JP6648646B2 - Low alloy steel material, low alloy steel pipe and container, and method of manufacturing the container - Google Patents
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Description
本発明は、低合金鋼材、低合金鋼管および容器、ならびにその容器の製造方法に関する。詳しくは、本発明は、高圧水素環境下での特性に優れる高圧水素用の、低合金鋼材、低合金鋼管および容器、ならびにその容器の製造方法に関する。 The present invention relates to a low alloy steel material, a low alloy steel pipe and a container, and a method for manufacturing the container. More specifically, the present invention relates to a low-alloy steel material, a low-alloy steel pipe and a container for high-pressure hydrogen having excellent properties in a high-pressure hydrogen environment, and a method for manufacturing the container.
近年、水素を燃料として走行する燃料電池自動車の開発および燃料電池自動車に水素を供給する水素ステーションの実用化研究が進められている。低合金鋼はこれまで主として水素ステーションに設置される水素を貯蔵する蓄圧器（以下、後述の「タンク」と纏めて「容器」ともいう。）に用いられている。従来の４５ＭＰａ級の水素ステーションには主としてＣｒおよびＭｏを含有するＪＩＳ ＳＣＭ４３５鋼が用いられ、特に、大型厚肉容器には、ＣｒとＭｏに加えて１．６〜２．０質量％のＮｉも含有するＳＮＣＭ４３９鋼が一般に用いられている。 2. Description of the Related Art In recent years, development of a fuel cell vehicle that runs on hydrogen as a fuel and research on practical use of a hydrogen station that supplies hydrogen to the fuel cell vehicle has been advanced. Until now, low alloy steels have been mainly used in pressure accumulators (hereinafter, collectively referred to as "tanks" described below and also referred to as "containers") installed in hydrogen stations. The conventional 45 MPa class hydrogen station mainly uses JIS SCM435 steel containing Cr and Mo. In particular, in a large-sized thick-walled container, 1.6 to 2.0% by mass of Ni is added in addition to Cr and Mo. The contained SNCM439 steel is commonly used.
高圧水素ガス環境において優れた機械的特性や耐疲労特性を有する低合金鋼として、特許文献１には、０．１０〜０．２０質量％のＣに加え、Ｃｒ、ＭｏおよびＶを含有する引張強さが９００〜９５０ＭＰａの低合金鋼が開示されている。特許文献２には、特許文献１に開示された低合金鋼にさらにＮｉを含有させた引張強さが９００〜９５０ＭＰａの低合金鋼が開示されている。特許文献３には、０．１５〜０．６０質量％のＣに加え、ＭｏとＶを含有する引張強さが９００ＭＰａ以上の低合金鋼が開示されている。特許文献４には、０．０５〜０．１２質量％のＣを含有する、また、特許文献５には、０．０５〜０．１５質量％のＣを含有する、ベイナイト組織を主体とした低合金鋼材が開示されている。特許文献６には、特定量のＭｎ、Ｃｒ、ＭｏおよびＶを含有し引張強さが９００ＭＰａ以上である、厚さが１２ｍｍを超える厚肉容器にも好適な低合金鋼が開示されている。特許文献７には、Ｍｎ、Ｔｉ、ＮｂおよびＶ等を含有する、高圧水素環境中での耐疲労き裂進展特性に優れる鋼材が開示されている。
As a low alloy steel having excellent mechanical properties and fatigue resistance properties in a high-pressure hydrogen gas environment,
商用化が進められている燃料電池自動車としては、ガソリン車と同等の航続距離を確保するために、例えば、これまでの４５ＭＰａよりも高圧である７０ＭＰａの水素を充填可能なタンクを搭載した自動車（以下、「７０ＭＰａ級燃料電池自動車」という。）が要求される。そして、７０ＭＰａ級燃料電池自動車に水素を供給する水素ステーションには、上記水素タンクよりも高圧の水素を貯蔵可能なことが要求される。 As a fuel cell vehicle that is being commercialized, for example, a vehicle equipped with a tank that can be filled with 70 MPa of hydrogen at a higher pressure than 45 MPa in order to secure a cruising distance equivalent to a gasoline vehicle ( Hereinafter, "70 MPa class fuel cell vehicle" is required. A hydrogen station that supplies hydrogen to a 70 MPa class fuel cell vehicle is required to be able to store hydrogen at a higher pressure than the hydrogen tank.
ところで、高圧容器は以下の４タイプに分類される。
・Ｔｙｐｅ Ｉ：金属容器
・Ｔｙｐｅ ＩＩ：金属ライナー・フープ巻き容器
・Ｔｙｐｅ ＩＩＩ：金属ライナー・全周巻き容器
・Ｔｙｐｅ ＩＶ：非金属ライナー・全周巻き容器
By the way, high pressure vessels are classified into the following four types.
・ Type I: Metal container ・ Type II: Metal liner ・ Hoop-wrapped container ・ Type III: Metal liner ・ All-around container ・ Type IV: Non-metal liner ・ All-around container
７０ＭＰａ級燃料電池自動車およびそれに対応するために水素ステーションに設置される容器には、強度および高圧水素ガスによる脆化（以下「水素ガス脆化」という。）に対する耐久性の観点から、Ｔｙｐｅ ＩＩＩの複合容器であって内面の金属ライナーを炭素繊維で強化したもの、またはＴｙｐｅ ＩＶの複合容器であって内面のプラスチックライナーを炭素繊維で強化したもの、が使用されている。なお、上記Ｔｙｐｅ ＩＩＩの複合容器の内面金属ライナーには、オーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３１６系）またはアルミニウム合金が使用される。 From the viewpoint of strength and durability against embrittlement due to high-pressure hydrogen gas (hereinafter referred to as “hydrogen gas embrittlement”), Type III is used for a 70 MPa class fuel cell vehicle and a container installed in a hydrogen station for the purpose. A composite container having an inner metal liner reinforced with carbon fibers or a Type IV composite container having an inner plastic liner reinforced with carbon fibers is used. Austenitic stainless steel (SUS316) or an aluminum alloy is used for the inner metal liner of the Type III composite container.
しかし、Ｔｙｐｅ ＩＩＩおよびＴｙｐｅ ＩＶの複合容器は非常に高価である。このため、７０ＭＰａ級の高圧水素用容器として、上記複合容器と比較して安価なＴｙｐｅ Ｉの金属容器であって、特に低合金鋼からなるものが望まれている。 However, composite containers of Type III and Type IV are very expensive. For this reason, as a container for high-pressure hydrogen of the 70 MPa class, a metal container of Type I, which is inexpensive as compared with the above-described composite container, particularly made of low alloy steel is desired.
耐水素ガス脆化特性に優れた低合金鋼、低合金鋼材およびこのような低合金鋼製の容器は、特許文献１〜７に開示されている。ただし、これらの低合金鋼製容器を水素ステーションおよび燃料電池自動車に適用する際には、疲労寿命に基づいた寿命設計を行う必要があるため、良好かつ安定した耐疲労特性が求められる。
通常の大気中の疲労試験では、個々の材料は、固有の疲労限度（無限の疲労寿命を示す応力（すなわち、疲労破壊を起こさない応力）の上限値。通常、繰返し応力の最大応力と最小応力との差の１／２である「応力振幅」で表される。）を有する。疲労試験における「疲労限度」および「応力振幅」にはそれぞれ、「σW」および「σa」の記号が用いられる。多くの場合、上記の疲労限度（σW）を材料の引張強さ（σB）で除した商である「耐久比」に基づいて使用応力条件が設定される。 In normal atmospheric fatigue tests, each material has an upper limit of its own fatigue limit (stress showing infinite fatigue life (ie, stress that does not cause fatigue failure). (Stress amplitude), which is の of the difference between the two.) The symbols “σ W ” and “σ a ” are used for “fatigue limit” and “stress amplitude” in the fatigue test, respectively. In many cases, the working stress condition is set based on a “durability ratio” which is a quotient obtained by dividing the above-mentioned fatigue limit (σ W ) by the tensile strength (σ B ) of the material.
低合金鋼の場合、耐久比（σW／σB）は、通常は０．４〜０．５程度である。一方、後述のように、本発明者らの詳細な検討によって、高圧水素ガス環境下では、耐久比以下の応力条件でも疲労寿命が極端に低下する場合のあることが初めて明らかになった。このため、高圧水素ガス環境下で低合金鋼を用いる場合、耐久比に基づく寿命設計が極めて難しかった。 In the case of low alloy steel, the durability ratio (σ W / σ B ) is usually about 0.4 to 0.5. On the other hand, as will be described later, a detailed study by the present inventors has revealed for the first time that in a high-pressure hydrogen gas environment, the fatigue life may be extremely reduced even under a stress condition equal to or lower than the durability ratio. For this reason, when low alloy steel is used in a high-pressure hydrogen gas environment, it has been extremely difficult to design a life based on the durability ratio.
本発明は、高圧水素ガス環境下での耐久比に基づく寿命設計が可能であり、引張強さで８５０ＭＰａ以上の高い強度を有し、高圧水素ガス環境下での耐疲労特性に優れるとともに良好な耐水素ガス脆化特性を備える高圧水素用容器、該容器の素材として用いるのに好適な高圧水素用低合金鋼材および高圧水素用低合金鋼管、ならびに該容器の製造方法を提供することを目的とする。 The present invention is capable of life design based on the durability ratio under a high-pressure hydrogen gas environment, has a high tensile strength of 850 MPa or more, has excellent fatigue resistance under a high-pressure hydrogen gas environment, and has good An object of the present invention is to provide a container for high-pressure hydrogen having hydrogen gas embrittlement resistance, a low-alloy steel material for high-pressure hydrogen and a low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen suitable for use as a material of the container, and a method for manufacturing the container. I do.
本発明は、上記の課題を解決するために完成されたものであり、その要旨は、下記に示すいずれも高圧水素用の、低合金鋼材、低合金鋼管および容器、ならびにその容器の製造方法にある。 The present invention has been completed in order to solve the above-mentioned problems, and the gist of the present invention is to provide a low-alloy steel material, a low-alloy steel pipe and a container, and a method for manufacturing the container, both of which are described below for high-pressure hydrogen. is there.
（１）質量％で、
Ｃ：０．２０〜０．６０％、
Ｓｉ：０．０５〜１．０％、
Ｍｎ：０．３５〜３．０％、
Ｐ：０．０２５％以下、
Ｓ：０．０１０％以下、
Ａｌ：０．００５〜０．１０％、
Ｏ：０．００５％以下、
Ｎ：０．００８％以下
Ｃｒ：０〜５．０％、
Ｍｏ：０〜１．５％、
Ｖ：０〜１．０％、
Ｗ：０〜３．０％、
Ｎｂ：０〜０．１％、
Ｔｉ：０〜０．１％、
Ｚｒ：０〜０．２％、
Ｈｆ：０〜０．２％、
Ｔａ：０〜０．２％、
Ｎｉ：０〜５．０％、
Ｃｕ：０〜３．０％、
Ｃｏ：０〜３．０％、
Ｂ：０〜０．０１％、
Ｃａ：０〜０．０１％、
Ｍｇ：０〜０．０１％、
ＲＥＭ：０〜０．５０％、
残部：Ｆｅおよび不純物である、
化学組成を有し、
粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が断面観察で１０個／１００ｍｍ2以下である、
高圧水素用低合金鋼材。
(1) In mass%,
C: 0.20 to 0.60%,
Si: 0.05 to 1.0%,
Mn: 0.35 to 3.0%,
P: 0.025% or less,
S: 0.010% or less,
Al: 0.005 to 0.10%,
O: 0.005% or less,
N: 0.008% or less Cr: 0 to 5.0%,
Mo: 0 to 1.5%,
V: 0 to 1.0%,
W: 0 to 3.0%,
Nb: 0 to 0.1%,
Ti: 0 to 0.1%,
Zr: 0 to 0.2%,
Hf: 0 to 0.2%,
Ta: 0 to 0.2%,
Ni: 0 to 5.0%,
Cu: 0 to 3.0%,
Co: 0 to 3.0%,
B: 0 to 0.01%,
Ca: 0 to 0.01%,
Mg: 0 to 0.01%,
REM: 0 to 0.50%,
The balance: Fe and impurities,
Has a chemical composition,
The total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more is 10/100 mm 2 or less in cross-sectional observation.
Low alloy steel for high pressure hydrogen.
