原油油船用钢材和原油油船的制作方法

本发明涉及能够适合用在将钢材焊接而形成的原油油船的原油舱(油槽部)、特别是发生全面腐蚀的上甲板背面(顶部)或侧壁上部以及发生局部腐蚀(点蚀)的油槽部的底板中的任一者的、耐腐蚀性和耐层状撕裂性优良的原油油船用钢材。

另外，本发明涉及使用上述钢材而成的原油油船。

背景技术：

已知原油油船的原油舱内表面、特别是上甲板背面和侧壁上部所使用的钢材发生全面腐蚀。

作为发生该全面腐蚀的原因，可以列举：

(1)因昼夜温差引起的在钢板表面的结露和干燥(干湿)的反复；

(2)用于防爆而被封入到原油舱内的惰性气体(以约4体积％的o2、约13体积％的co2、约0.01体积％的so2、余量n2为代表组成的锅炉或发动机的废气等)中所含的o2、co2、so2向结露水中的溶入；

(3)从原油挥发的h2s等腐蚀性气体向结露水中的溶入；

(4)原油舱的清洗所使用的海水的残留等。

这些原因也可以从以下内容窥知：通常在每2.5年进行的实船的船坞检查中，在强酸性的结露水中检测到硫酸根离子、氯离子。

另外，以因腐蚀而生成的铁锈作为催化剂，h2s被氧化时，在铁锈中以层状生成固体s。这样的以层状生成有固体s的铁锈容易剥离并脱落，堆积在原油舱的底部。因此，现状是：在原油油船的船坞检查中，花费大量费用来进行原油舱上部的修补、舱底部的堆积物的回收。

另一方面，对于原油舱底板等钢材而言，以往认为由于原油本身的腐蚀抑制作用、形成于原油舱内表面的来自原油的保护性涂层(油层)的腐蚀抑制作用而不发生腐蚀。

但是，通过最近的研究发现，原油舱底板的钢材发生碗型的局部腐蚀(点蚀)。

作为发生这样的局部腐蚀的原因，可以列举：

(1)存在高浓度地溶解有以氯化钠为代表的盐类的凝结水；

(2)由过度的清洗引起的油层的脱离；

(3)原油中所含的硫化物的高浓度化；

(4)溶入结露水的防爆用惰性气体中的o2、co2、so2等的高浓度化等。

实际上，在实船的船坞检查时，对滞留于原油舱内的水进行了分析，结果检测到高浓度的氯离子和硫酸根离子。

为了防止上述原油舱内表面的全面腐蚀、局部腐蚀，对钢材表面实施涂装而将钢材与腐蚀环境隔断是有效的。

但是，对于原油舱的涂装作业，不仅其涂布面积庞大，而且由于涂膜的劣化，约10年需要重新涂布一次。因此，在原油舱的涂装作业中，检查、涂装产生庞大的费用。此外指出，涂膜受损时，在这样的损伤部，在原油舱的腐蚀环境下反而会助长腐蚀。

因此，期望开发出即使不实施涂装也能够防止原油舱内表面的全面腐蚀、局部腐蚀的钢材。

作为这样的钢材，例如在专利文献1中公开了：

“一种货油舱用钢材，其以质量％计含有c：0.01～0.3％、si：0.02～1％、mn：0.05～2％、p：0.05％以下、s：0.01％以下、ni：0.05～3％、mo：1％以下、cu：1％以下、cr：2％以下、w：1％以下、ca：0.01％以下、ti：0.1％以下、nb：0.1％以下、v：0.1％以下、b：0.05％以下，余量由fe和杂质构成。”。

另外，在专利文献2中公开了：

“一种货油舱用钢材，其以质量％计含有c：0.01～0.2％、si：0.01～1％、mn：0.05～2％、p：0.05％以下、s：0.01％以下、ni：0.01～1％、cu：0.05～2％、sn：0.01～0.2％、cr：0.1％以下、al：0.1％以下，余量由fe和杂质构成。”。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：日本特开2003-82435号公报

