WO2018055937A1 - 蓄圧器用鋼管、蓄圧器用鋼管の製造方法、および複合容器蓄圧器用ライナー - Google Patents

蓄圧器用鋼管、蓄圧器用鋼管の製造方法、および複合容器蓄圧器用ライナー Download PDF

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拓史 岡野
▲高▼木　周作
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Definitions

  • the present invention relates to a steel pipe for a pressure accumulator, and more particularly to a steel pipe for a pressure accumulator that can be used to manufacture a pressure accumulator that stores high-pressure hydrogen or a liner of a composite container pressure accumulator. Moreover, this invention relates to the manufacturing method of the steel pipe for pressure accumulators, and the liner for composite container accumulators.
  • a fuel cell vehicle using hydrogen as a fuel does not emit carbon dioxide (CO 2 ) and is excellent in energy efficiency. Therefore, it is expected as a vehicle that can solve the CO 2 emission problem and the energy problem.
  • CO 2 carbon dioxide
  • the entire pressure accumulator is made of metal (Type I), and the composite container accumulator (Type II, III) in which the outer circumference of the metal liner is covered with carbon fiber reinforced plastic (CFRP). And have been proposed.
  • CFRP carbon fiber reinforced plastic
  • Patent Document 1 proposes a composite container pressure accumulator that improves the fatigue crack growth rate in a high-pressure hydrogen environment by coating the outer periphery of a Cr—Mo steel liner with CFRP.
  • a pressure accumulator made of only metal it is necessary to make it thick in order to obtain a strength that can withstand the pressure of hydrogen, but in a composite container pressure accumulator as described in Patent Document 1, a steel liner and Since the load is shared by CFRP, the liner can be made thinner than a pressure accumulator made of only metal, so that weight reduction and cost reduction are possible.
  • the load sharing of the liner can be increased in the composite container pressure accumulator, the amount of expensive carbon fiber used can be reduced, so that the cost can be further reduced. Therefore, it is required to improve the characteristics of the steel material used for the liner of the composite container pressure accumulator.
  • Patent Document 2 For improving the characteristics of steel materials used in pressure accumulators, for example, techniques described in Patent Documents 2 to 5 have been proposed.
  • the hydrogen embrittlement resistance is improved by controlling the component composition and structure of steel and precipitates.
  • the steel structure is mainly bainite, and the toughness of the steel is improved by controlling the aspect ratio of precipitated cementite.
  • the hydrogen embrittlement resistance is improved by controlling the component composition, and a high drawing value in high-pressure hydrogen is realized.
  • the composition of the steel is set within a predetermined range, the formation of carbides is controlled, the hydrogen embrittlement resistance is improved, and a high drawing value in high-pressure hydrogen is realized. .
  • Patent Documents 1 to 5 Although there is a certain improvement in the hydrogen embrittlement resistance and strength of the steel material, the manufacturability of the liner has not been studied. Since a pressure accumulator used in a hydrogen station or the like is exposed to high-pressure hydrogen gas, a steel material used for the pressure accumulator is required to have hydrogen embrittlement resistance. From the viewpoint of hydrogen embrittlement resistance, it is effective to make the metal structure of the steel material tempered martensite.
  • the steel material used for the pressure accumulator is usually a thick steel pipe having a wall thickness of 30 mm or more.
  • the difference in cooling rate between the inner surface and the outer surface of the steel pipe becomes extremely large. Therefore, further countermeasures against burning cracks are required as compared with the case where the round bar is water-cooled.
  • the present invention aims to solve the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to provide a steel tube for a pressure accumulator excellent in fire cracking resistance.
  • the present inventors have conducted a detailed study on the influence of the component composition of the steel tube for an accumulator and the metal structure on the occurrence of burning cracks, and have completed the present invention.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1. % By mass C: 0.10 to 0.60% Si: 0.01 to 2.0%, Mn: 0.5 to 5.0%, P: 0.0001 to 0.020%, S: 0.0001 to 0.010%, N: 0.0001 to 0.010%, and Al: 0.01 to 0.06%, It has a component composition consisting of the balance Fe and inevitable impurities, A steel tube for a pressure accumulator having a metal structure in which an average grain size of prior austenite grains is 500 ⁇ m or less and an area fraction of a structure other than ferrite is 50% or more.
  • the component composition is mass%, 2.
  • the component composition is mass%, 3.
  • the steel pipe for an accumulator according to any one of 1 to 5 above, wherein the thickness is 30 mm or more.
  • a method of manufacturing a steel pipe for an accumulator A heating step of heating the billet having the component composition according to any one of 1 to 3 to a temperature of 1350 ° C. or less; Rolling and expanding the heated billet at a tube expansion end temperature of 820 ° C. or more to obtain a steel tube having a final wall thickness of 8.5% or more and less than 25.0% of the billet diameter; , A method for producing a steel tube for an accumulator, comprising: a cooling step in which the steel tube obtained in the rolling tube expansion step is cooled under a condition of an average cooling rate at 800 to 300 ° C. of 1 ° C./s or more.
  • a method of manufacturing a steel pipe for an accumulator A heating step of heating the billet having the component composition described in 4 to a temperature of 1350 ° C. or lower; Rolling and expanding the heated billet at a tube expansion end temperature of 820 ° C. or more to obtain a steel tube having a final wall thickness of 8.5% or more and less than 25.0% of the billet diameter; , A method for producing a steel tube for an accumulator, comprising: a cooling step of cooling the steel tube obtained in the rolling tube expansion step under a condition of an average cooling rate at 800 to 300 ° C .: 0.5 ° C./s or more.
  • a method of manufacturing a steel pipe for an accumulator A heating step of heating the billet having the component composition described in 5 above to a temperature of 1350 ° C. or less; Rolling and expanding the heated billet at a tube expansion end temperature of 820 ° C. or more to obtain a steel tube having a final wall thickness of 8.5% or more and less than 25.0% of the billet diameter; , A method for producing a steel tube for an accumulator, comprising: a cooling step of cooling the steel pipe obtained in the rolling tube expansion step under a condition of an average cooling rate at 800 to 300 ° C .: 0.2 ° C./s or more.
  • a composite container accumulator liner comprising the accumulator steel pipe according to any one of 1 to 6 above.
  • the present invention it is possible to obtain a steel tube for a pressure accumulator having excellent resistance to fire cracking.
  • the steel tube for the pressure accumulator it is possible to produce a pressure accumulator and a liner for the pressure accumulator excellent in reliability at a low cost.
  • pressure accumulator means “composite container pressure accumulator” (Type 2 pressure accumulator) manufactured by coating the periphery of the liner with carbon fiber reinforced resin, etc., and coating such as carbon fiber reinforced resin. Any “pressure accumulator” (Type 1 accumulator) that does not include
  • the “steel pipe for an accumulator” includes both a steel pipe used for manufacturing a Type 1 pressure accumulator and a steel pipe used as a liner for a Type 2 accumulator.
  • the steel tube for an accumulator according to an embodiment of the present invention has a metal structure in which the average particle size of prior austenite grains is 500 ⁇ m or less and the area fraction of the structure other than ferrite is 50% or more.
  • the reason for limiting the metal structure of the accumulator steel pipe as described above will be described.
  • "%" display regarding a metal structure shall mean an area fraction.
  • Average particle size of prior austenite grains 500 ⁇ m or less
  • the average particle size of the prior austenite grains (hereinafter sometimes referred to as “old ⁇ grain size”) is larger, the hardenability is improved and the martensite structure is easily obtained.
