JP2011231365A

JP2011231365A - 船舶用熱間圧延形鋼およびその製造方法

Info

Publication number: JP2011231365A
Application number: JP2010101908A
Authority: JP
Inventors: Kazuhiko Shiotani; 和彦塩谷; Tsutomu Komori; 務小森; Tatsuki Kimura; 達己木村; Minoru Honjo; 稔本庄
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2010-04-27
Filing date: 2010-04-27
Publication date: 2011-11-17

Abstract

【課題】エポキシ樹脂塗膜存在下において、船舶のバラストタンク等の厳しい腐食環境下でも優れた耐食性を有すると共に、ＹＰが３１５ＭＰａ以上の強度を有する縦通材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供する。
【解決手段】質量％で、Ｃ：０．０３〜０．２５％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、Ｍｎ：０．１〜２．０％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．００５〜０．１０％、Ｗ：０．０１〜１．０％、Ｃｒ：０．０１％未満、Ｎ：０．００１〜０．０１％を含有する鋼素材を１０００〜１３５０℃に加熱後、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率を１０〜８０％、圧延仕上温度を（Ａｒ_３変態点−３０℃）〜（Ａｒ_３変態点−１８０℃）とする熱間圧延し、その後、放冷することにより、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織を有する船舶用熱間圧延形鋼とする。
【選択図】なし

Description

本発明は、石炭船や鉱石船、鉱炭兼用船、原油タンカー、ＬＰＧ船、ＬＮＧ船、ケミカルタンカー、コンテナ船、ばら積み船、木材専用船、チップ専用船、冷凍運搬船、自動車専用船、重量物船、ＲＯＲＯ船、石灰石専用船、セメント専用船等に用いられる船舶用形鋼に関し、特に、海水による厳しい腐食環境下にあるバラストタンクの縦通材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼とその製造方法に関するものである。ここで、縦通材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼とは、具体的には、熱間圧延によって成形された、等辺山形鋼、不等辺山形鋼、不等辺不等厚山形鋼、溝形鋼、球平形鋼、Ｔ形鋼などをいう。

船舶のバラストタンクは、積荷がない時に、海水を注入して船舶の安定航行を可能とする役目を担うものであるため、非常に厳しい腐食環境下におかれている。そのため、バラストタンクに用いられる鋼材の防食には、通常、エポキシ樹脂塗料による防食塗膜の形成と電気防食とが併用されている。

しかし、それらの防食対策を講じても、バラストタンクの腐食環境は依然として厳しい状態にある。すなわち、バラストタンクに海水を注入しているときには、海水に完全に浸されている部分は、電気防食が機能するため、腐食を抑えることができる。しかし、バラストタンクの最上部付近、特に上甲板の裏側は、海水に漬かることがなく、海水の飛沫を浴びる状態におかれている。そのため、この部位では、電気防食が機能しない。さらに、この部位は、太陽光によって鋼板温度が上昇するため、より厳しい腐食環境となる。一方、バラストタンクに海水が注入されていないときには、電気防食が全く働かないため、残留付着塩分によって、激しい腐食を受ける。

そのため、上記のような激しい腐食環境下にあるバラストタンクの防食塗膜の寿命は、一般に約１０年と言われており、船舶の寿命（約２０年）の半分程度である。従って、残りの１０年間は、再塗装等の補修処理を施すことよって、耐食性を維持しているのが実情である。しかし、バラストタンクの腐食環境は非常に厳しいものがあるため、補修塗装を行ってもその効果を長時間持続させるのは難しい。また、補修塗装は、狭い空間での作業となるため、作業環境としては好ましいものではない。そこで、補修塗装までの期間をできる限り延長すると共に、作業負荷を軽減できる耐食性に優れた鋼材の開発が望まれている。

そこで、バラストタンク等、厳しい腐食環境下で用いられる鋼材自体の耐食性を向上する技術が幾つか提案されている。たとえば、特許文献１には、Ｃ：０．２０ｍａｓｓ％以下の鋼に、耐食性改善元素として、Ｃｕ：０．０５〜０．５０ｍａｓｓ％、Ｗ：０．０１〜０．０５ｍａｓｓ％未満を添加し、さらに、Ｇｅ，Ｓｎ，Ｐｂ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｂｉ，ＴｅおよびＢｅのうちの１種または２種以上を０．０１〜０．２ｍａｓｓ％添加した耐食低合金鋼が開示されている。
また、特許文献２には、Ｃ：０．２０ｍａｓｓ％以下の鋼材に、耐食性改善元素として、Ｃｕ：０．０５〜０．５０ｍａｓｓ％、Ｗ：０．０５〜０．５ｍａｓｓ％を添加し、さらに、Ｇｅ，Ｓｎ，Ｐｂ，Ａｓ，Ｓｂ，Ｂｉ，ＴｅおよびＢｅのうちの１種もしくは２種以上を０．０１〜０．２ｍａｓｓ％添加した耐食性低合金鋼が開示されている。また、特許文献３には、Ｃ：０．１５ｍａｓｓ％以下の鋼に、Ｃｕ：０．０５〜０．１５ｍａｓｓ％未満、Ｗ：０．０５〜０．５ｍａｓｓ％を添加した耐食性低合金鋼が開示されている。

