专利名称：不锈钢板及其制造方法
技术领域：
本发明涉及一种抗断裂的不锈钢板及其制造方法，尤其涉及一种用作内径锯条(inner diameter saw blades)衬底的不锈钢板及其制造方法，例如，该锯条用于将硅锭切割成硅片。
迄今，主要使用介稳奥氏体不锈钢与沉淀硬化(pH)不锈钢作为内径锯条衬底的基础材料。
一般由SUS301与SUS304代表的介稳奥氏体不锈钢，是通过退火后的冷加工硬化与成型加工形成的马氏体相及进一步时效而获得高强度的。
JP-B-2-44891(本文中涉及的术语“JP-B-”表示“已经审查的日本专利公告公报”)公开了一种有关上述类型不锈钢的技术。根据该公开的技术，含有可控组成以获得所需奥氏体相稳定性程度的一种钢板，以40%或更高的压下率进行表面光轧(temper rolling)以及精冷轧前的第一次与第二次冷轧，其中，第一次冷轧与第二次冷轧之比为0.8或更大。这种方法旨在通过获得130kgf/mm2或更大的抗拉强度和使强度(0.2%弹性极限应力)的平面各向异性减至最小而改进拉紧期间钢的平整度。
沉淀硬化不锈钢的典型实施例是SUS631。通过退火后钢的冷加工或(零度下)低温处理，产生马氏体组织或奥氏体与马氏体双相组织。在连续的时效处理中，发生沉淀硬化从而获得高强度。在JP-A-61-295356和JP-A-63-317628(本文中涉及的术语“JP-A-”表示“未经审查的日本专利公开公报”)中介绍了这种类型的钢。根据这些专利，通过添加Si和Cu发生沉淀硬化以获得Hv＝580的高硬度。此外，还获得很高的裂缝应力(cracking stress)并改进拉紧性能。
为改进切片的表面质量和使锭材的切割损失减至最小，必需保证内径锯条的平整度。此外，为了抑制锯条上的局部应力强度以使切片期间锯条的断裂减至最小，还必需保证内径锯条在精确园度。为进一步改进内径锯条的刚性，在切片期间对该锯条在园周方向施加拉力(在下文中简称为“拉紧”(tensioning))。特别是，通过提高锯条的刚性来降低锯条振动以减少锭料的切割损失已成为提高生产率必不可少的措施。因此，要求在拉紧步骤期间通过在园周方向上施加1.0%的高应变而赋于锯条极高的刚性。
然而，各种常规不锈钢锯条存在一些缺点，它们经常是在获得足够拉紧前就发生断裂，即使具有良好拉紧性能的锯条在切片操作期间也会发生断裂。
在JP-B-2-44891中，考虑了强度的平面各向异性，但完全未注意断裂特性。在JP-A-61-295356和JP-A-63-317628中，已将拉紧前的强度改进到某种程度，但完全没考虑到拉紧后切片期间的断裂。在拉紧期间约1.0%的高应变条件下，上述两种技术都不能改进抗断裂性能。事实上，上述三种先有技术中所用的不锈钢板都显示出高的抗拉强度，而当施加1.0%应变(在下文中被简称为“1.0%起始应力(On-set stress)”)时表现出变形应力低，或表现出韧性低。因此，使用这些材料的内径锯条在拉紧期间经常发生断裂，即使它们具有良好的拉紧性能也会在切片操作期间发生断裂。
本发明的目的在于提供一种具有高抗断裂性的不锈钢板及其制造方法。
为了实现上述目的，本发明提供一种高抗断裂性的不锈钢板，该不锈钢板包含不可避免地存在于不锈钢中的Al2O3、MnO和SiO2非金属夹杂物;
该非金属夹杂物具有位于由“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中按重量百分比给出的以下九个点规定范围内的组成，点1(Al2O321wt·%，MnO12wt·%，SiO267wt·%)，点2(Al2O319wt·%，MnO21wt·%，SiO260wt·%)，点3(Al2O315wt·%，MnO30wt·%，SiO255wt·%)，点4(Al2O35wt·%，MnO46wt·%，SiO249wt·%)，点5(Al2O35wt·%，MnO68wt·%，SiO227wt·%)，点6(Al2O320wt·%，MnO61wt·%，SiO219wt·%)，点7(Al2O327.5wt·%，MnO50wt·%，SiO222.5wt·%)，点8(Al2O330wt·%，MnO38wt·%，SiO232wt·%)，点9(Al2O333wt·%，MnO27wt·%，SiO240wt·%);
