溶接構造貯湯タンク及びその構築方法
【課題】 缶体素材であるフェライト系ステンレス鋼表面におけるＣｒ欠乏層の生成を抑えるための合金設計を行ない、適正な溶接条件により、溶接部の耐食性に優れた溶接構造貯湯タンク及びその構築方法を提供する。
【解決手段】 Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下，Ａｌ：０.０１〜０.２質量％，さらに必要に応じてＢ：０.００５質量％以下を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板を素材とする。
【解決手段】 Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下，Ａｌ：０.０１〜０.２質量％，さらに必要に応じてＢ：０.００５質量％以下を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板を素材とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、接合部を溶接接合した溶接構造貯湯タンク及びその構築方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
ステンレス鋼は、温水環境で優れた耐食性を呈し、且つ必要な強度ももっていることから、貯湯タンク用の材料として広く使用されている。しかし、使用条件によっては腐食を起こし、漏水の原因となることがある。貯湯タンクの耐食性において最も問題となる腐食は、溶接隙間部の腐食である。貯湯タンクの溶接隙間部の腐食を防止するため、Ａｌ等の犠牲陽極を設置する犠牲防食法，外部電源から防食電流を供給する陰極防食法等が採用されている。しかし、Ａｌを犠牲陽極として使用すると、Ａｌの腐食生成物によって水が白濁したり、フィルターに目詰りが生じる等のトラブルが発生し易い。そのため、より耐食性に優れた鋼材を無防食で使用することが最近の傾向である。なかでも、電気温水器缶体のように比較的構造が単純なものでは、塩化物溶液中での応力腐食割れの危険がほとんどなく、比較的安価なフェライト系ステンレス鋼の使用が主流となってきている。
具体的には、低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼（ＳＵＳ４４４）が用いられている。
【０００３】
ところで、温水器の缶体は鏡板、胴を溶接で接合しているために、腐食は溶接部、特に鏡板と胴の溶接隙間部で生じ易くなる。このため、温水環境での溶接部耐食性が要求されている。
上記低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼は、耐粒界腐食性に優れ、加工性及び溶接性もある程度満足できる材料である。しかし、フェライト系ステンレス鋼はオーステナイト系ステンレス鋼に比較して再不動態化能は強いものの、溶接部の耐食性低下が大きい。しかも、フェライト系ステンレス鋼の耐隙間腐食性は隙間構造で大きく変化するため、低炭素・低窒素１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼を用いたとしても、溶接状態や溶接隙間構造によっては隙間腐食が生じる問題があった。
そこで、溶接隙間の回避を目的とした構造として、特許文献１に、低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼板を使用した温水器用缶体であって、鏡板への胴の挿入深さを２０ｍｍまでとして隙間腐食の発生を避けたものが提案されている。
【特許文献１】特開昭５４−７２７１１号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
溶接構造貯湯タンクには、耐応力腐食割れ性やコストの観点からフェライト系ステンレス鋼が用いられる。しかし、フェライト系ステンレス鋼も上記したように溶接構造で用いられると、溶接部の耐食性低下が大きいため本来の優れた耐食性が必ずしも活かされていない。
溶接部の耐食性低下は、溶接時の加熱によりＣｒが酸化され、酸化物の直下でＣｒ欠乏層が形成されるためと考えられている。しかしながら、本発明者らは、溶接構造貯湯タンクの耐食性に及ぼす要因について種々検討した結果、目視で酸化スケールが確認できない程度のごく僅かな酸化を生じていても耐食性が低下することがわかった。ただし、腐食形態が孔食の場合には、一旦Ｃｒ欠乏層で腐食が起こるが、酸素が供給されてステンレス鋼は再不動態化し、腐食の進行は止められる。一方、腐食形態が隙間腐食の場合には、隙間内の液が隙間外の液と入れ替わらないために、酸素が不足して再不動態化し難く、腐食は継続する。したがって、溶接隙間構造となる部位では耐食性に留意する必要がある。
【０００５】
このような腐食メカニズムを前提にすると、まず、表面酸化によってＣｒ欠乏層が生成されることを極力抑制することが有効である。また溶接隙間が形成されないような缶体構造を設計することが有効である。
そこで、本発明は、缶体の素材であるフェライト系ステンレス鋼表面における溶接部近傍でのＣｒ欠乏層の生成を抑えるための合金設計を行なうとともに、溶接隙間構造を避けた缶体構造を採用し、しかも酸化物を形成させない条件で溶接することにより、溶接部の耐食性に優れた溶接構造貯湯タンクを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明の溶接構造貯湯タンクは、その目的を達成するため、Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下及びＡｌ：０.０１〜０.２質量％を、さらに必要に応じてＢ：０.００５質量％以下を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、当該素材鋼板の溶接接合により構築されていることを特徴とする。
【０００７】
フランジが接合された溶接構造貯湯タンクの場合には、フランジの溶接接合位置をフランジのＯリング装着位置から２０ｍｍ以上離しているものが好ましい。
