JP2017039963A - 油井管 - Google Patents

Abstract

【課題】内面が高温になった場合にも、他の油井管又はカップリングとの間の高い密封性能を維持することができる油井管を提供する。
【解決手段】油井管（１０）は、ピン（１１）を備える。ノーズ部（１１１）は、ピン（１１）の先端部を構成し、締結時においてボックス（２１）の内径よりも小さい外径を有する。ピンショルダ面（１１４）は、ノーズ部（１１１）の先端面に形成され、外周側が内周側よりもピン（１１）の先端側に位置するように傾斜する。ノーズ部（１１１）とボックス（２１）とのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）は、ノーズ部（１１１）の管軸方向の長さをＬ（ｍｍ）、ノーズ部（１１１）の管軸方向の中央における外径及び厚みをそれぞれＤ（ｍｍ）及びＴ（ｍｍ）として、式（６）を満たす。ピンショルダ面（１１４）と管軸に垂直な面とがなす角は、Ｄ、Ｌ、Ｔが式（７）を満たすとき、８°以上２１°以下である。
５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）
ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）
【選択図】図１１

Description

本開示は、油井管に関し、より詳細には、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される油井管に関する。

従来から、油井環境において、マルテンサイト系ステンレス鋼が広く使用されてきた。従来の油井環境は、炭酸ガス（ＣＯ_２）及び／又は塩素イオン（Ｃｌ⁻）を含有する。１３質量％前後のＣｒを含有するマルテンサイト系ステンレス鋼（以下、１３％Ｃｒ鋼という）は、このような従来の油井環境において、優れた耐食性を有する。

近年、原油価格の高騰に起因して、深層油井の開発が進んでいる。深層油井の深度は深い。そして、深層油井は腐食性が高く、高温である。より具体的には、深層油井は、高温の腐食性ガスを含有する。腐食性ガスは、ＣＯ_２及び／又はＣｌ⁻を含有し、さらに、硫化水素ガスを含有する場合もある。高温での腐食反応は、常温での腐食反応よりも激しい。そのため、深層油井に使用される油井用鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりも高い強度及び耐食性を求められる。

ここで、二相ステンレス鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりもＣｒ含有量が高い。そのため、二相ステンレス鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりも高い耐食性を有する。二相ステンレス鋼は例えば、２２％のＣｒを含有する２２％Ｃｒ鋼や、２５％のＣｒを含有する２５％Ｃｒ鋼などである。しかしながら、二相ステンレス鋼は合金元素を多く含有するため高価である。したがって、１３％Ｃｒ鋼よりも高い耐食性を有し、二相ステンレス鋼よりも安価なステンレス鋼が求められている。

この要求に応じて、１５．５〜１８％のＣｒを含有し、高温の油井環境において高い耐食性を有するステンレス鋼が提案されている。特開２００５−３３６５９５号公報（特許文献１）は、高強度を有し、２３０℃の高温環境において耐炭酸ガス腐食性を有するステンレス鋼管を提案する。この鋼管の化学組成は、１５．５〜１８％のＣｒと、１．５〜５％のＮｉと、１〜３．５％のＭｏとを含有し、Ｃｒ＋０．６５Ｎｉ＋０．６Ｍｏ＋０．５５Ｃｕ−２０Ｃ≧１９．５を満たし、さらに、Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．３Ｓｉ−４３．５Ｃ−０．４Ｍｎ−Ｎｉ−０．３Ｃｕ−９Ｎ≧１１．５を満たす。この鋼管の金属組織は、１０〜６０％のフェライト相と、３０％以下のオーステナイト相とを含有し、残部はマルテンサイト相からなる。

国際公開第２０１０／０５０５１９号（特許文献２）は、２００℃の高温炭酸ガス環境において耐食性を有し、さらに、原油又はガスの回収が一時的に停止されることにより油井又はガス井の環境温度が低下した場合であっても高い耐硫化物応力腐食割れ性を有するステンレス鋼管を提案する。この鋼管の化学組成は、１６％超〜１８％のＣｒと、２％超〜３％のＭｏと、１〜３．５％のＣｕと、３〜５％未満のＮｉとを含有し、［Ｍｎ］×（［Ｎ］−０．００４５）≦０．００１を満たす。この鋼管の金属組織は、体積率で１０〜４０％のフェライト相と、１０％以下の残留オーステナイト相とを含有し、残部はマルテンサイト相である。

