JP6201376B2 - 耐食性に優れる原油タンク用鋼材および原油タンク - Google Patents
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本発明は、鋼材を溶接して形成される原油タンカーの油槽や原油を輸送あるいは貯蔵するためのタンク（以下、「原油タンク」と総称する）に関するものであり、具体的には、原油タンクの天井部や側壁部に発生する全面腐食および原油タンクの底部に発生する局部腐食を軽減した原油タンク用鋼材と、その鋼材から構成される原油タンクに関するものである。
なお、本発明の原油タンク用鋼材には、厚鋼板、薄鋼板および形鋼が含まれる。
なお、本発明の原油タンク用鋼材には、厚鋼板、薄鋼板および形鋼が含まれる。
タンカーの原油タンクの内面、特に上甲板裏面および側壁上部に用いられている鋼材には、全面腐食が生じることが知られている。この全面腐食が起こる原因としては、
(1) 昼夜の温度差による鋼板表面への結露と乾燥（乾湿）の繰り返し、
(2) 原油タンク内に防爆用に封入されるイナートガス（O2約４vol％、CO2約13vol％、SO2約0.01vol％、残部N2を代表組成とするボイラあるいはエンジンの排ガス等）中のO2，CO2，SO2の結露水への溶け込み、
(3) 原油から揮発するH2S等腐食性ガスの結露水への溶け込み、
(4) 原油タンクの洗浄に使用された海水の残留
などが挙げられる。
これらは、通常、2.5年毎に行われる実船のドック検査で、強酸性の結露水中に、硫酸イオンや塩化物イオンが検出されていることからも窺い知ることができる。
(1) 昼夜の温度差による鋼板表面への結露と乾燥（乾湿）の繰り返し、
(2) 原油タンク内に防爆用に封入されるイナートガス（O2約４vol％、CO2約13vol％、SO2約0.01vol％、残部N2を代表組成とするボイラあるいはエンジンの排ガス等）中のO2，CO2，SO2の結露水への溶け込み、
(3) 原油から揮発するH2S等腐食性ガスの結露水への溶け込み、
(4) 原油タンクの洗浄に使用された海水の残留
などが挙げられる。
これらは、通常、2.5年毎に行われる実船のドック検査で、強酸性の結露水中に、硫酸イオンや塩化物イオンが検出されていることからも窺い知ることができる。
また、腐食によって生成した鉄錆を触媒としてH2Sが酸化されると、固体Ｓが鉄錆中に層状に生成するが、これらの腐食生成物は、容易に剥離して脱落し、原油タンクの底部に堆積する。そのため、ドック検査では、多大な費用をかけて、タンク上部の補修やタンク底部の堆積物の回収が行われているのが現状である。
一方、タンカーの原油タンク等の底板として用いられる鋼材には、従来、原油そのものの腐食抑制作用や原油タンク内面に形成される原油由来の保護性コート（オイルコート）の腐食抑制作用により、腐食は生じないものと考えられていた。しかしながら、最近の研究によって、タンク底板の鋼材には、お椀型の局部腐食（孔食）が発生することが明らかになった。かような局部腐食が起こる原因としては、
(1) 塩化ナトリウムを代表とする塩類が高濃度に溶解した凝集水の存在、
(2) 過剰な洗浄によるオイルコートの離脱、
(3) 原油中に含まれる硫化物の高濃度化、
(4) 結露水に溶け込んだ防爆用イナートガス中のO2、CO2、SO2等の高濃度化、
などが挙げられる。
実際、実船のドック検査時に、原油タンク内に滞留した水を分析した結果では、高濃度の塩化物イオンと硫酸イオンが検出されている。
(1) 塩化ナトリウムを代表とする塩類が高濃度に溶解した凝集水の存在、
(2) 過剰な洗浄によるオイルコートの離脱、
(3) 原油中に含まれる硫化物の高濃度化、
(4) 結露水に溶け込んだ防爆用イナートガス中のO2、CO2、SO2等の高濃度化、
などが挙げられる。
実際、実船のドック検査時に、原油タンク内に滞留した水を分析した結果では、高濃度の塩化物イオンと硫酸イオンが検出されている。
ところで、上記のような全面腐食や局部腐食を防止する最も有効な方法は、鋼材表面に重塗装を施し、鋼材を腐食環境から遮断することである。しかしながら、原油タンクの塗装作業は、その塗布面積が膨大であるだけでなく、塗膜の劣化により、約10年に一度は塗り替えが必要となるため、検査や塗装に膨大な費用が発生する。さらに、重塗装した塗膜が損傷を受けた部分は、原油タンクの腐食環境下では、かえって腐食が助長されることが指摘されている。
上記のような腐食問題に対しては、鋼材自体の耐食性を改善して、原油タンクの腐食環境下における耐食性を改善する技術が幾つか提案されている。
例えば特許文献１には、質量％で、Ｃ：0.001〜0.2％、Si：0.01〜2.5％、Mn：0.1〜2％、Ｐ：0.03％以下、Ｓ：0.02％以下、Cu：0.01〜1.5％、Al：0.001〜0.3％、Ｎ：0.001〜0.01％を含有し、さらにMo：0.01〜0.5％およびＷ：0.01〜1％の１種または２種を含有し、残部がFe及び不可避的不純物からなる鋼材同士を、溶接して溶接継手を形成するに際し、溶接金属中のCu，Mo，Ｗの含有量が次の３つの式を満たすように溶接継手を形成する技術が開示されている。
