WO2009017177A1

WO2009017177A1 - 船舶用熱間圧延形鋼およびその製造方法

Info

Publication number: WO2009017177A1
Application number: PCT/JP2008/063710
Authority: WO
Inventors: Tatsumi Kimura; Kazuhiko Shiotani; Shinichi Suzuki; Nobuo Shikanai; Kazutaka Kobayashi
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2007-07-27
Filing date: 2008-07-24
Publication date: 2009-02-05
Anticipated expiration: 2010-01-27

Abstract

質量％で、Ｃ：０．０３～０．２５％、Ｓｉ：０．０５～０．５０％、Ｍｎ：０．１～２．０％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ａｌ：０．００５～０．１０％、Ｗ：０．０１～１．０％、Ｃｒ：０．０１％以上０．２０％未満、Ｎ：０．００１～０．００８％を含有する鋼素材を１０００～１３５０℃に加熱後、Ａｒ３温度以下での累積圧下率を１０～８０％、圧延仕上温度を（Ａｒ３−３０℃）～（Ａｒ３−１８０℃）とする熱間圧延を施し、その後、放冷することにより、加工フェライトを含むフェライトとパーライト組織とからなるミクロ組織を有する船舶用熱間圧延形鋼とすることにより、船舶のバラストタンク等の海水による厳しい腐食環境下において優れた耐食性を有すると共にＹＰが３１５ＭＰａ以上の強度を有する、縦通材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供する。

Description

船舶用熱間圧延形鋼およびその製造方法技術分野

本発明は、石炭船（coal ship)や鉱石船（ore carrier)、鉱炭兼用船（ore coal carrier)、原油タンカー（crude oil tanker)、 L P G船（LPG carrier)、 L N G船（LNG carrier)、ケミカルタンカー（chemical tanker)、コンテナ船（container ship)、ばら積み船 (bulk carrier)、木材専用船（log carrier明) , チップ専用船（chip carrier) , 冷凍運搬船

(refrigerated cargo ship) 自動卓専用船 (pure car carrier) ^ 里倉物船 (heavy load carrier)、 R O R O船 (roll-on/roll-off ship八石灰石専用船 (limestone carrier)、書

セメント専用船 (cement carrier) 等に用いられる船舶用形鋼に関するものである。本発明は特に、海水による厳しい腐食環境下にあるパラストタンク（ballast tank) の縦通材

(ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼と、その製造方法に関するものである。ここで、熱間圧延形鋼とは熱間圧延によって最終形状に成形された形鋼を指す（これに対して、厚鋼板を素材とする形鋼は厚鋼板を所定の寸法へ切断そして溶接して、形鋼の最終形状を得るもの）。さらに、縦適材（ロンジ材）等に用いられる船舶用熱間圧延形鋼とは、具体的には、熱間圧延によって成形された、等辺山形鋼（equal leg angle： A B )、不等辺山形鋼（unequal leg angle： A B S )、不等辺不等厚山形鋼（unequal leg and thickness angle： N A B ) , 溝形鋼（channel beam： C B )、球平形鋼（bulb plate： B P )、 T形鋼（T- bar) などを言う。背景技術

船舶のバラストタンクは、積荷がない時に、海水を注入して船舶の安定航行を可能とする役目を担うものである。そのため、バラストタンクは非常に厳しい腐食環境（corrosion environment) 下におかれている。したがって、バラストタンクに用いられる鋼材の防食には、通常、エポキシ樹脂塗料 (epoxy paint)による防食塗膜（anti-corrosion paint film) の形成と、電気防食（cathodic protection) とが併用されている。

し力し、それらの防食対策を講じても、パラストタンクの腐食環境は依然として厳しい状態にある。すなわち、パラストタンクに海水を注入している場合には、海水に完全に浸されている部分は、電気防食が機能するため、腐食を抑えることができる。し力し、パラストタンクの最上部付近、特に上甲板（upper deck) の裏側は、海水に漬かることがなく、海水の飛沫のみを浴びる状態におかれている。そのため、この部位では、電気防食が機能しない。さらに、この部位は、太陽光によって鋼板温度が上昇するため、より厳しい腐食環境となる。一方、バラストタンクに海水が注入されていない場合には、電気防食が全く働かないため、残留付着塩分によって、激しい腐食を受ける。

そのため、上記のような激しい腐食環境下にあるバラストタンクの防食塗膜の寿命は、一般に約 10年と言われており、 .船舶の寿命（約 20年）の半分程度である。従って、残りの 10年間は、補修塗装（repair painting) 等の処理を施すことよって、耐食性を維持しているのが実情である。しかし、バラストタンクの腐食環境は非常に厳しいものがあるため、補修塗装を行ってもその効果を長時間持続させるのは難しい。また、補修塗装は、狭い空間での作業となるため、作業環境としては好ましいものではない。そこで、補修塗装までの期間をできる限り延長すると共に、作業負荷を軽減できる耐食性に優れた鋼材の開発が望まれている。そこで、バラストタンク等、厳しい腐食環境下で用いられる鋼材自体の耐食性を向上する技術が幾つ力提案されている。

たとえば、特開昭 48— 050921号公報（特許文献 1 ) には、 C： 0. 20 m a s s%J¾"T~の ί罔に、耐食十生改兀 (element that improves corrosion resistance) として、 Cu : 0. 05〜0. 50ma s s%、 W : 0. 01〜0. 05ma s s %未満を添加し、さらに、 Ge， S n, P b, As, S b, B i， T eおよび B eのうちの 1種または 2種以上を 0· 0 1〜0. 2ma s s %添加した而す食低合金鋼 (anti-corrosion low alloy steel) が開示されている。また、特開昭 48— 050922号公報（特許文献 2 ) には、 C： 0. 2 Oma s s %以下の鋼材に、耐食性改善元素として、 Cu： 0. 05— 0. 5 Oma s s %, W： 0. 05— 0. 5 m a s s %を添力 []し、さらに、 G e， S η , P b, A s, S b, B i , T eおよび B eのうちの 1種もしくは 2種以上を 0. 01〜0. 2ma s s%添加した耐食性低合金鋼が開示されている。また、特開昭 48— 05092 4号公報（特許文献 3) には、 C： 0. 15ma s s %以下の鋼に、 Cu： 0. 05〜0. 1 5ma s s %未満、 W: 0. 05〜0. 5ma s s %を添加した耐食性低合金鋼が開示されている。

