船舶壓載艙用鋼材及船舶
[0001] 本發明係有關於一種使用於煤船、礦石船、礦石．媒兼用船、原油油輪、LPG船、LNG船、化學液體船、貨櫃船、散貨船、木材專用船、木片專用船、冷凍搬運船、汽車專用船、重物搬運船、RORO船、石灰石專用船及水泥專用船等船舶的鋼材，尤其係有關於一種對處於海水所引起之嚴峻的腐蝕環境下的壓載艙可發揮優良的耐蝕性，同時可發揮優良的耐層狀撕裂性的船舶壓載艙用鋼材。此外，此處所稱船舶壓載艙用鋼材，理當包含厚鋼板，且包含薄鋼板及型鋼。 又，本發明係有關於一種使用上述鋼材而成的船舶。
[0002] 船舶的壓載艙，在無裝載物時，係擔負注入海水而使船舶能夠穩定航行的作用，係處於極為嚴峻的腐蝕環境下。因此，使用於船舶的壓載艙之鋼材的防蝕，通常係使用環氧系塗料來實施防蝕塗裝。 [0003] 惟，即使採取此種防蝕對策，壓載艙的腐蝕環境仍舊處於嚴峻狀態。 亦即，當海水注入壓載艙時完全浸泡於海水的部分發揮其電防蝕之機能時，可抑制腐蝕的進行。然而，未發揮電防蝕之機能時，則會因海水而引起劇烈的腐蝕。又，海水未注入至壓載艙時，壓載艙全體完全未發揮電防蝕作用，因殘留附著鹽分的作用而承受劇烈的腐蝕。 [0004] 處於此種嚴峻腐蝕環境下的壓載艙之防蝕塗膜的壽命，一般而言為約15年，係船舶壽命(約25年)的2/3左右。從而，剩餘的約10年，現況在於藉由進行修補塗裝，來維持耐蝕性。然而，壓載艙由於係處於如上述之嚴峻的腐蝕環境下，縱使進行修補塗裝，其效果亦不易長期持續。而且，修補塗裝由於要在狹小的空間進行作業，以作業環境而言較不理想。 因此，便企望開發出一種能夠盡可能地延長修補塗裝前的時間，並能夠盡可能地減輕修補塗裝作業之耐蝕性優良的鋼材。 [0005] 為因應上述要求，自昔至今已有人提出各種鋼材。 例如專利文獻1中揭露： 「一種鋼材，其特徵為：其化學組成，以質量%計為C：0.01～0.20%、Si：0.01～1.00%、Mn：0.05～3.00%、Sn：0.01～0.50%、O：0.0001～0.0100%、Cu：0～未達0.10%、Cr：0～未達0.10%、Mo：0～未達0.050%、W：0～未達0.050%、Cu+Cr：0～未達0.10%、Mo+W：0～未達0.050%、Sb：0～未達0.05%、Ni：0～0.05%、Nb：0～0.050%、V：0～0.050%、Ti：0～0.020%、Al：0～0.100%、Ca：0～未達0.0100%、Mg：0～0.0100%、REM：0～0.0100%、P：0.05%以下、S：0.01%以下，其餘：Fe及雜質；具有肥粒鐵之軟質組織、與波來鐵、變韌鐵、及麻田散鐵之硬質組織；前述硬質組織中的Sn濃度對前述軟質組織中的Sn濃度的比之Sn濃度比為1.2以上且未達6.0。」。 又，專利文獻2中揭露： 「一種耐蝕性及焊接部的連接部疲勞特性優良的壓載艙用鋼材，其特徵為含有以質量%計為C：0.01～0.20%、Si：0.03%以上且未達0.60%、Mn：0.5～2.0%、P：0.01%以下、S：0.005%以下、sol.Al：超過0.006%且為0.10%以下、Sn：0.02～0.40%者，包含合計為0.03～1.0%之選自Cr、Mo及W的1種以上，且其餘由Fe及雜質所構成。」。 [先前技術文獻] [專利文獻] [0006] [專利文獻1]日本專利第5839151號公報 [專利文獻2]日本特開2012-57236號公報
