JP2010116622A - ヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼および鋼板並びにヒートパイプおよび高温排熱回収装置 - Google Patents

Abstract

【課題】高温排熱回収装置のヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼を提供する。
【解決手段】質量％で、Ｃｒ：１６〜３２％、Ｃ：０.０３％以下、Ｎ：０.０３％以下、Ｓｉ：３％以下、Ｍｎ：２％以下、Ｓ：０.００８％以下、Ａｌ：０〜０.３％であり、さらにＮｂ：０.７％以下、Ｔｉ：０.３％以下、Ｚｒ：０.５％以下、Ｖ：１％以下の１種以上を含有し、必要に応じて更にＭｏ：３％以下、Ｗ：３％以下、Ｃｕ：３％以下、Ｙ：０.１％以下、ＲＥＭ（希土類元素）：０.１％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であり、少なくとも下記（１）式、（２）式、（５）式を満たすフェライト系ステンレス鋼。（１）式；Ｃｒ＋３（Ｍｏ＋Ｃｕ）≧２０、（２）式；Ｃｒ＋３（Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ−Ｔｉ）≧２０、（５）式；０.０３７｛（Ｃ＋Ｎ）／（Ｖ＋Ｔｉ＋０.５Ｎｂ＋０.５Ｚｒ）｝＋０.００１≦０.０１
【選択図】図２

Description

本発明は、水の蒸発潜熱を利用して熱交換を行うヒートパイプに使用するためのステンレス鋼および鋼板、並びにそのヒートパイプおよびそれを用いた高温排熱回収装置に関する。

近年、自動車の燃費向上を目的として、運転時に高温で放出されるエンジン排気ガスの熱を回収してエネルギー源として再利用することを目的とした、高温排熱回収装置が実用化されつつある。排熱を回収するためには排熱と冷却水もしくは何らかの熱媒体との間で熱交換する熱交換器を適用するのが一般的であるが、効率の高い熱交換を実現する手法としてヒートパイプと呼ばれる熱伝達手段を用いた熱交換器が自動車の高温排熱回収装置等の用途で注目されている。

図１に、一般的な自動車の排ガス経路に高温排熱回収装置を組み込んだ場合の排ガス経路構成を例示する。排熱回収装置は多くの場合、この図のように床下コンバーターの後方に配置されるのが普通である。高温排熱回収装置で回収された熱は運転開始時のエンジン冷却水の加熱や冬場の暖房などに有効利用され、ガソリン車、ディーゼル車、ハイブリッド車などの燃費向上やバッテリーの節約に貢献する。

図２に、ヒートパイプの原理を模式的に示す。
〔０.初期状態〕
ヒートパイプ１０は真空（１００Ｐａ以下）の状態で純水が封入された金属製の密閉容器であり、その容器の内部には液体の水からなる液相部１１と、空間部１２とが形成されている。
〔１.加熱／冷却状態〕
ヒートパイプ１０の液相部１１を含む部位（加熱帯）が排ガスによって加熱されると液相部１１の水が活発に蒸発する。蒸発は吸熱反応であるから排ガスの熱を効率的に吸収することができる。すなわち、排ガスの熱エネルギーは、大部分が蒸発潜熱として水蒸気に伝達される（加熱）。ヒートパイプ１０の空間部１２の一部（冷却帯）が冷却水などで冷却されると、水蒸気は冷却されたヒートパイプの容器内面で凝縮し、凝縮した水は液相部１１に戻る。凝縮は発熱反応であるから水蒸気の潜熱に相当する熱エネルギーが放出され、冷却水へと伝達される（冷却）。熱エネルギーを受けた冷却水は昇温し、温水としての利用に供される。この加熱と冷却が連続的に起こり、水の蒸発潜熱を利用した効率的な熱交換が実現される。

図３に、ヒートパイプ型高温排熱回収装置の代表的な形態を模式的に示す。排ガスが通る加熱帯２２と冷却水３１が通る冷却帯３２があり、加熱帯２２の中にはカップ２３が並列に配置されている。隣接するカップ２３の間には集熱フィン２４が設けられ、カップ２３にロウ付け接合されている。排ガスは集熱フィン２４の間を通るようになっている。カップ２３は上部（蒸気流路）および下部（液還流路）で冷却帯３２と連結されており、カップ２３の内部には前述のように真空引き後に水が封入されている。冷却帯３２の下部には液還流路を開閉できるモード切替弁３３が設けられている。モード切替弁３３を開（熱回収モード）にした状態で排ガスによりカップ２３中の水が加熱されると、水は沸騰（蒸気）→凝縮（凝縮液）のサイクルで循環し、排ガスの排熱を回収する。カップ２３は比表面積を高め、かつ排ガスの排気抵抗を極力小さくするために扁平形状とされる場合が多く、一般的には耐熱性および耐食性の良好なステンレス鋼板をプレス加工して造られる。加熱帯２２に供給される排ガスは、コンバータの触媒作用によって温度が上昇していることが多く、８００℃以上の温度になっていることがある。加熱帯２２の材料温度はモード切替弁３３が閉（熱遮断モード）の状態で最も高くなり、６００〜９００℃の温度域に達することが想定される。

