JPH068485B2 - 耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼 - Google Patents
耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼Info
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- JPH068485B2 JPH068485B2 JP32557088A JP32557088A JPH068485B2 JP H068485 B2 JPH068485 B2 JP H068485B2 JP 32557088 A JP32557088 A JP 32557088A JP 32557088 A JP32557088 A JP 32557088A JP H068485 B2 JPH068485 B2 JP H068485B2
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、石炭・重油・LNGなどの専焼ボイラー廃ガス
環境で生成する酸露点によって生成する硫酸および硫酸
塩環境や硫黄・硫酸を除去する装置の環境での耐食性と
熱間加工性に優れた高合金ステンレス鋼に関するもので
ある。
環境で生成する酸露点によって生成する硫酸および硫酸
塩環境や硫黄・硫酸を除去する装置の環境での耐食性と
熱間加工性に優れた高合金ステンレス鋼に関するもので
ある。
従来、石炭・重油・LNGなどの専焼ボイラーは、燃料中
に含まれる硫黄分によって燃焼廃ガス中に多量のSOＸが
含有され、これがさらに酸化されてSO３となり、系の露
点を上昇せしめ、煙突・煙道などの壁面に酸性の結露水
を凝縮させるため鋼製設備の場合、硫酸露点腐食として
知られる酸性環境における激しい全面腐食を引き起こす
ことが知られている。
に含まれる硫黄分によって燃焼廃ガス中に多量のSOＸが
含有され、これがさらに酸化されてSO３となり、系の露
点を上昇せしめ、煙突・煙道などの壁面に酸性の結露水
を凝縮させるため鋼製設備の場合、硫酸露点腐食として
知られる酸性環境における激しい全面腐食を引き起こす
ことが知られている。
この煙突・煙道環境における鋼の硫酸露点腐食を防止す
るため、従来技術として (a)操業技術 ｉ）SOX生成防止のため低Ｓ含有燃料の採用 ｉｉ）SOX低減のため低Ｏ２燃焼方式の採用 ｉｉｉ）煙突・煙道の保温による酸露点防止 ｉｖ）酸露点防止のためにアフターバーナーの採用 ｖ）排煙脱硫設備の採用 などが次に述べる(b)と組み合わせて採用されて来たが
必ずしも有効でなかった。
るため、従来技術として (a)操業技術 ｉ）SOX生成防止のため低Ｓ含有燃料の採用 ｉｉ）SOX低減のため低Ｏ２燃焼方式の採用 ｉｉｉ）煙突・煙道の保温による酸露点防止 ｉｖ）酸露点防止のためにアフターバーナーの採用 ｖ）排煙脱硫設備の採用 などが次に述べる(b)と組み合わせて採用されて来たが
必ずしも有効でなかった。
(b)耐食材料の観点から 硫酸中のおける全面腐食性を低減させるため、Cu、Cr、
Sbなどを0.5〜２％程度、それぞれ単独、又は複合して
添加した耐硫酸鋼が開発され実用に供されてきた。この
耐硫酸鋼は、Cu0.35％添加鋼にCr0.6〜0.9％およびSb0.
05〜0.1％をそれぞれ単独、あるいは複合して添加し、
硫酸環境中で硫酸塩沈澱皮膜を生成することによって腐
食速度を低下することを狙ったものである。前記(a)の
場合は、操業上の管理が定常的に維持することが困難で
あることや、(b)の場合、実際に使用してみると予想し
えなかった腐食が生じたり、低合金鋼の場合、付着物
（腐食反応生成物）が廃ガスの放出とともに煙突から多
量に放出され環境汚染などの社会問題が表面化しつつあ
る。
Sbなどを0.5〜２％程度、それぞれ単独、又は複合して
添加した耐硫酸鋼が開発され実用に供されてきた。この
耐硫酸鋼は、Cu0.35％添加鋼にCr0.6〜0.9％およびSb0.
05〜0.1％をそれぞれ単独、あるいは複合して添加し、
硫酸環境中で硫酸塩沈澱皮膜を生成することによって腐
食速度を低下することを狙ったものである。前記(a)の
場合は、操業上の管理が定常的に維持することが困難で
あることや、(b)の場合、実際に使用してみると予想し
えなかった腐食が生じたり、低合金鋼の場合、付着物
（腐食反応生成物）が廃ガスの放出とともに煙突から多
量に放出され環境汚染などの社会問題が表面化しつつあ
る。
上記の如く従来の硫酸露点環境での耐食性を確保するた
め煙突・煙道用材料として使用されて来た低合金鋼では
設備の充分な耐食性・安全性を確保する材料として適さ
ない。
め煙突・煙道用材料として使用されて来た低合金鋼では
設備の充分な耐食性・安全性を確保する材料として適さ
ない。
また、従来から硫酸を含む環境では、SUS304,SUS316な
どのステンレス鋼は低合金鋼よりも耐食性が著しく劣る
などの報告があり、使用される例が極く限られた範囲で
あった。
どのステンレス鋼は低合金鋼よりも耐食性が著しく劣る
などの報告があり、使用される例が極く限られた範囲で
あった。
本発明はこうした状況を踏まえてあらためて実際に使用
されている石炭・重油・LNGの専焼ボイラーの廃ガス煙
突・煙道環境を分析し、その解析結果に基づいて得られ