３≧溶接金属のCu含有量(質量％)／鋼材のCu含有量(質量％)≧0.15
３≧（溶接金属のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）／(鋼材のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％))≧0.15
−0.3≦溶接金属のCu含有量(質量％)−鋼材のCu含有量(質量％)≦0.5
例えば特許文献１には、質量％で、Ｃ：0.001〜0.2％、Si：0.01〜2.5％、Mn：0.1〜2％、Ｐ：0.03％以下、Ｓ：0.02％以下、Cu：0.01〜1.5％、Al：0.001〜0.3％、Ｎ：0.001〜0.01％を含有し、さらにMo：0.01〜0.5％およびＷ：0.01〜1％の１種または２種を含有し、残部がFe及び不可避的不純物からなる鋼材同士を、溶接して溶接継手を形成するに際し、溶接金属中のCu，Mo，Ｗの含有量が次の３つの式を満たすように溶接継手を形成する技術が開示されている。
３≧溶接金属のCu含有量(質量％)／鋼材のCu含有量(質量％)≧0.15
３≧（溶接金属のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）／(鋼材のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％))≧0.15
−0.3≦溶接金属のCu含有量(質量％)−鋼材のCu含有量(質量％)≦0.5
また、特許文献２には、質量％で、Ｃ：0.001〜0.2％、Si：0.01〜2.5％、Mn：0.1〜2％、Ｐ：0.03％以下、Ｓ：0.02％以下、Cu：0.01〜1.5％、Al：0.001〜0.3％、Ｎ：0.001〜0.01％を含有し、さらにMo：0.01〜0.5％およびＷ：0.01〜1％の１種または２種を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる鋼材同士を、溶接して原油油槽を形成するに際し、溶接金属中のCu，Mo，Ｗの含有量が次の２つの２式を満たすように溶接継手を形成する技術が開示されている。
３≧溶接金属のCu含有量(質量％)／鋼材のCu含有量(質量％)≧0.15
３≧（溶接金属のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）／（鋼材のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）≧0.15
３≧溶接金属のCu含有量(質量％)／鋼材のCu含有量(質量％)≧0.15
３≧（溶接金属のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）／（鋼材のMo含有量＋Ｗ含有量(質量％)）≧0.15
海洋環境を保全し、かつ、原油タンカーを安全に運航させるためには、原油タンクから原油が漏洩しないよう管理することが重要であり、原油タンクにおける腐食による貫通孔の発生を防止しなければならない。そのため、2.5年毎のドック入りの際に原油タンクの底板の腐食状況を調査し、深さ４mm超の孔食については補修を施すことになっており、原油タンカーの維持管理費を削減する上で、深さ４mm超の孔食発生を抑制する手段の一つとしてタンカーへの耐食鋼の適用が提案されてきた。
しかしながら、特許文献１および２に記載された技術では、タンカー底板に発生する局部腐食(孔食)を、2.5年間で４mm以下に抑制することは困難である。というのは、近年における実船の腐食調査では、タンカー底板に発生する孔食内部の溶液のpHは1.0以下であることが判明している。一般に、酸性液中における鋼材腐食は、水素還元反応に律速されており、pHの低下と共に飛躍的に腐食速度が大きくなることはよく知られている。従って、上記特許文献１および２の実施例に記載されているようなpH2.0での浸漬試験では、実船における腐食環境を十分に反映しているとは言えないからである。
一方、タンカー上板に発生する全面腐食の抑止についてであるが、特許文献１および２記載の発明例中、最も腐食速度の低い場合でも0.11mm/y程度であるのに対し、実際の原油タンカーの耐用年数が25年であること、タンカー上板の設計腐食代が片面２mm程度であることから、上板に適用する耐食鋼の腐食速度は0.08mm/y以下が求められる。特に、タンカー上板に溶接されているロンジについては、両面がタンカー内部の腐食環境に曝されるので、0.1mm/y超の腐食速度を有する耐食鋼を適用した場合には、補修が必要となるため、特許文献１および２に記載された技術では塗装の省略化は望めない。