专利文献2：日本特开2007-270196号公报

技术实现要素：

发明所要解决的问题

原油油船的原油舱通常是将底板与料斗板、上甲板背板与纵向件等进行焊接而成，在其焊接接头处，在板厚方向上受到拉应力。对于这样的焊接接头，最近发现存在发生层状撕裂的风险。在此，层状撕裂是指在十字接头、t型接头、角接接头等在板厚方向上受到拉应力的焊接接头中因拉应力使得裂纹沿着与钢板表面平行的方向在钢材内部进展而发生破裂的现象。

因此，对于原油油船用钢材而言，除了上述的针对原油舱内表面的全面腐蚀、局部腐蚀的耐腐蚀性以外，还要求耐层状撕裂性也优良。

关于这点，对于引用文献1的钢材而言，关于耐层状撕裂性等机械特性没有任何考虑。另外，对于引用文献2的钢材而言，关于耐层状撕裂性也没有任何考虑。

如此，在引用文献1和2中，完全没有考虑在焊接接头处发生层状撕裂的风险，因此，将引用文献1和2的钢材用于实际的原油油船的原油舱时，担心可能在焊接接头处发生层状撕裂。

本发明是鉴于上述现状而开发的，其目的在于提供对原油油船的原油舱内表面的上甲板背面、侧壁上部的全面腐蚀以及底板的局部腐蚀的耐腐蚀性优良、并且耐层状撕裂性也优良的原油油船用钢材。

另外，本发明的目的在于提供使用上述原油油船用钢材而成的原油油船。

用于解决问题的方法

另外，本发明人为了解决上述问题反复进行了深入研究，得出如下见解。

(1)为了提高原油油船的原油舱的底板的局部腐蚀环境、即点蚀环境下的耐腐蚀性(以下也称为耐局部腐蚀性)，添加sn和减少s是有效的。

(2)为了提高原油油船的原油舱的上甲板背面、侧壁上部的全面腐蚀环境下的耐腐蚀性(以下也称为耐全面腐蚀性)，与sn一起复合添加选自cu、ni、sb、w、mo和si中的一种或两种以上是有效的。

(3)另一方面，从耐层状撕裂性的观点出发，减少钢中的s量并且减少sn是有效的。

如此，虽然从提高原油油船的原油舱内表面的腐蚀环境下的耐腐蚀性(耐全面腐蚀性和耐局部腐蚀性)的观点出发添加sn是有效的，但是，从耐层状撕裂性的观点出发减少sn是有效的。因此，本发明人基于上述见解为了兼顾耐腐蚀性和耐层状撕裂性进一步反复进行了研究。

其结果得出如下见解：

(4)如果抑制sn的中心偏析，使sn尽可能地在钢材整体中扩散，则即使含有规定量的sn也可以得到优良的耐层状撕裂性，即，如果将sn量调整为适当，并且抑制sn的中心偏析，使sn在钢材整体中扩散，则能够兼顾原油油船的原油舱内表面的腐蚀环境下的耐腐蚀性和耐层状撕裂性。

另外，得出如下见解：

(5)根据s量严格地控制sn量，由此耐层状撕裂性进一步提高。

本发明是基于上述见解进一步反复进行研究而完成的。

即，本发明的主旨构成如下所述。

1.一种原油油船用钢材，其具有以质量％计含有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％和n：0.0080％以下、并且含有选自cu：0.01～0.50％、ni：0.01～0.50％、sb：0.01～0.30％、w：0.01～0.50％、mo：0.01～0.50％和si：0.01～1.50％中的一种或两种以上、余量由fe和不可避免的杂质构成的成分组成，

sn偏析度小于18。

在此，sn偏析度由下式(1)来定义。

[sn偏析度]＝[中心偏析部的sn浓度]/[平均的sn浓度]---(1)