た腐食環境条件下でステンレス鋼の主要成分であるCr，
Ni，Moの成分の影響、さらにCu，Ｎのそれぞれ単独、あ
るいは共存添加の耐食性（耐全面腐食性と耐隙間腐食
性；以下耐食性という）に及ぼす影響を検討し、各元素
の効果を明確にすることにより実際の煙突・煙道系への
適用においても優れた耐食性を示すことが明らかとなっ
た従来鋼（SUS304,SUS316など）より耐食性の優れた煙
突・煙道及び脱硫装置用高合金ステンレス鋼を提供する
ことを目的とするものである。
されている石炭・重油・LNGの専焼ボイラーの廃ガス煙
突・煙道環境を分析し、その解析結果に基づいて得られ
た腐食環境条件下でステンレス鋼の主要成分であるCr，
Ni，Moの成分の影響、さらにCu，Ｎのそれぞれ単独、あ
るいは共存添加の耐食性（耐全面腐食性と耐隙間腐食
性；以下耐食性という）に及ぼす影響を検討し、各元素
の効果を明確にすることにより実際の煙突・煙道系への
適用においても優れた耐食性を示すことが明らかとなっ
た従来鋼（SUS304,SUS316など）より耐食性の優れた煙
突・煙道及び脱硫装置用高合金ステンレス鋼を提供する
ことを目的とするものである。
本発明は石炭・重油・LNGの専焼ボイラーの廃ガス煙突
・煙道用に使用される耐食性の優れた高合金ステンレス
鋼であり、かつ硫黄・硫酸を除去する設備材料として使
用される高合金ステンレス鋼であり、当該設備の長寿命
化・安全性・環境汚染防止等を長期にわたって確保する
ことを可能とした。
・煙道用に使用される耐食性の優れた高合金ステンレス
鋼であり、かつ硫黄・硫酸を除去する設備材料として使
用される高合金ステンレス鋼であり、当該設備の長寿命
化・安全性・環境汚染防止等を長期にわたって確保する
ことを可能とした。
本発明は、Ｃ；0.004〜0.05％、Si；５％以下、Mn；２
％以下、Cr；１０〜２５％、Ni；１４〜２４％，Mo；１
〜4.5％，Cu；0.5〜2.0％，Ａ；0.05％以下、Ｎ；0.0
1〜0.3％を含み、Ｐ；0.03％以下，Ｓ；100ppm以下，
Ｏ；５０ppm以下で、残部が実質的にFeと不可避的不純
物からなる合金において、次式の各成分の複合添加を基
本に煙突・煙道および脱硫装置環境での耐全面腐食性と
耐隙間腐食性の二つの特性を同時に確保するため重量パ
ーセントで表示した G.I.値（General Corrosion Index；耐全面腐食性指
数）＝−Cr＋3.6Ni＋4.7Mo＋11.5Cuが６０≦G.I.≦９０
でかつ、 C.I.値（Crevice Corrosion Index；耐隙間腐食性指
数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7Ｎが３５≦C.I.≦５
０であることを特徴とする耐食性の優れた煙突・煙道お
よび脱硫装置用高合金ステンレス鋼と、これにさらによ
り以上の耐食性を付与するためにＷ；２％以下，Nb；１
％以下，Ｖ；0.5％以下，Ti；１％以下，Zr；１％以
下，Sn；0.1％以下をそれぞれ１種または２種以上含有
せしめた耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高
合金ステンレス鋼と、さらに熱間加工性を考慮してCaあ
るいはCeの１種、あるいは２種を0.001〜0.03％含有
し、かつ、δCaL値＝３（Cr＋1.5Si＋Mo）−2.8(Ni＋0.
5Mn＋30C＋30N＋0.5Cu）−19.8が−１０≦δCaL≦１の
範囲を有し、かつ含有成分をppmで表示した〔Ｓ＋Ｏ−
0.8Ca−0.3Ce〕(ppm)≦４０であることを特徴とする耐
食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステン
レス鋼を要旨とするものである。
％以下、Cr；１０〜２５％、Ni；１４〜２４％，Mo；１
〜4.5％，Cu；0.5〜2.0％，Ａ；0.05％以下、Ｎ；0.0
1〜0.3％を含み、Ｐ；0.03％以下，Ｓ；100ppm以下，
Ｏ；５０ppm以下で、残部が実質的にFeと不可避的不純
物からなる合金において、次式の各成分の複合添加を基
本に煙突・煙道および脱硫装置環境での耐全面腐食性と
耐隙間腐食性の二つの特性を同時に確保するため重量パ
ーセントで表示した G.I.値（General Corrosion Index；耐全面腐食性指
数）＝−Cr＋3.6Ni＋4.7Mo＋11.5Cuが６０≦G.I.≦９０
でかつ、 C.I.値（Crevice Corrosion Index；耐隙間腐食性指
数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7Ｎが３５≦C.I.≦５
０であることを特徴とする耐食性の優れた煙突・煙道お
よび脱硫装置用高合金ステンレス鋼と、これにさらによ
り以上の耐食性を付与するためにＷ；２％以下，Nb；１
％以下，Ｖ；0.5％以下，Ti；１％以下，Zr；１％以
下，Sn；0.1％以下をそれぞれ１種または２種以上含有
せしめた耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高
合金ステンレス鋼と、さらに熱間加工性を考慮してCaあ
るいはCeの１種、あるいは２種を0.001〜0.03％含有
し、かつ、δCaL値＝３（Cr＋1.5Si＋Mo）−2.8(Ni＋0.