本発明は、上記の現状に鑑み開発されたもので、タンカー油槽部等の原油タンクの上板における耐全面腐食性ならびに原油タンクの底板における耐局部腐食性の両者に優れる原油タンク用鋼材を、かかる鋼材から構成される原油タンクと共に提供することを目的とする。
さて、発明者らは、上記課題の解決に向けて鋭意研究を重ねた。
その結果、鋼の成分組成を厳密に制御することによって、上記した全面腐食や局部腐食を著しく軽減できるとの知見を得た。
本発明は、上記の知見に立脚するものである。
その結果、鋼の成分組成を厳密に制御することによって、上記した全面腐食や局部腐食を著しく軽減できるとの知見を得た。
本発明は、上記の知見に立脚するものである。
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．質量％で、
Ｃ：0.03〜0.18％、
Si：0.03〜1.50％、
Mn：0.1〜2.0％、
Ｐ：0.025％以下、
Ｓ：0.010％以下、
Al：0.005〜0.10％、
Ｎ：0.008％以下および
Co：0.001〜0.5％
を含有し、かつ
Ｗ：0.01〜1.0％および
Mo：0.01〜0.5％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物であることを特徴とする耐食性に優れる原油タンク用鋼材。
１．質量％で、
Ｃ：0.03〜0.18％、
Si：0.03〜1.50％、
Mn：0.1〜2.0％、
Ｐ：0.025％以下、
Ｓ：0.010％以下、
Al：0.005〜0.10％、
Ｎ：0.008％以下および
Co：0.001〜0.5％
を含有し、かつ
Ｗ：0.01〜1.0％および
Mo：0.01〜0.5％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物であることを特徴とする耐食性に優れる原油タンク用鋼材。
２．前記鋼材が、質量％でさらに、
Ni：0.005〜0.4％、
Sn：0.005〜0.4％、
Sb：0.005〜0.4％、
Cr：0.01〜0.3％、
Nb：0.001〜0.1％、
Ti：0.001〜0.1％、
Ｖ：0.002〜0.2％、
Ca：0.0002〜0.01％、
Mg：0.0002〜0.01％および
REM：0.0002〜0.015％
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前記１に記載の耐食性に優れる原油タンク用鋼材。
Ni：0.005〜0.4％、
Sn：0.005〜0.4％、
Sb：0.005〜0.4％、
Cr：0.01〜0.3％、
Nb：0.001〜0.1％、
Ti：0.001〜0.1％、
Ｖ：0.002〜0.2％、
Ca：0.0002〜0.01％、
Mg：0.0002〜0.01％および
REM：0.0002〜0.015％
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前記１に記載の耐食性に優れる原油タンク用鋼材。
３．前記１または２に記載の原油タンク用鋼材を用いて製造した原油タンク。
本発明によれば、原油タンカーの油槽や原油を輸送あるいは貯蔵するタンク等に発生する全面腐食や局部腐食を抑制することができ、産業上格段の効果を奏する。
以下、本発明を具体的に説明する。
まず、本発明の原油タンク用鋼材の成分組成を前記の範囲に限定した理由について説明する。なお、成分に関する「％」表示は特に断らない限り質量％を意味するものとする。
Ｃ：0.03〜0.18％
Ｃは、鋼の強度を高める元素であり、本発明では、所望の強度（490〜620MPa）を確保するために0.03％以上添加する。しかしながら、0.18％を超える添加は、溶接性および溶接熱影響部の靭性を低下させる。よって、Ｃ量は0.03〜0.18％の範囲とする。好ましくは0.06〜0.16％の範囲である。
まず、本発明の原油タンク用鋼材の成分組成を前記の範囲に限定した理由について説明する。なお、成分に関する「％」表示は特に断らない限り質量％を意味するものとする。
Ｃ：0.03〜0.18％
Ｃは、鋼の強度を高める元素であり、本発明では、所望の強度（490〜620MPa）を確保するために0.03％以上添加する。しかしながら、0.18％を超える添加は、溶接性および溶接熱影響部の靭性を低下させる。よって、Ｃ量は0.03〜0.18％の範囲とする。好ましくは0.06〜0.16％の範囲である。
Si：0.03〜1.50％
Siは、脱酸剤として添加される元素であるが、鋼の強度を高めるのに有効な元素でもある。そこで、本発明では、所望の強度を確保するために0.03％以上添加する。しかしながら、1.50％を超える添加は、鋼の靭性を低下させる。よって、Si量は0.03〜1.50％の範囲とする。好ましくは0.05〜0.50％の範囲である。
Siは、脱酸剤として添加される元素であるが、鋼の強度を高めるのに有効な元素でもある。そこで、本発明では、所望の強度を確保するために0.03％以上添加する。しかしながら、1.50％を超える添加は、鋼の靭性を低下させる。よって、Si量は0.03〜1.50％の範囲とする。好ましくは0.05〜0.50％の範囲である。