[發明所欲解決之課題] [0007] 此外，在船舶中，一般係對各種部位實施焊接，於多數部位的焊接連接部，會沿板厚方向承受拉伸應力。而且，於此種焊接連接部，近來已闡明有發生層狀撕裂的危險性。於此，所稱層狀撕裂，係指在十字形連接部、T形連接部、方形連接部等沿板厚方向承受拉伸應力的焊接連接部，因拉伸應力而沿與鋼板表面平行的方向，於鋼材內部加深龜裂而產生破裂的現象。 因此，船舶壓載艙用鋼材，除上述船舶的壓載艙在使用環境下的耐蝕性外，亦要求耐層狀撕裂性優良。 [0008] 然而，專利文獻1及2均完全未考量到在焊接連接部發生層狀撕裂的風險，且未考量到任何關於耐層狀撕裂性者。 [0009] 本發明係有鑑於上述現況而開發者，茲以提供一種船舶的壓載艙在使用環境下的耐蝕性優異，且耐層狀撕裂性亦優良的船舶壓載艙用鋼材為目的。 又，本發明係以提供一種使用上述之船舶壓載艙用鋼材而成的原油油輪為目的。 [解決課題之手段] [0010] 從而，本案發明人等為解決上述課題而致力反覆研究，獲得以下見解： (1) 要提升壓載艙在使用環境下的耐蝕性，與Sn共同複合添加選自W、Mo、Sb及Si當中的1種或2種以上係屬有效。 (2) 另一方面，基於耐層狀撕裂性觀點，減少鋼中的S量並同時減少Sn係屬有效。 [0011] 如此，基於提升壓載艙在使用環境下的耐蝕性的觀點，添加Sn係屬有效，但基於耐層狀撕裂性的觀點，減少Sn則屬有效。因此，本案發明人等以上述見解為基礎，為了兼具耐蝕性與耐層狀撕裂性而進一步反覆研究。 [0012] 其結果，獲得以下見解： (3) 只要抑制Sn的中心偏析，使Sn朝鋼材全體極力擴散，即使含有一定量的Sn也能獲得優良的耐層狀撕裂性； (4) 又，只要與Sn共同複合添加W、Mo、Sb及Si，並將以此等的含量所定義之ACB值調整於既定的範圍，即使減少Sn量，仍可獲得船舶壓載艙在使用環境下的優良耐蝕性； (5) 亦即，只要將Sn量以與W、Mo、Sb及Si量的關係適確地調整，同時抑制Sn的中心偏析，使Sn朝鋼材全體擴散，則可兼具船舶壓載艙在使用環境下的耐蝕性與耐層狀撕裂性。 又，獲得以下見解： (6) 依據S量嚴謹地控制Sn量，可進一步提升耐層狀撕裂性。 本發明係基於上述見解，進一步反覆研究而完成者。 [0013] 亦即，本發明之要旨構成如下。 1.一種船舶壓載艙用鋼材，其係具有：以質量%計含有 C：0.03～0.18%、 Mn：0.10～2.00%、 P：0.030%以下、 S：0.0070%以下、 Al：0.001～0.100%、 Sn：0.01～0.20%及 N：0.0080%以下； 同時選自 W：0.01～0.50%、 Mo：0.01～0.50%、 Sb：0.01～0.30%及 Si：0.01～1.50% 當中的1種或2種以上；且含有其餘由Fe及無可避免之雜質所構成的成分組成，而且 下式(1)所定義之ACB值為0.50以下，且 下式(2)所定義之Sn偏析度未達18； ACB={1-(0.8×[%W]+0.5×[%Mo])0.3
}×{1-([%Sn]+0.4×[%Sb])0.3
}×{1-(0.05×[%Si])0.3
}---(1) [Sn偏析度]=[中心偏析部的Sn濃度]/[平均Sn濃度]--- (2) 於此，[%W]、[%Mo]、[%Sn]、[%Sb]及[%Si]分別為成分組成中W、Mo、Sn、Sb及Si的含量(質量%)。 [0014] 2.如前述1之船舶壓載艙用鋼材，其中前述成分組成中的S含量與Sn含量係滿足下式(3)之關係： 10000×[%S]×[%Sn]2