国際公開第２０１０／１３４４９８号（特許文献３）は、高温環境で優れた耐食性を有し、常温で優れた耐ＳＳＣ性を有する高強度のステンレス鋼を提案する。この鋼の化学組成は、１６％超〜１８％のＣｒと、１．６〜４．０％のＭｏと、１．５〜３．０のＣｕと、４．０超〜５．６％のＮｉとを含有し、Ｃｒ＋Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｍｏ≧２５．５を満たし、−８≦３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ／２＋８．２−１．１（Ｃｒ＋Ｍｏ）≦−４を満たす。この鋼の金属組織は、マルテンサイト相と、１０〜４０％のフェライト相と、残留オーステナイト相とを含有し、フェライト相分布率が８５％よりも高い。

ところで、これらの文献に開示された１５．５〜１８％のＣｒを含有する高Ｃｒステンレス鋼において、低温靱性が不十分な場合がある。特開２０１０−２０９４０２号公報（特許文献４）は、低温靱性に優れた油井用高強度ステンレス鋼管を提案する。この鋼管は、１５．５〜１７．５％のＣｒを含有し、ミクロ組織内の結晶粒のうち最も大きいものにおいて、当該結晶粒内の任意の２点間の距離が２００μｍ以下である（換言すれば、結晶粒径が２００μｍ以下である）。また、国際公開第２０１３／１７９６６７号（特許文献５）には、肉厚方向に引いた線分の単位長さ当たりに存在するフェライト−マルテンサイト粒界の数として定義されるＧＳＩ値が肉厚中心部で１２０以上である組織を有することで、優れた耐食性及び低温靱性を兼備することができると記載されている。

１５．５〜１８％のＣｒを含有する二相系の高Ｃｒステンレス鋼は、２２％Ｃｒ鋼や２５％Ｃｒ鋼と比較して高温環境での強度が高い。例えば、２５０℃の高温環境下では、１５．５〜１８％のＣｒを含有する二相ステンレス鋼の強度は、２２％Ｃｒ鋼や２５％Ｃｒ鋼の強度より８％程度も高い。油井管の連結に利用されるねじ継手は、管本体の降伏強度の９０〜９５％という高い荷重で性能試験が実施される。このため、８％の強度の差は極めて大きい。

油井管の連結に利用されるねじ継手の形式は、インテグラル型とカップリング型とに大別される。インテグラル型では、油井管同士が直接連結される。具体的には、一の油井管の端部の内周に設けられた雌ねじ部に、他の油井管の端部の外周に設けられた雄ねじ部がねじ込まれ、油井管同士が連結される。カップリング型では、カップリングを介して油井管同士が連結される。具体的には、カップリングの両端部の内周に設けられた雌ねじ部の各々に、油井管の端部の外周に設けられた雄ねじ部がねじ込まれることにより、油井管同士が連結される。

一般に、雄ねじ部が形成された油井管の端部は、雌ねじ部に挿入される要素を含むことからピンと称される。雌ねじ部が形成された油井管又はカップリングの端部は、雄ねじ部を受け入れる要素を含むことからボックスと称される。

深層油井では、井戸底が２５０℃超の高温であり、井戸底と井戸口との温度差が大きい。このため、深層油井で用いられる油井管のねじ継手には、高温環境における高い強度が要求される。常温環境で高い強度を有するねじ継手であっても高温環境での強度が低ければ、結局のところ低い方の強度に合わせて油井の設計を行う必要があり、無駄が生じるためである。