そして、溶接部の耐食性に優れた溶接構造貯湯タンクは、上記素材鋼板を、シールガスを供給しながら溶接接合する際に、溶接部の温度が４００℃以下になるまで溶接ビード及び溶接熱影響部を含めた溶接部にシールガスを供給し続けることにより構築される。
【発明の効果】
【０００８】
本発明の溶接構造貯湯タンクは、従来の低炭素・低窒素１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼に代えて、素材としてＣｒ欠乏層を形成し難いステンレス鋼を用いたために、溶接部耐食性、特に耐隙間腐食性を向上させた耐久性に優れた溶接構造貯湯タンクが得られている。
また、隙間が形成されないような缶体構造を採用するとともに、溶接時に酸化によるＣｒ欠乏層が形成されがたいシール溶接法を採用することにより、耐食性が一段と向上した溶接構造貯湯タンクが得られる。
このように、素材の合金設計と、比較的簡素な缶体構造及び比較的単純な溶接手段の採用により、耐久性に優れた溶接構造貯湯タンクを比較的廉価に提供できるため、本発明は、貯湯タンクの普及に貢献できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
本発明者らは、溶接隙間部の再不動態化能に及ぼす合金元素の影響について、種々検討を行なってきた。その結果、溶接隙間部の再不動態化能は、Ｃｒの含有量を増加させることによって向上するが、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加するとき著しく改善されることを見出した。再不動態化能の改善は、Ｃｒに比較してＴｉ及びＡｌが溶接時に優先的に酸化し、Ｃｒの酸化に起因したＣｒ欠乏層が鋼材表層部に生成することが抑制されることに起因する。しかし、Ｔｉ又はＡｌの単独添加では、再不動態化能に顕著な改善はみられない。すなわち、Ａｌの酸化物の標準生成自由エネルギーは非常に低く、溶接時の雰囲気でＡｌ酸化物を生成するには酸素ポテンシャルが高すぎる。しかし、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加するとき、Ｔｉの優先酸化によって酸素ポテンシャルが下げられ、Ａｌの酸化が容易になる。その結果、Ａｌの酸化皮膜が形成され、Ｃｒの酸化防止、すなわちＣｒ欠乏層の生成防止に有効に作用する。
【００１０】
本発明で素材として用いられるフェライト系ステンレス鋼としては、上記のような耐食性のみならず、加工性及び溶接性も必要とされる。
溶接構造貯湯タンク用フェライト系ステンレス鋼に必要な特性を得るため、各合金元素の含有量及び合金元素間の成分関係は、次のように定められる。
Ｃ，Ｎ：
鋼中に含まれる不可避的成分であり、Ｃ含有量及びＮ含有量の低減によって材料が軟質になり、加工性が向上する。また、炭化物，窒化物の生成が少なくなることから、溶接性及び溶接部の耐食性が向上する。この点で、Ｃ含有量及びＮ含有量は低い方が好ましく、本発明ではともに上限を０.０１５質量％と規定した。
【００１１】
Ｓｉ：
脱酸のほか、鋼を硬質にする元素である。溶接構造貯湯タンクでは高圧で使用する場合があり、缶体として要求される強度を得るために含有量を調節する。しかし、添加量が多くなると溶融金属の粘性が低下するとともに、溶接部の高温割れに対して有害であるので、含有量の上限は１.０質量％、望ましくは０.４質量％とする。
【００１２】
Ｍｎ：
鋼中に不純物として微量存在するＳと結合し、化学的に不安定な硫化物であるＭｎＳを形成して耐食性を低下させる。さらに固溶するＭｎも耐食性を阻害するので低い方が好ましく、本発明においてはその上限を１.０質量％に規定した。
Ｐ：
母材及び溶接部の靭性を劣化させることから、低い方が望ましい。しかし、含Ｃｒ鋼の脱Ｐは困難であり、過度にＰ含有量を低減することは製造コストの上昇を招く。そこで、本発明においては、Ｐ含有量の上限を０.０４５質量％に規定した。
Ｓ：
Ｍｎと結合し、ＭｎＳを生成する。ＭｎＳは、孔食の起点となり耐食性を阻害するが、孔食の成長を促進する作用はない。しかし、溶接部の高温割れに悪影響を及ぼすために、低い方が好ましく、本発明では上限を０.００５質量％に規定した。
【００１３】
Ｃｒ：
フェライト系ステンレス鋼の不動態化能の高める上で重要な合金成分であり、溶接部の耐孔食性，耐隙間腐食性及び一般の耐食性を向上させる。これら耐食性の向上は、Ｃｒ含有量１７.０質量％以上で顕著になる。耐食性向上効果は添加量とともに大きくなるが、Ｃｒ量が多くなると機械的性質や靭性を損ね、コスト増にも繋がる。このため、耐食性の観点から必要量のＣｒ量に止めることが好ましい。本件発明の溶接構造の貯湯タンクは温水環境で使用され、溶接時のＣｒの酸化ロスも小さいので、２１.０質量％を上限とする。
【００１４】
Ｍｏ：
Ｃｒとともに耐食性を高める有効な合金成分である。Ｍｏの耐食性改善効果の発現にはＣｒが必須で、Ｃｒ量が高い鋼ほど耐食性改善効果は大きくなる。本発明の貯湯タンクが温水環境で用いられることを考慮すると、０.５質量％に満たないＭｏ量では耐食性の改善効果は小さい。一方、１.７質量％を超えて添加すると、加工性の低下やコストの上昇を招く。本発明では、溶接時の加熱によるＣｒの酸化とこれに伴うＣｒ欠乏層の形成が小さいこと、Ｃｒの欠乏層の形成に対してＭｏは殆ど影響しないことから、Ｍｏ量は０.５〜１.７質量％とする。
【００１５】
Ｎｉ：
フェライト系ステンレス鋼の靭性を改善する上で有効な合金成分である。しかも、腐食の進行を抑制する作用を有する。しかし、多量にＮｉを添加することは、鋼材コストを上昇させるばかりでなく、鋼を硬質にして加工性を阻害する。したがって、本発明においては、通常のフェライト系ステンレス鋼で規定されている０.６質量％以下に定めた。
【００１６】
Ｃｕ：
適量のＣｕは、フェライト系ステンレス鋼の孔食電位を向上させ、腐食の進行を抑える作用を有するが、過剰に添加するとむしろ耐食性を阻害する。本発明においては０.８質量％を上限とする。
Ｎｂ：
