(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
金属の表面に付着している水膜の厚さをＬ（ｍ）、前記水膜を拡散する酸素の拡散係数をＤ（ｍ２／ｓ）、前記表面に到達する単位時間且つ単位面積当たりの酸素量をＮＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）、前記水膜の酸素飽和濃度をＣＯ２０（ｍｏｌ／ｍ３）、前記水膜中の塩濃度をｃ（ｍｏｌ／Ｌ）、温度をＴ（℃）、前記水膜への酸素溶解速度をＲＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）、前記金属がイオン化する時の価数をｎ、前記金属のモル質量をｗ（ｇ／ｍｏｌ）、係数をα、β、γとするとき、
前記ＲＯ２を下記式１から算出する、ＲＯ２算出工程と、
前記Ｌ及び前記ＲＯ２算出工程で算出された前記ＲＯ２が下記式２を満たす場合には下記式３から前記ＮＯ２を算出し、前記Ｌ及び前記ＲＯ２算出工程で算出された前記ＲＯ２が下記式２を満たさない場合には下記式４から前記ＮＯ２を算出する、ＮＯ２算出工程と、
前記ＮＯ２算出工程で算出された前記ＮＯ２を下記式５へと代入して、前記金属の腐食速度Ｒｃｏｒ（ｇ／ｍ２／ｓ）を算出する、Ｒｃｏｒ算出工程と、
を有することを特徴とする、金属の腐食速度予測方法。
ＲＯ２＝α×１０−βｃｅｘｐ（−γＴ）                            …（式１）
ＲＯ２＞Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式２）
ＮＯ２＝Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式３）
ＮＯ２＝ＲＯ２                                                    …（式４）
Ｒｃｏｒ＝４×ＮＯ２×ｗ／ｎ                                      …（式５）
【請求項２】
前記塩がＮａＣｌであり、且つ、α＝１．７７×１０−５、β＝０．０５、及び、γ＝０．０１３３５であることを特徴とする、請求項１に記載の金属の腐食速度予測方法。
【請求項３】
入力手段と、前記入力手段を介して入力された情報を用いて金属の腐食寿命を演算する演算手段と、前記演算手段によって演算された結果を出力する出力手段とを備え、
前記入力手段を介して入力される前記情報に、前記金属の厚さＬ１（ｍ）、前記金属の表面に付着している水膜の厚さＬ２（ｍ）、前記水膜を拡散する酸素の拡散係数Ｄ（ｍ２／ｓ）、前記水膜の酸素飽和濃度ＣＯ２０（ｍｏｌ／ｍ３）、前記水膜中の塩濃度ｃ（ｍｏｌ／Ｌ）、温度Ｔ（℃）、前記金属がイオン化する時の価数ｎ、前記金属のモル質量ｗ（ｇ／ｍｏｌ）、係数α、係数β、及び、係数γが含まれ、
前記演算手段は、下記式１から前記水膜への酸素溶解速度ＲＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）を算出し、前記Ｌ２及び算出された前記ＲＯ２が下記式２を満たす場合には、下記式３から前記金属の表面に到達する単位時間且つ単位面積当たりの酸素量ＮＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）を算出し、前記Ｌ２及び算出された前記ＲＯ２が下記式２を満たさない場合には、下記式４から前記ＮＯ２を算出し、算出された前記ＮＯ２を下記式５へと代入することにより前記金属の腐食速度Ｒｃｏｒ（ｇ／ｍ２／ｓ）を算出し、
算出された前記Ｒｃｏｒと前記Ｌ１とを用いて前記演算手段で算出された腐食寿命が、前記出力手段に出力されることを特徴とする、金属の腐食寿命予測システム。
ＲＯ２＝α×１０−βｃｅｘｐ（−γＴ）                            …（式１）
ＲＯ２＞Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ２                                        …（式２）
ＮＯ２＝Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ２                                        …（式３）
ＮＯ２＝ＲＯ２                                                    …（式４）
Ｒｃｏｒ＝４×ＮＯ２×ｗ／ｎ                                      …（式５）
【請求項４】
前記塩がＮａＣｌであり、且つ、α＝１．７７×１０−５、β＝０．０５、及び、γ＝０．０１３３５であることを特徴とする、請求項３に記載の金属の腐食寿命予測システム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、金属の腐食速度予測方法、及び、金属の腐食寿命予測システムに関する。
【背景技術】
【０００２】
亜鉛及び亜鉛合金系めっき鋼板は、耐食性に優れており、自動車や建材に広く用いられている。しかし、鋼板の切断端面では、露出した下地鉄とめっき部との腐食電位差によりガルバニック腐食が生じ、貴な電位となる鉄部の腐食は抑制されるが、卑な亜鉛めっきの腐食が速く進行するという問題がある。この端面腐食問題に関して、腐食メカニズムや寿命予測に関する研究が行われてきているが、未だ不明な点が多い。
【０００３】
腐食速度は、端面に付着する液膜の厚さや塩濃度に大きく依存するが、定量的には把握されていない。非特許文献１には、液膜の厚さが薄くなるほど酸素拡散電流が大きくなるため、液膜の厚さが１μｍ程度以上であれば、液膜が薄くなるにつれて腐食速度は増加する一方、さらに液膜が薄くなると、液膜は電気化学反応の溶媒として十分に機能しなくなるため、腐食速度が低下することが報告されている。また、非特許文献２には、液膜の厚みが１０μｍ程度から、酸素拡散速度よりも液膜への酸素溶解速度が、腐食速度の律速になることが報告されている。
【０００４】