  • the old ⁇ particle size is set to 500 ⁇ m or less.
  • the old ⁇ particle size is preferably 400 ⁇ m or less.
  • the lower limit of the old ⁇ particle size is not particularly specified, but if the old ⁇ particle size is excessively reduced, the production cost increases.
  • the old ⁇ particle size is preferably larger than 20 ⁇ m, more preferably 50 ⁇ m or more. preferable. Further, if the old ⁇ grain size is larger than 20 ⁇ m, the ferrite structure after the heat treatment can be reduced, the strength can be easily secured, the aperture value can be improved, and the reliability of the pressure accumulator is further improved.
  • Area fraction of the structure other than ferrite 50% or more If the total area fraction of the structure other than ferrite with respect to the entire metal structure (hereinafter referred to as “area fraction other than ferrite”) is less than 50%, the old ⁇ during heat treatment The particle size becomes too large, and it becomes difficult to suppress burning cracks. Therefore, the area fraction other than ferrite is set to 50% or more.
  • the area fraction other than ferrite is preferably 60% or more, more preferably 70% or more, and most preferably 90% or more. On the other hand, since the area fraction other than ferrite is better as it is higher, it may be 100% at the maximum.
  • the structure other than the ferrite preferably contains at least one of martensite and bainite. Furthermore, the total area fraction of martensite and bainite relative to the entire metal structure is preferably 50% or more, preferably 70% or more, and preferably 90% or more. The higher the total area fraction of martensite and bainite, the better, so it may be up to 100%.
  • C 0.10 to 0.60%
  • the tensile strength of the liner after quenching and tempering is preferably 800 MPa or more. In order to obtain such strength, the C content is 0.10% or more. The C content is preferably 0.33% or more. On the other hand, if the C content exceeds 0.60%, cracking occurs, so the C content is set to 0.60% or less. The C content is preferably 0.45% or less.
  • Si 0.01 to 2.0% Si is an element that contributes to strength improvement by solid solution strengthening.
  • Si content shall be 0.01% or more.
  • the Si content is preferably 0.15% or more.
  • the Si content is set to 2.0% or less.
  • the Si content is preferably 0.5% or less.
  • Mn 0.5 to 5.0%
  • Mn is an element that contributes to strength improvement by improving solid solution strengthening and hardenability. Further, Mn suppresses excessive coarsening and ferrite transformation of prior austenite grains. In order to acquire the said effect, Mn content shall be 0.5% or more. The Mn content is preferably 0.6% or more. On the other hand, if the Mn content exceeds 5.0%, the effect is saturated, and rolling and forming become difficult. On the other hand, if the Mn content is higher than 5.0%, austenite remains after the heat treatment after the liner molding, and the fatigue characteristics deteriorate. Therefore, the Mn content is 5.0% or less. The Mn content is preferably 1.5% or less.
  • P 0.0001 to 0.020%
  • P is an element that contributes to improving the strength by solid solution strengthening, but as a result of the study by the present inventors, it was found that P reduces the fire cracking resistance of the steel. If the P content exceeds 0.020%, burn cracking occurs in the liner heat treatment. Therefore, in order to improve the burning crack resistance, it is extremely important that the P content is 0.020% or less.
  • the P content is preferably 0.015% or less, and more preferably 0.010% or less.
  • excessive P reduction such that the P content is less than 0.0001% is accompanied by an increase in manufacturing cost in the steel making process. Therefore, the P content is 0.0001% or more.
  • S 0.0001 to 0.010%
  • Excessive S causes hot red hot embrittlement and may cause manufacturing defects.
  • S forms inclusion MnS and reduces toughness. These effects are not a problem if the S content is 0.010% or less. Therefore, the S content is set to 0.010% or less.
  • the S content is preferably 0.0050% or less, and more preferably 0.0030% or less.
  • excessive reduction such that the S content is less than 0.0001% is accompanied by an increase in desulfurization cost in the steelmaking process. Therefore, the S content is 0.0001% or more.
  • the sum total of P content and S content shall be 0.025% or less from a viewpoint of a toughness improvement.
  • N 0.0001 to 0.010%
  • the influence of N on the fatigue characteristics of the steel material is small, and the effect of the present invention is not impaired if the N content is 0.010% or less. Therefore, the N content is set to 0.010% or less.
  • the N content is preferably 0.006% or less, and more preferably 0.004% or less.
  • the N content is small. However, excessive reduction increases the cost of steelmaking, so the N content is set to 0.0001% or more.
  • the N content is preferably 0.0010% or more.
  • Al 0.01 to 0.06%
  • Al is an element effective as a deoxidizer in the steel making process.
  • the Al content is set to 0.01% or more.
  • the Al content is preferably 0.02% or more.
  • the Al content is set to 0.06% or less.
  • the steel tube for a pressure accumulator in one embodiment of the present invention has a component composition composed of the remaining Fe and inevitable impurities in addition to the above components.
  • the component composition further contains one or both of Mo: 0.005 to 2.0% and Cr: 0.005 to 3.0%. You can also
  • Mo 0.005 to 2.0%
  • Mo is an element that improves hardenability and contributes to increasing the strength of the liner, and by increasing the hardenability of the steel material, the ratio of structures other than ferrite (particularly martensite and lower bainite) in the metal structure is increased. It has a function to make it. Further, Mo improves the resistance to burning cracking by suppressing ferrite transformation. Furthermore, by adding Mo, it is possible to reduce the cooling rate necessary for obtaining the metal structure and to reduce the risk of burning cracks during liner heat treatment. When adding Mo, in order to acquire the said effect, Mo content shall be 0.005% or more. The Mo content is preferably 0.10% or more.
  • the Mo content is set to 2.0% or less.
  • the Mo content is preferably 1.0% or less, more preferably 0.5% or less, and still more preferably 0.3% or less.
  • Cr 0.005 to 3.0%
  • Cr is an element that improves hardenability and contributes to increasing the strength of the liner, and by increasing the hardenability of the steel material, the ratio of microstructures (particularly martensite and lower bainite) in the metal structure is increased. It has a function to make it.
  • Cr improves the burning crack resistance by suppressing the ferrite transformation.
  • Cr also suppresses coarsening of prior austenite grains. In order to acquire the said effect, when adding Cr, Cr content shall be 0.005% or more.
  • the Cr content is preferably 0.1% or more, more preferably 0.5% or more, and further preferably 0.7% or more. On the other hand, if the Cr content exceeds 3.0%, the effect is saturated and the cost increases, so the Cr content is 3.0% or less.
  • the Cr content is preferably 2.0% or less, and more preferably 1.5% or less.
  • the component composition contains at least one of Ni: 0.005 to 5.0% and V: 0.05 to 0.35% in addition to the above elements. Further, it can be contained.
  • Ni 0.005 to 5.0%
  • Ni is an element that improves the hardenability, contributes to the increase in the strength of the liner, and improves the hardenability of the steel material to increase the ratio of the structure other than ferrite (particularly martensite and lower bainite) in the metal structure. Has the function to increase.
  • Ni also improves the resistance to burning cracking by suppressing the ferrite transformation. Furthermore, by adding Ni, the cooling rate necessary for obtaining the above structure can be reduced, and the risk of burning cracks during liner heat treatment can be reduced. Ni also suppresses coarsening of prior austenite grains.
  • content is made into 0.005% or more.
  • the Ni content is preferably 0.5% or more.
  • the Ni content is preferably 3.0 or less, and more preferably 2.0% or less.