このようにヒートパイプは９００℃程度の高温域まで昇温することから、高温強度（耐クリープ性、耐高温疲労性、耐熱疲労性）に優れ、かつ耐高温酸化性に優れた材料で構成する必要がある。また、加工性、溶接性、ロウ付け性に優れることが要求される。さらに低コストであることも重要である。これらの要求を総合すると、現在のところヒートパイプ材料にはステンレス鋼が最も適していると考えられる。

特開平７−２４３７８４号公報

ところが、ステンレス鋼を用いたヒートパイプでは、運転初期に水素が内部で多量に発生することがある。種々検討の結果、水素の発生により内部圧力が１ＭＰａを超えてしまう場合があることが明らかになった。その場合、圧力容器として厳しい法規制の対象となる。汎用性の高い排熱回収システムとして手軽に利用できるようにするには、ヒートパイプの内部圧力が１ＭＰａを超えることのない高温排熱回収装置を構築することが望ましい。
加えて、ヒートパイプ内での水素の発生は冷却水への熱伝達効率を低下させる要因となるとともに、装置に過大なストレスを与える要因ともなることから、システムの破損や重大災害の遠因になりかねない。

フェライト系ステンレス鋼はオーステナイト系鋼種に比べ熱膨張係数が小さいことから加熱、冷却に伴う熱疲労特性の面で有利である。また、水素の拡散係数がオーステナイト系鋼種よりも小さいので、容器内で発生した水素を系外へ逃がすためにもフェライト系ステンレス鋼の適用は有利となる。さらにフェライト系ステンレス鋼はオーステナイト系鋼種よりも一般に安価である。反面、フェライト系ステンレス鋼は高温酸化特性、高温強度、耐食性などの点でオーステナイト系鋼種よりも一般に特性が劣る。

本発明は、本来上記のような利点を有するフェライト系鋼種において、ヒートパイプを構成する容器として使用したときに水素発生に伴う圧力上昇を安定して抑制することができる性質を有するとともに、６００〜９００℃で使用可能な高温酸化特性、高温強度を有し、かつヒートパイプに適した耐食性およびＮｉろう付け性をも具備するフェライト系ステンレス鋼を開発し、汎用性の高いヒートパイプ型排熱回収システムを構築可能な技術を提供しようというものである。

上記目的は、質量％で、Ｃｒ：１６〜３２％、Ｃ：０.０３％以下、Ｎ：０.０３％以下、Ｓｉ：３％以下、Ｍｎ：２％以下、Ｓ：０.００８％以下、Ａｌ：０（無添加）〜０.３％であり、さらにＮｂ：０.７％以下、Ｔｉ：０.３％以下、Ｚｒ：０.５％以下、Ｖ：１％以下の１種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であり、下記（１）式、（２）式および（５）式を全て満たし、かつ（３）式および（４）式の少なくとも一方を満たす高温排熱回収装置のヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼によって達成される。また、上記において、さらにＭｏ：３％以下、Ｗ：３％以下、Ｃｕ：３％以下の１種以上を含有するものが提供される。さらに、Ｙ：０.１％以下、ＲＥＭ（希土類元素）：０.１％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上を含有しても構わない。
Ｃｒ＋３（Ｍｏ＋Ｃｕ）≧２０ …（１）
Ｃｒ＋３（Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ−Ｔｉ）≧２０ …（２）
Ｔｉ＋Ａｌ≦０.０５ …（３）
Ｎｂ≧Ｔｉ＋Ａｌ …（４）
０.０３７｛（Ｃ＋Ｎ）／（Ｖ＋Ｔｉ＋０.５Ｎｂ＋０.５Ｚｒ）｝＋０.００１≦０.０１ …（５）
ただし（１）〜（５）式において元素記号の箇所には当該元素の質量％で表される含有量の値が代入され、無添加の元素については０（ゼロ）が代入される。

また本発明では、上記の鋼からなり、ＪＩＳ Ｒ６００１：１９９８に規定される研磨番手＃１００〜＃８００の研磨仕上表面、またはＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＨＬの研磨仕上表面をもつヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼板が提供される。

また、上記の鋼からなる厚さ０.５〜１ｍｍの鋼材で構成される容器の中に、真空引き後に水を封入して液相部と空間部を形成してなるヒートパイプが提供される。前記容器としては、ＪＩＳ Ｒ６００１：１９９８に規定される研磨番手＃１００〜＃８００の研磨仕上表面、またはＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＨＬの研磨仕上表面を内表面に有するものがより好適である。さらに本発明では、上記ヒートパイプを材料温度が６００〜９００℃となる部位に設けた高温排熱回収装置が提供される。