（２）前記化学組成が、質量％で、
Ｃｒ：０．１〜５．０％、
Ｍｏ：０．１〜１．５％、
Ｖ：０．０１〜１．０％、
Ｗ：０．０１〜３．０％、
Ｎｂ：０．００１〜０．１％、
Ｔｉ：０．００１〜０．１％、
Ｚｒ：０．００１〜０．２％、
Ｈｆ：０．００１〜０．２％、
Ｔａ：０．００１〜０．２％、
Ｎｉ：０．１〜５．０％、
Ｃｕ：０．１〜３．０％、
Ｃｏ：０．１〜３．０％、
Ｂ：０．０００３〜０．０１％、
Ｃａ：０．０００１〜０．０１％、
Ｍｇ：０．０００１〜０．０１％、および、
ＲＥＭ：０．０００１〜０．５０％、
から選択される１種以上を含有する、上記（１）に記載の高圧水素用低合金鋼材。
(2) The chemical composition is represented by mass%
Cr: 0.1-5.0%,
Mo: 0.1-1.5%,
V: 0.01 to 1.0%,
W: 0.01 to 3.0%,
Nb: 0.001 to 0.1%,
Ti: 0.001 to 0.1%,
Zr: 0.001-0.2%,
Hf: 0.001-0.2%,
Ta: 0.001 to 0.2%,
Ni: 0.1 to 5.0%,
Cu: 0.1 to 3.0%;
Co: 0.1-3.0%,
B: 0.0003-0.01%,
Ca: 0.0001-0.01%,
Mg: 0.0001 to 0.01%, and
REM: 0.0001-0.50%,
The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen according to the above (1), comprising at least one member selected from the group consisting of:
（３）旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ粒度番号９．０以上である、
上記（１）または（２）に記載の高圧水素用低合金鋼材。
(3) the prior austenite crystal grains have an ASTM particle size number of 9.0 or more;
The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen according to (1) or (2).
（４）上記（１）から（３）までのいずれかに記載の高圧水素用低合金鋼材からなる、
高圧水素用低合金鋼管。
(4) The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen according to any one of (1) to (3) above,
Low alloy steel pipe for high pressure hydrogen.
（５）上記（４）に記載の高圧水素用低合金鋼管からなり、
引張強さが８５０ＭＰａ以上である、
高圧水素用容器。
(5) The low-alloy steel pipe for high-pressure hydrogen described in (4) above,
A tensile strength of 850 MPa or more;
High pressure hydrogen container.
（６）上記（５）に記載の高圧水素用容器を製造する方法であって、
前記高圧水素用低合金鋼管を所定の形状に成形加工した後、８８０〜９５０℃に加熱・保持してから、８００〜５００℃の温度域における平均冷却速度を２℃／秒以上として焼入れし、次いで、焼戻しする、
高圧水素用容器の製造方法。
(6) A method for producing the high-pressure hydrogen container according to the above (5),
After forming the low-alloy steel pipe for high-pressure hydrogen into a predetermined shape, after heating and holding at 880 to 950 ° C, quenching is performed at an average cooling rate of 2 ° C / sec or more in a temperature range of 800 to 500 ° C, Then, tempering,
Manufacturing method of high-pressure hydrogen container.
本発明によれば、高圧水素ガス環境下での耐久比に基づく寿命設計が可能であり、引張強さで８５０ＭＰａ以上の高い強度を有し、高圧水素ガス環境下での耐疲労特性に優れるとともに良好な耐水素ガス脆化特性を備える高圧水素用容器、該容器の素材として用いるのに好適な高圧水素用低合金鋼材および高圧水素用低合金鋼管を得ることができる。また、本発明の方法によれば、このような高圧水素用容器を安定して得ることができる。 According to the present invention, it is possible to design a life based on a durability ratio under a high-pressure hydrogen gas environment, have a high tensile strength of 850 MPa or more, and have excellent fatigue resistance characteristics under a high-pressure hydrogen gas environment. A container for high-pressure hydrogen having good hydrogen gas embrittlement resistance, a low-alloy steel material for high-pressure hydrogen and a low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen suitable for use as a material of the container can be obtained. Further, according to the method of the present invention, such a high-pressure hydrogen container can be stably obtained.
本発明者らは、種々の低合金鋼材を用いて、応力振幅（σa）を種々に変化させて引張強さ（σB）との比である「σa／σB」が、常温において、大気中および高圧水素ガス環境下で疲労寿命（疲労破壊を生じるまでの応力の繰返しの回数で、「Ｎf」の記号が用いられる。）に及ぼす影響について検討した。その結果、高圧水素ガス環境下では、耐久比（σW／σB）以下の応力条件でも疲労寿命（Ｎf）が極端に低下する場合のあることが明らかになった。 Using various low alloy steel materials, the present inventors varied the stress amplitude (σ a ) in various ways and found that the ratio “σ a / σ B ” to the tensile strength (σ B ) at room temperature. The effect on the fatigue life (in the atmosphere and high-pressure hydrogen gas environment, the fatigue life (the symbol “N f ” is used as the number of repetitions of stress until fatigue fracture occurs) was examined. As a result, it has been clarified that in a high-pressure hydrogen gas environment, the fatigue life (N f ) may be extremely reduced even under stress conditions equal to or lower than the durability ratio (σ W / σ B ).
図１に、高圧水素ガス環境下、耐久比（σW／σB）となる応力条件で疲労寿命（Ｎf）が極端に低下する場合の一例を示す。図１において、白丸印の「大気中」および白三角印の「水素中」のプロットは、後述の実施例中の鋼Ａを用いた試験番号１の詳細データであり、また、黒三角印の「水素中（介在物）」のプロットは、実施例中の鋼Ｔを用いた試験番号２３のデータである（実施例の表１および表２参照。）。 FIG. 1 shows an example of a case where the fatigue life (N f ) is extremely reduced under a high pressure hydrogen gas environment under a stress condition that provides a durability ratio (σ W / σ B ). In FIG. 1, plots of “in the atmosphere” with white circles and “in hydrogen” with white triangles are detailed data of Test No. 1 using steel A in Examples described later. The plot of “in hydrogen (inclusions)” is the data of test No. 23 using steel T in the examples (see Tables 1 and 2 of the examples).
図１において、横軸は疲労寿命（Ｎf）（単位：回）で、縦軸は応力振幅（σa）（単位：ＭＰａ）と引張強さ（σB）（単位：ＭＰａ）との比「σa／σB」である。 In FIG. 1, the horizontal axis is the fatigue life (N f ) (unit: times), and the vertical axis is the ratio between the stress amplitude (σ a ) (unit: MPa) and the tensile strength (σ B ) (unit: MPa). “Σ a / σ B ”.
白丸印で示すように、大気中の疲労試験では、横軸の疲労寿命（Ｎf）は縦軸の「σa／σB」に応じて変化するが、所定の「σa／σB」以下では疲労破壊が起こらなくなり、無限の疲労寿命（以下、「無限寿命」という。）となる。図１の例では、１０7回で試験を中断しており、１０7回耐久した条件を「無限寿命」と解釈した。そして、無限寿命となる応力振幅（σa）の上限値が疲労限度（σW）で、その（σW）と引張強さ（σB）との比「σW／σB」が耐久比になる。低合金鋼の耐久比は、通常は０．４〜０．５程度の値となり、図１の場合は、０．５である。 As shown by the white circles, in the fatigue test in the atmosphere, the fatigue life (N f ) on the horizontal axis changes according to “σ a / σ B ” on the vertical axis, but the predetermined “σ a / σ B ” In the following, fatigue failure does not occur, resulting in an infinite fatigue life (hereinafter, referred to as “infinite life”). In the example of FIG. 1, it has been abort the test 107 times, was interpreted as "infinite life" 10 7 times endurance criteria. The upper limit of the stress amplitude (σ a ) at which the infinite life is reached is the fatigue limit (σ W ), and the ratio “σ W / σ B ” between the (σ W ) and the tensile strength (σ B ) is the durability ratio. become. The durability ratio of the low alloy steel is usually about 0.4 to 0.5, and is 0.5 in FIG.
一方、白三角印で示すように、高圧水素ガス中の疲労試験では、応力振幅（σa）が疲労限度（σW）より大きい応力条件では、水素の影響により、大気中での疲労試験に比べて、疲労寿命（Ｎf）は低下する。ただし、耐久比に及ぼす水素の影響はほとんど無く、図１の場合では、大気中と同様に耐久比は０．５となる。従って、高圧水素ガス環境下においても、耐久比以下の応力条件で部材の設計を行えば、大気中と同様の寿命設計が可能なはずである。しかし、黒三角印で示すように、高圧水素ガス中の疲労試験では、耐久比以下の応力条件でも、極端な短寿命で疲労破壊が起こることがある。 On the other hand, as indicated by white triangles, in the fatigue test in high-pressure hydrogen gas, under the stress condition where the stress amplitude (σ a ) is larger than the fatigue limit (σ W ), the influence of hydrogen causes the fatigue test in the atmosphere. In comparison, the fatigue life (N f ) decreases. However, there is almost no effect of hydrogen on the durability ratio, and in the case of FIG. 1, the durability ratio is 0.5 as in the atmosphere. Therefore, even in a high-pressure hydrogen gas environment, if the members are designed under stress conditions equal to or lower than the durability ratio, the same life design as in the atmosphere should be possible. However, as indicated by black triangles, in a fatigue test in high-pressure hydrogen gas, even under a stress condition equal to or lower than the durability ratio, fatigue failure may occur with an extremely short life.
本発明者らは、図１中の黒三角印で示すような、低合金鋼の高圧水素ガス環境における耐久比以下の応力条件での疲労寿命（Ｎf）の低下の原因について調査した。その結果、硫化物系介在物および酸化物系介在物を起点とした疲労破壊による現象であることが明らかになった。 The present inventors have investigated the cause of a decrease in fatigue life (N f ) under stress conditions of a durability ratio or lower in a high-pressure hydrogen gas environment of a low-alloy steel, as indicated by black triangles in FIG. As a result, it became clear that the phenomenon was caused by fatigue fracture starting from sulfide inclusions and oxide inclusions.
そこでさらに、詳細な調査を行った結果、次の重要な知見が得られた。 Therefore, a further detailed investigation yielded the following important findings.
耐久比以下の応力条件で疲労破壊の起点として作用し、疲労寿命（Ｎf）の大きな低下の原因となる硫化物系介在物および酸化物系介在物はその粒径が２０μｍ以上である。しかし、粒径が２０μｍ以上の粗大な硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が、断面観察で１０個／１００ｍｍ2以下であれば、図１中の黒三角印の場合のような、疲労寿命のイレギュラーな低下が生じないので、良好な疲労寿命を確保できる。上記介在物の「粒径」とは、各介在物の最長となる寸法を長径ａ（μｍ）、その長径に対して垂直な方向を幅とし、その幅の最長値を短径ｂ（μｍ）とした場合に、（ａ×ｂ）0.5の値を指す。 The sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions that act as starting points of fatigue fracture under stress conditions not higher than the durability ratio and cause a significant decrease in fatigue life (N f ) have a particle size of 20 μm or more. However, if the total number of coarse sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more is 10/100 mm 2 or less in cross-sectional observation, as shown by the black triangle in FIG. In addition, since an irregular decrease in fatigue life does not occur, a good fatigue life can be secured. The “particle size” of the above-mentioned inclusions means that the longest dimension of each inclusion is a major axis a (μm), the direction perpendicular to the major axis is the width, and the maximum value of the width is the minor axis b (μm) In this case, it indicates a value of (a × b) 0.5 .
なお、軸受鋼等で問題となる高サイクル条件下では、介在物を起点とした疲労破壊が起こることは広く知られている。しかし、高圧水素用材料としての使用を想定した低サイクル条件下の場合、大気中では上記のような介在物起点の疲労破壊は起こらない。従って、上記の粗大な硫化物系介在物および酸化物系介在物を起点とした疲労破壊は、高圧水素ガス環境下において特有の現象であり、介在物周囲にトラップされた水素の影響と、介在物自身の大きさ（応力集中）が重畳した破壊現象と考えられる。 It is widely known that, under high cycle conditions, which is a problem with bearing steel and the like, fatigue fracture starting from inclusions occurs. However, under the low cycle condition supposed to be used as a material for high-pressure hydrogen, the above-described fatigue fracture from the inclusion starting point does not occur in the atmosphere. Therefore, the fatigue fracture originating from the above coarse sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions is a peculiar phenomenon in a high-pressure hydrogen gas environment, and the influence of hydrogen trapped around the inclusions and This is considered to be a fracture phenomenon in which the size (stress concentration) of the object itself is superimposed.