2.如上述1所述的原油油船用钢材，其中，上述成分组成中的s含量和sn含量满足下式(2)的关系。

10000×[％s]×[％sn]²≤1.40---(2)

在此，[％s]和[％sn]分别为成分组成中的s和sn的含量(质量％)。

3.如上述1或2所述的原油油船用钢材，其中，上述成分组成以质量％计还含有选自cr：0.01～0.50％和co：0.01～0.50％中的一种或两种。

4.如上述1～3中任一项所述的原油油船用钢材，其中，上述成分组成以质量％计还含有选自ti：0.001～0.100％、zr：0.001～0.100％、nb：0.001～0.100％和v：0.001～0.100％中的一种或两种以上。

5.如上述1～4中任一项所述的原油油船用钢材，其中，上述成分组成以质量％计还含有选自ca：0.0001～0.0100％、mg：0.0001～0.0200％和rem：0.0002～0.2000％中的一种或两种以上。

6.如上述1～5中任一项所述的原油油船用钢材，其中，上述成分组成以质量％计还含有b：0.0001～0.0300％。

7.一种原油油船，其是使用上述1～6中任一项所述的原油舱用钢材而成的。

发明效果

根据本发明，可以得到原油油船的原油舱内表面的腐蚀环境下的耐腐蚀性、即耐全面腐蚀性和耐局部腐蚀性中任一者都优良、并且耐层状撕裂性也优良的原油油船用钢材。

并且，通过将本发明的原油油船用钢材用在原油油船的原油舱，能够在确保高安全性的同时，减少原油舱的检查、涂装所花费的费用。

附图说明

图1是全面腐蚀试验(结露试验)中所使用的试验装置的示意图。

图2是局部腐蚀试验(耐酸试验)中所使用的试验装置的示意图。

具体实施方式

以下，对本发明具体地进行说明。首先，对于在本发明中将钢的成分组成限定为上述范围的理由进行说明。需要说明的是，钢的成分组成中的元素的含量的单位均为“质量％”，以下，只要没有特别说明，仅以“％”表示。

c：0.03～0.18％

c是用于确保钢的强度的必要元素。为了得到这样的效果，c量设定为0.03％以上。但是，c量超过0.18％时，焊接性和焊接热影响区的韧性降低。因此，c量设定为0.03～0.18％的范围。优选为0.04％以上、0.16％以下。

mn：0.10～2.00％

mn是提高钢的强度的元素。为了得到这样的效果，mn量设定为0.10％以上。但是，mn量超过2.00％时，钢的韧性和焊接性降低。另外，由于mn的中心偏析，耐层状撕裂性也降低。因此，mn量设定为0.10～2.00％的范围。优选为0.60％以上、1.80％以下。更优选为0.80％以上、1.60％以下。

p：0.030％以下

p使韧性和焊接性劣化。因此，p量设定为0.030％以下。优选为0.025％以下。更优选为0.015％以下。需要说明的是，关于下限没有特别限定，优选设定为0.003％。

s：0.0070％以下

s是与耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性有关的重要元素。即，s是形成作为非金属夹杂物的mns而成为局部腐蚀的起点、使得耐局部腐蚀性降低的有害元素。因此，s优选尽可能地减少。特别是s量超过0.0080％时，导致耐局部腐蚀性的显著降低。另外，粗大的mns成为层状撕裂的起点。特别是s量超过0.0070％时，导致耐层状撕裂性的大幅降低。因此，从兼顾耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性的观点出发，s量设定为0.0070％以下。优选为0.0060％以下。更优选为0.0050％以下。需要说明的是，关于下限没有特别限定，优选设定为0.0003％。