本発明によれば、ステンレス鋼製ヒートパイプで問題となる水素発生に伴う内部圧力の上昇が顕著に緩和される。これを用いることにより汎用性の高い高温排熱回収装置が低コストで実現可能になると考えられ、自動車等への排熱回収システムの普及に寄与しうる。

ヒートパイプ内で生じる水素発生による圧力上昇を抑制するためには、まずそのメカニズムを知る必要がある。ヒートパイプには真空引き後に純水が封入されているので、中に存在するのは純水とヒートパイプ（容器）自体の金属のみである。ヒートパイプ内での水素発生はヒートパイプ（容器）を構成する金属が水（水蒸気）により酸化されることによって起きる。その反応は主として以下のようなものであると考えられる。
ｘＭ ＋ ｙＨ₂Ｏ → Ｍ_xＯ_y ＋ ｙＨ₂↑ （Ｍ；金属、ｘ，ｙ；係数）

発明者らの検討によれば、ヒートパイプ内で発生した水素は、ヒートパイプ材料（容器）を透過して外部にある程度逃げ出していくことがわかった。このため、水素発生に伴うヒートパイプ内部の圧力上昇を軽減するためには、ヒートパイプを以下の２点を満たす材料で構成することが有効となる。
（i）水素が発生し難い材料
（ii）水素が透過しやすい材料
フェライト系鋼種の場合はオーステナイト系と異なり、（ii）の点については本質的に概ね良好である。したがって（i）の点を改善することが重要となる。

上記（i）については、ヒートパイプを構成するステンレス鋼の耐水蒸気酸化性を向上させることが必要である。耐水蒸気酸化性はステンレス鋼表面に緻密なＣｒ₂Ｏ₃皮膜が形成されると向上する。そのための手段として、フェライト系ステンレス鋼では下記［１］の手法を採用することが極めて有効であり、さらに下記［２］や、［３］の手法を採用することが好ましいことがわかった。本発明では下記［１］を採用し、必要に応じて下記［２］、［３］の一方または双方を採用する。

［１］Ｃｒ、Ｓｉ、Ｍｎを後述の範囲で含有し、かつ下記（２）式を満たす鋼組成とする。
Ｃｒ＋３（Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ−Ｔｉ）≧２０ …（２）
ヒートパイプ使用時の水素発生を抑制するためには６００〜９００℃での酸化スケールの成長を抑制する作用を有するＣｒ、Ｓｉ、Ｍｎを後述の範囲で積極添加することが有効である。Ａｌ添加も有効である。ただしＴｉを含有している場合は、Ｔｉの酸化によって水素発生量が増大することがわかった。Ｔｉは後述のようにＣ、Ｎを固定する元素として添加される場合があるので、本発明では特にＴｉ含有量の管理が重要となる。種々検討の結果、水素発生量を抑制するためには上記（２）式を満たす必要がある。

［２］Ｙ、ＲＥＭ（希土類元素）、Ｃａを後述の範囲で含有する鋼組成とする。
これらの元素はフェライト系ステンレス鋼の耐高温酸化性を向上させる作用があり、水素発生に有効である。

［３］研磨仕上表面をもつ鋼板とする。
フェライト系ステンレス鋼は５００〜６００℃の低酸素、高水蒸気環境においてＦｅ₂Ｏ₃を主成分とする保護性に乏しい酸化スケール（赤スケール）が生成しやすい。この環境はヒートパイプが最高使用温度まで昇温する過程および常温まで降温する過程で曝される環境であり、赤スケール生成の酸化反応によって大量の水素が発生して問題となる場合がある。この問題に対しては、フェライト系ステンレス鋼材の上記環境に曝される表層に予め加工歪みを付与しておくことが極めて有効であることがわかった。これによって、５００〜６００℃の中温域でＣｒ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ａｌが表層へ拡散しやすくなり、保護性のある緻密な酸化皮膜が迅速に形成され、赤スケールの生成が抑制される。

表層に加工歪みを形成させる方法としてはショットブラストや研磨などが挙げられるが、ここでは大量生産に適した研磨を採用する。発明者らの検討によれば、表層から５０μｍ程度の深さまで歪を導入すれば十分である。これは通常のステンレス鋼板製造ラインで行われている研磨工程が利用できる。具体的には、ＪＩＳ Ｒ６００１：１９９８に規定される研磨番手＃１００〜＃８００の研磨仕上表面、またはＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＨＬの研磨仕上表面を形成すればよい。