≦1.40 --- (3) 於此，[%S]及[%Sn]分別為成分組成中S及Sn的含量(質量%)。 [0015] 3.如前述1或2之船舶壓載艙用鋼材，其中前述成分組成進一步以質量%計含有選自 Cu：0.01～0.50%、 Ni：0.01～0.50%、 Cr：0.01～0.50%及 Co：0.01～0.50% 當中的1種或2種以上。 [0016] 4.如前述1～3中任一項之船舶壓載艙用鋼材，其中前述成分組成進一步以質量%計含有選自 Ti：0.001～0.100%、 Zr：0.001～0.100%、 Nb：0.001～0.100%及 V：0.001～0.100% 當中的1種或2種以上。 [0017] 5.如前述1～4中任一項之船舶壓載艙用鋼材，其中前述成分組成進一步以質量%計含有選自 Ca：0.0001～0.0100%、 Mg：0.0001～0.0200%及 REM：0.0002～0.2000% 當中的1種或2種以上。 [0018] 6.如前述1～5中任一項之船舶壓載艙用鋼材，其中前述成分組成進一步以質量%計含有 B：0.0001～0.0300%。 [0019] 7.一種船舶，其係使用如前述1～6中任一項之船舶壓載艙用鋼材而成。 [發明之效果] [0020] 根據本發明，可獲得一種船舶的壓載艙在使用環境下的耐蝕性優異，且耐層狀撕裂性亦優良的船舶壓載艙用鋼材。 而且，藉由將本發明之船舶壓載艙用鋼材應用於船舶的壓載艙，可確保高安全性，同時可降低壓載艙的檢查或塗裝所需的費用。
[實施發明之形態] [0021] 以下，具體地說明本發明。首先，針對在本發明中將鋼的成分組成限定於前述範圍的理由加以說明。此外，鋼的成分組成中元素的含量的單位皆為「質量%」，以下，除非特別合先敘明，否則僅以「%」表示。 [0022] C：0.03～0.18% C為確保鋼的強度所需之元素。為獲得此種效果，C量係取0.03%以上。惟，C量若超過0.18%，則焊接性及焊接熱影響部的韌性會劣化。從而，C量係取0.03～0.18%的範圍。較佳為0.04%以上、0.16%以下。 [0023] Mn：0.10～2.00% Mn為用來提高鋼的強度之元素。為獲得此種效果，Mn量係取0.10%以上。惟，Mn量若超過2.00%，則鋼的韌性及焊接性會劣化。又，因Mn的中心偏析，使耐層狀撕裂性亦劣化。從而，Mn量係取0.10～2.00%的範圍。較佳為0.60%以上、1.80%以下。更佳為0.80%以上、1.60%以下。 [0024] P：0.030%以下 P會使韌性及焊接性劣化。因此，P量係取0.030%以下。較佳為0.025%以下。更佳為0.015%以下。此外，就其下限不特別限定，較佳取0.003%。 [0025] S：0.0070%以下 S為參與耐層狀撕裂性的重要元素。亦即，S為會形成大體積的MnS，其為非金屬夾雜物，此MnS會成為層狀撕裂的起點。尤其是，S量超過0.0070%的話，會導致耐層狀撕裂性大幅劣化。從而，S量係取0.0070%以下。較佳為0.0060%以下。更佳為0.0050%以下。此外，就其下限不特別限定，較佳取0.0003%。 [0026] Al：0.001～0.100% Al為添加作為脫氧劑之元素，Al量係取0.001%以上。惟，Al量若超過0.100%，則鋼的韌性會劣化。因此，Al量係取0.001～0.100%的範圍。 [0027] Sn：0.01～0.20% Sn係為了提升壓載艙在使用環境下的耐蝕性所需的元素，同時為參與耐層狀撕裂性的重要元素。具體而言，Sn為可提升耐蝕性，但另一面會使耐層狀撕裂性劣化的元素。 亦即，Sn在壓載艙的使用環境下，會隨著腐蝕的進行，摻入至鋼材表面的鐵鏽中，藉此使鐵鏽粒子變得更微細。然後，隨著鐵鏽粒子變得更微細，抑制Fe的陽極反應，進而抑制腐蝕。此種效果可藉由將Sn量取0.01%以上而顯現。較佳為0.02%以上。 另一方面，由於Sn易偏析於鋼材中心部，且於此種偏析部，硬度會顯著增大，以致耐層狀撕裂性劣化。尤其是Sn量超過0.20%的話，耐層狀撕裂性會大幅劣化。從而，基於確保耐層狀撕裂性的觀點，Sn量係取0.20%以下。較佳為0.15%以下。更佳為0.10%以下。 [0028] N：0.0080%以下 N為會使韌性劣化的有害元素，故以極力減少為佳。尤其是N量超過0.0080%的話，韌性會大幅劣化。從而，N量係取0.0080%以下。較佳為0.0070%。此外，就其下限不特別限定，較佳取0.0005%。 [0029] 選自W：0.01～0.50%、Mo：0.01～0.50%、Sb：0.01～0.30%及Si：0.01～1.50%當中的1種或2種以上 W、Mo、Sb及Si為透過與Sn共同複合添加，而能夠提升壓載艙在使用環境下的耐蝕性的元素。 諸如上述，Sn雖為可有效提升耐蝕性的元素，但基於耐層狀撕裂性觀點卻無法使其大量含有。因此，要兼具壓載艙在使用環境下的耐蝕性與耐層狀撕裂性，則需使其含有選自W：0.01～0.50%、Mo：0.01～0.50%、Sb：0.01～0.30%及Si：0.01～1.50%當中的1種或2種以上。 於此，Sb會隨著腐蝕的進行，朝鋼材表面溶出，而使鐵鏽粒子微細化。又，W、Mo及Si會各自以WO4 2-
、MoO4 2-
、SiO4 4-
游離，摻入至鐵鏽中，對鐵鏽賦予陽離子選擇穿透性，而電性抑制Cl-
等腐蝕性陰離子向鋼界面(鐵鏽層與基底鐵之界面)的穿透。 此等效果，在上述Sn之防蝕作用共存時更為顯著，W、Mo、Sb及Si量分別為0.01%以上則可顯現。惟，使任一種元素均大量含有時，則會使焊接性或韌性劣化，基於成本觀點亦屬不利。 從而，W量係取0.01～0.50%的範圍，Mo量係取0.01～0.50%的範圍，Sb量係取0.01～0.30%的範圍，Si量係取0.01～1.50%的範圍。 較佳的是，W量為0.02%以上、0.40%以下，Mo量為0.02%以上、0.40%以下，Sb量為0.02%以上、0.25%以下，Si量為0.03%以上、0.70%以下。 [0030] 如此，為了獲得壓載艙在使用環境下的優良耐蝕性，則需與Sn共同複合添加W、Mo、Sb及Si，但僅此而言仍不夠充分，重要的是將下式(1)所定義之ACB值調整於既定的範圍。 ACB={1-(0.8×[%W]+0.5×[%Mo])0.3
}×{1-([%Sn]+0.4×[%Sb])0.3
}×{1-(0.05×[%Si])0.3
}---(1) 於此，[%W]、[%Mo]、[%Sn]、[%Sb]及[%Si]分別為成分組成中W、Mo、Sn、Sb及Si的含量(質量%)。 此外，對於各元素的含量，未含有者係以「0」計算。 [0031] ACB值：0.50以下 ACB值為壓載艙在使用環境下的耐蝕性之指標，係如上述式(1)所示，由W、Mo、Sn、Sb及Si的含量所規定。而且，使ACB值為0.50以下，藉由複合添加既定量的Sn、與W、Mo、Sb及Si，可兼具壓載艙在使用環境下的耐蝕性與耐層狀撕裂性。由此種觀點而言，ACB值係取0.50以下。較佳為0.45以下，更佳為0.40以下。 [0032] 又，Sn所引起之耐層狀撕裂性的劣化機構係有別於S所引起之耐層狀撕裂性的劣化機構。惟，S與Sn所引起之耐層狀撕裂性的劣化彼此會相乘性地作用。因此，基於進一步提升耐層狀撕裂性的觀點，就S及Sn的含量，宜使其滿足下式(3)之關係： 10000×[%S]×[%Sn]2
≦1.40 --- (3) 於此，[%S]及[%Sn]分別為成分組成中S及Sn的含量(質量%)。 [0033] 上述(3)式係意指Sn量對耐層狀撕裂性的影響遠大於S量對其之影響。亦即，其意指在確保耐層狀撕裂性上，特別重要的是嚴謹地控管Sn。 於此，10000×[%S]×[%Sn]2
更佳定為1.20以下。就10000×[%S]×[%Sn]2
