TWI654316B - Steel and crude oil tankers for crude oil tankers - Google Patents

Abstract

本發明提供一種藉由調成既定的成分組成，同時使Sn偏析度未達18，而能夠兼具優良的耐全面腐蝕性及耐局部腐蝕性、與優良的耐層狀撕裂性之原油油輪用鋼材。

Description

原油油輪用鋼材及原油油輪

[0001] 本發明係有關於一種對焊接鋼材而形成之原油油輪的原油槽(油槽部)，尤為會產生全面腐蝕的上甲板背面(頂部)或側壁上部、及會產生局部腐蝕(孔蝕)的油槽部之底板之任一者皆可適用之耐蝕性及耐層狀撕裂性優良的原油油輪用鋼材。 　　又，本發明係有關於一種使用上述之鋼材而成的原油油輪。

[0002] 周知原油油輪的原油槽內面，尤為上甲板背面及側壁上部所使用的鋼材會產生全面腐蝕。 　　[0003] 就引起此全面腐蝕的原因，可舉出： 　　(1)因晝夜溫差而於鋼板表面反覆發生凝結與乾燥(乾濕)； 　　(2)用於防爆而封入於原油槽內的惰性氣體(O₂ ：約4vol%、CO₂ ：約13vol%、SO₂ ：約0.01vol%，其餘為以N₂ 為代表組成之鍋爐或者引擎的廢氣等)所含之O₂ ，CO₂ ，SO₂ 溶入凝結水中； 　　(3)從原油揮發之H₂ S等的腐蝕性氣體溶入凝結水中； 　　(4)使用於洗淨原油槽的海水殘留 　　等。此等情形，通常在每隔兩年半所進行之實體船的例行船塢檢查中，於強酸性的凝結水中會檢測出硫酸離子或氯化物離子亦可窺知。 　　[0004] 又，以腐蝕所生成的鐵鏽為觸媒使H₂ S氧化，則固體S會在鐵鏽中以層狀生成。此種固體S以層狀生成的鐵鏽容易剝離脫落，而堆積於原油槽的底部。因此，就原油油輪的例行船塢檢查，需花費龐大的費用，現況在於每次進行原油槽上部的補修或槽底部之堆積物的回收。 　　[0005] 另一方面，就原油槽底板等的鋼材，以往，一般認為因原油本身的腐蝕抑制作用或形成於原油槽內面之原油所衍生的保護性塗層(油塗層)的腐蝕抑制作用，而不會產生腐蝕。 　　然而，根據最近的研究闡明，原油槽底板的鋼材，會產生碗型的局部腐蝕(孔蝕)。 　　[0006] 就引起此種局部腐蝕的原因，可舉出： 　　(1)存在有以高濃度溶有以氯化鈉為代表之鹽類的凝聚水； 　　(2)因過度洗淨而導致油塗層脫離； 　　(3)原油中所含的硫化物成高濃度； 　　(4)溶入凝結水之防爆用惰性氣體中的O₂ 、CO₂ 、SO₂ 等成高濃度 　　等。實際上，在實體船的例行船塢檢查時，對滯留於原油槽內的水進行分析的結果，檢測出高濃度的氯化物離子與硫酸離子。 　　[0007] 要防止上述原油槽內面的全面腐蝕或局部腐蝕，對鋼材表面實施塗裝，將鋼材從腐蝕環境中隔離係屬有效。 　　然而，原油槽的塗裝作業其塗佈面積甚為龐大，且因塗膜的劣化而需約每10年重塗一次。因此，原油槽的塗裝作業，其檢查或塗裝需耗費龐大的費用。再者，有人指出，塗膜一受損傷，則此種損傷部在原油槽的腐蝕環境下反而會助長腐蝕。 　　[0008] 因此，便企盼開發出一種無需實施塗裝，也能防止原油槽內面之全面腐蝕或局部腐蝕的鋼材。 　　[0009] 作為此種鋼材，例如專利文獻1中揭露： 　　「一種貨油艙用鋼材，其係含有以質量%計為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%以下者，且其餘由Fe及雜質所構成。」。 　　[0010] 又，專利文獻2中揭露： 　　「一種貨油艙用鋼材，其係含有以質量%計為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%以下者，且其餘由Fe及雜質所構成。」。 　　[先前技術文獻] 　　[專利文獻] 　　[0011] 　　[專利文獻1]日本特開2003-82435號公報 　　[專利文獻2]日本特開2007-270196號公報