大気腐食は、液膜の厚みが１０μｍ程度以下である環境（薄液膜下）で腐食が進行しており、金属表面に到達する酸素量が腐食速度を大きく左右する。端面腐食の腐食メカニズムの解明や寿命予測を行うためには、薄液膜下でのガルバニック腐食を把握する必要がある。
【０００５】
腐食寿命予測に関する技術として、例えば特許文献１には、絶縁材を介して接合された２種の金属片を外部接触させたときに流れる電流及びその経時的な推移を計測する工程と、該工程において計測された電流の経時的な推移に基づいて、２種の金属片の内、卑な金属の腐食の進行を予測する工程とを有することを特徴とする異種金属接触腐食による金属材の腐食量予測方法が開示されている。また、特許文献２には、鋼材の腐食量予測式Ｙ＝ＡＸＢ（Ｙ：腐食量、Ｘ：年数、Ａ、Ｂ：材料と環境に依存する係数、べき数）を用いて鋼材の寿命を予測する方法において、係数Ａを、鋼種に応じて予め設定された係数（α、β、γ）と、鋼材を用いる構造物の設置環境に依存した環境データ（Ｔ：温度（℃）、ＰＷ：濡れ確率またはＴＯＷ：年間濡れ時間（ｈ）、Ｓａ：飛来塩分量（ｍｄｄ））とに基づいて求め、べき数係数Ｂを係数Ａの関数として求めることを特徴とする鋼材の寿命予測方法が開示されている。また、特許文献３には、電子計算機を用いて、耐候性鋼を使用する予定の使用予定位置における年間ぬれ時間、年平均風速、年平均気温、飛来塩分量及び硫黄酸化物量を含む外因性の腐食情報並びに耐候性鋼の成分に関する内因性の腐食情報を用いて耐候性鋼の予測腐食量を計算する工程を有する耐候性鋼の腐食量予測方法が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特許第４１５１３８５号公報
【特許文献２】特開２００６−２０８３４６号公報
【特許文献３】特許第３９０９０５７号公報
【非特許文献】
【０００７】
【非特許文献１】Ｎ．Ｄ．トマショフ（N.D.Tomashov）、「コロージョン（Corrosion）」、（米国）、エヌエーシーイー  インターナショナル（NACE International）、１９６４年、第２０巻、ｐ．７
【非特許文献２】山崎  隆生、外２名、「電解液薄膜下における酸素還元−酸素の溶解と拡散速度の測定−」、材料と環境、社団法人腐食防食協会、２００１年、第５０巻、第１号、ｐ．３０−３３
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
特許文献１に開示されている技術では、絶縁材を介して接合された２種の金属片を複数の実環境に配置して、電流の経時的な推移を計測する必要があるため、腐食の進行を予測するためには、長時間を要するという問題があった。また、特許文献２に開示されている技術においても、温度Ｔや相対湿度Ｈ等のデータをデータベースから入手できない場合には、鋼材の寿命を予測したい地点において必要なデータを実測により求める等の工程を経る必要があるほか、係数α、β、γを求めるには少なくとも数か月間程度を要する試験を行う必要があるため、実際に鋼材の寿命を予測するまでに長時間を要するという問題があった。また、特許文献３に開示されている技術は、耐候性鋼の腐食量を予測する方法、及び、当該方法を用いた技術であるため、自動車用鋼板等に代表される他の鋼板の腐食寿命予測には、使用し難いという問題があった。また、特許文献２及び特許文献３に開示されている予測技術では、予測精度が実験データの測定場所や実験データ数に大きく依存している。そのため、実験条件と大きく環境が異なる場合には、予測精度が低下しやすいという問題もあった。
【０００９】
そこで、本発明は、従来よりも短時間で金属の腐食速度を予測することが可能な金属の腐食速度予測方法、及び、従来よりも短時間で金属の腐食寿命を予測することが可能な金属の腐食寿命予測システムを提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
大気中の腐食速度は、金属面上に到達する酸素量により決定される。金属面上に到達した酸素は、下記式Ａに示す還元反応を生じ、酸素分子１個あたり、４個の電子を必要とする。
Ｏ２ ＋ ２Ｈ２Ｏ ＋ ４ｅ− → ４ＯＨ−  …（式Ａ）
上記式Ａで表される化学反応の電子を供給するため、金属が電子を放出し、イオン化するために腐食は進行する。例えば、金属が鉄や亜鉛の場合は、下記式Ｂや下記式Ｃで表される反応が進行して、腐食が進行する。
Ｆｅ → Ｆｅ２＋ ＋ ２ｅ−              …（式Ｂ）
Ｚｎ → Ｚｎ２＋ ＋ ２ｅ−              …（式Ｃ）
【００１１】
このように、金属面上に到達する酸素量を把握することができれば、腐食が進行速度（腐食速度）を予測することが可能になり、金属の腐食寿命を予測することが可能になる。しかしながら、この金属面上に到達する酸素量は、金属面上に付着している水分量、塩の量、及び、温度等の影響により変化する。そのため、あらゆる環境で金属の腐食速度を予測すること、及び、金属の腐食寿命を予測することは困難であった。
【００１２】
本発明者らは、鋭意研究の結果、金属面上に付着している水分量、塩の量、及び、温度をパラメータとして含む、金属面上に到達する酸素量の式を特定した。この式を用いて算出したガルバニック電流と実験結果とを比較した結果、算出したガルバニック電流は実験結果と良く一致した。したがって、今回特定した式を用いれば、実験条件と異なる環境下や実験データが存在しない環境下においても、金属面上に到達する酸素量を特定することができ、この酸素量を腐食速度に変換することによって、表面に酸素が到達するすべての金属の腐食速度を高精度に予測することが可能になり、表面に酸素が到達するすべての金属の腐食寿命を高精度に予測することが可能になると考えられる。
【００１３】
本発明は、このような知見に基づいて完成された発明である。以下、本発明について説明する。なお、本発明の理解を容易にするため、添付図面の参照符号を括弧書きにて付記するが、それにより本発明が図示の形態に限定されるものではない。
【００１４】