また、特許文献４には、Ｃ：０．１５ｍａｓｓ％以下の鋼に、耐食性改善元素として、Ｐ：０．０３〜０．１０ｍａｓｓ％、Ｃｕ：０．１〜１．０ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．２〜１．０ｍａｓｓ％を添加した低合金耐食鋼材に、タールエポキシ塗料、ピュアエポキシ塗料、無溶剤型エポキシ塗料、ウレタン塗料等の防食塗料を塗布し、樹脂被覆したバラストタンクが開示されている。この技術は、鋼材自身の耐食性向上によって防食塗装の寿命を延長し、船舶の使用期間である２０〜３０年に亘ってメンテナンスフリー化を実現しようとするものである。

また、特許文献５には、Ｃ：０．１５ｍａｓｓ％以下の鋼に、耐食性改善元素として、Ｃｒ：０．２〜５ｍａｓｓ％を添加して耐食性を向上し、船舶のメンテナンスフリー化を実現しようとする提案がなされている。さらに、特許文献６には、Ｃ：０．１５ｍａｓｓ％以下の鋼に、耐食性改善元素として、Ｃｒ：０．２〜５ｍａｓｓ％を添加した鋼材を構成材料として使用すると共に、バラストタンク内部の酸素ガス濃度を大気中の値に対して０．５以下の比率とすることを特徴とするバラストタンクの防食方法が提案されている。

また、特許文献７には、Ｃ：０．１ｍａｓｓ％以下の鋼に、Ｃｒ：０．５〜３．５ｍａｓｓ％を添加することで耐食性を向上し、船舶のメンテナンスフリー化を実現しようとする提案がなされている。さらに、特許文献８には、Ｃ：０．００１〜０．０２５ｍａｓｓ％の鋼に、Ｎｉ：０．１〜４．０ｍａｓｓ％を添加することで、耐塗膜損傷性を向上し、補修塗装などの保守費用を軽減する船舶用鋼材が開示されている。

また、特許文献９には、Ｃ：０．０１〜０．２５ｍａｓｓ％の鋼に、Ｃｕ：０．０１〜２．００ｍａｓｓ％、Ｍｇ：０．０００２〜０．０１５０ｍａｓｓ％を添加することで、船舶外板、バラストタンク、カーゴオイルタンク、鉱炭石カーゴホールド等の使用環境において耐食性を有する船舶用鋼が開示されている。さらに、特許文献１０には、Ｃ：０．００１〜０．２ｍａｓｓ％の鋼において、Ｍｏ，ＷとＣｕとを複合添加し、不純物であるＰ，Ｓの添加量を限定することにより、原油槽で生じる全面腐食、局部腐食を抑制した鋼が開示されている。

しかしながら、上記特許文献１〜３に開示された鋼材は、バラストタンク等を構成する鋼材に通常塗布されているジンクプライマーやエポキシ樹脂塗料等の塗膜の存在下での耐食性については十分な検討がなされておらず、従って、上記のような塗膜存在下での耐食性については、さらなる検討の必要がある。

また、特許文献４に開示された鋼材は、下地金属の耐食性を向上させるために、Ｐを０．０３〜０．１０ｍａｓｓ％と比較的多量に添加しており、溶接性および溶接部靭性の面からは問題がある。さらに、特許文献５および特許文献６に開示された鋼材は、Ｃｒを０．２〜５ｍａｓｓ％含有し、また、特許文献７に開示された鋼材は、Ｃｒを０．５〜３．５ｍａｓｓ％と比較的多く含有しているため、いずれも溶接性および溶接部靭性に問題がある他、製造コストが高くなるという問題がある。また、特許文献８に開示された鋼材は、Ｃ含有量が低く、Ｎｉ含有量が高いため、製造コストが高くなるという問題がある。

さらに、特許文献９に開示された鋼材は、Ｍｇの添加を必須としているため、製鋼歩留りが安定せず、鋼材の機械的特性も安定しないという問題がある。さらに、特許文献１０に開示された鋼材は、原油槽内というＨ_２Ｓが存在する環境下で使用される耐食鋼であり、Ｈ_２Ｓが存在しないバラストタンクでの耐食性は不明である。さらに、バラストタンク用鋼材に一般的に使用されているジンクプライマーおよび／またはエポキシ樹脂塗装などが塗布された状態での耐食性については検討がなされていない。したがって、バラストタンクに用いるには、さらなる耐食性の検討が必要である。
特開昭４８−０５０９２１号公報特開昭４８−０５０９２２号公報特開昭４８−０５０９２４号公報特開平０７−０３４１９７号公報特開平０７−０３４１９６号公報特開平０７−０３４２７０号公報特開平０７−３１０１４１号公報特開２００２−２６６０５２号公報特開２０００−０１７３８１号公報特開２００４−２０４３４４号公報

