JP2009068102A - 塩害耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車用燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板および拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管 - Google Patents

Abstract

【課題】塩害環境での耐食性、溶接部信頼性に優れた自動車用燃料タンク用あるいは燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板および自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管を提供する。
【解決手段】Ｃ：≦０．０３０％、Ｓｉ：≦２．００％、Ｍｎ：≦２．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１０％、Ｎ：≦０．０３０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えてＮｉ：≦４．００％、Ｃｕ：≦２．００％、Ｍｏ：≦２．００％、Ｖ：≦１．００％の１種または２種以上とＴｉ：０．０１〜０．３０％、Ｎｂ：０．０１〜０．３０％の１種または２種を含有し、Ｙ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、主としてＳｎからなり付着量が１０〜２００ｇ／ｍ²以下の防食めっき層あるいは主としてＳｎ＋Ｚｎ：０．８〜１０．０％からなり付着量が１０〜２００ｇ／ｍ²の防食めっき層を有する。
【選択図】図５

Description

本発明は、塩害環境における耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用の表面処理ステンレス鋼板および拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管に関する。

昨今の環境保護やライフサイクルコスト低減のニーズから、燃料タンクや燃料パイプ（フューエルインレットパイプと称される給油管およびフューエルラインと称される燃料配管を称す）などの燃料系部品でも燃料透過防止性、長寿命化といった特性が要求される。

自動車用の燃料タンクあるいは燃料パイプには、米国の法規制で１５年間もしくは１５万マイル走行の間の長期寿命保証が義務付けられ、これを満たすための燃料系部品が、めっき普通鋼材、樹脂、ステンレス鋼の３素材について開発されてきている。

めっき普通鋼材、樹脂、ステンレス鋼の３素材のうち、樹脂についてはリサイクル性が問題であり、めっき普通鋼材については将来普及されるバイオ燃料に対する耐久性が懸念される嫌いがある。一方、ステンレス鋼に関しては、鉄系素材としてのリサイクル容易性やバイオ燃料に対する十分な耐食性を有する利点があり、既に燃料パイプ用の素材として実用化されてきている。

しかしながら、ステンレス鋼は、単独では、燃料タンクや燃料パイプに適用するには塩害環境における耐食性が必ずしも十分とは言えないと評価されている。すなわち、融雪塩に曝される場合を模擬した実験室促進試験において、ＳＵＳ４３６Ｌなどのフェライト系ステンレス鋼では隙間構造部あるいは溶接構造部において隙間腐食が生じ、ＳＵＳ３０４Ｌなどのオーステナイト系ステンレス鋼では溶接部などで応力腐食割れが生じるとの問題がある。

この問題を克服するため、いくつかの防食技術が開発されてきた。

例えば、特許文献１では、フェライト系ステンレス鋼板を素材として成形した燃料タンクの表面にカチオン電着塗装を施したり、溶接部に限定してジンクリッチ塗装を施したり、あるいは鋼板素材としてＡｌめっき層、Ｚｎめっき層あるいはＺｎとＦｅ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ｍｇ，Ｃｒ，ＳｎおよびＡｌの内の１種以上との合金からなるめっき層を形成させた鋼板を適用するといった防食方法が開示されている。

また、特許文献２では、ステンレス鋼板を素材として成形した燃料タンクにＺｎ含有量７０％以下のＺｎ含有塗料を塗布した燃料タンクが提示されている。

また、特許文献３では、溶融アルミめっきを施した特定材質を有するフェライト系あるいはオーステナイト系のステンレス鋼板を素材として成形加工された燃料タンクが提示されている。

しかしながら、カチオン電着塗装は被塗物を塗料溶液に浸漬して電着させる方法であり、給油管には実際に適用されている技術であるが、給油管のような小物は別にしても燃料タンクのように大きな浮力が生じるものに対しては適用困難であるとの問題がある。また、隙間開口量が小さく奥行きが大きい形状の隙間に対しては必ずしも十分な防食効果が得られないとの問題もある。

また、ジンクリッチペイントに関してはカソード防食効果によって隙間内部の腐食を抑制することができるが、この種のＺｎ含有塗料はＺｎを多量に含有し樹脂成分が相対的に少ないため、一般塗料に比べて塗膜密着性に劣る嫌いがある。特に過酷な塩害腐食試験において塗膜にブリスターが生成されたり、極端な場合には塗膜が剥離するという問題が生じる場合がある。塗膜密着性を改善しようとすれば、Ｚｎ含有量を低減するのが一手段となるが、これを行えば本来目的とするカソード防食効果が大きく毀損されてしまうとの問題がある。

一方、アルミめっきステンレス鋼板に関しては、基材としてのステンレス鋼自体は問題ないものの、めっき層のアルミが現在普及しつつあるアルコール含有燃料に対して腐食され易いとの問題がある。アルミの腐食生成物は、フィルターや噴霧装置などの燃料供給系統部品に目詰まりを生じさせるなどの致命的トラブルの原因となる。また、アルミめっきは溶融めっき法で形成させるのが常套で、比較的高温で処理されるために溶融めっき時に脆弱な合金層が形成され、燃料タンクや燃料パイプに成形加工する段階で、合金層の破壊を起点としためっき層剥離やプレス割れが生じるとの問題もある。

このようなＡｌやＺｎに依存しない技術も開示されている。特許文献４では、Ｃｒ：３％超〜２０％、酸可溶Ａｌ：０．００５〜０．１０％を含む鋼板にＮｉ，Ｃｏ，Ｎｉ−Ｃｏ合金の拡散被覆層を介してＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金のめっき層を形成させることによってアルコールに対する耐食性が向上するとされている。しかしながら、高Ｃｒ含有量の鋼板にＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金をめっき層とする場合、溶接部に割れが生じる場合がある。

また、既に給油管にはＳＵＳ４３６Ｌ（１７％Ｃｒ−１．２％Ｍｏ）が適用され、カチオン電着塗装が施されて実車に搭載されているが、近年のＭｏ高騰による素材コスト増が問題視されてきており、高価なＭｏを含まないかあるいはＭｏ含有量を低レベルに抑制し尚且つＳＵＳ４３６Ｌと同等の耐食性が得られる素材が要求されている。

特開２００３−２７７９９２号公報 特開２００４−１１５９１１号公報 特開２００３−２２１６６０号公報 特開昭６１−９１３９０号公報

本発明は、塩害環境下での耐食性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用のステンレス鋼板素材および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼溶接管の提供を目的とするものである。

本発明者らは、種々のステンレス鋼材について膨大な塩害腐食試験を行ってきた。その結果、付属部品の締結や溶接によって構成される隙間構造部あるいは溶接やロウ付けによる熱影響部における隙間腐食や応力腐食割れといった局部腐食の問題を克服するには、犠牲陽極を用いたカソード防食が不可欠であるとの結論に至った。

塩害環境においてカソード防食効果を奏する犠牲陽極材料として、Ｚｎ、Ａｌ、Mgが知られている。前述の従来技術においてもアルミめっき（Ａｌ）やジンクリッチ塗装（Ｚｎ）という形態で提案されている。これら金属が優先的に腐食されるが故に基材が保護されるというカソード防食の原理に照らせば、これら金属は基材に比べて化学的に活性であると換言できる。このため、カソード防食効果は犠牲陽極材料が消耗され尽くすまでは維持される。しかし、消耗され尽くした後は、もはや防食効果は発現されない。すなわち、犠牲陽極材料を使って基材をカソード防食する場合、犠牲陽極材料の消耗寿命が燃料タンクあるいは燃料パイプの防食寿命を支配することとなる。

消耗寿命を延長するには、犠牲陽極材料の質量を増大させれば良い。最も過酷な塩害環境を想定した試験で犠牲陽極材料の消耗速度を求めて１５年間に渡って消耗され尽くせないだけの十分な量の犠牲陽極を燃料タンクあるいは燃料パイプに付けておけばよい。しかしながら、このような考え方で既に公知とされるＺｎを使うとすれば、ジンクリッチ塗装を例に挙げれば１００μｍを超える厚膜を確保する必要があり、Ｚｎをめっきする場合においても５０μｍを超える厚めっきが必要となる。このような条件はＺｎを実用的犠牲陽極材料として選択する根拠にはなり得ない。Ｍｇは、Ｚｎと同程度以上の所要量が必要である上、めっきや塗装などの形態で適用することができずＺｎより利用し難い。Ａｌに関しては、ＺｎやＭｇに比べれば消耗速度が小さい。Ａｌめっきは、めっき厚み１０μｍ以下でも充分な塩害腐食防止効果が期待できる。しかし、前述のような加工性やアルコール燃料による腐食の問題があって実用化には不向きであり、特に後者の問題は致命的である。

