ：１．５％以下、
Ｎｉ：１．５％以下、
Ｃｒ:１０．０～２５．０％、
Ｍｏ：２．０％以下、
Ａl:０．３０～２．００％、
Ｏ：０．０４００％以下、
Ｎ：０．０３５％以下、
Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、
更に、
Ｐｂ：０．０３～０．４０％、
Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、
Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含み、且つ、
元素Ｍの質量％を［Ｍ］とすると、
９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋４５０［Ｐ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］≦３４０、及び、
（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋１．５［Ｓｉ］＋４［Ａｌ］）／（［Ｎｉ］＋０．５［Ｍｎ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］）≧７
を満たし、残部をＦｅ及び不可避的不純物とする成分組成からなるフェライト単相合金を鍛造し、９００～１２００℃における絞り量が５０パーセント以上とする鋼塊を得た上で、焼き鈍し熱処理を施されて供されることを特徴とするフェライト系快削ステンレス鋼材の製造方法。

【請求項4】

前記成分組成は、
Ｂ：０．０００１～０．００８０％、
Ｍｇ：０．０００５～０．０１００％、及び、
Ｃａ：０．０００５～０．０１００％
から選択される１種又は２種以上を更に含むことを特徴とする請求項３記載のフェライト系快削ステンレス鋼材の製造方法。

【請求項5】

前記焼き鈍し熱処理後の硬さが１９０ＨＶ以下であることを特徴とする請求項３又は４に記載のフェライト系快削ステンレス鋼材の製造方法。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、切削性に優れたフェライト系快削ステンレス鋼及びその鋼材の製造方法に関し、特に、冷間で切断加工されて供される製品に適したフェライト系快削ステンレス鋼及びその鋼材の製造方法に関する。

【背景技術】

【0002】

ＳＵＳ４３０Ｆに代表されるフェライト系快削ステンレス鋼は、被削性を向上させる目的でＳ（硫黄）のような、いわゆる「快削元素」を添加された成分組成を有している。また、更なる被削性の向上のため、Ｓｅ（セレン），Ｐｂ（鉛），Ｂｉ（ビスマス），Ｔｅ（テルル）などの成分元素を適宜、複合添加することも提案されている。

【0003】

ここで、孔径が２ｍｍ以下といった細径ドリル加工において、特に、孔深さが孔径の２倍以上の細径ドリル加工を施そうとした場合、工具寿命、加工面粗度、及び切り屑破砕性に対する要求がよりシビアとなる。そこで、上記したような快削元素の添加量を増やした快削鋼が検討され得るが、一方で、かかる快削元素を添加することで、素材の供給工程における熱間加工性が低下し素材の供給工程での製造性に欠けるといった問題を指摘された。

【0004】

例えば、特許文献１では、細径ドリルに対する被削性及び素材の供給工程における熱間加工性に優れるフェライト系快削ステンレス鋼として、フェライト安定化元素であるＡｌの含有量を高めてフェライトの相安定性を高めた快削鋼を開示している。詳細には、質量％で、Ｃ：０．０１５％以下、Ｓｉ：０．０２～０．６０％、Ｍｎ：０．２～２．０％、Ｐ：０．０５０％以下、Ｃｕ：１．５％以下、Ｎｉ：１．５％以下、Ｃｒ:１０．０～２５．０％、Ｍｏ：２．０％以下、Ａl:０．３０～２．５０％、Ｏ：０．００３０～０．０４００％、Ｎ：０．０３５％以下、Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、更に、Ｐｂ：０．０３～０．４０％、Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含み、元素Ｍの質量％を［Ｍ］とすると、９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］≦３００を満たす合金組成を有し、フェライト断面積率を９５％以上とした合金であるとしている。ここで、元素Ｍの式は、固溶化元素によるマトリクス強度を示す式としているように、特許文献１の合金では、フェライト単相を維持しつつ、マトリクス強度を低減させ、切削性と熱間加工性の両立を図っている。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0005】

【文献】特開２０１７－１１０２８５号公報

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0006】

フェライト系快削ステンレス鋼を用いて、ボールペンのペン先のような精密加工をする場合、冷間切断後に細径ドリル加工を行い、その開口を利用したいとの要望がある。ここで、特許文献１のように、マトリクス強度を低減させた合金の場合、冷間切断による切断部に加工変質層が残存することがあり、続く細径ドリル加工において、十分な加工精度を得ることができない場合があった。