また、耐久比（σW／σB）を、換言すれば、疲労限度（σW）を極力大きくすることによって、より高応力の条件で部材が使用できるメリットが生まれる。耐久比には基地組織の均質性が強く影響する。この観点から、高圧水素用材料の場合にも、旧オーステナイト結晶粒の微細化が耐久比の向上に有効であって、望ましい旧オーステナイト結晶粒はＡＳＴＭ粒度番号で９．０番以上であることが判明した。さらに、焼入れ−焼戻し処理による製造の場合には、マルテンサイト相の分率（以下、単に「マルテンサイト率」という。）が高いほど均質組織となり、耐久比が向上するので、８０％以上のマルテンサイト率を確保することが望ましいことも確認できた。 Further, by increasing the durability ratio (σ W / σ B ), in other words, by increasing the fatigue limit (σ W ) as much as possible, there is an advantage that the member can be used under higher stress conditions. The durability ratio is strongly influenced by the homogeneity of the base tissue. From this viewpoint, even in the case of a material for high-pressure hydrogen, the refinement of the prior austenite crystal grains is effective for improving the durability ratio, and the desirable prior austenite crystal grains are preferably at least 9.0 in ASTM grain size number. found. Furthermore, in the case of production by quenching and tempering, the higher the fraction of the martensite phase (hereinafter, simply referred to as "martensite ratio"), the more homogeneous the structure becomes, and the higher the durability ratio. It was also confirmed that it was desirable to secure a site rate.
本発明は、上記の内容に基づいて完成されたものである。以下、本発明の各要件について詳しく説明する。 The present invention has been completed based on the above contents. Hereinafter, each requirement of the present invention will be described in detail.
１．化学組成：
本発明に係る高圧水素用低合金鋼材、高圧水素用低合金鋼管および高圧水素用容器の化学組成の限定理由は次のとおりである。以下の説明において、各元素の含有量についての「％」は、「質量％」を意味する。
1. Chemical composition:
The reasons for limiting the chemical composition of the low-alloy steel material for high-pressure hydrogen, the low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen, and the container for high-pressure hydrogen according to the present invention are as follows. In the following description, “%” for the content of each element means “% by mass”.
Ｃ：０．２０〜０．６０％
Ｃは、鋼の焼入れ性を高めるのに有効な元素であり、０．２０％以上含有させる必要がある。一方、０．６０％を超えて過剰にＣを含有させてもその効果は飽和し、また。焼入れ時の焼割れの危険性が増す。このため、Ｃの含有量は０．２０〜０．６０％とする。Ｃ含有量の好ましい下限は０．２５％であり、より好ましい下限は０．３０％である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．５０％であり、より好ましい上限は０．４０％である。
C: 0.20 to 0.60%
C is an element effective for improving the hardenability of steel, and needs to be contained at 0.20% or more. On the other hand, the effect is saturated even if C is excessively contained in excess of 0.60%. The risk of quenching during quenching increases. Therefore, the content of C is set to 0.20 to 0.60%. A preferred lower limit of the C content is 0.25%, and a more preferred lower limit is 0.30%. A preferred upper limit of the C content is 0.50%, and a more preferred upper limit is 0.40%.
Ｓｉ：０．０５〜１．０％
Ｓｉは、鋼の脱酸に有効な元素である。脱酸効果を得るには、Ｓｉ含有量を０．０５％以上とする必要がある。一方、Ｓｉ含有量が１．０％を超えると、軟質相であるフェライト相の析出を促進して、靱性等の機械的特性を低下させる。このため、Ｓｉの含有量は０．０５〜１．０％とする。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．１０％であり、より好ましい下限は０．１５％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．８０％であり、より好ましい上限は０．６０％である。
Si: 0.05 to 1.0%
Si is an element effective for deoxidizing steel. To obtain a deoxidizing effect, the Si content needs to be 0.05% or more. On the other hand, when the Si content exceeds 1.0%, the precipitation of a ferrite phase, which is a soft phase, is promoted, and mechanical properties such as toughness are reduced. For this reason, the content of Si is set to 0.05 to 1.0%. A preferred lower limit of the Si content is 0.10%, and a more preferred lower limit is 0.15%. A preferred upper limit of the Si content is 0.80%, and a more preferred upper limit is 0.60%.
Ｍｎ：０．３５〜３．０％
Ｍｎは、鋼の焼入れ性を向上させるのに有効な元素である。この効果を得るには、少なくとも０．３５％のＭｎを含有させる必要がある。一方、３．０％を超えてＭｎを含有させてもその効果は飽和する。このため、Ｍｎの含有量は０．３５〜３．０％とする。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．４０％であり、より好ましい下限は０．５０％である。Ｍｎ含有量の好ましい上限は２．０％であり、より好ましい上限は１．５％である。
Mn: 0.35 to 3.0%
Mn is an element effective for improving the hardenability of steel. To obtain this effect, it is necessary to contain at least 0.35% of Mn. On the other hand, even if Mn is contained in excess of 3.0%, the effect is saturated. For this reason, the content of Mn is set to 0.35 to 3.0%. A preferred lower limit of the Mn content is 0.40%, and a more preferred lower limit is 0.50%. A preferred upper limit of the Mn content is 2.0%, and a more preferred upper limit is 1.5%.
Ｐ：０．０２５％以下
Ｐは、結晶粒界に偏析し、靱性および耐水素ガス脆化特性を低下させる。このため、Ｐ含有量は０．０２５％以下に制限する必要がある。Ｐ含有量はできるだけ少ないことが望ましい。
P: not more than 0.025% P segregates at the crystal grain boundaries and lowers toughness and hydrogen gas embrittlement resistance. For this reason, the P content needs to be limited to 0.025% or less. It is desirable that the P content be as small as possible.
Ｓ：０．０１％以下
ＳもＰと同様に粒界に偏析し、靱性および耐水素ガス脆化特性を低下させる。さらに、Ｓは、硫化物系介在物を生成し、高圧水素ガス環境における疲労寿命を低下させる。このため、Ｓ含有量は０．０１％以下とする必要がある。Ｓ含有量はできるだけ少ないことが好ましく、含有量の上限は望ましくは０．００５％、さらに望ましくは０．００３％である。
S: 0.01% or less S also segregates at the grain boundary similarly to P, and decreases toughness and hydrogen gas embrittlement resistance. Further, S generates sulfide-based inclusions and reduces the fatigue life in a high-pressure hydrogen gas environment. Therefore, the S content needs to be 0.01% or less. The S content is preferably as small as possible, and the upper limit of the content is desirably 0.005%, more desirably 0.003%.
Ａｌ：０．００５〜０．１０％
Ａｌは、鋼の脱酸に有効な元素である。その効果は、Ａｌの含有量が０．００５％未満では得られない。一方、０．１０％を超えてＡｌを含有させてもその効果は飽和する。このため、Ａｌの含有量は０．００５〜０．１０％とする。Ａｌ含有量の好ましい下限は０．０１％であり、より好ましい下限は０．０２％である。Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０７％であり、より好ましい上限は０．０５％である。なお、本発明のＡｌ含有量とは、酸可溶Ａｌ（「Ｓｏｌ．Ａｌ」）での含有量を指す。
Al: 0.005 to 0.10%
Al is an element effective for deoxidizing steel. The effect cannot be obtained if the Al content is less than 0.005%. On the other hand, even if the content of Al exceeds 0.10%, the effect is saturated. Therefore, the content of Al is set to 0.005 to 0.10%. A preferred lower limit of the Al content is 0.01%, and a more preferred lower limit is 0.02%. A preferred upper limit of the Al content is 0.07%, and a more preferred upper limit is 0.05%. The Al content in the present invention refers to the content in acid-soluble Al (“Sol. Al”).
Ｏ（酸素）：０．００５％以下
Ｏは、不純物として鋼中に存在し、含有量が０．００５％を超えると粗大な酸化物を形成して、靱性等の機械的特性および高圧水素ガス環境における疲労寿命を低下させる。このため、Ｏ含有量は０．００５％以下とする。Ｏ含有量はできるだけ少ないことが好ましく、含有量の上限は望ましくは０．００４％、さらに望ましくは０．００３％である。
O (oxygen): 0.005% or less O is present in steel as an impurity, and when its content exceeds 0.005%, forms a coarse oxide, mechanical properties such as toughness and high pressure hydrogen gas. Reduces fatigue life in the environment. Therefore, the O content is set to 0.005% or less. The O content is preferably as small as possible, and the upper limit of the content is preferably 0.004%, more preferably 0.003%.
Ｎ（窒素）：０．００８％以下
Ｎは不純物として鋼中に存在し、含有量が０．００８％を超えると粗大な窒化物を形成して、靱性等の機械的特性および高圧水素ガス環境における疲労寿命を低下させる。このため、Ｎ含有量は０．００８％以下とする。Ｎ含有量はできるだけ低い方が好ましく、含有量の上限は望ましくは０．００６％、さらに望ましくは０．００５％である。
N (nitrogen): 0.008% or less N is present in steel as an impurity, and when the content exceeds 0.008%, coarse nitrides are formed, and mechanical properties such as toughness and high-pressure hydrogen gas environment Decrease the fatigue life. Therefore, the N content is set to 0.008% or less. The N content is preferably as low as possible, and the upper limit of the content is preferably 0.006%, and more preferably 0.005%.
Ｃｒ：０〜５．０％
Ｃｒは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比（換言すれば、疲労限度）を向上させる作用を有する。また、Ｃｒは、鋼の焼入れ性を向上させる作用も有する。このため、必要に応じてＣｒを含有させてもよい。しかし、５．０％を超える量のＣｒを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＣｒ含有量の上限を５．０％とする。Ｃｒ含有量の上限は、３．０％であることが好ましく、１．２％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｃｒ含有量の下限は、０．１％であることが好ましく、０．３％であることがさらに好ましい。
Cr: 0 to 5.0%
Cr has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio (in other words, fatigue limit) in high-pressure hydrogen gas. Further, Cr also has an effect of improving the hardenability of steel. Therefore, Cr may be contained as necessary. However, even if Cr is contained in an amount exceeding 5.0%, the above-described effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Cr content when it is contained is set to 5.0%. The upper limit of the Cr content is preferably 3.0%, and more preferably 1.2%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Cr content is preferably 0.1%, and more preferably 0.3%.
Ｍｏ：０〜１．５％
Ｍｏは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。また、Ｍｏは、鋼の焼入れ性を向上させる作用も有する。このため、必要に応じてＭｏを含有させてもよい。しかし、１．５％を超える量のＭｏを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＭｏ含有量の上限を１．５％とする。Ｍｏ含有量の上限は、１．０％であることが好ましく、０．８％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｍｏ含有量の下限は、０．１％であることが好ましく、０．２％であることがさらに好ましい。
Mo: 0 to 1.5%
Mo has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. Mo also has the effect of improving the hardenability of steel. For this reason, Mo may be contained as needed. However, even if Mo is contained in an amount exceeding 1.5%, the above effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, when Mo is contained, the upper limit of the Mo content is set to 1.5%. The upper limit of the Mo content is preferably 1.0%, and more preferably 0.8%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Mo content is preferably 0.1%, and more preferably 0.2%.
Ｖ：０〜１．０％
Ｖは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。また、Ｖは、鋼の焼入れ性を向上させる作用も有する。このため、必要に応じてＶを含有させてもよい。しかし、１．０％を超える量のＶを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＶ含有量の上限を１．０％とする。Ｖ含有量の上限は、０．７％であることが好ましく、０．５％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｖ含有量の下限は、０．０１％であることが好ましく、０．０３％であることがさらに好ましい。
V: 0 to 1.0%
V has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making the crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. V also has the effect of improving the hardenability of steel. Therefore, V may be contained as necessary. However, even if V is contained in an amount exceeding 1.0%, the above effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the V content when it is contained is set to 1.0%. The upper limit of the V content is preferably 0.7%, and more preferably 0.5%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the V content is preferably 0.01%, and more preferably 0.03%.