また、特開平 07— 0341 97号公報（特許文献 4) には、 C： 0. 15 m a s s % 以下の鋼に、耐食性改善元素として、 P : 0. 03-0. 1 Oma s s %、 Cu ： 0. 1 〜1. Oma s s%、 N i : 0. 2〜1. Oma s s %を添加した低合金耐食鋼材に、タ一ノレエポキシ塗料 (tar epoxy paint)、ピュアエポキシ塗料 (pure epoxy paint)、無溶剤型エポキシ塗料 (epoxy paint without solvent)、ウレタン塗料等の防食塗料を塗布し、樹脂被覆したパラストタンクが開示されている。この技術は、鋼材自身の耐食性向上により防食塗装の寿命を延長し、船舶の使用期間である 20~30年に亘つてメンテナンスフリー（maintenance - free) ィ匕を実現しょうとするものである。

また、特開平 07— 0341 96号公報（特許文献 5 ) には、 C ： 0. 15 m a s s % 以下の鋼に、耐食性改善元素として、 C r : 0. 2〜5ma s s%を添加して耐食性を向上し、船舶のメンテナンスフリー化を実現しょうとする提案がなされている。さらに、特開平 07— 034270号公報（特許文献 6 )には、 C： 0. 15 m a s s %以下の鋼に、耐食性改善元素として、 C r : 0. 2~5ma s s %を添加した鋼材を構成材料として使用すると共に、バラストタンク内部の酸素ガス濃度を大気中の値に対して 0. 5以下の比率とすることを特徴とするバラストタンクの防食方法が提案されている。

また、特開平 07— 310141号公報（特許文献 7 ) には、 C ： 0. 1 m a s s %以下の鋼に、 C r : 0. 5〜3. 5ma s s %を添加することで耐食性を向上し、船舶のメンテナンスフリー化を実現しょうとする提案がなされている。さらに、特開 2002— 2 66052号公報（特許文献 8) には、 C : 0. 001〜0. 025ma s s %の鋼に、 N i ： 0. 1〜4. Oma s s%を添加することで、耐塗膜損傷性（paint- film damage resistance)を向上し、補修塗装などの保守費用を軽減する船舶用鋼材が開示されている。また、特開 2000— 01 7381号公報（特許文献 9 ) には、 C ： 0. 01〜 0. 2 5ma s s %の罔に、 Cu : 0. 01〜 2. 00ma s s %、 Mg : 0. 0002〜 0. 01 5 Oma s s %を添加することで、船舶外板、パラストタンク、カーゴオイルタンク、鉱炭石カーゴホールド等の使用環境において耐食性を有する船舶用鋼が開示されている。さらに、特開 2004— 204344号公報（特許文献 10 ) には、 C： 0. 001〜 0. 2ma s s%の鋼において、 Mo， Wと Cuとを複合添加し、不純物である P， Sの添加量を限定することにより、原油油槽で生じる全面腐食、局部腐食を抑制した鋼が開示されている。発明の開示

〔発明が解決しようとする課題〕

しかしながら、パラストタンク等を構成する鋼材には通常ジンクプライマー (zinc-primer) やエポキシ榭脂塗料等が塗布されている。上記特許文献 1〜 3に開示された技術においてはこれらの塗膜の存在下での耐食性について十分な検討がなされておらず、さらなる検討の余地がある。

また、特許文献 4に開示された鋼材は、下地金属の耐食性を向上させるために、 Pを 0 . 0 3〜0 . l O m a s s %と比較的多量に添加しており、溶接性（weldability) および溶接部靭性 (toughness of weld joints) に問題がある。

さらに、特許文献 5および特許文献 6に開示された鋼材は、 C rを 0 . 2〜5 m a s s % 含有し、また、特許文献 7に開示された鋼材は、 C rを 0 . 5〜3 . 5 m a s s %と比較的多く含有しているため、いずれも溶接性および溶接部靭性に問題がある。また、これらの C r含有量の多い鋼材は製造コストが高くなるという問題がある。

さらにまた、特許文献 8に開示された鋼材は、 C含有量が低く、 N i含有量が高いため、製造コストが高くなるという問題がある。

さらに、特許文献 9に開示された鋼材は、 M gの添加を必須としているため、製鋼歩留りが安定せず、鋼材の機械的特性も安定しないという問題がある。

またさらに、特許文献 1 0に開示された鋼材は、原油油槽内という H ₂ Sが存在する環境下で使用するために開発された耐食鋼であり、 H ₂ Sが存在しないバラストタンクでの耐食性は不明である。さらに、前記ジンクプライマーが塗布された状態での耐食性については検討がなされていない。したがって、パラストタンクに用いるには、さらなる耐食性の検討の余地がある。一般に、船舶は、厚鋼板（thick plates) や薄鋼板、形鋼、棒鋼等の鋼材を溶接して建造されており、その鋼材の表面には防食塗装が施されている。上記防食塗装は、一次防鲭 (primary rust prevention) として、ジンクプライマーを塗付し、小糸且み後あるいは大組み後に、二次塗装（本塗装）（secondary rust prevention) として、エポキシ樹脂塗装が施されるのが普通である。したがって、船舶の鋼材表面の大部分は、ジンクプライマ一とエポキシ樹脂塗装の 2層構造の防食塗装が施されている。また、溶接部は、溶接時の熱によってジンクプライマーが焼失する（burned out) ため、溶接後から本塗装までの間の防鲭対策として、ジンクプライマーによる補修塗装（タッチアップ）（touch- up) が施される。し力し、本塗装までの期間が短い場合には、補修塗装を行わないこともある。また、建造後、長年使用した船舶では、上記塗膜が劣化し、防鲭塗膜としての機能を十分に果たしていなレ、部分や、塗膜が剥げて鋼板が裸状態になっている部分が存在する。

つまり、就航している船舶の鋼材の表面には、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗装の 2層の塗装が施されている部分と、エポキシ榭脂塗装のみの部分と、裸状態の部分の 3つの状態が存在することになる。したがって、船舶の耐食性を向上させるという目的を達成するためには、それらのいずれの状態においても優れた耐食性を示す船舶用鋼材であることが必要とされる。

ところで、船舶に用いられる厚鋼板は、使用鋼材量低減によるコスト削減おょぴ安全性確保の観点から、髙強度化が進められており、降伏応力 Y P (yield strength) が 3 1 5 M P a以上で、引張強さ T S (tensile strength) が 4 4 0 M P a以上の高強度材が使用されるようになってきている。厚鋼板の場合、強度と靭性の制御は、制御圧延 ·加速冷却プロセス（T M C P ： Thermo-Mechanical Control Process) の条件を調整することにより達成されるのが一般的である。