【0007】

本発明はかかる状況に鑑みてなされたものであって、その目的とするところは、細径ドリルに対する被削性及び熱間加工性に優れ、冷間で切断加工されて供される製品に適したフェライト系快削ステンレス鋼及びその鋼材の製造方法を提供することにある。

【課題を解決するための手段】

【0008】

本発明によるフェライト系快削ステンレス鋼は、フェライト系快削ステンレス鋼であって、質量％で、Ｃ：０．０１５％以下、Ｓｉ：０．０２～０．６０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｐ：０．０５０％を超え０．３００％以下、Ｃｕ：１．５％以下、Ｎｉ：１．５％以下、Ｃｒ:１０．０～２５．０％、Ｍｏ：２．０％以下、Ａl:０．３０～２．００％、Ｏ：０．０４００％以下、Ｎ：０．０３５％以下、Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、更に、Ｐｂ：０．０３～０．４０％、Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含み、且つ、元素Ｍの質量％を［Ｍ］とすると、９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋４５０［Ｐ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］≦３４０、及び、（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋１．５［Ｓｉ］＋４［Ａｌ］）／（［Ｎｉ］＋０．５［Ｍｎ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］）≧７、を満たし、残部をＦｅ及び不可避的不純物とする成分組成からなることを特徴とする。

【0009】

かかる発明によれば、細径ドリルに対する被削性及び素材の供給工程における熱間加工性に優れるとともに、冷間で切断加工されて供される製品に適するのである。

【0010】

上記した発明において、前記成分組成は、Ｂ：０．０００１～０．００８０％、Ｍｇ：０．０００５～０．０１００％、及び、Ｃａ：０．０００５～０．０１００％から選択される１種又は２種以上を更に含むことを特徴としてもよい。かかる発明によれば、熱間加工性に更に優れ、高い製造性を有するのである。

【0011】

また、本発明によるフェライト系快削ステンレス鋼材の製造方法は、フェライト系快削ステンレス鋼の製造方法であって、質量％で、Ｃ：０．０１５％以下、Ｓｉ：０．０２～０．６０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｐ：０．０５０％を超え０．３００％以下、Ｃｕ：１．５％以下、Ｎｉ：１．５％以下、Ｃｒ:１０．０～２５．０％、Ｍｏ：２．０％以下、Ａl:０．３０～２．００％、Ｏ：０．０４００％以下、Ｎ：０．０３５％以下、Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、更に、Ｐｂ：０．０３～０．４０％、Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含み、且つ、元素Ｍの質量％を［Ｍ］とすると、９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋４５０［Ｐ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］≦３４０、及び、（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋１．５［Ｓｉ］＋４［Ａｌ］）／（［Ｎｉ］＋０．５［Ｍｎ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］）≧７を満たし、残部をＦｅ及び不可避的不純物とする成分組成からなるフェライト単相合金を鍛造し、９００～１２００℃における絞り量が５０パーセント以上とする鋼塊を得た上で、焼き鈍し熱処理を施されて供されることを特徴とする。

【0012】

かかる発明によれば、細径ドリルに対する被削性及び素材の供給工程における熱間加工性に優れるとともに、冷間で切断加工されて供される製品に適したフェライト系快削ステンレス鋼材を製造できる。

【0013】

上記した発明において、前記成分組成は、Ｂ：０．０００１～０．００８０％、Ｍｇ：０．０００５～０．０１００％、及び、Ｃａ：０．０００５～０．０１００％から選択される１種又は２種以上を更に含むことを特徴としてもよい。かかる発明によれば、熱間加工性に優れ製造性を高め得るのである。

【0014】

上記した発明において、前記焼き鈍し熱処理後の硬さが１９０ＨＶ以下であることを特徴としてもよい。かかる発明によれば、さらに細径ドリルに対する被削性に優れる。

【図面の簡単な説明】

【0015】

【図1】フェライト系快削ステンレス鋼の製造方法の例を示すフロー図である。

【図2】実施例及び比較例の成分組成を示す図である。

【図3】実施例及び比較例の成分組成を示す図である。

【図4】実施例及び比較例の評価試験の結果を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0016】

本発明者は、細径ドリルでの加工に対する被削性に優れるとともに、冷間で切断加工されて供される製品に適した加工性を有するフェライト系快削ステンレス鋼の成分組成について検討した。