[發明所欲解決之課題] 　　[0012] 此外，原油油輪的原油槽通常焊接底板與漏斗給料板、上甲板背板與縱樑等，於其焊接連接部，會沿板厚方向承受拉伸應力。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，原油油輪用鋼材，除上述抗原油槽內面之全面腐蝕或局部腐蝕的耐蝕性外，亦要求耐層狀撕裂性優良。 　　[0013] 就此，引用文獻1之鋼材，未考量到任何關於耐層狀撕裂性等機械特性者。又，引用文獻2之鋼材，仍未考量到任何關於耐層狀撕裂性者。 　　[0014] 如此，就引用文獻1及2，係完全未考量到在焊接連接部發生層狀撕裂的風險，因此，將引用文獻1及2之鋼材使用於實際的原油油輪的原油槽時，有在焊接連接部發生層狀撕裂之虞。 　　[0015] 本發明係有鑑於上述現況而開發者，茲以提供一種抗原油油輪的原油槽內面之上甲板背面或側壁上部的全面腐蝕、及底板的局部腐蝕的耐蝕性優異，且耐層狀撕裂性亦優良的原油油輪用鋼材為目的。 　　又，本發明係以提供一種使用上述之原油油輪用鋼材而成的原油油輪為目的。 　　[解決課題之手段] 　　[0016] 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)要提升原油油輪的原油槽之底板在局部腐蝕環境，即孔蝕環境下的耐蝕性(以下亦稱耐局部腐蝕性)，添加Sn與減少S係屬有效。 　　(2)要提升原油油輪的原油槽之上甲板背面或側壁上部在全面腐蝕環境下的耐蝕性(以下亦稱耐全面腐蝕性)，與Sn共同複合添加選自Cu、Ni、Sb、W、Mo及Si當中的1種或2種以上係屬有效。 　　(3)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。 　　[0017] 如此，基於提升原油油輪的原油槽內面在腐蝕環境下的耐蝕性(耐全面腐蝕性及耐局部腐蝕性)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，進一步為了兼具耐蝕性與耐層狀撕裂性而反覆研究。 　　[0018] 其結果，獲得以下見解： 　　(4)只要抑制Sn的中心偏析，使Sn朝鋼材全體極力擴散，即使含有既定量的Sn也能獲得優良的耐層狀撕裂性；亦即，只要適當地調整Sn量，同時抑制Sn的中心偏析，使Sn朝鋼材全體擴散，則可兼具原油油輪的原油槽內面在腐蝕環境下的耐蝕性與耐層狀撕裂性。 　　又，獲得以下見解： 　　(5)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。 　　[0019] 亦即，本發明之要旨構成如下。 　　1.一種原油油輪用鋼材，其係具有：含有以質量%計為 　　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%以下者 　　，同時含有選自 　　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%及 　　Si：0.01~1.50% 　　當中的1種或2種以上，且其餘由Fe及無可避免之雜質所構成的成分組成，而且 　　Sn偏析度未達18； 　　於此，Sn偏析度係依下式(1)定義： 　　[Sn偏析度]=[中心偏析部的Sn濃度]/[平均Sn濃度]--- (1)。 　　[0020] 2.如前述1之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成中的S含量與Sn含量係滿足下式(2)之關係：於此，[%S]及[%Sn]分別為成分組成中S及Sn的含量(質量%)。 　　[0021] 3.如前述1或2之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成進一步含有選自以質量%計為 　　Cr：0.01~0.50%及 　　Co：0.01~0.50% 　　當中的1種或2種。 　　[0022] 4.如前述1~3中任一項之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成進一步含有選自以質量%計為 　　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。 　　[0023] 5.如前述1~4中任一項之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成進一步含有選自以質量%計為 　　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。 　　[0024] 6.如前述1~5中任一項之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成進一步含有以質量%計為 　　B：0.0001~0.0300%者。 　　[0025] 7.一種原油油輪，其係使用如前述1~6中任一項之原油油輪用鋼材而成。 　　[發明之效果] 　　[0026] 根據本發明，可獲得一種原油油輪的原油槽內面在腐蝕環境下的耐蝕性，即耐全面腐蝕性及耐局部腐蝕性均優異，且耐層狀撕裂性亦優良的原油油輪用鋼材。 　　而且，藉由將本發明之原油油輪用鋼材用於原油油輪的原油槽，可確保高安全性，同時可降低原油槽的檢查或塗裝所需的費用。