一方、パラストタンクのロンジ材等に使用される鋼材、中でも、不等辺不等厚山形鋼や T形鋼などの熱間圧延形鋼は、同じ船舶に用いられる厚鋼板などと比較して断面形状 -寸法が複雑であるため、強度と靭性の制御の方法として、厚鋼板と同様の TM C Pを採用することは困難である。特に、形鋼では圧延途中での曲がりや反りに配慮しながら、材質の造りこみを行う必要があるため、降伏応力 Y Pが 3 1 5 M P a以上の高強度形鋼とするためには、形鋼独自の製造方法を検討する必要がある。そこで、本発明の目的は、船舶のパラストタンク等の厳しい腐食環境下において、塗膜の存在状態に左右されることなく優れた耐食性を発揮して、補修塗装までの期間の延長が可能となり、ひいては補修塗装の作業軽減を図ることができる耐食性に優れる、 Y Pが 3 1 5 M P a以上の強度を有する船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供することにある。

〔課題を解決するための手段〕

発明者らは、海水による厳しい腐食環境下でも表面状態（塗膜の存在状態）に左右されることなく優れた耐食性を示すと共に、髙強度を有する形鋼の開発に向けて鋭意研究を重ねた。その結果、

• Wと C rを必須元素として添加し、これにさらに、 S b， S n等の耐食性向上元素を適正範囲で含有させることにより、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗装の 2層塗膜状態、エポキシ樹脂塗膜状態および裸状態のレ、ずれの状態においても優れた耐食性を示す船舶用熱間圧延形鋼が得られること、および、

•生産性や溶接性等を害することなく形鋼の高強度化を図るには、（ α + γ ) 2相域圧 (hot rolling during ( y + ) region)によってカロエフエフィト (strain hardening ferrite) を導入する.ことが有効であることを見出し、本発明を完成させた, すなわち、本発明は、 C : 0. 03〜0. 25ma s s%、 S i ： 0. 05— 0. 50 ma s s % Mn： 0. ：!〜 2. Oma s s %, P： 0. 025ma s s %以下、 S : 0. 0 lma s s %以下、 A l : 0. 005〜0. 10ma s s%、 W : 0. 01〜1. Om a s s%、 C r : 0. O lma s s %以上、 0. 20 m a s s %未満、 N : 0. 001〜

0. 008 m a s s %を含有し、残部が F eおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、加工フェライトを含むフェライトとノヽ。一ライト組織（pearlite) とからなるミクロ組織 (microstructure) を有する耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼である。本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、上記成分組成に加えてさらに、下記 A〜E群のうちの少なくとも 1群に属する成分を含有することが好ましい。

記

- AH； S b ： 0. 001〜0. 3ma s s %および S n： 0. 001〜0. 3ma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種

• B群； Cu : 0. 005〜0. 5ma s s%、 N i : 0. 005〜0. 25ma s s%、 Mo ： 0. 01— 0. 5ma s s %および C o ： 0. 01〜1. 0]11 & 3 3 %のぅちカら選ばれる 1種または 2種以上

• C群； Nb : 0. 001〜0. lma s s O/₀、 T i : 0. 001〜0. lma s s%、 Z r ： 0. 001〜0. 1 m a s s %およぴ V： 0. 002〜0. 2ma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上

- DII； B ： 0. 0002〜0. 003ma s s%

• E群； C a : 0. 0002〜0. O lma s s %、 REM : 0. 0002〜0. 01 5ma s s %および Y： 0. 0001〜0. 1 m a s s %のうちから選ばれる 1種または 2種以上また、本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、その表面に、

■エポキシ樹脂塗膜、

'ジンクプライマー塗膜、および、

'ジンクプライマー塗膜とエポキシ樹脂塗膜

のいずれかを有することが好ましい。さらに、本発明は、上記船舶用熱間圧延形鋼を製造するに当たり、上記組成を有する鋼素材を 1000〜1 350°Cに加熱し、その後、 Ar ₃温度（Ar ₃変態点）以下での累積圧下率を 10〜80%、圧延仕上温度 (finishing temperature) を（Ar ₃—30°C) 〜 (Ar 3 - 180°C) とする熱間圧延を施し、その後、放冷する（air cooling) ことを特徴とする船舶用熱間圧延形鋼の製造方法である。本発明の上記製造方法は、 A r ₃温度以下での熱間圧延を、形鋼断面内の温度差を 50°C 以内として行うことが好ましい。発明を実施するための最良の形態

(組成） '

発明者らは、就航している船舶に用いられている鋼材に存在する 3つ状態、即ち、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗膜の 2層塗膜を有する状態と、エポキシ樹脂塗膜のみの状態、および、裸状態の、いずれにおいても優れた耐食性を有する船舶用熱間圧延形鋼を開発するため、以下の実験を行った。

種々の合金元素を添加した鋼を実験室的に溶製し、熱間圧延して板厚が 5 mmの熱延板とした。それらの熱延板から 5 mm t X 10 OmmWX 200 mm Lまたは 5 mm t X 5 0 mmWX 1 5 0 mm Lの試験片を探取し、その試験片の表面にショットプラスト (shotblasting) を施して表面のスケール（scale：酸化被膜）や油分を除去したのち、下記の 3種類の表面処理を施した暴露試験（exposure test) 用試験片を作製した。

•条件 A：試験片表面に、ジンクプライマー（膜厚約 15 _Am) とタールエポキシ樹脂塗料（膜厚約 100 ^ m) の 2層被膜を形成

'条件 B：試験片表面に、タールエポキシ樹脂塗料（膜厚約 100 /xm) の単層被膜を形成

-条件 C：試験片表面にショットプラストを施したままの裸状態（防食被膜なし）その後、これらの試験片を、実船バラストタンクの上甲板裏側の腐食環境を模擬した条件で腐食試験に供した。具体的には、（ 35 °C、 5ma s s %Na C 1溶液噴霧 X 2 h r ) → (60°C、 RH (相対湿度） 5ma s s % X 4 h r ) → (50°C、 RH95 m a s s % X 2 h r) を 1サイクルとし、これを 1 32サイクル行う塩水噴霧乾湿繰返し腐食試験に供した。塗膜を有する条件 Aおよび Bの試験片については、試験前、塗膜の上からカッターナイフで地鉄表面まで達する 8 O mm長さのスクラッチ疵（scratch) を一文字状に付与しておき、試験後、スクラッチ疵の周囲に発生した塗膜膨れ面積（area of paint swelling) を測定することで、耐食性を評価した。また、塗膜を有しない条件 Cの試験片については、試験後、塩酸で脱鲭（derust) し、その脱鳍した試験片重量と腐食試験前の試験片重量の差（減少量）から平均板厚減少量を算出することで耐食性を評価した。上記腐食試験の結果から、各合金元素による耐食性向上効果を、試験片表面の塗膜条件ごとに纏めて表 1に示した。この結果を簡単に述べると、