したがって、従来公知のＺｎ，Ｍｇ、Ａｌ以外の犠牲陽極材料を見出す必要がある。その材料は、消耗寿命が充分に長く、かつ塩害環境においてステンレス鋼基材より電気化学的に活性でなければならない。加えて、燃料タンクあるいは燃料パイプの内面の燃料環境においても殆ど腐食しないことが必要である。

本発明者らが種々検討した結果、これら条件を満たせる最も好適な犠牲陽極材料としてＳｎあるいはＳｎを主体として少量かつ適量のＺｎを含有させた金属が最も有用であるとの知見を得た。

犠牲陽極の主成分となるＳｎは、基材が普通鋼の場合とは異なって、ステンレス鋼に対しては塩害環境でカソード防食効果を奏することを知見した。同じくカソード防食が可能なＺｎなどに比べて消耗寿命が長いという利点があり、長期防錆という本願の目的に最も有用な金属種として評価できた。また、燃料タンクあるいは燃料パイプ内面のバイオ燃料環境においても十分な耐食性を発現し得る金属種であると評価できた。さらに、実施形態としても、長期防錆に必要とされる付着量を十分に確保できる溶融めっき法が工業的に確立されているという点も実用性を高める大きな利点として評価できた。加えて、ステンレス鋼に対して溶融めっきを施す場合に行う前処理として用いるのが望ましいＮｉめっきあるいはＦｅ−Ｎｉめっきも、Ｓｎと同様に、塩害環境においてステンレス鋼基材より電気化学的に活性であり有機酸を含有する劣化ガソリンあるいはバイオ燃料の環境でも十分な耐食性を有することを知見した。このことは、Ｓｎが消耗された後もＮｉやＦｅ−Ｎｉの露出によって耐食性が急に劣化することがないことを保証し得るものとして評価できた。

これらのことを、より具体的に説明する。

本発明者らは、先ず、実際の塩害環境を模擬する複合サイクル腐食試験（塩水噴霧：５％ＮａＣｌ噴霧３５℃×２Ｈｒ、乾燥：相対湿度２０％、６０℃×４Ｈｒ、湿潤：相対湿度９０％、５０℃×２Ｈｒの繰り返し）において、金属材料が最も腐食される段階が乾燥過程もしくは乾燥後の湿潤過程であることを解明した。このような過程において金属材料表面が曝されている環境条件としては、塩化物濃度が飽和に達し、かつ温度も高温となっている。このことを踏まえて、５０℃の飽和ＮａＣｌ溶液中での各種金属材料の腐食電位を計測した。結果の一例を図１に示す。

１７％Ｃｒ系ステンレス鋼の腐食電位は、０〜＋０．１Ｖ ｖｓ．ＳＣＥである。Ｓｎは−０．５５Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度とステンレス鋼より低い値を示す。このことは、ステンレス鋼とＳｎを接触させた場合、Ｓｎが犠牲陽極として作用しステンレス鋼が防食されることを意味する。Ｚｎは腐食電位が−１．０Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度であり、ステンレス鋼より十分に低電位である。ＳｎにＺｎを８％含有させたＳｎ−８Ｚｎ合金は、試験初期において−１．０Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度のＺｎと同等レベルの電位を示すがＺｎが消耗されるに伴ってＳｎの腐食電位に近付いていく。Ａｌも腐食電位は−０．８Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度でありステンレス鋼より十分に低電位である。Ｎｉについても−０．２Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度の値を示しステンレス鋼の電位よりも低い。これらより、１７Ｃｒ系ステンレス鋼より、Ｓｎ，Ｚｎ、Ｓｎ−８Ｚｎ，Ａｌ，Ｎｉの全てが化学的に活性であると言え、犠牲防食作用を奏することが明らかである。

一方、普通鋼については、腐食電位が−０．７Ｖ ｖｓ．ＳＣＥ程度である。この値をＺｎ，Ａｌ，Ｎｉ，Ｓｎの電位と比較すると、電位序列はＮｉ＞Ｓｎ＞普通鋼＞Ａｌ，Ｚｎとなり、普通鋼に対しては、Ｓｎ、Ｎｉは犠牲陽極として作用しないのみならず、かえって普通鋼の腐食を促進するものであることが明らかである。

このように、普通鋼に対する作用とは異なりＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金ひいてはＮｉさえもステンレス鋼に対して犠牲防食効果を及ぼす。したがって、これら金属をステンレス鋼基材に配することによって基材の腐食を防止できるのである。しかしながら、これら犠牲陽極材料が短期間に消耗され尽くすのであれば、その効果は十分とは言えない。

そこで、本発明者らは、腐食電位測定に加えて、５０℃の飽和ＮａＣｌ溶液中においてステンレス鋼と電池が形成された状態での各種金属材料の腐食速度を測定した。結果の一例を図２に示す。

Ｓｎの腐食速度は極めて低レベルで、Ａｌと同程度である。一方、Ｚｎについては塩害環境において激しく腐食されることが明らかである。本発明者らは、各種金属板の複合サイクル試験データを採取し複合サイクル試験による腐食損耗寿命と前記腐食速度データとの相関性を見出し、その相関関係を用いて、１５年防錆が達成可能と判断される１８０日間の複合サイクル腐食試験において消耗され尽くさないために必要とされる当該試験における許容腐食速度を、０．１２μｍ／ｈｒとして設定した。Ｓｎの腐食速度は、この約３分の１の値を呈しており、十分に満足すべき耐食性が得られた。一方、Ｚｎはこの許容値を遥かに超えており、半年間の複合サイクル腐食試験においてＺｎが消耗され尽くさないためには、少なくとも５０μｍを超える厚みが必要となり実用的でない。ＡｌはＳｎとほぼ同程度の腐食速度を呈しており、塩害腐食問題に限って言えば犠牲陽極材料として有用であると言えるが、燃料タンクあるいは燃料パイプの内面におけるアルコール燃料に対する耐食性が不十分であるため実用的とは言えない。

Ｚｎは腐食速度が大き過ぎる難点はあるが、単に電位を低下させる効果のみならず乾湿繰り返し条件においてはＺｎの腐食生成物が腐食液のｐＨを上昇させて腐食を抑制する効果も有する。このことから、Ｓｎをベースとして適量のＺｎを含有させたＳｎ−Ｚｎ系合金も有用と想定され、１７Ｃｒ系ステンレス鋼板にＳｎ−Ｚｎ合金をめっきしたサンプルにシーム溶接を施し複合サイクル腐食試験に供して防錆性を評価した。結果を図３に示す。Ｚｎ含有量が１０％を超えるとＺｎの腐食が支配的になってめっき層が早期に消耗するため防錆性が不十分であるが、Ｚｎ含有量１〜１０％のＳｎ−Ｚｎ合金はＳｎと同等レベル以上の防錆性が発現された。

ＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金をステンレス鋼基材に対してめっき法で配する場合、前記した半年間の複合サイクル腐食試験で耐食性を確保するためには付着量として１０ｇ／ｍ²以上が必要であり、このめっき付着量を工業的に確保するには溶融めっきが好適であると結論した。

次に、本発明者らは、塩害環境のみならず劣化ガソリンあるいはアルコール燃料に対するＳｎ系めっき金属の腐食特性についても検討を加えた。０．０１％ギ酸と０．０１％酢酸および０．０１％ＮａＣｌを含有する５０℃の溶液中、および３％水を含有する６０℃のエタノール溶液における腐食速度を測定した。結果の一例を図４に示す。

Ａｌはエタノール中での腐食が激しく、Ｚｎは有機酸含有環境での腐食が問題である。一方、Ｓｎはエタノール環境はもとより劣化ガソリン環境でも腐食速度が小さく、満足すべき耐食性が得られる。Ｓｎ−Ｚｎ系合金はＺｎの含有量が多くなると合金中Ｚｎの腐食が問題となるが、含有量が１０％以下であれば殆どＳｎと同等レベルの耐食性が得られる。フィルターや噴射部品などの燃料供給系統における目詰まり問題を回避するための腐食速度は可及的に低レベルでなければならないが、その許容値としては従来使用されてきたターンメタル（Ｐｂ−Ｓｎ合金）の劣化ガソリン（非アルコール）環境を模擬した０．０１％ギ酸と０．０１％酢酸および０．０１％ＮａＣｌを含有する５０℃の水溶液中での腐食速度を基準として、上限値を１０ｍｇ／ｍ²／ｈｒとして設定した。なお、ステンレス鋼自体は当該環境において腐食は生じない。