一般に、船舶は、厚鋼板や薄鋼板、形鋼、棒鋼等の鋼材を溶接して建造されており、その鋼材の表面には防食塗装が施されている。上記防食塗装には、一次防錆として、ジンクプライマーを塗付し、小組み後あるいは大組み後に、二次塗装（本塗装）として、エポキシ樹脂塗装が施す場合と、小組み後あるいは大組み後に、ジンクプライマーをブラスト等により除去し、エポキシ樹脂塗装が施す場合がある。しかし、後者の場合のように、エポキシ樹脂塗膜のみの存在下における耐食性を検討した技術は、今まで存在していない。

ところで、船舶に用いられる厚鋼板は、使用鋼材量低減によるコスト削減および安全性確保の観点から、高強度化が進められており、降伏応力ＹＰが３１５ＭＰａ以上で、引張強さＴＳが４４０ＭＰａ以上の高強度材が使用されるようになってきている。そして、厚鋼板の場合、上記のような高強度や靭性の確保は、一般に制御圧延・加速冷却プロセス（ＴＭＣＰ）の条件を調整することで達成している。
一方、バラストタンクのロンジ材等に使用される鋼材、中でも、不等辺不等厚山形鋼やＴ形鋼などの熱間圧延形鋼は、同じ船舶に用いられる厚鋼板などと比較して断面形状・寸法が複雑であるため、強度と靭性の制御方法としては、厚鋼板と同様のＴＭＣＰを採用することは困難である。特に、圧延途中での曲がりや反りに配慮しながら、材質の造りこみを行う必要があるため、降伏応力ＹＰが３１５ＭＰａ以上の高強度形鋼とするためには、形鋼独自の製造方法を検討する必要がある。

そこで、本発明の目的は、エポキシ樹脂塗装が施されて使用される船舶用熱間圧延形鋼を対象とし、船舶のバラストタンク等の厳しい腐食環境下において、優れた耐食性を発揮して、補修塗装までの期間の延長が可能となり、ひいては補修塗装の作業軽減を図ることができる耐食性に優れるＹＰが３１５ＭＰａ以上の強度を有する縦通材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供することにある。

発明者らは、ジンクプライマーがなく、エポキシ樹脂塗膜のみが存在する塗装仕様において、海水による厳しい腐食環境下でも優れた耐食性を示すと共に、高強度を有する形鋼の開発に向けて鋭意研究を重ねた。その結果、Ｗを必須元素として添加し、Ｃｒの含有量を極力低減し、これにさらにＳｂ，Ｓｎ等の耐食性向上元素を適正範囲で添加することにより、エポキシ樹脂塗膜のみでも優れた耐食性を示す船舶用熱間圧延形鋼が得られること、また、生産性や溶接性等を害することなく形鋼の高強度化を図るには、（α＋γ）２相域圧延による加工フェライトの導入が有効であることを見出し、本発明を完成させた。

すなわち、本発明は、Ｃ：０．０３〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０ｍａｓｓ％、Ｍｎ：０．１〜２．０ｍａｓｓ％、Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．０１ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．００５〜０．１０ｍａｓｓ％、Ｗ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％、Ｃｒ：０．０１ｍａｓｓ％未満、Ｎ：０．００１〜０．０１ｍａｓｓ％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織を有する耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼である。

本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、上記成分組成に加えてさらに、下記Ａ〜Ｅ群のうちから選ばれる少なくとも１群の成分を含有することが好ましい。
記
Ａ群；Ｓｂ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％およびＳｎ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種
Ｂ群；Ｃｕ：０．００５〜０．５ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．００５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｍｏ：０．０１〜０．５ｍａｓｓ％およびＣｏ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上
Ｃ群；Ｎｂ:０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｔｉ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｚｒ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％およびＶ：０．００２〜０．２ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上
Ｄ群；Ｂ：０．０００２〜０．００３ｍａｓｓ％
Ｅ群；Ｃａ：０．０００２〜０．０１ｍａｓｓ％、ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５ｍａｓｓ％およびＹ：０．０００１〜０．１ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上

また、本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、形鋼表面に、エポキシ樹脂塗膜を有することが好ましい。

また、本発明は、上記船舶用熱間圧延形鋼を製造するに当たり、上記成分組成を有する鋼素材を１０００〜１３５０℃に加熱後、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率を１０〜８０％、圧延仕上温度を（Ａｒ_３変態点−３０℃）〜（Ａｒ_３変態点−１８０℃）とする熱間圧延を施し、その後、放冷することを特徴とする船舶用熱間圧延形鋼の製造方法である。

本発明の上記製造方法は、Ａｒ_３変態点以下での熱間圧延を、形鋼断面内の温度差を５０℃以内として行うことが好ましい。

本発明によれば、高強度でかつ海水による厳しい腐食環境下でも優れた耐食性を有する船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供することができる。また、本発明の形鋼は、耐食性に優れるので、船舶の補修塗装までの期間の延長および補修塗装の作業負荷軽減に大きく寄与することができる。

