(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：０．０４質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：０．３〜２．０質量％，Ｐ：０．０８質量％以下，Ｓ：０．０３質量％以下，Ｃｒ：７．０〜１６．０質量％，Ｎｉ：０．０８〜２．０質量％，Ｃｕ：２．０質量％以下，Ｎ：０．０４質量％以下を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物の組成をもち、次式（１）で定義される値γｍａｘが８０以上に調整されている鋼材を、
熱間圧延した後、
７００〜８５０℃に３〜２０時間加熱した後徐冷する拡散焼鈍を施すことを特徴とする、構造用耐食鋼の製造方法。
（式１）
γｍａｘ＝４２０Ｃ＋４７０Ｎ＋２３Ｎｉ＋９Ｃｕ＋７Ｍｎ
−１１．５（Ｃｒ＋Ｓｉ）＋１８９
【請求項２】
Ｃ：０．０３質量％以下，Ｓｉ：０．８質量％以下，Ｍｎ：０．５〜１．０質量％，Ｐ：０．０８質量％以下，Ｓ：０．０２質量％以下，Ｃｒ：１０．０〜１３．０質量％，Ｎｉ：０．０８〜１．０質量％，Ｃｕ：１．０質量％以下，Ｎ：０．０３質量％以下を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物の組成をもち、次式（１）で定義される値γｍａｘが８０以上に調整されている鋼材を、
熱間圧延した後、
７００〜８５０℃に３〜２０時間加熱した後徐冷する拡散焼鈍を施すことを特徴とする、構造用耐食鋼の製造方法。
（式１）
γｍａｘ＝４２０Ｃ＋４７０Ｎ＋２３Ｎｉ＋９Ｃｕ＋７Ｍｎ
−１１．５（Ｃｒ＋Ｓｉ）＋１８９
【請求項３】
拡散焼鈍した鋼帯を、ショットブラスト工程を経ずに或いはガラスビーズ又はステンレス鋼ビーズを用いてショットブラストした後、酸洗する請求項１又は２記載の構造用耐食鋼の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、住宅，土木・建築等で構造用部材として使用され、溶接部の粒界腐食が抑制され、優れた低温靭性を示す構造用耐食鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
鉄骨構造のプレハブ住宅では、柱，梁等に亜鉛めっき鋼板や塗装鋼板が使用されている。柱や梁の接合には、主としてボルト・ナットを用いた機械的固着が採用されているが、部分的な溶接接合が避けられず、工事現場での溶接が余儀なくされている。
また、土木・建築で多用されている鋼矢板は、海岸に近い場所や海面よりも低い場所に使用されることが多く、地下水に海水が混じった腐食性の強い環境に曝され易い。しかも、長期にわたる工事では鋼矢板が腐食性環境に曝されつづけ、或いは工事完了後においても土中に埋設した鋼矢板をそのまま継続使用することもある。この種の鋼矢板も溶接して使用することがあり、耐食性に優れていることが要求される。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところが、亜鉛めっき鋼板や塗装鋼板を溶接して構造体として使用する場合、溶接性を確保するためめっき層や塗膜が部分的に剥離される。めっき層や塗膜が剥離した部分では、下地鋼を保護する作用が失われ或いは劣化しているため、後補修によって耐食性を回復させる必要がある。
後補修には、たとえば亜鉛粉末を主成分とするペイントをめっき層に塗布する方法や、劣化した塗膜の上に新たな塗膜を形成する後塗装が採用されている。しかし、何れの方法によっても、耐食性や耐久性に問題がある。すなわち、塗装前処理を完全に行えない後補修では、後塗装した部分の塗膜密着性が不十分になりやすく、しかもプレめっきやプレコートしたものと同等の耐食性を呈する適切な補修部材がないこと等から、補修した溶接部であっても耐食性が劣る。