このように、ＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金の溶融めっきによって、ステンレス鋼の塩害腐食問題が解消されることが明らかになった。

しかしながら、ステンレス鋼基材にめっきされたＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金は、別の問題を引き起こす。その問題は、溶接割れである。すなわち、ＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金をめっきした状態でシーム溶接、プロジェクション溶接、スポット溶接、ＴＩＧ溶接やＭＩＧ溶接や高周波溶接、あるいはロウ付けを行うと溶接部あるいはロウ付け部に割れが生じる。シーム溶接、プロジェクション溶接、スポット溶接ＴＩＧ溶接やＭＩＧ溶接や高周波溶接、あるいはロウ付けは燃料タンクや燃料パイプの生産の必須工程であり、この際に割れが生じるのであれば、いかに塩害腐食が防止できる素材であっても、また、いかにアルコール耐食性が優れていても、燃料タンクや燃料パイプ用素材としては成立し得ない。

本発明者らが鋭意研究した結果、この割れは、溶接あるいはロウ付け時の入熱で液体化したＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金が熱影響によって粗粒化した基材の粒界に進入して粒界強度を低下させつつ、温度降下にともなって付加される引張残留応力の条件下で基材熱影響部の表面から開口して割れていく、いわゆる液体金属脆化であることがわかった。そもそもＳｎやＳｎ−Ｚｎ合金が低融点金属であることが致命的であるが、液体金属脆化は素材と液体金属種の組み合わせによって感受性が異なるとされてきている。ステンレス鋼に関して、Ｓｎによる液体金属脆化は全く知られていないため、本発明者らはステンレス鋼基材の合金組成の視点から割れ感受性との関係について探索した。すなわち、数種の合金組成のステンレス鋼基材にＳｎを溶融めっきした板材を用いてシーム溶接を施し割れ有無を評価した。その結果、単純にＣｒだけを含有した鋼では割れが生じずＮｉの含有量が多いと割れが生じ易いことが明らかとなり、割れ感受性が鋼組成に依存することを知見した。これを踏まえて、さらに主要な合金の組成を変化させたステンレス鋼材を用いてシーム溶接試験を追加し、割れが生じないための必要な鋼組成条件を合金元素含有量の回帰式として決定したのである。すなわち、図５に示すように、ステンレス鋼基材の鋼組成が（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下の条件を満たす必要がある。

（１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
Ｓｎによる液体金属脆化の機構については必ずしも明らかではないが、（１）式においてＹ値を増大させる元素が全てオーステナイト安定化元素でありＹ値を低減する元素が全てフェライト安定化元素であること、また、（１）式における各元素の係数が相安定化能の序列とほぼ一致することから、脆化感受性はフェライトとオーステナイトの相バランスによって支配されると推察される。すなわち、フェライト／フェライト粒界、フェライト／オーステナイト粒界、オーステナイト／オーステナイト粒界の３者で液体Ｓｎの侵入し易さが異なるために相バランスの違いによって割れ感受性が影響されるものと推察され、オーステナイト相が少なくフェライト相が多いほどＳｎの液体金属脆化に対して抵抗性を有する素材であるとみなされる。

しかしながら、主要な合金元素から算出されるＹ値が所定の値であっても、不純物元素であるＰ，Ｓの含有量が高い場合には液体金属脆化割れ感受性を皆無にするには至らない。すなわち、図６に示すように、Ｐ含有量が０．０５０％を超える場合、あるいはＳ含有量が０．０１０％を超える場合に、割れが認められた。これら元素は粒界強度を低下させる作用を奏するためと推察される。したがって、Ｙ値が所定の条件を満たすと共にＰ，Ｓの含有量を許容限界レベル以下に規定することによって始めて、Ｓｎ系めっきを施しても液体金属脆化を起こさず溶接部信頼性を満足する燃料タンクあるいは燃料パイプ用途の素材となり得るのである。

さらに、燃料タンクへの加工工程で重視しておくべき特性として、プレス加工性が挙げられる。これらプレス成形性をはじめとした冷間加工性は素材自体の材質特性と素材表面の摺動抵抗が支配因子となる。Ｓｎは軟質金属であるためＳｎ系めっき層表面の摺動抵抗は十分に小さい。このため、ステンレス鋼基材が具備すべき冷間加工性は、めっきを施さないステンレス鋼板に比べて緩和されるという利点がある。これを踏まえて、Ｓｎ系めっき層の存在を前提とした基材に必要な材質特性を設定したものである。

また、給油管への加工においては、拡管加工、曲げ加工が施され、拡管加工性については、基材の材質特性に加え、裸のフェライト系ステンレス鋼溶接管と同様に、母材と溶接部の硬度や溶接ビード厚による強度バランスを適正な範囲にすることや、溶接管母材部の円周方向伸びを確保することが重要である。すなわち、ＳｎめっきやＳｎ−Ｚｎめっきした０．８ｍｍｔの各種ステンレス鋼帯をロール成形により２５．４ｍｍφの電縫溶接管を種々の造管条件、造管後矯正条件、溶接ビード切削条件で製造し、動粘度100mm²/s（40℃）程度の潤滑油を用い、テーパー角度２０°のパンチで、外径が３０φ、３８φ、４５φ、５１φの同軸拡管とオフセット量６ｍｍの偏芯拡管５１φの５工程で拡管加工し、全工程での割れ有無により拡管加工性を評価した結果、図７や図８に示すように、溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ（＝Ｈｖ_W−Ｈｖ_M）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比ＲＴ（＝Ｔ_W／Ｔ_M）が１．０５〜１．３の範囲に規定することや、成形、溶接、矯正後の溶接管母材部の円周方向伸びが１５％以上に規定することによって、素管の２倍以上の拡管や偏芯拡管が可能な表面処理ステンレス鋼溶接管となり得るのである。

本発明は前記知見に基づいて構成したものであり、その要旨は以下の通りである。
（１）質量％で、Ｃ：≦０．０３０％、Ｓｉ：≦２．００％、Ｍｎ：≦２．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０３０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えてＮｉ：０．１０〜４．００％、Ｃｕ：０．１０〜２．００％、Ｍｏ：０．１０〜２．００％、Ｖ：０．１０〜１．００％の１種または２種以上とＴｉ：０．０１〜０．３０％、Ｎｂ：０．０１〜０．３０％の１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。

（１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
（２）質量％で、Ｃ：≦０．０３０％、Ｓｉ：≦２．００％、Ｍｎ：≦２．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０３０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えてＮｉ：０．１０〜４．００％、Ｃｕ：０．１０〜２．００％、Ｍｏ：０．１０〜２．００％、Ｖ：０．１０〜１．００％の１種または２種以上とＴｉ：０．０１〜０．３０％、Ｎｂ：０．０１〜０．３０％の１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（３）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦１．００％、Ｍｎ：≦１．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０２００％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からななり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（４）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦１．００％、Ｍｎ：≦１．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０２００％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなる防食めっき層を、溶融めっき法によって付着量１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下で形成させたことを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（５）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（６）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（７）上記（１），（３），（５）のいずれかに記載のステンレス鋼板基材に、さらに、質量％で、Ｂ：０．０００２〜０．００２０％をさらに含有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（８）上記（２），（４），（６）のいずれかに記載のステンレス鋼板基材に、さらに、質量％で、Ｂ：０．０００２〜０．００２０％をさらに含有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（９）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であり、フェライト単相の金属組織を有し、平均ｒ値が１．４以上、全伸びが３０％以上を有するステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり、付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（１０）質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、上記（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であり、フェライト単相の金属組織を有し、平均ｒ値が１．４以上、全伸びが３０％以上を有するステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（１１）防食めっき層の上に化成処理皮膜を形成させた前記（１）から（１０）のいずれかに記載の塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（１２）防食めっき層あるいは化成処理皮膜の上に摩擦係数が０．１５以下となる可水溶性潤滑皮膜を形成させたことを特徴とする前記（１）から（１１）のいずれかに記載の塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
（１３）前記（９）、（１０）のいずれかに記載の表面処理ステンレス鋼板を素材とする溶接管であって、溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ（＝Ｈｖ_W−Ｈｖ_M）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比ＲＴ（＝Ｔ_W／Ｔ_M）が１．０５〜１．３であることを特徴とする拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管。
（１４）成形、溶接、矯正後の溶接管母材部の円周方向伸びが１５％以上であることを特徴とする前記（１３）に記載の拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管。