所述不锈钢板具有155kgf/mm2或更高的1.0%起始应力，其中1.0%起始应力是当钢板经受1.0%应变时的变形应力。
所述不锈钢板具有196N/mm2(20kgf/mm2)或更低的1.0%起始应力的各向异性差，其中各向异性差是在轧制方向与其垂直方向上的1.0%起始应力之差的绝对值;
所述不锈钢板具有至少0.24J(25kgf·mm)的冲压试验功载荷。
此外，本发明提供一种制造高抗断裂性不锈钢板的方法，该方法包括以下各步骤制取主要含有以下各元素的不锈钢带0.01-0.2wt·%的C、0.1-2wt·%的Si、0.1-2wt·%的Mn、4-11wt·%的Ni、13-20wt·%的Cr、0.01-0.2wt·%的N、0.0005-0.0025wt·%的可溶性Al、0.002-0.013wt·%的O、0.08-0.9wt·%的Cu、0.009wt·%或更低的S，其余是Fe和不可避免的杂质;
作为非金属夹杂物存在的不可避免的所述杂质具有位于由“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中按重量百分比给出的以下九个点围绕范围内的组成，点1(Al2O321wt·%，MnO12wt·%，SiO267wt·%)，点2(Al2O319wt·%，MnO21wt·%，SiO260wt·%)，点3(Al2O315wt·%，MnO30wt·%，SiO255wt·%)，点4(Al2O35wt·%，MnO46wt·%，SiO249wt·%)，点5(Al2O35wt·%，MnO68wt·%，SiO227wt·%)，点6(Al2O320wt·%，MnO61wt·%，SiO219wt·%)，点7(Al2O327.5wt·%，MnO50wt·%，SiO222.5wt·%)，点8(Al2O330wt·%，MnO38wt·%，SiO232wt·%)，点9(Al2O333wt·%，MnO27wt·%，SiO240wt·%);
对该不锈钢板施加退火-酸洗-第一次冷轧(CR1)-第一次中间退火-第二次冷轧(CR2)-第二次中间退火-第三次冷轧(CR3)-最终退火-第四次冷轧(CR4)-低温热处理过程;
所述第一次冷轧、所述第二次冷轧和所述第三次冷轧的压下率各为30%-60%;
所述第四次冷轧的压下率为60-76%，该第四次冷轧的每道次压下率为3-15%;
所述第一次退火、第二次退火和最终退火的退火温度分别各为950℃-1100℃;
在300℃-600℃温度进行0.1-300秒的所述低温热处理;
在含有70Vol%或更高H2的非氧化气氛中进行所述最终退火和所述低温热处理。
图1是表示“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中本发明夹杂物组成范围的图形;
图2是表示1.0%起始应力的测定方法曲线;
图3是表示微型冲压试验装置的总装配图;
图4是表示测定冲压试验功的方法图;
图5是表示在196N/mm2(20kgf/mm2)范围的1.0%起始应力的各向异性差条件下，1.0%起始应力和冲压试验功对本发明断裂特性影响的图形;
图6是表示在大于196N/mm2(20kgf/mm2)的1.0%起始应力的各向异性差条件下，1.0%起始应力和冲压试验功对本发明断裂特性影响的图形;
图7是表示1.0%起始应力和马氏体数量对本发明断裂性影响的图形。
发明者们对例如杨氏模量、约1.0%应变下的变形应力、平面各向异性差与韧性等机械性能的最佳化，以及为获得这些机械性能的组成与生产条件都进行了一系列的广泛研究，他们发现了有关不锈钢板的以下认识，这些不锈钢板都显示出具有良好拉紧性能同时具有高抗断裂性并且在拉紧阶段和切片阶段具有高抗断裂性。
(1)为了改进锯条拉紧期间与切片阶段时的抗断裂性，减少势必成为断裂源的非金属夹杂物的厚度与数量，以及引进具有优良延展性的夹杂物都是有效的措施。为此，在钢板中不可避免存在的非金属夹杂物的组成必需包括Al2O3、MnO与SiO2，这些夹杂物必需位于由“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中给出的九个点(1-9)规定的范围内。
(2)为了改进拉紧期间的抗断裂性，要求使决定韧性和拉紧性能的杨氏模量最佳化并要求控制(1)中所述的非金属夹杂物。换句话说，要求冲压试验功载荷(在冲压试验中发生塑性变形的工作载荷)为0.24J(25kgf·mm)或更大，并且杨氏模量优选为166，600N/mm2(17.000kgf/mm2)或更大。