5Mn＋30C＋30N＋0.5Cu）−19.8が−１０≦δCaL≦１の
範囲を有し、かつ含有成分をppmで表示した〔Ｓ＋Ｏ−
0.8Ca−0.3Ce〕(ppm)≦４０であることを特徴とする耐
食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステン
レス鋼を要旨とするものである。
本発明鋼の基本的特徴は、煙突・煙道環境での耐食性
（耐隙間腐食性と耐全面腐食性の二つの特性を満足する
もの）を確保するため、Cr，Ni，Mo，Cu，Ｎの５成分の
複合添加を基本に、G.I.値とC.I.値を規制したことを特
徴としている。以下これら合金元素の添加効果について
説明する。
（耐隙間腐食性と耐全面腐食性の二つの特性を満足する
もの）を確保するため、Cr，Ni，Mo，Cu，Ｎの５成分の
複合添加を基本に、G.I.値とC.I.値を規制したことを特
徴としている。以下これら合金元素の添加効果について
説明する。
本発明者らは、石炭・重油・LNGなどの専焼ボイラーの
廃ガス煙突・煙道の各部位から採取された煙突内付着物
を化学的に分析し、従来想定されていた煙突環境は結露
した硫酸溶液ではなく、硫酸塩を主体とした環境でアン
モニウムイオン、第二鉄イオン、Caイオン、Naイオン、
塩化物イオン、硫酸イオン、水素イオンを含むことを初
めて明らかにした。従って、煙突・煙道環境は硫酸塩を
主体とした環境で必ずしも純硫酸系でないことが明らか
になった。これまで石炭・重油・LNG専焼ボイラーの廃
ガス煙突・煙道環境は、純粋な硫酸が生成するものとし
て、純硫酸環境での耐食性評価をしてきた結果、ステン
レス鋼が低合金鋼よりも耐食性が劣るとされてきた。
廃ガス煙突・煙道の各部位から採取された煙突内付着物
を化学的に分析し、従来想定されていた煙突環境は結露
した硫酸溶液ではなく、硫酸塩を主体とした環境でアン
モニウムイオン、第二鉄イオン、Caイオン、Naイオン、
塩化物イオン、硫酸イオン、水素イオンを含むことを初
めて明らかにした。従って、煙突・煙道環境は硫酸塩を
主体とした環境で必ずしも純硫酸系でないことが明らか
になった。これまで石炭・重油・LNG専焼ボイラーの廃
ガス煙突・煙道環境は、純粋な硫酸が生成するものとし
て、純硫酸環境での耐食性評価をしてきた結果、ステン
レス鋼が低合金鋼よりも耐食性が劣るとされてきた。
従って、前述の煙突内の環境を化学的に解析し、ステン
レス鋼の腐食性に影響する環境要因を明確にすることに
より、実環境をシミュレートした試験環境での耐食性評
価を行う必要がある。煙突・煙道環境は、廃ガスの流れ
る定常条件では雰囲気は比較的高温に保持され、硫酸塩
を主体とした環境における薄い液膜を生成した条件での
腐食が問題となる（定常高温環境:A)。また、ボイラー
を停止したりした場合には、煙突・煙道環境は酸露点以
下の低温に曝されるため、壁面に高濃度の硫酸の液滴が
生成付着する（非定常低温環境:B)。
レス鋼の腐食性に影響する環境要因を明確にすることに
より、実環境をシミュレートした試験環境での耐食性評
価を行う必要がある。煙突・煙道環境は、廃ガスの流れ
る定常条件では雰囲気は比較的高温に保持され、硫酸塩
を主体とした環境における薄い液膜を生成した条件での
腐食が問題となる（定常高温環境:A)。また、ボイラー
を停止したりした場合には、煙突・煙道環境は酸露点以
下の低温に曝されるため、壁面に高濃度の硫酸の液滴が
生成付着する（非定常低温環境:B)。
このようにボイラーの操業条件により煙突・煙道環境用
設備材料は前述の定常高温環境と非定常低温環境の二つ
の環境条件に曝されることになる。定常高温環境（以下
Ａ環境という）では、硫酸塩主体の環境で孔食・隙間腐
食が問題となるが、非定常低温環境（以下Ｂ環境とい
う）では硫酸凝縮水主体の酸液中での全面腐食が問題と
なる。
設備材料は前述の定常高温環境と非定常低温環境の二つ
の環境条件に曝されることになる。定常高温環境（以下
Ａ環境という）では、硫酸塩主体の環境で孔食・隙間腐
食が問題となるが、非定常低温環境（以下Ｂ環境とい
う）では硫酸凝縮水主体の酸液中での全面腐食が問題と
なる。
発明者らは、Ａ環境を硫酸・硫酸塩＋第二鉄イオン＋塩
化物イオンの環境（前記分析結果から硫酸第一鉄、硫酸
アンモニウム、硫酸ナトリウム、塩化ナトリウムを所定
の量添加調整して、環境シミュレート液を作製した。pH
は硫酸にて所定の値に設定した）で模擬し、この環境で
の電気化学的な隙間腐食試験（試験片形状、隙間腐食評
価法を第４図に示した）を１８Cr−１０Ni−2.5Mo−Cu
−0.15Ｎをベースに、Cr,Ni,Mo,Cu,Nをそれぞれ変化さ
せた鋼種により実施した。得られた隙間腐食特性値（Ｅ
Ｒ）の各合金成分に対する依存性を多重回帰することに
より、新しくＥＲに対する各合金成分の依存性を示す指
数として、C.I.値（Crevice Corrosion Index；耐隙間
腐食性指数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7Ｎの関係を
得た。
化物イオンの環境（前記分析結果から硫酸第一鉄、硫酸
アンモニウム、硫酸ナトリウム、塩化ナトリウムを所定
の量添加調整して、環境シミュレート液を作製した。pH
は硫酸にて所定の値に設定した）で模擬し、この環境で
の電気化学的な隙間腐食試験（試験片形状、隙間腐食評
価法を第４図に示した）を１８Cr−１０Ni−2.5Mo−Cu
−0.15Ｎをベースに、Cr,Ni,Mo,Cu,Nをそれぞれ変化さ
せた鋼種により実施した。得られた隙間腐食特性値（Ｅ
Ｒ）の各合金成分に対する依存性を多重回帰することに
より、新しくＥＲに対する各合金成分の依存性を示す指
数として、C.I.値（Crevice Corrosion Index；耐隙間
腐食性指数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7Ｎの関係を
得た。
上記C.I.値の合金元素量依存性の関係から、耐隙間腐食
性にはCr,Ni,Mo,Cu,Nの複合添加が有効であることが明
らかである。
性にはCr,Ni,Mo,Cu,Nの複合添加が有効であることが明
らかである。
このC.I.値と各種鋼種とのＥＲの関係を整理したのが第
１図である。第１図で煙道・煙突環境で隙間腐食が生じ
ない石炭・重油・LNG環境で求めたそれぞれの限界C.I.