Mn：0.1〜2.0％
Mnは、鋼の強度を高める元素であり、本発明では、所望の強度を得るために0.1％以上添加する。しかしながら、2.0％を超える添加は、鋼の靭性および溶接性を低下させる。よって、Mn量は0.1〜2.0％の範囲とする。好ましくは0.8〜1.6％の範囲である。
Mnは、鋼の強度を高める元素であり、本発明では、所望の強度を得るために0.1％以上添加する。しかしながら、2.0％を超える添加は、鋼の靭性および溶接性を低下させる。よって、Mn量は0.1〜2.0％の範囲とする。好ましくは0.8〜1.6％の範囲である。
Ｐ：0.025％以下
Ｐは、粒界に偏析して鋼の靭性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.025％を超えて含有されると、靭性が大きく低下する。また、Ｐは0.025％を超えて含有されると、タンク油槽内の耐食性にも悪影響を及ぼす。よって、Ｐ量は0.025％以下とする。好ましくは0.015％以下である。
Ｐは、粒界に偏析して鋼の靭性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.025％を超えて含有されると、靭性が大きく低下する。また、Ｐは0.025％を超えて含有されると、タンク油槽内の耐食性にも悪影響を及ぼす。よって、Ｐ量は0.025％以下とする。好ましくは0.015％以下である。
Ｓ：0.010％以下
Ｓは、非金属介在物であるMnＳを形成して局部腐食の起点となり、耐局部腐食性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.010％を超えて含有されると、耐局部腐食性の顕著な低下を招く。よって、Ｓ量の許容上限は0.010％とする。好ましくは0.005％以下である。
Ｓは、非金属介在物であるMnＳを形成して局部腐食の起点となり、耐局部腐食性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.010％を超えて含有されると、耐局部腐食性の顕著な低下を招く。よって、Ｓ量の許容上限は0.010％とする。好ましくは0.005％以下である。
Al：0.005〜0.10％
Alは、脱酸剤として添加される元素であり、本発明では0.005％以上添加する。しかしながら、0.10％を超えて添加すると、鋼の靭性が低下するので、Al量の上限は0.10％とする。
Alは、脱酸剤として添加される元素であり、本発明では0.005％以上添加する。しかしながら、0.10％を超えて添加すると、鋼の靭性が低下するので、Al量の上限は0.10％とする。
Ｎ：0.008％以下
Ｎは、靭性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.008％を超えて含有されると、靭性の低下が大きくなるので、Ni量の上限は0.008％とする。
Ｎは、靭性を低下させる有害な元素であるので、極力低減させることが望ましい。特に、0.008％を超えて含有されると、靭性の低下が大きくなるので、Ni量の上限は0.008％とする。
Co：0.001〜0.5％
Coは、腐食時に錆層中に取り込まれ、緻密な錆層の形成に寄与するため、鋼材の全面腐食の抑制に有効な元素である。この効果は、0.001％以上の添加で発現するが、0.5％を超えて添加した場合には低温靭性の低下を招く。よって、Co量は0.001〜0.5％の範囲とする。好ましくは0.05〜0.4％の範囲である。
Coは、腐食時に錆層中に取り込まれ、緻密な錆層の形成に寄与するため、鋼材の全面腐食の抑制に有効な元素である。この効果は、0.001％以上の添加で発現するが、0.5％を超えて添加した場合には低温靭性の低下を招く。よって、Co量は0.001〜0.5％の範囲とする。好ましくは0.05〜0.4％の範囲である。
本発明の鋼材では、上記成分の他に、ＷおよびMoのうちから選ばれる１種または２種を次の範囲で含有させる必要がある。
Ｗ：0.01〜1.0％
Ｗは、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板部の全面腐食を抑制する効果もある。このＷの効果は0.01％以上の添加で発現するが、1.0％を超えるとその効果は飽和に達する。よって、Ｗ量は0.01〜1.0％の範囲とする。好ましくは0.01〜0.5％、より好ましくは0.02〜0.3％の範囲である。
なお、Ｗが上記のような耐食性向上効果を有する理由は、鋼板が腐食するのに伴って生成する錆中にWO4 2-が生成し、このWO4 2-の存在によって、塩化物イオンが鋼板表面に侵入するのが抑制され、さらに鋼板表面のアノード部などのpHが下がった部位では、FeWO4が生成し、このFeWO4の存在によっても塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されるからである。また、WO4 2-の鋼材表面への吸着によるインヒビター作用によっても、鋼材の腐食が抑制されると考えられる。