Ｔｉと同様に、Ｃ，Ｎとの親和力が強く、フェライト系ステンレス鋼において問題となる粒界腐食を防止する上で不可欠の合金成分である。この効果を発揮させるには、０.０５質量％が必要である。また、温水缶体では使用する水道圧に耐えるレベルの強度が要求されるが、Ｎｂは鋼の機械的強度を高くするためにも不可欠の合金成分である。ただし、過剰に添加すると溶接高温割れが生じるようになり、溶接部靭性も低下するので上限は０.５質量％とする。
【００１７】
Ｔｉ：
本発明フェライト系ステンレス鋼における重要な合金成分であり、Ａｌとの複合添加によって、溶接時に鋼材の表層部にＡｌの酸化皮膜を容易に形成させ、Ｃｒの酸化ロスを防止して溶接部耐食性の低下を抑える。また、Ｎｂと同様にＣ及びＮを固定し耐粒界腐食を向上させる作用を呈する。これらの効果を発揮させるには、０.０５質量％が必要である。しかし、多量のＴｉが含まれると素材の表面品質や溶接性を低下させるので。０.３質量％を上限とする。
【００１８】
Ａｌ：
本発明フェライト系ステンレス鋼における重要な合金成分である。すなわち、Ｔｉとの組合せの添加によって、溶接時の加熱で鋼表面にＡｌ酸化皮膜を優先的に形成し、Ｃｒの酸化ロスを防止することができる。その結果、耐食性の低下が抑制される。しかし、０.０１質量％未満のＡｌ含有量では、Ａｌの酸化皮膜が形成されにくい。逆に、０.２質量％を超えるＡｌ含有量では、鋼材の表面品質と溶接性が低下する。したがって、本発明においては、Ａｌ含有量を０.０１〜０.２質量％の範囲に定めた。
Ｂ：
フェライト系ステンレス鋼の二次加工性を改善する作用を有する。また、溶接熱影響部における結晶粒の粗大化を抑制し、溶接継手の強度低下に対して有効に作用する。本発明では必要に応じて添加される。しかし、過剰に添加すると結晶粒界等にＣｒ硼化物として析出して耐食性を低下させるので、添加する場合は、上限を０.００５質量％とする。
【００１９】
１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５：
Ｃｒ＋３Ｍｏの指標はステンレス鋼の耐食性レベルを表わす。耐食性の改善はＣｒ及びＭｏ量の調整が基本で、Ｍｏの改善効果はＣｒの３倍である。この値が大きいほど、ステンレス鋼の耐食性は向上するが、用途や使用方法に応じて適量に調整される。
本発明は、上水を用いる貯湯タンクで、材料成分と溶接施工方法、或いは構造の特定により溶接による耐食性低下を避けることができたため、Ｃｒ＋３Ｍｏの必要最少量は、１９.５質量％である。一方、２３.５質量％以上のＣｒ＋３Ｍｏ量は過剰であり、コスト増や成形性の低下をもたらす。
【００２０】
上記のようなフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、溶接法で接合されて貯湯タンクが構築される。
ところで、貯湯タンクは、図１に示されるように缶本体５にフランジ１が取付けられ、当該フランジ部でＯリング３を挟んでプレート２が取付けられることがある。このような構造では、Ｏリング３とフランジ１或いはプレート２を構成する鋼板との間に隙間が形成される形態となる。この隙間となる部位に酸化スケールが形成されていると耐隙間腐食性は著しく低下することになる。
したがって、Ｏリングが装着される位置は、溶接の熱影響を受けても酸化されないように、溶接部から極力離すことが好ましい。
詳細は、次の実施例に記載するが、本発明者らは、Ｏリング装着位置と溶接線との間の間隔を種々変更して耐食性を調査した結果、その距離を２０ｍｍ以上離すと、溶接の影響を受けずに隙間腐食性を低下させることはなかった。
【００２１】
実際の貯湯タンクを溶接法で構築する際にも、溶接部近傍が表面酸化され難いような溶接条件を採用する必要がある。
通常のＴＩＧ溶接時においても、Ａｒガスをシールガスとして溶接に供給して溶接部の近傍が表面酸化されることを抑制している。そこで、貯湯タンクにフランジを溶接接合する工程において、熱影響部の耐食性に及ぼすＡｒガスシールの影響についても検討した。
その結果、詳細は実施例で示すが、溶接部の材料温度が４００℃以下になるまでシールガスを流し続ける必要があることを見出した。当該フェライト系ステンレス鋼は、材料温度が４００℃を超える温度では表面酸化しやすいために、溶接部近傍の表面酸化を抑制するためには、溶接温度〜４００℃の間を確実にシールガスで覆う必要があることを意味している。
【実施例】
【００２２】
実施例１：
表１に示した成分組成を有する各種ステンレス鋼を実験用真空溶解炉にて溶製し、熱間圧延により板厚３ｍｍの熱延板を製造した。熱延板を板厚１.０ｍｍまで冷間圧延し、１０００〜１０７０℃で仕上げ焼鈍を施し、酸洗したのち供試材とした。
なお、表１中、No.１〜No.６は、本発明で規定する要件を満足したフェライト系ステンレス鋼であり、何れも固定化元素としてＮｂ及びＴｉを複合添加しており、微量元素としてＡｌを含有している。No.１〜No.４は１８％Ｃｒの鋼で、その内、No.３はＮｉ含有鋼、No.４はＣｕとＮｉを含有する鋼である。No.５とNo.６は、Ｍｏ量が異なる２０％Ｃｒの鋼である。
No.７〜No.１０は比較鋼であり、製造履歴は本発明鋼と同じである。その内、No.７はＭｏ及びＴｉが本発明の組成範囲から外れた鋼、No.８はＡｌを含まない鋼である。また、No.９はＭｏが、No.１０はＣｒがそれぞれ本発明の組成範囲に満たない鋼である。
【００２３】
耐食性の評価は、ＴＩＧ溶接により隙間部を形成した試験片を作製し、浸漬試験を行なって評価した。溶接隙間試験片は、図２に示すように、２０ｍｍ×４０ｍｍ，板厚１ｍｍの板を２枚重ね、短辺側の一端をＴＩＧ溶接し、他方にφ５ｍｍのガラス棒を差し込んだものである。
浸漬試験は、８０℃に保持した１０００ｐｐｍの濃度のＣｌ-水溶液中で３０日間行なった。図３に試験方法を示すが、腐食を促進させるためのＰｔ補助カソード２１を試験片２２に接続させている。当該浸漬試験では、容量３００リットルの温水缶体に相当するカソード能力を有している。
【００２４】
そして、耐食性の評価は、再不動態皮膜が形成されるまでの時間と、腐食試験液から引き上げたときの侵食の深さで判定した。