【0017】

細径ドリルでの加工に対する被削性としては、鋼のマトリクス強度を低下させることで細径ドリルでの高速切削におけるスラスト値を低く安定させて、工具摩耗を抑制する。

【0018】

他方、冷間切断性としては、例えば、冷間で部材を剪断し切断加工したときに変形の少ない切断面を得られるよう、鋼の脆性を高める。特に、延性脆性遷移温度（ＤＢＴＴ）を高く保ち、材料の切断面にバリなどの原因となる塑性歪みを発生しづらくすることで、最終製品の形状を安定させる。

【0019】

ところで、フェライト系ステンレス鋼においては、一般的にマトリクス強度を低下させるとＤＢＴＴを低下させる傾向にある。ＤＢＴＴの低下は、鋼の延性を増大させて冷間切断性の低下を生じさせる。つまり、細径ドリル加工に対する被削性と冷間切断性とは単純には両立しない。

【0020】

そこで、本発明者はＰの添加による影響に着目した。例えば、ＰはＡｌとともにマトリクス強度を上昇させる元素であるとともに、延性脆性遷移温度を上昇させる元素でもある。ところが、ＰはＡｌに比べて延性脆性遷移温度を上昇させる効果が大きく、マトリクス強度の上昇を抑えつつ延性脆性遷移温度を上昇させるよう含有させることが可能である。

【0021】

そして、Ｓｉ、Ｃｒ、ＭｏやＡｌなどの固溶強化元素の添加量を減少させてＰの含有量を高めた複数の成分組成のフェライト系快削ステンレス鋼において、マトリクス強度及びフェライト相の相安定性を予測する以下の式１及び式２の値を算出し、熱間加工性に併せ、被削性や冷間加工性の評価を行った。また、その結果に基づいて、熱間加工性を維持しつつ細径ドリル加工に対する被削性及び冷間切断性を向上させ得るＰ及びその他の元素の含有量の範囲、及び式１の値（ＭＳ値）及び式２の値（ＦＳ値）の範囲を見出した。

【0022】

なお、式１及び式２については、元素Ｍの質量％を［Ｍ］とし、以下の通りである。

式１：ＭＳ＝９００（［Ｃ］＋［Ｎ］）＋１７０［Ｓｉ］＋４５０［Ｐ］＋１２［Ｃｒ］＋３０［Ｍｏ］＋１０［Ａｌ］

式２：ＦＳ＝（［Ｃｒ］＋［Ｍｏ］＋１．５［Ｓｉ］＋４［Ａｌ］）／（［Ｎｉ］＋０．５［Ｍｎ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］）

ここで、式１はマトリクス強度を予測するための式であり固溶強化元素によるものである。また、式２は熱間鍛造温度域でのフェライト相の相安定性を予測するための式であり、分子がフェライト安定化元素、分母がオーステナイト安定化元素の寄与を示すものである。

【0023】

上記を踏まえて、図１に沿って本実施例におけるフェライト系ステンレス鋼材の製造方法について説明する。

【0024】

図１に示すように、まず、所定の成分組成のフェライト系ステンレス鋼によって、フェライト単相合金の鋼塊を鍛造する（Ｓ１）。

【0025】

ここで、所定の成分組成としては、質量％で、Ｃ：０．０１５％以下、Ｓｉ：０．０２～０．６０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｐ：０．０５０％を超え０．３００％以下、Ｃｕ：１．５％以下、Ｎｉ：１．５％以下、Ｃｒ:１０．０～２５．０％、Ｍｏ：２．０％以下、Ａl:０．３０～２．００％、Ｏ：０．０４００％以下、Ｎ：０．０３５％以下、Ｓ：０．１０～０．４５％を含むとともに、更に、Ｐｂ：０．０３～０．４０％、Ｂｉ：０．０３～０．４０％、及び、Ｔｅ：０．０１～０．１０％から選択される２種以上を含むものとする。さらに、上記した式１及び式２において、ＭＳ≦３４０、ＦＳ≧７を満たすものとする。