  • V 0.05 to 0.35%
  • V is an element effective in improving hardness and strength (yield point, tensile strength) when used in combination with other elements such as Cr and Mo.
  • V content shall be 0.05% or more.
  • the V content exceeds 0.35%, the carbides may become coarse and the steel may become brittle. Therefore, the V content is set to 0.35% or less.
  • the component composition preferably further satisfies the relationship of the following formula (1).
  • the parenthesis in the formula (1) represents the content (mass%) of the element described in the parenthesis, and is 0 when the element is not contained)
  • the composition of the steel tube for the accumulator satisfy the relationship of the formula (1), the hardenability of the steel is improved, and it becomes possible to obtain a structure other than ferrite more easily, and the necessary cooling rate is increased. Can be reduced. Furthermore, the risk of burning cracks during liner heat treatment can be reduced.
  • the component composition preferably further satisfies the relationship of the following formula (2).
  • the parenthesis in the formula (2) represents the content (mass%) of the element described in the parenthesis, and is 0 when the element is not contained)
  • the composition of the steel tube for the accumulator satisfy the relationship of the formula (2), the hardenability of the steel is further improved, and a structure other than ferrite can be obtained very easily, and the necessary cooling rate can be increased. Further reduction can be achieved. In addition, the risk of fire cracking during liner heat treatment can be further reduced.
  • the upper limit of the value of the left side in the said (1) Formula and (2) Formula is not specifically limited, 15.74 determined by the upper limit of content of Mn, Cr, Mo, and Ni shall be made into an upper limit. Can do. That is, the component composition can satisfy the relationship of the following formula (3). 15.74 ⁇ [Mn] + 1.30 ⁇ [Cr] + 2.67 ⁇ [Mo] + 0.30 ⁇ [Ni] (3)
  • the steel pipe for an accumulator in the present invention is preferably a seamless steel pipe.
  • the wall thickness of the steel tube for the pressure accumulator is 30 mm or more, the stress sharing of the finally obtained liner can be increased, so the amount of CFRP used is reduced and the composite container accumulator is low. Cost can be reduced. Furthermore, after forming a steel pipe with a wall thickness of 30 mm or more into a liner, it is possible to further improve the fatigue limit in high-pressure hydrogen by applying an autofrettage to apply residual compressive stress inside the liner. it can. Therefore, the wall thickness of the steel tube for an accumulator is preferably 30 mm or more, more preferably 35 mm or more, and further preferably 40 mm or more.
  • the wall thickness is preferably 80 mm or less, more preferably 70 mm or less, and even more preferably 60 mm or less.
  • the wall thickness is the same at any position.
  • the pressure accumulator steel pipe of the present invention can be manufactured by sequentially performing the following steps (1) to (3). (1) a heating step for heating the billet; (2) A rolling tube expanding step for rolling and expanding the heated billet to obtain a steel tube, and (3) a cooling step for cooling the steel tube obtained in the rolling tube expanding step.
  • the temperature in description of the following heating processes, rolling tube expansion processes, and cooling processes means the temperature in the outer surface of a billet or a steel pipe unless otherwise indicated.
  • the billet having the above-described component composition is heated.
  • the billet etc. which are obtained by the normal continuous casting method can be used.
  • Heating temperature 1350 ° C. or lower If the heating temperature in the heating process exceeds 1350 ° C., the cost increases significantly, so the heating temperature is 1350 ° C. or lower.
  • the heating temperature is preferably 1300 ° C. or lower. On the other hand, the lower the heating temperature, the better. However, if the heating temperature is too low, the temperature of the material is lowered by the final process, the deformation resistance during rolling and pipe expansion increases, and rolling and pipe expansion become difficult. Therefore, the heating temperature is preferably 950 ° C. or higher, more preferably 1000 ° C. or higher, and further preferably 1050 ° C. or higher.
  • Tube expansion end temperature 820 ° C. or more
  • the tube expansion end temperature is set to 820 ° C. or higher.
  • the tube expansion end temperature is less than 820 ° C., it is difficult to make the structure other than ferrite 50% or more.
  • the expansion end temperature is preferably 850 ° C. or higher.
  • the upper limit of the tube expansion end temperature is not particularly limited. However, if the tube expansion end temperature is too high, the metal structure tends to be non-uniform. Therefore, the tube expansion end temperature is preferably 1200 ° C. or lower, and more preferably 1100 ° C. or lower. Preferably, it is 1050 degrees C or less.
  • Final wall thickness 8.5% or more and less than 25.0% of billet diameter
  • the final wall thickness of the steel pipe obtained by the rolling tube expansion process (hereinafter simply referred to as “final wall thickness”) is 25. If it is 0% or more, since the strain is small, the old ⁇ grain size becomes larger than 500 ⁇ m, and the fire cracking resistance becomes insufficient. Therefore, the final wall thickness is less than 25.0% of the billet diameter.
  • the final wall thickness is preferably 23.0% or less of the billet diameter, and more preferably 20.0% or less.
  • the final wall thickness is 8.5% or more of the billet diameter.
  • the final wall thickness is preferably 9.0% or more of the billet diameter.
  • the cooling method is not particularly limited, and any method such as water cooling, oil cooling, or air cooling can be used alone or in combination.
  • Average cooling rate at 800 to 300 ° C . 1 ° C./s or more
  • the average cooling rate at 800 ° C. to 300 ° C. (hereinafter simply referred to as “average cooling rate”) is less than 1 ° C./s, 50% or more of ferrite is produced.
  • the average cooling rate is set to 1 ° C./s or more.
  • the upper limit of the average cooling rate is not particularly limited, but special equipment is required to obtain an excessive cooling rate, and the cost increases. Therefore, the average cooling rate is preferably 200 ° C./s or less.
  • a desired structure when the component composition of the steel pipe satisfies the condition of the formula (1), a desired structure can be obtained if the average cooling rate is 0.5 ° C./s or more. Further, as described above, when the composition of the steel pipe satisfies the relationship of the formula (2), a desired structure can be obtained by setting the average cooling rate to 0.2 ° C./s or more.
  • the cooling rate in the temperature range lower than 300 ° C. is not particularly limited, and it can be cooled to room temperature under arbitrary conditions. This is because the transformation of the material structure is basically completed up to 300 ° C.
  • An accumulator can be created from the steel tube for an accumulator obtained as described above.
  • the pressure accumulator manufacturing method is not particularly limited, and can be manufactured by any method.
  • the pressure accumulator steel pipe is further quenched and tempered.
  • the heat treatment is performed.
  • the heat treatment method varies depending on the required mechanical properties, but usually the mechanical properties are adjusted by heating to 850 ° C. or higher, cooling, and tempering in a temperature range of 400 ° C. to 700 ° C. .
  • a decarburized layer is formed by heat treatment on the inner and outer surfaces of the steel pipe after the heat treatment, the decarburized layer is removed because the metal structure of the surface layer has changed.
  • the roughness of the inner surface of the steel pipe affects the fatigue characteristics, it is preferably as low as possible, and it is more preferable to perform surface polishing. Specifically, cutting finish, polishing finish, or mirror finish is preferable, and polishing finish or mirror finish is more preferable. Further, when the steel pipe is bent by the heat treatment, the bending may be corrected by correction.
  • both ends of the steel pipe are sealed to form a pressure accumulator.
  • the sealing method include a method in which both ends of a steel pipe are formed into a capsule shape and a lid is formed, and a method in which a screw structure is provided at both ends of a steel pipe and a cover is attached.
  • An O-ring or a backup ring may be used to improve hermeticity.