以上述べたように、本発明によって、塩害環境下での耐食性および溶接部信頼性に優れた燃料タンクおよび燃料パイプ用の表面処理ステンレス鋼板および塩害耐食性、溶接部信頼性、拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管が得られるので、産業上の効果は大きい。

以下、本発明について詳細に説明する。

先ず、本発明における燃料タンクおよび燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板について説明する。

ステンレス鋼板基材の成分について述べる。

本発明における燃料系部品用の素材としては、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有するステンレス鋼板とする。Ｃｒは素材の耐食性を支配する主要元素であり、１０．００％を下回るとＳｎ系めっきを施しても十分な塩害腐食抵抗性が得られない。Ｓｎ系めっきを施してもシーム溶接、プロジェクション溶接やスポット溶接、ＴＩＧ溶接やＭＩＧ溶接や高周波溶接あるいはロウ付けによって熱影響を受けた部位はめっきが損傷しており、これらの部位における塩害環境下での耐食性は当該部位周辺のめっき層の犠牲溶解によって担保されなければならないが、基材のＣｒ量が１０．００％を下回ってしまうと基材の腐食電位がＳｎの腐食電位に近付いてＳｎと基材の電位差が小さくなったり、Ｓｎの電位より基材の電位が低くなってしまうため、犠牲防食効果が発現されなくなるためである。また、有機酸などを含有する内面腐食環境においても同様の現象が生じてくる。したがって、ステンレス鋼基材として具備すべき鋼成分要件の１つとして、Ｃｒ含有量が１０．００％以上であることを必要とする。一方、Ｃｒ含有量の上限に関しては、プレス成形などの冷間加工性低下や素材コスト上昇の観点から制限すべきであり２５．００％が実用上の限界である。

加えて、Ｃｒ以外の主要合金元素の含有量が（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下となるように調整されていなければならない。これは、Ｓｎ系めっきを前提とする本発明において最も重要な素材要件となる。すなわち、この条件は、燃料タンク形成や燃料パイプ形成に不可欠の溶接あるいはロウ付け工程において液体金属脆化による割れを回避するために必要となる鋼成分要件である。Ｙ値が−１０．４を上回ると、ＳｎあるいはＺｎが低融点であるが故に溶接熱影響部に液体金属脆化による割れが生じてしまう。このため、Ｙ値は−１０．４以下に制限する必要がある。

（１） 式に含まれる合金元素の含有量の規定理由は以下の通りである。

Ｃ、Ｎ：ＣおよびＮは鋼板の延性を低下させプレス成形などの冷間加工性を劣化させると共に溶接部あるいはロウ付け部における粒界腐食の原因となる元素である。加えて、オーステナイト安定化元素でありＹ値を増大させる作用を有する。したがって、これら元素の含有量は可及的低レベルに制限する必要があり、Ｃ、Ｎの上限を０．０３０％とする。Ｙ値に影響する他元素とのバランスも考慮すると、Ｃの上限は０．０１００％とするのが望ましく、Ｎの望ましい上限は０．０２００％であり、より望ましは０．０１５０％である。

Ｓｉ：Ｓｉはフェライト安定化元素でありＹ値を低減して液体金属脆化を抑制する作用を有するが、鋼板の延性を劣化させるため多量に含有させるべきではなく、上限を２．００％に、望ましくは１．００％に制限する。より望ましくは、上限を０．６０％に制限するのがよい。

Ｍｎ：Ｍｎも鋼板の延性を劣化させる元素であり、オーステナイト安定化元素でＹ値を増大させるため、含有量の上限を２．００％に、望ましくは１．００％に制限する。より望ましくは、上限を０．６０％に制限するのがよい。

Ｎｉ：Ｎｉは、Ｍｎと同様オーステナイト安定化元素でありＹ値を増大させるが、その効果はＭｎよりも大きい。このため、含有量の上限を４．００％に制限する。一方、Ｎｉは鋼板基材の耐食性を高めるのに有用な元素であるため、より高度の耐食性を追求して含有させても良い。その場合の下限含有量は０．１０％とする。

Ｃｕ：ＣｕもＮｉと同様オーステナイト安定化元素でありＹ値を増大させるので、含有量の上限を２．００％に制限する。また、ＣｕはＮｉと同様にその効果はＮｉより小さい。鋼板基材の耐食性を高めるのに有用な元素であるため、より高度の耐食性を追求して含有させても良い。その場合の下限含有量は０．１０％とする。

Ｍｏ：Ｍｏは、Ｓｉと同様にフェライト安定化元素でありＹ値を低減させるが、多量に含有させると基材の延性が劣化する。このため、含有量の上限を２．００％に制限する。なお、燃料パイプ用途の場合は、ＳＵＳ４３６Ｌと比較されるコスト制約の観点から含有量の上限を０．６０％とすることが好ましい。一方、Ｍｏは基材の耐食性を向上させるのに極めて有用な元素でもあるため、より高度の耐食性を追求して含有させても良い。その場合の下限含有量は０．１０％とする。

Ｖ：Ｖは、Ｍｏと同様にフェライト安定化元素でありＹ値を低減させるが、多量に含有させると基材の延性が劣化する。このため、含有量の上限を１．００％に制限する。一方、ＶはＭｏと同様に基材の耐食性を向上させるのに有用な元素でもあるため、より高度の耐食性を追求して含有させても良い。その場合の下限含有量は０．１０％とする。

Ａｌ：Ａｌは脱酸元素として有用であり、フェライト安定化元素でＹ値を低減するので、適量を含有させる。含有量の範囲としては０．０１０〜０．１００％を適正とした。

Ｔｉ、Ｎｂ：Ｔｉ，Ｎｂはフェライト安定化元素でありＹ値を低減する。Ｃ，Ｎを炭窒化物として固定して粒界腐食を抑制する作用も有する。このためＴｉ，Ｎｂの１種以上を０．０１％を下限として含有させる。一方、鋼板基材の延性には有害であるため、含有量の上限を０．３０％とする。Ｔｉ，Ｎｂの適正含有量としてＣ，Ｎ合計含有量の５倍量以上かつ３０倍量以下が望ましい。

これら主要元素ほか、Ｐ，Ｓ，Ｂについては以下の理由で含有量を規定する。

Ｐ：粒界に偏析して粒界強度を低下させ液体金属脆化割れ感受性を高める元素であり、本発明において取り扱いが極めて重要な元素の１つである。また、鋼板基材の延性を劣化させる元素でもある。このため、Ｐの含有量は可及的低レベルが望ましい。許容可能な含有量の上限を０．０５０％とする。望ましいＰの上限値は０．０４０％であり、さらに望ましくは０．０３０％である。

Ｓ：Ｐと同様に、液体金属脆化割れ感受性を高める元素であり、本発明において取り扱いが極めて重要な元素の１つでる。また、鋼板基材の耐食性を劣化させる元素でもある。このため、Ｓの含有量は可及的低レベルが望ましい。許容可能な含有量の上限を０．０１０％とする。望ましいＳ含有量の上限値は０．００５０％であり、さらに望ましくは０．００３０％である。

Ｂ：低温脆化あるいは２次加工脆化に対する抵抗性を高める元素として有用である。しかしながら、多量に含有させると硼化物が析出して耐食性が劣化する。このため、含有させる場合の適正量は０．０００２〜０．００２０％の範囲とする。

さらに、前記ステンレス鋼板は（１）式の条件を満たすことに加えてフェライト単相の金属組織を有するのが望ましい。この理由は、前述のように、フェライト組織の方がＳｎの液体金属脆化に対して抵抗性を有するためである。また、オーステナイト相あるいはオーステナイトから変態したマルテンサイト相とフェライトの混合組織になると機械的特性の調整が困難となりプレス成形などの冷間加工性が劣化するためである。また、付随的理由として、オーステナイト相は塩化物環境で応力腐食割れ感受性を示す点が挙げられ、この点からもオーステナイト相は避けるのが望ましい。

さらに、前記フェライト系ステンレス鋼板の材質特性は、プレス成形性の点から、平均ｒ値が１．４以上、全伸びが３０％以上の２要件を共に満たすことが望ましい。これらのうち１要件でも満足されない鋼板は、プレス成形や拡管加工の時に割れが生じ易くなって加工度がマイルドになるよう部品形状を変更したり潤滑を工夫する等の処置が必要になるためである。

なお、前記材質特性はＪＩＳＺ２２０１に規定される１３Ｂ号試験片を用いた引張試験によって求められる。全伸びは、引張試験前後の標点間距離の変化量から求めるものとする。平均ｒ値は、（ｒ_L＋ｒ_C＋２ｒ_D）／４で定義し、ｒ_L、ｒ_C、ｒ_Dは、それぞれ、圧延方向、圧延方向と直交する方向、圧延方向に対して４５度の方向のランクフォード値である。加工硬化率は、３０％および４０％の引張歪を付与したときの応力をそれぞれ測定して２点間の勾配を算出することによって求める。

