專利名稱：適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼及其制造方法

　　技術領域：

　　本發明涉及在高溫多濕環境下，例如在壓載箱和海水管道等處于曝露的嚴峻環境下適用的船舶用鋼材及其制造方法。

　　按照國際海事機構(IMO)的規定，凡1993年7月以后新造的油船，有義務采用如圖4所示的全部雙層多殼構造。油船20的雙層外殼區域作為壓載箱21使用，形成保護油箱22的構造，其目的是在發生事故等的場合，防止油箱22內的油流出船外擴大海洋污染。

　　通過將船舶做成雙層外殼構造后，由于壓載箱21曝露在海水中的表面積與過去的單層外殼構造相比大幅度增大(2-3倍)，所以在涂漆和防腐蝕方面可能產生下述問題。

　　首先是關于涂漆，由于有必要將焦油環氧樹脂涂料在壓載箱21上涂1～2遍，而因涂漆場所在狹小的空間中操作，既增加了操作者的負擔又有安全方面的問題。此外，由于涂漆面積大幅度地擴大，進行涂漆必須花費極多的時間。

　　關于防蝕問題，過去同時使用焦油環氧樹脂涂料和電化學防蝕，在壓載箱21內海水流出流進，處于嚴峻的腐蝕環境中。在壓載箱21內有海水的場合，通過電化學防蝕的效果，幾乎不受腐蝕，但在不受海水浸漬的壓載箱21的最上部和上甲板23的里面，由于高溫并且所謂的飛沫帶形成嚴峻的腐蝕環境。另一方面，在壓載箱21內沒有海水的場合，形成高溫多濕的環境，所以不能指望電化學防蝕的效果，而僅靠焦油環氧樹脂涂料防蝕。在這樣的壓載箱中，焦油環氧樹脂涂料的壽命約為10年，是船壽命(約20年)的一半。其余10年必須靠補修涂漆來防止腐蝕。

　　由于壓載箱處于這樣嚴峻的腐蝕環境，并且還由于存在有在惡劣條件下進行涂漆操作的問題，所以希望由鋼材方面來改善，即開發在高溫多濕環境下耐海水腐蝕性優良的般舶用鋼。

　　作為已開發的耐海水腐蝕鋼的一個例子，在特開昭51-25420號中公開，但該鋼材被用于海洋構造物和港灣設施，其使用環境為大氣溫度水平的海水，與本發明鋼的使用環境不同。也就是說與海水流出流入，高溫多濕的船舶壓載箱內的環境相比腐蝕環境不同。因此，特開昭51-25420號中的代表鋼材將Cu作為必要元素，而在本發明的鋼中則不添加Cu。這是由于考慮到壓載箱內在高溫多濕下海水流出流入的腐蝕環境，Cu在此環境下對耐腐蝕沒有效果，相反會對耐腐蝕性產生不良影響。

　　具有耐海水腐蝕性，又不添加Cu的有特開平5-302148，但它為了得到強磁性型的鐵素體，含有Si 0.5～2%(重量)，Al 0.5～3%(重量)。

　　其它作為耐海水腐蝕鋼的例子公開于特開昭64-79346號公報中。由于它也含有7～20%(重量)的Al，所以只在作為幾乎不焊接在鋼筋之類上的用途中沒有問題，而對于焊接在本發明適用的船舶壓載箱上的多種用途不適合。

　　現在在船舶適用鋼材領域的現狀是按照考慮了強度、韌性、焊接性能后的成份設計、工藝設計而加以制造，而與耐腐蝕性、防腐蝕性有關的對策則幾乎不予考慮。為此，本發明通過添加合金元素、軋制后的加速冷卻，提供在特別嚴峻的腐蝕環境下作為壓載箱和海水管道使用的耐腐蝕性優良的鋼材。