再不動態皮膜は、寒天質の塩橋２３を介して照合電極２４を試験片２２に接続し、試験片２２に流れる腐食電流が１μＡ未満になったときに形成されたものとした。そして、再不動態皮膜の形成が１週間以内に行なわれているものを耐食性が良いとした。なお、図３中、２５が試験液、本実施例では８０℃に保持した１０００ｐｐｍの濃度のＣｌ-水溶液であり、２６はエアレーションノズルである。
【００２５】
侵食の深さは、３０日間の浸漬後に、各試験片を腐食試験液から引き上げて調査した。そして、最大侵食深さが０.１ｍｍ未満のものを耐食性が良いとした。
その結果を表２に示す。
なお、表２中、◎は７日以内に腐食電流が１μＡ未満になって消滅したものを、○は３０日以内に腐食電流が１μＡ未満になって消滅したものを、そして●は３０日以上にわたって１μＡ以上の腐食電流が流れ続けたものを示す。
さらに、△は腐食試験液から引き上げた試験片に全く腐食が認められなかったものを、▲は０.１ｍｍ以下の腐食が認められたものを、さらに、■は０.１ｍｍ以上に腐食していたものを示している。
【００２６】
【００２７】
【００２８】
表２に示す結果からもわかるように、本発明の貯湯タンク用素材（試験No.１〜６）は、何れも隙間腐食による浸食深さが０.１ｍｍ以下と浅く、隙間腐食は進行していないことがわかる。一方、ＪＩＳ４４４鋼である比較例のNo.７は、溶接部耐食性が本発明のタンク用素材に比べて劣っていた。Ｔｉを含有していないためにＡｌの優先酸化が十分に進行せず、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下したものと思われる。No.８は元々Ａｌ含有量が少ないために、Ａｌの優先酸化が起こらず、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下したものと思われる。
No.９はＭｏ量が、No.１０はＣｒ含有量が元々少ないために、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加しても十分な耐食性を発揮することができていない。
【００２９】
実施例２：
実施例１で用いたNo.１の鋼板を素材として用い、図１に示すように缶体５にフランジ１を溶接線４でＴＩＧ溶接した貯湯タンクについて、溶接位置が隙間腐食性に及ぼす影響について調査した。なお、フランジ１上でＯリング３を挟んで上鏡板となるプレート２が取付けられた断面形状を有するものである。
フランジ１にＯリング３を介してプレート２が取付けられると、Ｏリング３とフランジ及びプレートとの間に隙間が形成されるので、この隙間と溶接線４との間隔ｘが隙間腐食性に与える影響を、ｘ値を種々変えて調査したものである。
【００３０】
そして、溶接熱影響部の耐食性評価を、ＪＩＳ Ｇ０５７７「ステンレス鋼の孔食電位測定法」に準じて行なった。溶接加熱により熱影響部に酸化物が形成され、すなわちＣｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下すると、孔食電位の測定で通常見られる不動態領域がなくなり、測定開始直後から腐食電流が増加する。
溶接による耐食性の低下がない、或いはごく僅かであることの判定基準は、本明細書においては、不動態領域が存在すること、すなわち０.１V,SCEでの電流値が１０μA／cm2以下であることとした。
その結果を表３に示す。
【００３１】
【００３２】
表３の結果から明らかなように、溶接位置をＯリング装着位置よりも２０ｍｍ以上離すことにより、溶接の熱影響によっても表面酸化は抑えられ、隙間腐食が発生することはない。一方、溶接位置がリング装着位置から２０ｍｍ離れていないと、熱影響を受けて表面酸化が起こってＣｒの欠乏層が形成され、耐食性が低下、すなわち隙間腐食が起こり易くなっている。
【００３３】
実施例３：
実施例１で用いたNo.１の鋼板を素材として用い、缶体にフランジをＴＩＧ溶接で溶接接合する際の、熱影響部の耐食性に及ぼすＡｒガスシールの影響について調査した。
缶体とのＴＩＧ溶接線から１０ｍｍ離れた位置のフランジに熱電対を取付け、フランジ部をＡｒ雰囲気にするためＡｒガス供給ノズルを設けた蓋を取付けた。本実施例でのＴＩＧ溶接は、このノズルからフランジの温度が２００〜５００℃の各温度に低下するまでＡｒガスを流しながら行なった。
このようにして溶接接合したフランジから孔食電位測定のための試験片を切り出し、前記孔食電位測定法により溶接熱影響部の耐食性評価を行なった。
その結果を表４に示す。
【００３４】
【００３５】
表４の結果から明らかなように、溶接熱影響部の温度が４００℃に下がるまでＡｒガスシールを継続して行なうと、当該熱影響部表面の酸化が抑えられ、Ｃｒ欠乏層の形成が抑制されて、隙間腐食が発生することはない。一方、溶接熱影響部の温度が４００℃よりも高い時点でシールガスの供給を停止すると、熱影響を受けて表面酸化が進行し、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下、すなわち隙間腐食が起こり易くなっている。
【図面の簡単な説明】
【００３６】
【図１】フランジを備えた貯湯タンクの構造を説明する部分断面図
【図２】隙間腐食試験片の形状を示した図
【図３】試験片を試験液に浸漬し、腐食試験を行なう態様を説明する図
【技術分野】
【０００１】
本発明は、接合部を溶接接合した溶接構造貯湯タンク及びその構築方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
ステンレス鋼は、温水環境で優れた耐食性を呈し、且つ必要な強度ももっていることから、貯湯タンク用の材料として広く使用されている。しかし、使用条件によっては腐食を起こし、漏水の原因となることがある。貯湯タンクの耐食性において最も問題となる腐食は、溶接隙間部の腐食である。貯湯タンクの溶接隙間部の腐食を防止するため、Ａｌ等の犠牲陽極を設置する犠牲防食法，外部電源から防食電流を供給する陰極防食法等が採用されている。しかし、Ａｌを犠牲陽極として使用すると、Ａｌの腐食生成物によって水が白濁したり、フィルターに目詰りが生じる等のトラブルが発生し易い。そのため、より耐食性に優れた鋼材を無防食で使用することが最近の傾向である。なかでも、電気温水器缶体のように比較的構造が単純なものでは、塩化物溶液中での応力腐食割れの危険がほとんどなく、比較的安価なフェライト系ステンレス鋼の使用が主流となってきている。