本発明の第１の態様は、金属の表面に付着している水膜の厚さをＬ（ｍ）、水膜を拡散する酸素の拡散係数をＤ（ｍ２／ｓ）、上記表面に到達する単位時間且つ単位面積当たりの酸素量をＮＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）、水膜の酸素飽和濃度をＣＯ２０（ｍｏｌ／ｍ３）、水膜中の塩濃度をｃ（ｍｏｌ／Ｌ）、温度をＴ（℃）、水膜への酸素溶解速度をＲＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）、金属がイオン化する時の価数をｎ、金属のモル質量をｗ（ｇ／ｍｏｌ）、係数をα、β、γとするとき、ＲＯ２を下記式１から算出するＲＯ２算出工程（Ｓ１）と、Ｌ及びＲＯ２算出工程で算出されたＲＯ２が下記式２を満たす場合には下記式３からＮＯ２を算出し、Ｌ及びＲＯ２算出工程で算出されたＲＯ２が下記式２を満たさない場合には下記式４からＮＯ２を算出するＮＯ２算出工程（Ｓ３、Ｓ４）と、該ＮＯ２算出工程で算出されたＮＯ２を下記式５へと代入して、金属の腐食速度Ｒｃｏｒ（ｇ／ｍ２／ｓ）を算出するＲｃｏｒ算出工程（Ｓ５）と、を有することを特徴とする、金属の腐食速度予測方法である。
ＲＯ２＝α×１０−βｃｅｘｐ（−γＴ）                            …（式１）
ＲＯ２＞Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式２）
ＮＯ２＝Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式３）
ＮＯ２＝ＲＯ２                                                    …（式４）
Ｒｃｏｒ＝４×ＮＯ２×ｗ／ｎ                                      …（式５）
【００１５】
ここに、本発明において、係数αは、ＲＯ２の温度依存性、及び、ＲＯ２に及ぼす金属の表面状態（より具体的には、被膜の種類及び有無や、金属の表面に占める被膜の面積の割合）の影響に関連する係数であり、係数βは、ＲＯ２の塩濃度依存性に関連する係数であり、係数γは、ＲＯ２の温度依存性に関連する係数である。
【００１６】
上記本発明の第１の態様において、塩がＮａＣｌである場合には、α＝１．７７×１０−５、β＝０．０５、及び、γ＝０．０１３３５であることが好ましい。
【００１７】
本発明の第２の態様は、入力手段（１１）と、該入力手段を介して入力された情報を用いて金属の腐食寿命を演算する演算手段（１２）と、該演算手段によって演算された結果を出力する出力手段（１３）とを備え、入力手段を介して入力される情報に、金属の厚さＬ１（ｍ）、金属の表面に付着している水膜の厚さＬ２（ｍ）、水膜を拡散する酸素の拡散係数Ｄ（ｍ２／ｓ）、水膜の酸素飽和濃度ＣＯ２０（ｍｏｌ／ｍ３）、水膜中の塩濃度ｃ（ｍｏｌ／Ｌ）、温度Ｔ（℃）、金属がイオン化する時の価数ｎ、金属のモル質量ｗ（ｇ／ｍｏｌ）、係数α、係数β、及び、係数γが含まれ、演算手段は、下記式１から水膜への酸素溶解速度ＲＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）を算出し、Ｌ２及び算出されたＲＯ２が下記式２を満たす場合には、下記式３から金属の表面に到達する単位時間且つ単位面積当たりの酸素量ＮＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）を算出し、Ｌ２及び算出されたＲＯ２が下記式２を満たさない場合には、下記式４からＮＯ２を算出し、算出されたＮＯ２を下記式５へと代入することにより金属の腐食速度Ｒｃｏｒ（ｇ／ｍ２／ｓ）を算出し、算出されたＲｃｏｒとＬ１とを用いて演算手段で算出された腐食寿命が、出力手段に出力されることを特徴とする、金属の腐食寿命予測システム（１０）である。
ＲＯ２＝α×１０−βｃｅｘｐ（−γＴ）                            …（式１）
ＲＯ２＞Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式２）
ＮＯ２＝Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ                                          …（式３）
ＮＯ２＝ＲＯ２                                                    …（式４）
Ｒｃｏｒ＝４×ＮＯ２×ｗ／ｎ                                      …（式５）
【００１８】
上記本発明の第２の態様において、塩がＮａＣｌである場合には、α＝１．７７×１０−５、β＝０．０５、及び、γ＝０．０１３３５であることが好ましい。
【発明の効果】
【００１９】
本発明では、式１によって算出された水膜への酸素溶解速度ＲＯ２を用いて金属の腐食速度及び金属の腐食寿命を予測する。酸素溶解速度を高精度に予測することが可能な式１を用いることにより、実験条件と異なる環境下や実験データが存在しない環境下においても、塩水噴霧試験等に代表される試験を行うことなく、表面に酸素が到達するすべての金属の腐食速度を高精度に予測することが可能になり、表面に酸素が到達するすべての金属の腐食寿命を高精度に予測することが可能になる。したがって、本発明によれば、従来よりも短時間で金属の腐食速度を予測することが可能な金属の腐食速度予測方法、及び、従来よりも短時間で金属の腐食寿命を予測することが可能な金属の腐食寿命予測システムを提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】鉄及び亜鉛の腐食電位とＮａＣｌ活量との関係を示す図である。
【図２】酸素溶解速度とＮａＣｌ濃度との関係を示す図である。
【図３】ガルバニック電極を説明する図である。
【図４】ＳＳＴとＣＣＴにおけるガルバニック電流の測定結果を示す図である。
【図５】ＣＣＴの３サイクル目から１５サイクル目までの測定値を平均化したガルバニック電流を示す図である。
【図６】モル伝導率の塩濃度依存性を示す図である。
【図７】モル伝導率の温度依存性を示す図である。