　　壓載箱的腐蝕環境是海水流出流入及高溫多濕的環境。對油船想象確定場合下的腐蝕環境如下。例如由中近東將原油輸送到日本的情況，去程由日本到中近東，圖4中的貨油油船22是空的，為保持船的平衡進行安全航行，所以在壓載箱21中基本上裝滿海水。此時的腐蝕環境是在海水中和壓載箱的上部，鄰近飛沫帶的位置。返程由中近東駛向日本的場合下，貨油油船22滿載原油，壓載箱21內的海水抽空。此時壓載箱內由于船底殘留的海水和來自甲板的熱而形成高溫多濕狀態。曝露在這樣的腐蝕環境中的每一周期為約40日。

　　此外，與過去的造船材料相同，此種鋼材也按所說的高效率焊接的要求，通過所謂側面1層的大熱量輸出焊接而接合，在油船上的組裝構件多。在此情況下，如果將含合金元素多的鋼材采用大熱量輸入焊接，則容易在通常造船材料以上的部位產生焊接部位韌性劣化。

　　本發明的目的是解決上述問題，提供高溫多濕環境下耐海水腐蝕性優良的鋼材及其制造方法，同時提供在不損失其耐海水腐蝕性的前提下對大熱量輸入焊接時的焊接部位也是優良的鋼材及其制造方法。

　　本發明人為模擬上述同樣的腐蝕環境，使用

　　圖1所示的裝置調查合金元素的影響。結果發現具有以下所示化學組成的鋼材耐腐蝕性優良。此外發現通過添加適當量的REM和Ti，能防止焊接部熱影響部位(HAZ)的韌性劣化。而且發現通過適當的制造方法能更加提高耐腐蝕性。

　　也就是說，本發明是一種適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征是，該鋼的組成為C＜0.1%(重量)，Si＜0.5%(重量)，Mn＜1.5%(重量)，Al 0.005～0.050%(重量)，Cr 0.5～3.50%(重量)，其余為Fe和不可避免的雜質;

　　本發明還包括一種適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征是，將由C＜0.1%(重量)，Si＜0.5%(重量)，Mn＜1.5%(重量)Al 0.005～0.050%(重量)，Cr0.5～3.50%(重量)，其余為鐵和不可避免的雜質組成的鋼在通常的鑄造和熱軋后，立即以3～20℃/sec范圍的冷卻速度加速冷卻，在400～600℃的溫度下停止該加速冷卻，然后進行空冷。

　　關于其它的手段，由本發明的說明書和權利要求書便可明了。

　　圖1是表示壓載箱模擬試驗裝置概況的說明圖。

　　圖2是表示Cr添加量對試驗材料(發明鋼和比較鋼)腐蝕量影響的特性圖。

　　圖3是表示Cr添加量對試驗材料(發明鋼和比較鋼)最大腐蝕深度、平均腐蝕深度影響的特性圖。

　　圖4中的4A是雙層外殼構造的油船平面圖，4B是4A X-X的斷面圖。

　　以下詳細說明本發明。

　　本發明的第一個課題是提供一種能夠在海水中和在濕度100%的大氣這兩種交變的環境下使腐蝕量降低，并且不產生局部腐蝕，以保持光滑腐蝕面的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼。

　　關于腐蝕量的降低，采用壓載箱內涂漆和電化學防蝕的方法來防蝕，腐蝕量少、涂漆面生銹少、呈光滑腐蝕面這樣的腐蝕是為了避免造成變形集中或金屬疲勞原因的狀況。為滿足這兩點，本發明適當添加Ni、Mo，并添加Nb、Ti是有效的，并且發現通過熱軋后抑制碳化物的生成，Cr、Mo的效果進一步變大。

　　本發明的第2個課題是使上述適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼大熱量輸入焊接的接頭部位韌性提高。本發明發現，通過適當添加REM，Ti和N，不損失大熱量輸入焊接中焊接部位的韌性，反而提高。

　　以下敘述適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼適宜的成分范圍，以及限定其組成的理由，限定其制造方法的理由。