1 ) 条件 A (ジンクプライマー +タールエポキシ榭脂塗装の 2層塗膜）の場合；耐食性の向上に最も有効な元素は C rであり、次いで W、次いで S bである。

2 ) 条件 B (タールエポキシ樹脂塗膜の 1層のみ）の場合；耐食性の向上に最も有効な元素は Wであり、次いで S b， S nである。

3 )条件 C (裸状態）の場合；耐食性の向上に最も有効な元素は Wであり、次いで S b， S nである。

4 ) Wと C rを複合添加すると、条件 Aでの耐食性が単独含有の場合より向上し、 S b， S nを追加添加すると、条件 Aだけでなく、条件 B， Cでも顕著な改善効果を奏する。

5 ) M oの添加は、条件 A， B , Cとも、耐食性をやや向上させ、 C u， N i， C oは、条件 A, Cで、耐食性をやや向上させる。

表 1

(耐食性向上に対する効果）

0 < 1 < 2 < 3 < 4 < 5 < 6

(効果なし）（効果あり）（効果大）（顕著に効果あり）

上記試験の結果を基に、本発明では、耐食性を向上する基本元素として Wと C rを複合添加する成分系を採用し、さらに、耐食性が要求される場合には、 Sb， Snから選ばれる 1種または 2種を追カ卩して添加する成分設計を採用することとした。そして、さらに優れた耐食性を要求される場合には、 N i， Mo, C o, Cuから選ばれる 1種または 2種以上を添加することとした。次に、本発明の耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼が有すべき成分組成について説明する。

■ C： 0. 03〜0. 25ma s s%

Cは、鋼の強度を高めるのに有効な元素であり、本発明では所望の強度を得るために 0. 03ma s s %以上含有させる必要がある。一方、 0. 25 m a s s %を超える添加は、溶接熱影響部 (HAZ： Heat Affected Zone) の靭性を低下させる。よって、 C含有量は 0. 03〜0. 25ma s s %の範囲とする。なお、後述する加工フェライトによって強度と靭性を両立させる観点からは、 Cは、 0. 05〜0. 2 Oma s s %の範囲が好ましい。

• S i : 0. 05〜0. 50 m a s s %

S iは、脱酸剤 (deoxidizing agent) として、また、鋼の強度を高めるために添加される元素であり、本発明では、 0. 05ma s s %以上添加する。し力し、 0. 50 m a s s%を超える添カ卩は、鋼の靭性を低下させるので、 S iの上限は 0. 50ma s s %とする。

• Mn : 0. 1〜2. 0 m a s s %

Mnは、熱間脆性 (hot shortness) を防止し、鋼の強度を高める効果がある元素であり、 ◦. lma s s %以上添加する。しかし、 Mnの 2. 0 m a s s %を超える添加は、鋼の靭性および溶接性を低下させるため、上限は 2. Oma s s %とする。好ましくは、 0. 5〜1. 6ma s s %の範囲である。 -

• P ： 0. 025ma s s %以下

Pは、鋼の母材靭性、溶接性おょぴ溶接部靭性を低下させる有害な元素であり、できるかぎり低減するのが好ましい。特に、 Pの含有量が 0. 025raa s s%を超えると、母材靭性（toughness) および溶接部 ¾性の低下が大きくなる。よって、 Pは 0. 025m a s s%以下とする。好ましくは、 0. 014ma s s%以下である。 Pは無添加でもよいが、工業生産において現実的な下限は 0.005m a s s %程度である。

• S ： 0. O lma s s %以下

Sは、鋼の靭性および溶接性を低下させる有害な元素であるので、できるかぎり低減することが好ましく、本発明では、 0. O lma s s%以下とする。 Sは無添加でもよいが、工業生産において現実的な下限は 0.001m a s s%程度である。

• A l : 0. 005〜0. 10ma s s%

A 1は、脱酸剤として添加される元素であり、 0. 005 m a s s %以上添加する必要がある。し力し、 0. 1 Oma s s %を超えて添加すると、地鉄の腐食により溶出した A

1^{3 +}により、地鉄表面の p Hが低下し、耐食性が低下するので、 A 1含有量の上限は 0 ·

10m a s s %とする。

• W： 0. 01 ~ 1. Oma s s %

Wは、上述したように、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗膜の存在下での鋼の耐食性も向上させるが、とくにエポキシ樹脂塗膜存在下および裸の状態での耐食性を顕著に向上させる効果がある。したがって、本発明においては、耐食性向上元素として最も重要な元素の 1つである。上記効果は、 W : 0. 01 ma s s %以上の添加で発現する。し力し、添加量が 1. Oma s s%を超えると、上記効果は飽和してしまう。よって、 Wの含有量は 0. 01〜1. Oma s s%の範囲とする。好ましくは 0. 02〜0. 3ma s s%の範囲である。さらに好ましくは、 0. 2ma s s%以下である。 wが、上記耐食性向上効果を有する理由は、

•鋼板の腐食に伴って生成する鲭の中に wo₄ ²一が生成され、この WO ₄ ²一の存在によつて、塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されること、

-鋼板表面のアノード部などの、 pHが低下した部位に、難溶性の F eW0₄が生成され、この F eW0₄の存在によっても、塩化物イオンの鋼板表面への侵入が抑制されること、 '

などにより、鋼の腐食が効果的に抑制されるからである。また、 wo₄ ² のインヒビタ一作用（inhibition effect) によっても、鋼の腐食が抑制される。

• C r ： 0. O lma s s %以上 0. 20 m a s s %未満

C rは、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗膜の存在下で、優れた耐食性を発現する成分であり、本発明の船舶用熱間圧延形鋼においては、重要な元素の 1つである。

上記耐食性向上効果は、下記の理由によるものと推定される。ジンクプライマーが存在する場合には、ジンクプライマー中の Z nが表面に溶出して、 Z n〇や ZnC 1₂ ' 4 Z n (OH) ₂等の Zn系腐食生成物（zinc- based corrosion product) が生成される。 C rは、この Z n系腐食生成物に作用して、 Zn系腐食生成物による地鉄防食性をより向上させる働きがあるものと推定される。