(3)为了改进切片操作期间的抗断裂性，在控制(1)中所述的非金属夹杂物的同时还要求1.0%起始应力、1.0%起始应力的平面各向异性与韧性之间的平衡最佳化。换句话说，1.0%起始应力为1520N/mm2(155kgf/mm2)或更大、1.0%起始应力的各向异性差(轧制方向上的1.0%起始应力与垂直于轧制的方向上的1.0%起始应力之差的绝对值)为196N/mm2(20kgf/mm2)或更低以及冲压试验功为0.24J(25kgf·mm)或更大是必要的。
(4)在用介稳奥氏体不锈钢制造具有上述材料特性的不锈钢板情况下，必需控制(1)中所述的非金属夹杂物、在规定组成下的马氏体数量最佳化以及使有效的结晶粒度减至最小和均匀化。具体地说，用不锈钢板制成的内径锯条应该包含40%-90%的马氏体含量，其中主要含有上述组成的不锈钢带经过包括退火、酸洗、第一次冷轧、中间退火、第二次冷轧、中间退火、第三次冷轧、最终退火、第四次冷轧与低温热处理的制造工艺过程。在该工艺过程中，应该满足以下条件。第一次、第二次和第三次冷轧的压下率各为30%-60%;第四次冷轧(表面光轧)压下率为60%-76%;与每道次(第四次冷轧的压下率除以道次数)的压下率为3.0%-15%;在含有70Vol%或更多H2的非氧化气氛中进行最终退火和低温热处理;在950°-1150℃温度范围内进行中间和最终退火;以及进行1-300秒的时效处理。
以下详细叙述本发明以及限制各条件的原因。
用于内径锯条衬底的基础材料应该在切片(例如硅锭切片)期间具有足够的抗腐蚀性，它们必须用不锈钢制造。因为用于内径锯条衬底的基础材料是非常薄的板材(通常厚度为0.3mm或更薄)，因此降低势必成为断裂源的非金属夹杂物的厚度与数量并使这些夹杂物具有优良的延展性能以改进抗断裂性是有效的。具体地说，不可避免的非金属夹杂物的组成必需含有Al2O3、MnO与SiO2，它们应包括在图1所示“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中按重量百分比给出的以下九个点连线所围的范围内，点1(Al2O321wt·%，MnO12wt·%，SiO267wt·%)，点2(Al2O319wt·%，MnO21wt·%，SiO260wt·%)，点3(Al2O315wt·%，MnO30wt·%，SiO255wt·%)，点4(Al2O35wt·%，MnO46wt·%，SiO249wt·%)，点5(Al2O35wt·%，MnO68wt·%，SiO227wt·%)，点6(Al2O320wt·%，MnO61wt·%，SiO219wt·%)，点7(Al2O327.5wt·%，MnO50wt·%，SiO222.5wt·%)，点8(Al2O330wt·%，MnO38wt·%，SiO232wt·%)，点9(Al2O333wt·%，MnO27wt·%，SiO240wt·%);
通过将非金属夹杂物中的Al2O3、MnO与SiO2之间的组成比限制在规定的范围内，可以提高抗断裂性。
为了获得以上规定的夹杂物组成，优选用含有50%或更低CaO的MgO-CaO制造盛钢桶，并在出钢后的桶内精炼中使用含有[CaO]/[SiO2]＝1.0-4.0、3%或更低Al2O3、15%或更低MgO和30-80%CaO的CaO-SiO2-Al2O3渣。
发明者们发现，对于用作内径锯条的不锈钢板来说，杨氏模量、1.0%起始应力和冲压试验功载荷是抗断裂性的关键因素。
图2图解说明了1.0%起始应力的测定方法。在应力-应变图中，发生1.0%应变的变形应力被称为1.0%起始应力(On-Setstress)。如上所述，在拉紧条件以及锭材切片载荷下，内径锯条在园周方向上承受相应于1.0%应变大小的强拉力。因此，评价1.0%起始应力对于测定抗断裂性是有效的。
图3图解说明了冲压试验功的测定方法。在该方法中，如图所示，将大小为10mm2的薄板试件附着在夹具上，使用Instron型试验机将直径为2.4mm的钢球加载在试件上来进行打压试验。获得图4所示的载荷-变形曲线，由该曲线得到了施于试件直到该试件发生断裂的冲压载荷与冲压深度之积(图中的螺纹线面积)，将该乘积用作发生塑性变形的冲压功载荷的指数，并称其为冲压试验功。已证实该冲压试验功载荷对于评价抗断裂性及1.0%起始应力是有效的。