値（隙間腐食の生じないC.I.値）は、C.I.＝３５以上で
あった（第１図の矢印Ａ）。限界C.I.値は図中のＥREST
（自然腐食電位）がＥＲ（第１図参照）に等しくなる点
で求められる。
１図である。第１図で煙道・煙突環境で隙間腐食が生じ
ない石炭・重油・LNG環境で求めたそれぞれの限界C.I.
値（隙間腐食の生じないC.I.値）は、C.I.＝３５以上で
あった（第１図の矢印Ａ）。限界C.I.値は図中のＥREST
（自然腐食電位）がＥＲ（第１図参照）に等しくなる点
で求められる。
ここで第１図の横軸はC.I.値（Crevice Corrosion Inde
x；耐隙間腐食性指数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7
Ｎで耐隙間腐食性を表す指標で、縦軸は環境の電位で環
境の腐食性を示す指標である。
x；耐隙間腐食性指数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7
Ｎで耐隙間腐食性を表す指標で、縦軸は環境の電位で環
境の腐食性を示す指標である。
矢印Ａ、すなわちC.I.値３５以上で煙突環境での耐隙間
腐食性は確保される。
腐食性は確保される。
図中、ＥRESTは自然腐食状態での環境の腐食性を示す自
然腐食電位である。また、ＥＲは電気化学的隙間腐食特
性値を示し、この値は、C.I.値の増大と共に大きくな
る。
然腐食電位である。また、ＥＲは電気化学的隙間腐食特
性値を示し、この値は、C.I.値の増大と共に大きくな
る。
また、Ｂ環境を硫酸主体で、これに鉄イオン、塩化イオ
ンが共存した腐食環境条件として硫酸（５０％）＋第二
鉄イオン（1000ppm)＋塩化物イオン(1000ppm)の環境で
模擬し、この環境での腐食減量測定試験を実施した。す
なわち、１８Cr−１０Ni−2.5Mo−１Cu−0.15Ｎをベー
スに、Cr，Ni，Mo，Cu，Ｎをそれぞれ変化させた鋼種に
より、腐食速度の合金成分量依存性を明確にすることに
より、それぞれの合金成分について多重回帰して得られ
た耐全面腐食性に対する耐全面腐食性指数（G.I.値）を
初めて明らかにした。
ンが共存した腐食環境条件として硫酸（５０％）＋第二
鉄イオン（1000ppm)＋塩化物イオン(1000ppm)の環境で
模擬し、この環境での腐食減量測定試験を実施した。す
なわち、１８Cr−１０Ni−2.5Mo−１Cu−0.15Ｎをベー
スに、Cr，Ni，Mo，Cu，Ｎをそれぞれ変化させた鋼種に
より、腐食速度の合金成分量依存性を明確にすることに
より、それぞれの合金成分について多重回帰して得られ
た耐全面腐食性に対する耐全面腐食性指数（G.I.値）を
初めて明らかにした。
G.I.値（General Corrosion Index；耐全面腐食性指
数）＝−Cr＋3.6Ni＋4.7Mo＋11.5Cu このG.I.値から、耐全面腐食性向上には、Ni，Mo，Cuの
共存添加が極めて有効であり、逆に硫酸のような還元性
環境ではCrの添加は、効果が小さいことを示している。
数）＝−Cr＋3.6Ni＋4.7Mo＋11.5Cu このG.I.値から、耐全面腐食性向上には、Ni，Mo，Cuの
共存添加が極めて有効であり、逆に硫酸のような還元性
環境ではCrの添加は、効果が小さいことを示している。
得られたG.I.値と各種実用鋼のC.R.(Corrosion Rate；
腐食速度）との関係を第２図に示した。この結果からG.
I.値：６０以上で腐食速度は合金成分に依存しなくなる
ため、耐全面腐食性は、G.I.値：６０以上で充分確保さ
れることが明らかとなった。第２図の横軸はG.I.値(Gen
eral Corrosion Index；耐全面腐食性指数）＝−Cr＋3.
6Ni＋4.7Mo＋11.5Cuで、耐全面腐食性を示す指数、縦軸
は腐食速度を示す。図中、Ａの矢印範囲は、G.I.値６０
以上の本発明鋼の有効範囲を示している。また各測定点
の添字はそれぞれが市販実用ステンレス鋼を示した。ま
た、第２図中の点１、２は当実験での測定点を示す。
腐食速度）との関係を第２図に示した。この結果からG.