まず、本発明の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼の成分組成について説明する。
Ｃ：０．０３〜０．２５ｍａｓｓ％
Ｃは、鋼の強度を高めるのに有効な元素であり、本発明では所望の強度を得るために０．０３ｍａｓｓ％以上含有させる必要がある。一方、０．２５ｍａｓｓ％を超える添加は、溶接熱影響部（ＨＡＺ）の靭性を低下させる。よって、Ｃ含有量は０．０３〜０．２５ｍａｓｓ％の範囲とする。なお、後述する加工フェライトによって強度と靭性を両立させる観点からは、Ｃは、０．０５〜０．２０ｍａｓｓ％の範囲が好ましい。

Ｓｉ：０．０５〜０．５０ｍａｓｓ％
Ｓｉは、脱酸剤として、また、鋼の強度を高めるために添加される元素であり、本発明では、０．０５ｍａｓｓ％以上添加する。しかし、０．５０ｍａｓｓ％を超える添加は、鋼の靭性を低下させるので、Ｓｉの上限は０．５０ｍａｓｓ％とする。

Ｍｎ:０．１〜２．０ｍａｓｓ％
Ｍｎは、熱間脆性を防止し、鋼の強度を高める効果がある元素であり、０．１ｍａｓｓ％以上添加する。しかし、Ｍｎの２．０ｍａｓｓ％を超える添加は、鋼の靭性および溶接性を低下させるため、上限は２．０ｍａｓｓ％とする。好ましくは、０．５〜１．６ｍａｓｓ％の範囲である。

Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下
Ｐは、鋼の母材靭性、溶接性および溶接部靭性を低下させる有害な元素であり、できるかぎり低減するのが好ましい。特に、Ｐの含有量が０．０２５ｍａｓｓ％を超えると、母材靭性および溶接部靭性の低下が大きくなる。よって、Ｐは０．０２５ｍａｓｓ％以下とする。好ましくは、０．０１４ｍａｓｓ％以下である。

Ｓ：０．０１ｍａｓｓ％以下
Ｓは、鋼の靭性および溶接性を低下させる有害な元素であるので、できるかぎり低減することが好ましく、本発明では、０．０１ｍａｓｓ％以下とする。

Ａｌ：０．００５〜０．１０ｍａｓｓ％
Ａｌは、脱酸剤として添加される元素であり、０．００５ｍａｓｓ％以上添加する必要がある。しかし、０．１０ｍａｓｓ％を超えて添加すると、地鉄の腐食により溶出したＡｌ^３＋によって地鉄表面のｐＨが低下し、耐食性が低下するので、Ａｌ含有量の上限は０．１０ｍａｓｓ％とする。

Ｗ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％
Ｗは、鋼板の腐食によって生成する錆の中にＷＯ_４ ^２−を生成し、このＷＯ_４ ^２−の存在によって、塩化物イオンの鋼板表面への侵入を抑制することの他に、鋼板表面のアノード部など、ｐＨが低下した部位に難溶性のＦｅＷＯ_４を生成し、このＦｅＷＯ_４の存在によっても、塩化物イオンの鋼板表面への侵入を抑制するため、鋼の腐食を効果的に抑制する効果がある。また、ＷＯ_４ ^２−のインヒビター作用によっても、鋼の腐食が抑制される。さらに、鋼の腐食が抑制されると、塗膜膨れ等の塗膜劣化も抑制される。Ｗのこのような効果は、０．０１ｍａｓｓ％以上の添加で発現する。しかし、添加量が１．０ｍａｓｓ％超えると、上記効果は飽和してしまう。よって、Ｗの添加量は０．０１〜１．０ｍａｓｓ％の範囲とする。好ましくは０．０２〜０．３ｍａｓｓ％の範囲である。さらに好ましくは、０．０２〜０．２ｍａｓｓ％の範囲である。

Ｃｒ：０．０１ｍａｓｓ％未満
Ｃｒは、エポキシ樹脂塗膜の存在下において、塗膜膨れ等の塗膜劣化を助長する元素であるので、その含有量は極力低減する必要がある。塗膜劣化を助長する原因は、鋼の腐食に伴って生成する錆の中にＣｒ^３＋が生成され、このＣｒ^３＋の加水分解反応によって、錆中のｐＨが低下し、このｐＨの低下によって、鋼の腐食がさらに加速する。そして、鋼の腐食の加速によって、生成する錆の量がさらに増加し、塗膜膨れが増大するためである。よって、Ｃｒは、極力低減するのが好ましく、本発明では、０．０１ｍａｓｓ％未満に制限する。

Ｎ：０．００１〜０．０１ｍａｓｓ％
Ｎは、鋼の靭性に対して有害な成分であり、靭性の向上を図るには、できるだけ低減することが望ましい。よって、本発明では、Ｎは０．０１ｍａｓｓ％以下とする。しかし、工業的には、Ｎを０．００１ｍａｓｓ％未満に低減するのは難しい。よって、Ｎは０．００１〜０．０１ｍａｓｓ％の範囲とする。