次に、前記の条件を満たすステンレス鋼板に対して施す防食めっきについて説明する。

防食めっきに用いる金属は、前記ステンレス鋼に対して電気化学的に卑であって犠牲防食効果を発現できなければならない。燃料タンクあるいは燃料パイプは、シーム溶接、プロジェクション溶接やスポット溶接あるいはロウ付けが施されるが、これらによって熱影響を受けた部位はめっきが消失する。めっき消失部位における塩害環境下での耐食性を確保するのは当該部位周辺のめっき層の犠牲防食効果に依る以外にないからである。

本発明では、燃料タンクあるいは燃料パイプの外面の塩害環境における犠牲防食機能と消耗寿命、および燃料タンクあるいは燃料パイプの内面の燃料環境における耐食性を考慮して、ＳｎおよびＳｎを主体としてＺｎを含むＳｎ−Ｚｎ合金を選定する。前記の図１から図４に示すように、これらＳｎおよびＳｎ−Ｚｎ合金は燃料タンクあるいは燃料パイプの外面および内面の腐食環境において満足すべき性能を示す。ただし、Ｓｎ−Ｚｎ合金において、Ｚｎ含有量が１０.０％を超えると、Ｚｎの溶出が顕在化し、燃料タンクあるいは燃料パイプの外面および内面における腐食問題が現れるため、Ｓｎ−Ｚｎ合金におけるＺｎ含有量は１０．０％以下に制限する。また、Ｓｎ−Ｚｎ合金におけるＺｎ含有量の下限は、めっき金属の電位が十分に低位となり且つ長期間維持される結果として良好な耐食性が得られる０．８％とし、適正範囲を０．８〜１０．０％として設定する。耐食性の点からＳｎ−Ｚｎ合金におけるＺｎ含有量の好ましい範囲は、３．０〜１０．０％であり、より望ましくは７．０〜９．０％である。

ＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金の不可避的不純物としては、被めっき材である鋼板もしくはプレめっきされた鋼板からめっき浴中に溶解されるＦｅ，Ｎｉ，Ｃｒなど、めっき地金であるＳｎやＺｎの精錬不純物であるＰｂ，Ｃｄ，Ｂｉ，Ｓｂ，Ｃｕ，Ａｌ，Ｍｇ，Ｔｉ,Ｓｉなどが挙げられるが、含有量としてはＦｅ、Ｐｂ、Ｓｉが０．１０％未満、Ｎｉ，Ｃｒ，Ｃｄ，Ｂｉ，Ｓｂ，Ｃｕ，Ａｌ，Ｍｇ，Ｔｉ，Ｓｉは０．０１％未満が通例であり、めっき金属の防食性に影響を与えるものではない。なお、ここで言う含有量とは、めっき層中の値である。

これらＳｎ系防食金属は、前記ステンレス鋼基材表面に形成されるものとし、その付着量は１０ｇ／ｍ²以上、２００ｇ／ｍ²以下とする。本発明では、無塗装の燃料タンクあるいは燃料パイプを想定しており、この場合、少なくとも防食めっき層が消失されない限り塩害耐食性が確保される。要求される防食期間は１５年で、これに相当する複合サイクル試験の期間は１８０日であり、この期間で消失され尽くさない必要最小限度の付着量として１０ｇ／ｍ²を設定する。めっき付着量が大きければ、それに応じて防食寿命は延長されるが、２００ｇ／ｍ²を超えると抵抗溶接に使用される電極の寿命が著しく短縮されて生産性が阻害される。このため、上限を２００ｇ／ｍ²に設定する。この付着量を確保する方法としては、溶融めっきが望ましい。

なお、ここで規定するめっき付着量は片面に対する付着量であり、測定対象面をシールテープでマスキングしためっき板試料を１０％ＮａＯＨ溶液に浸漬して、測定対象面の反対面のめっき層のみを溶解した後に、シールテープを剥離して重量測定し、その後再度１０％ＮａＯＨ溶液に浸漬して測定対象面のめっき層を溶解した後、再度重量測定を行い、これら重量変化から求めるものとして定義する。

前記の防食金属の溶融めっきに先立って前記ステンレス鋼基材表面にプレめっき層を設けると、防食めっき層の密着性が向上してより望ましい形態となる。プレめっき金属種としてはＮｉ，Ｃｏ，Ｃｕの単体あるいはＦｅとの合金などが適用できるが、本発明では、ＮｉもしくはＦｅ−Ｎｉを選定する。図１に示すように、Ｎｉ、Ｆｅはステンレス鋼より腐食電位が低く、かつ腐食され難い金属であるため、単に防食めっき層の密着性を向上させるだけでなく、Ｓｎが消耗された後もＮｉあるいはＦｅ−Ｎｉの露出によって防食が可能であるとの耐食性からみた利点がある。プレめっきの付着量としては、０．０１〜２．０ｇ／ｍ²程度で十分である。

前記要件を満たしたＳｎ系めっきステンレス鋼板は、プレス加工やシーム溶接、スポット溶接、プロジェクション溶接といった溶接やロウ付け、あるいは金具の取り付けなどの通常の成形、組立工程を経て燃料タンクに成形される。また、給油管は、Ｓｎ系めっき鋼板を素材として造管された電縫溶接管、ＴＩＧ溶接管あるいはレーザー溶接管を素材として拡管加工や曲げ加工などの冷間加工、プロジェクション溶接やロウ付けあるいは金具の取り付けなどの通常の成形、組立工程を経て成形される。また、燃料配管は、Ｓｎ系めっき鋼板を素材として造管された電縫溶接管、ＴＩＧ溶接管あるいはレーザー溶接管を素材として曲げ加工などの冷間加工などの通常の成形、組立工程を経て成形される。

成形された燃料タンクあるいは燃料パイプは、無塗装で車体に搭載できる。ただし、車種によっては車体に搭載した状態で燃料タンクが外部から見える場合があるため、意匠性の点から黒色塗装を施してもよい。また、燃料タンクあるいは燃料パイプの製造過程における溶接やロウ付けによってめっき層が損傷を受けるので、当該部位の耐食性をより確実なものにする目的で部分的に補修塗装を施してもよい。燃料タンクの塗装方法としては、スプレー法などの既存の方法で十分である。燃料パイプの塗装方法としては、スプレー法のほか電着塗装法も適用できる。

黒色塗装を前提とする場合には、防食めっきを施した後、化成処理皮膜を形成させて塗膜密着性を向上させるのが望ましい。化成処理方法としては、６価クロムを含まない３価クロム型のクロメート処理など公知の技術を用いることができる。付着量としては、抵抗溶接性を阻害しない２ｇ／ｍ²以下が望ましい。

また、プレス成形などの冷間加工時の加工性をより確かなものとするために、防食めっき層の上あるいは化成処理皮膜の上に有機系潤滑皮膜を形成してもよい。この場合の潤滑皮膜は、摩擦係数が０．１５以下であることが望ましい。Ｓｎ系めっき表面は摺動性に優れ、めっき板にプレス油を塗布するだけで０．１５程度の低摩擦係数が得られる。すなわち、この値より摩擦係数が大きくなる潤滑皮膜を形成させても、前記めっき板にプレス油を塗布する場合に比べて加工性が向上することはないので、摩擦係数の上限を０．１５として規定する。

潤滑皮膜の組成としては、潤滑膜の樹脂成分が温水やアルカリ水に溶解されることで、プレス加工などの冷間成形の後でかつ溶接やロウ付け施工の前の段階で、容易に除去できるものであることが望ましい。有機物である潤滑皮膜は、溶接やロウ付けによる昇熱によって分解されて熱影響部に浸炭が起こり粒界腐食感受性が高まって長期耐食性を劣化させる懸念がある。また、昇熱による皮膜の分解生成物はヒュームとなり異臭を発生させるため、溶接あるいはロウ付けの作業環境を清浄に管理する必要が生じる。このような問題を解消するには、溶接やロウ付けに先立って潤滑皮膜を除去すればよく、プレス加工後に温水やアルカリ水を用いて洗浄する程度の簡便な手段で潤滑皮膜が除去できるのが望ましい。このような可水溶性潤滑皮膜は、潤滑機能付与剤とバインダー成分から構成される。そのバインダー成分としてポリエチレングリコール系、ポリプロピレングリコール系、ポリビニルアルコール系、アクリル系、ポリエステル系、ポリウレタン系などの樹脂水分散体あるいは水溶性樹脂の中から選定し、また、潤滑機能付与剤としては、ポリオレフィン系ワックス、フッ素樹脂系ワックス、パラフィン系ワックス、ステアリン酸系ワックスの中から選定して適用すればよい。