このような、ジンクプライマー存在下での C rの耐食性向上効果は、 0. O lma s s% 以上の含有で発現する。し力し、 0. 20 ma s s%以上含有すると、溶接部靭性を低下させる。よって、 C r含有量は、 0. 01111& 33%以上0. 20ma s s %未満の範囲とする。好ましくは 0. 02〜0. 1 5ma s s%の範囲である。

なお、前述のように、上記範囲の C rおよび Wを共に添加すると、相乗的効果が得られ、塗膜の種類や有無に関わらず極めて良好な耐食性を得ることが出来る。

• N： 0. 001〜0. 008ma s s%

Nは、鋼の靭性に対しては有害な成分である。したがって、靱性の向上を図るためには、 Nは、できるだけ低減することが望ましく、 0. 008ma s s %以下とする。し力し、工業的には、 Nを 0. O O lma s s %未満に低減するのは難しい。よって、本発明では、 N含有量は 0. 001〜0. 008ma s s %の範囲とする。本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、耐食性のさらなる向上を目的として、上記成分に加えてさらに、下記の成分を添加することができる。

• S b ： 0. 00：！〜 0. 3ma s s %およぴ S n ： 0. 001〜0. 3ma s s%のうちの 1種または 2種

S bは、ジンクプライマーとエポキシ樹脂塗膜存在下、エポキシ樹脂塗膜存在下および裸状態のいずれにおいても耐食性を向上させる効果がある。また、 S nは、エポキシ樹脂塗膜存在下および裸状態での耐食性を向上させる効果がある。 S b， Snの上記効果は、鋼板表面のアノード部などの pHが低下した部位の腐食を抑制するためと考えられる。これらの効果は、 Six, S bとも O. O O lma s s %以上の含有により発現する。し力し、 0. 3ma s s%を超えて添加すると、母材靭性おょぴ H A Z部靭性が低下するため、それぞれ 0. 001〜0. 3ma s s %の範囲で添加するのが好ましい。なお、 Sbおよび S nの両方を添加することがさらに好ましい。

• .C u： 0. 005〜0, 5ma s s%、 N i : 0. 005〜0. 25ma s s%、 Mo : O. 01〜0. 5ma s s %および C o ： 0. 01〜1. 0 m a s s %のうちの 1種または 2種以上

Cu, N i， Moおよび C oは、ジンクプライマーとエポキシ塗膜の存在下および裸の状態における鋼の耐食性を向上し、 Moは、さらにエポキシ塗膜存在下でも、耐食性を向上する効果がある。したがって、これらの元素は、耐食性をより向上させたい場合に、補助的に含有させることができる。 Cu， N i， Mo, Coの上記効果は、鯖粒子を微細化させる作用によるものと考えられる。さらに、 Moの場合には、鲭中に Mo 0₄ ²一が生成することにより塩化物イオンが鋼板表面に侵入するのを抑制することも寄与していると考えられる。

これらの効果は、 C u, N iでは 0. 005ma s s %以上、 Moでは 0. 01 m a s s %以上、 C oでは 0. 01 m a s s %以上含有することで発現する。し力し、 C u： 0. 5 m a s s %超え、 N i : 0. 25 m a s s %超え、 Mo : 0. 5ma s s %超え、 C o ： 1. Oma s s%超え添加しても、その効果は飽和し、経済的にも不利となる。よって、 Cu, N i， Moおよび C oは、それぞれ上記範囲で添加するのが好ましい。さらに本発明の熱間圧延形鋼は、強度を高めたり、靭性を向上させたりするため、上記成分に加えてさらに、下記の成分を含有することができる。

• Nb ： 0. 001〜0.,. lma s s%、 T i : 0. 001〜0. lma s s%、 Z r : 0. 001〜0, 1 ma s s %および V： 0. 002〜0. 2 m a s s %のうちの 1種または 2種以上

Nb, T i , Z rおよび Vは、いずれも鋼の強度を高める元素であり、必要とする強度に応じて選択して添加することができる。このような効果を得るためには、 Nb， T i， Z rは、それぞれ 0. 001 m a s s %以上、 Vは 0. 002ma s s %以上添加することが好ましい。し力し、 Nb， T i， Z ¾0. lma s s%を超えて、また Vは 0. 2 ma s s%を超えて添加すると、却って靭性が低下するため、 Nb， T i， Z r， Vは、上記値を上限として添加するのが好ましい。好ましい上限は 0. 04ma s s %である。これらの元素の中では、溶接部靭性の観点から T iが最も好ましく、 Nbはこれに次いで好ましい。

• B ： 0. 0002〜0. 003ma s s%

Bは、鋼の強度を高める元素であり、必要に応じて含有することができる。上記効果を得るためには、 0. 0002ma s s %以上添加するのが好ましい。し力し、 0. 003 ma s s %を超えて添加すると、靭性が却って低下する。よって、 Bは 0. 0002〜0. 003ma s s %の範囲で添加するのが好ましい。

• C a ： 0. 0002〜0. 01ma s s%， REM： 0. 0002〜0. 01 5ma s 3 %ぉょぴ： 0. 0001〜0. 1 ma s s %のうちの 1種または 2種以上

C a, REMおよび Yは、いずれも溶接熱影響部の靱性向上に効果のある元素であり、必要に応じて選択して添加することができる。この効果は、 Ca : 0. 0002 m a s s % 以上、 REM : 0. 0002ma s s %以上、 Y : 0. O O O lma s s %以上の添加で得られる。しかし、 C a ： 0. 0 1 ma s s %、 REM : 0. 015 m a s s %、 Y ·· 0. lma s s%を超えて添加すると、却って靭性の低下を招くので、 C a， REM, Yは、それぞれ上記値を上限として添加するのが好ましい。本発明の船舶用熱間圧延形鋼においては、上記以外の成分は、 Feおよび不可避的不純物である。ただし、本発明の効果を害しない範囲内であれば、上記以外の成分の含有を拒むものではない。

(ミクロ組織）

次に、本発明に係る高強度でかつ耐食性に優れる船舶用熱間圧延形鋼のミク口組織について説明する。

船舶用鋼板、とりわけ、降伏応力 Y.Pが 31 5MP a以上の高強度厚鋼板においては、一般に、炭素当量を低減して高い溶接性を付与した鋼素材を、制御圧延と制御冷却を組み合わせた TMCPを採用し、第 2相として硬質のベイナイト組織（bainite) とすることで高強度化を達成している。そして、低温靭性が求められる場合や、厚肉化への要求に対 0 しては、上記制御圧延おょぴ制御冷却の条件を最適化することで対応している。したがつて、この場合、鋼板のミクロ組織は、通常、フェライト十べイナイト糸且織である。