【0026】

さらに、この鋼塊は、鍛造ままの状態で９００～１２００℃のいずれの温度においても絞り量を５０パーセント以上とするようにされる。

【0027】

次いで、この鋼塊に焼き鈍し熱処理を施すことで製品としてのフェライト系ステンレス鋼材が得られる（Ｓ２）。焼き鈍し熱処理としては、例えば、７４０～８００℃の間で適宜設定される保持温度において４時間保持する熱処理とし得る。

【0028】

以上によって、細径ドリル加工に対する被削性に優れるとともに、冷間切断性に優れる快削ステンレス鋼材を得ることができる。

【0029】

＜評価試験＞
このような快削ステンレス鋼や、これに類似するステンレス鋼を用いた評価試験について、図２～図４を用いて説明する。

【0030】

評価試験では、図２及び図３の実施例１乃至２５及び比較例１乃至１５に示す成分組成の鋼塊１５０ｋｇをそれぞれ溶製し、熱間鍛造した後、一部を熱間鍛造まま材として後述する試験に供し、残りを熱間圧延して直径２０ｍｍの丸棒及び６０ｍｍ角の角材とした。さらに、焼鈍処理として、７５０℃の温度で４時間保持して空冷した。得られた丸棒及び角材からなる焼鈍材等を用いて、適宜、下記試験片を切り出してそれぞれ試験し結果を評価した。

【0031】

［ビッカース硬さ］
焼鈍材から、溶製後の鋼塊時に「ｍｉｄｄｌｅ部」に相当する箇所において、ビッカース硬さを測定した。測定は５点で行い、その平均値を記録し、図４に示した。

【0032】

［熱間加工性］
上記した熱間鍛造まま材からグリーブル試験片を採取して、高温での高速引張試験を行った。試験片の平行部はφ４．５ｍｍ×２０ｍｍＬ、つかみ部はＭ６×１０ｍｍＬとした。試験片は、１００秒で１１００℃まで昇温して６０秒保持後、それぞれ試験温度まで１０℃／ｓで変化させて６０秒保持し、５０．８ｍｍ／ｓの速度で引っ張り、破断させた。試験温度は９００℃から５０℃刻みで１２００℃までの７点とする。破断後、破断位置での絞り量を測定し、９００～１２００℃での熱間加工性として、７点の試験温度の全てにおいて絞り量５０％以上となった場合を良好と評価して「Ａ」を、７点の試験温度のうちいずれかにおいて絞り量５０％未満となった場合を不良と評価して「Ｃ」をそれぞれ記録し、図４に示した。

【0033】

［熱間オーステナイト量］
上記した熱間鍛造まま材より、１５ｍｍ角×２ｍｍＴの板状試料を採取し、表面を鏡面研磨してエッチングし、２５℃においてミクロ組織観察を行った。熱間で生じたオーステナイトは冷却によってマルテンサイトに変態するため、かかるミクロ組織観察においては、組織中にマルテンサイトが含まれるかを観察し、熱間でのオーステナイト発生の有無を調査した。組織中にマルテンサイトが含まれない場合に熱間でオーステナイトが生じていないと評価して「Ａ」を、マルテンサイトが含まれる場合に熱間でオーステナイトが生じたものと評価して「Ｃ」をそれぞれ記録し、図４に示した。すなわち、鋼塊溶製後の製造工程で最も高温度となる熱間鍛造時にフェライト－オーステナイトの２相状態を生じると熱間加工性に悪影響を与えると評価しているのである。

【0034】

［冷間切断性］
冷間切断性については、ＤＢＴＴ（延性脆性遷移温度）で評価した。焼鈍材を用いた衝撃試験を行い、ＤＢＴＴを求めた。シャルピー吸収エネルギーの温度依存データを取得し、脆性破面率５０％となる温度をＤＢＴＴと規定した。ＤＢＴＴが５℃以上のときを冷間切断性が良好なものと評価して「Ａ」を、－２０℃を超えて５℃未満のときを可と評価して「Ｂ」を、－２０℃以下のときを不良と評価して「Ｃ」をそれぞれ記録し、図４に示した。