本発明で対象とする鋼は高温でオーステナイト相が極力生成しないように成分設計された鋼（フェライト単相鋼）であることが望ましい。高温でオーステナイト相が生成しやすい組成であると、酸化皮膜直下のマトリクスにＣｒ欠乏層が生成した場合、Ｃｒ欠乏部分が高温で局所的にオーステナイト相となり水素の拡散に対して障壁となることが想定される。また、高温で生成したオーステナイト相が冷却時にマルテンサイト相に変態すると、水素脆化起因による常温および高温での疲労強度低下が問題となる場合がある。

以下に各合金元素について説明する。本明細書において合金元素の「％」は特に断らない限り「質量％」を意味する。
Ｃｒは、ステンレス鋼に必要な耐食性、耐酸化性を付与する上で重要な合金成分である。６００〜９００℃での耐水蒸気酸化性を確保するためには、１６％以上のＣｒが必要であり、かつ下記（１）式を満たす必要がある。
Ｃｒ＋３（Ｍｏ＋Ｃｕ）≧２０ …（１）
例えばＭｏ、Ｃｕを添加しない場合には、（１）式のＭｏ、Ｃｕの箇所にはそれぞれ０（ゼロ）が代入され、Ｃｒ含有量は単独で２０％以上とする必要がある。

また、Ｃｒ含有量が高いほど、フェライト安定度が向上し、Ｃｒ欠乏層の生成およびＣｒ欠乏層でのオーステナイト変態がともに抑制される。Ｃｒ含有量は１８％以上を確保することがより好ましく、特に前述の研磨や予備酸化処理を施さない場合は２０％以上のＣｒ含有量を確保することが一層好ましい。一方で３２％を超えるＣｒ含有は加工性、耐４７５℃脆化性を大幅に低下させる。したがって、Ｃｒ含有量は３２％以下の範囲とする。

Ｃ、Ｎは、高温強度、特にクリープ特性を改善する元素であるが、これらが固溶している場合は、鋼中の水素をトラップしてメタンやアンモニアが形成され、高温強度、靭性、水素透過能を低下させる要因となる。また、Ｃ、Ｎはオーステナイト形成元素であることから、高温でのオーステナイト相の生成を招く要因となる。この場合、前述のようにＣｒ欠乏層における水素透過能低下や水素脆化起因の疲労強度低下が問題となる。したがって、できるだけ低Ｃ低Ｎとすることが望ましい。種々検討の結果、Ｃ、Ｎともそれぞれ０.０３％まで含有が許容される。ただし、固溶Ｃと固溶Ｎの総和（以下「固溶Ｃ＋Ｎ量」という）を十分に低減するために、Ｃ、Ｎと結合しやすいＮｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖの含有量との関係において下記（５）式を満たすことが重要である。
０.０３７｛（Ｃ＋Ｎ）／（Ｖ＋Ｔｉ＋０.５Ｎｂ＋０.５Ｚｒ）｝＋０.００１≦０.０１ …（５）
この（５）式の左辺は、本発明の成分系のフェライト系ステンレス鋼において、固溶Ｃ＋Ｎ量を表す指標となる。（５）式を満たさない場合には高温での熱疲労特性低下によりヒートパイプの耐久性が大幅に低下することがある。

Ｓｉは、耐酸化性、耐赤スケール性を向上させる元素であり、それによって水素発生が抑制される。また、フェライト安定化作用を担う元素でもある。０.１％以上のＳｉ含有量を確保することが特に効果的である。ただし多量のＳｉ含有は熱間延性を低下させ、また鋼表面に疵の発生を招くなど、製造性および溶接性を大幅に低下させる要因となる。したがってＳｉ含有量は３％以下の範囲に制限される。

Ｍｎは、ステンレス鋼の耐スケール剥離性を向上させる元素であり、ヒートパイプ内の水素発生による圧力上昇を抑制するうえで有効である。ただし過剰に添加すると鋼の靭性を損なうため、Ｍｎ含有量は２％以下に制限される。

Ｓは、熱間加工性、耐溶接高温割れ性に悪影響を及ぼす成分であり、異常酸化の起点にもなる。そのため、Ｓ含有量は可能な限り低くすることが望ましく、上限は０.００８質量％に規定される。０.００５質量％以下とすることがより好ましい。

Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖは、Ｃ、Ｎを固定して固溶Ｃ、固溶Ｎ量を低減させる作用を有する。また、炭化物・窒化物の微細分散による析出強化によってフェライト系ステンレス鋼の高温強度を向上させる作用を呈する。またＡｌは耐酸化性を向上させる作用と水素発生量を低減させる作用を有する。本発明ではこれらの作用を得るために、Ｎｂ：０.７％以下、Ｔｉ：０.３％以下、Ｚｒ：０.５％以下、Ｖ：１％以下の１種以上を添加する。特に、Ｎｂ：０.００１〜０.７％、Ｔｉ：０.００５〜０.３％、Ｚｒ：０.００１〜０.５％、Ｖ：０.０５〜１％の１種以上を添加することが一層好ましい。また、Ａｌは必要に応じて０.３％以下の範囲で添加する。Ａｌを添加する場合は０.０３〜０.３％の含有量範囲とすることが一層効果的である。ただし、ＴｉおよびＡｌの添加には注意を払う必要がある。その理由の１つは、前述のようにＴｉが水素発生を招く要因となる点である。この点は前記（２）式を満たすように成分調整することで解決できる。他の理由としては、Ｔｉ、Ａｌはろう付け性を低下させる要因となることが挙げられる。ヒートパイプ部材は多くの場合Ｎｉろう付けを利用した施工に供されるが、フェライト系ステンレス鋼中のＴｉ、Ａｌ含有量が高いと、Ｔｉ、Ａｌは低酸素分圧下でもろう付け加熱時に酸化皮膜を形成してしまい、ろう付け性（特にろう材との濡れ性）が阻害される。詳細な検討の結果、この問題は下記（３）式および（４）式の少なくとも一方を満たすように組成調整することによって解消される。
Ｔｉ＋Ａｌ≦０.０５ …（３）
Ｎｂ≧Ｔｉ＋Ａｌ …（４）
なお前述のように、固溶Ｃ＋Ｎ量を十分に低減させるために、前記（５）式を満たすようにＮｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖの１種以上を含有させる必要がある。

Ｍｏ、Ｗ、Ｃｕは、いずれも固溶強化によりステンレス鋼の高温強度を向上させる元素である。本発明では強度向上のためにＣ、Ｎを多量に添加する手法が採れないため、特に強度を重視する場合はＭｏ、Ｗ、Ｃｕの１種以上を添加することが望ましい。また、Ｍｏ、Ｃｕは特に排ガスの結露による露点腐食に対して、孔食の発生および成長を抑制する作用も有する。Ｍｏ、Ｃｕの少なくとも１種を添加することにより前記（１）式を満たすために必要なＣｒ含有量の範囲（下限値）が拡大する。Ｍｏ、Ｗ、Ｃｕの１種以上を添加する場合は、Ｍｏ：３％以下、Ｗ：３％以下、Ｃｕ：３％以下の含有量範囲で行うことが望ましい。Ｍｏ、Ｗ、Ｃｕいずれに関しても０.１％以上の含有量を確保することが一層効果的である。

Ｙ、ＲＥＭ（希土類元素）、Ｃａは、耐スケール剥離性に有害となるＳを固定し、スケール／母材界面へのＳの濃化を抑制する作用、および酸化皮膜中の欠陥密度を減少させることで酸化皮膜を強化する作用を呈し、耐酸化性を大幅に向上させる。このため本発明ではこれらの１種以上を必要に応じて添加することができる。ただし、これらの元素を過剰に添加すると鋼材が過度に硬質化するばかりでなく、製造時に表面疵が生じやすくなり製造コストの上昇を招く。種々検討の結果、これらの元素を添加する場合はＹ：０.１％以下、ＲＥＭ：０.１％以下、Ｃａ：０.０１％以下の範囲で行うことが望ましい。Ｙ：０.０００５〜０.１％、ＲＥＭ：０.０００５〜０.１％、Ｃａ：０.０００５〜０.０１％の範囲で、これらの１種以上を添加することがより効果的である。

その他、ステンレス鋼の溶製に際して、Ｎｉ、Ｐ、Ｂ、Ｍｇなどが例えば原料や溶製設備の炉壁付着物などから混入することがある。Ｎｉは０.６％まで、Ｐは０.０５％まで、Ｂは０.０１％まで、Ｍｇは０.００５％までそれぞれ混入が許容される。

このフェライト系ステンレス鋼を用いたヒートパイプを製造するには、まず一般的なフェライト系ステンレス鋼板の製造プロセスによって上記所定の成分組成を有するステンレス鋼板を作り、その鋼板から切り出した板材を成形し、溶接して容器としたのち、容器内部を真空引きした状態で内部に純水を封入する。鋼板から溶接鋼管を作るか、あるいはビレットから継目なし鋼管を作り、それらの鋼管を加工して容器とする方法も採用できる。「純水を封入する」とは、純水を入れた容器を溶接や溶断によって密閉することをいう。容器の肉厚が薄すぎると十分な耐久性を確保しにくい。一方、厚すぎると、水素が肉厚を透過するために必要な拡散距離が長くなり、内部の圧力を低減させる上で不利となる。また、鋼材中の伝熱距離が大きくなるのに伴って熱伝導の抵抗が大きくなり、水蒸気の蒸発潜熱による効率の高い熱交換を実施する上で不利となる。種々検討の結果、ヒートパイプの肉厚は０.５〜１ｍｍの範囲とすることが望ましい。