的下限而言不特別限定，較佳定為0.001。 此外，欲抑制層狀撕裂時，理當應以將S量與Sn量均限定於上述範圍為前提。 [0034] 以上，已針對基本成分加以說明，惟在本發明之船舶壓載艙用鋼材中，可適宜使其含有以下所述元素。 選自Cu：0.01～0.50%、Ni：0.01～0.50%、Cr：0.01～0.50%及Co：0.01～0.50%當中的1種或2種以上 Cu、Ni、Cr及Co會隨著腐蝕的進行而轉移至鐵鏽層中，而抑制Cl-
在鐵鏽層與基底鐵之界面的濃縮，由此有助於耐蝕性的提升。此種效果在Cu、Ni、Cr或Co量未達0.01%時無法充分地獲得。另一方面，Cu、Ni、Cr或Co量若超過0.50%，則會使焊接部的韌性劣化。 從而，使其含有Cu、Ni、Cr及Co時，其量均取0.01～0.50%的範圍。較佳為0.02%以上、0.40%以下。 [0035] 選自Ti：0.001～0.100%、Zr：0.001～0.100%、Nb：0.001～0.100%及V：0.001～0.100%當中的1種或2種以上 Ti、Zr、Nb及V，基於確保所要之強度的觀點，可單獨或複合性地添加。惟，使任一種元素均過量地含有時，則會使韌性及焊接性劣化。因此，使其含有Ti、Zr、Nb及V時，其量均取0.001～0.100%的範圍。較佳為0.005%以上、0.050%以下。 [0036] 選自Ca：0.0001～0.0100%、Mg：0.0001～0.0200%及REM：0.0002～0.2000%當中的1種或2種以上 Ca、Mg及REM，基於提升焊接部的韌性的觀點，可單獨或複合性地添加。惟，使任一種元素均過量地含有時，反而會導致焊接部的韌性劣化。又，也會增加成本。從而，使其含有Ca、Mg及REM時，Ca量係取0.0001～0.0100%、Mg量係取0.0001～0.0200%、REM量係取0.0002～0.2000%的範圍。 [0037] B：0.0001～0.0300% B為使鋼材的淬透性提升的元素。又，基於確保所要之強度的觀點，可使其含有B。由此種觀點而言，將B量取0.0001%以上係屬有效。惟，使B過量含有，尤其是B量超過0.0300%的話，則會導致韌性大幅劣化。從而，使其含有B時，其量係取0.0001～0.0300%的範圍。 [0038] 上述以外的成分為Fe及無可避免之雜質。 [0039] 以上，已針對本發明之船舶壓載艙用鋼材的成分組成加以說明，惟就本發明之船舶壓載艙用鋼材，如下控制Sn偏析度係極為重要。 Sn偏析度：未達18 由於Sn的中心偏析，偏析部的硬度會大幅增加。而且，此種偏析部會成為層狀撕裂發生的起點。亦即，要確保含有Sn的成分組成中優良的耐層狀撕裂特性，重要的是抑制Sn的中心偏析而抑制偏析部的硬度增加。由此種觀點而言，Sn偏析度係定為未達18。較佳為未達16。更佳為15以下。就其下限不特別限定，較佳定為2。 [0040] 此外，此處所稱Sn偏析度，係指在與鋼材的軋製方向平行地切割出來的剖面(與鋼材表面垂直的剖面)上，藉由電子束微分析器(以下表示為EPMA)的線分析所得之中心偏析部的Sn濃度對平均Sn濃度的比。 具體而言，設鋼材的厚度為t(mm)、寬度(與鋼材的軋製方向及厚度方向垂直的方向)為W(mm)時，首先，在與鋼材的軋製方向平行地切割出來的剖面(與鋼材表面垂直的剖面)之鋼材的厚度方向：(0.5±0.1)×t、軋製方向：15mm的面區域(即包含鋼材的厚度方向之中心位置的面區域)，以束徑：20μm、間距：20μm的條件實施Sn的EPMA面分析。此外，Sn的EPMA面分析係於1/4×W、1/2×W及3/4×W之位置此3個剖面視野實施。 接著，由上述EPMA面分析選出在各剖面視野中Sn濃度最高的位置，在該位置分別沿鋼材的厚度方向以束徑：5μm、間距：5μm的條件實施Sn的EPMA線分析。