Ｗ：０〜３．０％
Ｗは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。また、Ｗは、鋼の焼入れ性を向上させる作用も有する。このため、必要に応じてＷを含有させてもよい。しかし、３．０％を超える量のＶを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＷ含有量の上限を３．０％とする。Ｗ含有量の上限は、２．０％であることが好ましく、１．５％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｗ含有量の下限は、０．０１％であることが好ましく、０．１％であることがさらに好ましい。
W: 0-3.0%
W has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. W also has the effect of improving the hardenability of steel. For this reason, W may be contained as needed. However, even if V is contained in an amount exceeding 3.0%, the above effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the W content when it is contained is set to 3.0%. The upper limit of the W content is preferably 2.0%, and more preferably 1.5%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the W content is preferably 0.01%, and more preferably 0.1%.
上記のＣｒ、Ｍｏ、ＶおよびＷから選ばれる２種以上を複合して含有させる場合の合計量は、５．０％以下であることが好ましい。 When two or more selected from the above-mentioned Cr, Mo, V and W are combined and contained, the total amount is preferably 5.0% or less.
Ｎｂ：０〜０．１％
Ｎｂは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。このため、必要に応じてＮｂを含有させてもよい。しかし、０．１％を超える量のＮｂを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＮｂ含有量の上限を０．１％とする。Ｎｂ含有量の上限は、０．０８％であることが好ましく、０．０５％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｎｂ含有量の下限は、０．００１％であることが好ましく、０．００５％であることがさらに好ましい。
Nb: 0 to 0.1%
Nb has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. Therefore, Nb may be contained as needed. However, even if Nb is contained in an amount exceeding 0.1%, the above-described effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Nb content when it is contained is set to 0.1%. The upper limit of the Nb content is preferably 0.08%, and more preferably 0.05%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Nb content is preferably 0.001%, and more preferably 0.005%.
Ｔｉ：０〜０．１％
Ｔｉは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。このため、必要に応じてＴｉを含有させてもよい。しかし、０．１％を超える量のＴｉを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＴｉ含有量の上限を０．１％とする。Ｔｉ含有量の上限は、０．０５％であることが好ましく、０．０２％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｔｉ含有量の下限は、０．００１％であることが好ましく、０．００５％であることがさらに好ましい。
Ti: 0 to 0.1%
Ti has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. For this reason, you may make it contain Ti as needed. However, even if Ti is contained in an amount exceeding 0.1%, the above effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Ti content when it is contained is 0.1%. The upper limit of the Ti content is preferably 0.05%, more preferably 0.02%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Ti content is preferably 0.001%, and more preferably 0.005%.
Ｚｒ：０〜０．２％
Ｚｒは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。このため、必要に応じてＺｒを含有させてもよい。しかし、０．２％を超える量のＺｒを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＺｒ含有量の上限を０．２％とする。Ｚｒ含有量の上限は、０．１％であることが好ましく、０．０４％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｚｒ含有量の下限は、０．００１％であることが好ましく、０．０１％であることがさらに好ましい。
Zr: 0 to 0.2%
Zr has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. Therefore, Zr may be contained as necessary. However, even if Zr is contained in an amount exceeding 0.2%, the above-described effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Zr content when it is contained is set to 0.2%. The upper limit of the Zr content is preferably 0.1%, and more preferably 0.04%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the Zr content is preferably 0.001%, more preferably 0.01%.
Ｈｆ：０〜０．２％
Ｈｆは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。このため、必要に応じてＨｆを含有させてもよい。しかし、０．２％を超える量のＨｆを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＨｆ含有量の上限を０．２％とする。Ｈｆ含有量の上限は、０．１％であることが好ましく、０．０５％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｈｆ含有量の下限は、０．００１％であることが好ましく、０．００５％であることがさらに好ましい。
Hf: 0 to 0.2%
Hf has the effect of promoting the formation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. For this reason, Hf may be contained as needed. However, even if Hf is contained in an amount exceeding 0.2%, the above-described effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Hf content when it is contained is set to 0.2%. The upper limit of the Hf content is preferably 0.1%, and more preferably 0.05%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the Hf content is preferably 0.001%, and more preferably 0.005%.
Ｔａ：０〜０．２％
Ｔａは、炭窒化物の生成を促進して結晶粒を微細化させ、高圧水素ガス中の耐久比を向上させる作用を有する。このため、必要に応じてＴａを含有させてもよい。しかし、０．２％を超える量のＴａを含有させても上記の効果が飽和して材料コストの上昇を招く。従って、含有させる場合のＴａ含有量の上限を０．２％とする。Ｔａ含有量の上限は、０．１％であることが好ましく、０．０５％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｔａ含有量の下限は、０．００１％であることが好ましく、０．００５％であることがさらに好ましい。
Ta: 0 to 0.2%
Ta has an effect of accelerating the generation of carbonitrides, making crystal grains finer, and improving the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. For this reason, Ta may be contained as needed. However, even if Ta is contained in an amount exceeding 0.2%, the above-described effect is saturated and the material cost is increased. Therefore, the upper limit of the Ta content when it is contained is set to 0.2%. The upper limit of the Ta content is preferably 0.1%, more preferably 0.05%. In order to stably obtain the above-mentioned effects, the lower limit of the Ta content is preferably 0.001%, and more preferably 0.005%.
上記のＮｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、ＨｆおよびＴａから選ばれる２種以上を複合して含有させる場合の合計量は、０．２％以下であることが好ましい。 When two or more selected from Nb, Ti, Zr, Hf and Ta are combined and contained, the total amount is preferably 0.2% or less.
Ｎｉ：０〜５．０％
Ｎｉは、鋼の焼入れ性を向上させる元素である。このため、必要に応じてＮｉを含有させてもよい。しかし、Ｎｉの含有量が５．０％を超えると、製造コストが大きく嵩む。このため、含有させる場合のＮｉ含有量の上限を５．０％とする。Ｎｉ含有量の上限は、３．０％であることが好ましく、１．０％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｎｉ含有量の下限は、０．１％であることが好ましく、０．３％であることがさらに好ましい。
Ni: 0 to 5.0%
Ni is an element that improves the hardenability of steel. For this reason, Ni may be contained as needed. However, if the content of Ni exceeds 5.0%, the production cost increases greatly. For this reason, the upper limit of the Ni content when it is contained is 5.0%. The upper limit of the Ni content is preferably 3.0%, and more preferably 1.0%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Ni content is preferably 0.1%, and more preferably 0.3%.
Ｃｕ：０〜３．０％
Ｃｕは、鋼の焼入れ性を向上させる元素である。このため、必要に応じてＣｕを含有させてもよい。しかし、Ｃｕの含有量が３．０％を超えると、製熱間加工性が低下する。このため、含有させる場合のＣｕ含有量の上限を３．０％とする。Ｃｕ含有量の上限は、２．０％であることが好ましく、１．０％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｃｕ含有量の下限は、０．１％であることが好ましく、０．３％であることがさらに好ましい。
Cu: 0 to 3.0%
Cu is an element that improves the hardenability of steel. Therefore, Cu may be contained as necessary. However, when the Cu content exceeds 3.0%, the hot workability decreases. Therefore, the upper limit of the Cu content when it is contained is set to 3.0%. The upper limit of the Cu content is preferably 2.0%, and more preferably 1.0%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Cu content is preferably 0.1%, and more preferably 0.3%.
Ｃｏ：０〜３．０％
Ｃｏは、鋼の焼入れ性を向上させる元素である。このため、必要に応じてＣｏを含有させてもよい。しかし、Ｃｏの含有量が３．０％を超えると、製造コストが大きく嵩む。このため、含有させる場合のＣｏ含有量の上限を３．０％とする。Ｃｏ含有量の上限は、２．０％であることが好ましく、１．０％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｃｏ含有量の下限は、０．１％であることが好ましく、０．３％であることがさらに好ましい。
Co: 0 to 3.0%
Co is an element that improves the hardenability of steel. For this reason, you may make it contain Co as needed. However, when the Co content exceeds 3.0%, the production cost increases greatly. Therefore, the upper limit of the Co content when it is contained is set to 3.0%. The upper limit of the Co content is preferably 2.0%, and more preferably 1.0%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the Co content is preferably 0.1%, and more preferably 0.3%.
上記のＮｉ、ＣｕおよびＣｏから選ばれる２種以上を複合して含有させる場合の合計量は、５．０％以下であることが好ましい。 When two or more selected from the above Ni, Cu and Co are combined and contained, the total amount is preferably 5.0% or less.
Ｂ：０〜０．０１％
Ｂは、微量の含有で鋼の焼入れ性を高め、マルテンサイト率を高めて大気中および水素中の耐久比を向上させるのに有効な元素である。このため、必要に応じてＢを含有させてもよい。しかし、０．０１％を超える量のＢを含有させても上記の効果が飽和する。従って、含有させる場合のＢ含有量の上限を０．０１％とする。Ｂ含有量の上限は、０．００５％であることが好ましく、０．００３％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｂ含有量の下限は、０．０００３％であることが好ましく、０．０００５％であることがさらに好ましい。
B: 0 to 0.01%
B is an element effective for enhancing the hardenability of steel and increasing the martensite ratio to improve the durability ratio in air and hydrogen by containing a small amount of B. Therefore, B may be contained as necessary. However, even if B is contained in an amount exceeding 0.01%, the above effect is saturated. Therefore, when B is contained, the upper limit of the B content is set to 0.01%. The upper limit of the B content is preferably 0.005%, and more preferably 0.003%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the B content is preferably 0.0003%, and more preferably 0.0005%.
Ｃａ：０〜０．０１％
Ｃａは、鋼中のＳと結合して硫化物を形成し、介在物の形状を改善して靱性等の機械的特性を向上させる効果を有する。このため、必要に応じてＣａを含有させてもよい。しかし、Ｃａを０．０１％を超えて含有させてもこうした効果が飽和する。このため、含有させる場合のＣａ含有量の上限を０．０１％とする。Ｃａ含有量の上限は、０．００５％であることが好ましく、０．００３％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｃａ含有量の下限は、０．０００１％であることが好ましく、０．０００３％であることがさらに好ましい。
Ca: 0 to 0.01%
Ca combines with S in steel to form sulfides, and has the effect of improving the shape of inclusions and improving mechanical properties such as toughness. For this reason, Ca may be contained as necessary. However, even if Ca is contained in an amount exceeding 0.01%, such an effect is saturated. For this reason, the upper limit of the Ca content when it is contained is set to 0.01%. The upper limit of the Ca content is preferably 0.005%, more preferably 0.003%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the Ca content is preferably 0.0001%, and more preferably 0.0003%.
Ｍｇ：０〜０．０１％
Ｍｇは、鋼中のＳと結合して硫化物を形成し、介在物の形状を改善して靱性等の機械的特性を向上させる効果を有する。このため、必要に応じてＭｇを含有させてもよい。しかし、Ｍｇを０．０１％を超えて含有させてもこうした効果が飽和する。このため、含有させる場合のＭｇ含有量の上限を０．０１％とする。Ｍｇ含有量の上限は、０．００５％であることが好ましく、０．００３％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、Ｍｇ含有量の下限は、０．０００１％であることが好ましく、０．０００３％であることがさらに好ましい。
Mg: 0 to 0.01%
Mg combines with S in steel to form a sulfide, and has the effect of improving the shape of inclusions and improving mechanical properties such as toughness. Therefore, Mg may be contained as necessary. However, even if Mg is contained in an amount exceeding 0.01%, such an effect is saturated. For this reason, the upper limit of the Mg content when it is contained is set to 0.01%. The upper limit of the Mg content is preferably 0.005%, more preferably 0.003%. In order to stably obtain the above-described effects, the lower limit of the Mg content is preferably 0.0001%, and more preferably 0.0003%.
ＲＥＭ：０〜０．５０％
ＲＥＭは、鋼中のＳと結合して硫化物を形成し、介在物の形状を改善して靱性等の機械的特性を向上させる効果を有する。このため、必要に応じてＲＥＭを含有させてもよい。しかし、ＲＥＭを０．５０％を超えて含有させてもこうした効果が飽和する。このため、含有させる場合のＲＥＭ含有量の上限を０．５０％とする。ＲＥＭ含有量の上限は、０．４０％であることが好ましく、０．３０％であることがさらに好ましい。なお、前記の効果を安定して得るためには、ＲＥＭ含有量の下限は、０．０００１％であることが好ましく、０．０００５％であることがさらに好ましい。
REM: 0-0.50%
REM combines with S in steel to form sulfides and has the effect of improving the shape of inclusions and improving mechanical properties such as toughness. For this reason, REM may be contained as needed. However, even if REM is contained in excess of 0.50%, such an effect is saturated. For this reason, the upper limit of the REM content when it is contained is set to 0.50%. The upper limit of the REM content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%. In order to stably obtain the above effects, the lower limit of the REM content is preferably 0.0001%, more preferably 0.0005%.