本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、耐食性のさらなる向上を目的として、上記成分に加えてさらに、下記の成分を添加することができる。
Ｓｂ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％およびＳｎ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種
ＳｂおよびＳｎは、耐食性を向上させる元素である。Ｓｂ，Ｓｎの上記効果は、鋼板表面のアノード部などのｐＨが低下した部位の腐食を抑制するためと考えられる。これらの効果は、Ｓｎ，Ｓｂとも０．００１ｍａｓｓ％以上の添加により発現する。しかし、０．３ｍａｓｓ％を超えて添加すると、母材靭性およびＨＡＺ部靭性が低下する。よって、ＳｂおよびＳｎは、それぞれ０．００１〜０．３ｍａｓｓ％の範囲で添加するのが好ましい。なお、ＳｂおよびＳｎは、複合して添加することがさらに好ましい。

Ｃｕ：０．００５〜０．５ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．００５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｍｏ：０．０１〜０．５ｍａｓｓ％およびＣｏ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上
Ｃｕ，Ｎｉ，ＭｏおよびＣｏは、鋼の強度を高めるために添加する元素であり、Ｃｕ：０．００５ｍａｓｓ％以上、Ｎｉ：０．００５ｍａｓｓ％以上、Ｍｏ：０．０１ｍａｓｓ％以上およびＣｏ：０．０１ｍａｓｓ％以上の添加で上記効果が発現し、Ｃｕ：０．５ｍａｓｓ％超え、Ｎｉ：０．２５ｍａｓｓ％超え、Ｍｏ：０．５ｍａｓｓ％超えおよびＣｏ：１．０ｍａｓｓ％超えでは、母材の靭性や溶接部の靭性を低下させる。また、Ｎｉの０．２５ｍａｓｓ％を超える添加は、原料コストの上昇を招く。よって、Ｃｕ，Ｎｉ，ＭｏおよびＣｏは、それぞれ上記範囲で添加するのが好ましい。

さらに本発明の熱間圧延形鋼は、強度を高めたり、靭性を向上させたりするため、上記成分に加えてさらに、下記の成分を添加することができる。
Ｎｂ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｔｉ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｚｒ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％およびＶ：０．００２〜０．２ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上
Ｎｂ，Ｔｉ，ＺｒおよびＶは、いずれも鋼の強度を高める元素であり、必要とする強度に応じて選択して添加することができる。このような効果を得るためには、Ｎｂ，Ｔｉ，Ｚｒは、それぞれ０．００１ｍａｓｓ％以上、Ｖは０．００２ｍａｓｓ％以上添加することが好ましい。しかし、Ｎｂ，Ｔｉ，Ｚｒは０．１ｍａｓｓ％を超えて、Ｖは０．２ｍａｓｓ％を超えて添加すると、却って靭性が低下するため、Ｎｂ，Ｔｉ，Ｚｒ，Ｖは、上記値を上限として添加するのが好ましい。より好ましい上限は、Ｎｂ、Ｔｉ，Ｚｒでは０．０４ｍａｓｓ％であり、Ｖでは０．０８ｍａｓｓ％である。これらの元素の中では、溶接部靭性の観点からＴｉが最も好ましく、Ｎｂはこれに次いで好ましい。

Ｂ：０．０００２〜０．００３ｍａｓｓ％
Ｂは、鋼の強度を高める元素であり、必要に応じて添加することができる。上記効果を得るためには、０．０００２ｍａｓｓ％以上添加するのが好ましい。しかし、０．００３ｍａｓｓ％を超えて添加すると、靭性が却って低下する。よって、Ｂは０．０００２〜０．００３ｍａｓｓ％の範囲で添加するのが好ましい。

Ｃａ：０．０００２〜０．０１ｍａｓｓ％，ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５ｍａｓｓ％およびＹ：０．０００１〜０．１ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上
Ｃａ，ＲＥＭおよびＹは、いずれも溶接熱影響部の靭性向上に効果のある元素であり、必要に応じて選択して添加することができる。この効果は、Ｃａ：０．０００２ｍａｓｓ％以上、ＲＥＭ：０．０００２ｍａｓｓ％以上、Ｙ：０．０００１ｍａｓｓ％以上の添加で得られる。しかし、Ｃａ：０．０１ｍａｓｓ％、ＲＥＭ：０．０１５ｍａｓｓ％、Ｙ：０．１ｍａｓｓ％を超えて添加すると、却って靭性の低下を招くので、Ｃａ，ＲＥＭ，Ｙは、それぞれ上記値を上限として添加するのが好ましい。

本発明の船舶用熱間圧延形鋼においては、上記以外の成分は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。ただし、本発明の効果を害しない範囲内であれば、上記以外の成分の含有を拒むものではない。