  • the pressure accumulator is provided with an inlet / outlet through which a gas exchange pipe can be connected.
  • the steel pipe for accumulators in this invention can be used also as a liner for composite container accumulators.
  • a composite container accumulator can be obtained by winding carbon fiber reinforced plastic (CFRP) around the surface of the accumulator produced as described above.
  • CFRP carbon fiber reinforced plastic
  • a steel tube for an accumulator was manufactured.
  • the billet was sequentially subjected to heating, rolling expansion, and cooling.
  • Table 2 shows the processing conditions in each step. Then, about each of the obtained steel tube for accumulators, metal structure, tensile strength, and a fire cracking resistance were evaluated.
  • the evaluation method is as follows.
  • test pieces were sampled so that the central part in the longitudinal direction of the steel pipe and the thickness 1/4 position were the observation positions.
  • the cross section of the test piece was etched with a saturated picric acid aqueous solution to reveal prior austenite grain boundaries, and a photograph of the metal structure was taken using an optical microscope. The obtained photograph was subjected to image analysis, and the average particle size of the prior austenite grains was determined.
  • test pieces were sampled so that the central part in the longitudinal direction of the steel pipe and the thickness 1/4 position were the observation positions.
  • the cross section of the test piece was etched using a 3% nital solution. Thereafter, the cross section was observed with a scanning electron microscope (SEM) at an appropriate magnification of 1000 to 5000 times.
  • SEM scanning electron microscope
  • the steel pipe was cut into a length of 150 mm and subjected to heat treatment (quenching and tempering). In the heat treatment, the cut steel pipe was held at 860 ° C. for 120 minutes, then cooled with water, and tempered at 620 ° C. for 180 minutes. From the thickness 1/4 position of the steel pipe after the heat treatment, a round bar test piece having a diameter of 7 mm was collected according to JIS Z 2201, and the tensile strength was measured.
  • the steel pipe satisfying the conditions of the present invention had excellent tensile strength, and the occurrence frequency of fire cracks in heat treatment was 20% or less, and was excellent in fire crack resistance. . Furthermore, the fatigue crack growth characteristics were also improved. On the other hand, in the steel pipe of the comparative example that does not satisfy the conditions of the present invention, the frequency of occurrence of fire cracks exceeded 20%, and the fire crack resistance was insufficient.
  • the steel pipe for liner of the present invention has sufficient fire cracking resistance. Therefore, if an accumulator or a composite container accumulator liner is produced using the accumulator steel pipe of the present invention, the accumulator can be efficiently produced, and the cost of the accumulator can be reduced.

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Abstract

耐焼割れ性に優れた蓄圧器用鋼管を提供する。　特定の成分組成を有し、旧オーステナイト粒の平均粒径が５００μｍ以下であり、フェライト以外の組織の面積分率が５０％以上である金属組織を有する、蓄圧器用鋼管。

Description

蓄圧器用鋼管、蓄圧器用鋼管の製造方法、および複合容器蓄圧器用ライナー
　本発明は、蓄圧器用鋼管に関し、特に、高圧の水素を収容する蓄圧器、または複合容器蓄圧器のライナーを製造するために使用することができる蓄圧器用鋼管に関する。また、本発明は、蓄圧器用鋼管の製造方法、および複合容器蓄圧器用ライナーに関する。
　水素を燃料として用いる燃料電池自動車は、二酸化炭素（ＣＯ2）を排出せず、エネルギー効率にも優れることから、ＣＯ2排出問題とエネルギー問題を解決し得る自動車として期待されている。この燃料電池自動車を普及させるためには、燃料電池自動車に水素を供給するための水素ステーションを設置する必要がある。そこで、水素ステーションにおいて高圧の水素を安全に貯蔵するために必要な、強度と耐久性に優れた容器（蓄圧器）の開発が進められている。
　金属材料を用いた蓄圧器としては、蓄圧器全体が金属からなるもの（Type I）と、金属製ライナーの外周を炭素繊維強化プラスチック（ＣＦＲＰ）で被覆した複合容器蓄圧器（Type II、III）とが提案されている。