图5和图6示出了1.0%起始应力和冲压试验功对抗断裂性的影响。图5示出了196N/mm2(20kgf/mm2)或更低的1.0%起始应力的各向异性差条件下的情况，图6示出了大于196N/mm2(20kgf/mm2)的1.0%起始应力的各向异性差条件下的情况。两图仅仅示出了具有166，600N/mm2(17，000kgf/mm2)或更大的杨氏模量和良好拉紧性能的材料。杨氏模量会改变由于拉紧而施于锯条的拉力大小，为得到良好的拉紧性能必需具有166，600N/mm2(17kgf/mm2)或更大的杨氏模量。如果杨氏模量低于17，000kgf/mm2，则拉紧要求施于锯条的拉力显著地增加，这可能会降低抗断裂性。
根据图5，在冲压试验功载荷低于25kgf·mm的范围内，在拉紧期间材料会发生断裂。另一方面，在冲压试验功载荷为0.24J(25kgf·mm)或更大和1.0%起始应力低于1520N/mm2(155kgf/mm2)的范围内，在切片期间材料会出现断裂。在0.24J(25kgf·mm)或更大的冲压试验功载荷和1520N/mm2(155kgf/mm2)或更大的1.0%起始应力的范围内，该材料既不会在拉紧期间也不会在切片期间发生断裂。
具有大于196N/mm2(20kgf/mm2)的1.0%起始应力的各向异性差的所有材料都会发生断裂，这已在图6中示出。较大的各向异性差会由于拉紧作用而增加园周方向上的拉力差异。结果在锯条平面内产生明显的拉力的不均匀性，从而在切片期间发生断裂。因此，基础材料强度的平面各向异性差最好尽可能的小。如图5所示，当将1.0%起始应力的各向异性差保持在196N/mm2(20kgf/mm2)或更小，则可在规定的冲压试验功和1.0%起始应力的范围内获得极好的抗断裂性。
从以上讨论来看，本发明将必需保证基础材料在拉紧时或切片时不会断裂的机械性能规定为1.0%起始应力1520N/mm2(155kgf/mm2)或更大;1.0%起始应力的各向异性差196N/mm2(20kgf/mm2)或更小;冲压试验功载荷0.24J(25kgf·mm)或更大。尽管0.24J(25kgf·mm)或更大的冲压试验功载荷条件会获得良好的拉紧性能，但从进行数千次的切割锭材的观点来看，为进一步改进抗断裂性优选0.34J(35kgf·mm)的冲压试验功载荷。
介稳奥氏体不锈钢是用作上述内径锯条衬底的不锈钢板基础材料的不锈钢中的一种。以下叙述介稳奥氏体不锈钢的组成与制造工艺的条件及其原因。
以下说明规定的各个成分及其含量。
碳是一种形成奥氏体相的元素，并有助于抑制δ-铁素体相形成和强化马氏体相的固溶。然而，低于0.01wt·%的C浓度不会产生充分效用，而超过0.2wt·%的C将导致Cr的碳化物沉淀从而降低抗腐蚀性和韧性。因此，C含量被规定为0.01-0.2wt·%。
锰也是一种形成奥氏体相的元素。为了通过固溶热处理而形成奥氏体单相和脱氧需要0.1wt·%或更高的Mn含量。然而，当Mn含量超过2.0wt·%时，奥氏体相会变得过分稳定，这会极大地抑制马氏体相的形成。因此，Mn含量范围被规定为0.1-2.0wt·%。
镍是一种形成强奥氏体相的元素。当Ni含量低于4.0wt·%时，在退火后不会产生单相奥氏体。另一方面，当Ni含量高于11wt·%时，奥氏体相会变得过分稳定，这会极大地抑制马氏体相的形成。因此，Ni含量范围被规定为4.0-11wt·%。
铬是一种不锈钢必不可少的元素。为了获得足够的抗腐蚀性，Cr含量必需为13.0wt·%或更高。然而，20.0wt·%或更高的Cr含量会在高温时产生大量的δ-铁素体相，这会降低热加工性。因此，Cr含量范围被规定为13.0-20.0wt·%。
氮是一种形成奥氏体相的元素，也有助于强化马氏体相的固溶。低于0.01wt·%的N含量不会产生效用，高于0.20wt·%的N含量在浇铸期间会产生气孔。因此，N含量范围被规定为0.01-0.20wt·%。