Ｗ：0.01〜1.0％
Ｗは、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板部の全面腐食を抑制する効果もある。このＷの効果は0.01％以上の添加で発現するが、1.0％を超えるとその効果は飽和に達する。よって、Ｗ量は0.01〜1.0％の範囲とする。好ましくは0.01〜0.5％、より好ましくは0.02〜0.3％の範囲である。
なお、Ｗが上記のような耐食性向上効果を有する理由は、鋼板が腐食するのに伴って生成する錆中にWO4 2-が生成し、このWO4 2-の存在によって、塩化物イオンが鋼板表面に侵入するのが抑制され、さらに鋼板表面のアノード部などのpHが下がった部位では、FeWO4が生成し、このFeWO4の存在によっても塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されるからである。また、WO4 2-の鋼材表面への吸着によるインヒビター作用によっても、鋼材の腐食が抑制されると考えられる。
Mo：0.01〜0.5％
Moは、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板裏面部の耐全面腐食性や、バラストタンクのように塩水浸漬と高湿潤を繰り返す腐食環境における塗装後の耐食性を向上させる効果がある。このMoの効果は0.01％以上の添加で発現するが、0.5％を超えるとその効果は飽和に達する。よって、Mo量は0.01〜0.5％の範囲とする。好ましくは0.02〜0.5％、より好ましくは0.03〜0.4％の範囲である。
なお、Moが上記のような耐食性向上効果を有する理由は、Ｗと同様、鋼板の腐食に伴い生成する錆中にMoO4 2-が生成し、このMoO4 2-の存在によって、塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されるからと考えられる。
Moは、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板裏面部の耐全面腐食性や、バラストタンクのように塩水浸漬と高湿潤を繰り返す腐食環境における塗装後の耐食性を向上させる効果がある。このMoの効果は0.01％以上の添加で発現するが、0.5％を超えるとその効果は飽和に達する。よって、Mo量は0.01〜0.5％の範囲とする。好ましくは0.02〜0.5％、より好ましくは0.03〜0.4％の範囲である。
なお、Moが上記のような耐食性向上効果を有する理由は、Ｗと同様、鋼板の腐食に伴い生成する錆中にMoO4 2-が生成し、このMoO4 2-の存在によって、塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されるからと考えられる。
以上、基本成分について説明したが、本発明では、上記した成分以外に、次に述べる元素を適宜含有させることができる。
Ni：0.005〜0.4％
Niは、生成した錆粒子を微細化して、裸状態での耐食性およびジンクプライマーにエポキシ系塗装が施された状態での耐食性を向上させる効果を有する。従って、Niは、耐食性をより向上したい場合に、補助的に添加するのが好ましい。上記の効果は、0.005％以上のNi添加で発現する。一方、0.4％超えてNiを添加しても、その効果は飽和する。よって、Niは0.005〜0.4％の範囲で添加するのが好ましい。好ましくは0.08〜0.35％の範囲である。
Ni：0.005〜0.4％
Niは、生成した錆粒子を微細化して、裸状態での耐食性およびジンクプライマーにエポキシ系塗装が施された状態での耐食性を向上させる効果を有する。従って、Niは、耐食性をより向上したい場合に、補助的に添加するのが好ましい。上記の効果は、0.005％以上のNi添加で発現する。一方、0.4％超えてNiを添加しても、その効果は飽和する。よって、Niは0.005〜0.4％の範囲で添加するのが好ましい。好ましくは0.08〜0.35％の範囲である。
Sn：0.005〜0.2％、Sb：0.005〜0.4％
SnおよびSbはそれぞれ、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板部の全面腐食を抑制する効果がある。この効果は、Sn量およびSb量がそれぞれ0.005％以上で発現する。一方、Snは0.2％を超えて、またSbは0.4％を超えて添加しても、その効果は飽和する。さらに、Snの多量の添加は、Cuによる熱間加工時の表面割れを助長する。よって、Sn量およびSb量はそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