　　C＜0.1%(重量)C的添加量越少對耐腐蝕性，焊接性能越有利，但由于它是左右強度的元素，所以將上限定為0.1%(重量)。

　　Si＜0.50%(重量)由于Si的添加量越少，越不會對韌性產生壞影響，所以將上限定為0.50%(重量)。

　　Mn＜1.50%(重量)Mn是對強度、韌性、焊接性能起重要作用的元素，但由于超過1.50%(重量)會對韌性、焊接性能產生不良影響，所以將上限定為1.50%(重量)。

　　Al 0.005～0.050%(重量)Al作為脫氧劑添加，按照對焊接性能不產生不良影響的范圍而定為0.005～0.050%(重量)。

　　Cr 0.50～3.50%(重量)本發明對耐腐蝕性最為有效的元素是Cr。由于腐蝕環境的嚴酷，所以在添加量不足0.50%(重量)時，據信不會對降低腐蝕量和光滑腐蝕面產生效果。由于添加量在0.5%(重量)以上能對此表現出效果，所以將下限定為0.50%(重量)。當Cr的添加量逐漸增加時，對降低腐蝕量表現出明顯效果。但是，在超過3.50%(重量)時，表面狀況急劇變為點腐蝕狀。進一步增加Cr的添加量，在添加9%(重量)時，則形成與不銹鋼幾乎相同的僅有點腐蝕的腐蝕形態。由于降低腐蝕量并呈現光滑腐蝕表面的范圍是達到3.5%(重量)為止，所以Cr的添加上限定為3.50%(重量)。但理想情況是以添加1.2～3.0%Cr為佳。

　　Ni＜1.5%(重量)通過添加Cr使耐腐蝕性提高，但進一步希望添加Ni而得到使耐腐蝕性提高同時腐蝕面均勻的效果。但是超出該范圍則鋼材的強度、硬度有上升的傾向，由于預想到會產生材質的或焊接性能等問題，所以Ni的添加量定為＜1.5%(重量)。

　　Mo＜0.8%(重量)添加Mo與Ni有同樣的效果，由于預想到會出現比Ni更大的材質和焊接性能方面的問題，所以將Mo的添加范圍定為＜0.8%(重量)。

　　Ni+Mo＜1.5%(重量)Ni和Mo可望有幾乎同樣的效果。由于處于上限值時如同上述那樣，Ni、Mo都有材質的和焊接性能方面的問題，所以將Ni+MO的上限值定為1.5%(重量)。

　　Ti 0.005～0.05%(重量)

　　對耐腐蝕性有效的元素是Cr、Ni、Mo，但在制造工藝中Cr、Mo易形成碳化物，損失了有效發揮耐腐蝕性的固溶Cr和固溶Mo。Ti是形成碳化物的元素，由于它與碳的親和力比Cr、Mo強，所以優先形成碳化物，因此使Cr、Mo碳化物的生成量減少，從而防止了固溶量的減少。加入量＜0.005%(重量)認為沒有效果。

　　此外，在Ti和REM共存的情況下，在氮化物形成的基礎上使大熱量輸入焊接的接口部位的韌性顯著提高。但是Ti的效果在其小于0.005%(重量)時幾乎不會出現，在0.005%(重量)以上時，隨著其增加而逐漸飽和，超過0.05%(重量)時對母材的韌性造成損失。此外由于在鑄板上發生龜裂而有必要進行麻煩的表面修整，同時由于收得率也降低而不理想，所以限定為0.005-0.05%(重量)。在與REM共存的場合，Ti是必要元素，而在不含REM的場合，Ti按照后述的Nb+Ti的范圍來確定含量。

　　Nb 0.005～0.05%(重量)Nb也與Ti同樣，是碳化物形成元素。通過添加Nb使Cr、Mo碳化物的形成減少，由于固溶Cr、固溶Mo而使耐腐蝕性有效發揮。在含量為0.005%(重量)以下時看不出其效果。此外由于在0.05%(重量)以上時使韌性劣化，所以Nb添加量的上限定為0.05%(重量)。