本発明において「ＲＥＭ」とは、Ｓｃ、Ｙ、およびランタノイドの合計１７元素を指し、「ＲＥＭの含有量」とは、ＲＥＭが１種の場合はその含有量、２種以上の場合はそれらの合計含有量を指す。また、ＲＥＭは一般的には複数種のＲＥＭの合金であるミッシュメタルとしても供給されている。このため、個別の元素を１種または２種以上添加してＲＥＭの量が上記の範囲となるように含有させてもよいし、例えば、ミッシュメタルの形で添加して、ＲＥＭの量が上記の範囲となるように含有させてもよい。 In the present invention, “REM” refers to a total of 17 elements of Sc, Y, and lanthanoid, and “REM content” means the content of REM when one kind is used, and the content when two or more kinds are used. Refers to the total content. REM is also generally supplied as misch metal, which is an alloy of a plurality of types of REM. For this reason, one or two or more individual elements may be added so that the amount of REM is within the above range, or, for example, by adding in the form of misch metal, the amount of May be contained.
上記のＣａ、ＭｇおよびＲＥＭから選ばれる２種以上を複合して含有させる場合の合計量は、０．５０％以下であることが好ましい。 When two or more kinds selected from the above Ca, Mg and REM are combined and contained, the total amount is preferably 0.50% or less.
本発明に係る高圧水素用低合金鋼材、高圧水素用低合金鋼管および高圧水素用容器は、上述の各元素と、残部がＦｅおよび不純物である、化学組成を有する。 The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen, the low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen, and the container for high-pressure hydrogen according to the present invention have a chemical composition in which the above-described elements and the balance are Fe and impurities.
ここで「不純物」とは、鉄鋼材料を工業的に製造する際に、鉱石、スクラップ等の原料、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。 Here, “impurities” are components that are mixed in due to various factors in the ore, scrap and other raw materials and the production process when industrially producing a steel material, and are allowable as long as they do not adversely affect the present invention. Means what is done.
２．介在物：
高圧水素ガス中の疲労寿命には、非金属介在物、なかでも硫化物系介在物および酸化物系介在物が強く影響する。特に、耐久比以下の応力条件で、粒径が２０μｍ以上である硫化物系介在物および酸化物系介在物は、疲労破壊の起点として作用し、高圧水素ガス環境における疲労寿命の大きな低下の原因となる。しかし、粒径が２０μｍ以上の粗大な硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が、断面観察で１０個／１００ｍｍ2以下であれば、疲労寿命のイレギュラーな低下が生じない。このため、本発明に係る高圧水素用低合金鋼材、高圧水素用低合金鋼管および高圧水素用容器は、粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数を断面観察で１０個／１００ｍｍ2以下とする。粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数は断面観察で、８個／１００ｍｍ2以下であることが好ましく、５個／１００ｍｍ2以下であればより好ましい。
2. Inclusions:
Nonmetallic inclusions, especially sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions, strongly influence the fatigue life in high-pressure hydrogen gas. In particular, sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more under stress conditions of not more than the durability ratio act as starting points of fatigue fracture and cause a significant reduction in fatigue life in a high-pressure hydrogen gas environment. Becomes However, if the total number of coarse sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more is 10/100 mm 2 or less in cross-sectional observation, irregular reduction in fatigue life does not occur. For this reason, the low-alloy steel material for high-pressure hydrogen, the low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen, and the container for high-pressure hydrogen according to the present invention are obtained by observing the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more by cross-sectional observation. 10 pieces / 100 mm 2 or less. The total number of sulfides or particle size 20μm-based inclusions and oxide inclusions in the cross-section observation, preferably 8 / 100mm 2 or less, more preferably not more than 5 pieces / 100mm 2 or less.
なお、上記の「硫化物系介在物」および「酸化物系介在物」とは、硫化物系の単独介在物および酸化物系の単独介在物だけではなく、硫化物系と酸化物系の複合介在物も含む。さらに、上記介在物の「粒径」とは、各介在物の最長となる寸法を長径ａ（μｍ）、その長径に対して垂直な方向を幅とし、その幅の最長値を短径ｂ（μｍ）とした場合に、（ａ×ｂ）0.5の値を指す。 The above-mentioned “sulfide-based inclusions” and “oxide-based inclusions” include not only sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions, but also sulfide-oxide inclusions. Includes inclusions. Further, the “particle size” of the inclusions means that the longest dimension of each inclusion is the major axis a (μm), the direction perpendicular to the major axis is the width, and the maximum value of the width is the minor axis b ( μm) indicates a value of (a × b) 0.5 .
上記粒径が２０μｍ以上である介在物の個数条件は、疲労破壊が問題となる高応力が負荷される部位で満足すれば良いが、より安全側で評価をする場合は、介在物が粗大化し易い、インゴットまたは連続鋳造された鋳片の、最終凝固位置に対応する部位（例えば、厚板素材の板厚の中央部、継目無鋼管の内面近傍等）で介在物の計測を行えば良い。一方、上記介在物個数を過度に低減することは製鋼コストの上昇につながる。よって、製鋼コストの上昇を抑えるため、粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数は、断面観察で３個／１００ｍｍ2以上であっても良い。 The number condition of the inclusions having the particle size of 20 μm or more may be satisfied at a portion where high stress is applied where fatigue fracture is a problem. However, when a more secure evaluation is performed, the inclusions become coarse. The inclusion may be measured at a portion corresponding to the final solidification position of an ingot or a continuously cast slab (for example, a central portion of the thickness of a thick plate material, near the inner surface of a seamless steel pipe, or the like). On the other hand, excessively reducing the number of inclusions leads to an increase in steelmaking costs. Therefore, in order to suppress an increase in steelmaking cost, the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more may be 3/100 mm 2 or more in cross-sectional observation.
粗大な硫化物系介在物および酸化物系介在物の低減には、Ｓの含有量およびＯの含有量を低減することが有効である。さらに、溶鋼の冷却過程でこれらの介在物は凝集・粗大化するため、溶鋼の冷却速度を速くすることも有効である。望ましくは、１５００〜１０００℃の温度域における平均冷却速度を５０℃／分以上とするのが良い。また、これ以外にも製鋼時に粗大介在物を浮揚除去する種々の製鋼方法、例えば、タンディッシュヒーター等の活用も有効である。 In order to reduce coarse sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions, it is effective to reduce the content of S and the content of O. Furthermore, since these inclusions aggregate and coarsen in the process of cooling the molten steel, it is effective to increase the cooling rate of the molten steel. Desirably, the average cooling rate in the temperature range of 1500 to 1000 ° C. is 50 ° C./min or more. In addition to this, it is also effective to use various steelmaking methods for lifting and removing coarse inclusions during steelmaking, for example, using a tundish heater.
硫化物系介在物および酸化物系介在物の同定には、光学顕微鏡で観察された粒径２０μｍ以上の非金属介在物を走査型電子顕微鏡（以下、「ＳＥＭ」という。）観察時に、付属するエネルギー分散型Ｘ線分析装置にて、軽元素（Ｓ、Ｏ、Ｎ、ＢおよびＣ）以外のＦｅを含む各金属元素の含有量（質量比）を求めれば良い。本発明では、Ｍｎ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭを合計で８０質量％以上含有する介在物を硫化物系介在物または酸化物系介在物と同定した。 The identification of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions is accompanied by non-metallic inclusions having a particle size of 20 μm or more observed with an optical microscope when observed with a scanning electron microscope (hereinafter referred to as “SEM”). The content (mass ratio) of each metal element including Fe other than the light elements (S, O, N, B and C) may be determined by an energy dispersive X-ray analyzer. In the present invention, inclusions containing Mn, Al, Si, Ca, Mg and REM in total of 80% by mass or more were identified as sulfide-based inclusions or oxide-based inclusions.
３．旧オーステナイト結晶粒：
高圧水素ガス中の耐久比（σW／σB）の向上、換言すれば、疲労限度（σW）の向上には、鋼材の結晶粒度が影響する。０．５以上の高い耐久比を確保して、より高応力の条件で部材を使用するために、本発明に係る高圧水素用低合金鋼材、高圧水素用低合金鋼管および高圧水素用容器は、旧オーステナイト結晶粒のＡＳＴＭ粒度番号が９．０番以上であることが望ましい。なお、工業的な製造工程では該粒度番号の上限は１２．０程度である。
3. Old austenite grains:
The grain size of the steel material affects the improvement of the durability ratio (σ W / σ B ) in high-pressure hydrogen gas, in other words, the improvement of the fatigue limit (σ W ). In order to ensure a high durability ratio of 0.5 or more, and to use the member under conditions of higher stress, the low-alloy steel material for high-pressure hydrogen, the low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen, and the container for high-pressure hydrogen according to the present invention are: It is desirable that the prior-austenite crystal grains have an ASTM grain size number of 9.0 or more. In an industrial production process, the upper limit of the particle size number is about 12.0.
ＡＳＴＭ粒度番号は、鋼材から採取した試料を樹脂に埋めて断面を鏡面研磨した後、例えば、界面活性剤を添加したピクリン酸飽和水溶液によって腐食（エッチング）し、光学顕微鏡によって観察することにより測定することができる。なお、電子線後方散乱回折法（Electron Back Scatter Diffraction、ＥＢＳＤ）を用いて得られた、マルテンサイト組織の結晶方位図から、マルテンサイト変態前の旧オーステナイト粒の結晶方位をマルテンサイト変態時にマルテンサイトとオーステナイトが持つ特定の結晶方位関係（例えば、Ｋｕｒｄｊｕｍｏｖ−Ｓａｃｈｓの関係）を用いて再構築することで、旧オーステナイト結晶粒のＡＳＴＭ粒度番号を求めることもできる。 The ASTM particle size number is measured by embedding a sample collected from a steel material in a resin, polishing the cross section of the sample to a mirror surface, then corroding (etching) with a saturated aqueous solution of picric acid containing a surfactant, and observing the sample with an optical microscope. be able to. From the crystal orientation diagram of the martensite structure obtained by using the electron backscatter diffraction (EBSD), the crystal orientation of the prior austenite grains before martensite transformation was determined during martensite transformation. By reconstructing by using the specific crystal orientation relation (for example, Kurdjumov-Sachs relation) of the austenite, the ASTM grain number of the old austenite crystal grain can also be obtained.
高圧水素ガス中の耐久比には、基地組織の均質性も強く影響する。０．５以上の高い耐久比を確保するには、鋼材の組織が焼戻しマルテンサイト相が主体の組織からなることが望ましい。焼戻し後の組織からマルテンサイト率を測定することは難しいが、マルテンサイト率は焼入れままの鋼材の硬さに反映される。高圧水素ガス環境における耐久比を低下させないためのマルテンサイト率は８０％以上であり、これを確保するためには、焼入れままの硬さが、ロックウェルＣスケール硬さ（以下、「ＨＲＣ」という。）で「５０Ｃ＋２６（ただし、「Ｃ」はＣの鋼中含有量（質量％）を表す。）」以上であることが望ましい。 The endurance ratio in high-pressure hydrogen gas is also strongly affected by the homogeneity of the matrix. In order to secure a high durability ratio of 0.5 or more, it is desirable that the structure of the steel material be a structure mainly composed of a tempered martensite phase. Although it is difficult to measure the martensite ratio from the structure after tempering, the martensite ratio is reflected in the hardness of the as-quenched steel material. The martensite ratio in order not to lower the durability ratio in a high-pressure hydrogen gas environment is 80% or more, and in order to secure this, the hardness as-quenched is determined by the Rockwell C scale hardness (hereinafter referred to as “HRC”). ) Is more than “50C + 26 (where“ C ”represents the content of C in steel (% by mass))” or more.
４．引張強さ：
本発明の高圧水素用容器は、引張強さが８５０ＭＰａ以上である。この引張強さであれば、７０ＭＰａ級の高圧水素用容器として安定して用いることができる。なお、上記引張強さの上限は十分な耐水素ガス脆化特性を確保する観点から１０００ＭＰａ程度である。
4. Tensile strength:
The high-pressure hydrogen container of the present invention has a tensile strength of 850 MPa or more. With this tensile strength, it can be stably used as a 70 MPa class high-pressure hydrogen container. The upper limit of the tensile strength is about 1000 MPa from the viewpoint of securing sufficient hydrogen gas embrittlement resistance.