潤滑皮膜の厚みについては、薄過ぎれば潤滑効果が不十分となるので、ある程度の厚みが必要であり、０．５μｍが必要下限膜厚として管理するのが望ましい。上限については、厚過ぎると皮膜除去に時間がかかったり使用するアルカリ液の劣化を早めるなど、皮膜除去工程に悪影響を与えるので、５μｍを上限としておくのが望ましい。

潤滑皮膜の形成手段としては、特に規定するものではないが、膜厚を均一に制御する観点からロールコートが望ましい。

次に、給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管について述べる。

給油管は、通常、パンチによる多段工程での拡管加工により成形され、各工程でパンチによる変形抵抗や摩擦力により、管軸方向には圧縮変形し、管円周方向には引張変形を受けながら拡管加工されている。このような加工において、溶接管の溶接部と母材部の強度バランスが適正でない場合、割れにいたる。すなわち、前記図７に示すように、母材と溶接部の硬度差が小さい、溶接ビード部が薄い等、母材部に対して溶接部の強度が相対的に低い場合には、溶接部で軸方向（縦方向）に割れが発生する。一方、母材と溶接部の硬度差が大きい、溶接ビード部が厚い等、母材部に対して溶接部の強度が高すぎる場合は、溶接部の管軸方向の変位が、母材部に比し小さく、拡管部管端で溶接部が突き出た形状になり、溶接部と母材部の管軸方向変位量の差により、両者の間にせん断的な変形が大きくなり、溶接部近傍の母材部から斜め方向に割れが発生する。このため、溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ（＝Ｈｖ_W−Ｈｖ_M）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比ＲＴ（＝Ｔ_W／Ｔ_M）が１．０５〜１．３の範囲に規定する。また、偏芯拡管加工を伴う場合には、偏芯部が張り出され、局部的に管軸方向および円周方向に引張変形を受けるため、前記図８に示すように、溶接管母材部の円周方向伸びの下限を１５％として規定する。

前記、拡管加工性を得るための手段としては、ロール成形やゲージ成形でオープンパイプ状に成形さされる時、できるだけ低歪で成形する方法や条件により円周方向の延性を確保することや、溶接部については、全体の成形やスクイーズロールによるアップセット量の適正化、矯正量の適正化や溶接ビード切削基準を設け、溶接部と母材部の強度バランスを適正な範囲に管理することが必要である。

なお、溶接管の硬度差ΔＨｖは、溶接部のビッカース硬さを、マイクロビッカース硬さ計、荷重５００ｇで、０．２ｍｍ間隔で測定し、母材部のビッカース硬さは、溶接部を除き、全周を４５°間隔で、荷重５００ｇで７点測定し、その平均とし、硬度差として評価した。肉厚の比は、溶接部の最も厚い部位を溶接部肉厚とし、母材部はビッカース硬さを測定した７点の平均を母材肉厚として評価した。また、溶接管母材部の円周方向伸びは、円周方向に切断、展開後、ＪＩＳ１３号Ｂに準拠した引張試験片を切り出し、両端に掴み部を溶接後、引張試験を行い、全伸びを評価した。

さらに、燃料配管について述べる。

燃料配管は、曲げ加工を施す程度で給油管に比べると加工がマイルドである。したがって、前記の給油管用溶接管は、そのまま燃料配管用にも適用可能である。

なお、前記の溶接管の造管溶接法は、特に規定する必要はなく、電縫溶接、レーザー溶接、TIG溶接、MIG溶接、高周波溶接などの公知の技術を用いることができる。

実施例に基づいて、本発明をより詳細に説明する。

（実施例１：溶接割れ感受性）
表１に示す組成のステンレス鋼を１５０ｋｇ真空溶解炉で溶製し、５０ｋｇ鋼塊に鋳造した後、熱延−熱延板焼鈍−酸洗−冷延−中間焼鈍−冷延−仕上焼鈍−仕上酸洗の工程を通して板厚０．８ｍｍの鋼板を作製した。

この鋼板よりカットサンプルを採取して、Ｎｉプレめっきを施した後、Ｓｎ系合金の溶融めっきを施した。めっき付着量は、片面３０〜４０ｇ／ｍ²とした。この溶融めっきサンプルより７０×１５０サイズの短冊試料を採取し、２枚重ねてシーム溶接を行った後、溶接部の断面を顕微鏡観察して割れの有無を評価した。

評価結果を表１に示す。比較例Ｎｏ．２１〜２７は、Ｙ値が本発明の範囲を超えているため、溶接熱影響部において液体金属脆化による割れが発生した。特にNi含有量が多くY値が高いNo.２３（ＳＵＳ３０４Ｌ）、Ｎｏ．２４（ＳＵＳ３１６Ｌ）の割れは外観目視観察で明瞭に識別できる規模の割れが認められた。また、比較例Ｎｏ．２８〜３３は、Ｙ値は本発明の範囲を満たしているが、Ｐ含有量，Ｓ含有量のいずれか一方あるいは両方が本発明の範囲を外れているため、割れが認められた。一方、本発明Ｎｏ．１〜１０では、Ｙ値が適正化されていたので、顕微鏡観察によっても割れは認められなかった。

（実施例２：プレス性）
表２に示す組成のフェライト系ステンレス鋼Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｅおよび９％Ｃｒ鋼Ｄのスラブを、熱延−−酸洗−１回目冷延−中間焼鈍−２回目冷延−仕上焼鈍−仕上酸洗の工程を通して板厚０．８ｍｍの鋼板を製造した。冷延圧下率は累積で７３〜７５％とし、中間焼鈍は８５０℃または９００℃、仕上焼鈍は８３０〜９５０℃とした。中間焼鈍と２回目冷延の有無で材質特性を変化させた。この鋼板に対して、付着量１．０ｇ／ｍ²のＮｉプレめっきを電気めっき法で施した後、表３に示す組成のＳｎ系防食めっき層を溶融めっき法で形成させた。溶融めっきに際しては、ガスワイプを変化させて付着量を変えた。この鋼板より引張試験片を採取して引張試験を行い表３に示す材質特性を把握した。

この鋼板より、φ１００ｍｍのサンプルを打ち抜いて、測定対象面をシールテープでマスキングしためっき板試料を１０％ＮａＯＨ溶液に浸漬して、測定対象面の反対面のめっき層のみを溶解した後に、シールテープを剥離して再度φ７０ｍｍに打ち抜いた試料板の重量を測定した後、１０％ＮａＯＨ溶液に浸漬して測定対象面のめっき層を溶解した後、再度重量測定を行い、これら重量変化から片面のめっき付着量を求めた。

このようにして製造しためっき鋼板をプレス試験に供した。成形したタンクの形状を図９に示す。アッパー、ロアーの両シェルには、タンクの剛性を高める凹み、タンク吊り下げバンドを架ける部位への凹み、車体に接する部位における突起などが随所に形成させた。成形高さは両シェルともに約１５０ｍｍとした。アッパー側の方がロアー側より形状が複雑で加工条件が厳しい。殆どの試験は、Ｓｎ系めっきままの鋼板に対してプレス油を塗布した状態でプレスしたが、一部の試験では可水溶型潤滑皮膜を形成させた後に供試した。潤滑皮膜の形成方法は以下の通りである。