　例えば、特許文献１では、Ｃｒ－Ｍｏ鋼製のライナーの外周をＣＦＲＰで被覆することによって高圧水素環境下において疲労亀裂進展速度を改善した複合容器蓄圧器が提案されている。金属のみからなる蓄圧器においては、水素の圧力に耐えうる強度を得るために厚肉とする必要があるが、特許文献１に記載されているような複合容器蓄圧器においては、鋼製ライナーとＣＦＲＰとで荷重を分担しているため、金属のみからなる蓄圧器に比べてライナーを薄くできるため、軽量化、低コスト化が可能である。
　また、複合容器蓄圧器においてライナーの荷重分担を大きくすることができれば、高価な炭素繊維の使用量を低減することができるため、さらなる低コスト化が可能である。そのため、複合容器蓄圧器のライナーに使用される鋼材の特性を向上させることが求められている。
　蓄圧器に使用される鋼材の特性向上に関しては、例えば、特許文献２～５に記載の技術が提案されている。特許文献２で提案されている鋼材では、鋼の成分組成と組織、および析出物を制御することによって耐水素脆化特性を向上させている。また、特許文献３で提案されている鋼材では、鋼の組織をベイナイト主体とするとともに、析出するセメンタイトのアスペクト比を制御することによって鋼の靭性を向上させている。特許文献４で提案されている鋼材では、成分組成を制御することにより耐水素脆化特性を向上させ、高圧水素中における高い絞り値を実現している。特許文献５で提案されている鋼材では、鋼の成分組成を所定の範囲とし、炭化物の生成を制御することにより耐水素脆化特性を向上させ、高圧水素中における高い絞り値を実現している。
特開２００９－２９３７９９号公報 特開２０１０－０３７６５５号公報 特開２０１２－１０７３３２号公報 特開２００９－２７５２４９号公報 特開２００９－０７４１２２号公報
　しかし、特許文献１～５に記載されている技術においては、鋼材の耐水素脆化特性や強度については一定の向上が見られるものの、ライナーの製造性に関しては検討されていない。水素ステーションなどで用いられる蓄圧器は高圧の水素ガスにさらされるため、蓄圧器に用いられる鋼材には耐水素脆化性が求められる。そして、耐水素脆化性の観点からは、鋼材の金属組織を焼戻しマルテンサイトとすることが有効である。
　焼戻しマルテンサイト組織を得るためには、鋼をオーステナイト域（Ａｃ3点以上）に加熱した後、一定以上の冷却速度で冷却する必要があり、その際の冷却速度が速いほどマルテンサイト組織を得やすい。鋼を高速で冷却するには、水槽に浸漬する、もしくは水を吹きかける手法が一般的である。しかし、鋼の組成によっては高速で冷却した場合に冷却中に割れが発生する、「焼割れ」と呼ばれる現象が発生する場合がある。焼割れが発生した鋼管はライナーとして使用できない。
　これまで、焼き割れを防止する方法についての検討としては、丸棒形状の鋼材を用いて検討を行った例がある。しかし、蓄圧器に用いられる鋼材は、通常、３０ｍｍ以上といった肉厚を有する、厚肉の鋼管である。そのような鋼管を水冷する場合、鋼管の内部に水が滞留することなどから、鋼管の内面と外面との間での冷却速度の差が極めて大きくなる。したがって、丸棒を水冷する場合に比べて、一層の焼割れ対策が必要となる。そこで、鋼材の耐焼割れ性を向上させることができれば、蓄圧器や蓄圧器用ライナーの製造における歩留まりを向上させるとともに、検査頻度も低減でき、蓄圧器の製造コストを低減することができる。そのため、高冷却速度でも焼割れが発生しない耐焼き割れ性に優れる蓄圧器用鋼管が必要とされる。
　本発明は上記課題を解消することを目的としたものであり、耐焼割れ性に優れた蓄圧器用鋼管を提供することを目的とする。
　本発明者らは、蓄圧器用鋼管の成分組成や金属組織が焼割れ発生に与える影響について詳細な検討を行い、本発明を完成するに至った。
　すなわち、本発明の要旨構成は、次のとおりである。
１．質量％で、
　　Ｃ　：０．１０～０．６０％、
　　Ｓｉ：０．０１～２．０％、
　　Ｍｎ：０．５～５．０％、
　　Ｐ　：０．０００１～０．０２０％、
　　Ｓ　：０．０００１～０．０１０％、
　　Ｎ　：０．０００１～０．０１０％、および
　　Ａｌ：０．０１～０．０６％を含有し、
　　残部Ｆｅおよび不可避不純物からなる成分組成を有し、
　旧オーステナイト粒の平均粒径が５００μｍ以下であり、フェライト以外の組織の面積分率が５０％以上である金属組織を有する蓄圧器用鋼管。
２．前記成分組成が、質量％で、
　　Ｍｏ：０．００５～２．０％、および
　　Ｃｒ：０．００５～３．０％の、いずれか一方または両方をさらに含有する、上記１に記載の蓄圧器用鋼管。
３．前記成分組成が、質量％で、
　　Ｎｉ：０．００５～５．０％、および
　　Ｖ　：０．０５～０．３５％の、いずれか一方または両方をさらに含有する、上記２に記載の蓄圧器用鋼管。
４．前記成分組成が、さらに下記（１）式の関係を満足する、上記１～３のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.15 …（１）
（ただし、（１）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
５．前記成分組成が、さらに下記（２）式の関係を満足する、上記４に記載の蓄圧器用鋼管。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.90 …（２）
（ただし、（２）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
６．肉厚が３０ｍｍ以上である、上記１～５のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管。
７．蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
　上記１～３のいずれか一項に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：１℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
８．蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
　上記４に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：０．５℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
９．蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
　上記５に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：０．２℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
１０．上記１～６のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管からなる複合容器蓄圧器用ライナー。
　本発明によれば、耐焼割れ性に優れた蓄圧器用鋼管を得ることができる。前記蓄圧器用鋼管を用いれば、信頼性に優れた蓄圧器や蓄圧器用ライナーを、低コストで生産することができる。
耐焼き割れ性評価に用いた試験片の形状を示す図である。
　次に、本発明を実施する方法について具体的に説明する。なお、以下の説明において「蓄圧器」とは、ライナーの周囲に炭素繊維強化樹脂などを被覆して製作される「複合容器蓄圧器」（Type 2蓄圧器）と、炭素繊維強化樹脂などの被覆を備えない「蓄圧器」（Type 1蓄圧器）のいずれをも包含するものとする。また、「蓄圧器用鋼管」とは、Type 1蓄圧器の製造に用いられる鋼管と、Type 2蓄圧器のライナーとして用いられる鋼管のいずれをも包含するものとする。
［金属組織］
　本発明の一実施形態における蓄圧器用鋼管は、旧オーステナイト粒の平均粒径が５００μｍ以下であり、フェライト以外の組織の面積分率が５０％以上である金属組織を有する。以下、蓄圧器用鋼管の金属組織を上記のように限定する理由を説明する。なお、金属組織に関する「％」表示は、特に断らない限り面積分率を意味するものとする。
旧オーステナイト粒の平均粒径：５００μｍ以下
　旧オーステナイト粒の平均粒径（以下、「旧γ粒径」という場合がある）が大きいほど焼き入れ性が向上するため、マルテンサイト組織を得やすくなる。肉厚が２０ｍｍ以上であるような厚肉の鋼管では、旧γ粒径が大きすぎると、熱処理時の旧γ粒径が大きくなりすぎるため、焼割れ抑制が困難となる。よって旧γ粒径を５００μｍ以下とする。旧γ粒径は、４００μｍ以下とすることが好ましい。一方、旧γ粒径の下限は特に規定されないが、過度に旧γ粒径を小さくすると製造コストが増加するため、旧γ粒径は２０μｍより大きくすることが好ましく、５０μｍ以上とすることがより好ましい。さらに、旧γ粒径が２０μｍより大きければ、熱処理後のフェライト組織を低減でき、強度確保が容易となるとともに絞り値を向上させることができ、蓄圧器の信頼性が一層向上する。