[實施發明之形態] 　　[0028] 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。 　　[0029] 　　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。 　　[0030] 　　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。 　　[0031] 　　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%。 　　[0032] 　　S：0.0070%以下 　　S為參與耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性的重要元素。亦即，S為會形成MnS，其為非金屬夾雜物而成為局部腐蝕的起點，而使耐局部腐蝕性劣化的有害元素。從而，S係以極力減少為佳。尤其是S量超過0.0080%的話，會導致耐局部腐蝕性顯著劣化。又，大體積的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，基於兼具耐局部腐蝕性與耐層狀撕裂性的觀點，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%。 　　[0033] 　　Al：0.001~0.10% 　　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0.10%，則鋼的韌性會劣化。因此，Al量係取0.001~0.10%的範圍。 　　[0034] 　　Sn：0.01~0.20% 　　Sn係為了提升耐局部腐蝕性與耐全面腐蝕性所需的元素，同時為參與耐層狀撕裂性的重要元素；換言之，其為可提升耐蝕性，但另一方面會使耐層狀撕裂性劣化的元素。 　　亦即，Sn在原油槽之底板等強酸性的局部腐蝕環境下，於鋼的表面形成難溶性被膜，而抑制會促進腐蝕的Cl^- (氯化物離子)之擴散，藉此，即有提高耐蝕性的效果。又，Sn在原油槽之上甲板背面等弱酸性的全面腐蝕環境下，會摻入於鋼的表面的鐵鏽中，而抑制會促進腐蝕的SO₄ ^2- 等陰離子物種之擴散，藉此，即有提高耐蝕性的效果。此等效果可藉由將Sn量取0.01%以上而顯現。再者，尤其是在上甲板背面等的全面腐蝕環境下，Sn的添加效果較大，藉由將Sn量取0.05%以上，即使未添加後述之Cu、Ni、Sb、W、Mo及Si中的Cu、Ni、Sb、W、及Mo，也能展現良好的耐蝕性。 　　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。 　　[0035] 　　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%。 　　[0036] 　　選自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%及Si：0.01~1.50%當中的1種或2種以上 　　Cu、Ni、Sb、W、Mo及Si為使原油油輪的原油槽之上甲板等在全面腐蝕環境的耐蝕性提升的元素。 　　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，為了獲得原油油輪的原油槽之上甲板等在全面腐蝕環境下之優良的耐蝕性，則需使其含有選自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%及Si：0.01~1.50%當中的1種或2種以上。 　　於此，Cu、Ni及Sb各自會隨著腐蝕的進行，自鋼材表面以Cu²⁺ 、Ni²⁺ 及Sb³⁺ 游離，與腐蝕因子之S^2- 結合而形成CuS、NiS、Sb₂ S₃ 。其結果，可抑制S^2- 向鋼界面的穿透。又，W、Mo及Si會各自以WO₄ ^2- 、MoO₄ ^2- 及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SO₄ ^2- 或S^2- 等腐蝕性陰離子向鋼界面的穿透。 　　此等效果，在上述Sn之防蝕作用共存時更為顯著，Cu、Ni、Sb、W、Mo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，Cu量係取0.01~0.50%的範圍，Ni量係取0.01~0.50%的範圍，Sb量係取0.01~0.30%的範圍，W量係取0.01~0.50%的範圍，Mo量係取0.01~0.50%的範圍，Si量係取0.01~1.50%的範圍。 　　較佳的是，Cu量為0.02%以上、0.40%以下，Ni量為0.02%以上、0.40%以下，Sb量為0.02%以上、0.25%以下，W量為0.02%以上、0.40%以下，Mo量為0.02%以上、0.40%以下，Si量為0.01%以上、1.00%以下。 　　[0037] 又，諸如上述，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(2)之關係：於此，[%S]及[%Sn]分別為成分組成中S及Sn的含量(質量%)。 　　[0038] 上述(2)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。 　　[0039] 以上，已針對基本成分加以說明，惟在本發明之原油油輪用鋼材中，可適宜使其含有以下所述元素。 　　選自Cr：0.01~0.50%及Co：0.01~0.50%當中的1種或2種 　　Cr及Co會隨著腐蝕的進行而轉移至鐵鏽層中，藉由阻斷Cl^- 向鐵鏽層的侵入，可抑制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。又，將含Zn底漆塗佈於鋼材表面時，Cr及Co會以Fe為中心與Zn等形成複合氧化物，可經長時間使Zn持續存在於鋼板表面，藉此可進一步提升耐蝕性。如此效果，尤為如原油油輪的原油槽之底板等，在與分離自原油油分之包含高濃度的鹽分的液體接觸的部分特別顯著。亦即，對鋼材實施含Zn底漆處理，並將此鋼材使用於與分離自原油油分之包含高濃度的鹽分的液體接觸的部分時，含有Cr或Co的鋼材，與不含有此等元素的鋼材相比，耐蝕性大幅獲提升。 　　此種效果在Cr量或Co量未達0.01%時無法充分地獲得。另一方面，Cr量或Co量若超過0.50%，則會使焊接部的韌性劣化。又，就Cr而言為發生水解反應的元素，而會使腐蝕部的pH降低。亦即，過量添加Cr，則有使整體的耐蝕性劣化之虞。 　　從而，使其含有Cr及Co時，其量均取0.01~0.50%的範圍。較佳為0.02%以上、0.30%以下。更佳為0.03%以上、0.20%以下。 　　[0040] 　　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。 　　[0041] 　　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。 　　