５．製造方法：
本発明の高圧水素用容器は、例えば、以下の方法により製造することができるが、この方法には限定されない。
5. Production method:
The container for high-pressure hydrogen of the present invention can be produced, for example, by the following method, but is not limited to this method.
上記で説明した化学組成を有する低合金鋼を、溶製した後、鋳造によりインゴットまたは鋳片とする。継目無鋼管を製造する場合には、いわゆる「ラウンドＣＣ」法によって、製管用の円形ビレット形状を有する鋳片にしてもよい。なお、粗大な硫化物系介在物および酸化物系介在物の低減のために、溶鋼の１５００〜１０００℃の温度域における平均冷却速度を５０℃／分以上とするのが良い。また、製鋼時に粗大介在物を浮揚除去する種々の製鋼方法、例えば、タンディッシュヒーター等を活用することも有効である。 The low alloy steel having the chemical composition described above is melted and then cast into an ingot or a slab. When producing a seamless steel pipe, a cast piece having a circular billet shape for pipe production may be formed by a so-called “round CC” method. In order to reduce coarse sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions, the average cooling rate of the molten steel in a temperature range of 1500 to 1000 ° C is preferably 50 ° C / min or more. It is also effective to utilize various steelmaking methods for floating and removing coarse inclusions during steelmaking, such as a tundish heater.
次の工程として、鋳造されたインゴットまたは鋳片に、分塊圧延、熱間圧延、熱間押出、熱間鍛造等の熱間加工を施して厚板、継目無鋼管等を製造し、これらを素材に用いて所定の高圧水素用容器形状に成形加工する。 As the next step, the cast ingot or slab is subjected to hot working such as slab rolling, hot rolling, hot extrusion, hot forging, etc. to produce a thick plate, a seamless steel pipe, etc. The material is formed into a predetermined high-pressure hydrogen container shape.
上記の成形加工後、焼入れ−焼戻し処理を行う。望ましい焼入れの加熱温度は８８０〜９５０℃である。焼入れの加熱温度が８８０℃未満では、焼入れが不十分となり、マルテンサイト率が低下して、高圧水素ガス中の耐久比が低下することがある。焼入れの加熱温度が９５０℃を超えると、旧オーステナイト結晶粒が粗大化してＡＳＴＭ粒度番号９．０を下回って、高圧水素ガス中の耐久比が低下することがある。なお、上記温度域での保持時間は、高圧水素用容器のサイズや形状にもよるが、５〜９０分とすることが好ましく、１５〜６０分とすることがより好ましい。 After the above forming process, a quenching-tempering process is performed. Desirable heating temperature for quenching is 880 to 950 ° C. If the heating temperature for quenching is lower than 880 ° C., quenching becomes insufficient, the martensite ratio decreases, and the durability ratio in high-pressure hydrogen gas may decrease. If the quenching heating temperature exceeds 950 ° C., the austenite crystal grains may become coarse and fall below the ASTM particle size number of 9.0, lowering the durability ratio in high-pressure hydrogen gas. The holding time in the above temperature range depends on the size and shape of the high-pressure hydrogen container, but is preferably 5 to 90 minutes, and more preferably 15 to 60 minutes.
上記の加熱・保持後の焼入れは、８０％以上のマルテンサイト率を確保するために、例えば、水焼入れ、油焼入れ等によって、８００〜５００℃の温度域における平均冷却速度が２℃／秒以上となるように行うことが望ましい。なお、冷却設備には、浸漬設備、ミスト冷却設備、シャワー冷却設備等、適宜の設備を用いれば良い。焼入れ時の冷却速度は、高圧水素用容器形状にした成形加工材の最も冷却が遅い部位（両面焼入れの場合には板厚や肉厚の中央部、片面焼入れの場合には焼入れ側と反対面の表面）にＫタイプシース熱電対を取り付け、実測した温度履歴から算出すれば良い。 The above-mentioned quenching after heating and holding is performed by, for example, water quenching, oil quenching, or the like, so that the average cooling rate in the temperature range of 800 to 500 ° C is 2 ° C / sec or more in order to secure a martensite ratio of 80% or more. It is desirable to perform so that Note that as the cooling equipment, appropriate equipment such as an immersion equipment, a mist cooling equipment, and a shower cooling equipment may be used. The cooling rate during quenching is the slowest cooling rate of the molded material in the shape of a high-pressure hydrogen container (in the case of double-sided quenching, the central part of the plate thickness or wall thickness; It is sufficient to attach a K-type sheath thermocouple to the surface) and calculate from the actually measured temperature history.
焼入れに次いで焼戻し処理を行うが、その温度はＡｃ1点未満とし、かつ、８５０ＭＰａ以上の引張強さが得られる極力高い温度であることが望ましい。焼戻し処理の時間は特に限定されないが、容器全体を均質に熱処理する観点から、１０〜１２０分とすることが望ましい。 After the quenching, a tempering treatment is performed. The temperature is desirably set to a temperature lower than the Ac 1 point and as high as possible to obtain a tensile strength of 850 MPa or more. The time for the tempering treatment is not particularly limited, but is preferably 10 to 120 minutes from the viewpoint of uniformly heat treating the entire container.
以下、実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。 Hereinafter, the present invention will be described more specifically with reference to Examples, but the present invention is not limited to these Examples.
表１に示す化学組成を有する低合金鋼Ａ〜Ｕをそれぞれ、１．５〜３トン溶製した後、鋳造によりインゴットとした。なお、鋼Ａ〜Ｓでは、溶製後の１５００〜１０００℃の温度域における平均冷却速度は、全て５０℃／分以上であった。鋼Ｔと鋼Ｕについては、溶製後に保温処置を行って冷却速度を意図的に小さくしたので、１５００〜１０００℃の温度域における平均冷却速度は、ともに２０℃／分であった。 After ingoting 1.5 to 3 tons of low alloy steels A to U having the chemical compositions shown in Table 1, each was ingot by casting. In addition, in the steels A to S, the average cooling rate in the temperature range of 1500 to 1000 ° C after smelting was all 50 ° C / min or more. For steel T and steel U, the cooling rate was intentionally reduced by performing a heat retaining treatment after melting, so that the average cooling rate in the temperature range of 1500 to 1000 ° C was 20 ° C / min.
表１における鋼Ａ〜Ｑ、鋼Ｔおよび鋼Ｕは、化学組成が本発明で規定する範囲内にある鋼である。一方、鋼Ｒおよび鋼Ｓは、化学組成が本発明で規定する条件から外れた鋼である。表１中には各鋼について、下記の式で表されるＡｃ1点の計算値も併記した。なお、式中の各元素記号は、それぞれの元素の含有量（質量％）を示す。
Ａｃ1（℃）＝７５１−１６．３Ｃ＋３４．９Ｓｉ−２７．５Ｍｎ−５．５Ｃｕ−１５．９Ｎｉ＋１２．７Ｃｒ＋３．４Ｍｏ
Steels A to Q, steel T, and steel U in Table 1 are steels whose chemical compositions are within the range specified in the present invention. On the other hand, steel R and steel S are steels whose chemical compositions deviate from the conditions specified in the present invention. In Table 1, the calculated value of the Ac 1 point represented by the following equation is also shown for each steel. In addition, each element symbol in a formula shows content (mass%) of each element.
Ac 1 (℃) = 751-16.3C + 34.9Si-27.5Mn-5.5Cu-15.9Ni + 12.7Cr + 3.4Mo
上記の各インゴットに熱間鍛造および熱間圧延を施して、厚さ８〜３０ｍｍの板材に仕上げた。 Each of the above-mentioned ingots was subjected to hot forging and hot rolling to finish a plate material having a thickness of 8 to 30 mm.
次いで、表２に示す条件で、各厚さの板材を焼入れした。なお、焼入れは、焼入れ媒体とその攪拌条件を種々変えて行い、焼入れ時の冷却速度は、板厚中央部にＫタイプシース熱電対を挿入し計測した。 Next, under the conditions shown in Table 2, the plate members of each thickness were quenched. The quenching was performed by changing the quenching medium and the stirring conditions, and the cooling rate during quenching was measured by inserting a K-type sheath thermocouple at the center of the plate thickness.
各鋼について、焼入れままの各厚さの板材から、旧オーステナイト結晶粒のＡＳＴＭ粒度番号測定用試験片および板厚中心部のＨＲＣ測定用試験片を採取した。 For each steel, a test piece for measuring ASTM grain size number of old austenite crystal grains and a test piece for HRC measurement at the center of the sheet thickness were collected from the sheet material of each thickness as-quenched.
すなわち、焼入れままの板材の圧延方向に直角の方向から試験片を採取し、圧延方向に直角の断面が観察面になるように樹脂埋めし、鏡面研磨した後、界面活性剤を添加したピクリン酸飽和水溶液によって腐食（エッチング）し、光学顕微鏡観察して、旧オーステナイト結晶粒（以下、「旧オーステナイト粒」という。）のＡＳＴＭ粒度番号を測定した。 That is, a test piece was sampled from a direction perpendicular to the rolling direction of the as-quenched sheet material, filled with a resin so that the cross section perpendicular to the rolling direction was the observation surface, mirror-polished, and then added with picric acid to which a surfactant was added. The sample was corroded (etched) by a saturated aqueous solution, observed with an optical microscope, and the ASTM particle size number of the prior austenite crystal grains (hereinafter, referred to as “previous austenite grains”) was measured.
また、焼入れままの板材から、各板厚まま×２０ｍｍ×２０ｍｍの寸法の試験片を採取し、板厚中心部のＨＲＣを測定し、マルテンサイト率が８０％以上となる指標である前述の「５０Ｃ＋２６」の値と比較した。 Further, from the as-quenched sheet material, a test piece having a size of 20 mm x 20 mm was collected from each sheet thickness, and the HRC at the center of the sheet thickness was measured. 50C + 26 ".
さらに、各鋼について、各厚さの焼入れままの残りの板材に、表２に示す条件で焼戻しを行い、介在物測定用試験片、引張試験片および疲労試験片を採取した。 Further, for each steel, the as-quenched remaining sheet material of each thickness was tempered under the conditions shown in Table 2, and a test piece for inclusion measurement, a tensile test piece, and a fatigue test piece were collected.
すなわち、各鋼について、焼戻し後の板材の板厚中心部から、１０ｍｍ×１０ｍｍ×１０ｍｍの寸法の介在物測定用の試験片を採取し、板の圧延方向に対して長手方向となる面（いわゆる、「Ｌ断面」）が観察面になるように樹脂埋めし、鏡面研磨した後、光学顕微鏡観察して１０ｍｍ×１０ｍｍの面積（１００ｍｍ2）における粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数を測定した。 That is, for each steel, a test piece for measuring inclusions having a size of 10 mm × 10 mm × 10 mm is sampled from the center of the thickness of the sheet material after tempering, and a surface (so-called longitudinal direction) with respect to the rolling direction of the sheet (so-called “long side”). "L section") is filled resin so that the observation plane, after mirror polishing, optical microscopy to 10 mm × 10 mm in area (100 mm 2) in the above particle size 20μm of sulfide inclusions and oxides The total number of system inclusions was measured.
介在物の粒径は、各介在物の最長となる寸法を長径ａ（μｍ）、その長径に対して垂直な方向を幅とし、その幅の最長値を短径ｂ（μｍ）とした場合に、（ａ×ｂ）0.5の値とした。なお、介在物測定用試験片は各試験番号について１０個ずつ採取し、この１０個の試験片を用いて上記のようにして計測した粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数を算術平均して、その試験番号の介在物個数とした。 The particle size of the inclusions is such that the longest dimension of each inclusion is the major axis a (μm), the width perpendicular to the major axis is the width, and the maximum value of the width is the minor axis b (μm). , (A × b) 0.5 . In addition, specimens for inclusion measurement were sampled by 10 for each test number, and sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more measured as described above using these 10 test specimens. The total number of objects was arithmetically averaged to obtain the number of inclusions of the test number.