フェライト以外の組織の面積分率：５０％以上
　金属組織全体に対する、フェライト以外の組織の合計面積分率（以下、「フェライト以外の面積分率」という）が５０％未満では、熱処理時の旧γ粒径が大きくなりすぎ、焼割れ抑制が困難となる。そのため、フェライト以外の面積分率を５０％以上とする。フェライト以外の面積分率は、６０％以上とすることが好ましく、７０％以上とすることがさらに好ましく、９０％以上とすることが最も好ましい。一方、フェライト以外の面積分率は、高ければ高いほどよいため、最大で１００％であってよい。
　前記フェライト以外の組織は、マルテンサイトおよびベイナイトの少なくとも一方を含有することが好ましい。さらに、金属組織全体に対する、マルテンサイトとベイナイトの合計面積分率が、５０％以上であることが好ましく、７０％以上であることが好ましく、９０％以上であることが好ましい。マルテンサイトとベイナイトの合計面積分率も、高ければ高いほどよいため、最大で１００％であってよい。
［成分組成］
　本発明においては、さらに、蓄圧器用鋼管が上記成分組成を有することが重要である。そこで、次に、本発明において成分組成を限定する理由を説明する。なお、成分に関する「％」表示は、特に断らない限り「質量％」を意味するものとする。
Ｃ：０．１０～０．６０％
　Ｃは、蓄圧器の強度を上昇させるために必要な元素である。焼入れ焼戻しを行った後のライナーの引張強さは８００ＭＰａ以上であることが好ましく、そのような強度を得るために、Ｃ含有量を０．１０％以上とする。Ｃ含有量は、０．３３％以上とすることが好ましい。一方、Ｃ含有量が０．６０％を超えると焼割れが発生するため、Ｃ含有量を０．６０％以下とする。Ｃ含有量は、０．４５％以下とすることが好ましい。
Ｓｉ：０．０１～２．０％
　Ｓｉは、固溶強化により強度向上に寄与する元素である。前記効果を得るために、Ｓｉ含有量を０．０１％以上とする。Ｓｉ含有量は０．１５％以上とすることが好ましい。一方、Ｓｉ含有量が２．０％を超えると効果が飽和し、さらに鋼材の表面性状が劣化するとともに、圧延性も低下する。よって、Ｓｉ含有量は２．０％以下とする。Ｓｉ含有量は０．５％以下とすることが好ましい。
Ｍｎ：０．５～５．０％
　Ｍｎは、固溶強化および焼き入れ性の向上により強度向上に寄与する元素である。また、Ｍｎは旧オーステナイト粒の極度の粗大化およびフェライト変態を抑制する。前記効果を得るために、Ｍｎ含有量を０．５％以上とする。Ｍｎ含有量は０．６％以上とすることが好ましい。一方、Ｍｎ含有量が５．０％を超えると効果が飽和し、さらに圧延や成形が困難となる。また、Ｍｎ含有量が５．０％より高いと、ライナー成形後の熱処理の後にオーステナイトが残留し、疲労特性が劣化する。よって、Ｍｎ含有量は５．０％以下とする。Ｍｎ含有量は１．５％以下とすることが好ましい。
Ｐ：０．０００１～０．０２０％
　Ｐは、固溶強化によって強度向上に寄与する元素であるが、本発明者らの検討の結果、Ｐが鋼の耐焼割れ性を低下させることが分かった。Ｐ含有量が０．０２０％を超えるとライナー熱処理において焼割れが発生する。そのため、耐焼き割れ性を向上させるためには、Ｐ含有量を０．０２０％以下とすることが極めて重要である。Ｐ含有量は０．０１５％以下とすることが好ましく、０．０１０％以下とすることがより好ましい。一方、Ｐ含有量を０．０００１％未満とするような過度のＰ低減は製鋼工程における製造コストの増加を伴う。そのため、Ｐ含有量を０．０００１％以上とする。
Ｓ：０．０００１～０．０１０％、
　過剰のＳは熱間赤熱脆性の原因となり、製造上の不具合を生じさせる場合がある。また、Ｓは介在物ＭｎＳを形成し、靭性を低下させる。これらの影響は、Ｓ含有量が０．０１０％以下であれば問題とならない。そのため、Ｓ含有量を０．０１０％以下とする。Ｓ含有量は０．００５０％以下とすることが好ましく、０．００３０％以下とすることがより好ましい。一方、Ｓ含有量を０．０００１％未満とするような過度の低減は製鋼工程における脱硫コストの増加を伴う。そのため、Ｓ含有量は０．０００１％以上とする。
　なお、Ｐ含有量とＳ含有量の合計は、靭性向上の観点から、０．０２５％以下とすることが好ましい。
Ｎ：０．０００１～０．０１０％
　鋼材の疲労特性に及ぼすＮの影響は小さく、Ｎ含有量が０．０１０％以下であれば本発明の効果を損なわない。よって、Ｎ含有量は０．０１０％以下とする。Ｎ含有量は０．００６％以下とすることが好ましく、０．００４％以下とすることがより好ましい。一方、靭性向上の観点からは、Ｎ含有量が少ないことが望ましいが、過度の低減は製鋼上のコストを増大させるので、Ｎ含有量は０．０００１％以上とする。Ｎ含有量は０．００１０％以上とすることが好ましい。
Ａｌ：０．０１～０．０６％
　Ａｌは、製鋼工程において脱酸剤として有効な元素である。その効果を得るため、Ａｌ含有量は０．０１％以上とする。Ａｌ含有量は０．０２％以上とすることが好ましい。一方、Ａｌ含有量が０．０６％を超えると効果が飽和するため、Ａｌ含有量は０．０６％以下とする。
　本発明の一実施形態における蓄圧器用鋼管は、以上の成分に加え、残部のＦｅおよび不可避不純物からなる成分組成を有する。
　また、本発明の他の実施形態においては、前記成分組成は、Ｍｏ：０．００５～２．０％、およびＣｒ：０．００５～３．０％の、いずれか一方または両方を、さらに含有することもできる。
Ｍｏ：０．００５～２．０％
　Ｍｏは焼き入れ性を向上させる元素であり、ライナーの強度上昇に寄与するとともに、鋼材の焼入れ性を向上させることで金属組織におけるフェライト以外の組織（特に、マルテンサイトおよび下部ベイナイト）の比率を増加させる機能を有している。また、Ｍｏは、フェライト変態を抑制することで耐焼き割れ性を向上させる。さらに、Ｍｏを添加することにより、上記金属組織を得るために必要な冷却速度を低減するとともに、ライナー熱処理時の焼割れ危険度を下げることができる。Ｍｏを添加する場合には、前記効果を得るためにＭｏ含有量を０．００５％以上とする。Ｍｏ含有量は０．１０％以上とすることが好ましい。一方、Ｍｏ含有量が２．０％を越えると、効果が飽和し、コストアップの要因となるため、Ｍｏ含有量は２．０％以下とする。Ｍｏ含有量は１．０％以下とすることが好ましく、０．５％以下とすることがより好ましく、０．３％以下とすることがさらに好ましい。
Ｃｒ：０．００５～３．０％
　Ｃｒは焼き入れ性を向上させる元素であり、ライナーの強度上昇に寄与するとともに、鋼材の焼入れ性を向上させることで金属組織におけるフェライト以外の組織（特に、マルテンサイトおよび下部ベイナイト）の比率を増加させる機能を有している。また、Ｃｒは、フェライト変態を抑制することで耐焼き割れ性を向上させる。さらに、Ｃｒを添加することにより、上記組織を得るために必要な冷却速度を低減できるとともに、ライナー熱処理時の焼割れ危険度を下げることができる。また、Ｃｒは旧オーステナイト粒の粗大化を抑制する。前記効果を得るために、Ｃｒを添加する場合には、Ｃｒ含有量を０．００５％以上とする。Ｃｒ含有量は０．１％以上とすることが好ましく、０．５％以上とすることがより好ましく、０．７％以上とすることがさらに好ましい。一方、Ｃｒ含有量が３．０％を越えると効果が飽和し、コストアップの要因となるため、Ｃｒ含有量は３．０％以下とする。Ｃｒ含有量は２．０％以下とすることが好ましく、１．５％以下とすることがより好ましい。
　また、本発明の他の実施形態においては、前記成分組成は、上記元素に加え、Ｎｉ：０．００５～５．０％およびＶ：０．０５～０．３５％のいずれか一方または両方を、さらに含有することもできる。
Ｎｉ：０．００５～５．０％
　Ｎｉは、焼き入れ性を向上させる元素であり、ライナーの強度上昇に寄与するとともに、鋼材の焼入れ性を向上させることで金属組織におけるフェライト以外の組織（特に、マルテンサイトおよび下部ベイナイト）の比率を増加させる機能を有している。また、Ｎｉは、フェライト変態を抑制することで耐焼き割れ性を向上させる。さらに、Ｎｉを添加することにより、上記組織を得るために必要な冷却速度を低減できるとともに、ライナー熱処理時の焼割れ危険度を下げることができる。また、Ｎｉは、旧オーステナイト粒の粗大化を抑制する。前記効果を得るために、Ｎｉを添加する場合には、含有量を０．００５％以上とする。Ｎｉ含有量は０．５％以上とすることが好ましい。一方、Ｎｉ含有量が５．０％を越えると効果が飽和し、コストアップの要因となるため、Ｎｉ含有量は５．０％以下とする。コスト抑制のためには、Ｎｉ含有量を３．０以下とすることが好ましく、２．０％以下とすることがより好ましい。
Ｖ：０．０５～０．３５％