SnおよびSbはそれぞれ、タンカー油槽部底板における孔食を抑制するだけでなく、タンカー上甲板部の全面腐食を抑制する効果がある。この効果は、Sn量およびSb量がそれぞれ0.005％以上で発現する。一方、Snは0.2％を超えて、またSbは0.4％を超えて添加しても、その効果は飽和する。さらに、Snの多量の添加は、Cuによる熱間加工時の表面割れを助長する。よって、Sn量およびSb量はそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
Cr：0.01〜0.3％
Crは、腐食の進行に伴って錆層中に移行し、Cl-の錆層への侵入を遮断することによって、錆層と地鉄の界面へのCl-の濃縮を抑制する。また、Zn含有プライマーを塗布したときには、Feを中心としたCrやZnの複合酸化物を形成して、長期間にわたり鋼板表面にZnを存続させることができるため、飛躍的に耐食性を向上することができる。上記の効果は、特にタンカー油槽の底板部のように、原油油分から分離された高濃度の塩分を含む液と接触する部分において顕著であり、Crを含有した上記部分の鋼材にZn含有プライマー処理を施すことにより、Crを含有しない鋼材と比較して、格段に耐食性を向上させることができる。このCrの効果は、0.01％未満では十分ではなく、一方0.3％を超えると溶接部の靭性を劣化させる。よって、Cr量は0.01〜0.3％の範囲とする。好ましくは0.03〜0.2％の範囲である。
Crは、腐食の進行に伴って錆層中に移行し、Cl-の錆層への侵入を遮断することによって、錆層と地鉄の界面へのCl-の濃縮を抑制する。また、Zn含有プライマーを塗布したときには、Feを中心としたCrやZnの複合酸化物を形成して、長期間にわたり鋼板表面にZnを存続させることができるため、飛躍的に耐食性を向上することができる。上記の効果は、特にタンカー油槽の底板部のように、原油油分から分離された高濃度の塩分を含む液と接触する部分において顕著であり、Crを含有した上記部分の鋼材にZn含有プライマー処理を施すことにより、Crを含有しない鋼材と比較して、格段に耐食性を向上させることができる。このCrの効果は、0.01％未満では十分ではなく、一方0.3％を超えると溶接部の靭性を劣化させる。よって、Cr量は0.01〜0.3％の範囲とする。好ましくは0.03〜0.2％の範囲である。
Nb：0.001〜0.1％、Ti：0.001〜0.1％、Ｖ：0.002〜0.2％
Nb，TiおよびＶはいずれも、鋼材強度を高める元素であり、必要とする強度に応じて適宜選択して添加することができる。上記の効果を得るためには、Nb，Tiはそれぞれ0.001％以上、Ｖは0.002％以上添加するのが好ましい。しかしながら、Nb，Tiはそれぞれ0.1％を超えて、Ｖは0.2％を超えて添加すると、靭性が低下するため、Nb，TiおよびＶはそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
Nb，TiおよびＶはいずれも、鋼材強度を高める元素であり、必要とする強度に応じて適宜選択して添加することができる。上記の効果を得るためには、Nb，Tiはそれぞれ0.001％以上、Ｖは0.002％以上添加するのが好ましい。しかしながら、Nb，Tiはそれぞれ0.1％を超えて、Ｖは0.2％を超えて添加すると、靭性が低下するため、Nb，TiおよびＶはそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
Ca：0.0002〜0.01％、Mg：0.0002〜0.01％、REM：0.0002〜0.015％
Ca，MgおよびREMはいずれも、溶接熱影響部の靭性向上に効果があり、必要に応じて添加することができる。上記の効果は、Ca：0.0002％以上、Mg：0.0002％以上、REM：0.0002％以上の添加で得られるが、CaおよびMgはそれぞれ0.01％を超えて、またREMは0.015％を超えて添加すると、かえって靭性の低下を招くので、Ca，MgおよびREMはそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
Ca，MgおよびREMはいずれも、溶接熱影響部の靭性向上に効果があり、必要に応じて添加することができる。上記の効果は、Ca：0.0002％以上、Mg：0.0002％以上、REM：0.0002％以上の添加で得られるが、CaおよびMgはそれぞれ0.01％を超えて、またREMは0.015％を超えて添加すると、かえって靭性の低下を招くので、Ca，MgおよびREMはそれぞれ上記の範囲で添加するのが好ましい。
本発明の原油タンク用鋼材は、以下の方法で製造するのが好ましい。
すなわち、本発明の鋼材は、上記した好適成分組成に調整した鋼を、転炉や電気炉、真空脱ガス等、公知の精錬プロセスを用いて溶製し、連続鋳造法あるいは造塊−分塊圧延法で鋼素材（スラブ）とし、ついでこの素材を再加熱してから熱間圧延することにより、厚鋼板、薄鋼板および形鋼等とすることが好ましい。