【0035】

［細径ドリル被削性］
細径ドリルに対する被削性を評価するため、ドリル工具寿命及び切屑破砕性を評価した。詳細には、焼鈍材に対して、φ１ｍｍのハイスドリルを用いて、送り０．０３ｍｍ／ｒｅｖ、切削速度７０ｍ／ｍｉｎとし、潤滑剤を用いずに穿孔を行ってドリル工具寿命及び切屑破砕性を評価した。ドリルの折損なく４０００ｍｍを超えて穿孔の可能な場合を良好と評価して「Ａ」を、２０００～４０００ｍｍの穿孔の可能な場合を可と評価して「Ｂ」を、２０００ｍｍ未満の場合を不良と評価して「Ｃ」を記録し、それぞれ図４に示した。また、切屑破砕性は、切り屑を観察して８０％以上の切り屑が１又は２カール以内で分断されていれば良好と評価して「Ａ」を、３～５カールで分断されていれば可と評価して「Ｂ」を、６カール以上連続していれば不良と評価して「Ｃ」をそれぞれ記録し、図４に示した。

【0036】

次に、上記した実施例１乃至２５及び比較例１乃至１５のビッカース硬さ、熱間加工性、フェライト量、ドリル工具寿命、切屑破砕性のそれぞれの結果について、図４に基づいて説明する。

【0037】

実施例１乃至２５は、ビッカース硬さが１２４～１８９ＨＶの範囲内であり、いずれの実施例においてもマトリクス強度を低下せしめ、被削性の向上に寄与していると考えられる。また、ドリル工具寿命及び切屑破砕性のいずれにおいても良好（Ａ）又は可（Ｂ）の評価を得ている。また、熱間オーステナイト量の評価はいずれも良好（Ａ）であり、熱間鍛造においてフェライト単相を維持できたと考えられる。併せて、熱間加工性の評価においていずれも良好（Ａ）であった通り、この試験温度において高い熱間加工性を維持できている。さらに、ＤＢＴＴによって評価した冷間切断性も「Ａ」又は「Ｂ」であり、優れた冷間切断性を有するものと考えられる。すなわち、実施例１乃至２５によれば熱間加工性を維持しつつ、細径ドリル加工に対する被削性に優れるとともに、冷間切断性に優れる快削ステンレス鋼材とし得ることが判った。なお、マトリクス強度を予測する式１の値（ＭＳ値）は２１９～３３２であった。さらに、熱間鍛造温度域でのフェライト相の相安定性を予測する式２の値（ＦＳ値）は１０．３～２９．５であった。

【0038】

一方、比較例１は、実施例に比べてＣの含有量が多く、熱間加工性及び熱間オーステナイト量において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。熱間でオーステナイトが生成されたためと考えられる。

【0039】

比較例２は、実施例に比べてＳｉの含有量が多く、ドリル工具寿命で不良の評価であった。ＭＳ値が大きかったことからも、マトリクス強度を高くして、ドリル切削時のスラストを大きくしてしまったものと考えられる。

【0040】

比較例３は、実施例に比べて快削元素であるＳの含有量が低く、冷間切断性、ドリル工具寿命、切屑破砕性において不良の評価であった。

【0041】

比較例４は、実施例に比べてＳの含有量が多く、熱間加工性において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。

【0042】

比較例５は、実施例に比べてＮｉの含有量が多く、熱間加工性、熱間オーステナイト量において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。ＦＳ値が実施例に比べて小さかったこともあり、熱間でオーステナイトが生成されたものと考えられる。

【0043】

比較例６は、実施例に比べてＭｏの含有量が多く、ドリル工具寿命において不良の評価であった。ＭＳ値は３４０以下ではあるものの比較的大きく、マトリクス強度を高くして、ドリル切削時のスラストを大きくしてしまったものと考えられる。

【0044】

比較例７は、実施例に比べてＡｌの含有量が少なく、熱間加工性において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。熱間オーステナイト量も不良の評価であり、ＦＳ値が低かったことからも、熱間でオーステナイトが生成されたものと考えられる。

【0045】

比較例８は、実施例に比べてＣｒの含有量が少なく、Ｐｂの含有量が多く、熱間加工性において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。

【0046】

比較例９は、実施例に比べてＢｉの含有量が多く、熱間加工性において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。

【0047】

比較例１０、比較例１１、及び、比較例１２は、実施例に比べてＡｌの含有量が少なく、代わりにそれぞれＮｂ、Ｔｉ、及び、Ｖが添加されており、冷間切断性、ドリル工具寿命、切屑破砕性において不良の評価であった。Ｎｂ、Ｔｉ、又は、Ｖの含有によってフェライト相を安定させて熱間でオーステナイトを生成させず熱間加工性には優れるものの、炭窒化物の微細分散による結晶粒の微細化や固溶強化によってマトリクス強度を高くしてしまい、ドリル加工時のスラストを大きくしてしまったものと考えられる。また、Ｎｂ、Ｔｉ、及び、Ｖそれぞれの脆化作用はＡｌに劣り、そのため冷間切断性や切屑破砕性の評価を低下させたものと考えられる。