【図８】金属の腐食速度予測方法を説明するフローチャートである。
【図９】金属の腐食寿命予測システムを説明するブロック図である。
【図１０】ＳＳＴを模擬した数値解析結果を示す図である。
【図１１】ＳＳＴを模擬した数値解析結果を示す図である。
【図１２】ＳＳＴを模擬した数値解析結果を示す図である。
【図１３】ＣＣＴを模擬した数値解析結果を示す図である。
【図１４】ＣＣＴの湿潤時におけるガルバニック電流及び液膜厚みの変化を示す図である。
【図１５】ＣＣＴの乾燥時におけるガルバニック電流及び液膜厚みの変化を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
本発明の理解を容易にするため、上記式１の算出根拠について詳述し、その後、本発明の実施形態について説明する。
【００２２】
上記式Ｂや上記式Ｃで表される反応が生じるアノードの電流密度ｉａは、下記式Ｄ（ターフェルの式）で表すことができる。
【００２３】
【数１】
0005327178.tif 000002
ここで、ｉｃｏｒｒは腐食電流密度、φｃｏｒｒは腐食電位、ａはターフェル定数、ｎは価数、Ｆはファラデー定数である。
【００２４】
ターフェル定数は、５％のＮａＣｌ水溶液中の分極測定から、αＦｅ＝０．３８、αＺｎ＝１．２とした。腐食電位φｃｏｒｒは、図１に示すようにＮａＣｌ濃度により変化する。これは、低ＮａＣｌ濃度の場合には金属表面に不動態膜が形成されやすいために、アノード活性な表面積が減少することが原因と考えられる。電位のシフト量はＮａＣｌ活量に依存するとしてモデル化した。腐食電位の実測値から、下記近似式Ｅ及び近似式Ｆを作成した。
【００２５】
【数２】
0005327178.tif 000003
【００２６】
【数３】
0005327178.tif 000004
ここで、γ±は重量モル濃度ｍＮａＣｌ（ｍｏｌ／ｋｇ）の平均活量係数であり、下記式Ｇから求めた。下記式Ｇのλは電解質による定数であり、ＮａＣｌの場合、λ＝０．１３０である。
【００２７】
【数４】
0005327178.tif 000005
【００２８】
カソードにおける反応は、水素還元反応が無視できる−１．２Ｖ／Ａｇ−ＡｇＣｌ以上の電位なら、上記式Ａに示す酸素還元反応が主となる。すなわち、カソード電流密度ｉｃは、金属表面に到達する酸素量により決定され、下記式Ｈとして表される。
【００２９】
【数５】
0005327178.tif 000006
溶液中の酸素濃度ＣＯ２は、下記式Ｉの拡散方程式から求められる。金属表面の境界条件は、金属表面に到達した酸素はすべてカソード反応に消費されるとして、濃度を０とした。
【００３０】
【数６】
0005327178.tif 000007
拡散速度が律速となる場合、金属面に付着している水膜の厚さをＬ（ｍ）として、酸素の拡散係数をＤ（ｍ２／ｓ）とすると、金属面上に到達する単位時間、単位面積あたりの酸素量ＮＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）は、下記式Ｊで表すことができる。
ＮＯ２＝Ｄ×ＣＯ２０／Ｌ              …（式Ｊ）
ここで、ＣＯ２０は水膜への酸素飽和濃度（ｍｏｌ／ｍ３）である。酸素飽和濃度は、水膜中の塩濃度や温度に依存し、下記式Ｋにより表すことができる。塩濃度による酸素溶解度の低下は、Ｓａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔ効果と呼ばれている。
【００３１】
【数７】
0005327178.tif 000008
ここで、ｃはＮａＣｌ濃度（ｍｏｌ／Ｌ）であり、Ｔは温度（℃）である。ｋｓはＳａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔ係数であり、ＮａＣｌの場合は０．１３である。上記式Ｊから、水膜の厚さが薄いほど酸素量が増加することになるが、水膜の厚さが非常に薄くなった場合は、水膜への酸素溶解速度ＲＯ２が律速となる。
【００３２】
例えば、２５℃のＮａＣｌ濃度が０．５ｍｏｌ／Ｌである時の飽和酸素濃度ＣＯ２０は、上記式Ｋから２．３１×１０−４ｍｏｌ／Ｌ（＝０．２３１ｍｏｌ／ｍ３）である。この時の酸素溶解速度ＲＯ２は、非特許文献２から１．２×１０−５ｍｏｌ／ｍ２／ｓである。水溶液中の酸素拡散係数Ｄは１．９×１０−９ｍ２／ｓであるから、上記式ＪのＮＯ２をＲＯ２＝１．２×１０−５ｍｏｌ／ｍ２／ｓに置き換え、Ｄ＝１．９×１０−９ｍ２／ｓ及びＣＯ２０＝０．２３１ｍｏｌ／ｍ３を上記式Ｊに代入すると、Ｌ＝３６．５７５μｍが得られる。したがって、２５℃のＮａＣｌ濃度が０．５ｍｏｌ／Ｌである場合には、水膜厚みが３６．５７５μｍの時に、ＮＯ２＝１．２×１０−５ｍｏｌ／ｍ２／ｓとなる。金属面上へ単位時間、単位面積当たりに到達する酸素量が、水膜への酸素溶解速度を超えることはないと考えられるので、２５℃のＮａＣｌ濃度が０．５ｍｏｌ／Ｌである場合、水膜厚みが３６．５７５μｍ未満の時にも、ＮＯ２＝１．２×１０−５ｍｏｌ／ｍ２／ｓになると考えられる。
【００３３】
非特許文献２では、図２に示すように、塩濃度２点における酸素溶解速度が報告されている。しかしながら、酸素溶解速度の塩濃度依存性については報告されていない。また、酸素溶解速度は温度にも依存するはずであるが、非特許文献２では、酸素溶解速度の温度依存性についても報告されていない。そこで、本発明者らは、以下の手順によって、酸素溶解速度ＲＯ２と塩濃度ｃと温度Ｔとの関係式である上記式１を特定した。
【００３４】
純水への酸素の水溶液中の溶解度（＝飽和酸素濃度）ＣＯ２０は、実測結果から、温度の指数関数として精度よく近似されることが知られている。発明者らは、実測結果から、まず、下記式Ｌを得た。
【００３５】
【数８】
0005327178.tif 000009
さらに、純水に含有させた塩の濃度が高いほど、飽和酸素濃度が低下することが知られている。この現象は、Ｓａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔ効果と呼ばれており、純水での溶解度に１０−ｋｓ・ｃを乗じた形で近似できることが報告されている。ここで、ｋｓは塩の種類による定数（ＮａＣｌではｋｓ＝０．１３）であり、ｃは塩の濃度（ｍｏｌ／Ｌ）である。よって、塩がＮａＣｌの場合、飽和酸素濃度は、温度（℃）とＮａＣｌ濃度（ｍｏｌ／Ｌ）の関数として、上記式Ｋで表される。