一方、船舶用熱間圧延形鋼の場合は、短辺と長辺の幅や厚さが異なる場合も多く（例えば断面が矩形ではない、不等辺不等厚山形鋼など）、必然的に圧延時や冷却時に温度の不均一が発生する。特に、制御冷却（加速冷却）を適用した強度調整を用いた場合、残留応力が不均一となり、ねじれや曲がり、反りを誘発し、寸法精度の低下を招く。このため、圧延後の形状矯正の負荷が増大する。そのため、第 2相として硬質のベイナイト組織を導入して高強度化する方法を熱間圧延形鋼に適用することは困難である。このことは、圧延 T形鋼など船舶用熱間圧延形鋼全般に言えることである。

したがって、船舶用熱間圧延形鋼においては、圧延後の加速冷却を行うことなく、降伏応力 Y P： 3 1 5 MP a以上かつ引張強さ T S ： 4 4 O MP a以上の髙強度を達成することが求められる。このためには、通常の熱間圧延組織であるフェライト +パーライト組織で高強度化を図る必要がある。フェライト +パーライト組織で高強度化を実現する手段としては、第 2相のパーライト分率を増やす方法、フライト組織を一層細粒化する方法、フェライトを固溶強化や析出強化して硬くする方法、あるいは + 2相域で熱間圧延して、フェライトの一部を高転位密度の加工フェライトとする方法等が考えられる。上記方法のうち、フェライトを細粒化する方法は、 Y Pを上昇させるには有利である力 T Sの上昇は小さいため、この手法のみでは十分な高強度化は図れない。また、パーライト分率を増加する方法は、 Cを多量に添加する必要があるが、 Cの過度な添加は溶接性の低下を招くため好ましくない。また、固溶強化元素や析出強化元素を添加してフェライトを強化する方法は、合金元素の多量添加により溶接性の低下を招いたり、素材コストの上昇を招いたりする。

一方、加工フェライトの活用は、 Cや合金元素の添加を最小限に抑制し、溶接性を維持した状態で、 Y Pおよび T Sを上昇させることができる。すなわち、加エフヱライトを利用する方法は、熱間圧延後、制御冷却（加速冷却）することなく高強度化を図ることができるので、船舶用熱間圧延形鋼製造時の固有の問題である圧延、冷却時の曲がりや反りの発生を抑えながら、高強度化することが可能である。そこで、本発明においては、船舶用熱間圧延形鋼の髙強度化手段として、鋼のミクロ組織を、加工フェライトを含むフェライト +パーライト組織とする方法を採用することとした。ここで、上記加工フェライトの分率は、面積率にして鋼組織全体の 1 0〜7 0 %の範囲であることが好ましい。加工フェライトの分率が 1 0 %未満では、鋼の強化が十分に得られず、一方、 7 0 %超えでは、強度上昇が飽和すると共に、（α + τ の 2相域圧延時の荷重増大に伴うロール割損リスクが増加するからである。なお、上記加工フェライトは、 A r ₃変態点以下の（α + γ ) 2相域での熱間圧延によって形成された加工歪が導入されたフヱライトのことであり、通常、扁平化した加工フェライトをトレースし、ミクロ組織中に占める面積を定量化し、その分率を測定することができる。ミクロ組織の測定位置としては、最も板厚の厚い部位における、板厚 1 / 4部が好ましい。

なお、加工フェライトを含むフェライト全体では、面積率で鋼組織全体の 10%〜70%程度存在することが好ましい。残部はパーライト組織であるが、フェライト 'パーライト以外の組織、すなわちべイナイト等が面積率で 10%以下存在してもよい。

(表面処理）

既に述べたように、本発明の船舶用熱間圧延形鋼の表面は、

-塗膜なし（裸状態）

•エポキシ樹脂塗膜の 1層塗膜

•ジンクプライマーおょぴエポキシ樹脂塗装の 2層塗膜

のいずれかの状態とすることが好ましい。ただしこれ以外の表面処理を禁止するものではない。とくに、ジンクプライマーおよび Ζまたはエポキシ樹脂塗膜を代替品に置き換えることは自由である。

裸状態の場合、表面は熱間圧延ままでもよレ、が、ショットプラスト等により酸化層や油層を除去してもよい。エポキシ樹脂塗膜やジンクプライマーの種類は問わず、本明細書で言及されたものや、その他の公知のものを用いることができる。なお、エポキシ榭脂塗月莫としてはタールエポキシ塗料樹脂が好ましい。

(製造方法）

次に、上記加工フェライトを含むフェライト +パーライト組織を有する船舶用熱間圧延形鋼を製造する方法について説明する。

本発明の船舶用熱間圧延形鋼の製造に当たっては、先ず、上記した成分組成を有する鋼を転炉、電気炉等の、通常公知の設備で溶製し、次いで連続鎳造法、造塊法等の通常公知の方法でスラブ、ビレット、プルーム等の鋼素材とするのが好ましい。なお、溶製後、取鍋精鍊ゃ真空脱ガス等の処理を付加しても良い。次いで、上記鋼素材を、加熱炉に装入して再加熱後、熱間圧延して所望の寸法、組織及び特性を有する船舶用熱間圧延形鋼とする。この際、鋼素材の再加熱温度（reheating temperature) は 1000〜 1 350。Cの範囲とする必要がある。加熱温度が 1 000 °C 未満では変形抵抗が大きく、熱間圧延が難しくなる。一方、 1 350°Cを超える加熱は、表面痕の発生原因となったり、スケールロス（scale loss) や燃料原単位が増加したりする。好ましくは、 1 100〜1300 の範囲である。続く熱間圧延は、 Ar ₃温度以下での累積圧下率を 10〜80%とする必要がある。全圧延温度が A r ₃温度以上では、鋼のミクロ組織が加工フェライトを含まないものとなり、必要な強度、靱性を確保することができない。同様に、 A r ₃温度以下での累積圧下率が 10%未満では、加工フェライトの生成量が少ないため、強靭化効果が小さい。逆に、 8 0%を超える圧下率になると、圧延荷重が増大して圧延が困難となったり、圧延のパス回数が増えて生産性の低下を招いたりする。よって、 A r ₃温度以下での累積圧下率は 10 〜80%とする。好ましくは、 10〜60%の範囲である。なお、 Ar ₃温度以下での圧延は、少なくとも 1パス以上行えばよく、複数パスとなっても構わない。ここで、 Ar ₃ 温度以下での累積圧下率とは、 A r ₃温度における圧延材の断面積（A) に対する圧延終了後の圧延材の断面積（B )の断面減面率のことを指し、以下の式で表される。