また、切断端面や加工部では、めっき層の犠牲防食作用が及ばず、塗膜の破損に起因して防食効果も損なわれている。更には、補修できない部分が裏面側にあり、この部分での耐食性が結果的に構造体全体の耐久性を左右することになる。このように、構造体の耐久性向上に関しては、従来のめっき鋼板や塗装鋼板を使用するものでは限界がある。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
本発明は、このような問題を解消すべく案出されたものであり、めっき鋼板や塗装鋼板等でみられた溶接部，切断端面，加工部等において耐食性の低下がほとんどなく、溶接後に後補修も必要とせずに裸使用可能な構造用耐食鋼の製造方法を提供することを目的とする。
本発明の構造用耐食鋼の製造方法は、その目的を達成するため、Ｃ：０．０４質量％以下，Ｓｉ：１．０質量％以下，Ｍｎ：０．３〜２．０質量％以下，Ｐ：０．０８質量％以下，Ｓ：０．０３質量％以下，Ｃｒ：７．０〜１６．０質量％，Ｎｉ：０．０８〜２．０質量％，Ｃｕ：２．０質量％以下，Ｎ：０．０４質量％以下を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物の組成をもち、次式（１）で定義される値γｍａｘが８０以上に調整されている鋼材を、
熱間圧延した後、
７００〜８５０℃に３〜２０時間加熱した後徐冷する拡散焼鈍を施すことを特徴とする。
（式１）
γｍａｘ＝４２０Ｃ＋４７０Ｎ＋２３Ｎｉ＋９Ｃｕ＋７Ｍｎ
−１１．５（Ｃｒ＋Ｓｉ）＋１８９
【０００５】
好ましくは、Ｃ：０．０３質量％以下，Ｓｉ：０．８質量％以下，Ｍｎ：０．５〜１．０質量％，Ｐ：０．０８質量％以下，Ｓ：０．０２質量％以下，Ｃｒ：１０．０〜１３．０質量％，Ｎｉ：０．０８〜１．０質量％，Ｃｕ：１．０質量％以下，Ｎ：０．０３質量％以下の組成範囲に調整される。
この構造用耐食鋼は、熱間圧延した後、拡散焼鈍又は酸洗、或いは拡散焼鈍後に酸洗することにより製造される。拡散焼鈍には、７００〜８５０℃に３〜２０時間した後、徐冷する条件が採用される。
熱延後の鋼帯は、ショットブラスト工程を経ずに或いはガラスビーズ又はステンレス鋼ビーズを用いてショットブラストした後、酸洗できる。酸洗には、たとえば組成０．３〜１０質量％ＨＦ＋５〜２０質量％ＨＮＯ３，温度４０〜６０℃の最終酸洗浴が使用される。
【０００６】
【実施の態様】
住宅，土木・建築用に使用される鋼材に要求される特性は、基本的に耐食性及び低温靭性である。耐食性に関しては、耐孔食性，溶接部の耐粒界腐食性のほか、用途によっては赤錆流れのないことが必要となる。耐孔食性の向上には、一定量以上のＣｒ添加が有効であり、溶接部の耐粒界腐食性は溶接熱影響部の金属組織において一定量以上のマルテンサイトを含ませることが有効である。本発明者等の調査研究によるとき、前掲した式（１）で定義される値γmax が８０以上となるように合金成分を調整するとき、耐粒界腐食性が大幅に改善されることが判った。
【０００７】
赤錆流れは、鋼材の製造工程において酸洗を施してミルスケールや酸化スケールを除去することにより抑制される。また、酸洗槽に鋼帯を浸漬する前工程として通常実施されている鋼球を用いたショットブラストが酸洗仕上げ材の耐食性を阻害することから、ショットブラストを省略することによっても耐食性の向上が図られる。
溶接部の靭性は、溶接熱影響部の組織を微細なマルテンサイトが一定量以上含まれるように、鋼成分から計算される値γmax を調整し、且つ軟質のマルテンサイトにするために鋼中のＣ及びＮを低減する必要がある。
【０００８】
以下、本発明の耐食鋼に含まれる合金成分、含有量等について説明する。
Ｃ：０．０４質量％以下