既に述べたように、硫化物系介在物および酸化物系介在物の同定には、光学顕微鏡で観察された粒径２０μｍ以上の非金属介在物を再度ＳＥＭでの観察時に、付属するエネルギー分散型Ｘ線分析装置（本体、検出器とも日本電子（株）製ＪＸＡ−８５３０Ｆ）にて軽元素（Ｓ、Ｏ、Ｎ、ＢおよびＣ）以外のＦｅを含む各金属元素の含有量（質量比）を求めれば良い。このため、本実施例では、Ｍｎ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｃａ、ＭｇおよびＲＥＭを合計で８０質量％以上含有する介在物を硫化物系介在物または酸化物系介在物と同定した。なお、試料表面は鏡面研磨、分析時の倍率は３０００倍、加速電圧は１５ｋＶ、照射電流は５ｎＡ、試料室真空度は２×１０-4Ｐａの条件で測定した。スペクトラム処理は、バックグラウンド処理有り、ＺＡＦ補正有り、で行った。 As described above, the identification of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions requires the non-metallic inclusions having a particle size of 20 μm or more observed by an optical microscope to be attached to the energy dispersive type when observed again by SEM. The content (mass ratio) of each metal element including Fe other than light elements (S, O, N, B, and C) using an X-ray analyzer (both the main body and the detector are JXA-8530F manufactured by JEOL Ltd.). Should be obtained. Therefore, in this example, inclusions containing Mn, Al, Si, Ca, Mg, and REM in total of 80% by mass or more were identified as sulfide-based inclusions or oxide-based inclusions. The surface of the sample was mirror-polished, the magnification at the time of analysis was 3000 times, the acceleration voltage was 15 kV, the irradiation current was 5 nA, and the degree of vacuum in the sample chamber was 2 × 10 −4 Pa. The spectrum processing was performed with background processing and ZAF correction.
また、焼戻し後の板材の板厚中心部から、圧延方向に平行な方向に、平行部直径が６ｍｍの丸棒引張試験片を採取し、常温で引張試験を行って引張強さ（σB）（単位：ＭＰａ）を求めた。 In addition, a round bar tensile test piece having a parallel part diameter of 6 mm was sampled from the center of the tempered plate in the direction parallel to the rolling direction in a direction parallel to the rolling direction, and subjected to a tensile test at room temperature to obtain a tensile strength (σ B ). (Unit: MPa) was determined.
さらに、焼戻し後の板材の板厚中心部から、圧延方向に平行な方向に、円形断面の棒状疲労試験片を採取し、常温の大気中および９０ＭＰａの高圧水素ガス環境で応力比（最小応力の最大応力に対する比で、「Ｒ」の記号が用いられる。）が−１（すなわち両振り）の条件で、単軸の引張圧縮の疲労試験を行った。この際、周波数は１Ｈｚとし、応力振幅（σa）（単位：ＭＰａ）を種々に変化させて試験を行い、疲労寿命（Ｎf）、つまり、疲労破壊が起こるまでの応力の繰返し回数を測定した。各鋼について、上記応力振幅（σa）と引張試験で求めた引張強さ（σB）との比「σa／σB」を求めた。 Further, a rod-shaped fatigue test piece having a circular cross section was sampled from the center of the sheet thickness of the tempered sheet material in a direction parallel to the rolling direction, and subjected to a stress ratio (minimum stress) at room temperature in the atmosphere and in a high-pressure hydrogen gas environment of 90 MPa. A uniaxial tensile / compression fatigue test was performed under the condition that the ratio to the maximum stress was “R” (−1) (that is, swinging). At this time, the frequency was set to 1 Hz, and the test was performed by changing the stress amplitude (σ a ) (unit: MPa) variously, and the fatigue life (N f ), that is, the number of repetitions of the stress until the fatigue fracture occurred, was measured. did. For each steel, the ratio “σ a / σ B ” between the stress amplitude (σ a ) and the tensile strength (σ B ) determined in the tensile test was determined.
上記の大気中および高圧水素ガス中ともに、疲労試験は最大１０7回まで行い、１０7回耐久した条件を「無限寿命」とした。無限寿命となる応力振幅（σa）の上限値が疲労限度（σW）で、その（σW）と引張強さ（σB）との比「σW／σB」が耐久比になる。この耐久比となる応力条件（応力振幅条件）下で、各鋼について、棒状疲労試験片を５本ずつ用いて、さらに上記の高圧水素ガス中での疲労試験を行って、疲労寿命を求めた。 Both in the above atmosphere and a high-pressure hydrogen gas, fatigue test was carried out up to 10 7 times to 10 7 times endurance criteria as "infinite life". The upper limit of the stress amplitude (σ a ) at which the infinite life is reached is the fatigue limit (σ W ), and the ratio “σ W / σ B ” between the (σ W ) and the tensile strength (σ B ) is the durability ratio . Under the stress condition (stress amplitude condition) at which the durability ratio is obtained, the fatigue life of each steel was determined by using five rod-shaped fatigue test pieces and further performing the above-described fatigue test in high-pressure hydrogen gas. .
表２に、上記の各試験結果を併せて示す。なお、表２では、耐久比となる応力条件下、高圧水素ガス中で行った疲労試験の結果について、最も短かった疲労寿命の値を「疲労寿命」として記載した。すなわち、耐久比となる応力条件の下に高圧水素ガス中で行った疲労試験の場合には、５本全ての試験片についてイレギュラーな疲労寿命の低下が認められなかった場合の疲労寿命は「１０7回以上（表中の記載では≧１×１０7）」となり、イレギュラーな結果が出た場合の疲労寿命は「１０7回未満」の具体的な回数となる。また、図１として、高圧水素ガス環境における耐久比（σW／σB）となる応力条件で、疲労寿命（Ｎf）が極端に低下する場合の一例として、鋼Ａを用いた試験番号１のデータ（白丸印と白三角印で、それぞれ「大気中」および「水素中」でのデータである。）と比較した場合の鋼Ｔを用いた試験番号２３の「水素中」でのデータ（黒三角印）を示す。
Table 2 also shows the results of the above tests. In Table 2, the shortest fatigue life value was described as “fatigue life” for the results of a fatigue test performed in high-pressure hydrogen gas under stress conditions that resulted in a durability ratio. In other words, in the case of a fatigue test performed in a high-pressure hydrogen gas under a stress condition that provides a durability ratio, the fatigue life when no irregular decrease in the fatigue life was observed for all five test pieces was " 10 7 times or more (≧ 1 × 10 7 in the description in the table) ”, and the fatigue life when an irregular result is obtained is a specific number of times“ less than 10 7 times ”. FIG. 1 shows a
表２に示すように、鋼Ａ〜Ｑを用いた本発明例の試験番号１〜２０の場合は、粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数はいずれも１０個／１００ｍｍ2以下であった。一方、鋼Ｒ〜Ｕを用いた比較例の試験番号２１〜２４の場合は、該介在物の合計個数はいずれも１０個／１００ｍｍ2を超えていた。 As shown in Table 2, in the case of Test Nos. 1 to 20 of the present invention using steels A to Q, the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more was 10 Pieces / 100 mm 2 or less. On the other hand, in the case of Test Nos. 21 to 24 of Comparative Examples using steels RU, the total number of the inclusions exceeded 10/100 mm 2 .
表２から、本発明で規定する条件を満たす本発明例の試験番号１〜２０は、大気中および高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命が１０7回以上（１０7回で破断無し）であり、良好な耐疲労特性を備えていることが明らかである。上記の本発明例の試験番号のうちでも、試験番号１および試験番号５〜２０は、旧オーステナイト粒のＡＳＴＭ粒度番号が９．０以上で、かつ焼入れまま材のＨＲＣが前記「５０Ｃ＋２６」の値よりも十分大きくマルテンサイト率が高いため、大気中および高圧水素ガス中で一層高い耐久比が得られている。
From Table 2, it can be seen that Test Nos. 1 to 20 of the present invention examples satisfying the conditions specified in the present invention have a fatigue life of 10 7 times or more (at 10 7 times) under the stress conditions of the endurance ratio in the atmosphere and high-pressure hydrogen gas. (No breakage), and clearly has good fatigue resistance properties. Among the test numbers of the above examples of the present invention, the
これに対して、比較例の試験番号２１〜２４は、いずれも高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命が短く、耐疲労特性に劣っていた。 On the other hand, in all of the test numbers 21 to 24 of the comparative examples, the fatigue life was short under the stress condition of the durability ratio in the high-pressure hydrogen gas, and the fatigue resistance was inferior.
試験番号２１は、大気中では耐久比となる応力条件における疲労寿命は１０7回以上で、良好な耐疲労特性が得られている。しかし、用いた鋼ＲのＳ含有量が本発明で規定する条件から外れるため、粗大な硫化物系介在物が多く生成した。このため、高圧水素ガス中での疲労破壊の起点となる、面積１００ｍｍ2中に存在した粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が本発明で規定する条件から外れ、高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命は２．２×１０4回と短く、耐疲労特性に劣っている。 Test No. 21 has a fatigue life of 10 7 times or more under stress conditions that provide an endurance ratio in the atmosphere, and good fatigue resistance is obtained. However, since the S content of the used steel R deviated from the conditions specified in the present invention, many coarse sulfide-based inclusions were generated. Therefore, the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more existing in an area of 100 mm 2 and serving as a starting point of fatigue fracture in a high-pressure hydrogen gas is determined from the conditions defined in the present invention. The fatigue life under stress conditions that result in an endurance ratio in high-pressure hydrogen gas is as short as 2.2 × 10 4 times, and the fatigue resistance is poor.
試験番号２２は、大気中では耐久比となる応力条件における疲労寿命は１０7回以上で、良好な耐疲労特性が得られている。しかし、用いた鋼ＳのＯ含有量が本発明で規定する条件から外れるため、粗大な酸化物系介在物が多く生成した。このため、高圧水素ガス中での疲労破壊の起点となる、面積１００ｍｍ2中に存在した粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が本発明で規定する条件から外れ、高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命は８．１×１０4回と短く、耐疲労特性に劣っている。 Test No. 22 has a fatigue life of 10 7 times or more under stress conditions that provide an endurance ratio in the atmosphere, and good fatigue resistance is obtained. However, since the O content of the used steel S deviated from the conditions specified in the present invention, many coarse oxide-based inclusions were generated. Therefore, the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more existing in an area of 100 mm 2 and serving as a starting point of fatigue fracture in a high-pressure hydrogen gas is determined from the conditions defined in the present invention. The fatigue life under stress conditions that result in a durability ratio in high-pressure hydrogen gas is as short as 8.1 × 10 4 times, and the fatigue resistance is poor.
試験番号２３は、大気中では耐久比となる応力条件における疲労寿命は１０7回以上で、良好な耐疲労特性が得られている。用いた鋼Ｔの化学組成は本発明で規定する範囲内にあるものの、溶製直後の冷却速度が遅かったため介在物が粗大化し、面積１００ｍｍ2中に存在した粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が本発明で規定する条件から外れるため、高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命は３．０×１０4回と短く、耐疲労特性に劣っている。 Test No. 23, the fatigue life of the stress conditions to be durable ratio in the atmosphere more than 10 7 times, good fatigue characteristics. Although the chemical composition of the steel T used was within the range specified in the present invention, the inclusions were coarsened due to the slow cooling rate immediately after melting, and sulfide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more existing in an area of 100 mm 2 were present. Life under a stress condition that is a durability ratio in high-pressure hydrogen gas is as short as 3.0 × 10 4 times because the total number of the oxides and oxide-based inclusions deviates from the conditions specified in the present invention. Inferior.
試験番号２４も、大気中では耐久比となる応力条件における疲労寿命は１０7回以上で、良好な耐疲労特性が得られている。試験番号２３と同様に、用いた鋼Ｕの化学組成は本発明で規定する範囲内にあるものの、溶製直後の冷却速度が遅かったため介在物が粗大化し、面積１００ｍｍ2中に存在した粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が本発明で規定する条件から外れるため、高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命は４．１×１０4回と短く、耐疲労特性に劣っている。 Test No. 24 also has a fatigue life of 10 7 times or more under stress conditions that provide an endurance ratio in the atmosphere, and good fatigue resistance is obtained. Similarly to Test No. 23, although the chemical composition of the steel U used was within the range specified in the present invention, the inclusions were coarsened due to the slow cooling rate immediately after melting, and the particle size existing in the area of 100 mm 2 Since the total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a size of 20 μm or more deviates from the condition specified in the present invention, the fatigue life under the stress condition of the durability ratio in high-pressure hydrogen gas is 4.1 × 10 4 times. And it is inferior in fatigue resistance.