【００３６】
金属表面に液膜が厚みＬで付着している場合、酸素は液膜中を拡散移動し、金属表面に到達した酸素は、上記式Ａで表されるカソード反応により全て消費される。このときの、金属表面に到達する単位時間且つ単位面積当たりの酸素量ＮＯ２（単位時間且つ単位面積あたりの酸素の輸送量ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）は、上記式Ｊで表され、カソード電流密度ｉｃは上記式Ｈで表される。
【００３７】
上記式Ｊから、液膜厚みＬが薄いほど、ＮＯ２は増加することになるが、液膜がある程度薄くなると、液膜への酸素溶解が追いつかなくなる。例えば、液膜の厚さが限りなく０に近い場合、ＮＯ２は、液膜へ溶解する酸素の溶解速度ＲＯ２（ｍｏｌ／ｍ２／ｓ）と等しくなる。液膜への酸素溶解速度ＲＯ２は、非特許文献２において、図２のように報告されている。ただし、図２に記載されている測定データは２点のみである。ここで、塩の影響は、酸素溶解度のＳａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔ効果に近いと考えられるので、Ｓａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔ効果に用いられているのと同じ１０−ｋｒ・ｃの関数で近似し、図２から、定数ｋｒを０．０５と求め、ＲＯ２を下記式Ｍのように近似した。
ＲＯ２＝１．２７×１０−５・１０−０．０５ｃ  …（式Ｍ）
【００３８】
酸素溶解度（＝飽和酸素濃度）と同様に、酸素溶解速度も温度の影響を受けるはずであるが、その測定データは報告されていない。そこで、以下に示す実験方法で測定を行った。
測定に用いたガルバニック電極を図３に示す。図３（ａ）はガルバニック電極の上面図、図３（ｂ）は図３（ａ）のＩＩＩｂ−ＩＩＩｂ断面図である。図３に示したガルバニック電極は、３０ｍｍ×５ｍｍ×５ｍｍの鉄（純度９９．９９％）と３０ｍｍ×１０ｍｍ×５ｍｍの亜鉛（純度９９．５％）とを樹脂埋めして作製した電極である。電極同士はポリエステルテープで絶縁し、電極にリード線を取り付け、エメリー紙で＃２０００までの湿式研磨仕上げを行った。腐食試験は、ＪＩＳ  Ｚ２３７１に規定されている塩水噴霧試験方法（ＳＳＴ）に準拠した。試験温度は３５℃とし、試験溶液は５質量％ＮａＣｌ水溶液を用いた。また、乾燥及び湿潤を付与した腐食試験として、ＪＩＳ  Ｈ８５０２．８に規定されているサイクル腐食試験（ＣＣＴ）を行った。サイクル条件は、噴霧（３５℃、５質量％ＮａＣｌ）、乾燥（６０℃、２５％ＲＨ、４ｈ）、湿潤（５０℃、≧９５％ＲＨ、２ｈ）であった。
腐食試験中におけるガルバニック電極Ｆｅ／Ｚｎ間に流れる電流値を無抵抗電流計（北斗電工株式会社製ＨＭ−１０２）により２分間隔でサンプリングした。
【００３９】
Ｆｅ及びＺｎでは、ＺｎがＦｅの犠牲となって優先腐食する犠牲防食作用が機能する。よって、図３に示した電極では、Ｆｅ面上に到達した酸素量に相当する犠牲電流がＺｎ側からＦｅ側に供給される。すなわち、この犠牲電流から、Ｆｅ面上に単位時間、単位面積当たりに到達する酸素量ＮＯ２を知ることができる。図４に、ＳＳＴとＣＣＴにおけるガルバニック電流の測定結果を示す。図４（ａ）はＳＳＴにおけるガルバニック電流の測定結果を示す図であり、図４（ｂ）はＣＣＴにおけるガルバニック電流の測定結果を示す図である。図４（ａ）及び図４（ｂ）の縦軸はガルバニック電流、横軸は時間である。図４（ａ）に示すように、ＳＳＴにおける電流値は、初期に２×１０−４Ａ程度を示し、３６ｈから９０ｈの間に０．５×１０−４Ａまで低下した。その後、２×１０−４Ａ程度の試験初期と同じ値を示した。０ｈから１２０ｈの間を平均した電流値は１．３３×１０−４Ａであり、電流低下時を除外して平均化した値は１．７１×１０−４Ａであった。
【００４０】
図４（ｂ）に示すように、ＣＣＴの電流値は、３サイクル以後は、安定して再現性のある電流値が測定された。具体的には、湿潤時と乾燥時に３〜５×１０−４Ａ程度の大きな電流値を示し、噴霧時はＳＳＴと同等の２×１０−４Ａ程度の電流値であった。図５に、ＣＣＴの３サイクル目から１５サイクル目までの測定値を平均化したガルバニック電流を示す。図５の縦軸はガルバニック電流、横軸は時間である。図５から、湿潤時及び乾燥時に電流値のピークがあることが確認された。このピーク時に液膜厚みが最も薄くなり、酸素溶解速度律速となっていると考えられる。図５より、湿潤時の最大電流値は２．８１×１０−４Ａであり、乾燥時の最大電流値は２．４８×１０−４Ａであった。これらの値を酸素溶解速度に換算すると、それぞれ、
ＲＯ２（ａｔ  ５０℃）＝Ｉ／４ｎＦ
＝２．８１×１０−４／（５×３０×１０−６）／９６４５０
＝４．８５×１０−６ｍｏｌ／ｍ２／ｓ          …（式Ｎ）
ＲＯ２（ａｔ  ６０℃）＝Ｉ／４ｎＦ
＝２．４８×１０−４／（５×３０×１０−６）／９６４５０
＝４．２８×１０−６ｍｏｌ／ｍ２／ｓ          …（式Ｏ）
である。ここで、電流ピーク時に、液膜の厚みは極めて薄くなっており、ＮａＣｌ濃度は飽和濃度２６．４％（６．２ｍｏｌ／Ｌ）に達している。図２に示した２５℃における溶解速度、並びに、上記式Ｎ及び式Ｏのデータから、その影響を酸素溶解度と同じ指数関数で、酸素溶解速度の温度依存性を下記式Ｐのように近似した。
【００４１】
【数９】
0005327178.tif 000010
上記式Ｐは、酸素溶解速度ＲＯ２と、ＮａＣｌ濃度と、温度との関係を表す式である。金属の腐食に影響を及ぼす塩としては、ＮａＣｌ以外に、ＭｇＣｌ２やＣａＣｌ２等の塩が知られている。ＮａＣｌ以外の塩と、酸素溶解速度ＲＯ２と、温度との関係を表す、上記式Ｐと対応する式を導出する場合には、上記実験におけるＮａＣｌをＭｇＣｌ２やＣａＣｌ２等に置き換える以外は上記実験と同様の実験を行うことにより、導出することができる。また、腐食速度を予測したい金属が図３に示される電極とは異なる形態である場合には、図３に示した電極に代えて腐食速度を予測したい金属を用いる他は、上記実験と同様の実験を行うことにより、上記式Ｐと対応する式を導出することができる。したがって、上記式Ｐは、上記式１のように一般化することができる。