高温に加熱された鋼材のγ領域を広くし、冷却後のマルテンサイト量を増加させるのに有効な合金成分である。Ｃは、Ｎと共に溶接熱影響部のマルテンサイト量増加に大きく寄与するが、Ｃ及びＮの多い鋼種では材質が硬質して靭性を劣化させる。また、耐孔食性に影響を及ぼさないものの、溶接時の加熱，冷却によって炭化物を形成し粒界腐食感受性を高めることから、本発明においてはＣ含有量の上限を０．０４質量％（好ましくは、０．０３質量％）に設定した。
【０００９】
Ｓｉ：１．０質量％以下
フェライト形成元素であるＳｉが多量に含まれると、本発明で必要とされるマルテンサイト量を確保するためにＮｉやＣｕの多量添加が必要になり、鋼材のコストを上昇させる原因になる。そこで、本発明においては、Ｓｉ含有量の上限を１．０質量％（好ましくは、０．８質量％）に設定した。
【００１０】
Ｍｎ：２．０質量％以下
比較的安価なオーステナイト形成元素であり、マルテンサイト量を確保するために必要な量を添加する。しかし、過剰量のＭｎが含まれると、鋼中に不純物として存在するＳと結合し、化学的に不安定な硫化物ＭｎＳを形成して耐蝕性を劣化させる。また、鋼中に固溶するＭｎも耐蝕性に有害な作用を呈する。そこで、本発明においては、Ｍｎ含有量を２．０質量％以下（好ましくは、０．５〜１．０質量％）に設定した。
【００１１】
Ｐ：０．０８質量％以下
耐蝕性の向上に有効な合金成分であり、特にＭｏ等の耐蝕性改善元素を添加することなくＣｒ含有量を下げた鋼種にあっては有用な成分である。しかし、Ｐ含有量が過剰になると、粒界に偏析し、高温域での変形能を下げ、熱間加工性を劣化させる影響が現れるので、Ｐ含有量の上限を０．０８質量％とした。
Ｓ：０．０３質量％以下
Ｍｎと反応して硫化物ＭｎＳを生成し孔食の起点になるものの、孔食の成長を促進させて穴明きに至る原因とはならないことから、本発明では通常のステンレス鋼に許容される量として０．０３質量％にＳ含有量の上限を設定した。
【００１２】
Ｃｒ：７．０〜１６．０質量％
耐蝕性の確保に有効な不動態皮膜を形成する上で、重要な合金成分である。住宅の柱，梁等のように屋内や乾燥した土中等のマイルドな環境で使用される用途にあっては、７質量％程度のＣｒ添加で目標とする耐蝕性が得られる。他方、土木・建築等の比較的腐食性の強い環境で使用される用途にあっては、１１質量％以上のＣｒ添加が必要である。耐蝕性はＣｒ含有量の増加に応じて向上するが、過剰のＣｒを添加するとγｍａｘ≧８０を維持するためにＣ，Ｎｉ等の添加量を多くすることが必要になり、鋼材のコストを上昇させることになる。したがって、本発明ではＣｒ含有量を７．０〜１６．０質量％（好ましくは、１０．０〜１３．０質量％）の範囲とした。
【００１３】
Ｎｉ：０．０８〜２．０質量％
ＣやＮと同様に高温域でγ領域を広げる作用を呈し、冷却後のマルテンサイト量を増加させる上で有用な合金成分である。しかも、ＣやＮと異なり、軟質なマルテンサイトが得られる。本発明が対象とする鋼種にあっては、Ｎｉ，Ｃｕの添加により通常よりもマルテンサイト量を増加させ、耐粒界腐食性や溶接部靭性を確保している。しかし、多量のＮｉ添加は鋼材コストを上昇させる原因となるので、本発明においては、Ｎｉ含有量を０．０８〜２．０質量％(好ましくは、１．０質量％)に設定した。
【００１４】
Ｃｕ：２．０質量％以下
Ｎｉに比較して安価な合金成分であり、Ｎｉと同様な冷却後のマルテンサイト量を増加させる作用を呈する。しかし、過剰量のＣｕ添加は熱間加工性を低下させて熱延板の品質を損なうので、本発明においてはＣｕ含有量の上限を２．０質量％(好ましくは、１．０質量％)に設定した。
Ｎ：０．０４質量％以下
Ｃと同様に溶接熱影響部のマルテンサイト量を増加させる。しかし、マルテンサイトを硬質化させて良好な低温靭性が得られないので、本発明においてはＮ含有量の上限を０．０４質量％(好ましくは、０．０３質量％)に設定した。
【００１５】