表１に示す鋼を３０ｋｇ真空溶解炉で溶製し、通常のフェライト系ステンレス鋼板の製造方法にしたがって熱間圧延、焼鈍、酸洗、冷間圧延、仕上げ焼鈍の工程で、ＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＮｏ.２Ｄ酸洗仕上げを施した板厚１.０ｍｍの冷延焼鈍酸洗材（供試材）を得た。

《水素発生試験》
各供試材から切削加工により１０ｍｍ×５０ｍｍ×１.０ｍｍの水素発生試験片を作成した。板面はＮｏ.２Ｄ酸洗仕上げままのものと、＃４００乾式研磨仕上げとしたものを用意した。切断端面はいずれも＃６００乾式研磨仕上げとした。
図４に、水素発生試験装置の構成を模式的に示す。石英管の中に試験片を入れ、これを電気炉に装入する。石英管には石英蓋を取り付けて外界から遮断する。ただし、石英保護管に収容したシース熱電対により、試料近傍の温度が測定できるようにしてある。また、石英管にはパイレックス（登録商標）管が接続され、そのパイレックス管は真空ポンプおよび純水タンクにつながっている。石英管、石英蓋、パイレックス管および石英保護管はすべてすり合わせにより接続されており、適宜真空グリースを用いてすり合わせ部の密閉性を高めている。初めは全てのバルブ（Ａ〜Ｄ）は閉じた状態である。

まず、常温の状態でバルブＤのみを開く。このとき、バルブＣ−Ｄ間の管内に純水約３０ｍＬが溜まるようになっている。その後、バルブＤを再び閉じる。次に、真空ポンプを作動させ、バルブＢを開いて石英管内部を真空引きするとともに、バルブＡを開いて圧力を測定する。１Ｐａまで真空引きした後、バルブＢを閉じる。次いでバルブＣを開く。このとき、バルブＣ−Ｄ間に溜まっていた純水がパイレックス管を通って石英管内に導入される。真空中に勢いよく引き込まれることにより、Ｃ−Ｄ管に溜まっていた水の大部分が試験片近傍に到達する。

その後、電気炉により石英管内部を昇温する。シース熱電対で測温して石英管内部の温度を６００℃または８００℃に維持する。６００℃または８００℃で１０時間保持しているあいだの圧力変化をモニターし、１０時間経過時点での圧力変化から試料表面の単位時間・単位面積あたりの水素発生速度を算出する。１０時間経過時点での水素発生速度が１.０×１０^-6ｍｏｌ／（ｈ・ｃｍ²）以下であるものは、実機ヒートパイプでの内部圧力の上昇を１０ｋＰａ以下に緩和することのできる特性を有していると判断される。したがって、１０時間経過時点での水素発生速度が１.０×１０^-6ｍｏｌ／（ｈ・ｃｍ²）以下のものを○（水素発生速度の低減効果；良好）、それを超えるものを×（水素発生速度の低減効果；不十分）と評価した。結果を表２中に示す。
なお、表２中には参考のため、６００℃、１時間保持時点での水素発生速度の測定結果も同様の評価基準にて併記した。

《水素透過試験、ろう付け性評価》
図５に、水素透過試験に供する試験体の部材構成を模式的に示す。供試材を使用した部材は、プレート（２枚）およびカップ（４個）である。カップはプレス成形されたものであり、外形寸法は概ね縦１００×横３０×高さ５（ｍｍ）である。図５ではカップの横および高さを縦に比べて誇張して描いてある。カップの底には２箇所の穴が設けられ、その穴から連結パイプを通して隣のカップに内部空間がつながるようになる。連結パイプはＳＵＳ３１０Ｓの１／２インチ管を扁平加工したものであり、連結パイプを挟んだ両側のカップの距離は８ｍｍとなる。中央の２枚のカップは一体化されて袋状になる。端部のカップはプレートで蓋をされる。一方の端部に取り付けられるプレートには中央に穴が設けられ、その穴から水素ガスが導入されるようになる。これら各部材はＮｉ系ろう材（ＢＮｉ−５）によりろう付接合され、試験体が組み立てられる。接合部はガスが漏れないように密封される。ろう付けは真空炉中で行い、圧力：１Ｐａ、ろう付け温度：１１７５℃、常温からろう付け温度までの昇温時間：２ｈ、ろう付け温度での保持時間：３０分の条件で真空ろう付けを実施した。