攪拌機、ジムロート冷却器、窒素導入管、シリカゲル乾燥管、温度計を備えた４つ口フラスコに、３−イソシアネートメチル−３，５，５−トリメチルシクロヘキシルイソシアネート８７．１１ｇ、１，３−ビス（１−イソシアネート−１−メチルエチル）ベンゼン３１．８８ｇ、ジメチロールプロピオン酸４１．６６ｇ、トリエチレングリコール４．６７ｇ、アジピン酸、ネオペンチルグリコール、１，６−ヘキサンジオールからなる分子量２０００のポリエステルポリオール６２．１７ｇ、溶剤としてアセトニトリル１２２．５０ｇを加え、窒素雰囲気下で７０℃に昇温し４時間攪拌してポリウレタンプレポリマーのアセトニトリル溶液を得た。このポリウレタンプレポリマー液３４６．７１ｇを、水酸化ナトリウム１２．３２ｇを６３９．１２ｇの水に溶解した水溶液にホモデイスパーを用いて分散、エマルション化し、これに２−[（２−アミノエチル）アミノ]エタノール１２．３２ｇを水１１０．８８ｇで希釈した溶液を添加して鎖伸長反応させ、さらに５０℃、１５０ｍｍＨｇの減圧下でポリウレタンプレポリマー合成時に使用したアセトニトリルを留去することによって、溶剤を実質的に含まない、酸値６９、固形分濃度２５％、粘度３０ｍＰａ・ｓのポリウレタン水性組成物を得た。このポリウレタン水性組成物に、軟化点１１０℃平均粒径２．５μｍの低密度ポリエチレンワックス、平均粒径３．５μｍのポリテトラフルオロエチレンワックス、融点１０５℃平均粒径３．５μmの合成パラフィンワックス、平均粒径５．０μｍのステアリン酸カルシウムワックス、１次平均粒径２０ｎｍ加熱残分２０％のコロイダルシリカの中から１種または２種を配合して塗料とした。ポリウレタン水性組成物に対するワックス成分の配合比率を変化させて、形成される潤滑皮膜の摩擦係数を変化させることにした。この塗料を、前記Ｓｎ系防食めっき鋼板にロールコート法で塗装して板温８０℃で焼付けて可溶型潤滑皮膜を形成させた。膜厚は１．０μｍとした。なお、一部の供試材については、前記めっき鋼板にクロメート処理を施した。付着量は２０ｍｇ／ｍ²とした。

このプレス成形試験後のアッパー、ロアーの両プレス品で、基材割れおよびめっき剥離の有無を評価した。

試験結果を表３に示す。比較例Ｎｏ．２０２〜２０５は、ｒ値もしくは全伸びの少なくともいずれかが本発明の範囲を外れているため、プレスによって割れやめっき剥離が生じる。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１１６では、ｒ値、全伸びはもとより、潤滑皮膜の摩擦係数も適正であるため、割れを起こさずにプレス成形できる。

（実施例３：スポット溶接電極寿命）
実施例２において製造されたＳｎ系防食めっき鋼板を素材として、スポット溶接を連続的に行い、電極が溶損して溶接できなくなるまでの連続打点数を求めた。防食めっきを施さない場合の寿命の１／２以下まで低下する場合を不合格として評価した。

供試材の明細と試験結果を表３に示す。比較例Ｎｏ．２０１は、防食めっき付着量が本発明の範囲を超えて多過ぎるため、電極と防食めっきの接触面積が増大して電極消耗寿命が短くなる。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１１６および比較例Ｎｏ．２０２〜２０５は、めっき付着量が適正であるため著しい電極損耗は回避される。

（実施例４：溶接部および溶接隙間構造部の塩害耐食性）
実施例２において製造されたＳｎ系防食めっき鋼板を素材として、７０×１５０サイズの短冊サンプルを採取し、これを２枚重ねてシーム溶接を施して塩害腐食試験に供した。腐食試験の内容としては、５％ＮａＣｌ溶液噴霧、３５℃×２Ｈｒ→強制乾燥（相対湿度２０％）６０℃×４Ｈｒ→湿潤（相対湿度９０％）５０℃×２Ｈｒの複合サイクル試験を５４０サイクルにわたって繰り返し、その後シーム溶接熱影響部について除錆処理を施して腐食深さを測定し、シーム溶接隙間構造部を解体、除錆して隙間内部における腐食深さを測定した。腐食深さは顕微鏡焦点深度法で求めた。また、溶接部位断面における腐食形態を顕微鏡で観察して粒界腐食の有無を評価した。

なお、一部の供試材については、前記めっき鋼板にクロメート処理を施した。付着量は２０ｍｇ／ｍ²とした。また、一部の供試材については、シーム溶接を施した後のサンプルに黒色塗料をスプレー塗装した。塗料としてアイシン化成製エマルタ５６００を用い、膜厚を２５μｍとした。

供試材の明細および試験結果を表４に示す。比較例No.２０５は、Ｔｉ含有量が本発明の要件を満たしていないため、溶接部で粒界腐食形態が認められ、局部腐食腐食に対する抵抗性も不十分であった。また、比較例Ｎｏ．３０４は、Ｃｒ含有量が本発明の範囲を外れているため、十分な耐食性が得られていない。比較例Ｎｏ．３０１，３０２，３０３は、鋼成分は本発明の要件を満たしているが、防食めっきの付着量が本発明の範囲を外れているため満足すべき耐食性が得られていない。比較例Ｎｏ．３０５は防食めっきの組成が付着量が本発明の範囲を外れているため満足すべき耐食性が得られていない。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１１６は、鋼成分、めっき付着量ともに本発明の要件を満たしており、クロメート処理および黒色塗装の有無にかかわらず、満足すべき耐食性が得られている。

（実施例５：内面耐食性）
実施例２において製造されたＳｎ系防食めっき鋼板を素材として、１７０×１７０サイズのサンプルを採取し、エリクセン試験機で内径７５ｍｍ、高さ４５ｍｍのカップに成形し、この内部に腐食液を充填して１０００Ｈｒにわたって５０℃に保持する内面腐食試験を行った。腐食液としては、劣化ガソリン環境を模擬した０．０１％ギ酸と０．０１％酢酸および０．０１％ＮａＣｌを含有する５０℃の水溶液、およびアルコール燃料環境を模擬した３％水を含有する６０℃のエタノール溶液とした。試験終了後、腐食液を回収し、液中金属量を化学分析によって定量し、この分析値を腐食速度に換算した。耐食性は、ターンメタル（Ｐｂ−Ｚｎ合金）単体の腐食速度に対する比として評価し、ターンメタルの１倍以上の腐食速度となる場合を不合格と評価した。なお、一部の供試材にはクロメート処理を施した。付着量は２０ｍｇ／ｍ²とした。

試験結果を表５に示す。比較例No.３０６〜３１０では、防食めっき組成が本発明の範囲を外れてＺｎ含有量が多いためにＺｎ溶出量が多く、内面耐食性が不十分である。また、比較例Ｎｏ．３１１は素材のＣｒ量が９％であるためＳｎよりも電位が卑となってＳｎめっきによる犠牲防食効果が得られず、地鉄溶出が引き起こされ致命的である。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１１６は、鋼成分、めっき組成、付着量ともに本発明の要件を満たしており、クロメート処理および黒色塗装の有無にかかわらず、満足すべき耐食性が得られている。

（実施例６：拡管加工性）
実施例２において製造したＳｎ系防食めっき鋼板の一部を素材としてφ２５．４ｍｍの電縫溶接管を製造し、動粘度100mm²/s（40℃）程度の潤滑油を用い、テーパー角度２０°のパンチで、外径が３０φ、３８φ、４５φ、５１φの同軸拡管とオフセット量６ｍｍの偏芯拡管５１φの５工程で多段拡管加工を施し、加工部における母材、溶接部周囲の割れ有無およびめっき剥離有無を評価した。

試験結果を表６に示す。比較例Ｎｏ．２０２〜２１２は、素材鋼板のｒ値もしくは全伸びあるいは溶接管の円周方向伸びや溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比の少なくともいずれかが本発明の範囲を外れているため、拡管加工によって割れやめっき剥離が生じる。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１０５、１１１〜１１６では、素材鋼板のｒ値、全伸び、溶接管の円周方向伸びや溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比、が共に適正であるため、割れを起こさずに加工できる。また、変形が局部に集中することないため、めっき剥離も生じない。

（実施例７：ロウ付けによる割れ感受性）
実施例１において作製した一部の溶融めっき鋼板より、７０×１５０サイズの短冊サンプルを採取し、これの中央部に幅３〜８mm、長さ１００mmにわたって銀ロウをなめ付けした後、ロウ付け部の断面を顕微鏡観察して割れの有無を評価した。ロウ材としては、ＪＩＳ Ｚ３２６１ ＢＡｇ４に相当するＡｇ：４０．４％の銀ロウを用いた。

試験結果を表７に示す。比較例Ｎｏ．２３，２４，２７は、Ｙ値が本発明の範囲を超えているため、熱影響部において液体金属脆化による割れが発生した。また、比較例Ｎｏ．３０〜３２は、Ｙ値は本発明の範囲を満たしているが、Ｐ含有量，Ｓ含有量のいずれか一方あるいは両方が本発明の範囲を外れているため、割れが認められた。一方、本発明Ｎｏ．１〜１０では、Ｙ値が適正化されていたので、割れは認められなかった。