　　Nb+Ti 0.005～0.05%(重量)在通過抑制Cr、Mo碳化物的生成，使固溶的Cr、Mo量增大而使耐腐蝕性有效發揮的效果方面，Nb和Ti幾乎是同等的。但是Nb+Ti的添加量不在0.005%(重量)以上則看不出該效果。此外由韌性方面考慮將上限值定為0.05%(重量)。

　　REM 0.0015～0.020(重量)REM在與Ti共同存在時，以有助于Ti的效果發揮的情況顯著改良輸入熱100KJ/cm以上的大熱量輸入焊接接頭部位的韌性，但在REM小于0.0015%(重量)時幾乎沒有該效果，另外當超過0.020%(重量)時，不僅使母材的韌性劣化，而且容易發生熔煉事故，即水口閉塞和鑄板橫剖面等的表面缺陷等問題，因此定為0.0015～0.0020%(重量)。此外作為REM的La、Ce有特別的效果。

　　N 0.0020～0.0120%(重量)N是為完成大大改善大熱量輸入焊接接頭部組織進而大大改善韌性作用的TiN形成的必要元素。為發揮改善韌性的效果至少0.0020%(重量)是必要的，另一方面超過0.0120%(重量)時不僅見不到上述效果，而且使韌性劣化，并且由于使鑄板表面裂紋變多，因此限定為0.0020～0.0120%(重量)。

　　以下敘述有關將適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的耐腐蝕性進一步提高的制造條件的限定理由。

　　首先將上述成份組成的鋼進行通常的鑄造和熱軋，熱軋后，在鋼板溫度約900℃的時刻開始冷卻。此時，若冷卻速度小于3℃/sec，則由于冷卻中Cr碳化物和Mo碳化物析出，使得因Cr和Mo產生的耐海水腐蝕性效果不大。因此將冷卻速度的下限定為3℃/sec。冷卻速度超過20℃時，由于相變生成物增加，韌性劣化，所以冷卻速度的上限定為20℃/sec。由于加速冷卻后的冷卻停止溫度超過600℃時，加速冷卻后Cr碳化物和Mo碳化物析出，固溶Cr和Mo產生的耐海水腐蝕性效果不大。因此冷卻停止溫度的上限定為600℃。因為當加速冷卻后的冷卻停止溫度小于400℃時，相變生成物增加，韌性劣化，所以冷卻停止溫度的下限定作400℃。

　　實施例1(對應于權利要求1的實施例)使用圖1所示的試驗裝置進行船舶壓載箱的模擬試驗。在此對有關試驗方法加以敘述。按照ASTM D1141將人工海水2裝入圖1所示的試驗槽1并裝滿試驗槽1的一半。將試驗材4在該人工海水中試驗槽位置9處浸漬一個星期，然后將該試驗材4提升到濕度100%的大氣3中(即試驗槽位置10)處放置1個星期。然后再次在人工海水中浸漬1周進行周期反復。試驗材安裝轉筒5的回轉速度，在人工海水和濕度100%的大氣中均通過回轉軸6調節為0.5m/sec，由試驗槽的下部通過空氣發泡管道8發泡供入，攪拌海水同時而海水中補給氧。試驗槽1內的溫度通過加熱器7調整。試驗槽的蓋子部位因近似于密封狀態，所以人工海水和大氣的溫差為1℃以下，大氣中的濕度幾乎為100%。本實施例1使用該裝置，將在40℃的人工海水中浸漬1個星期和在40℃的大氣中停留1個星期作為1個周期的腐蝕試驗，進行5個周期。然后通過將試驗材在1150℃加熱1小時后進行熱軋，其后進行空冷(冷卻速度0.5℃/sec)，以制作成品。