【００４２】
実環境における金属の腐食速度や腐食寿命を予測するためには、その環境における水膜厚さ及び塩濃度を知る必要がある。『押川  渡、外２名、「強電解質が吸水してできる水膜組成と水膜厚さの推定」、材料と環境、社団法人腐食防食協会、２００３年、第５２巻、第６号、ｐ．２９３−２９８』から、水膜厚さは、付着塩濃度及び相対湿度から算出することが可能である。したがって、建築物や自動車等の鋼材の実環境における付着塩濃度及び相対湿度を用いて水膜厚さを算出し、算出した水膜厚さを用いて上記式２〜式４によってＮＯ２を特定し、特定したＮＯ２を上記式５へ代入してＲｃｏｒを算出することにより、金属の腐食速度を高精度に予測することができる。そして、高精度に予測された腐食速度を用いることにより、金属の腐食寿命を高精度に予測することができる。
【００４３】
電解質溶液の導電率σは、下記式Ｑから算出される。下記式Ｑにおいて、ｃｉは塩種ｉのモル濃度（ｍｏｌ／Ｌ）であり、Λｉはモル伝導率である。モル伝導率は、温度依存性及び濃度依存性があるため、化学便覧に記載の値から、下記近似式Ｓを作成した。
【００４４】
【数１０】
0005327178.tif 000011
極限モル伝導率Λｉ０で規格化したモル伝導率の濃度依存性を図６に示す。図６の縦軸は規格化したモル伝導率、横軸は塩濃度である。なお、極限モル伝導率Λｉ０とは、塩が無限希釈された場合に相当するモル伝導率を実測値から外挿して求められた値である。図６から、塩種が異なっていても同程度の変化であることが確認された。よって、濃度依存性は、塩の種類によらず、下記式Ｒのように近似することができる。
【００４５】
【数１１】
0005327178.tif 000012
同様に、２５℃の値で規格化したモル伝導率の温度依存性を図７に示す。図７の縦軸は規格化したモル伝導率、横軸は温度である。図７から、温度依存性も塩種が異なっていても大きな違いがないことが確認された。よって、温度依存性は、塩の種類によらず、下記式Ｓのように近似することができる。
【００４６】
【数１２】
0005327178.tif 000013
以上から、ＮａＣｌ、ＭｇＣｌ２、又は、ＣａＣｌ２を含む電解質溶液の導電率は、下記式Ｔで表すことができる。
【００４７】
【数１３】
0005327178.tif 000014
【００４８】
塩がＮａＣｌであり、且つ、腐食速度が算出される金属が図３に示す電極である場合における本発明の実施形態を、以下に説明する。
【００４９】
１．金属の腐食速度予測方法
図８は、本発明の金属の腐食速度予測方法（以下において、「本発明の予測方法」ということがある。）を説明するフローチャートである。図８に示すように、本発明の予測方法は、ＲＯ２算出工程（Ｓ１）と、判断工程（Ｓ２）と、ＮＯ２算出工程（Ｓ３、Ｓ４）と、Ｒｃｏｒ算出工程（Ｓ５）と、を有している。
【００５０】
ＲＯ２算出工程（以下において、「Ｓ１」ということがある。）は、上記式１のαに１．７７×１０−５を、βに０．０５を、γに０．０１３３５をそれぞれ代入した式である上記式Ｐに、腐食速度を予測したい環境におけるＮａＣｌ濃度及び温度をそれぞれ代入して、腐食速度を予測したい環境における水膜への酸素溶解速度ＲＯ２（以下において、単に「ＲＯ２」ということがある。）を算出する工程である。
【００５１】
判断工程（以下において、「Ｓ２」ということがある。）は、上記Ｓ１で算出されたＲＯ２がＤ×ＣＯ２０／Ｌよりも大きいか否かを判断する工程である。Ｓ２で肯定判断がなされた場合には、金属の表面に単位時間且つ単位面積あたりに到達する酸素量は上記式３で表すことができるので、後述するＮＯ２算出工程（Ｓ３）へと進められる。これに対し、Ｓ２で否定判断がなされた場合には、金属の表面に単位時間且つ単位面積あたりに到達する酸素量は上記式４で表すことができるので、後述するＮＯ２算出工程（Ｓ４）へと進められる。
【００５２】
ＮＯ２算出工程（以下において、「Ｓ３」又は「Ｓ４」ということがある。）は、上記式３又は上記式４から金属の表面に単位時間且つ単位面積あたりに到達する酸素量ＮＯ２（以下において、単に「ＮＯ２」ということがある。）を算出する工程である。具体的には、上記Ｓ２で肯定判断がなされた場合に、上記式３からＮＯ２を算出する工程がＳ３であり、上記Ｓ２で否定判断がなされた場合に、上記式４からＮＯ２を算出する工程がＳ４である。
【００５３】
Ｒｃｏｒ算出工程（以下において、「Ｓ５」ということがある。）は、上記Ｓ３又は上記Ｓ４によって算出されたＮＯ２を上記式５へと代入することにより、上記式５から金属の腐食速度Ｒｃｏｒを算出する工程である。上記式５は、ＮＯ２の単位を腐食速度の単位へと変換する式である。上記Ｓ３又は上記Ｓ４で算出されるＮＯ２を含む上記式Ｈによってカソード電流密度を算出することができ、アノード電流密度は上記式Ｄによって算出することができる。そして、後述するように、得られた電流密度分布を積分して換算したガルバニック電流は、図４に示した実験結果において、電流値が低下していない時のガルバニック電流に近い値になる。したがって、上記Ｓ３又は上記Ｓ４で算出されるＮＯ２は、金属表面へ単位時間且つ単位面積あたりに到達する実際の酸素量に近い値になっている。上述のように、Ｓ５では、算出されたＮＯ２の単位を腐食速度の単位へと変換しているのみであるため、Ｓ５によって算出される腐食速度は、実際の腐食速度に近い値になっている。それゆえ、上記Ｓ１〜Ｓ５によって金属の腐食速度を予測する本発明の予測方法によれば、金属の腐食速度を高精度に予測することが可能である。また、本発明の予測方法では、腐食速度を予測したい環境毎の塩水噴霧試験を行うことなく、α、β、ｃ、γ、Ｔ、Ｄ、ＣＯ２０、Ｌ、ｗ、及び、ｎに値を代入して計算することのみによって、塩濃度及び温度条件を変更した様々な環境下における金属の腐食速度を予測することが可能になる。それゆえ、本発明の予測方法によれば、腐食速度を予測したい環境毎の塩水噴霧試験を行う必要がないという点で、金属の腐食速度の予測を従来技術に比べ低コストかつ短時間で行うことが可能になる。  