図６に、水素透過試験装置の構成を模式的に示す。図６中の試験体は、高さ方向（積層方向）を誇張して描いてある。試験体は電気炉内に設置される。試験体にろう付けにより取り付けたＳＵＳ３１６の１／４インチ管を通して、水素発生装置から水素ガスを試験体内部に導入することができるようになっている。初め、試験体内部は真空ポンプにより１Ｐａまで真空引きされている。バルブＹを閉じた状態で、バルブＸを開いて水素発生装置から水素ガスを導入し、試験体内部の圧力が１２０ｋＰａを超えた時点でバルブＸを閉じる。これにより、試験体内部には水素分圧が約１２０ｋＰａを超える水素ガスが封入される。その後、電気炉を昇温し、試験体を８００℃で保持する。８００℃に保持している間、内部の圧力変化をモニターし、圧力１００ｋＰａ（すなわち水素分圧が約１００ｋＰａ）の時点での圧力変化から、水素透過速度を算出する。そして、その水素透過速度の値を、供試材で構成されるカップ４個およびプレート２枚の、内部雰囲気に曝されている部分の表面積で除することにより、供試材についての単位時間・単位面積あたりの水素透過速度を求める。炉内に存在する供試材以外の部材（１／４インチ管の一部および連結パイプ）からも水素の透過が生じるが、供試材以外の部材の表面積は供試材の表面積に比べ十分に小さいので、ここでは供試材以外の部材からの水素透過は無視することができる。

このようにして求めた水素透過速度が１.０×１０^-9ｍｏｌ／（ｈ・ｃｍ²・Ｐａ^1/2）以上であるものは、前述の試験方法による水素発生速度が１.０×１０^-6ｍｏｌ／（ｈ・ｃｍ²）以下であることを条件に、実機ヒートパイプでの内部圧力の上昇を１０ｋＰａ以下に緩和することのできる特性を有していると判断される。したがって、上記の水素透過速度が１.０×１０^-9ｍｏｌ／（ｈ・ｃｍ²・Ｐａ^1/2）以上のものを○（水素透過速度の増大効果；良好）、それより低いものを×（水素透過速度の増大効果；不十分）と評価した。

なお、ろう付け不良のものは前記の真空引きの時点でろう付け不良部からのリークにより所定の真空度に到達しないので、水素透過試験に供することができない。したがって、ろう付け性は、所定の真空度に到達したものを○（ろう付け性；良好）、それ以外を×（ろう付け性；不良）と評価した。
結果を表２中に示す。

《腐食試験》
腐食試験は、排ガス結露環境を模擬した試験方法を検討し、図７に略記した方法で行った。すなわち、各供試材から２５ｍｍ×７０ｍｍの板材を切り出し、その表面を＃４００乾式研磨仕上、切断端面を＃６００乾式研磨仕上とした後、８００℃×１０ｈの熱処理を施したものを腐食試験片とした。模擬凝縮水の成分は図７中の付表に示してある。上記の腐食試験片を縦型加熱炉とその下に配置した模擬凝縮水の水槽との間を上下に往復運動できるようにセットし、「３５０℃×在炉時間６分（均熱時間約１分）→炉外で７分間放冷（試験片温度は１００℃以下）→試験片の下部２０ｍｍを模擬凝縮水に１分間浸漬→大気中で１０分間乾燥（液中成分の凝縮）」を１サイクルとする加熱・浸漬試験を５０サイクル行った後、３０℃、８０％ＲＨの恒温恒湿槽中で２０００時間保持し、保持後の試験片に生じている腐食孔の最大侵食深さを光学顕微鏡を用いた焦点深度法により求めた。この試験方法で最大侵食深さが０.８ｍｍを超える場合、自動車用ヒートパイプとして最も厚い設計となる板厚１ｍｍを想定した場合でも、自動車の排ガス結露環境に１５年曝された後のヒートパイプのカップ部で板厚を貫通する腐食に至る可能性がある。そこでこの試験による最大侵食深さが０.８ｍｍ以下であったものを○（耐食性；良好）、それ以外を×（耐食性；不良）と評価した。
これらの結果を表２に示す。

表１から判るように、本発明例のものは、すべての試験項目について良好な結果が得られた。特に研磨により表層に歪を導入したものでは６００℃程度の中温域において加熱初期の段階で保護性の酸化スケールが迅速に生成されるものと考えられ、６００℃１時間経過時点での水素発生速度が低減した。これにより、ヒートパイプ使用開始初期の段階からより安定した水素発生抑制効果が発揮される。

これに対し上記（１）式を満たさないＢ２〜Ｂ７は耐食性に劣り、（２）式を満たさないＢ１、Ｂ２、Ｂ６はヒートパイプの最高到達温度域である８００℃での水素発生速度が大きかった。（３）式（４）式をいずれも満たさないＢ１〜Ｂ４はろう付け性に劣った。