次に、本発明に係る高強度でかつ耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼のミクロ組織について説明する。
船舶用鋼板、とりわけ、降伏応力ＹＰが３１５ＭＰａ以上の高強度厚鋼板においては、一般に、低炭素当量として高い溶接性を付与した鋼素材を、制御圧延と制御冷却を組み合わせたＴＭＣＰを採用し、第２相として硬質のベイナイト組織を導入することで高強度化を達成している。そして、低温靭性が求められる場合や、厚肉化への要求に対しては、上記制御圧延および制御冷却の条件を最適化することで対応している。したがって、この場合、鋼板のミクロ組織は、通常、フェライトとベイナイト組織からなる。

一方、船舶用熱間圧延形鋼の場合は、短辺と長辺の幅や厚さが異なる場合が多く（例えば、断面が矩形ではない不等辺不等厚山形鋼など）、必然的に圧延時や冷却時に温度の不均一が発生する。特に、制御冷却（加速冷却）を適用した強度調整は、残留応力が不均一となり、ねじれや曲がり、反りを誘発し、寸法精度の低下を招くため、圧延後の形状矯正負荷が増大する。そのため、第２相として硬質のベイナイト組織を導入して高強度化するＴＭＣＰを熱間圧延形鋼の製造に適用することは困難である。このことは、圧延Ｔ形鋼など船舶用熱間圧延形鋼全般に言えることである。

したがって、船舶用熱間圧延形鋼においては、圧延後の加速冷却を行うことなく、降伏応力ＹＰ：３１５ＭＰａ以上で、引張強さＴＳ：４４０ＭＰａ以上の高強度を達成することが求められる。このためには、通常の熱間圧延組織であるフェライト＋パーライト組織で高強度化を図る必要がある。フェライト＋パーライト組織で高強度化を実現する手段としては、第２相のパーライト分率を増やす方法、フェライト組織を一層細粒化する方法、フェライトを固溶強化や析出強化して硬くする方法、あるいは（γ＋α）２相域で熱間圧延して、フェライトの一部を高転位密度の加工フェライトとする方法等が考えられる。

上記方法のうち、フェライトを細粒化する方法は、ＹＰを上昇させるには有利であるが、ＴＳの上昇は小さいため、この手法のみでは十分な高強度化は図れない。また、パーライト分率を増加する方法は、Ｃを多量に添加する必要があるが、Ｃの過度な添加は溶接性の低下を招くため好ましくない。また、固溶強化元素や析出強化元素を添加してフェライトを強化する方法は、合金元素の多量添加により溶接性の低下を招いたり、素材コストの上昇を招いたりする。一方、加工フェライトの活用は、Ｃや合金元素の添加を最小限に抑制し、溶接性を維持した状態で、ＹＰおよびＴＳを上昇させることができる。すなわち、加工フェライトを利用する方法は、熱間圧延後、制御冷却（加速冷却）することなく高強度化を図ることができるので、船舶用熱間圧延形鋼製造時の固有の問題である圧延、冷却時の曲がりや反りの発生を抑えながら、高強度化することが可能である。そこで、本発明においては、船舶用熱間圧延形鋼の高強度化手段として、鋼のミクロ組織を、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織からなる組織とする方法を採用することとした。

ここで、上記加工フェライトの分率は、面積率にして鋼組織全体の１０〜７０％の範囲であることが好ましい。加工フェライトの分率が１０％未満では、鋼の強化が十分に得られず、一方、７０％超えでは、強度上昇が飽和すると共に、（α＋γ）の２相域圧延時の荷重増大に伴うロール割損リスクが増加するからである。なお、上記加工フェライトは、Ａｒ_３変態点以下の（α＋γ）２相域での熱間圧延によって形成された転位密度の高い加工歪が導入されたフェライトのことである。この加工フェライトの分率は、扁平化した加工フェライトをトレースし、画像解析等で２値化してミクロ組織中に占める面積を測定することで求めることができる。ミクロ組織の測定位置としては、最も板厚の厚い部位における板厚１／４部が好ましい。
なお、加工フェライトを含むフェライト全体は、面積率で鋼組織全体の１０〜７０％程度存在することが好ましい。また、フェライトの全量が加工フェライトであってもかまわない。残部は、パーライト組織であるが、フェライト・パーライト以外の組織、即ち、ベイナイト等が面積率で１０％以下存在していてもよい。

次に、上記加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなる船舶用熱間圧延形鋼を製造する方法について説明する。
本発明の船舶用熱間圧延形鋼を製造するには、先ず、上述した成分組成を有する鋼を転炉、電気炉等通常公知の方法・設備で溶製し、連続鋳造法、造塊法等通常公知の方法でスラブやビレット、ブルーム等の鋼素材とするのが好ましい。なお、溶製後、取鍋精錬や真空脱ガス等の処理を付加しても良い。

次いで、上記鋼素材を、加熱炉に装入して再加熱後、熱間圧延して所望の寸法、組織および特性を有する船舶用熱間圧延形鋼とする。この際、鋼素材の再加熱温度は１０００〜１３５０℃の範囲とする必要がある。加熱温度が１０００℃未満では変形抵抗が大きく、熱間圧延が難しくなる。一方、１３５０℃を超える加熱は、表面痕の発生原因となったり、スケールロスや燃料原単位が増加したりする。好ましくは、１１００〜１３００℃の範囲である。