　Ｖは、Ｃｒ、Ｍｏなど他の元素と組み合わせて使用されることで硬度、強度（降伏点、引張強さ）の改善に有効な元素である。前記効果を得るために、Ｖを添加する場合、Ｖ含有量を０．０５％以上とする。一方、Ｖ含有量が０．３５％を超えると、炭化物が粗大化して鋼が脆化することがある。そのため、Ｖ含有量は０．３５％以下とする。
　上記成分組成は、さらに下記（１）式の関係を満たすことが好ましい。
　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.15 …（１）
（ただし、（１）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
　蓄圧器用鋼管の成分組成を、（１）式の関係を満足するものとすることにより、鋼の焼入れ性が向上し、より容易にフェライト以外の組織を得ることが可能となり、必要な冷却速度を低減できる。さらに、ライナー熱処理時の焼割れ危険度を下げることができる。
　上記成分組成は、さらに下記（２）式の関係を満たすことが好ましい。
　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.90 …（２）
（ただし、（２）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
　蓄圧器用鋼管の成分組成を、（２）式の関係を満足するものとすることにより、鋼の焼入れ性がさらに向上し、フェライト以外の組織を極めて容易に得ることができ、必要な冷却速度をさらに低減できる。また、ライナー熱処理時の焼割れ危険度をさらに下げることができる。
　なお、上記（１）式および（２）式における左辺の値の上限は特に限定されないが、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、およびＮｉの含有量の上限値により決定される１５．７４を上限とすることができる。すなわち、上記成分組成を、下記（３）式の関係を満足するものとすることができる。
　15.74≧[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni] …（３）
［形状］
　本発明における蓄圧器用鋼管は、継目無鋼管とすることが好ましい。
［肉厚］
肉厚：３０ｍｍ以上
　蓄圧器用鋼管の肉厚が３０ｍｍ以上であれば、最終的に得られるライナーの応力分担をより大きくすることができるため、ＣＦＲＰの使用量を低減し、複合容器蓄圧器の低コスト化が可能となる。さらに、肉厚３０ｍｍ以上の鋼管を成形してライナーとした後、自緊処理（Autofrettage）を施してライナー内部に残留圧縮応力を付与することにより、高圧水素中における疲労限をさらに向上させることができる。そのため、蓄圧器用鋼管の肉厚は、３０ｍｍ以上とすることが好ましく、３５ｍｍ以上とすることがより好ましく、４０ｍｍ以上とすることがさらに好ましい。一方、肉厚が厚すぎると、蓄圧時にライナー外側の応力が高くなりすぎてしまう場合がある。また、所望の組織を得るために必要な合金添加量が増加してコストアップの要因となる。そのため、肉厚は８０ｍｍ以下とすることが好ましく、７０ｍｍ以下とすることがより好ましく、６０ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。なお、一般的な鋼管では肉厚はどの位置でも等しいが、肉厚が場所によって異なる場合、鋼管の長手方向中央における肉厚を上記範囲とすることが好ましい。これは、蓄圧器用鋼管を蓄圧器や蓄圧器用ライナーとして用いる際に、長手方向中央に最大の応力がかかるためである。
［製造方法］
　次に、本発明の蓄圧器用鋼管の製造方法について説明する。
　本発明の蓄圧器用鋼管は、次の（１）～（３）の工程を順次行うことによって製造することができる。
（１）ビレットを加熱する加熱工程、
（２）加熱された前記ビレットを圧延、拡管して鋼管を得る圧延拡管工程、および
（３）前記圧延拡管工程で得られた鋼管を冷却する冷却工程。
　以下、上記各工程について説明する。なお、以下の加熱工程、圧延拡管工程、冷却工程の説明における温度は、特に断らない限り、ビレットまたは鋼管の外側表面における温度を意味する。
［加熱工程］
　熱間圧延を行うために、上記した成分組成を有するビレットを加熱する。前記ビレットとしては、特に限定されないが、例えば、通常の連続鋳造法で得られるビレット等を使用することができる。
加熱温度：１３５０℃以下
　加熱工程における加熱温度が１３５０℃を超えると、コストアップが著しいため、加熱温度は１３５０℃以下とする。前記加熱温度は、１３００℃以下とすることが好ましい。一方、加熱温度は低いほど好ましいが、低すぎると最終工程までに素材の温度が低下し、圧延、拡管時の変形抵抗が増大し、圧延、拡管が困難となる。そのため、加熱温度を９５０℃以上とすることが好ましく、１０００℃以上とすることがより好ましく、１０５０℃以上とすることがさらに好ましい。
［圧延拡管工程］
　次に、上記加熱工程で加熱されたビレットを圧延、拡管して鋼管とする。前記圧延には、通常のマンネスマン－プラグミル方式またはマンネスマン－マンドレルミル方式の、穿孔圧延を含む熱間圧延を用いることができる。
拡管終了温度：８２０℃以上
　拡管終了温度が８２０℃未満であると、圧延、拡管荷重が増大し、製造困難となる。そのため、拡管終了温度は８２０℃以上とする。さらに、拡管終了温度が８２０℃未満であると、フェライト以外の組織を５０％以上とすることが困難となる。拡管終了温度は、８５０℃以上とすることが好ましい。一方、拡管終了温度の上限は特に限定されないが、拡管終了温度が高すぎると金属組織が不均一となりやすいため、拡管終了温度を１２００℃以下とすることが好ましく、１１００℃以下とすることがより好ましく、１０５０℃以下とすることがさらに好ましい。
最終肉厚：ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満
　上記圧延拡管工程によって得られる鋼管の最終肉厚（以下、単に「最終肉厚」という）が、用いたビレットの直径の２５．０％以上であると、ひずみが小さいため、旧γ粒径が５００μｍより大きくなり、耐焼割れ性が不十分となる。そのため、最終肉厚はビレット直径の２５．０％未満とする。最終肉厚はビレット直径の２３．０％以下とすることが好ましく、２０．０％以下とすることがより好ましい。一方、最終肉厚がビレット直径に比べて過度に小さいと、付与されるひずみによって旧γ粒が微細化し、フェライトが生成しやすくなる。そのため、最終肉厚はビレット直径の８．５％以上とする。最終肉厚はビレット直径の９．０％以上とすることが好ましい。
［冷却工程］
　次いで、上記圧延拡管工程で得た鋼管を冷却する。その際、所望の金属組織を得るために、冷却速度を後述するように制御する必要がある。なお、冷却方法は特に限定されず、水冷、油冷、空冷等、任意の方法を単独または組み合わせて用いることができる。
８００～３００℃における平均冷却速度：１℃／ｓ以上
　８００℃～３００℃における平均冷却速度（以下、単に「平均冷却速度」という）が１℃／ｓ未満であると、フェライトが５０％以上生成し、ライナー加熱時に旧γ粒径が大きくなりすぎて耐焼き割れ性の確保が困難となる。そのため、前記平均冷却速度を１℃／ｓ以上とする。一方、前記平均冷却速度の上限は特に限定されないが、過剰な冷却速度を得るためには特別な設備が必要であり、コストが増大する。そのため、前記平均冷却速度は２００℃／ｓ以下とすることが好ましい。
　ただし、上述したように、鋼管の成分組成が（１）式の条件を満足する場合には、平均冷却速度を０．５℃／ｓ以上とすれば所望の組織を得ることができる。また、上述したように、鋼管の成分組成が（２）式の関係を満足する場合には、平均冷却速度を０．２℃／ｓ以上とすれば所望の組織を得ることができる。
　３００℃より低い温度域における冷却速度は特に限定されず、任意の条件で常温まで冷却することができる。これは、材料組織の変態が基本的に３００℃までで終了するためである。
［蓄圧器］
　上記のようにして得られた蓄圧器用鋼管から、蓄圧器を作成することができる。蓄圧器の製造方法は特に限定されず、任意の方法で製造することができるが、通常は、蓄圧器に求められる機械的特性を得るために、前記蓄圧器用鋼管に対して、さらに焼入れ・焼戻しの熱処理が施される。前記熱処理の方法は、求められる機械的特性によって異なるが、通常は、８５０℃以上に加熱した後冷却し、さらに４００℃以上～７００℃以下の温度域で焼戻すことで機械的特性を調整する。