　　將試驗材腐蝕量的測定結果，對腐蝕面表面狀況的評價和腐蝕深度測定結果示于表2。腐蝕深度測定結果使用深度計由數值較大的10個點測定，示出了其最大腐蝕深度和平均腐蝕深度。再在試驗終了后除銹，按照除銹后的表面光滑情況判定腐蝕面的表面狀況。均勻腐蝕而且凹凸也小的記作◎，均勻腐蝕且腐蝕面凹凸大的記作○，腐蝕面的凹凸大，有數量少的淺坑記作△，腐蝕面的凹凸大，并且淺坑深度大，其數量也多的記作×，以此加以判定。此外圖2示出了相對于Cr含量的腐蝕量，圖3示出了相對Cr含量的腐蝕深度。作為比較材料，采用過去船舶用鋼種按NK標準(日本海事協會)同時進行試驗。試驗結果如下。

　　(1)腐蝕量Cr的添加量增多腐蝕量減少，但是Cr為5～6%(重量)時腐蝕量稍微增加。Cr的添加量更多時腐蝕量減少。

　　此外，腐蝕量(mg/cm2)是先求出起始試驗片重和上述腐蝕試驗后經脫銹試驗片的重量差，再換算成每單位試驗片表面積。另外平均板厚減少量(側面，mm)是由腐蝕量得到的計算值。

　　(2)腐蝕深度和腐蝕形態腐蝕深度當Cr添加量達3～4%(重量)時變得比比較材料KA36小，但當Cr添加量更多時，最大腐蝕深度、平均腐蝕深度均逐漸變大。在Cr為3.5%(重量)以下時，呈全面腐蝕形態，但在該值以上是變成局部腐蝕形態。而比較例2-4幾乎全部不受均勻腐蝕，而是局部腐蝕。這種局部腐蝕形態因受到應力集中而在使用中發生問題。使鋼材腐蝕量小并且腐蝕面光滑的Cr添加范圍是3.5%(重量)Cr以下，但添加量小于0.5%(重量)時其效果小。

　　實施例2、3、4(對應權利要求2、3、4的實施例)對應于權利要求2的試驗材成份列于表3，腐蝕量測定結果、腐蝕面表面狀況評價及腐蝕深度測定結果列于表4。

　　對應于權利要求3的試驗材成份列于表5，腐蝕量測定結果、腐蝕面表面狀況評價及腐蝕深度測定結果列于表6。

　　對應于權利要求4的試驗材成份列于表7，腐蝕量測定結果、腐蝕面表面狀況評價及腐蝕深度測定結果列于表8。

　　以上的腐蝕試驗片的制造方法、腐蝕試驗的試驗方法和評價方法以及試驗條件全部與實施例1相同。

　　使鋼材腐蝕量小，腐蝕面光滑的Cr添加范圍與實施例1相同，為0.5～3.5%(重量)Cr。

　　表4將Cr含量為同一水平的本發明鋼與比較鋼進行比較。本發明鋼1～3與比較鋼1含1%(重量)Cr，本發明鋼4～6與比較鋼2含2%(重量)Cr，本發明鋼7與比較鋼3含3%(重量)Cr。隨著Ni+Mo量的增多，腐蝕量、腐蝕深度變小，腐蝕面的凹凸也變小，呈均勻腐蝕形態。特別是添加Ni、Mo有減輕腐蝕量的效果。

　　但是若將本發明鋼4、5、6與比較鋼4、5、6相比較，Ni、Mo如果達到適當范圍之外則韌性劣化。

　　表6將Cr含量為同一水平的本發明鋼與比較鋼相比較。本發明鋼1和比較鋼1含Cr 0.7%(重量)，本發明鋼2、3和比較鋼2含Cr 1%(重量)，本發明鋼4、5和比較鋼3、4含Cr 2%(重量)，本發明鋼6和比較鋼5含Cr 3.4%(重量)。隨著Nb+Ti量的增多，腐蝕量、腐蝕深度變小。