I.値：６０以上で腐食速度は合金成分に依存しなくなる
ため、耐全面腐食性は、G.I.値：６０以上で充分確保さ
れることが明らかとなった。第２図の横軸はG.I.値(Gen
eral Corrosion Index；耐全面腐食性指数）＝−Cr＋3.
6Ni＋4.7Mo＋11.5Cuで、耐全面腐食性を示す指数、縦軸
は腐食速度を示す。図中、Ａの矢印範囲は、G.I.値６０
以上の本発明鋼の有効範囲を示している。また各測定点
の添字はそれぞれが市販実用ステンレス鋼を示した。ま
た、第２図中の点１、２は当実験での測定点を示す。
このように煙突環境で要求される腐食特性は、耐隙間腐
食性と耐全面腐食性の二つの特性を満足する必要があ
り、その観点から煙突環境中における材料の腐食特性を
各合金元素依存性で整理した結果、それぞれの特性を満
足するためにはCr，Ni，Mo添加をベースにCu，Ｎを同時
に共存添加することが必須である。
食性と耐全面腐食性の二つの特性を満足する必要があ
り、その観点から煙突環境中における材料の腐食特性を
各合金元素依存性で整理した結果、それぞれの特性を満
足するためにはCr，Ni，Mo添加をベースにCu，Ｎを同時
に共存添加することが必須である。
G.I.値、C.I.値の指標を明確にし、それぞれの隙間腐食
特性値、全面腐食特性値の限界値を明確にすることによ
り、煙突・煙道環境に最適な優れた耐食性を有した高合
金ステンレス鋼を開発した。硫酸塩環境（Ａ）は脱硫装
置環境条件にも類似しており、上記結果から脱硫装置材
料としても有効である。
特性値、全面腐食特性値の限界値を明確にすることによ
り、煙突・煙道環境に最適な優れた耐食性を有した高合
金ステンレス鋼を開発した。硫酸塩環境（Ａ）は脱硫装
置環境条件にも類似しており、上記結果から脱硫装置材
料としても有効である。
経済性，製造性を考慮するとG.I.値の上限は90以下に、
C.I.値の上限は５０以下とすることが望ましい範囲であ
る。
C.I.値の上限は５０以下とすることが望ましい範囲であ
る。
従って、 G.I.値；３５〜５０ C.I.値；６０〜９０ の範囲を満足する材料で、かつ、δCaL＝−１０〜１を
同時に満足する高合金ステンレス鋼として求めた材料の
例を表−１に示した。また、第３図に従来鋼との比較
で、本発明の範囲（ハッチングで示した領域）と、表−
１の本発明鋼の位置を黒○点で示した。
同時に満足する高合金ステンレス鋼として求めた材料の
例を表−１に示した。また、第３図に従来鋼との比較
で、本発明の範囲（ハッチングで示した領域）と、表−
１の本発明鋼の位置を黒○点で示した。
以下にG.I.値、C.I.値を満足する成分の限定理由を述べ
る。
る。
Ｃ；Ｃは、ステンレス鋼の耐食性に有害であるが強度の
観点からはある程度の含有量は必要である。0.004％未
満の極低炭素量では製造コストが高くなる。また、0.05
％を越えると耐食性を大幅に劣化させるため0.004〜0.0
5％とした。
観点からはある程度の含有量は必要である。0.004％未
満の極低炭素量では製造コストが高くなる。また、0.05
％を越えると耐食性を大幅に劣化させるため0.004〜0.0
5％とした。
Si；Siは、ステンレス鋼の硫酸環境での耐食性を向上さ
せ、また、耐酸化性にも有効な元素であり、５％を越え
ると熱間加工性を劣化させる。
せ、また、耐酸化性にも有効な元素であり、５％を越え
ると熱間加工性を劣化させる。
Mn；Mnはオーステナイト安定化元素であり、高価なNiの
代替として添加することが可能であるが、本発明で対象
とする硫酸塩−硫酸系での耐食性は、Mn量が２％を越え
ると効果なく耐食性、耐酸化性をいずれも劣化させるの
で上限を２％とした。
代替として添加することが可能であるが、本発明で対象
とする硫酸塩−硫酸系での耐食性は、Mn量が２％を越え
ると効果なく耐食性、耐酸化性をいずれも劣化させるの
で上限を２％とした。
Cr；Crは本発明の基本成分である。硫酸塩−硫酸を含む
煙突環境などの高い耐食性の要求される環境ではNi，M
o，Cu，Ｎと共存の形でも１８％以上の添加が必要であ
る。多いほど耐食性，耐酸化性は向上するが、２５％を
越えると耐食性は飽和し、かつ、作り込みが難しく経済
的にも高価になる。
煙突環境などの高い耐食性の要求される環境ではNi，M
o，Cu，Ｎと共存の形でも１８％以上の添加が必要であ
る。多いほど耐食性，耐酸化性は向上するが、２５％を
越えると耐食性は飽和し、かつ、作り込みが難しく経済
的にも高価になる。
Ni；NiはCrとともに本発明鋼の基本成分である。硫酸塩
−硫酸を含む煙突・煙道環境など高い耐食性が要求され
る環境ではCr，Mo，Cu，Ｎと共存して用いられ、耐食
性、耐酸化性を向上させ、かつオーステナイト相を安定
化するために１４％以上の添加が必要である。２４％を
越えると耐食性は飽和し経済的にも高価となる。
−硫酸を含む煙突・煙道環境など高い耐食性が要求され
る環境ではCr，Mo，Cu，Ｎと共存して用いられ、耐食
性、耐酸化性を向上させ、かつオーステナイト相を安定
化するために１４％以上の添加が必要である。２４％を
越えると耐食性は飽和し経済的にも高価となる。
Mo；MoはCr，Ni，Cu，Ｎと共存の形で硫酸塩−硫酸を含
む煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な
元素である。１〜4.5％の添加でCr，Ni，Cu，Ｎと共存
して極めて効果的となる。１％未満では耐食性が不十分
となるが、4.5％を越えても耐食性の改善にそれほど寄
与しないし、かつ高価となる。
む煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な
元素である。１〜4.5％の添加でCr，Ni，Cu，Ｎと共存
して極めて効果的となる。１％未満では耐食性が不十分
となるが、4.5％を越えても耐食性の改善にそれほど寄
与しないし、かつ高価となる。
Cu；CuはCr，Ni，Mo，Ｎと共存の形で硫酸塩−硫酸を含
む煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な
元素である。0.5％以上の添加で共存添加効果が著し
く、他方2.0％を越えると耐食性は飽和し、かつ、熱間
加工性を劣化させる。
む煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な
元素である。0.5％以上の添加で共存添加効果が著し
く、他方2.0％を越えると耐食性は飽和し、かつ、熱間
加工性を劣化させる。
Ｎ；ＮはCr，Ni，Mo，Cuと共存の形で硫酸塩硫酸を含む
煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な元
素である。0.01％以上の添加で耐隙間腐食性を向上させ
る。添加量が多いほど耐隙間腐食性を向上させるが、0.