[0042] 　　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。 　　[0043] 上述以外的成分為Fe及無可避免之雜質。 　　[0044] 以上，已針對本發明之原油油輪用鋼材的成分組成加以說明，惟就本發明之原油油輪用鋼材，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。 　　[0045] 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]。 　　[0046] 諸如上述，本發明之原油油輪用鋼材，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，就本發明之原油油輪用鋼材的較佳製造方法加以說明。 　　[0047] 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。 　　[0048] 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。 　　[0049] 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。 　　[0050] 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] 　　[0051] 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℃的水冷卻(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。 　　[0052] 再者，針對如上述方式所得的鋼板，依以下要領，分別進行模擬原油油輪的原油槽之上甲板背面環境的全面腐蝕試驗(凝結試驗)與模擬底板環境的局部腐蝕試驗(耐酸試驗)。 　　(1)全面腐蝕試驗(凝結試驗) 　　為評定原油油輪的原油槽之上甲板背面抗全面腐蝕的耐蝕性(耐全面腐蝕性)，而對上述No.1~58之鋼板各者，從距表面1mm的位置，切出寬度25mm×長度60mm×厚度5mm的矩形小片，並以磨料粒度600的金剛砂紙研磨其表面。接著，用膠帶予以密封以防背面及端面腐蝕而製備試片1，使用第1圖所示腐蝕試驗裝置來進行全面腐蝕試驗。此腐蝕試驗裝置係由腐蝕試驗槽2與控溫板3所構成。腐蝕試驗槽2中注入有溫度保持於30℃的水6，且於此水6中，經由氣體導入管4導入有由13vol%CO₂ 、4vol%O₂ 、0.01vol%SO₂ 、0.05vol%H₂ S、其餘為N₂ 所構成的混合氣體；藉此，使過飽和水蒸氣充滿腐蝕試驗槽2內，而重現原油槽之上甲板背面的腐蝕環境。然後，對此腐蝕試驗槽2的上背面裝設試片1，並對此試片1，經由內建有加熱器與冷卻裝置的控溫板3反覆賦予以25℃×1.5小時+50℃×22.5小時為1循環的溫度變化達21、49、77及98天，使試片1的表面生成凝結水，而產生全面腐蝕。此外，第1圖中，符號5係表示起自試驗槽的排氣管。 　　上述腐蝕試驗後，去除各試片表面的鐵鏽，由試驗前後質量變化求出由腐蝕所引起的質量減少，並由此值換算成每1年的板厚減少量(單面的腐蝕速度)。然後，由4次試驗期間的值求出25年後的預測損耗量，若腐蝕量為2.0mm以下時耐全面腐蝕性係評為良好(○)；超過2.0mm時則耐全面腐蝕性評為不良(×)。 　　[0053] 　　(2)局部腐蝕試驗(耐酸試驗) 　　為評定原油油輪的原油槽之底板在局部腐蝕環境(孔蝕)下的耐蝕性(耐局部腐蝕性)，而對上述No.1~58之鋼板，分別從表面1mm的位置切出寬度25mm×長度60mm×厚度5mm的矩形小片，並以磨料粒度600的金剛砂紙研磨其表面，而製備試片。 　　接著，製作將10質量%NaCl水溶液，使用濃鹽酸調製成Cl離子濃度：10質量%、pH：0.85的試驗溶液，使釣魚線通過在試片上部穿設之3mmf的孔而懸吊，對各試片進行浸漬於2L試驗溶液中168小時的腐蝕試驗。此外，試驗溶液係預先加熱並保持於30℃，每隔24小時更換新的試驗溶液。 　　第2圖示出上述腐蝕試驗所使用的裝置。此腐蝕試驗裝置為腐蝕試驗槽8、恆溫槽9之雙重結構之裝置，腐蝕試驗槽8中裝有上述試驗溶液10，以釣魚線11懸吊試片7而浸漬於其中。試驗溶液10的溫度係藉由調整裝入恆溫槽9的水12的溫度來保持。 　　上述腐蝕試驗後，去除試片表面生成的鐵鏽後，求取試驗前後的質量差，並由此差除以總表面積來求出每1年的板厚減少量(兩面的腐蝕速度)。其結果，腐蝕速度為1.0mm/y以下時耐局部腐蝕性係評為良好(○)；腐蝕速度超過1.0mm/y時則耐局部腐蝕性評為不良(×)。 　　[0054] 進而，依以下要領，進行耐層狀撕裂性的評定。 　　(3)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.1~58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 　　[0055] 將(1)~(3)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)~(3)之評定全為「○」或「◎」時評為「合格」，將(1)~(3)之評定中任1個有「△」或「×」時評為「不合格」。 　　[0056] [0057][0058] 如表2所示，發明例皆兼備優良的耐全面腐蝕性與耐局部腐蝕性，而且兼備優良的耐層狀撕裂性。 　　相對於此，就比較例，就耐全面腐蝕性、耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性之至少一者，未能獲得充分之特性。 　　[0059] 亦即，比較例No.42、48、52由於S量超過上限，就耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 　　又，比較例No.43、47、50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.44由於S量超過上限，且未含有既定量的Cu、Ni、Sb、W、Mo及Si，就耐全面腐蝕性、耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 　　比較例No.45由於Sn量低於下限，就耐全面腐蝕性與耐局部腐蝕性，未能獲得充分之特性。 　　比較例No.46由於S量及Sn量超過上限，就耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 　　比較例No.49由於未含有既定量的Cu、Ni、Sb、W、Mo及Si，就耐全面腐蝕性，未能獲得充分之特性。 　　比較例No.51由於S量超過上限，且Sn量低於下限，就耐全面腐蝕性、耐局部腐蝕性及耐層狀撕裂性，未能獲得充分之特性。 　　比較例No.53~56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。