　　另外將本發明鋼4、5與比較鋼6、7、8相比較，Nb、Ti添加量多時母材的韌性下降。

　　表8與上述相同，將Cr含量為同一水平的本發明鋼與比較鋼相比較。如前所述，通過添加Ni、Mo和Nb、Ti，腐蝕量、腐蝕深度變小。

　　實施例5(對應權利要求5的實施例)在大熱量輸入焊接時的問題是焊接接頭熱影響部位的韌性。因此對多種耐海水腐蝕鋼材，調查了在賦予與大熱量輸入焊接接頭熱周期相當的再現熱周期時焊接熱影響部位的韌性。并調查了使用再現高溫多濕環境的海水腐蝕試驗槽進行腐蝕試驗時的腐蝕狀況。腐蝕試驗的試驗方法和評價方法，以及試驗條件全部與實施例1相同。

　　對應于權利要求5的試驗材成份列于表9。

　　表10一并列出了經100KJ/cm的側面1層潛弧焊而賦予與焊接接頭部位熱經歷相當的再現熱周期之后，對再現的焊接按熱影響部位進行擺錘式沖擊試驗結果和母材的擺錘式沖擊試驗結果。

　　表11列出了通過海水腐蝕試驗后對腐蝕量和腐蝕深度進行測定的結果。

　　表11列出的海水腐蝕試驗結果將含Cr量相同水平的本發明鋼和比較鋼進行了比較。

　　根據表10的成績，將REM、Ti、N量限定在本發明范圍內的場合，大熱量輸入焊接接頭部位的韌性相對于比較鋼有顯著的改善，吸收能量(vEo)得到了比KA36的數值高的韌性。

　　此外，如圖表11腐蝕試驗結果所表明的那樣，如果添加REM、N并且也將Cr置于限定范圍內，則得到與比較鋼大致相同的耐腐蝕性，并可看出添加REM、Ti、N對耐腐蝕性也沒有不良影響。

　　實施例6、7、8(對應于權利要求6、7、8的實施例)將試驗材的成分列于表12(對應于權利要求6)、表15(對應于權利要求7、8)。并且將經100KJ/cm的側面一層潛弧焊而賦予與焊接接頭部位熱經歷相當的再現熱周期之后對再現的焊接熱影響部位進行擺錘式沖擊試驗的結果，與母材的擺錘式沖擊試驗結果一并示于表13(對應權利要求6)、表17(對應權利要求7、8)。并將海水腐蝕試驗結果列于表14(對應權利要求6)、表16(對應權利要求7、8)。腐蝕試驗的試驗方法及評價方法、試驗條件全部與實施例1相同。根據表13、表17的成績，在將REM、Ti、N的量限定在本發明范圍內的場合，大熱量輸入焊接接頭部位的韌性相對于比較鋼有顯著改善，吸收能量(vEo)得到了高于KA36值的韌性。

　　并且如同圖14、表16的腐蝕試驗結果所表明的那樣，如果添加REM、N，并且也將Cr、Mo、Ni量置于限定范圍內，則有與比較鋼也大致相同的耐腐蝕性提高的傾向，(Nb、Ti的效果)對耐腐蝕性決無不良影響。

　　實施例9(對應權利要求9的實施例)使用與權利要求1有關的實施例中所用的本發明鋼2、3、4(與表1成分相同)作為供試材，并使用與已有鋼KA36成份相同的鋼作為比較材，在加熱到1150℃后進行熱軋，然后在900℃的時刻按表18所列的制造條件冷卻，由這樣制造的試驗材制得試驗片，將試驗片使用與實例1相同的試驗裝置進行腐蝕試驗。腐蝕試驗的試驗方法和評價方法、試驗條件全部與實施例1相同。將該腐蝕測定結果、腐蝕面的表面狀況評價及腐蝕深度測定結果、母材的擺錘式沖擊試驗結果列于表19。