al：0.001～0.10％

al是作为脱氧剂添加的元素，al量设定为0.001％以上。但是，al量超过0.10％时，钢的韧性降低。因此，al量设定为0.001～0.10％的范围。

sn：0.01～0.20％

sn是用于使耐局部腐蚀性和耐全面腐蚀性提高的必要元素，并且是与耐层状撕裂性有关的重要元素，换而言之，是使耐腐蚀性提高、但另一方面使耐层状撕裂性降低的元素。

即，sn具有如下效果：在原油舱的底板等强酸性的局部腐蚀环境下，在钢的表面形成难溶性被膜，从而抑制促进腐蚀的cl^-(氯离子)的扩散，由此提高耐腐蚀性。另外，sn具有如下效果：在原油舱的上甲板背面等弱酸性的全面腐蚀环境下，被引入钢的表面的锈中，从而抑制促进腐蚀的so4^2-等阴离子种的扩散，由此提高耐腐蚀性。这些效果通过将sn量设定为0.01％以上而表现出。另外，特别是在上甲板背面等全面腐蚀环境下，sn的添加效果大，通过将sn量设定为0.05％以上，即使不添加后述的cu、ni、sb、w、mo和si中的cu、ni、sb、w和mo也能够表现出良好的耐腐蚀性。

另一方面，sn容易在钢材中心部发生偏析，在这样的偏析部，硬度显著增大，因此耐层状撕裂性劣化。特别是sn量超过0.20％时，耐层状撕裂性大幅劣化。因此，从确保耐层状撕裂性的观点出发，sn量设定为0.20％以下。优选为0.15％以下。更优选为0.10％以下。

n：0.0080％以下

n是使韧性降低的有害元素，因此，优选尽可能地减少。特别是n量超过0.0080％时，韧性的降低增大。因此，n量设定为0.0080％以下。优选为0.0070％。需要说明的是，关于下限没有特别限定，优选设定为0.0005％。

选自cu：0.01～0.50％、ni：0.01～0.50％、sb：0.01～0.30％、w：0.01～0.50％、mo：0.01～0.50％和si：0.01～1.50％中的一种或两种以上

cu、ni、sb、w、mo和si是提高原油油船的原油舱的上甲板等的全面腐蚀环境下的耐腐蚀性的元素。

如上所述，sn虽然是对于提高耐腐蚀性而言有效的元素，但是，从耐层状撕裂性的观点出发不能大量含有。因此，为了得到原油油船的原油舱的上甲板等全面腐蚀环境下的优良的耐腐蚀性，需要含有选自cu：0.01～0.50％、ni：0.01～0.50％、sb：0.01～0.30％、w：0.01～0.50％、mo：0.01～0.50％和si：0.01～1.50％中的一种或两种以上。

在此，cu、ni和sb分别地随着腐蚀的进行而从钢材表面以cu²⁺、ni²⁺和sb³⁺的形式游离，与作为腐蚀因子的s^2-结合而形成cus、nis、sb2s3。其结果是抑制s^2-向钢界面的透过。另外，w、mo和si分别地以wo4^2-、moo4^2-和sio4^4-的形式游离，被引入锈中，对锈赋予阳离子选择透过性，电性抑制so4^2-或s^2-等腐蚀性阴离子向钢界面的透过。

这些效果在上述sn的防腐蚀作用共存的情况下显著化，cu、ni、sb、w、mo和si量分别为0.01％以上时表现出。但是，含有大量任一种元素时，使得焊接性、韧性劣化，从成本的观点出发也不利。

因此，cu量设定为0.01～0.50％的范围、ni量设定为0.01～0.50％的范围、sb量设定为0.01～0.30％的范围、w量设定为0.01～0.50％的范围、mo量设定为0.01～0.50％的范围、si量设定为0.01～1.50％的范围。

优选cu量为0.02％以上、0.40％以下；ni量为0.02％以上、0.40％以下；sb量为0.02％以上、0.25％以下；w量为0.02％以上、0.40％以下；mo量为0.02％以上、0.40％以下；si量为0.01％以上、1.00％以下。

另外，如上所述，由sn引起的耐层状撕裂性的降低机理与由s引起的耐层状撕裂性的降低机理不同。但是，由s和sn引起的耐层状撕裂性的降低相互协同地发挥作用。因此，从进一步提高耐层状撕裂性的观点出发，关于s和sn的含量，优选满足下式(2)的关系。