此外，在實施EPMA線分析之際，係由鋼材的表背面分別排除25μm前的區域。 然後，按每條測定線求出Sn濃度(質量濃度)的最大值，以此等的平均值作為中心偏析部的Sn濃度(質量濃度)，並以此中心偏析部的Sn濃度除以測定線之全部測定值的算術平均值，即平均Sn濃度(質量濃度)所得的值作為Sn偏析度。 亦即， [Sn偏析度]＝[中心偏析部的Sn濃度]/[平均Sn濃度]。 [0041] 諸如上述，本發明之船舶壓載艙用鋼材，基於確保優良的耐層狀撕裂特性的觀點，極為重要的是抑制Sn的中心偏析，也就是將表示Sn的中心偏析之程度的Sn偏析度控制成既定值以下。於此，即使成分組成相同，Sn偏析度仍會隨製造條件大幅變化。因此，要抑制Sn的中心偏析，極為重要的是適切地控制鋼材的製造方法。 以下，就本發明之船舶壓載艙用鋼材的較佳製造方法加以說明。 [0042] 亦即，本發明之鋼材可藉由將調整成上述之成分組成的鋼，使用轉爐或電爐、真空除氣等周知之精煉程序進行熔製，並以連續鑄造法或者造塊-分塊壓延法作成鋼素材(鋼胚,slab)，接著將此鋼素材視需求再加熱後進行熱軋，作成鋼板或型鋼等來製造。此外，鋼材的厚度不特別限定，較佳為2～100mm。更佳為3～80mm。再更佳為4～60mm。 於此，採連續鑄造時，鑄造速度(拉取速度)較佳取0.3～2.8m/min。鑄造速度未達0.3m/min，作業效率會變差。另一方面，鑄造速度若超過2.8m/min，則會發生表面溫度不均，而且無法充分地向扁胚內部供給熔鋼，而促進Sn的中心偏析。基於抑制Sn的中心偏析的觀點，更佳為0.4m/min以上、2.6m/min以下。再更佳為1.5m/min以下。 此外，較佳進行輕輥軋法，其係將具有未凝固層的凝固末期之扁胚，一邊以相當於凝固收縮量與熱收縮量的和之程度的輥軋總量及輥軋速度，藉由輾壓輥群緩緩地進行輥軋一邊進行鑄造。 [0043] 其次，將上述之鋼素材熱軋成所要尺寸形狀之際，較佳加熱至900℃～1350℃的溫度。加熱溫度未達900℃，變形阻力較大，不易進行熱軋。另一方面，加熱溫度若超過1350℃，則會產生表面痕、或使氧化皮損耗或燃料原單位增加。 又，尤其是加熱溫度愈高則愈可促進中心偏析部之Sn的擴散，因此由確保耐層狀撕裂性觀點而言係屬有利。由此種觀點而言，加熱溫度更佳取1030℃以上。 再者，上述加熱溫度下的保持時間較佳取60min以上。藉此，可充分促進中心偏析部之Sn的擴散。更佳為150min以上。此外，就其上限不特別限定，較佳取1000min。 [0044] 此外，當鋼素材的溫度原本即為1030～1350℃的範圍時，且經保持於此溫度範圍60min以上時，可無需再加熱而直接供予熱軋。又，亦可對熱軋後所得的熱軋板實施再加熱處理、酸性、冷軋，而製成既定板厚的冷軋板。 於熱軋中，精軋結束溫度較佳取650℃以上。精軋結束溫度未達650℃，會因變形阻力增大而使軋製負載增加，而不易實施軋製。 [0045] 熱軋後的冷卻可採氣冷、加速冷卻任一種方法，而欲獲得更高的強度時，係以進行加速冷卻為佳。 於此，進行加速冷卻時，較佳將冷卻速度設為2～100℃/s、冷卻停止溫度設為700～400℃。亦即，冷卻速度未達2℃/s、及/或冷卻停止溫度超過700℃時，加速冷卻的效果較小，而無法達到充分的高強度化。另一方面，冷卻速度超過100℃/s、及/或冷卻停止溫度未達400℃時，鋼材的韌性會劣化、或鋼材的形狀會產生變形。惟，於後續步驟中實施熱處理時則不在此限。 [實施例] [0046] 將成分組成為表1所示者的鋼(其餘為Fe及無可避免之雜質)以轉爐進行熔製，藉由表2所示條件的連續鑄造作成鋼胚。將此等鋼胚再度加熱至1150℃後，以表2所示條件保持，再實施精軋結束溫度：800℃的熱軋，而得到板厚：40mm的鋼板。