【００５４】
２．金属の腐食寿命予測システム
図９は、本発明の金属の腐食寿命予測システム（以下において、「本発明の予測システム」ということがある。）を説明するブロック図であり、本発明の予測システム１０を簡略化して示している。図９に示すように、本発明の予測システム１０は、入力手段１１と、演算手段１２と、出力手段１３とを備えている。
【００５５】
入力手段１１は、本発明の予測システム１０によって金属の腐食寿命を予測する際に必要になる、腐食寿命を予測したい金属の厚さＬ１（ｍ）、腐食寿命を予測したい金属の表面に付着している水膜の厚さＬ２（ｍ）、水膜を拡散する酸素の拡散係数Ｄ（ｍ２／ｓ）、水膜の酸素飽和濃度ＣＯ２０（ｍｏｌ／ｍ３）、水膜中のＮａＣｌ濃度ｃ（ｍｏｌ／Ｌ）、腐食寿命を予測したい環境の温度Ｔ（℃）、腐食寿命を予測したい金属がイオン化する時の価数ｎ、腐食寿命を予測したい金属のモル質量ｗ（ｇ／ｍｏｌ）、係数α（＝１．７７×１０−５）、係数β（＝０．０５）、及び、係数γ（＝０．０１３３５）の数値を入力する際に用いられる部位である。入力手段１１から入力された情報（数値）は、演算手段１２で行われる演算に利用される。
【００５６】
演算手段１２は、入力手段１１から入力された情報（数値）を用いて、上記本発明の予測方法におけるＳ１〜Ｓ５を行ってＲｃｏｒを算出し、且つ、算出したＲｃｏｒと入力手段１１から入力されたＬ１とを用いて、金属の腐食寿命（例えば、金属に孔が形成される迄の期間）を算出する部位である。
【００５７】
出力手段１３は、演算手段１２によって算出された金属の腐食寿命の結果を出力する部位である。
【００５８】
このように、本発明の予測システムでは、本発明の予測方法と同様にしてＲｃｏｒを算出し、算出したＲｃｏｒとＬ１とを用いて金属の腐食寿命を予測する。上述のように、本発明の予測方法によれば、金属の腐食速度を高精度に予測することが可能であるので、本発明の予測システムによれば、金属の腐食寿命を高精度に予測することが可能である。また、上述のように、本発明の予測方法によれば、従来よりも短時間で金属の腐食速度を予測することが可能であるので、本発明の予測システムによれば、従来よりも短時間で金属の腐食寿命を予測することが可能である。
【００５９】
本発明の予測システムにおいて、演算手段１２で金属の腐食寿命を算出する際に用いられる方法は、上記式１〜式５を用いる方法であれば、特に限定されるものではない。演算手段１２で用いることが可能な方法としては、有限要素法、有限差分法、有限体積法等の公知のシミュレーション方法を例示することができる。
【実施例】
【００６０】
図４（ａ）に示したガルバニック電流が得られたＳＳＴを模擬した数値解析、及び、図４（ｂ）に示したガルバニック電流が得られたＣＣＴを模擬した数値解析を行った。これらの数値解析で用いた数式には、上記式Ｐが含まれていた。そして、数値解析結果と図４（ａ）及び図４（ｂ）に示したガルバニック電流が得られた上記ＳＳＴ及び上記ＣＣＴの結果とを比較することにより、上記式Ｐ及び本発明の予測精度を評価した。
【００６１】
ＳＳＴを模擬した数値解析を行うためには、液膜厚みを知る必要がある。液膜厚みは、腐食試験中の濡れた試験片の重量増加量から、１００μｍ程度と推定された。よって、ＳＳＴを模擬した数値解析の計算条件は、試験温度：３５℃、試験溶液：５質量％ＮａＣｌ水溶液、及び、液膜厚み：１００μｍとした。
【００６２】
ＣＣＴを模擬した数値解析では、湿潤状態及び乾燥状態について数値解析を行う必要がある。そこで、膜厚１００μｍの５質量％ＮａＣｌ水溶液（＝０．９ｍｏｌ／Ｌ）が乾燥する場合を考えた。塩はすべて金属面上に残ると仮定すると、液膜厚みｔ（μｍ）とＮａＣｌ濃度ｃ（ｍｏｌ／Ｌ）との関係は、下記式Ｕで表される。
ｃ＝９０／ｔ                          …（式Ｕ）
上記式Ｔで表される関係を用いて、湿潤時の５０℃及び乾燥時の６０℃において、１μｍから１００μｍの液膜厚みについてＣＣＴを模擬した数値解析を行った。ただし、ＮａＣｌの飽和濃度は、６．２ｍｏｌ／Ｌ（＝２６．４質量％）であるため、液膜厚みが１４．５μｍ以下の時は飽和塩濃度で一定とした。
【００６３】
ＳＳＴを模擬したガルバニック電極の数値解析結果を図１０に示す。図１０に記載した数値の単位はＡ／ｍ２である。図１０は、電極表面の電流密度分布を示しており、Ｆｅ／Ｚｎ界面近くのＺｎ側に大きな電流密度が発生している。数値解析では、アノード電流を上向きの正、カソード電流を下向きの負として表している。犠牲防食作用によりＺｎ側から大量のアノード電流が発生し、Ｆｅ側はカソード防食されている様子が確認できる。
【００６４】
ＳＳＴを模擬した数値解析結果の詳細を図１１及び図１２に示す。図１１（ａ）は電流密度分布の等高線図、図１１（ｂ）は電位分布の等高線図、図１２（ａ）はアノード電流密度分布の等高線図、図１２（ｂ）はカソード電流密度分布の等高線図であり、図１１（ａ）及び図１２に記載した数値の単位はＡ／ｍ２であり、図１１（ｂ）に記載した数値の単位はＶである。
図１１（ａ）から、Ｚｎ側の電流密度分布は、Ｆｅ／Ｚｎ界面に平行な分布となっており、上下端の勾配が中央部と比べて少しなだらかになった。図１１（ｂ）に示した電位分布から、Ｆｅ側の電位は−１．１５１Ｖ  ｖｓ.  Ａｇ−ＡｇＣｌ（以下において、単に「Ｖ」という。）であり、Ｚｎ側は−１．１８３Ｖであった。５質量％ＮａＣｌ水溶液の導電率が大きいため、電位差は、わずかに０．０３Ｖであった。
図１２（ａ）に示したアノード電流密度分布から、Ｚｎ側はＦｅ／Ｚｎ界面付近に高い電流密度値を示したが、Ｆｅ側は０であった。すなわち、Ｆｅ面上ではアノード電流が全く発生しておらず、Ｆｅ全面が犠牲防食されていた。また、図１２（ａ）に示したアノード電流密度分布は、図１１（ａ）に示した電流密度分布と同じような分布形態になったが、図１１（ａ）の電流密度値の倍程度の値となっていた。これは、Ｚｎ側は犠牲防食によりＦｅ側を防食するための電流と自身のカソード電流と釣り合うアノード電流を発生するためである。