铝(可溶性Al)含量决定非金属夹杂物的数目和组成。当Sol Al含量低于0.0005wt·%时，钢水的氧含量超过0.013wt·%以致产生MnO和SiO2含量高的夹杂物和高沸点的夹杂物(例如Cr2O3)，这将大大地降低钢的热加工性并增加锯条断裂的可能性。另一方面，当Sol Al含量超过0.0025wt·%时，钢水中的O含量变得低于0.002wt·%，并且夹杂物的数目也减少。然而，在后者情况中，出现了含有大量Al2O3的夹杂物，这会导致表面缺陷和增加锯条断裂的可能性。所以，为了在钢中具有如图1所示低熔点热延展性的Al2O3-MnO-SiO2系非金属夹杂物、进一步使夹杂物厚度变薄并减少夹杂物数目，Sol Al含量必需规定在0.0005-0.0025wt·%范围内并将O含量规定在0.002-0.013wt·%范围。
铜是一种用作内径锯条所必需的强化钝态表面层和提高抗腐蚀性的元素。尽管如此，低于0.08wt·%的Cu含量不能显示出足够的效用。然而，高于0.90wt·%的Cu含量使该效用处于饱和状态，并由于Cu没完全被固留在奥氏体相中而降低了热加工性。因此，Cu含量的范围被规定为0.08-0.90wt·%。
硅是一种有助于强化奥氏体相与马氏体相固溶的元素。低于0.1wt·%的Si含量不会产生充分效用，高于2.0wt·%的Si含量形成δ-铁素体相从而降低热加工性。因此，Si含量范围被规定为0.1-2.0wt·%。
硫形成例如MnS夹杂物。这些夹杂物势必成为锯条的断裂源。特别是，高于0.0090wt·%的S含量会降低韧性从而增加断裂可能性。因此，S含量上限被规定为0.0090wt·%。
除了上述成分以外，本发明的介稳奥氏体不锈钢板还可以适当地包含旨在控制硫化物形态与提高热加工性的Ca和稀土金属(REM)，以及旨在提高热加工性的B或其它元素。添加这些元素不会影响本发明的基本特征。
发明者们对于提高介稳奥氏体不锈钢情况下的1.0%起始应力的材料因素进行了详细研究，并发现使上述条件下的马氏体相数量最佳化是必要的。图7示出了1.0%起始应力和马氏体数量对抗断裂性的影响。该图仅仅示出了满足1.0%起始应力的各向异性差、杨氏模量和冲压试验功的适宜条件下的各种材料。根据图7，必须通过使冷轧条件与时效条件最佳化保证40%或更多的马氏体数量以获得1520N/mm2(155kgf/mm2)或更大的1.0%起始应力。另一方面，当马氏体数量超过90%时，冲压试验功显著降低，拉紧期间断裂的可能性极大地增加。所以，被敷贴于内径锯条板厚处的马氏体含量被规定为40-90%。在图7中，具有40-90%的马氏体数量和具有低于1520N/mm2(155kgf/mm2)的1.0%起始应力的材料是对比材料No.19和No.22，它们在以后叙述。
以下叙述上述介稳不锈钢薄板的制造方法。对具有上述化学组成的不锈钢带进行如下一系列的处理。
退火与酸洗-第一次冷轧-中间退火-第二次冷轧-中间退火-第三次冷轧-在含有70Vol%或更多H2的非氧化气氛中的最终退火-第四次冷轧-在含有70Vol%或更多H2的非氧化气氛中的低温热处理。
重复冷轧与退火循环过程导致每次退火中形成更细的再结晶织构，在某些情况下，通过使表面光轧(第四次冷轧)后的马氏体相变得更细来增强极细的碳化物颗粒均匀分散。结果，提高了1.0%起始应力和冲压试验功，并且使织构变成无序类型，这也使1.0%起始应力的各向异性差变小。所以，优选多次重复冷轧与退火循环过程。然而，过多地重复该循环过程使生产线复杂化并使该效用饱和。所以将冷轧与退火循环过程的重复次数选择为三次，随后进行表面光轧(第四次冷轧)。
第一次冷轧、第二次冷轧和第三次冷轧的压下率分别都低于30%时，由于退火后的混合织构势必产生非均匀性材料。当这些轧制的压下率超过60%时，使结晶粒度减至最小的效用达到饱和状态，该织构变得过分稳固从而增加了平面各向异性，轧制载荷也增加了，这将降低操作性。因此，第一次冷轧、第二次冷轧和第三次冷轧的压下率选择为30-60%范围。
精轧或第四次冷轧选择60-76%压下率的原因是尤其能用在40-90%范围内的马氏体数量来提高1.0%起始应力，当压下率在60%以下时，马氏体数量变得低于40%，杨氏模量或1.0%起始应力的大小不够。另一方面，当压下率在76%以上时，马氏体数量超过90%，杨氏模量和1.0%起始应力增加，但冲压试验功下降，这不能导致强度与韧性之间的稳固平衡。
表面光轧期间每道次压下率(由精轧压下率除以道次数来确定该压下率)低于3.0%时，冲压试验功下降，生产成本由于轧制次数增加而提高。当压下率超过15%时，1.0%起始应力的各向异性差增加，而冲压试验功由于材料的不均匀性而降低。因此，精轧期间每道次的压下率被规定为3.0-15%。