10000×[％s]×[％sn]²≤1.40---(2)

在此，[％s]和[％sn]分别为成分组成中的s和sn的含量(质量％)。

上述(2)式是指与s量对耐层状撕裂性的影响相比sn量对耐层状撕裂性的影响非常大。即，是指严格地管理sn在确保耐层状撕裂性方面特别重要。

在此，10000×[％s]×[％sn]²更优选设定为1.20以下。关于10000×[％s]×[％sn]²的下限没有特别限定，优选设定为0.001。

需要说明的是，抑制层状撕裂时，将s量和sn量一起限定为上述范围为前提，这是不言而喻的。

以上，对基本成分进行了说明，但是，在本发明的原油油船用钢材中，可以适当含有以下说明的元素。

选自cr：0.01～0.50％和co：0.01～0.50％中的一种或两种

cr和co随着腐蚀的进行而转移至锈层中，阻断cl^-侵入至锈层，由此抑制cl^-向锈层与钢基的界面的富集，由此有助于耐腐蚀性的提高。另外，在钢材表面涂布含zn底漆时，cr和co以fe为中心而与zn等形成复合氧化物，能够使zn长期地持续存在于钢板表面，由此能够进一步提高耐腐蚀性。这样的效果特别是在像原油油船的原油舱的底板那样在与含有从原油油分分离出的高浓度的盐分的液体接触的部分特别显著。即，对钢材实施含zn底漆处理，将该钢材用在与含有从原油油分分离出的高浓度的盐分的液体接触的部分的情况下，对于含有cr、co的钢材而言，与不含有这些元素的钢材相比，耐腐蚀性大幅提高。

这样的效果在cr量或co量小于0.01％时不能充分地得到。另一方面，cr量或co量超过0.50％时，使得焊接部的韧性劣化。另外，关于cr，是发生水解反应的元素，使得腐蚀部的ph降低。即，过量添加cr时，有可能使总的耐腐蚀性劣化。

因此，含有cr和co的情况下，其量均设定为0.01～0.50％的范围。优选为0.02％以上、0.30％以下。更优选为0.03％以上、0.20％以下。

选自ti：0.001～0.100％、zr：0.001～0.100％、nb：0.001～0.100％和v：0.001～0.100％中的一种或两种以上

从确保期望的强度的观点出发，ti、zr、nb和v可以单独或复合添加。但是，过量地含有任一种元素时，使得韧性和焊接性劣化。因此，含有ti、zr、nb和v的情况下，其量均设定为0.001～0.100％的范围。优选为0.005％以上、0.050％以下。

选自ca：0.0001～0.0100％、mg：0.0001～0.0200％和rem：0.0002～0.2000％中的一种或两种以上

从提高焊接部的韧性的观点出发，ca、mg和rem可以单独或复合添加。但是，过量地含有任一种元素时，反而导致焊接部的韧性劣化。另外，成本也增加。因此，含有ca、mg和rem的情况下，ca量设定为0.0001～0.0100％、mg量设定为0.0001～0.0200％、rem量设定为0.0002～0.2000％的范围。

b：0.0001～0.0300％

b是使钢材的淬透性提高的元素。另外，从确保期望的强度的观点出发，可以含有b。从这样的观点出发，将b量设定为0.0001％以上是有效的。但是，过量地含有b时，特别是b量超过0.0300％时，导致韧性的大幅劣化。因此，含有b的情况下，其量设定为0.0001～0.0300％的范围。

上述以外的成分为fe和不可避免的杂质。

以上，对本发明的原油油船用钢材的成分组成进行了说明，但是，对于本发明的原油油船用钢材而言，如下所述控制sn偏析度是极其重要的。

sn偏析度：小于18

由于sn的中心偏析，偏析部的硬度大幅增加。并且，这样的偏析部成为发生层状撕裂的起点。即，在含有sn的成分组成中，为了确保优良的耐层状撕裂特性，抑制sn的中心偏析从而抑制偏析部的硬度增加很重要。从这样的观点出发，sn偏析度设定为小于18。优选为小于16。更优选为15以下。关于下限没有特别限定，优选设定为2。