(Ar ₃温度以下での累積圧下率〔％〕） = (A-B) /AX 100 また、上記熱間圧延は、圧延仕上温度：（A r ₃— 30°C) 〜（A r ₃— 180°C) の条件で行う必要がある。圧延仕上温度が、（Ar ₃— 30°C) 超えでは、 2相域圧延による強靭化効果が十分に得られず、一方、（Ar ₃— 180°C) 未満では、変形抵抗の増大により圧延荷重が増加し、圧延することが困難となるからである。さらに、上記熱間圧延においては、 A r ₃温度以下での圧延を、船舶用熱間圧延形鋼の断面内の各部位における温度差を 50 ΐ以内として行うことが好ましい。例えば、船舶用熱間圧延形鋼の中で、長辺と短辺とで肉厚に差のある不等辺不等厚山形鋼については、肉厚の薄い長辺側よりも肉厚の厚い短辺側を圧延機の前後で水冷して、長辺側と短辺側の温度差を 50°C以内に抑えることが好ましい。温度差が 50°Cを超えると、短辺側と長辺側の強度、靭性特性のばらつきが大きくなるばかりでなく、圧延後の冷却工程での曲がりが大きくなり、矯正に要する負担が大きくなって生産性を低下させる。

短辺側と長辺側の温度差を 5 0°C以内に抑える手段としては、粗圧延機（rougher rolling mill) の前後に配置された冷却設備を用いて冷却を制御する方法が好ましい。具体的には、上記冷却設備により、肉厚の厚い短辺側を重点的に水冷し温度差を解消する方法が好ましい。この際の水冷は、圧延機前後の前面のみ、後面のみあるいは、前後の両方で行ってもよく、また、圧延する形鋼の寸法や要求精度に応じて、複数回の亘つて行っても構わない。なお、水冷の際の水量密度は、 l m³/m · m i n以上であることが好ましい。

形鋼の断面内の温度差は、フランジとウェブ（実施例参照）の表面温度を放射温度計で測定し、得られた最高温度と最低温度の差により求める。熱間圧延に続く冷却は、特に制限はないが、放冷することが好ましい。これにより、圧延後の冷却不均一から生じる曲がりや反りといった形鋼の形状変化を軽減することができ、圧延後の製品に対する矯正の負担を軽減することができる。放冷の際の冷却速度は、板厚にもよるが、 0. 4〜1. 0 3程度である。上記冷却速度の範囲内で冷却を加減速する処置（強制冷却 ·保温など）を施すことは、実質的に放冷と同じなので、とくにこれを除 '外しない。

〔実施例〕

表 2 (表 2— 1およぴ表 2— 2 ) に示した成分組成を有する鋼を真空溶解炉または転炉で溶製してブルームとし、このブルームを加熱炉に装入して加熱後、表 3 (表 3— 1およぴ表 3— 2 )に示した条件で熱間圧延し、表 3に示した断面寸法の不等辺不等厚山形鋼（N AB ) および圧延 T形鋼を製造した。なお、表 3において、不等辺不等厚山形鋼 (NA B ) については、長辺側をウェブ、短辺側をフランジとして示している。

不等辺不等厚山形鋼については短辺から、 T形鋼についてはフランジから J I S 1 A号引張試験片を採取し、引張特性（降伏応力 Y P , 引張強さ T S，伸び E l ) を測定した。また、不等辺不等厚山形鋼については短辺を、 T形鋼についてはフランジを 2 0 k J / c mの入熱で突合せ多層盛り溶接 (GMAW) し、その H A Z中央部から、シャルピー衝撃試験片（2 mmVノッチ試験片）を採取して、一 2 0 °Cでのシャルピー衝撃試験における吸収エネルギーを測定した。

また、不等辺不等厚山形鋼については短辺から、 T形鋼についてはフランジから組織観察用の試料を採取し、板厚 1 4部の組織を顕微鏡で倍率 2 0 0倍で観察した。観察された組織中の、 2相域圧延で生成した扁平化した加工フェライトをトレースし、ミクロ組織中に占める面積を画像解析により定量化して、加工フェライトの分率を求めた。表 2— 1

63710

表 2— 2

CO b I-¹

表 3— 2

* ：累積圧下率過大のため、圧延荷重が基準をオーバーしたので圧延を中止

次に、それぞれの熱間圧延形鋼について、不等辺不等厚山形鋼については短辺から、 τ 形鋼についてはフランジから、 5 mm t X 1 0 O mmWX 2 0 0 mm Lまたは 5 mm t X 5 O mmWX 1 5 0 mm Lの試験片を採取じ、試験片表面をショットブラスト後、以下の条件 A〜Cの表面処理を施して耐食性試験片とした。 P2008/063710 く表面処理条件〉

•条件 A：試験片表面に、ジンクプライマー（膜厚約 15/zm) とタールエポキシ樹脂塗料（膜厚約 200 μ m) の 2層被膜を形成

'条件 B：試験片表面に、タールエポキシ樹脂塗料（膜厚約 200μΐη) の単層被膜を形成

-条件 C：試験片表面に、ショットブラストしたままの裸状態（防食被膜なし）なお、塗膜を形成した上記条件 Αおよび Βの試験片には、塗膜の上からカッターナイフで地鉄表面まで達する長さ 80 mmのスクラツチ疵を一文字状に付与した。

上記のようにして作製した試験片は、その後、実船のパラストタンク上甲板の裏側に 2 年間装着する暴露試験に供した。この暴露試験の腐食環境は、平均して、バラストタンク内に海水が入っている期間が約 20日、海水が入っていない期間が約 20 を 1サイクルとし、これを繰り返すものであった。

暴露試験における耐食性の評価は、以下のように行った。塗膜を有する条件 Aおよび B の試験片については、スクラッチ疵の周囲に発生した塗膜膨れ面積を測定した。また、塗膜を有しない条件 Cの試験片については、試験後、脱鳍し、その脱鯖した後の試験片質量と試験前の試験片質量の差（減少量）から平均板厚減少量を算出した。これらの結果を基に、耐食性向上元素を特に含まない No. 12の鋼をベース（100) として、それに対する各試験片の比を算出し、耐食性を評価した。表 4に上記引張試験、衝撃試験、ミクロ組織調査おょぴ耐食性試験の結果を示した。耐食性試験の結果から、本発明の成分組成を満たす発明例の No. 1〜13の鋼は、条件 A 〜Cのいずれでも、ベース鋼（No. 14) に対する塗膜膨れ面積およぴ板厚減少量が 5 0%以下であり、良好な耐食性を有していることがわかる。これに対して、本発明の成分組成を満たさない No. 14〜17の鋼は、ベース鋼（No. 14) より耐食性が向上していても、ベース鋼に対する比率が 50%超えとなる実験条件があったり；溶接部の靭性が大きく低下していたりする。また、ミクロ組織が、加工フェライトを含むフェライト + パーライト組織（圧延符号 Q以外）では、本発明で所期した十分な強度が得られており、曲がりや反りなどの形状変化も軽微で、生産性も極めて良好であった。