　　(1)腐蝕量通過添加Cr使腐蝕量比已有鋼KA36減少(實施例1)，而按照本發明范圍內的條件制造使腐蝕量更顯著地減少。關于腐蝕深度，按照本發明范圍內的條件制造，腐蝕深度有變小的傾向。

　　(2)韌性按照本發明范圍內的表件進行制造時，未發現韌性的劣化，但當冷卻速度越過其上限，或者冷卻停止溫度越過其下限，均使吸收能量(vEo)降低，韌性劣化。

　　實施例10、11、12(對應權利要求9的實施例)將由按表18所列制造條件制造的試驗材得到的試驗片，使用實施例1所用的同樣試驗裝置進行腐蝕試驗。將腐蝕量測定結果、腐蝕面表面狀況評價及腐蝕深度測定結果、母材擺錘式沖擊試驗結果列于表20(對應權利要求10)、表21(對應權利要求11)、表22(對應權利要求12)。表20中的本發明鋼7就是與權利要求2有關的實施例中所用的本發明鋼7(與表3成分相同)，表21中的本發明鋼6就是與權利要求3有關的實施例中所用的本發明鋼6(與表5成份相同)，表22中的本發明鋼6就是與權利要求4有關的實施例中所用的本發明鋼6(與表7成分相同)。腐蝕試驗的試驗方法和評價方法、試驗條件全部與實施例1相同。

　　按照本發明范圍內的條件制造則腐蝕量減少。關于腐蝕深度，按照本發明范圍內的條件制造，則腐蝕深度有變小的傾向。以本發明范圍內的條件進行制造也未發現韌性的劣化，但當越過冷卻速度上限或越過冷卻停止溫度的下限時，吸收能量(vEo)下降，韌性劣化。

　　實施例13、14、15、16(對應權利要求13、14、15、16的實施例1)。

　　將試驗材的成分列于表23。并且將試驗材加熱至1150℃后進行熱軋，然后在900℃的時刻按表18所示的制造條件冷卻，將由這樣制造的試驗材所得到的試驗片使用與實施例1所用的同樣試驗裝置進行腐蝕試驗。腐蝕試驗的試驗方法和評價方法、試驗條件全部與實施例1相同。

　　將腐蝕量測定結果、腐蝕面表面狀況評價和腐蝕深度測定結果列于表24(對應于權利要求13、14、15、16)。

　　并且將經100KJ/cm的側面一層潛弧焊而賦予與焊接接頭部位熱經歷相當的再現熱周期之后對再現的焊接熱影響部位進行擺錘式沖擊試驗結果與母材的擺錘式沖擊試驗結果一并列于表25。

　　按照本發明范圍內的條件制造使腐蝕量減少。關于腐蝕深度，按照本發明范圍內的條件制造時，腐蝕深度有變小的傾向。按照本發明范圍內的條件進行制造未發現母材、焊接部位的韌性劣化。

　　如上所述，本發明的高溫多濕環境用耐海水腐蝕鋼適用于苛刻嚴酷腐蝕環境的船舶壓載箱、海水管道等處，具有優良的耐腐蝕性，在賦予船舶維修方便化的同時，還賦予并維持船舶的安全性。并使更大熱量輸入焊接成為可能，通過高效率的焊接組裝油船時，可提高焊接接頭部位的韌性。

　　◎均勻腐蝕，腐蝕面的凹凸小。

　　○均勻腐蝕，腐蝕面的凹凸稍大。

　　△腐蝕面的凹凸大，有少量淺坑。

　　×腐蝕面的凹凸大，并且淺坑的深度大，其數量也多。

　　◎均勻腐蝕，腐蝕面的凹凸小。

　　○均勻腐蝕，腐蝕面的凹凸稍大。

　　△腐蝕面的凹凸大，有少量淺坑。

　　×腐蝕面的凹凸大，并且淺坑的深度大，其數量也多。

　　權利要求

　　1.一種適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征是，該鋼的組成為C＜0.1%(重量)，Si＜0.5%(重量)，Mn＜1.50%(重量)，Al 0.005～0.050%(重量)，Cr 0.5～3.50%(重量)，其余為Fe和不可避免的雜質。