　なお、上記熱処理後の鋼管の内外面に熱処理による脱炭層が形成されている場合は、表層の金属組織が変化しているため、該脱炭層を取り除く。また、鋼管内面の粗度は疲労特性に影響を与えるため、できるだけ低い方が好ましく、表面研磨を行うことがより好ましい。具体的には、切削仕上げ、研磨仕上げ、または鏡面仕上げとすることが好ましく、研磨仕上げまたは鏡面仕上げとすることがより好ましい。また、熱処理によって鋼管に曲りが生じた場合には矯正により曲りを修正しても良い。
　さらに、鋼管の両端を密閉して蓄圧器とする。密閉する方法としては、例えば、鋼管の両端部をカプセル型に整形することで蓋をする方法や、鋼管の両端部にネジ構造を設けて蓋を取り付ける方法などが挙げられる。気密性を向上させるためにＯリングやバックアップリングを用いても良い。さらに、蓄圧器にはガス交換用パイプを接続できる出入り口を設ける。
［複合容器蓄圧器］
　また、本発明における蓄圧器用鋼管は、複合容器蓄圧器用ライナーとしても用いることができる。例えば、上記のように制作された蓄圧器の表面に、炭素繊維強化プラスチック（ＣＦＲＰ）を巻き付けることで複合容器蓄圧器とすることができる。炭素繊維としては、ＰＡＮ系炭素繊維およびＰＩＴＣＨ系炭素繊維など、任意のものを用いることができる。
　次に、実施例に基づいて本発明をさらに具体的に説明する。以下の実施例は、本発明の好適な一例を示すものであり、本発明は、本実施例によって何ら限定されるものではない。
　表１に示す成分組成を有するビレットを用いて、蓄圧器用鋼管を製造した。前記製造においては、まず、前記ビレットに、加熱、圧延拡管、および冷却の各処理を順次施した。前記各工程における処理条件を表２に示す。その後、得られた蓄圧器用鋼管のそれぞれについて、金属組織、引張強さ、および耐焼き割れ性を評価した。評価方法は、以下の通りである。
（旧オーステナイト粒の平均粒径）
　得られた鋼管のそれぞれから、該鋼管の長手方向中央部、肉厚１／４位置が観察位置となるように試験片を採取した。前記試験片の断面を、飽和ピクリン酸水溶液によりエッチングして旧オーステナイト結晶粒界を現出させ、光学顕微鏡を用いて金属組織の写真を撮影した。得られた写真を画像解析し、旧オーステナイト粒の平均粒径を求めた。
（金属組織）
　得られた鋼管のそれぞれから、該鋼管の長手方向中央部、肉厚１／４位置が観察位置となるように試験片を採取した。前記試験片の断面を、３％ナイタール溶液を用いてエッチングした。その後、前記断面を1000～5000倍間の適正な倍率で走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて観察した。得られた画像を解析して組織の種類、および各組織の面積分率を評価した。また、残留オーステナイトはＸ線回折測定により測定した。
（引張強さ）
　鋼管を長さ１５０ｍｍに切断し、熱処理（焼入れ焼戻し）を施した。前記熱処理においては、切断された鋼管を８６０℃で１２０分保持した後、水冷し、６２０℃で１８０分焼き戻しを行った。前記熱処理後の鋼管の肉厚１／４位置から、JIS Z 2201に準じて直径７ｍｍの丸棒試験片を採取し、引張強さを測定した。
（耐焼き割れ性）
　鋼管の耐焼き割れ性を評価するために、以下の方法で焼き割れが発生する頻度を求めた。まず、得られた鋼管それぞれの肉厚１／４位置から試験片を１０個ずつ採取した。前記試験片は、図１に示す形状とした。次に、前記試験片に対して、焼入れを施した。前記焼入れは、試験片を８６０℃で１２０分間加熱した後、水冷することによって行った。前記焼入れ後の試験片における割れ発生の有無を確認し、１０個の試験片の内、割れが生じたものの個数の割合、すなわち、（焼き割れが生じた試験片の個数／１０）×１００（％）を焼き割れ発生頻度とした。
　表２に示した結果から分かるように、本発明の条件を満たす鋼管は、優れた引張強さを備えるとともに、熱処理における焼割れ発生頻度が２０%以下であり、耐焼き割れ性に優れていた。さらに疲労き裂進展特性に関しても改善が見られた。これに対して、本発明の条件を満たさない比較例の鋼管においては、焼割れ発生頻度が２０％を越えており、耐焼き割れ性が不十分であった。
　このように、本発明のライナー用鋼管は十分な耐焼き割れ性を有する。したがって、本発明の蓄圧器用鋼管を使用して蓄圧器や、複合容器蓄圧器ライナーを製造すれば、効率的に蓄圧器を製造することができ、蓄圧器のコストダウンが可能となる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002

Claims (10)

  1. 　質量％で、
    　　Ｃ　：０．１０～０．６０％、
    　　Ｓｉ：０．０１～２．０％、
    　　Ｍｎ：０．５～５．０％、
    　　Ｐ　：０．０００１～０．０２０％、
    　　Ｓ　：０．０００１～０．０１０％、
    　　Ｎ　：０．０００１～０．０１０％、および
    　　Ａｌ：０．０１～０．０６％を含有し、
    　　残部Ｆｅおよび不可避不純物からなる成分組成を有し、
    　旧オーステナイト粒の平均粒径が５００μｍ以下であり、フェライト以外の組織の面積分率が５０％以上である金属組織を有する、蓄圧器用鋼管。
  2. 　前記成分組成が、質量％で、
    　　Ｍｏ：０．００５～２．０％、および
    　　Ｃｒ：０．００５～３．０％の、いずれか一方または両方をさらに含有する、請求項１に記載の蓄圧器用鋼管。
  3. 　前記成分組成が、質量％で、
    　　Ｎｉ：０．００５～５．０％、および
    　　Ｖ　：０．０５～０．３５％の、いずれか一方または両方をさらに含有する、請求項２に記載の蓄圧器用鋼管。
  4. 　前記成分組成が、さらに下記（１）式の関係を満足する、請求項１～３のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.15 …（１）
    （ただし、（１）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
  5. 　前記成分組成が、さらに下記（２）式の関係を満足する、請求項４に記載の蓄圧器用鋼管。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　　[Mn]＋1.30×[Cr]＋2.67×[Mo]＋0.30×[Ni]≧2.90 …（２）
    （ただし、（２）式における括弧は、括弧内に記した元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合には０とする）
  6. 　肉厚が３０ｍｍ以上である、請求項１～５のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管。
  7. 　蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
    　請求項１～３のいずれか一項に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
    　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
    　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：１℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
  8. 　蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
    　請求項４に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
    　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
    　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：０．５℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
  9. 　蓄圧器用鋼管の製造方法であって、
    　請求項５に記載の成分組成を有するビレットを１３５０℃以下の温度に加熱する加熱工程と、
    　加熱された前記ビレットを、拡管終了温度：８２０℃以上の条件で圧延、拡管して、最終肉厚が前記ビレット直径の８．５％以上２５．０％未満である鋼管を得る圧延拡管工程と、
    　前記圧延拡管工程で得た鋼管を、８００～３００℃における平均冷却速度：０．２℃／ｓ以上の条件で冷却する冷却工程とを有する、蓄圧器用鋼管の製造方法。
  10. 　請求項１～６のいずれか一項に記載の蓄圧器用鋼管からなる複合容器蓄圧器用ライナー。
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