[0060]

1，7‧‧‧試片

2，8‧‧‧腐蝕試驗槽

3‧‧‧控溫板

4‧‧‧氣體導入管

5‧‧‧排氣管

6，12‧‧‧水

9‧‧‧恆溫槽

10‧‧‧試驗溶液

11‧‧‧釣魚線

[0027] 　　第1圖為用於全面腐蝕試驗(凝結試驗)之試驗裝置的示意圖。 　　第2圖為用於局部腐蝕試驗(耐酸試驗)之試驗裝置的示意圖。

Claims (4)

1. 一種原油油輪用鋼材，其係具有：含有以質量%計為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%以下者，同時含有選自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%及Si：0.01~1.50%當中的1種或2種以上，且其餘由Fe及無可避免之雜質所構成的成分組成，而且Sn偏析度未達18；於此，Sn偏析度係依下式(1)定義：[Sn偏析度]=[中心偏析部的Sn濃度]/[平均Sn濃度]---(1)。
2. 如請求項1之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成中的S含量與Sn含量係滿足下式(2)之關係：10000×[%S]×[%Sn] ² ≦1.40---(2)於此，[%S]及[%Sn]分別為成分組成中S及Sn的含量(質量%)。
3. 如請求項1或2之原油油輪用鋼材，其中前述成分組成進一步含有以下之群組(A)~(D)之中之1個群組或2個群組以上；(A)以質量%計為選自Cr：0.01~0.50%及Co：0.01~0.50%當中的1種或2種，(B)以質量%計為選自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，(C)以質量%計為選自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，(D)以質量%計為B：0.0001~0.0300%。
4. 一種原油油輪，其係使用如請求項1~3中任一項之原油油輪用鋼材而成。