《加熱冷却サイクル耐久試験》
表１のＮｏ.Ａ１〜Ａ３、Ｂ６、Ｂ７の板厚０.８ｍｍの冷延焼鈍鋼板（＃４００乾式研磨仕上げ材）を用いて図３に示した高温排熱回収装置のヒートパイプ（カップ２３）を構成した。加熱は外部からガスバーナーにより集熱フィン２４の間に高温ガスを通す方法で行った。「１：冷媒（水）を循環させた状態で５分間加熱→２：冷媒循環を止めた状態でさらに５分間加熱を継続→３：冷媒循環および加熱を５分間停止」を１サイクルとする加熱・冷却サイクル試験を２０００サイクル実施した。ヒートパイプの材料温度は、１の冷媒循環加熱過程で約４００℃、２の冷媒停止加熱過程で約８００℃、３の冷却過程で１００〜２００℃の間となり、結露による腐食は生じない条件である。加熱・冷却サイクル試験後に装置を解体して、カップ２３の部材にカラーチェックを行い、損傷の有無を調べた。その結果、本発明材料Ａ１〜Ａ３を用いたカップ２３には損傷は認められなかった。これに対し（５）式を満たさないＢ６、Ｂ７を用いたカップ２３には、固溶Ｃ＋Ｎが多いことに起因して板厚を貫通する損傷が観測された。

自動車の排ガス経路に高温排熱回収装置を組み込んだ場合の排ガス経路構成を模式的に例示した図。 ヒートパイプの原理を模式的に示した概念図。 高温排熱回収装置の代表的な形態を模式的に示した図。 水素発生試験装置の構成を模式的に示した図。 水素透過試験に供する試験体の部材構成を模式的に示した図。 水素透過試験装置の構成を模式的に示した図。 腐食試験方法を略記した図。

符号の説明

１０ ヒートパイプ
１１ 液相部
１２ 空間部
２２ 加熱帯
２３ カップ
２４ 集熱フィン
３１ 冷却水
３２ 冷却帯
３３ モード切替弁

Claims (7)

1. 質量％で、Ｃｒ：１６〜３２％、Ｃ：０.０３％以下、Ｎ：０.０３％以下、Ｓｉ：３％以下、Ｍｎ：２％以下、Ｓ：０.００８％以下、Ａｌ：０（無添加）〜０.３％であり、さらにＮｂ：０.７％以下、Ｔｉ：０.３％以下、Ｚｒ：０.５％以下、Ｖ：１％以下の１種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物であり、下記（１）式、（２）式および（５）式を全て満たし、かつ（３）式および（４）式の少なくとも一方を満たす高温排熱回収装置のヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼。
   Ｃｒ＋３（Ｍｏ＋Ｃｕ）≧２０ …（１）
   Ｃｒ＋３（Ｓｉ＋Ｍｎ＋Ａｌ−Ｔｉ）≧２０ …（２）
   Ｔｉ＋Ａｌ≦０.０５ …（３）
   Ｎｂ≧Ｔｉ＋Ａｌ …（４）
   ０.０３７｛（Ｃ＋Ｎ）／（Ｖ＋Ｔｉ＋０.５Ｎｂ＋０.５Ｚｒ）｝＋０.００１≦０.０１ …（５）
   ただし（１）〜（５）式において元素記号の箇所には当該元素の質量％で表される含有量の値が代入され、無添加の元素については０（ゼロ）が代入される。
2. さらに、Ｍｏ：３％以下、Ｗ：３％以下、Ｃｕ：３％以下の１種以上を含有する請求項１に記載のヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼。
3. さらに、Ｙ：０.１％以下、ＲＥＭ（希土類元素）：０.１％以下、Ｃａ：０.０１％以下の１種以上を含有する請求項１または２に記載のヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼。
4. 請求項１〜３のいずれかに記載の鋼からなり、ＪＩＳ Ｒ６００１：１９９８に規定される研磨番手＃１００〜＃８００の研磨仕上表面、またはＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＨＬの研磨仕上表面をもつヒートパイプ用フェライト系ステンレス鋼板。
5. 請求項１〜３のいずれかに記載の鋼からなる厚さ０.５〜１ｍｍの鋼材で構成される容器の中に、真空引き後に水を封入して液相部と空間部を形成してなる、高温排熱回収装置のヒートパイプ。
6. 請求項１〜３のいずれかに記載の鋼からなる厚さ０.５〜１ｍｍの鋼材で構成され、ＪＩＳ Ｒ６００１：１９９８に規定される研磨番手＃１００〜＃８００の研磨仕上表面、またはＪＩＳ Ｇ４３０５：２００５の表１４に規定されるＨＬの研磨仕上表面を内表面に有する容器の中に、真空引き後に水を封入して液相部と空間部を形成してなる、高温排熱回収装置のヒートパイプ。
7. 請求項５または６に記載のヒートパイプを、その材料温度が６００〜９００℃となる部位に設けた高温排熱回収装置。