図１２（ｂ）に示したカソード電流密度分布において、角付近のカソード電流密度が異なるのは、形状的に２方向からの酸素供給があるためである。端部のカソード電流密度は１．３７Ａ／ｍ２であり、中央部の１．３３Ａ／ｍ２より少しだけ高かった。
数値解析結果の電流密度分布を積分してガルバニック電流に換算すると、１．９７×１０−４Ａであった。この値は、図４（ａ）に示したＳＳＴの実験結果において、電流値が低下していないときの１．７１×１０−４Ａに近い。電流値が低下している時間帯は、腐食生成物が堆積し、金属表面の一部が覆われてカソード電流が低下しており、その後、腐食生成物が洗い流されて電流値が元に戻ったと考えられる。
【００６５】
ＣＣＴを模擬した湿潤及び乾燥における液膜厚みと塩濃度との変化を上記式Ｕとして計算を行った結果を図１３に示す。
図１３（ａ）は、各液膜厚みにおける導電率を示す図である。図１３（ａ）の縦軸は導電率、横軸は液膜厚みである。図１３（ａ）に示したように、液膜厚みが薄くなり塩濃度が濃くなるほど、導電率は増加するが、飽和塩濃度となる１４．５μｍ以下の液膜厚みでは導電率は一定値になった。
図１３（ｂ）は、電極中央部の各液膜厚みにおけるカソード電流密度を示す図である。図１３（ｂ）の縦軸はカソード電流密度、横軸は液膜厚みである。液膜厚みが薄くなるほど酸素拡散量が増加するため、カソード電流密度は、液膜厚みが３０μｍ程度までは薄くなるほど増加したが、塩濃度が飽和に近づく２５μｍから１５μｍの液膜厚みではＳａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔの影響が大きくなるため、カソード電流密度は一旦低下した。塩濃度が飽和に達するとＳａｌｔｉｎｇ−ｏｕｔによる酸素溶解度の低下がなくなるため、１４．５μｍから１０μｍの液膜厚みではカソード電流密度が増加した。液膜厚みが１０ｕｍ以下の場合には、酸素溶解速度が限界に達し、カソード電流密度は一定値を示した。また、温度が高いほど酸素溶解度が低くなるため、６０℃のカソード電流密度は、５０℃における値よりも小さかった。
図１３（ｃ）は、各液膜厚みにおけるガルバニック電流を示す図である。図１３（ｃ）の縦軸はガルバニック電流、横軸は液膜厚みである。図１３（ｃ）に示したように、液膜厚みが５μｍから１０μｍの範囲で最大値２．７３×１０−４Ａ（５０℃）、２．４５×１０−４Ａ（６０℃）となり、図５に示した実験結果の最大値と同程度の値となった。また、液膜厚みが３μｍから１００μｍまでは、カソード電流密度と同じ傾向を示したが、液膜厚みが３μｍ以下ではガルバニック電流が減少した。これは、犠牲防食が発揮されなくなったためである。
【００６６】
数値解析結果のガルバニック電流と液膜厚みとの関係を用いて、実測結果のガルバニック電流を液膜厚みに換算した結果を図１４及び図１５に示す。図１４（ａ）は、ＣＣＴの湿潤時におけるガルバニック電流の変化を示す図であり、図１４（ａ）の縦軸はガルバニック電流、横軸は時間である。また、図１４（ｂ）は、ＣＣＴの湿潤時における液膜厚みの変化を示す図であり、図１４（ｂ）の縦軸は液膜厚み、横軸は時間である。また、図１５（ａ）は、ＣＣＴの乾燥時におけるガルバニック電流の変化を示す図であり、図１５（ａ）の縦軸はガルバニック電流、横軸は時間である。また、図１５（ｂ）は、ＣＣＴの乾燥時における液膜厚みの変化を示す図であり、図１５（ｂ）の縦軸は液膜厚み、横軸は時間である。液膜厚みが１μｍ以下の領域は、非特許文献１による連続的な電気化学溶媒としてモデル化できない領域であり、液膜を連続体とした今回の数値解析モデルでは取り扱うことはできない。そこで、数値解析結果の最小液膜厚みは１μｍとし、それ以下の場合は液膜厚みが０μｍの時にガルバニック電流が０Ａであるとして線形補完した。
図１４（ｂ）に示したように、湿潤開始の０．２ｈ後から吸湿が始まり、７０μｍ程度の厚さまでは比較的早く成長し、２ｈで液膜厚みは９４．５μｍに達した。一方、図１５（ｂ）に示したように、乾燥を開始してから４．０ｈ後から４．３ｈ後までは５０μｍ程度の液膜厚みであり、４．３ｈから４．４ｈにかけて急激に乾燥した。
ＣＣＴにおける液膜厚みの変化速度は不明であるが、熱力学的に平衡する液膜厚みは、付着塩量及び湿度から算出できる。液膜厚みが１００μｍの５質量％ＮａＣｌ水溶液が乾燥して、塩がすべて残ったとすると、金属表面には５ｇ／ｍ２の塩が付着する。この場合、７５％ＲＨから吸湿が開始し、その時の液膜厚みは１０．７μｍであり、液膜厚みが１００μｍとなるのは９７．３％ＲＨである。湿潤時の湿度は９５％ＲＨ以上であるから、推定された膜厚９４．５μｍは妥当な値と言える。なお、図１５（ａ）の５ｈから６ｈに見られる微量な電流値は、液膜厚みが１μｍ以下の状況下で観察されたと考えられる。液膜厚みが１μｍ以下の領域は、非特許文献１による連続的な電気化学溶媒としてモデル化できない領域であり、液膜を連続体とした今回の数値解析モデルでは取り扱うことはできない。
【００６７】
以上、図１０〜図１５を用いて検討したように、上記式Ｑを用いた数値解析結果は、ＳＳＴ及びＣＣＴの実験結果と良く一致した。したがって、本発明によれば、従来よりも短時間で金属の腐食速度を予測することが可能な金属の腐食速度予測方法、及び、従来よりも短時間で金属の腐食寿命を予測することが可能な金属の腐食寿命予測システムを提供することが可能である。
【産業上の利用可能性】
【００６８】
本発明の金属の腐食速度予測方法及び金属の腐食寿命予測システムは、自動車や建材等に使用される金属の腐食速度や腐食寿命を予測する際に利用することができる。
【符号の説明】
【００６９】
１０…金属の腐食寿命予測システム
１１…入力手段
１２…演算手段
１３…出力手段
【図１】
0005327178.tif 000015
【図２】
0005327178.tif 000016
【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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