进行低温热处理以改进1.0%起始应力和其它特性。300℃或300℃以下的低温热处理得不到足够的效果，也不能提高1.0%起始应力。另一方面，在600℃或600℃以上的低温热处理温度将导致显著数量的逆向转化奥氏体相，这会降低1.0%起始应力和其它特性。因此，低温热处理的温度被规定为300℃-600℃。关于在规定温度范围内的时效时间，少于1秒的时间达不到足够的效果，预计不能提高1.0%起始应力。多于300秒的低温热处理时间显示不出进一步改进特性的作用。特别是，在接近600℃的温度区域时明显地出现了逆向转化奥氏体相，这会降低1.0%起始应力和其它特性。因此，低温热处理时间被规定为1-300秒。通过在400℃-500℃温度范围内进行2-15秒的低温热处理，可期望进一步改进各种特性。
在氧化气氛中进行最终退火或低温热处理时，则需要酸洗步骤。酸洗会在钢板表面上产生晶界腐蚀，腐蚀妨碍板材获得必需的抗断裂性和抗腐蚀性。当这些热处理是在含有低于70Vol%H2的非氧化气氛中进行时，会在钢板表面上产生沉积，这会妨碍钢板获得必需的抗断裂和抗腐蚀的质量。因此，应在含有70Vol%或更高H2的非氧化气氛中进行最终退火和低温热处理。
按照上述各种条件，就可以生产出一种具有高强度、断裂可能性极低同时质量稳定、小的平面各向异性差和韧性的用于内径锯条衬底的不锈钢板。
本发明用于内径锯条的不锈钢板，除了介稳奥氏体不锈钢以外还可使用马氏体pH不锈钢、奥氏体pH不锈钢与介稳奥氏体pH不锈钢。生产用于本发明内径锯条衬底不锈钢的基础钢板还可使用浇铸薄板和用这些浇铸薄板制取的钢板。
实施例对具有表1所示组成的钢材进行熔炼以制取锭材，该锭材进行开坯初轧、然后进行热轧处理以制取带材。A-H各钢材是本发明的钢材，I-M各钢材是用于对比的钢材。除了I、J、L与M以外其它所有钢材，在出钢后的桶内精炼期间都是使用含有50%或更低CaO的MgO-CaO耐火材料制造的盛钢桶，并施用具有组成为[CaO]/[SiO2]＝1.0-4.0(重量)、3%或更低Al2O3、15%或更低MgO与30-80%CaO的CoO-SiO2-Al2O3渣而生产出来的。具备上述那些条件时，出现的主要夹杂物是熔点为1400℃或更低Al2O3-MnO-SiO2。另一方面，对于含有大量S的钢材K来说，Al2O3-MnO-SiO2夹杂物的熔点虽为1400℃或更低，但包含了极大量的各种硫化物。
按照表2和表3列出的制造条件，生产各热轧钢带以制取No.1-No.29材料。在这些材料之中，No.1-No.15是本发明的材料，No.16-No.29是对比材料。No.1-No.15是本发明的材料，No.16-No.29是对比材料。No.1-No.15材料是用A-H钢材生产的本发明的材料，它们含有具有低熔点和良好热延展性的非金属夹杂物，该夹杂物在轧制方向上能很好地进行扩散，大多数夹杂物都是5μm或5μm以下一样薄的薄状物。表4-表6示出了对No.1-No.29各材料的马氏体数量、各机械特性与抗断裂性的评价。
以下给出在表4-表6中所用的平面硬度差、各向异性差、冲压试验功载荷与抗断裂性的定义。
平面硬度差是在锯条平面内最大硬度与最小硬度之差的绝对值。
各向异性差是在轧制方向与其垂直方向上的1.0%起始应力之差的绝对值。
冲压试验功载荷是在小型冲压试验机上使试件发生塑性变形直到断裂的工作载荷。该工作载荷是载荷(kgf)与冲压深度(mm)的乘积。
抗断裂性是通过仅仅使用具有良好拉紧性能的锯条进行切片试验来确定的。经过试验无断裂的锯条用(O)标志，断裂可能性高的锯条用(X)标志。
本发明实施例的No.1-No.15各材料显示出1520N/mm2(155kgf/mm2)更高的1.0%起始应力、196N/mm2(20kgf/mm2)或更低的1.0%起始应力的各向异性差、0.24J(25kgf·mm2)或更高的冲压试验功载荷与166，600N/mm2(17，000kgf/mm2)或更高的杨氏模量。
用上述材料制造的内径锯条具有良好的拉紧性能，在拉紧阶段和切片阶段都没有发生断裂。本发明的这些材料具有稳定的材料质量，并在锯条平面内的最大硬度与最小硬度之间存在极小的差别。另一方面，对比材料No.16-No.29在某些机械性能方面很差，以致用这些材料制造的内径锯条或在拉紧阶段或在切片阶段都发生了断裂。