3％を越えるとその効果はほぼ飽和する。
煙突・煙道環境などで高い耐食性を得るために必須な元
素である。0.01％以上の添加で耐隙間腐食性を向上させ
る。添加量が多いほど耐隙間腐食性を向上させるが、0.
3％を越えるとその効果はほぼ飽和する。
Ｗ；Ｗはステンレス鋼の耐食性、耐隙間腐食性を向上さ
せるので、環境に応じて２％以下で添加する。２％を越
えるとその効果は飽和する。
せるので、環境に応じて２％以下で添加する。２％を越
えるとその効果は飽和する。
Ｖ；Ｖはステンレス鋼の耐食性、耐隙間腐食性を向上さ
せるので、環境に応じて0.5％以下で添加する。0.5％を
越えるとその効果は飽和する。
せるので、環境に応じて0.5％以下で添加する。0.5％を
越えるとその効果は飽和する。
Zr；Zrはステンレス鋼の耐食性、耐隙間腐食性を向上さ
せるので、環境に応じて１％以下で添加する。１％を越
えるとその効果は飽和する。
せるので、環境に応じて１％以下で添加する。１％を越
えるとその効果は飽和する。
Sn；Snはステンレス鋼の耐食性、耐隙間腐食性を向上さ
せるので、環境に応じて0.1％以下で添加する。0.1％を
越えるとその効果は飽和する。
せるので、環境に応じて0.1％以下で添加する。0.1％を
越えるとその効果は飽和する。
Nb；NbはＮと同様にステンレス鋼の強度を増し、またＣ
を固定し耐食性を向上させるため、環境に応じて１％以
下で選択添加される。１％を越えると熱間加工性を劣化
させる。
を固定し耐食性を向上させるため、環境に応じて１％以
下で選択添加される。１％を越えると熱間加工性を劣化
させる。
Ti；Tiは、Ｃを固定し耐食性を向上させ、またCaと共存
してＯを固定しSi，Mnの酸化物の生成を抑制し、熱間加
工性と耐食性を向上させるため環境によって１％以下で
添加される。１％を越えると熱間加工性を劣化させる。
してＯを固定しSi，Mnの酸化物の生成を抑制し、熱間加
工性と耐食性を向上させるため環境によって１％以下で
添加される。１％を越えると熱間加工性を劣化させる。
Ａ；Ａは脱酸剤として0.05％以下の範囲で添加され
る。0.05％を越えると耐食性、熱間加工性を劣化させ
る。
る。0.05％を越えると耐食性、熱間加工性を劣化させ
る。
Ｐ；Ｐは耐食性および熱間加工性の観点から少ないこと
が望ましい。0.03％を越えると熱間加工性を劣化させ
る。さらに硫酸塩−硫酸中での耐食性も著しく劣化す
る。
が望ましい。0.03％を越えると熱間加工性を劣化させ
る。さらに硫酸塩−硫酸中での耐食性も著しく劣化す
る。
Ｓ；Ｓは耐食性よりも熱間加工性に著しく影響する元素
で低いほど良い。上限を0.010％(100ppm)とした。
で低いほど良い。上限を0.010％(100ppm)とした。
Ca，Ce；Ca，Ceは脱酸・脱硫剤として0.001〜0.03％の
範囲で添加される。これを越えても効果がない。また、
Ca，Ceは低Ｓ鋼中でＡと共存してＯを固定し、MnSの
生成を防止し、熱間加工性を大幅に改善する。
範囲で添加される。これを越えても効果がない。また、
Ca，Ceは低Ｓ鋼中でＡと共存してＯを固定し、MnSの
生成を防止し、熱間加工性を大幅に改善する。
Ｏ；ＯもＳと同じように熱間加工性に著しく影響する元
素であり、低いほど良い。Ｏは５０ppm以下とした。
素であり、低いほど良い。Ｏは５０ppm以下とした。
また、Ｓ，ＯについてはCa，Ceとの複合効果により、
（Ｓ＋Ｏ−0.8Ca−0.3Ce）≦４０ppmを満足するように
添加することが必要である。すなわちCa，Ceは低Ｓ鋼中
でＡと共存してＳやＯを固定し、Cr−Ni−Mo−Cu−Ｎ
合金の熱間加工性を大幅に改善する。
（Ｓ＋Ｏ−0.8Ca−0.3Ce）≦４０ppmを満足するように
添加することが必要である。すなわちCa，Ceは低Ｓ鋼中
でＡと共存してＳやＯを固定し、Cr−Ni−Mo−Cu−Ｎ
合金の熱間加工性を大幅に改善する。
さらに、各元素を重量％で表示したδCaL値＝３（Cr＋
1.5Si＋Mo）−2.8(Ni＋0.5Mn＋30C＋30N＋0.5Cu）−19.