具体的には、低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼（ＳＵＳ４４４）が用いられている。
【０００３】
ところで、温水器の缶体は鏡板、胴を溶接で接合しているために、腐食は溶接部、特に鏡板と胴の溶接隙間部で生じ易くなる。このため、温水環境での溶接部耐食性が要求されている。
上記低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼は、耐粒界腐食性に優れ、加工性及び溶接性もある程度満足できる材料である。しかし、フェライト系ステンレス鋼はオーステナイト系ステンレス鋼に比較して再不動態化能は強いものの、溶接部の耐食性低下が大きい。しかも、フェライト系ステンレス鋼の耐隙間腐食性は隙間構造で大きく変化するため、低炭素・低窒素１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼を用いたとしても、溶接状態や溶接隙間構造によっては隙間腐食が生じる問題があった。
そこで、溶接隙間の回避を目的とした構造として、特許文献１に、低炭素・低窒素の１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼板を使用した温水器用缶体であって、鏡板への胴の挿入深さを２０ｍｍまでとして隙間腐食の発生を避けたものが提案されている。
【特許文献１】特開昭５４−７２７１１号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
溶接構造貯湯タンクには、耐応力腐食割れ性やコストの観点からフェライト系ステンレス鋼が用いられる。しかし、フェライト系ステンレス鋼も上記したように溶接構造で用いられると、溶接部の耐食性低下が大きいため本来の優れた耐食性が必ずしも活かされていない。
溶接部の耐食性低下は、溶接時の加熱によりＣｒが酸化され、酸化物の直下でＣｒ欠乏層が形成されるためと考えられている。しかしながら、本発明者らは、溶接構造貯湯タンクの耐食性に及ぼす要因について種々検討した結果、目視で酸化スケールが確認できない程度のごく僅かな酸化を生じていても耐食性が低下することがわかった。ただし、腐食形態が孔食の場合には、一旦Ｃｒ欠乏層で腐食が起こるが、酸素が供給されてステンレス鋼は再不動態化し、腐食の進行は止められる。一方、腐食形態が隙間腐食の場合には、隙間内の液が隙間外の液と入れ替わらないために、酸素が不足して再不動態化し難く、腐食は継続する。したがって、溶接隙間構造となる部位では耐食性に留意する必要がある。
【０００５】
このような腐食メカニズムを前提にすると、まず、表面酸化によってＣｒ欠乏層が生成されることを極力抑制することが有効である。また溶接隙間が形成されないような缶体構造を設計することが有効である。
そこで、本発明は、缶体の素材であるフェライト系ステンレス鋼表面における溶接部近傍でのＣｒ欠乏層の生成を抑えるための合金設計を行なうとともに、溶接隙間構造を避けた缶体構造を採用し、しかも酸化物を形成させない条件で溶接することにより、溶接部の耐食性に優れた溶接構造貯湯タンクを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明の溶接構造貯湯タンクは、その目的を達成するため、Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下及びＡｌ：０.０１〜０.２質量％を、さらに必要に応じてＢ：０.００５質量％以下を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、当該素材鋼板の溶接接合により構築されていることを特徴とする。
【０００７】
フランジが接合された溶接構造貯湯タンクの場合には、フランジの溶接接合位置をフランジのＯリング装着位置から２０ｍｍ以上離しているものが好ましい。
そして、溶接部の耐食性に優れた溶接構造貯湯タンクは、上記素材鋼板を、シールガスを供給しながら溶接接合する際に、溶接部の温度が４００℃以下になるまで溶接ビード及び溶接熱影響部を含めた溶接部にシールガスを供給し続けることにより構築される。
【発明の効果】
【０００８】
本発明の溶接構造貯湯タンクは、従来の低炭素・低窒素１９Ｃｒ−２.０Ｍｏ−Ｔｉ／Ｎｂ鋼に代えて、素材としてＣｒ欠乏層を形成し難いステンレス鋼を用いたために、溶接部耐食性、特に耐隙間腐食性を向上させた耐久性に優れた溶接構造貯湯タンクが得られている。
また、隙間が形成されないような缶体構造を採用するとともに、溶接時に酸化によるＣｒ欠乏層が形成されがたいシール溶接法を採用することにより、耐食性が一段と向上した溶接構造貯湯タンクが得られる。
このように、素材の合金設計と、比較的簡素な缶体構造及び比較的単純な溶接手段の採用により、耐久性に優れた溶接構造貯湯タンクを比較的廉価に提供できるため、本発明は、貯湯タンクの普及に貢献できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
本発明者らは、溶接隙間部の再不動態化能に及ぼす合金元素の影響について、種々検討を行なってきた。その結果、溶接隙間部の再不動態化能は、Ｃｒの含有量を増加させることによって向上するが、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加するとき著しく改善されることを見出した。再不動態化能の改善は、Ｃｒに比較してＴｉ及びＡｌが溶接時に優先的に酸化し、Ｃｒの酸化に起因したＣｒ欠乏層が鋼材表層部に生成することが抑制されることに起因する。しかし、Ｔｉ又はＡｌの単独添加では、再不動態化能に顕著な改善はみられない。すなわち、Ａｌの酸化物の標準生成自由エネルギーは非常に低く、溶接時の雰囲気でＡｌ酸化物を生成するには酸素ポテンシャルが高すぎる。しかし、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加するとき、Ｔｉの優先酸化によって酸素ポテンシャルが下げられ、Ａｌの酸化が容易になる。その結果、Ａｌの酸化皮膜が形成され、Ｃｒの酸化防止、すなわちＣｒ欠乏層の生成防止に有効に作用する。