【0048】

比較例１３は、冷間切断性、ドリル工具寿命において不良の評価であった。ＭＳ値が実施例に比べて大きく３４０を超えたことからも、マトリクス強度を高くして、ドリル切削時のスラストを大きくしてしまったものと考えられる。

【0049】

比較例１４は、実施例に比べてＦＳ値が小さく、熱間加工性、熱間オーステナイト量において不良の評価であり、熱間鍛造できなかった。熱間でオーステナイトが生成されたものと考えられる。

【0050】

比較例１５は、Ｐの含有量が少ない以外、実施例と同等の成分組成を有していたが、冷間切断性において不良の評価であった。Ｐの不足によってＤＢＴＴを低くしてしまったものと考えられる。

【0051】

以上の結果と他のいくつかの同様の試験結果に基づき、上記した実施例と同等の成分組成の鋼において、必要とされる細径ドリル被削性と冷間切断性を得るためのマトリクス強度を予測する式１の値（ＭＳ値）を３４０以下と定めた。なお、ＭＳ値は上記したドリル被削性の評価などから、好ましくは１００～３４０の範囲内であり、より好ましくは１５０～３２０の範囲内である。

【0052】

また、熱間加工性を維持するためには、上記したように、フェライト単相領域で熱間鍛造を行うことを必要とする。そのためにフェライト相の好ましい相安定性とするための式２の値（ＦＳ値）を７以上と定めた。すなわち、ＦＳ値を７以上とすることで、フェライト相の相安定性を高めてフェライト単相温度領域の上限温度を上昇させ、フェライト単相温度領域での鍛造を容易とするのである。

【0053】

ところで、上記した評価試験とほぼ同等の熱間加工性、被削性及び冷間切断性を与え得る合金の組成範囲は以下のように定められる。

【0054】

Ｃは、代表的な固溶強化元素であり、マトリクス強度を上昇させるとともに、アブレシブ粒子となる硬質な炭化物を形成し、ドリル被削性を低下させ得る。そこで、Ｃは、質量％で、０．０１５％以下であり、好ましくは０．０１２％以下である。

【0055】

Ｓｉは、脱酸剤として有効な元素である。一方、Ｓｉは代表的な固溶強化元素でもあり、過剰に添加するとマトリクス強度を上昇させドリル被削性を低下させる可能性がある。そこで、Ｓｉは、質量％で、０．０２～０．６０％の範囲内、好ましくは０．０２～０．４０％の範囲内である。

【0056】

Ｍｎは、Ｓと化合物を生成し、ドリル被削性の向上に寄与する元素である。また、Ｓの粒界偏析を抑制し熱間加工性を向上させる。一方、Ｍｎはオーステナイト安定化元素であり、過剰に添加すると熱間鍛造温度域でフェライト相を不安定にする。そこで、Ｍｎは、質量％で、０．２～２．０％の範囲内である。

【0057】

Ｐは、ＤＢＴＴを大きく上昇させて冷間切断性を向上させ得る。一方、Ｐは固溶強化元素であり、マトリクス強度を上昇させドリル被削性を低下させる可能性がある。そこで、Ｐは、質量％で、０．０５０％を超え、０．３００％以下であり、好ましくは０．２００％以下である。

【0058】

Ｃｕは、オーステナイト安定化元素であり、熱間鍛造温度域でフェライト相を不安定にする。そこで、Ｃｕは、質量％で、１．５％以下である。

【0059】

Ｎｉは、オーステナイト安定化元素であり、熱間鍛造温度域でフェライト相を不安定にする。そこで、Ｎｉは、質量％で、１．５％以下である。

【0060】

Ｃｒは、耐食性の向上に寄与する元素である。一方、Ｃｒは過剰に添加するとマトリクス強度を上昇させ、ドリル被削性を低下させる可能性がある。そこで、Ｃｒは、質量％で、１０．０～２５．０％の範囲内、好ましくは１０．０～１７．０％の範囲内である。