8は、凝固組織中のδフェライト量の比率を表わす。δ
フェライトが現れると、τ粒界へのＳやＯの偏析を軽減
する。δフェライト（％）量を−１０％より大きく、１
％より小さい範囲で、（Ｓ＋Ｏ−0.8Ca−0.3Ce)≦４０p
pmの作用と相乗効果が発揮され熱間加工性を大幅に改善
する。
1.5Si＋Mo）−2.8(Ni＋0.5Mn＋30C＋30N＋0.5Cu）−19.
8は、凝固組織中のδフェライト量の比率を表わす。δ
フェライトが現れると、τ粒界へのＳやＯの偏析を軽減
する。δフェライト（％）量を−１０％より大きく、１
％より小さい範囲で、（Ｓ＋Ｏ−0.8Ca−0.3Ce)≦４０p
pmの作用と相乗効果が発揮され熱間加工性を大幅に改善
する。
表−１は本発明鋼並びに比較鋼の化学成分組成を示すも
ので、それぞれ電気炉-AOD，及び電気炉-VAC法によって
溶製した。
ので、それぞれ電気炉-AOD，及び電気炉-VAC法によって
溶製した。
これらの溶鋼を連鋳スラブに通常条件で鋳造した。さら
に、1150℃から1250℃で0.5〜1.0時間のソーキング処理
を施した。表面手入れ後ステンレス鋼用条件で熱間圧延
した。本鋼を溶体化処理後、試験に供した。さらに、表
−１は本発明鋼と比較鋼の耐隙間腐食性、耐全面腐食性
を比較したものである。
に、1150℃から1250℃で0.5〜1.0時間のソーキング処理
を施した。表面手入れ後ステンレス鋼用条件で熱間圧延
した。本鋼を溶体化処理後、試験に供した。さらに、表
−１は本発明鋼と比較鋼の耐隙間腐食性、耐全面腐食性
を比較したものである。
隙間腐食性試験は、第４図に示したようにＡ環境模擬試
験液中で隙間付腐食試験片を用い、自然電位（ＥREST）
より電位をアノード方向に５０mv/minで掃引したとき電
流密度が１０mA/cm2に到達した時点でその電流に１０分
間保持したのち、逆方向に電位を再び５０mv/minで掃引
したとき電流密度が零になる電位をＥＲと規定する。こ
の電位（ＥＲ）が自然電位（ＥREST）より大きい時自然
状態で隙間腐食は生成しない。また、全面腐食性は、Ｂ
環境模擬試験液中での腐食試験を実施し、重量減少から
腐食速度を求めた。
験液中で隙間付腐食試験片を用い、自然電位（ＥREST）
より電位をアノード方向に５０mv/minで掃引したとき電
流密度が１０mA/cm2に到達した時点でその電流に１０分
間保持したのち、逆方向に電位を再び５０mv/minで掃引
したとき電流密度が零になる電位をＥＲと規定する。こ
の電位（ＥＲ）が自然電位（ＥREST）より大きい時自然
状態で隙間腐食は生成しない。また、全面腐食性は、Ｂ
環境模擬試験液中での腐食試験を実施し、重量減少から
腐食速度を求めた。
その結果、本発明鋼は比較鋼に対して耐隙間腐食性、耐
全面腐食性が共に優れた材料であることが明らかであ
る。表中の数字のアンダーラインは、本発明鋼と異なる
比較鋼の成分及び指数（δCaL，C.I.値，G.I.値）を示
している。
全面腐食性が共に優れた材料であることが明らかであ
る。表中の数字のアンダーラインは、本発明鋼と異なる
比較鋼の成分及び指数（δCaL，C.I.値，G.I.値）を示
している。
以上述べたように従来採用されていた煙突・煙道及び脱
硫装置用鋼材は硫酸環境のみを対象として来たが、本発
明は、環境同定を明確にしたことにより、煙突など実環
境に適した耐食性材料を開発したものである。従来鋼に
比して優れた耐食性を有し、かつ最小限の合金元素添加
としたので経済的にも優れたものである。
硫装置用鋼材は硫酸環境のみを対象として来たが、本発
明は、環境同定を明確にしたことにより、煙突など実環
境に適した耐食性材料を開発したものである。従来鋼に
比して優れた耐食性を有し、かつ最小限の合金元素添加
としたので経済的にも優れたものである。
第１図は環境の電位と耐隙間腐食性との関係を示す図、
第２図はG.I.値とC.R.（腐食速度）との関係を示す図、
第３図は従来鋼と本発明鋼の耐全面腐食性指数と耐隙間
腐食性指数とを示す図、第４図(a)は隙間付腐食試験片
の形状を示す図、第４図(b)は隙間腐食評価法の説明図
表である。
第２図はG.I.値とC.R.（腐食速度）との関係を示す図、
第３図は従来鋼と本発明鋼の耐全面腐食性指数と耐隙間
腐食性指数とを示す図、第４図(a)は隙間付腐食試験片
の形状を示す図、第４図(b)は隙間腐食評価法の説明図
表である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 阿部 雅之 福岡県北九州市八幡東区枝光１―１―１ 新日本製鐵株式會社第３技術研究所内 (72)発明者 安保 秀雄 神奈川県相模原市淵野辺５―10―１ 新日 本製鐵株式會社第２技術研究所内 (72)発明者 松本 竹二 広島県広島市西区観音新町４丁目６番22号 三菱重工業株式会社広島製作所内 (72)発明者 江原 隆一郎 広島県広島市西区観音新町４丁目６番22号 三菱重工業株式会社広島研究所内 (72)発明者 中本 英雄 広島県広島市西区観音新町４丁目６番22号 三菱重工業株式会社広島研究所内 (56)参考文献 特開 昭50−59405（ＪＰ，Ａ) 特開 昭56−33482（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−91888（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−182956（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−130264（ＪＰ，Ａ)
Claims (3)
- 【請求項１】Ｃ；0.004〜0.05％、Si；５％以下、Mn；
２％以下、Cr；１８〜２５％、Ni；１４〜２４％，Mo；
１〜4.5％，Cu；0.5〜2.0％，Ａ；0.05％以下、Ｎ；
0.01〜0.3％を含み、Ｐ；0.03％以下，Ｓ；100ppm以
下，Ｏ；５０ppm以下で、残部が実質的にFeと不可避的
不純物からなる合金において、次式の各成分の複合添加
を基本に煙突・煙道および脱硫装置環境での耐全面腐食
性と耐隙間腐食性の二つの特性を同時に確保するため重
量パーセントで表示した G.I.値（General Corrosion Index；耐全面腐食性指
数）＝−Cr＋3.6Ni＋4.7Mo＋11.5Cuが６０≦G.I.≦９０