需要说明的是，此处所述的sn偏析度是指，在与钢材的轧制方向平行地切断的截面(与钢材表面垂直的截面)中，通过电子射线微区分析仪(以下表示为epma)的线分析而得到中心偏析部的sn浓度相对于平均的sn浓度的比。

具体而言，将钢材的厚度设为t(mm)、将宽度(与钢材的轧制方向和厚度方向成直角的方向)设为w(mm)时，首先，在与钢材的轧制方向平行地切断的截面(与钢材表面垂直的截面)的钢材的厚度方向：(0.5±0.1)×t、轧制方向：15mm的面区域(即，包含钢材的厚度方向的中心位置的面区域)中，在射束直径为20μm、间距为20μm的条件下实施sn的epma面分析。需要说明的是，sn的epma面分析以1/4×w、1/2×w和3/4×w的位置的三个截面视野实施。

接着，根据上述epma面分析在各截面视野中选择出sn浓度最高的位置，在该位置分别地在钢材的厚度方向上在射束直径为5μm、间距为5μm的条件下实施sn的epma线分析。需要说明的是，实施epma线分析时，分别从钢材的正反面到25μm的区域除外。

并且，对于每条测定线求出sn浓度(质量浓度)的最大值，将它们的平均值设为中心偏析部的sn浓度(质量浓度)，将其中心偏析部的sn浓度除以测定线的全部测定值的算术平均值即平均的sn浓度(质量浓度)而得的值设为sn偏析度。

即，

[sn偏析度]＝[中心偏析部的sn浓度]/[平均的sn浓度]。

如上所述，对于本发明的原油油船用钢材而言，从确保优良的耐层状撕裂特性的观点出发，抑制sn的中心偏析、即将表示sn的中心偏析的程度的sn偏析度控制为规定值以下是极其重要的。在此，即使成分组成相同，sn偏析度也会根据制造条件而大幅变化。因此，为了抑制sn的中心偏析，适当地控制钢材的制造方法非常重要。

以下，对本发明的原油油船用钢材的适当的制造方法进行说明。

即，本发明的钢材可以如下制造：使用转炉、电炉、真空脱气等公知的精炼工艺将调整为上述成分组成的钢熔炼，通过连铸法或铸锭-开坯轧制法制成钢原材(钢坯)，接着对该钢原材根据需要进行再加热后进行热轧，由此制成钢板或型钢等，从而制造本发明的钢材。需要说明的是，钢材的厚度没有特别限定，优选为2～100mm。更优选为3～80mm。进一步优选为4～60mm。

在此，连续铸造的情况下，优选将铸造速度(拉拔速度)设定为0.3～2.8米/分钟。铸造速度小于0.3米/分钟时，操作效率变差。另一方面，铸造速度超过2.8米/分钟时，产生表面温度不均，并且向铸片内部供给钢水变得不充分，sn的中心偏析被促进。从抑制sn的中心偏析的观点出发，更优选为0.4米/分钟以上、2.6米/分钟以下。进一步优选为1.5米/分钟以下。

另外，优选进行轻压下法，即，在以相当于凝固收缩量和热收缩量之和的程度的压下总量和压下速度利用压下辊组将具有未凝固层的凝固末期的铸片缓慢地压下的同时进行铸造。

接着，将上述钢原材热轧为期望的尺寸形状时，优选加热至900℃～1350℃的温度。加热温度低于900℃时，变形阻力大，难以进行热轧。另一方面，加热温度超过1350℃时，产生表面瑕疵，或者氧化皮损失、燃料消耗率增加。