此外，熱軋後的冷卻係採用冷卻速度：10℃/s、冷卻停止溫度：550℃的水冷(加速冷卻)。 然後，根據上述方法，求取所得鋼板中的Sn偏析度。將結果併記於表2。 [0047] 又，對如上述方式所得之鋼板，依以下要領進行模擬壓載艙之使用環境的腐蝕試驗，並進行壓載艙在使用環境下的耐蝕性的評定。 (1)耐蝕性的評定 由如上述方式所得之No.1～59之鋼板，分別在距鋼板表面深度：1mm的位置採取6mmt×150mmW×150mmL的試片。然後，對表面進行噴砂後，進行脫脂，測定試片的質量。接著，塗佈改質環氧樹脂塗料2次成膜厚：160μm，其後，藉由塑膠切割器賦予達到基底鐵表面之長80mm的切割線，供予腐蝕試驗。 於腐蝕試驗中，係模擬實體船之壓載艙的腐蝕環境， 以1)35℃、5質量%NaCl水溶液噴霧、2h→2)60℃、RH：20-30%、4h→3)50℃、RH＞95%、2h 為1循環，予以重複504循環。 腐蝕試驗後，進行除膜、除鏽，測定各試片的質量，求出腐蝕試驗前後的質量減少量。然後，以No.42為基底鋼，根據相對於此基底鋼之質量減少量的比率，按以下基準評定耐蝕性。 ○ (合格)：70%以下 × (不合格)：超過70% [0048] 進而，依以下要領，進行耐層狀撕裂性的評定。 (2)耐層狀撕裂性的評定 依據ClassNK 鋼船規則・同檢查要領(K篇第2章)，對如上述方式所得之No.1～59之鋼板實施鋼板之板厚方向(Z方向)的拉伸試驗，並算出縮面率(RA,Reduction of Area)。然後，基於算出之縮面率(RA)，按以下基準評定耐層狀撕裂性。 ◎ (合格，特優)：70以上 ○ (合格)：35以上且未達70 △ (不合格)：25以上且未達35 × (不合格)：未達25 [0049] 將(1)及(2)之評定結果併記於表2。此外，表2中的綜合評定係將上述(1)及(2)之評定全為「○」或「◎」時評為「合格」，將(1)及(2)之評定中任1個有「△」或「×」時評為「不合格」。 [0050][0051] [0052] 如表2所示，發明例皆兼備優良的耐蝕性與耐層狀撕裂性。 相對於此，就比較例，就耐蝕性及耐層狀撕裂性之至少一者，未能獲得充分之特性。 [0053] 亦即，比較例No.43、49、53由於S量超過上限，就耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 比較例No.44、48、51由於Sn量超過上限，就耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 比較例No.45由於S量超過上限，且未含有既定量的W、Mo、Sb及Si，而且ACB值超過上限，就耐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 比較例No.46由於Sn量低於下限，且ACB值超過上限，就耐蝕性，未能獲得充分之特性。 比較例No.47由於S量及Sn量超過上限，就耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 比較例No.50由於未含有既定量的W、Mo、Sb及Si，就耐蝕性，未能獲得充分之特性。 比較例No.52由於S量超過上限，且Sn量低於下限，而且ACB值超過上限，就耐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 比較例No.54～57由於Sn偏析度超過上限，就耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。