在上述对比例中，No.16材料在表面光轧期间的每道次压下率很低，该材料的冲压试验功载荷小，势必在拉紧时发生断裂。
No.17材料表面光轧期间的压下率高，该材料1.0%起始应力的各向异性差大，它在拉紧期间具有断裂倾向。
No.18材料表面光轧期间的压下率低，该材料的马氏体数量少，这会导致很低的杨氏模量和很低的1.0%起始应力，也会在切片期间发生断裂。
No.19材料表面光轧期间的压下率低，该材料的1.0%起始应力很低，很容易在切片期间发生断裂。
No.20材料表面光轧期间的压下率高，该材料富含马氏体，但冲压试验功载荷很低，很容易在拉紧期间发生断裂。
No.21材料经历了三次冷轧(包括精轧)循环，所以1.0%起始应力的各向异性差变大，该材料很容易在切片期间发生断裂。
No.22材料在低温热处理期间进行了低温处理，所以该材料的时效不够。结果，该材料的1.0%起始应力很低，并在切片期间很容易发生断裂。
No.23材料在低温热处理期间进行了高温处理，所以该材料产生了大量的逆向转化奥氏体相，这会大大地降低杨氏模量和1.0%起始应力。该材料的1.0%起始应力的各向异性差也很大，很容易在拉紧期间发生断裂。
No.24材料在最终退火期间在H2浓度低的气氛中进行处理。所以其表面上产生沉积，这会导致很低的冲压试验功载荷，很容易在拉紧期间发生断裂。
No.25材料含有大量的Al2O3和大量厚度超过5μm的夹杂物，No.26材料含有大量的SiO2和大量厚度超过5μm的夹杂物。结果，两种材料的冲压试验功载荷都下降了，并在拉紧期间发生断裂。
No.27材料含有许多硫化物夹杂，所以该材料的冲压试验功载荷很低，并在拉紧期间发生断裂。
No.28和No.29材料的SiO2含量高并含有厚度超过5μm的夹杂物，所以它们的冲压试验功载荷很低，并在拉紧期间发生断裂。
权利要求
1.一种具有高抗断裂性的不锈钢板，它包含不可避免地存在于不锈钢中的Al2O3、MnO与SiO2非金属夹杂物；该非金属夹杂物具有位于由“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中按重量百分比给出的以下九个点规定范围内的组成点1(Al2O321wt·%，MnO12wt·%，SiO267wt·%)，点2(Al2O319wt·%，MnO21wt·%，SiO260wt·%)，点3(Al2O315wt·%，MnO30wt·%，SiO255wt·%)，点4(Al2O35wt·%，MnO46wt·%，SiO249wt·%)，点5(Al2O35wt·%，MnO68wt·%，SiO227wt·%)，点6(Al2O320wt·%，MnO61wt·%，SiO219wt·%)，点7(Al2O327.5wt·%，MnO50wt·%，SiO222.5wt·%)，点8(Al2O330wt·%，MnO38wt·%，SiO232wt·%)，点9(Al2O333wt·%，MnO27wt·%，SiO240wt·%)；所述不锈钢板具有1520N/mm2(155kgf/mm2)或更高的1.0%起始应力，其中1.0%起始应力是当承受1.0%应变时的变形应力；所述不锈钢板具有196N/mm2(20kgf/mm2)或更低的1.0%起始应力的各向异性差，其中各向异性差是在轧制方向与其十字交叉方向上的1.0%起始应力之差的绝对值；和所述不锈钢板具有至少0.24J(25kgf·mm)的冲压试验功载荷。
2.根据权利要求1的不锈钢板，其中，所述不锈钢板主要含有以下元素0.01-0.2wt·%的C、0.1-2wt·%的Si、0.1-2wt·%的Mn、4-11wt·%的Ni、13-20wt·%的Cr、0.01-0.2wt·%的N、0.0005-0.0025wt·%的可溶性Al、0.002-0.013wt·%的O、0.08-0.9wt·%的Cu、0.009wt·%或更低的S，其余是Fe。
3.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述C含量为0.032-0.177wt·%。
4.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述的Si含量为0.24-1.90wt·%。