続く熱間圧延は、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率を１０〜８０％とする必要がある。圧延温度がＡｒ_３変態点以上では、鋼のミクロ組織が加工フェライトを含まないものとなり、必要な強度、靭性を確保することができない。同様に、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率が１０％未満では、加工フェライトの生成量が少ないため、強靭化効果が小さい。逆に、８０％を超える圧下率になると、圧延荷重が増大して圧延が困難となったり、圧延のパス回数が増えて生産性の低下を招いたりする。よって、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率は１０〜８０％とする。好ましくは、１０〜６０％の範囲である。なお、Ａｒ_３変態点以下での圧延は、少なくとも１パス以上行えばよく、複数パスとなっても構わない。ここで、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率とは、Ａｒ_３変態点における圧延材の断面積（Ａ）に対する圧延終了後の圧延材の断面積（Ｂ）の断面減面率のことを指し、以下の式で表される。
Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率（％）＝１００×（Ａ−Ｂ）／Ａ
また、上記Ａｒ_３変態点は、実測して求めてもよいが、下記式で計算して求めることもできる。
Ａｒ_３変態点（℃）＝９１０−２７３×Ｃ−７４×Ｍｎ−５７×Ｎｉ−１６×Ｃｒ−９×Ｍｏ−５×Ｃｕ
ただし、上記式中の元素記号は、その元素の含有量（ｍａｓｓ％）を表す。

また、上記熱間圧延は、圧延仕上温度（Ａｒ_３変態点−３０℃）〜（Ａｒ_３変態点−１８０℃）の条件で行う必要がある。圧延仕上温度が、（Ａｒ_３変態点−３０℃）超えでは２相域圧延による強靭化効果が十分に得られず、一方、（Ａｒ_３変態点−１８０℃）未満では、変形抵抗の増大により圧延荷重が増加し、圧延することが困難となるからである。

さらに、上記熱間圧延においては、Ａｒ_３変態点以下での圧延を、船舶用熱間圧延形鋼の断面内の各部位における温度差を５０℃以内として行うことが好ましい。例えば、船舶用熱間圧延形鋼の中で、長辺と短辺とで肉厚に差のある不等辺不等厚山形鋼については、肉厚の薄い長辺側よりも肉厚の厚い短辺側を圧延機の前後で水冷して、長辺側と短辺側の温度差を５０℃以内に抑えることが好ましい。温度差が５０℃を超えると、短辺側と長辺側の強度、靭性特性のばらつきが大きくなるばかりでなく、圧延後の冷却工程での曲がりが大きくなり、矯正に要する負担が大きくなって生産性を低下させる。なお、形鋼の断面内の温度差は、フランジとウェブの表面温度を放射温度計で測定し、得られた最高温度と最低温度との差により求める。

短辺側と長辺側の温度差を５０℃以内に抑える手段としては、粗圧延機の前後に配置した冷却設備による冷却を制御する方法が好ましい。具体的には、上記冷却設備の冷却水を制御し、肉厚の厚い短辺側を重点的に水冷し温度差を解消する方法が好ましい。この際の水冷は、圧延機前後の前面のみ、後面のみあるいは、前後の両方で行ってもよく、また、圧延する形鋼の寸法や要求精度に応じて、複数回にわたって行っても構わない。なお、水冷における水量密度は、１ｍ^３／ｍ・ｍｉｎ以上であることが好ましい。

熱間圧延に続く冷却は、特に制限はないが、放冷とするのが好ましい。これにより、圧延後の冷却不均一から生じる曲がりや反りといった形鋼の形状変化を軽減することができ、圧延後の製品に対する矯正の負担を軽減することができるからである。

表１に示した成分組成を有する鋼記号Ａ〜Ｐの鋼を真空溶解炉または転炉で溶製してブルームとし、このブルームを加熱炉に装入して加熱後、表２に示した条件で熱間圧延し、表２に示した断面寸法の不等辺不等厚山形鋼（ＮＡＢ）およびＴ形鋼を製造した。なお、表２において、不等辺不等厚山形鋼（ＮＡＢ）については、長辺側をウェブ、短辺側をフランジとして示した。
次いで、不等辺不等厚山形鋼については短辺から、Ｔ形鋼についてはフランジから、ＪＩＳ１Ａ号引張試験片を採取し、引張特性（降伏応力ＹＰ，引張強さＴＳ，伸びＥｌ）を測定した。
また、不等辺不等厚山形鋼については短辺を、Ｔ形鋼についてはフランジを、２０ｋＪ／ｃｍの入熱で突合せ多層盛り溶接（ＧＭＡＷ）したＨＡＺ中央部から、シャルピー衝撃試験片（２ｍｍＶノッチ試験片）を採取し、−２０℃でのシャルピー衝撃試験における吸収エネルギーを測定した。
また、不等辺不等厚山形鋼については短辺から、Ｔ形鋼についてはフランジから、組織観察用の試料を採取し、板厚１／４部の組織を、顕微鏡を用いて倍率２００倍で観察し、２相域圧延で生成した扁平化した加工フェライトをトレースし、ミクロ組織中に占める面積を画像解析により２値化して定量化し、加工フェライトの分率を求めた。