【００１０】
本発明で素材として用いられるフェライト系ステンレス鋼としては、上記のような耐食性のみならず、加工性及び溶接性も必要とされる。
溶接構造貯湯タンク用フェライト系ステンレス鋼に必要な特性を得るため、各合金元素の含有量及び合金元素間の成分関係は、次のように定められる。
Ｃ，Ｎ：
鋼中に含まれる不可避的成分であり、Ｃ含有量及びＮ含有量の低減によって材料が軟質になり、加工性が向上する。また、炭化物，窒化物の生成が少なくなることから、溶接性及び溶接部の耐食性が向上する。この点で、Ｃ含有量及びＮ含有量は低い方が好ましく、本発明ではともに上限を０.０１５質量％と規定した。
【００１１】
Ｓｉ：
脱酸のほか、鋼を硬質にする元素である。溶接構造貯湯タンクでは高圧で使用する場合があり、缶体として要求される強度を得るために含有量を調節する。しかし、添加量が多くなると溶融金属の粘性が低下するとともに、溶接部の高温割れに対して有害であるので、含有量の上限は１.０質量％、望ましくは０.４質量％とする。
【００１２】
Ｍｎ：
鋼中に不純物として微量存在するＳと結合し、化学的に不安定な硫化物であるＭｎＳを形成して耐食性を低下させる。さらに固溶するＭｎも耐食性を阻害するので低い方が好ましく、本発明においてはその上限を１.０質量％に規定した。
Ｐ：
母材及び溶接部の靭性を劣化させることから、低い方が望ましい。しかし、含Ｃｒ鋼の脱Ｐは困難であり、過度にＰ含有量を低減することは製造コストの上昇を招く。そこで、本発明においては、Ｐ含有量の上限を０.０４５質量％に規定した。
Ｓ：
Ｍｎと結合し、ＭｎＳを生成する。ＭｎＳは、孔食の起点となり耐食性を阻害するが、孔食の成長を促進する作用はない。しかし、溶接部の高温割れに悪影響を及ぼすために、低い方が好ましく、本発明では上限を０.００５質量％に規定した。
【００１３】
Ｃｒ：
フェライト系ステンレス鋼の不動態化能の高める上で重要な合金成分であり、溶接部の耐孔食性，耐隙間腐食性及び一般の耐食性を向上させる。これら耐食性の向上は、Ｃｒ含有量１７.０質量％以上で顕著になる。耐食性向上効果は添加量とともに大きくなるが、Ｃｒ量が多くなると機械的性質や靭性を損ね、コスト増にも繋がる。このため、耐食性の観点から必要量のＣｒ量に止めることが好ましい。本件発明の溶接構造の貯湯タンクは温水環境で使用され、溶接時のＣｒの酸化ロスも小さいので、２１.０質量％を上限とする。
【００１４】
Ｍｏ：
Ｃｒとともに耐食性を高める有効な合金成分である。Ｍｏの耐食性改善効果の発現にはＣｒが必須で、Ｃｒ量が高い鋼ほど耐食性改善効果は大きくなる。本発明の貯湯タンクが温水環境で用いられることを考慮すると、０.５質量％に満たないＭｏ量では耐食性の改善効果は小さい。一方、１.７質量％を超えて添加すると、加工性の低下やコストの上昇を招く。本発明では、溶接時の加熱によるＣｒの酸化とこれに伴うＣｒ欠乏層の形成が小さいこと、Ｃｒの欠乏層の形成に対してＭｏは殆ど影響しないことから、Ｍｏ量は０.５〜１.７質量％とする。
【００１５】
Ｎｉ：
フェライト系ステンレス鋼の靭性を改善する上で有効な合金成分である。しかも、腐食の進行を抑制する作用を有する。しかし、多量にＮｉを添加することは、鋼材コストを上昇させるばかりでなく、鋼を硬質にして加工性を阻害する。したがって、本発明においては、通常のフェライト系ステンレス鋼で規定されている０.６質量％以下に定めた。
【００１６】
Ｃｕ：
適量のＣｕは、フェライト系ステンレス鋼の孔食電位を向上させ、腐食の進行を抑える作用を有するが、過剰に添加するとむしろ耐食性を阻害する。本発明においては０.８質量％を上限とする。
Ｎｂ：
Ｔｉと同様に、Ｃ，Ｎとの親和力が強く、フェライト系ステンレス鋼において問題となる粒界腐食を防止する上で不可欠の合金成分である。この効果を発揮させるには、０.０５質量％が必要である。また、温水缶体では使用する水道圧に耐えるレベルの強度が要求されるが、Ｎｂは鋼の機械的強度を高くするためにも不可欠の合金成分である。ただし、過剰に添加すると溶接高温割れが生じるようになり、溶接部靭性も低下するので上限は０.５質量％とする。
【００１７】
Ｔｉ：
本発明フェライト系ステンレス鋼における重要な合金成分であり、Ａｌとの複合添加によって、溶接時に鋼材の表層部にＡｌの酸化皮膜を容易に形成させ、Ｃｒの酸化ロスを防止して溶接部耐食性の低下を抑える。また、Ｎｂと同様にＣ及びＮを固定し耐粒界腐食を向上させる作用を呈する。これらの効果を発揮させるには、０.０５質量％が必要である。しかし、多量のＴｉが含まれると素材の表面品質や溶接性を低下させるので。０.３質量％を上限とする。
【００１８】
Ａｌ：
本発明フェライト系ステンレス鋼における重要な合金成分である。すなわち、Ｔｉとの組合せの添加によって、溶接時の加熱で鋼表面にＡｌ酸化皮膜を優先的に形成し、Ｃｒの酸化ロスを防止することができる。その結果、耐食性の低下が抑制される。しかし、０.０１質量％未満のＡｌ含有量では、Ａｌの酸化皮膜が形成されにくい。逆に、０.２質量％を超えるＡｌ含有量では、鋼材の表面品質と溶接性が低下する。したがって、本発明においては、Ａｌ含有量を０.０１〜０.２質量％の範囲に定めた。
Ｂ：
フェライト系ステンレス鋼の二次加工性を改善する作用を有する。また、溶接熱影響部における結晶粒の粗大化を抑制し、溶接継手の強度低下に対して有効に作用する。本発明では必要に応じて添加される。しかし、過剰に添加すると結晶粒界等にＣｒ硼化物として析出して耐食性を低下させるので、添加する場合は、上限を０.００５質量％とする。
【００１９】
１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５：
Ｃｒ＋３Ｍｏの指標はステンレス鋼の耐食性レベルを表わす。耐食性の改善はＣｒ及びＭｏ量の調整が基本で、Ｍｏの改善効果はＣｒの３倍である。この値が大きいほど、ステンレス鋼の耐食性は向上するが、用途や使用方法に応じて適量に調整される。