大気中および高圧水素ガス中の耐久比となる応力条件における疲労寿命が１０7回以上で、良好な耐疲労特性が得られた上記の試験番号１〜２０で作製した焼戻し後の板材を用いて、次に、耐水素ガス脆化特性を調査した。その結果、いずれの場合も耐水素ガス脆化特性にも優れることが確認できた。 Using the tempered plate material prepared in Test Nos. 1 to 20 above, which has a fatigue life of 10 7 times or more under stress conditions that provide an endurance ratio in the atmosphere and high-pressure hydrogen gas and obtained good fatigue resistance characteristics. Next, the hydrogen gas embrittlement resistance was investigated. As a result, it was confirmed that in each case, the hydrogen gas embrittlement resistance was excellent.
本発明によれば、高圧水素ガス環境下での耐久比に基づく寿命設計が可能であり、引張強さで８５０ＭＰａ以上の高い強度を有し、高圧水素ガス環境下での耐疲労特性に優れるとともに良好な耐水素ガス脆化特性を備える高圧水素用容器、該容器の素材として用いるのに好適な高圧水素用低合金鋼材および高圧水素用低合金鋼管を得ることができる。また、本発明の方法によれば、このような高圧水素用容器を安定して得ることができる。
According to the present invention, it is possible to design a life based on a durability ratio under a high-pressure hydrogen gas environment, have a high tensile strength of 850 MPa or more, and have excellent fatigue resistance characteristics under a high-pressure hydrogen gas environment. A container for high-pressure hydrogen having good hydrogen gas embrittlement resistance, a low-alloy steel material for high-pressure hydrogen and a low-alloy steel tube for high-pressure hydrogen suitable for use as a material of the container can be obtained. Further, according to the method of the present invention, such a high-pressure hydrogen container can be stably obtained.
Claims (6)
Ｃ：０．２０〜０．６０％、
Ｓｉ：０．０５〜１．０％、
Ｍｎ：０．３５〜３．０％、
Ｐ：０．０２５％以下、
Ｓ：０．０１０％以下、
Ａｌ：０．００５〜０．１０％、
Ｏ：０．００５％以下、
Ｎ：０．００８％以下
Ｃｒ：０〜５．０％、
Ｍｏ：０〜１．５％、
Ｖ：０〜１．０％、
Ｗ：０〜３．０％、
Ｎｂ：０〜０．１％、
Ｔｉ：０〜０．１％、
Ｚｒ：０〜０．２％、
Ｈｆ：０〜０．２％、
Ｔａ：０〜０．２％、
Ｎｉ：０〜５．０％、
Ｃｕ：０〜３．０％、
Ｃｏ：０〜３．０％、
Ｂ：０〜０．０１％、
Ｃａ：０〜０．０１％、
Ｍｇ：０〜０．０１％、
ＲＥＭ：０〜０．５０％、
残部：Ｆｅおよび不純物である、
化学組成を有し、
粒径２０μｍ以上の硫化物系介在物および酸化物系介在物の合計個数が断面観察で１０個／１００ｍｍ2以下である、
高圧水素用低合金鋼材。 In mass%,
C: 0.20 to 0.60%,
Si: 0.05 to 1.0%,
Mn: 0.35 to 3.0%,
P: 0.025% or less,
S: 0.010% or less,
Al: 0.005 to 0.10%,
O: 0.005% or less,
N: 0.008% or less Cr: 0 to 5.0%,
Mo: 0 to 1.5%,
V: 0 to 1.0%,
W: 0 to 3.0%,
Nb: 0 to 0.1%,
Ti: 0 to 0.1%,
Zr: 0 to 0.2%,
Hf: 0 to 0.2%,
Ta: 0 to 0.2%,
Ni: 0 to 5.0%,
Cu: 0 to 3.0%,
Co: 0 to 3.0%,
B: 0 to 0.01%,
Ca: 0 to 0.01%,
Mg: 0 to 0.01%,
REM: 0 to 0.50%,
The balance: Fe and impurities,
Has a chemical composition,
The total number of sulfide-based inclusions and oxide-based inclusions having a particle size of 20 μm or more is 10/100 mm 2 or less in cross-sectional observation.
Low alloy steel for high pressure hydrogen.
Ｃｒ：０．１〜５．０％、
Ｍｏ：０．１〜１．５％、
Ｖ：０．０１〜１．０％、
Ｗ：０．０１〜３．０％、
Ｎｂ：０．００１〜０．１％、
Ｔｉ：０．００１〜０．１％、
Ｚｒ：０．００１〜０．２％、
Ｈｆ：０．００１〜０．２％、
Ｔａ：０．００１〜０．２％、
Ｎｉ：０．１〜５．０％、
Ｃｕ：０．１〜３．０％、
Ｃｏ：０．１〜３．０％、
Ｂ：０．０００３〜０．０１％、
Ｃａ：０．０００１〜０．０１％、
Ｍｇ：０．０００１〜０．０１％、および、
ＲＥＭ：０．０００１〜０．５０％、
から選択される１種以上を含有する、請求項１に記載の高圧水素用低合金鋼材。 The chemical composition is expressed in mass%;
Cr: 0.1-5.0%,
Mo: 0.1-1.5%,
V: 0.01 to 1.0%,
W: 0.01 to 3.0%,
Nb: 0.001 to 0.1%,
Ti: 0.001 to 0.1%,
Zr: 0.001-0.2%,
Hf: 0.001-0.2%,
Ta: 0.001 to 0.2%,
Ni: 0.1 to 5.0%,
Cu: 0.1 to 3.0%;
Co: 0.1-3.0%,
B: 0.0003-0.01%,
Ca: 0.0001-0.01%,
Mg: 0.0001 to 0.01%, and
REM: 0.0001-0.50%,
The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen according to claim 1, comprising at least one member selected from the group consisting of:
請求項１または２に記載の高圧水素用低合金鋼材。 The prior austenite grains having an ASTM grain size number of 9.0 or more;
The low-alloy steel material for high-pressure hydrogen according to claim 1.
高圧水素用低合金鋼管。 It consists of a low alloy steel material for high pressure hydrogen according to any one of claims 1 to 3,
Low alloy steel pipe for high pressure hydrogen.
引張強さが８５０ＭＰａ以上である、
高圧水素用容器。 It consists of a low alloy steel pipe for high pressure hydrogen according to claim 4,
A tensile strength of 850 MPa or more;
High pressure hydrogen container.
前記高圧水素用低合金鋼管を所定の形状に成形加工した後、８８０〜９５０℃に加熱・保持してから、８００〜５００℃の温度域における平均冷却速度を２℃／秒以上として焼入れし、次いで、焼戻しする、
高圧水素用容器の製造方法。
A method for producing a high-pressure hydrogen container according to claim 5,
After forming the low-alloy steel pipe for high-pressure hydrogen into a predetermined shape, after heating and holding at 880 to 950 ° C, quenching is performed at an average cooling rate of 2 ° C / sec or more in a temperature range of 800 to 500 ° C, Then, tempering,
Manufacturing method of high-pressure hydrogen container.
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Families Citing this family (16)
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|---|---|---|---|---|
| JP6421883B2 (en) * | 2016-09-21 | 2018-11-14 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Pressure accumulator steel pipe, pressure accumulator steel pipe manufacturing method, and composite container pressure accumulator liner |
| JP6490141B2 (en) * | 2017-05-11 | 2019-03-27 | 株式会社日本製鋼所 | Low alloy steel and hydrogen accumulator for hydrogen accumulator |
| JP7349776B2 (en) * | 2018-04-06 | 2023-09-25 | 日本製鉄株式会社 | High-pressure hydrogen containers and steel materials for high-pressure hydrogen |
| US20220064770A1 (en) * | 2018-12-26 | 2022-03-03 | Jfe Steel Corporation | Steel material for high-pressure hydrogen gas environment, steel structure for high-pressure hydrogen gas environment, and methods for producing steel material for high-pressure hydrogen gas environment |
| JP7149352B2 (en) * | 2019-02-13 | 2022-10-06 | 日本製鉄株式会社 | Steel pipe for fuel injection pipe and fuel injection pipe using the same |
| CN110157973B (en) * | 2019-07-04 | 2021-07-20 | 广西大学 | High-strength corrosion-resistant stainless steel plate for automobile and preparation method thereof |
| CN112575242B (en) | 2019-09-27 | 2022-06-24 | 宝山钢铁股份有限公司 | Steel for alloy structure and manufacturing method thereof |
| DE102019217369A1 (en) * | 2019-11-11 | 2021-05-12 | Robert Bosch Gmbh | Slow-transforming steel alloy, process for the production of the slow-transforming steel alloy and hydrogen storage with a component made from the slow-transforming steel alloy |
| US20240027022A1 (en) | 2020-10-30 | 2024-01-25 | Jfe Steel Corporation | Steel pipe or tube for hydrogen gas, method for manufacturing steel pipe or tube for hydrogen gas, pressure vessel for hydrogen gas, and method for manufacturing pressure vessel for hydrogen gas |
| CN112281078A (en) * | 2020-11-23 | 2021-01-29 | 湖州南浔中盛金属热处理有限公司 | Be applied to cementation steel pipe in automotive filed |
| US20240150862A1 (en) | 2021-03-30 | 2024-05-09 | Jfe Steel Corporation | Steel pipe for high-pressure hydrogen, high-pressure hydrogen vessel, and method for manufacturing said steel pipe |
| CN114622136A (en) * | 2022-02-25 | 2022-06-14 | 包头钢铁（集团）有限责任公司 | Continuous casting round tube blank for rare earth-containing railway vehicle hub and preparation method thereof |
| WO2024071356A1 (en) * | 2022-09-29 | 2024-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Line pipe steel material having excellent hydrogen embrittlement resistance, manufacturing method therefor, line pipe steel tube having excellent hydrogen embrittlement resistance, and manufacturing method therefor |
| WO2024071357A1 (en) * | 2022-09-29 | 2024-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel material for line pipes and production method therefor, and steel tube for line pipes and production method therefor |
| WO2024071358A1 (en) * | 2022-09-29 | 2024-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | High-strength line pipe steel material having excellent fracture toughness in hydrogen, method for manufacturing same, steel tube for high-strength line pipes, and method for manufacturing same |
| WO2024071353A1 (en) * | 2022-09-29 | 2024-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel material having excellent fatigue characteristics in hydrogen, method for producing same, steel pipe, and method for manufacturing same |
Family Cites Families (12)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| UA90948C2 (en) * | 2007-03-30 | 2010-06-10 | Сумитомо Мэтал Индастриз, Лтд. | Low-alloyed steel for oil-gas-field pipes (variants) and seamless steel pipe |
| JP4251229B1 (en) * | 2007-09-19 | 2009-04-08 | 住友金属工業株式会社 | Low alloy steel for high pressure hydrogen gas environment and container for high pressure hydrogen |
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| JP2011063840A (en) * | 2009-09-16 | 2011-03-31 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Steel sheet having excellent hic resistance and uoe steel pipe |
| JP5845784B2 (en) * | 2010-11-30 | 2016-01-20 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Bearing material and manufacturing method of bearing material |
| JP5856540B2 (en) * | 2012-05-30 | 2016-02-09 | 株式会社神戸製鋼所 | Forged steel with excellent resistance to hydrogen cracking |
| JP6149435B2 (en) * | 2013-03-12 | 2017-06-21 | 新日鐵住金株式会社 | Low alloy steel for high pressure hydrogen gas and pressure accumulator for high pressure hydrogen |
| CN105102657B (en) * | 2013-03-29 | 2017-03-15 | 杰富意钢铁株式会社 | Steel and hydrogen container and their manufacture method |
| JP5928394B2 (en) * | 2013-03-29 | 2016-06-01 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Steel structure for hydrogen excellent in hydrogen embrittlement resistance in high-pressure hydrogen gas, hydrogen pressure accumulator, and method for producing hydrogen line pipe |
| JP6179977B2 (en) * | 2013-05-22 | 2017-08-16 | 株式会社日本製鋼所 | High-strength steel with excellent high-pressure hydrogen environment embrittlement resistance and method for producing the same |
| JP6028863B2 (en) * | 2013-07-04 | 2016-11-24 | 新日鐵住金株式会社 | Seamless steel pipe for line pipe used in sour environment |
| JP6320202B2 (en) * | 2014-07-02 | 2018-05-09 | 山陽特殊製鋼株式会社 | Hydrogen embrittlement resistant high strength steel |
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