次に、それぞれの熱間圧延形鋼について、不等辺不等厚山形鋼については短辺から、Ｔ形鋼についてはフランジから、５ｍｍｔ×７５ｍｍＷ×１５０ｍｍＬの試験片を採取し、試験片表面をショットブラスト後、試験片表面に変性エポキシ樹脂塗料（膜厚約１６０μｍ）を２回塗りし、（合計膜厚約３２０μｍ）、形成した塗膜の上からカッターナイフで地鉄表面まで達する長さ８０ｍｍのスクラッチ疵を一文字状に付与した。

上記のようにして作製した試験片は、その後、実船のバラストタンク上甲板の裏側に２年間装着する暴露試験に供した。この暴露試験の腐食環境は、平均して、バラストタンク内に海水が入っている期間が約２０日、海水が入っていない期間が約２０日であり、両期間を合わせた期間を１サイクルとし、これを繰り返すものであった。暴露試験における耐食性の評価は、スクラッチ疵の周囲に発生した塗膜膨れ面積を測定し、これらの結果を、耐食性向上元素を特に含まない鋼Ｎから製造したＮｏ．１２の形鋼をベース（１００）として、それに対する各試験片の塗膜膨れ面積の比を算出し、評価した。

表３に上記引張試験、衝撃試験、ミクロ組織調査および耐食性試験の結果を示した。耐食性試験の結果から、本発明の成分組成を満たす発明例のＮｏ．１〜１１、１６〜２１の形鋼は、ベース形鋼（Ｎｏ．１２）に対する塗膜膨れ面積および板厚減少量が５０％以下であり、良好な耐食性を有していることがわかる。これに対して、本発明の成分組成を満たさないＮｏ．１３および１４の形鋼は、ベース形鋼（Ｎｏ．１２）に対し、耐食性向上効果が小さい。
なお、本発明の成分組成を満たし、かつ、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織を有する本発明の形鋼は、所期した十分な強度が得られているが、本発明の成分組成を満たしていても加工フェライトを含まないフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織のＮｏ．１５の形鋼は、所期した強度が得られていない。
また、本発明の適合した条件で製造した形鋼は、曲がりや反りなどの形状変化も軽微で、生産性も極めて良好であったが、熱間圧延時に形鋼断面内の温度差が５０℃を超えたＮｏ．２２の形鋼は、強度特性は目標に達したものの、曲がりや反りが大きくなった。

本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、エポキシ樹脂塗膜存在下において、海水による腐食環境でも優れた耐食性を示すので、船舶の補修期間の延長を通じて船舶自体の寿命延長にも有効であるが、類似の腐食環境で使用される他の分野で用いられる熱間圧延形鋼にも用いることができる。

Claims

Ｃ：０．０３〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０ｍａｓｓ％、Ｍｎ：０．１〜２．０ｍａｓｓ％、Ｐ：０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．０１ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．００５〜０．１０ｍａｓｓ％、Ｗ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％、Ｃｒ：０．０１ｍａｓｓ％未満、Ｎ：０．００１〜０．０１ｍａｓｓ％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織を有する耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
上記成分組成に加えてさらに、Ｓｂ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％およびＳｎ：０．００１〜０．３ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種を含有することを特徴とする請求項１に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
上記成分組成に加えてさらに、Ｃｕ：０．００５〜０．５ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．００５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｍｏ：０．０１〜０．５ｍａｓｓ％およびＣｏ：０．０１〜１．０ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または２に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
上記成分組成に加えてさらに、Ｎｂ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｔｉ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％、Ｚｒ：０．００１〜０．１ｍａｓｓ％およびＶ：０．００２〜０．２ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
上記成分組成に加えてさらに、Ｂ：０．０００２〜０．００３ｍａｓｓ％を含有することを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
上記成分組成に加えてさらに、Ｃａ：０．０００２〜０．０１ｍａｓｓ％、ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５ｍａｓｓ％およびＹ：０．０００１〜０．１ｍａｓｓ％のうちから選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
形鋼の表面に、エポキシ樹脂塗膜を有することを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼。
請求項１〜６に記載の船舶用熱間圧延形鋼を製造するに当たり、鋼素材を１０００〜１３５０℃に加熱後、Ａｒ_３変態点以下での累積圧下率を１０〜８０％、圧延仕上温度を（Ａｒ_３変態点−３０℃）〜（Ａｒ_３変態点−１８０℃）とする熱間圧延を施し、その後、放冷することを特徴とする船舶用熱間圧延形鋼の製造方法。
上記製造方法は、Ａｒ_３変態点以下での熱間圧延を、形鋼断面内の温度差を５０℃以内として行うことを特徴とする請求項８に記載の船舶用熱間圧延形鋼の製造方法。