すなわち、本発明の鋼材は、上記した好適成分組成に調整した鋼を、転炉や電気炉、真空脱ガス等、公知の精錬プロセスを用いて溶製し、連続鋳造法あるいは造塊−分塊圧延法で鋼素材（スラブ）とし、ついでこの素材を再加熱してから熱間圧延することにより、厚鋼板、薄鋼板および形鋼等とすることが好ましい。
熱間圧延前の再加熱温度は、900〜1200℃の温度とするのが好ましい。加熱温度が900℃に満たないと変形抵抗が大きく、熱間圧延することが難しくなり、一方加熱温度が1200℃を超えると、オーステナイト粒が粗大化し、靭性の低下を招く他、酸化によるスケールロスが顕著となって歩留りが低下するからである。より好ましい加熱温度は1000〜1150℃の範囲である。
また、熱間圧延で所望の形状、寸法の鋼材に圧延するに当たっては、仕上圧延終了温度は750℃以上とするのが好ましい。仕上圧延終了温度が750℃未満では、鋼の変形抵抗が大きくなって圧延負荷が増大し、圧延が困難になったり、圧延材が所定の圧延温度に達するまでの待ち時間が発生するため、圧延能率が低下するためである。
熱間圧延後の鋼材の冷却は、空冷、加速冷却のいずれの方法でもよいが、より高強度を得たい場合には、加速冷却を行うのが好ましい。なお、加速冷却を行う場合には、冷却速度を２〜80℃/ｓ、冷却停止温度を650〜300℃とするのが好ましい。冷却速度が２℃/ｓ未満、冷却停止温度が650℃超えでは、加速冷却の効果が小さく、十分な高強度化が達成されない。一方、冷却速度が80℃/ｓ超え、冷却停止温度が300℃未満では、得られる鋼材の靭性が低下したり、鋼材の形状に歪が発生したりする。
表１にNo.１〜33で示した種々の成分組成になる鋼を、真空溶解炉で溶製して鋼塊とするか、または転炉で溶製して連続鋳造により鋼スラブとし、これらを1150℃に再加熱後、仕上圧延終了温度を800℃とする熱間圧延を施して、板厚：25mmの厚鋼板とした。
かくして得られたNo.１〜33の厚鋼板について、結露試験および耐酸試験を行って、その耐食性を評価した。
かくして得られたNo.１〜33の厚鋼板について、結露試験および耐酸試験を行って、その耐食性を評価した。
すなわち、以下の要領で、上甲板裏を模擬した全面腐食試験とタンカー底板環境を模擬した局部耐食試験をそれぞれ行った。
(1) タンカー上甲板環境を模擬した全面腐食試験（結露試験）
タンカー上甲板裏面における全面腐食に対する耐食性を評価するため、上記No.１〜33の厚鋼板それぞれについて、表面１mmの位置から、幅25mm×長さ60mm×厚さ５mmの矩形の小片を切り出し、その表面を600番手のエメリー紙で研磨した。ついで、裏面および端面は腐食しないよう、テープでシールし、図１に示した腐食試験装置を用いて全面腐食試験を行った。
(1) タンカー上甲板環境を模擬した全面腐食試験（結露試験）
タンカー上甲板裏面における全面腐食に対する耐食性を評価するため、上記No.１〜33の厚鋼板それぞれについて、表面１mmの位置から、幅25mm×長さ60mm×厚さ５mmの矩形の小片を切り出し、その表面を600番手のエメリー紙で研磨した。ついで、裏面および端面は腐食しないよう、テープでシールし、図１に示した腐食試験装置を用いて全面腐食試験を行った。
この腐食試験装置は、腐食試験槽２と温度制御プレート３とから構成されており、腐食試験槽２には温度が30℃に保持された水６が注入されており、またその水６中には、導入ガス管４を介して、13vol％CO2、４vol％O2、0.01vol％SO2、0.05vol％H2S、残部N2からなる混合ガスを導入して腐食試験槽２内を飽和水蒸気で充満し、原油タンク上甲板裏の腐食環境を再現したものである。そして、この試験槽の上裏面にセットした腐食試験片１に、ヒーターと冷却装置を内蔵した温度制御プレート３を介して25℃×３時間＋50℃×21時間を１サイクルとする温度変化をそれぞれ21，49，77および98日間繰り返して付与し、試験片１の表面に結露水を生じさせて、全面腐食を起こさせるようにしたものである。図１中、５は試験槽からの排出ガス管を示す。
上記の腐食試験後、各試験片表面の錆を除去し、試験前後の質量変化から腐食による質量減を求め、この値から板厚減量（片面の腐食量）に換算した。各鋼種において、21、49、77および98日間試験を行った際の板厚減量を外挿し、25年後の予測板厚減量を求めた。その結果、25年後の予測板厚減量が２mm以下の場合には耐全面腐食性が良好（○）、２mm超の場合には耐全面腐食性が不良（×）と評価した。
(2) タンカー油槽部底板環境を模擬した局部腐食試験（耐酸試験）
タンカー油槽部底板における孔食に対する耐食性を評価するため、上記No.１〜33の厚鋼板についてそれぞれ、表面１mmの位置から、幅25mm×長さ60mm×厚さ５mmの矩形の小片を切り出し、その表面を600番手のエメリー紙で研磨した。 ついで、10％NaCl水溶液を、濃塩酸を用いてClイオン濃度10％、pH0.85に調製した試験溶液を作製し、試験片の上部に開けた３mmφの孔にテグスを通して吊るし、各試験片につき２Ｌの試験溶液中に168時間浸漬する腐食試験を行った。なお、試験溶液は、予め30℃に加温・保持し、24時間毎に新しい試験溶液と交換した。