另外，特别是加热温度越高则中心偏析部的sn的扩散越被促进，因此，从确保耐层状撕裂性的观点出发是有利的。从这样的观点出发，加热温度优选设定为1030℃以上。

此外，上述加热温度下的保持时间优选设定为60分钟以上。由此，中心偏析部中的sn的扩散被充分地促进。更优选为150分钟以上。需要说明的是，关于上限没有特别限定，优选设定为1000分钟。

需要说明的是，钢原材的温度原本为1030～1350℃的范围并且在该温度范围内保持60分钟以上的情况下，也可以不进行加热而直接供于热轧。另外，可以对热轧后所得到的热轧板实施再加热处理、酸洗、冷轧而制成规定板厚的冷轧板。

在热轧中，优选将精轧结束温度设定为650℃以上。精轧结束温度低于650℃时，由于变形阻力的增大而轧制载荷增加，难以实施轧制。

热轧后的冷却可以为空冷、加速冷却中的任一种方法，要得到更高的强度的情况下，优选进行加速冷却。

在此，进行加速冷却的情况下，优选将冷却速度设定为2～100℃/秒、将冷却停止温度设定为700～400℃。即，冷却速度小于2℃/秒和/或冷却停止温度高于700℃时，有时加速冷却的效果小，无法达到充分的高强度化。另一方面，冷却速度大于100℃/秒和/或冷却停止温度低于400℃时，有时钢材的韧性降低、或者钢材的形状产生变形。但是，在后续工序中实施热处理的情况下没有这样的限制。

实施例

将形成为表1所示的成分组成的钢(余量为fe和不可避免的杂质)利用转炉进行熔炼，通过表2所示条件的连续铸造制成钢坯。将这些钢坯再加热至1150℃后，在表2所示的条件下保持，实施精轧结束温度为800℃的热轧，得到板厚为40mm的钢板。需要说明的是，热轧后的冷却设定成冷却速度为10℃/秒、冷却停止温度为550℃的水冷(加速冷却)。

然后，通过上述方法，求出所得到的钢板中的sn偏析度。将结果一并记于表2中。

另外，对于如上所述得到的钢板，按照以下要点分别进行模拟了原油油船的原油舱的上甲板背面环境的全面腐蚀试验(结露试验)和模拟了底板环境的局部腐蚀试验(耐酸试验)。

(1)全面腐蚀试验(结露试验)

为了评价对原油油船的原油舱的上甲板背面的全面腐蚀的耐腐蚀性(耐全面腐蚀性)，对于上述no.1～58的钢板分别从表面1mm的位置切割出宽度25mm×长度60mm×厚度5mm的矩形的小片，利用600粒度的砂纸对其表面进行研磨。接着，为了不被腐蚀，将背面和端面利用胶带密封而准备试验片1，使用图1所示的腐蚀试验装置进行全面腐蚀试验。该腐蚀试验装置由腐蚀试验槽2和温度控制板3构成。在腐蚀试验槽2中注入温度保持于30℃的水6，另外，向该水6中经由导入气体管4导入由13体积％co2、4体积％o2、0.01体积％so2、0.05体积％h2s、余量n2构成的混合气体，由此，使腐蚀试验槽2内被过饱和的水蒸气充满，从而再现原油舱的上甲板背面的腐蚀环境。然后，在该腐蚀试验槽2的上背面安放试验片1，对于该试验片1，经由内置有加热器和冷却装置的温度控制板3，反复赋予21天、49天、77天和98天将25℃×1.5小时+50℃×22.5小时设为一个循环的温度变化，使试验片1的表面产生结露水，从而发生全面腐蚀。需要说明的是，图1中，符号5表示来自试验槽的排出气体管。

上述腐蚀试验后，除去各试验片表面的锈，根据试验前后的质量变化求出因腐蚀引起的质量减少，由该值换算为每1年的板厚减少量(单面的腐蚀速度)。然后，根据四个试验期间的值求出25年后的预测损耗量，将腐蚀量为2.0mm以下的情况评价为耐全面腐蚀性良好(○)，将大于2.0mm的情况评价为耐全面腐蚀性不良(×)。