（実施例８：ロウ付け部、隙間部の塩害耐食性）
実施例２において製造したＳｎ系防食めっき鋼板から製造されたφ２５．４ｍｍの電縫溶接管を素材として、図１０に示す形状の燃料パイプを試作した。この燃料パイプのロウ付け部とステー接触隙間部についてカットサンプルを作製して塩害腐食試験に供した。腐食試験の内容としては、５％ＮａＣｌ溶液噴霧、３５℃×２Ｈｒ→強制乾燥（相対湿度２０％）６０℃×４Ｈｒ→湿潤（相対湿度９０％）５０℃×２Ｈｒの複合サイクル試験を５４０サイクルにわたって繰り返した後、除錆処理を施してロウ付け部およびステー金具接触隙間内部の腐食深さを顕微鏡焦点深度法で求めた。

なお、前記めっき鋼板にはクロメート処理を施した。付着量は２０ｍｇ／ｍ²とした。また、一部のカットサンプルについては、カチオン電着塗装を施した。塗料として日本ペイント製ＰＮ−１１０を用い、膜厚を２５μｍとした。

供試材の明細および試験結果を表８に示す。比較例No.２０５は、Ｔｉ含有量が本発明の要件を満たしていないため、ロウ付け熱影響部の耐食性が不十分であった。また、比較例Ｎｏ．３０４は、Ｃｒ含有量が本発明の範囲を外れているため、十分な耐食性が得られていない。比較例Ｎｏ．３０１，３０２，３０３は、鋼成分は本発明の要件を満たしているが、防食めっきの付着量が本発明の範囲を外れているため満足すべき耐食性が得られていない。比較例Ｎｏ．３０５は防食めっきの組成が付着量が本発明の範囲を外れているため満足すべき耐食性が得られていない。一方、本発明Ｎｏ．１０１〜１１６は、鋼成分、めっき付着量ともに本発明の要件を満たしており、カチオン電着塗装の有無にかかわらず、満足すべき耐食性が得られている。

塩害環境を模擬した５０℃のＮａＣｌ飽和水溶液中における各種金属材料の腐食電位を測定した結果を示すものである。 塩害環境を模擬した５０℃のＮａＣｌ飽和水溶液中における各種金属材料とステンレス鋼の間に流れるガルバニックカップル電流を腐食速度に換算した結果を示すものである。 複合サイクル腐食試験によってＳｎあるいはＳｎ−Ｚｎ合金めっき試験片の腐食量を求めた結果であり、めっき金属中のＺｎ含有量による耐食性への影響を示すものである。 （ａ）は、燃料タンクあるいは燃料パイプの内面の劣化ガソリン環境における各種金属材料の腐食速度を求めた結果を示す図、（ｂ）はエタノール環境における各種金属材料の腐食速度を求めた結果を示す図である。 Ｓｎ系めっきを施したステンレス鋼板にシーム溶接を施した後、溶接熱影響部における液体金属脆化割れの有無を評価した結果を示すものであり、鋼板の主要合金元素含有量から算出されるＹ値の影響を示したものである。 Ｓｎ系めっきを施したステンレス鋼板にシーム溶接を施した後、溶接熱影響部における液体金属脆化割れの有無を評価した結果を示すものであり、鋼板のＰ，Ｓ含有量による影響を示したものである。 溶接管の拡管加工状況と溶接部のビッカース硬さＨＶ_Wと母材部のビッカース硬さＨＶ_Mとの 硬度差ΔＨＶ（＝ＨＶ_W−ＨＶ_M）、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比ＲＴ（＝Ｔ_W／ Ｔ_M）の関係を示したものである。 溶接管の円周方向伸びと偏芯拡管加工での括れ、割れ発生の関係を示したものである。 プレス成形試験に用いたタンクの形状を示したものであり、アッパーシェルおよびロアーシェルを別々にプレスした後、両者のフランジ部分を合わせて破線部分にシーム溶接を施した状況を示したものである。実際のタンクは、この後、ポンプリテーナー、バルブリテーナー、燃料入口パイプなどの部品が溶接やロウ付けで接合されて仕上げられるが、図９は、この最終形状の一歩手前の状況を示したものである。 塩害耐食性試験に用いた給油管の形状を示した図である。ロウ付け部分及びステー金具接触部分からカットサンプルを採取して腐食試験に供した。

Claims (14)

1. 質量％で、Ｃ：≦０．０３０％、Ｓｉ：≦２．００％、Ｍｎ：≦２．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０３０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えてＮｉ：０．１０〜４．００％、Ｃｕ：０．１０〜２．００％、Ｍｏ：０．１０〜２．００％、Ｖ：０．１０〜１．００％の１種または２種以上とＴｉ：０．０１〜０．３０％、Ｎｂ：０．０１〜０．３０％の１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
2. 質量％で、Ｃ：≦０．０３０％、Ｓｉ：≦２．００％、Ｍｎ：≦２．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０３０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えてＮｉ：０．１０〜４．００％、Ｃｕ：０．１０〜２．００％、Ｍｏ：０．１０〜２．００％、Ｖ：０．１０〜１．００％の１種または２種以上とＴｉ：０．０１〜０．３０％、Ｎｂ：０．０１〜０．３０％の１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
3. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦１．００％、Ｍｎ：≦１．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０２００％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からななり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
4. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦１．００％、Ｍｎ：≦１．００％、Ｐ≦０．０５０％、Ｓ：≦０．０１００％、Ｎ：≦０．０２００％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなる防食めっき層を、溶融めっき法によって付着量１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下で形成させたことを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
5. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
6. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であるステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
7. 請求項１，３，５のいずれかに記載のステンレス鋼板基材に、さらに、質量％で、Ｂ：０．０００２〜０．００２０％含有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
8. 請求項２，４，６のいずれかに記載のステンレス鋼板基材に、さらに、質量％で、Ｂ：０．０００２〜０．００２０％含有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
9. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であり、フェライト単相の金属組織を有し、平均ｒ値が１．４以上、全伸びが３０％以上を有するステンレス鋼板基材の表面に、Ｓｎおよび不可避的不純物からなり、付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
   （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
10. 質量％で、Ｃ：≦０．０１００％、Ｓｉ：≦０．６０％、Ｍｎ：≦０．６０％、Ｐ≦０．０４０％、Ｓ：≦０．００５０％、Ｎ：≦０．０１５０％、Ａｌ：０．０１０〜０．１００％、Ｃｒ：１０．００〜２５．００％を含有し、加えて（Ｔｉ＋Ｎｂ）／（Ｃ＋Ｎ）：５．０〜３０．０を満たすＴｉ，Ｎｂの１種または２種を含有し、残部が不可避的不純物とＦｅより成り、（１）式で定義されるＹ値が−１０．４以下であり、フェライト単相の金属組織を有し、平均ｒ値が１．４以上、全伸びが３０％以上を有するステンレス鋼板基材の表面に、Ｚｎ：０．８〜１０．０％と残部がＳｎおよび不可避的不純物からなり付着量が１０ｇ／ｍ²以上２００ｇ／ｍ²以下である防食めっき層を有することを特徴とする塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
    （１）式： Ｙ＝３．０［Ｎｉ］＋３０［Ｃ］＋３０［Ｎ］＋０．５［Ｍｎ］＋０．３［Ｃｕ］−１．１［Ｃｒ］−２．６［Ｓｉ］−１．１［Ｍｏ］−０．６（［Ｎｂ］＋［Ｔｉ］）−０．３（［Ａｌ］＋［Ｖ］）
11. 防食めっき層の上に化成処理皮膜を形成させた請求項１から１０のいずれかに記載の塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
12. 防食めっき層あるいは化成処理皮膜の上に摩擦係数が０．１５以下となる可水溶性潤滑皮膜を形成させたことを特徴とする請求項１から１１のいずれかに記載の塩害環境での耐食性および溶接部信頼性に優れた自動車燃料タンク用および自動車燃料パイプ用表面処理ステンレス鋼板。
13. 請求項９、１０のいずれかに記載の表面処理ステンレス鋼板を素材とする溶接管であって、溶接部のビッカース硬さＨｖ_Wと母材部のビッカース硬さＨｖ_Mとの硬度差ΔＨｖ（＝Ｈｖ_W−Ｈｖ_M）が１０〜４０の範囲で、溶接部のビード厚さＴ_Wと母材部の肉厚Ｔ_Mとの比ＲＴ（＝Ｔ_W／Ｔ_M）が１．０５〜１．３であることを特徴とする拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管。
14. 成形、溶接、矯正後の溶接管母材部の円周方向伸びが１５％以上であることを特徴とする請求項１３に記載の拡管加工性に優れた自動車給油管用表面処理ステンレス鋼溶接管。

Images