上記腐食試験に用いた装置を図２に示す。この腐食試験装置は、腐食試験槽８、恒温槽９の二重型の装置で、腐食試験槽８には上記試験溶液10が入れられ、その中に試験片７がテグス11で吊るされて浸漬されている。試験溶液10の温度は、恒温槽９に入れた水12の温度を調整することで保持している。
タンカー油槽部底板における孔食に対する耐食性を評価するため、上記No.１〜33の厚鋼板についてそれぞれ、表面１mmの位置から、幅25mm×長さ60mm×厚さ５mmの矩形の小片を切り出し、その表面を600番手のエメリー紙で研磨した。 ついで、10％NaCl水溶液を、濃塩酸を用いてClイオン濃度10％、pH0.85に調製した試験溶液を作製し、試験片の上部に開けた３mmφの孔にテグスを通して吊るし、各試験片につき２Ｌの試験溶液中に168時間浸漬する腐食試験を行った。なお、試験溶液は、予め30℃に加温・保持し、24時間毎に新しい試験溶液と交換した。
上記腐食試験に用いた装置を図２に示す。この腐食試験装置は、腐食試験槽８、恒温槽９の二重型の装置で、腐食試験槽８には上記試験溶液10が入れられ、その中に試験片７がテグス11で吊るされて浸漬されている。試験溶液10の温度は、恒温槽９に入れた水12の温度を調整することで保持している。
上記の腐食試験後、試験片表面に生成した錆を除去した後、試験前後の質量差を求め、この差を全表面積で割り戻し、１年当たりの板厚減少量（両面の腐食速度）を求めた。その結果、腐食速度が1.0mm/y以下の場合を耐局部腐食性が良好（○）、腐食速度が1.0mm/y超の場合を耐局部腐食性が不良（×）と評価した。
得られた結果を、表１に併記する。
得られた結果を、表１に併記する。
表１に示したとおり、本発明の条件を満たす厚鋼板No.１〜29は、上甲板裏を模擬した全面腐食試験およびタンカー底板環境を模擬した局部腐食試験のいずれにおいても良好な耐食性を示した。
これに対し、本発明の条件を満たさない厚鋼板No.30〜33は、いずれの耐食性試験においても良好な結果を得ることができなかった。
これに対し、本発明の条件を満たさない厚鋼板No.30〜33は、いずれの耐食性試験においても良好な結果を得ることができなかった。
１，７ 試験片
２，８ 腐食試験槽
３ 温度制御プレート
４ 導入ガス管
５ 排出ガス管
６，12 水
９ 恒温槽
10 試験液
11 テグス
２，８ 腐食試験槽
３ 温度制御プレート
４ 導入ガス管
５ 排出ガス管
６，12 水
９ 恒温槽
10 試験液
11 テグス
Claims (4)
- 質量％で、
Ｃ：0.03〜0.18％、
Si：0.03〜1.50％、
Mn：0.1〜2.0％、
Ｐ：0.025％以下、
Ｓ：0.010％以下、
Al：0.005〜0.10％、
Ｎ：0.008％以下および
Co：0.001〜0.5％
を含有し、かつ
Ｗ：0.01〜1.0％および
Mo：0.01〜0.5％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がFeおよび不可避的不純物であることを特徴とする耐食性に優れる原油タンク用鋼材。 - 前記鋼材が、質量％でさらに、
Sn：0.005〜0.4％、
Sb：0.005〜0.4％および
REM：0.0002〜0.015％
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に記載の耐食性に優れる原油タンク用鋼材。 - 前記鋼材が、質量％でさらに、
Sn：0.005〜0.4％、
Sb：0.005〜0.4％および
REM：0.0002〜0.015％
のうちから選ばれる１種または２種以上を含有し、かつ
Ni：0.005〜0.4％、
Cr：0.01〜0.3％、
Nb：0.001〜0.1％、
Ti：0.001〜0.1％、
Ｖ：0.002〜0.2％、
Ca：0.0002〜0.01％および
Mg：0.0002〜0.01％
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に記載の耐食性に優れる原油タンク用鋼材。 - 請求項１乃至３のいずれかに記載の原油タンク用鋼材で構成される原油タンク。
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| JP2013076274A JP6201376B2 (ja) | 2013-04-01 | 2013-04-01 | 耐食性に優れる原油タンク用鋼材および原油タンク |
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| JP2014201760A JP2014201760A (ja) | 2014-10-27 |
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