本発明は、上水を用いる貯湯タンクで、材料成分と溶接施工方法、或いは構造の特定により溶接による耐食性低下を避けることができたため、Ｃｒ＋３Ｍｏの必要最少量は、１９.５質量％である。一方、２３.５質量％以上のＣｒ＋３Ｍｏ量は過剰であり、コスト増や成形性の低下をもたらす。
【００２０】
上記のようなフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、溶接法で接合されて貯湯タンクが構築される。
ところで、貯湯タンクは、図１に示されるように缶本体５にフランジ１が取付けられ、当該フランジ部でＯリング３を挟んでプレート２が取付けられることがある。このような構造では、Ｏリング３とフランジ１或いはプレート２を構成する鋼板との間に隙間が形成される形態となる。この隙間となる部位に酸化スケールが形成されていると耐隙間腐食性は著しく低下することになる。
したがって、Ｏリングが装着される位置は、溶接の熱影響を受けても酸化されないように、溶接部から極力離すことが好ましい。
詳細は、次の実施例に記載するが、本発明者らは、Ｏリング装着位置と溶接線との間の間隔を種々変更して耐食性を調査した結果、その距離を２０ｍｍ以上離すと、溶接の影響を受けずに隙間腐食性を低下させることはなかった。
【００２１】
実際の貯湯タンクを溶接法で構築する際にも、溶接部近傍が表面酸化され難いような溶接条件を採用する必要がある。
通常のＴＩＧ溶接時においても、Ａｒガスをシールガスとして溶接に供給して溶接部の近傍が表面酸化されることを抑制している。そこで、貯湯タンクにフランジを溶接接合する工程において、熱影響部の耐食性に及ぼすＡｒガスシールの影響についても検討した。
その結果、詳細は実施例で示すが、溶接部の材料温度が４００℃以下になるまでシールガスを流し続ける必要があることを見出した。当該フェライト系ステンレス鋼は、材料温度が４００℃を超える温度では表面酸化しやすいために、溶接部近傍の表面酸化を抑制するためには、溶接温度〜４００℃の間を確実にシールガスで覆う必要があることを意味している。
【実施例】
【００２２】
実施例１：
表１に示した成分組成を有する各種ステンレス鋼を実験用真空溶解炉にて溶製し、熱間圧延により板厚３ｍｍの熱延板を製造した。熱延板を板厚１.０ｍｍまで冷間圧延し、１０００〜１０７０℃で仕上げ焼鈍を施し、酸洗したのち供試材とした。
なお、表１中、No.１〜No.６は、本発明で規定する要件を満足したフェライト系ステンレス鋼であり、何れも固定化元素としてＮｂ及びＴｉを複合添加しており、微量元素としてＡｌを含有している。No.１〜No.４は１８％Ｃｒの鋼で、その内、No.３はＮｉ含有鋼、No.４はＣｕとＮｉを含有する鋼である。No.５とNo.６は、Ｍｏ量が異なる２０％Ｃｒの鋼である。
No.７〜No.１０は比較鋼であり、製造履歴は本発明鋼と同じである。その内、No.７はＭｏ及びＴｉが本発明の組成範囲から外れた鋼、No.８はＡｌを含まない鋼である。また、No.９はＭｏが、No.１０はＣｒがそれぞれ本発明の組成範囲に満たない鋼である。
【００２３】
耐食性の評価は、ＴＩＧ溶接により隙間部を形成した試験片を作製し、浸漬試験を行なって評価した。溶接隙間試験片は、図２に示すように、２０ｍｍ×４０ｍｍ，板厚１ｍｍの板を２枚重ね、短辺側の一端をＴＩＧ溶接し、他方にφ５ｍｍのガラス棒を差し込んだものである。
浸漬試験は、８０℃に保持した１０００ｐｐｍの濃度のＣｌ-水溶液中で３０日間行なった。図３に試験方法を示すが、腐食を促進させるためのＰｔ補助カソード２１を試験片２２に接続させている。当該浸漬試験では、容量３００リットルの温水缶体に相当するカソード能力を有している。
【００２４】
そして、耐食性の評価は、再不動態皮膜が形成されるまでの時間と、腐食試験液から引き上げたときの侵食の深さで判定した。
再不動態皮膜は、寒天質の塩橋２３を介して照合電極２４を試験片２２に接続し、試験片２２に流れる腐食電流が１μＡ未満になったときに形成されたものとした。そして、再不動態皮膜の形成が１週間以内に行なわれているものを耐食性が良いとした。なお、図３中、２５が試験液、本実施例では８０℃に保持した１０００ｐｐｍの濃度のＣｌ-水溶液であり、２６はエアレーションノズルである。
【００２５】
侵食の深さは、３０日間の浸漬後に、各試験片を腐食試験液から引き上げて調査した。そして、最大侵食深さが０.１ｍｍ未満のものを耐食性が良いとした。
その結果を表２に示す。
なお、表２中、◎は７日以内に腐食電流が１μＡ未満になって消滅したものを、○は３０日以内に腐食電流が１μＡ未満になって消滅したものを、そして●は３０日以上にわたって１μＡ以上の腐食電流が流れ続けたものを示す。
さらに、△は腐食試験液から引き上げた試験片に全く腐食が認められなかったものを、▲は０.１ｍｍ以下の腐食が認められたものを、さらに、■は０.１ｍｍ以上に腐食していたものを示している。
【００２６】
【００２７】
【００２８】
表２に示す結果からもわかるように、本発明の貯湯タンク用素材（試験No.１〜６）は、何れも隙間腐食による浸食深さが０.１ｍｍ以下と浅く、隙間腐食は進行していないことがわかる。一方、ＪＩＳ４４４鋼である比較例のNo.７は、溶接部耐食性が本発明のタンク用素材に比べて劣っていた。Ｔｉを含有していないためにＡｌの優先酸化が十分に進行せず、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下したものと思われる。No.８は元々Ａｌ含有量が少ないために、Ａｌの優先酸化が起こらず、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下したものと思われる。
No.９はＭｏ量が、No.１０はＣｒ含有量が元々少ないために、Ｔｉ及びＡｌを組合せて添加しても十分な耐食性を発揮することができていない。
【００２９】
実施例２：
実施例１で用いたNo.１の鋼板を素材として用い、図１に示すように缶体５にフランジ１を溶接線４でＴＩＧ溶接した貯湯タンクについて、溶接位置が隙間腐食性に及ぼす影響について調査した。なお、フランジ１上でＯリング３を挟んで上鏡板となるプレート２が取付けられた断面形状を有するものである。