でかつ、 C.I.値（Crevice Corrosion Index；耐隙間腐食性指
数）＝Cr＋0.4Ni＋2.7Mo＋Cu＋18.7Nが３５≦C.I.≦５
０であることを特徴とする耐食性の優れた煙突・煙道お
よび脱硫装置用高合金ステンレス鋼。 - 【請求項２】さらにＷ；２％以下，Nb；１％以下，Ｖ；
0.5％以下，Ti；１％以下，Zr；１％以下，Sn；0.1％以
下をそれぞれ１種または２種以上含有することを特徴と
する請求項１記載の耐食性の優れた煙突・煙道および脱
硫装置用高合金ステンレス鋼。 - 【請求項３】さらにCaあるいはCeの１種あるいは２種を
0.001〜0.03％含有しかつ、δCaL値＝３（Cr＋1.5Si＋M
o）−2.8(Ni＋0.5Mn＋30C＋30N＋0.5Cu）−19.8が−１
０≦δCaL≦１の範囲を有し、かつ含有成分をppmで表示
した〔Ｓ＋Ｏ−0.8Ca−0.3Ce〕(ppm)≦４０であること
を特徴とする請求項１または２記載の耐食性の優れた煙
突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP32557088A JPH068485B2 (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP32557088A JPH068485B2 (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH02170946A JPH02170946A (ja) | 1990-07-02 |
| JPH068485B2 true JPH068485B2 (ja) | 1994-02-02 |
Family
ID=18178362
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP32557088A Expired - Lifetime JPH068485B2 (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 耐食性の優れた煙突・煙道および脱硫装置用高合金ステンレス鋼 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH068485B2 (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2774709B2 (ja) * | 1991-05-22 | 1998-07-09 | 日本冶金工業 株式会社 | 熱間加工性に優れた耐硫酸露点腐食ステンレス鋼 |
| JP3306572B2 (ja) * | 1995-08-25 | 2002-07-24 | 新日本製鐵株式会社 | 耐孔あき性およびさびの密着性に優れた煙突・煙道用鋼 |
| JP2002241900A (ja) * | 1997-08-13 | 2002-08-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐硫酸腐食性と加工性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
| JPH11106872A (ja) * | 1997-09-30 | 1999-04-20 | Nkk Corp | 熱間加工性に優れた耐硫酸露点腐食用ステンレス鋼 |
| JP3294282B2 (ja) * | 1998-08-10 | 2002-06-24 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫酸腐食性と加工性に優れたオーステナイト系ステンレス鋼 |
| JP3736631B2 (ja) * | 2002-05-10 | 2006-01-18 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | 耐硫酸腐食性および耐孔食性に優れたケミカルタンク用鋼 |
| ATE315113T1 (de) * | 2002-07-02 | 2006-02-15 | Firth Ag | Stahllegierung |
| JP2004043844A (ja) * | 2002-07-09 | 2004-02-12 | Nippon Steel Corp | 流体部品 |
| CN100447283C (zh) * | 2006-01-13 | 2008-12-31 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种耐高温硫化物、铵盐腐蚀用不锈钢铸材及其制造方法 |
| JP2007285606A (ja) * | 2006-04-17 | 2007-11-01 | Nippon Steel Corp | 空気予熱器用伝熱管 |
| CN101946016B (zh) | 2008-02-27 | 2012-10-31 | 住友金属工业株式会社 | 抗渗碳性金属材料 |
| CA2830155C (en) | 2011-06-24 | 2015-12-29 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Carburization resistant metal material |
| JP6070009B2 (ja) * | 2012-09-24 | 2017-02-01 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 煙突筒身設置方法 |
| US11041232B2 (en) | 2016-04-06 | 2021-06-22 | Nippon Steel Corporation | Austenitic stainless steel and production method therefor |
-
1988
- 1988-12-23 JP JP32557088A patent/JPH068485B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH02170946A (ja) | 1990-07-02 |
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