γmax ＝４２０Ｃ＋４７０Ｎ＋２３Ｎｉ＋９Ｃｕ＋７Ｍｎ
−１１．５（Ｃｒ＋Ｓｉ）＋１８９≧８０
値γmax は、合金成分と溶接部の金属組織中のマルテンサイト量を合金成分の含有量で表わした指標である。後続する実施例でも説明するように、値γmax が８０以上となるように成分調整すると、溶接部の耐粒界腐食性及び低温靭性が改善される。
【００１６】
拡散焼鈍：
以上のように成分調整された鋼材は、常法に従った熱間圧延後に拡散焼鈍を施すことが好ましい。拡散焼鈍により、低温靭性が向上する。拡散焼鈍としては、７００〜８５０℃に３〜２０時間加熱した後で徐冷する条件が採用される。焼鈍温度が高いほどＣの拡散速度が大きくなり焼鈍時間を短縮できるが、焼鈍温度が高すぎてＡｃ１変態点（フェライト相からオーステナイト相に変態開始する温度）を超えるとオーステナイト相が生成し、冷却後にマルテンサイト相となるため、本発明では焼鈍温度の上限を８５０℃に設定した。他方、焼鈍温度が低いとＣの拡散速度が遅くなるため、長時間の焼鈍が必要になるので、焼鈍温度の下限を７００℃に設定した。焼鈍時間は、高温で短時間，低温で長時間となり、焼鈍温度との関係で選定されるが、工業的な観点から３〜２０時間の範囲で設定される。
拡散焼鈍された鋼帯は、次いで酸洗によって表面の酸化スケールが除去される。このとき、鋼球等を用いたショットブラストを施すことなく、焼鈍後の鋼帯を酸洗槽に導入することが好ましい。ショットブラストを施す場合には、ガラスビーズ，ステンレスビーズ等を使用することが好ましい。鋼球やホワイトアランダムをショットに使用すると、ショットの破片がステンレス鋼板に食い込み、耐食性を阻害する虞れがある。酸洗では、具体的にはフッ酸０．３〜１０質量％，ＨＮＯ３５〜２０質量％の酸液を最終酸洗浴として用い、温度４０〜６０℃で鋼帯を酸洗する。
【００１７】
【実施例１】
表１に示した組成の各Ｃｒ含有フェライト系ステンレス鋼を熱間圧延し、板厚４．５ｍｍの鋼板を製造した。表１において、鋼種番号１〜３は比較鋼、鋼種番号４，５は本発明に従った耐食鋼、鋼種番号６はＳＵＳ４０９Ｌ鋼である。
【００１８】
0004306860.tif 000002
【００１９】
各フェライト系ステンレス鋼をＭＡＧ溶接し、長手方向に沿って板幅中央に溶接ビードがくるように試験片を切り出した。各試験片をＪＩＳ  Ｇ０５７５に既定されている「 ステンレス鋼の硫酸・硫酸銅腐食試験方法」 に供し、溶接部の耐粒界腐食性を調査した。粒界腐食試験では、本発明が対象とする鋼種ではＣｒ含有量が少ないことから母材が腐食しないように、６０℃に下げた試験温度を採用した。
表１の試験結果にみられるように、粒界腐食は鋼材のγmax と密接に関連していた。すなわち、それぞれの合金成分の含有量が本発明で既定した条件を満足していても、γmax が８０未満の鋼材１〜３では粒界腐食に起因する割れが発生した。他方、γmax が８０以上の本発明鋼４〜５では粒界腐食による割れが発生していなかった。なお、鋼種番号６のＳＵＳＨ４０９Ｌでは、ＴｉでＣを固定しクロム炭化物の析出を抑制しているため粒界腐食が発生していなかった。
【００２０】
また、熱延まま材及び拡散焼鈍材から切り出した試験片を用いて、−２５℃のシャルピー衝撃試験により、母材の靭性を調査した。なお、拡散焼鈍材は、鋼のＡC1変態点以下の７５０℃に６時間加熱した後、炉冷することにより用意した。シャルピー衝撃試験では、構造材用途で多用されている炭素鋼の同じ温度−２５℃における衝撃値７０Ｊ／ｃｍ2 を基準にした。各試験片ごとに試験を３回繰り返し、試験結果の平均値を表１に示した。
表１にみられるように、衝撃値も鋼材のγmax に関連しており、何れの鋼材も焼鈍材に比較して熱延まま材の方が若干低い衝撃値を示した。また、γmax が８０未満の鋼材１〜３では、ＳＵＳＨ４０９Ｌを含め目標値７０Ｊ／ｃｍ2 に達しなかった。以上の結果から、γmax を８０以上とすることにより、溶接施工を伴う構造材に要求される耐粒界腐食性及び低温靭性の双方共に要求特性を満足する鋼材が得られることが判った。