フランジ１にＯリング３を介してプレート２が取付けられると、Ｏリング３とフランジ及びプレートとの間に隙間が形成されるので、この隙間と溶接線４との間隔ｘが隙間腐食性に与える影響を、ｘ値を種々変えて調査したものである。
【００３０】
そして、溶接熱影響部の耐食性評価を、ＪＩＳ Ｇ０５７７「ステンレス鋼の孔食電位測定法」に準じて行なった。溶接加熱により熱影響部に酸化物が形成され、すなわちＣｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下すると、孔食電位の測定で通常見られる不動態領域がなくなり、測定開始直後から腐食電流が増加する。
溶接による耐食性の低下がない、或いはごく僅かであることの判定基準は、本明細書においては、不動態領域が存在すること、すなわち０.１V,SCEでの電流値が１０μA／cm2以下であることとした。
その結果を表３に示す。
【００３１】
【００３２】
表３の結果から明らかなように、溶接位置をＯリング装着位置よりも２０ｍｍ以上離すことにより、溶接の熱影響によっても表面酸化は抑えられ、隙間腐食が発生することはない。一方、溶接位置がリング装着位置から２０ｍｍ離れていないと、熱影響を受けて表面酸化が起こってＣｒの欠乏層が形成され、耐食性が低下、すなわち隙間腐食が起こり易くなっている。
【００３３】
実施例３：
実施例１で用いたNo.１の鋼板を素材として用い、缶体にフランジをＴＩＧ溶接で溶接接合する際の、熱影響部の耐食性に及ぼすＡｒガスシールの影響について調査した。
缶体とのＴＩＧ溶接線から１０ｍｍ離れた位置のフランジに熱電対を取付け、フランジ部をＡｒ雰囲気にするためＡｒガス供給ノズルを設けた蓋を取付けた。本実施例でのＴＩＧ溶接は、このノズルからフランジの温度が２００〜５００℃の各温度に低下するまでＡｒガスを流しながら行なった。
このようにして溶接接合したフランジから孔食電位測定のための試験片を切り出し、前記孔食電位測定法により溶接熱影響部の耐食性評価を行なった。
その結果を表４に示す。
【００３４】
【００３５】
表４の結果から明らかなように、溶接熱影響部の温度が４００℃に下がるまでＡｒガスシールを継続して行なうと、当該熱影響部表面の酸化が抑えられ、Ｃｒ欠乏層の形成が抑制されて、隙間腐食が発生することはない。一方、溶接熱影響部の温度が４００℃よりも高い時点でシールガスの供給を停止すると、熱影響を受けて表面酸化が進行し、Ｃｒの欠乏層が形成されて耐食性が低下、すなわち隙間腐食が起こり易くなっている。
【図面の簡単な説明】
【００３６】
【図１】フランジを備えた貯湯タンクの構造を説明する部分断面図
【図２】隙間腐食試験片の形状を示した図
【図３】試験片を試験液に浸漬し、腐食試験を行なう態様を説明する図
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下及びＡｌ：０.０１〜０.２質量％を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、当該素材鋼板の溶接接合により構築されていることを特徴とする溶接構造貯湯タンク。
【請求項２】
フェライト系ステンレス鋼板が、さらにＢ：０.００５質量％以下を含むものである請求項１に記載の溶接構造貯湯タンク。
【請求項３】
フランジが接合された溶接構造貯湯タンクであって、前記フランジの溶接接合位置がフランジのＯリング装着位置から２０ｍｍ以上離されている請求項１又は２に記載の溶接構造貯湯タンク。
【請求項４】
シールガスを供給しながら貯湯タンクを溶接法で構築する際、溶接部の温度が４００℃以下になるまで溶接ビード及び溶接熱影響部を含めた溶接部にシールガスを供給し続ける請求項１〜３のいずれかに記載の溶接構造貯湯タンクの構築方法。
【請求項１】
Ｃ：０.０１５質量％以下，Ｓｉ：１.０質量％以下，Ｍｎ：１.０質量％以下，Ｐ：０.０４５質量％以下，Ｓ：０.００５質量％以下，Ｃｒ１７.０〜２１.０質量％，Ｍｏ：０.５〜１.７質量％，Ｎｉ：０.６質量％以下，Ｃｕ：０.８質量％以下，Ｎｂ：０.０５〜０.５質量％，Ｔｉ：０.０５〜０.３質量％，Ｎ：０.０１５質量％以下及びＡｌ：０.０１〜０.２質量％を含み、かつ１９.５＜Ｃｒ＋３Ｍｏ＜２３.５の関係を満足し、残部が実質的にＦｅからなる組成を有するフェライト系ステンレス鋼板が素材として用いられ、当該素材鋼板の溶接接合により構築されていることを特徴とする溶接構造貯湯タンク。
【請求項２】
フェライト系ステンレス鋼板が、さらにＢ：０.００５質量％以下を含むものである請求項１に記載の溶接構造貯湯タンク。
【請求項３】
フランジが接合された溶接構造貯湯タンクであって、前記フランジの溶接接合位置がフランジのＯリング装着位置から２０ｍｍ以上離されている請求項１又は２に記載の溶接構造貯湯タンク。
【請求項４】
シールガスを供給しながら貯湯タンクを溶接法で構築する際、溶接部の温度が４００℃以下になるまで溶接ビード及び溶接熱影響部を含めた溶接部にシールガスを供給し続ける請求項１〜３のいずれかに記載の溶接構造貯湯タンクの構築方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図２】
【図３】
【公開番号】特開２００６−９７９０８（Ｐ２００６−９７９０８Ａ）
【公開日】平成１８年４月１３日（２００６．４．１３）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００４−２８１１９８（Ｐ２００４−２８１１９８）
【出願日】平成１６年９月２８日（２００４．９．２８）
【出願人】（０００００４５８１）日新製鋼株式会社 (1,178)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成１８年４月１３日（２００６．４．１３）
【国際特許分類】
【出願日】平成１６年９月２８日（２００４．９．２８）
【出願人】（０００００４５８１）日新製鋼株式会社 (1,178)
【Ｆターム（参考）】
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