【0061】

Ｍｏは、耐食性の向上に寄与する元素であり必要に応じて添加し得るが、代表的な固溶強化元素でもあり、マトリクス強度を上昇させ、被削性を低下させる可能性がある。そこで、Ｍｏは、質量％で、２．０％以下である。

【0062】

Ａｌは、延性脆性遷移温度を高温側にシフトさせ、マトリクスの脆化を促し切屑破砕性の向上に寄与する元素である。また、鍛造温度域における強力なフェライト相の安定化元素であり、熱間加工性の確保のために必要である。一方、Ａｌは過剰に添加すると鋼塊の冷却割れの要因となり製造性に悪影響を及ぼす可能性がある。そこで、Ａｌは、質量％で、０．３０～２．００％の範囲内、好ましくは０．３０～１．８０％の範囲内、さらに好ましくは０．３５～１．５０％の範囲内である。

【0063】

Ｏは、アブレシブ粒子となる硬質の酸化物の生成を促し、ドリル被削性を低下させる可能性がある。そこで、Ｏは、質量％で、０．０４００％以下の範囲内である。

【0064】

Ｎは、代表的な固溶強化元素でありマトリクス強度を上昇させ、また、硬質な窒化物を生成してドリル被削性を低下させてしまう可能性がある。そこで、Ｎは、質量％で、０．０３５％以下であり、好ましくは０．０２５％以下である。

【0065】

Ｓは、硫化物を生成しドリル被削性の向上に寄与する元素である。一方、Ｓは過剰に添加すると熱間加工性を著しく悪化させてしまう。そこで、Ｓは、質量％で、０．１０～０．４５％の範囲内、好ましくは０．１０～０．４０％の範囲内である。

【0066】

Ｐｂは、切削加工中の熱による溶融脆化作用によりドリル被削性の向上に寄与する元素である。一方、Ｐｂは過剰に添加すると熱間加工性を著しく悪化させてしまう。そこで、Ｐｂは、質量％で、０．０３～０．４０％の範囲内であり、好ましくは０．０３～０．３０％の範囲内である。

【0067】

Ｂｉは、切削加工中の熱による溶融脆化作用によりドリル被削性の向上に寄与する元素である。一方、Ｂｉは過剰に添加すると熱間加工性を著しく悪化させてしまう。そこで、Ｂｉは、質量％で、０．０３～０．４０％の範囲内であり、好ましくは０．０３～０．３０％の範囲内である。

【0068】

Ｔｅは、切削加工中の熱による溶融脆化作用と硫化物の針状比低下による異方性の緩和作用とによりドリル被削性の向上に寄与する元素である。一方、Ｔｅは過剰に添加すると熱間加工性を著しく悪化させてしまう。そこで、Ｔｅは、質量％で、０．０１～０．１０％の範囲内であり、好ましくは０．０１～０．０８％の範囲内である。

【0069】

なお、上記したＰｂ、Ｂｉ、Ｔｅは３種のうち２種以上を添加すればよい。また、以下では選択的に添加してもよい元素について説明する。

【0070】

Ｂは、熱間加工性の確保に有効な元素である。一方、Ｂは過剰に添加すると却って熱間加工性を悪化させてしまう。そこで、Ｂは、質量％で、０．０００１～０．００８０％の範囲内、好ましくは０．０００３～０．００６０％の範囲内で含有させ得る。

【0071】

Ｍｇは、熱間加工性の確保に有効な元素である。一方、Ｍｇは過剰に添加すると熱間加工性を向上させる効果を飽和させてしまう。そこで、Ｍｇは、質量％で、０．０００５～０．０１００％の範囲内、好ましくは０．００１０～０．０１００％の範囲内で含有させ得る。

【0072】

Ｃａは、熱間加工性の確保に有効な元素である。一方、Ｃａは過剰に添加すると熱間加工性を向上させる効果を飽和させてしまう。そこで、Ｃａは、質量％で、０．０００５～０．０１００％の範囲内、好ましくは０．００１０～０．０１００％の範囲内で含有させ得る。

【0073】

以上、本発明の代表的な実施例を説明したが、本発明は必ずしもこれらに限定されるものではなく、当業者であれば、本発明の主旨又は添付した特許請求の範囲を逸脱することなく、種々の代替実施例及び改変例を見出すことができるであろう。

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】