圧延符号 aの形鋼（A r ₃温度以下での熱間圧延において、形鋼断面内の温度差が 50 °C を越えた場合）では、特性値は目標に達したものの、曲がり、反りが大きかった。 08 063710 表 4

験片条件 A， B ：塗膜膨れ面積 (対ベース鋼（No. 14、 L鋼）比），

験片条件 C ：板厚減少量（対べース鋼（No. 14、 L鋼）比）

産業上の利用の可能性

本発明によれば、高強度でかつ海水による厳しい腐食環境下でも優れた耐食性を有する船舶用熱間圧延形鋼を安価に提供することができる。また、本発明の形鋼は、耐食性に優れるので、船舶の補修塗装までの期間の延長おょぴ補修塗装の作業負荷軽減に大きく寄与することができる。

なお、本発明の船舶用熱間圧延形鋼は、とくに海水による腐食環境下で優れた耐食性を示すので、船舶の補修期間の延長を通じて船舶自体の寿命延長にも有効である。さらに、類似の腐食環境で使用される他の分野で用いられる熱間圧延形鋼にも用いることができる。

Claims

請求の範囲

1. C： 0. 03— 0. 25ma s s%、 S i ： 0. 05— 0. 50ma s s%、 Mn： 0. ：!〜 2. 0ma s s%、 P： 0. 025 m a s s %以下、

S： 0. 01 ma s s %以下、 A l : 0. 005〜0. 10ma s s%、

W： 0. 01— 1. 0 m a s s %_N

C r ： 0. O lma s s %以上 0. 20 m a s s %未満、

N： 0. 001〜0. 008ma s s%を含有し、残部が F eおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、加工フェライトを含むフェライトとノ、"一ライト組織とからなるミク口組織を有する船舶用熱間圧延形鋼。

2. 上記成分組成に加えてさらに、 S b : 0. 001〜0. 3^1 & 3 3 %ぉょぴ311： 0. 001〜0. 3ma s s %のうちから選ばれる 1種または 2種を含有する、請求項 1 に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

3. 上記成分組成に加えてさらに、 Cu： 0. 005〜0. 5ma s s %、 N i ： 0. 005〜0. 25ma s s%、 Mo : 0. 01〜0. 5 m a s s %および C o ： 0. 01

〜1. Oma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 1に記载の船舶用熱間圧延形鋼。

4. 上記成分組成に加えてさらに、 Cu： 0. 005〜0. 5ma s s%、 N i : 0. 005〜0. 25ma s s%、 Mo : 0. 01〜0. 5 m a s s %および C o ： 0. 01

~1. Oma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 2に記载の船舶用熱間圧延形鋼。

5. 上記成分組成に加えてさらに、 N b ： 0. 00 1〜 0. 1 m a s s %、 T i ： 0. 001〜0. lma s s%、 Z r : 0. 001〜0. lma s s %および V： 0. 002

〜0. 2ma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 1に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

6. 上記成分組成に加えてさらに、 Nb ： 0. 001〜0. lma s s%、 T i : 0. 001〜0. lma s s%、 Z r : 0. 001〜0. lma s s %および V： 0. 002 〜0. 2ttia s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 2に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

7. 上記成分組成に加えてさらに、 N b ： 0. 001〜 0. 1 m a s s %、 T i ： 0. 00 1〜0. lma s s%、 Z r : 0. 001〜0. lma s s %およぴ V： 0. 002

〜0. 2ma s s %のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 3に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

8. 上記成分組成に加えてさらに、 Nb ： 0. 001〜0. lma s s%、 T i ： 0. 001〜0. lma s s%、 Z r : 0. 001〜0. lma s s %およぴ V： 0. 002

〜0. 2ma s s %のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 4に記載の船舶用熱間圧延形鋼。.；

9. 上記成分組成に加えてさらに、 B ： 0. 0002〜0· 003ma s s %を含有する、請求項 1〜 8のいずれか 1項に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

10. 上記成分組成に加えてさらに、 C a ： 0. 0002〜0. 01ma s s%、 RE M： 0. 0002〜0. 015ma s s %および Y： 0. 0001〜0. lma s s%のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 1〜 8のいずれか 1項に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

1 1. 上記成分組成に加えてさらに、 C a : 0. 0002〜0. 01ma s s%、 RE M： 0. 0002〜0. 015ma s s %およひ Ύ : 0. 0001〜0. lma s s %のうちから選ばれる 1種または 2種以上を含有する、請求項 9に記載の船舶用熱間圧延形鋼。

12. 請求項 1〜8のいずれか 1項に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にェポキシ樹脂塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

13. 請求項 9に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にエポキシ樹脂塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

14. 請項 10に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にエポキシ樹脂塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

1 5. 請求項 1 1に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にエポキシ樹脂塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

16. 請求項 1〜 8のいずれか 1項に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にジンクプライマー塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

17. 請求項 9に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にジンクプライマー塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

18. 請求項 10に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にジンクプライマー塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

19. 請求項 11に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面にジンクプライマー塗膜を有する船舶用熱間圧延形鋼。

20. 請求項 1 8のいずれか 1項に記載の熱間圧延形鋼であって、その表面に、ジンクプライ塗膜とエポキシ樹脂塗膜とを有する船舶用熱間圧延形鋼。

21. 請求項 1 11に記載の熱間圧延形鋼を製造する方法であって、鋼素材を 100 0 1350°Cに加熱し、

その後、 A r 3温度以下での累積圧下率を 10 80 %、圧延仕上温度を（A r ₃ 一 30°C) （Ar₃— 180°C) とする熱間圧延を施し、

その後、放冷する船舶用熱間圧延形鋼の製造方法。

22. 請求項 10に記載の熱間圧延形鋼の製造方法であって、前記 A r ₃温度以下での熱間圧延を、形鋼断面内の温度差を 50°C以内として行う船舶用熱間圧延形鋼の製造方法。