5.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述Mn含量为0.47-1.82wt·%。
6.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述的Ni含量为5.20-8.82wt·%。
7.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述Cr含量为13.8-18.5wt·%。
8.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述N含量为0.013-0.191wt·%。
9.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述可溶性Al含量为0.0006-0.0024wt·%。
10.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述O含量为0.0025-0.0124wt·%。
11.根据权利要求2的不锈钢板，其中，所述Cu含量为0.11-0.45wt·%。
12.根据权利要求1的不锈钢板，其中，所述非金属夹杂物含有13-31wt·%的Al2O3、25-50wt·%的MnO与31-54wt·%的SiO2。
13.根据权利要求1的不锈钢板，其中，所述不锈钢板在其厚度方向上含有40-90%的马氏体。
14.根据权利要求1的不锈钢薄板，其中，所述1.0%起始应力为1520-1960N/mm2(155-200kgf/mm2)。
15.根据权利要求1的不锈钢板，其中，所述1.0%起始应力的各向异性差为39.2-176.4N/mm2(4-18kgf/mm2)。
16.根据权利要求1的不锈钢板，其中，所述冲压试验功载荷为0.32-0.67J(33-68kgf·mm)。
17.一种制造具有高断裂性不锈钢薄板的方法，该方法包括以下步骤制取主要含有以下元素的不锈钢带0.01-0.2wt·%的C、0.1-2wt·%的Si、0.1-2wt·%的Mn、4-11wt·%的Ni、13-20wt·%的Cr、0.01-0.2wt·%的N、0.0005-0.0025wt·%的可溶性Al、0.002-0.013wt·%的O、0.08-0.9wt·%的Cu、0.009wt·%或更低的S，其余是Fe和不可避免的杂质;作为非金属夹杂物存在的所述不可避免的杂质具有位于由“Al2O3-MnO-SiO2”三元系相图中按重量百分比给出的以下九个点规定范围内的组成点1(Al2O321wt·%，MnO12wt·%，SiO267wt·%)，点2(Al2O319wt·%，MnO21wt·%，SiO260wt·%)，点3(Al2O315wt·%，MnO30wt·%，SiO255wt·%)，点4(Al2O35wt·%，MnO46wt·%，SiO249wt·%)，点5(Al2O35wt·%，MnO68wt·%，SiO227wt·%)，点6(Al2O320wt·%，MnO61wt·%，SiO219wt·%)，点7(Al2O327.5wt·%，MnO50wt·%，SiO222.5wt·%)，点8(Al2O330wt·%，MnO38wt·%，SiO232wt·%)，点9(Al2O333wt·%，MnO27wt·%，SiO240wt·%);对该不锈钢板施加退火-酸洗-第一次冷轧(CR1)-第一次中间退火-第二次冷轧(CR2)-第二次中间退火-第三次冷轧(CR3)-最终退火-第四次冷轧(CR4)-低温热处理过程;所述第四次冷轧的压下率为60-76%，该第四次冷轧的每道次压下率为3-15%;所述第一次退火、第二次退火与最终退火中的退火温度分别各为950℃-1100℃;在300℃-600℃温度进行0.1-300秒的所述低温热处理;和在含有70Vol%或更高H2的非氧化气氛中进行所述最终退火与所述低温热处理。
18.根据权利要求17的不锈钢板，其中，在400-500℃的温度进行2-15秒的所述低温热处理。
全文摘要
一种抗断裂性的不锈钢板包含不可避免地存在于不锈钢中的Al
文档编号C21D8/02GK1103436SQ94102540
公开日1995年6月7日 申请日期1994年3月1日 优先权日1993年11月30日
发明者山内克久, 三佐尾均, 井上正, 橘浩史 申请人:日本钢管株式会社