【００２１】
更に、表１の鋼種番号５の鋼材から、拡散焼鈍で酸化スケールが生成したもの，拡散焼鈍後に鋼球を用いてショットブラストし酸洗したもの，ショットブラストすることなく酸洗したものの３種類の試験片を用意した。図１に示す人工海水噴霧→湿潤→乾燥→降雨→乾燥を繰り返すサイクル試験（ＣＣＴ）で、各試験片の耐孔食性を調査した。このサイクル試験は、６０サイクルが国内の一般海岸における１年間の曝露に相当する。なお、酸洗では、８％の硝酸に１％のフッ酸を添加した温度５０〜６０℃の酸洗液に試験片を９０秒間浸漬した。
図１の試験結果にみられるように、孔食による侵食深さは、拡散焼鈍まま材＞ショットブラスト＋酸洗材＞ショットブラストしない酸洗材の順になっている。侵食深さの挙動をみると、初期段階では試験サイクルが多くなるに従って漸次増加しているが、１５０サイクル前後で侵食深さがほぼ一定になる傾向が見られた。これは、実際の曝露試験でみられる２〜３年で孔食深さが一定になる挙動と一致している。拡散焼鈍材で侵食深さがもっとも大きくなっていることから、酸化スケールによって耐孔食性が低下することが示されている。また、酸洗材であっても、鋼球でショットブラストしたものでは侵食が深くなっている。これは、ショットブラストの際に鋼球の破片が母材に食い込み、結果として酸洗で酸化スケールを完全に除去できなかったことが原因であると考えられる。
以上の結果から、孔食深さの許容範囲を強度への影響が無視できるレベルとして板厚の５％までとすると、屋外の使用ではショットブラストすることなく酸洗した材料が好ましいことが判る。
【００２２】
【実施例２】
表２に示した組成をもち、拡散焼鈍したままの熱間圧延板から試験片を切り出し、耐土壌腐食性を調査した。比較材としては、ＪＩＳ  Ａ５５２８に既定されている熱間圧延鋼矢板を使用した。
【００２３】
0004306860.tif 000003
【００２４】
耐土壌腐食性試験では、図２に示すように真砂を充填した樹脂製容器に２枚の試験片をそれぞれ異なる深さで埋設した。上水に試薬特級のＮａＣｌを加えてＣｌ- 濃度を１００ＰＰＭに調製した試験液を用意し、下部の試験片２が漬かるように試験液を樹脂製容器に注入した。そして、２枚の試験片１と２の間に流れる腐食電流を測定し、測定値に基づいて耐蝕性を評価した。
図３の試験結果にみられるように、従来の鋼矢板では、下部の試験片２にアノード電流が継続して流れ、腐食が進行していることが判る。これに対し、本発明の耐食鋼では、下部の試験片２に流れるアノード電流が極めて小さく、腐食の発生又は成長がほとんどみられない。この結果から、本発明に従った耐食鋼は、海岸又はそれに近い土壌に埋設されて使用される用途においても優れた耐蝕性，耐久性を示すものといえる。
【００２５】
【実施例３】
本実施例では、表３に示す鋼材を用い、機械的性質，溶接部靭性，住宅内の環境をシミュレートした腐食試験における耐蝕性を調査した。表３において、鋼種番号８はγmax が８０以上であるがＣ量が本発明で既定した範囲を外れる比較鋼，鋼種番号９及び１０は本発明鋼，鋼種番号１１はＳＵＳ４０９Ｌである。何れの鋼材も板厚４．５ｍｍに熱間圧延し、鋼種番号１０，１１を除き拡散焼鈍を施した後、ショットブラストせずに酸洗した。鋼種番号１０，１１では、９５０℃に急速加熱して冷却する短時間焼鈍を施した。また、比較のため、めっき付着量が片面当たり９０ｇ／ｍ2 の溶融亜鉛めっき鋼板を鋼種番号１２として使用した。
【００２６】
0004306860.tif 000004
【００２７】