(2)局部腐蚀试验(耐酸试验)

为了评价对原油油船的原油舱的底板的局部腐蚀环境(点蚀)下的耐腐蚀性(耐局部腐蚀性)，对于上述no.1～58的钢板分别从表面1mm的位置切割出宽度25mm×长度60mm×厚度5mm的矩形的小片，利用600粒度的砂纸对其表面进行研磨，准备试验片。

接着，制作出将10质量％nacl水溶液用浓盐酸调整成cl离子浓度为10质量％、ph为0.85的试验溶液，将钓鱼丝穿过开设于试验片的上部的3mmφ的孔并将其悬挂，对各试验片进行在2l的试验溶液中浸渍168小时的腐蚀试验。需要说明的是，试验溶液预先加温、保持在30℃，每24小时更换为新的试验溶液。

将上述腐蚀试验中使用的装置示于图2中。该腐蚀试验装置是腐蚀试验槽8、恒温槽9的双重结构的装置，在腐蚀试验槽8中加入上述试验溶液10，将试验片7用钓鱼丝11悬挂并浸渍在其中。试验溶液10的温度通过调整加入到恒温槽9的水12的温度来保持。

上述腐蚀试验后，除去生成于试验片表面的锈后，求出试验前后的质量差，将该差按照总表面积进行折算，求出每1年的板厚减少量(双面的腐蚀速度)。其结果是，将腐蚀速度为1.0mm/年以下的情况评价为耐局部腐蚀性良好(○)，将腐蚀速度大于1.0mm/年的情况评价为耐局部腐蚀性不良(×)。

进一步，按照以下要点进行耐层状撕裂性的评价。

(3)耐层状撕裂性的评价

依据classnk钢船规则及其检查要点(k篇、第二章)，对于如上所述得到的no.1～58的钢板，实施钢板的板厚方向(z方向)的拉伸试验，算出断面收缩率(ra)。然后，基于算出的断面收缩率(ra)，通过以下基准评价耐层状撕裂性。

◎(合格、特别优良)：70以上

○(合格)：35以上且小于70

△(不合格)：25以上且小于35

×(不合格)：小于25

将(1)～(3)的评价结果一并记于表2中。需要说明的是，表2中的综合评价是将上述的(1)～(3)的评价全部为“○”或“◎”的情况设为“合格”、将(1)～(3)的评价中即使有一个为“△”或“×”的情况也设为“不合格”。

表2

*下划线表示适当范围外

如表2所示，发明例均兼具优良的耐全面腐蚀性和耐局部腐蚀性、以及优良的耐层状撕裂性。

与此相对，在比较例中，对于耐全面腐蚀性、耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性中的至少一者，没有得到充分的特性。

即，比较例no.42、48、52中，s量超过上限，因此，对于耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

另外，比较例no.43、47、50中，sn量超过上限，因此，对于耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

比较例no.44中，s量超过上限，并且不含有规定量的cu、ni、sb、w、mo和si，因此，对于耐全面腐蚀性、耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

比较例no.45中，sn量低于下限，因此，对于耐全面腐蚀性和耐局部腐蚀性，没有得到充分的特性。

比较例no.46中，s量和sn量超过上限，因此，对于耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

比较例no.49中，不含有规定量的cu、ni、sb、w、mo和si，因此，对于耐全面腐蚀性，没有得到充分的特性。

比较例no.51中，s量超过上限，并且sn量低于下限，因此，对于耐全面腐蚀性、耐局部腐蚀性和耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

比较例no.53～56中，sn偏析度超过上限，因此，对于耐层状撕裂性，没有得到充分的特性。

标号说明

1、7试验片

2、8腐蚀试验槽

3温度控制板

4导入气体管

5排出气体管

6、12水

9恒温槽

10试验溶液

11钓鱼丝