　　2.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成份中含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8(重量)的至少一種，且合計＜1.5%(重量)。

　　3.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成分中含有Nb 0.005～0.05(重量)和Ti 0.005～0.05%(重量)的至少一種，且合計為0.005～0.05%(重量)。

　　4.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成份中含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8%(重量)至少一種，且合計＜1.5%(重量);并且含有Nb 0.005～0.05%(重量)和Ti 0.005～0.05%(重量)，且合計為0.005～0.05%(重量)。

　　5.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成分中含有REM 0.0015～0.020%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　6.權利要求2所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成份中含有REM 0.0015～0.020%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　7.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成份中含有Nb 0.005～0.05%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)，且Nb+Ti合計為0.005～0.05%(重量)，還含有REM 0.0015～0.020%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　8.權利要求1所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼，其特征在于，在該鋼的成份中含有Nb 0.005～0.05%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)，且Nb+Ti合計為0.005～0.05%(重量)，還含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8%(重量)的至少一種，且合計為1.5%(重量)，還含有REM0.0015～0.020%(重量)和N 0.0020～0.0120(重量)。

　　9.一種適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，將組成為C＜0.1%(重量)，Si＜0.5%(重量)，Mn＜1.50%(重量)，Al 0.005～0.050%(重量)，Cr 0.5～3.5%(重量)，其余為Fe和不可避免雜質的鋼，經通常的鑄造和熱軋后，以3～20℃/sec范圍的冷卻速度加速冷卻，在400～600℃的溫度時停止該加速冷卻，然后進行空冷。

　　10.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成分中含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8%(重量)的至少一種，且合計＜1.5%(重量)。

　　11.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成份中含有Nb 0.005～0.05%(重量)和Ti 0.005～0.05%(重量)的至少一種，且合計為0.005～0.05%(重量)。

　　12.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法其特征在于，在該鋼的成份中含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8%(重量)的至少一種，且合計＜1.5%(重量)，并且含有Nb 0.005%～0.05%(重量)和Ti 0.005～0.05%(重量)的至少一種，且合計為0.005～0.05%(重量)。

　　13.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成分中含有REM 0.0015～0.020%(重量)，Ti 0.005～0.05%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　14.權利要求10所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成分中含有REM 0.0015～0.020%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　15.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成分中含有Nb 0.005～0.05%(重量)，Ti 0.005～0.05%(重量)，并且Nb+Ti合計為0.005～0.05%(重量)，還含有REM 0.0015～0.020%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　16.權利要求9所述的適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼的制造方法，其特征在于，在該鋼的成份中含有Nb 0.005～0.05%(重量)、Ti 0.005～0.05%(重量)，并且Nb+Ti合計為0.005～0.05%(重量)，還含有Ni＜1.5%(重量)和Mo＜0.8%(重量)的至少一種，且合計為1.5%(重量)，還含有REM 0.0015～0.020%(重量)和N 0.0020～0.0120%(重量)。

　　全文摘要

　　本發明涉及適于高溫多濕環境的耐海水腐蝕鋼及其制造方法，該鋼重量組成為C＜0.1％，Si＜0.5％，Mn＜1.50％，Al0.005—0.050％，Cr0.5—3.5％，其余為Fe和不可避免雜質，經通常的鑄造和熱軋后以3—20℃/sec的速度加速冷卻，在400—600℃時停止該加速冷卻，然后空冷。這種鋼可用于制造壓載箱和海水管道等處于曝露的嚴峻環境下的船舶。

　　文檔編號C22C38/50GK1103672SQ9411598

　　公開日1995年6月14日 申請日期1994年7月8日 優先權日1993年7月9日

　　發明者鹽谷和彥, 今津司, 木村光男, 齊藤良行 申請人:川崎制鐵株式會社