構造材としてはめっきの下地鋼としてＳＳ４００が多用されているので、ＳＳ４００の引張強さ４００〜５１０Ｎ／ｍｍ2 を目安として各種鋼材の機械的性質をみると、表４にみられるように熱延ままの状態では引張強さが著しく高く、加工性を重視した用途では拡散焼鈍の必要なことが判る。なお、比較材である鋼種番号１１は、引張強さが４００Ｎ／ｍｍ2 に届かず、構造材用途としては強度が不足している。
【００２８】
0004306860.tif 000005
【００２９】
ＭＡＧ溶接では、３０９ＬＣを溶接芯線に用い、溶接入熱１０ｋＪ／ｃｍ程度の条件で溶接した。溶接された各鋼材から、靭性が最も低くなる熱影響部に切り欠き位置を設定したシャルピー試験片を切り出した。シャルピー試験は−２５℃で３回行い、その平均値を衝撃値として求めた。
表４の試験結果にみられるように、ＳＳ４００の熱影響部での衝撃値は、鋼種番号１２で示すようにほぼ６０Ｊ／ｃｍ2 であるから、構造材として用いる場合にはこの程度の衝撃値が必要とされる。
鋼種番号８は、γmax が８０以上の鋼材であるが、Ｃ量が高いために衝撃値が６０Ｊ／ｃｍ2 に達していない。他方、本発明に従った鋼種番号９及び１０では、溶接熱影響部のマルテンサイト量が９０％以上となっており、熱影響部の衝撃値は何れもＳＳ４００と同等以上の値を示し、靭性に優れていた。また、鋼種番号１１では、溶接部の靭性が著しく低く、構造材としての用途には適さなかった。
【００３０】
更に、住宅環境用構造材として要求される特性を調査するため、図４に示す試験方法で耐蝕性を評価した。この試験方法では、ＭＡＧ溶接材を試験片として用い、沖縄の海岸沿いに位置する住宅の床下部材に付着する海塩粒子の１００年分に相当する海塩粒子量を予め試験片に付着させて乾燥・湿潤するサイクルを５０回繰り返した。
試験後の各試験片に発生した孔食の深さを測定し、耐孔食性を調査した。表４の試験結果にみられるように、Ｃｒ含有量が１１〜１２重量％の鋼種番号８〜１１では、腐食形態が孔食であって、何れも０．１ｍｍ程度の浅い食孔であった。しかも、溶接部に孔食が集中することがなく、母材部，溶接部共に耐蝕性が優れていた。これに対し、亜鉛めっき鋼板では、腐食が溶接部に集中し、深さ０．５ｍｍの侵食が発生していた。このことから、めっき層の耐久性評価は難しいが、亜鉛めっき鋼板では溶接後に補修が必要であるといえる。
【００３１】
更に、住宅環境用構造材として要求される特性を調査するため、図４に示す試験方法で耐蝕性を評価した。この試験方法では、ＭＡＧ溶接材を試験片として用い、沖縄の海岸沿いに位置する住宅の床下部材に付着する海塩粒子の１００年分に相当する海塩粒子量を予め試験片に付着させて乾燥・湿潤するサイクルを５０回繰り返した。
試験後の各試験片に発生した孔食の深さを測定し、耐孔食性を調査した。表４の試験結果にみられるように、Ｃｒ含有量が１１〜１２質量％の鋼種番号８〜１１では、腐食形態が孔食であって、何れも０．１ｍｍ程度の浅い食孔であった。しかも、溶接部に孔食が集中することがなく、母材部，溶接部共に耐蝕性が優れていた。これに対し、亜鉛めっき鋼板では、腐食が溶接部に集中し、深さ０．５ｍｍの侵食が発生していた。このことから、めっき層の耐久性評価は難しいが、亜鉛めっき鋼板では溶接後に補修が必要であるといえる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  屋外での使用を想定した複合サイクル試験における侵食深さの変化を表わしたグラフ
【図２】  土壌腐食試験の説明図
【図３】  土壌腐食試験結果のグラフ
【図４】  住宅内の腐食環境を模擬した試験方法の説明図
【図１】
0004306860.tif 000006
【図２】
0004306860.tif 000007
【図３】
0004306860.tif 000008
【図４】
0004306860.tif 000009