また、深層油井の生産対象は、天然ガスであることが多い。よって、深層油井で用いられる油井管のねじ継手には、高圧のガスに対する優れた密封性能も要求される。

優れた密封性能を確保するため、メタル−メタル接触によるシール部に加え、ピンの先端部を構成するノーズ部をねじ継手に設ける技術が知られている。メタル−メタル接触によるシール部は、ピンシール面の径がボックスシール面の径よりもわずかに大きくなっていることにより（以下、この径差を干渉量という）、締結によってシール面同士が嵌め合わされたときに、各シール面が元の径に戻ろうとする弾性回復力によって各シール面に接触圧力が発生し、シール面同士が全周密着する構造である。ノーズ部は、ボックスと干渉しないように構成されており、ピンシール面の弾性回復力を増幅させる。この弾性回復力の増幅効果により、ねじ継手の密封性能が向上する。

油井管の材料として１５．５〜１８％のＣｒを含有する二相系の高Ｃｒステンレス鋼を選択するとともに、ねじ継手にノーズ部を付与することにより、耐食性、高温環境での強度、及び密封性能を確保することができる。

特開２００５−３３６５９５号公報 国際公開第２０１０／０５０５１９号 国際公開第２０１０／１３４４９８号 特開２０１０−２０９４０２号公報 国際公開第２０１３／１７９６６７号

ところで、油井管のねじ継手の密封性能、つまりシール部の接触力は、高温環境下であっても温度が均一であれば、シール部の周辺がマクロに弾性である限りにおいて、急激に低下することはない。すなわち、高温による降伏応力の低下によってシール部の周辺がマクロに塑性変形しない限り、密封性能は急激に低下しない。ねじ継手の周囲の温度が均一であれば、熱膨張及び／又は熱収縮や強度の変化はピンとボックスとでほぼ同等であり、シール部の接触力を発生させる干渉量及びノーズ部の剛性がほとんど変化しないためである。

深層油井の生産物の温度は、井戸底の地温と基本的に等しい。生産物の温度は、生産物を地上に汲み上げる過程でいくらか低下するものの、生産物が井戸口に達した時点でもまだ相当に高い。この高温の生産物が連結された複数の油井管の内部を通過すると、特に油井の上部において、これらの油井管の内面と外面との間に温度差が生じる。すなわち、各油井管において、高温の生産物が内部を通過することによって内面が熱くなる一方、外面は冷たいままという現象が生じる。

上述の温度差により、ねじ継手では、ピンとボックスとの間に強度の差や熱膨張及び／又は熱収縮の程度の差が生じ得る。これらの差が大きい場合には、シール部の接触力が著しく低下し、密封性能を喪失することもある。各油井管の内面及び外面の温度は時間が経つにつれて徐々に均一になるが、シール部の接触力が低下して一度リークが発生すると、リークパスが形成されてしまう。このリークパスは、シール部が再度接触したとしても完全には塞がらない。このため、継続してリークが生じる事態となる。

本開示は、内面が高温になった場合にも、他の油井管又はカップリングとの間の高い密封性能を維持することができる油井管を提供することを目的とする。

本開示に係る油井管は、ステンレス鋼からなる。油井管は、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される。ステンレス鋼は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６％、Ｓｉ：０．０５〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％未満、Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、Ｎｉ：２．５〜６．０％、Ｖ：０．００５〜０．２５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下、Ｏ：０．０１％以下、Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％、Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％、Ｔａ：０〜０．２５％、Ｂ：０〜０．００５％、Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、及びＲＥＭ：０〜０．０５％を含有する。ステンレス鋼は、さらに、Ｍｏ：０〜３．５％及びＷ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する。ステンレス鋼は、残部がＦｅ及び不純物からなる。マトリクス組織は、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）

ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。

ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。

式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。

式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。

本開示に係る油井管は、管本体と、ピンとを備える。ピンは、管本体の少なくとも一方の端に連続して形成される。ピンは、他の油井管のボックス又はカップリングのボックスに挿入される。ピンは、ノーズ部と、雄ねじ部と、ピンシール面と、ピンショルダ面とを含む。ノーズ部は、ピンの先端部を構成する。ノーズ部は、締結された状態（隣接するピンシール面が干渉量によって縮径変形した状態）において、同じく締結された状態（隣接するボックスシール面が干渉量によって拡径変形した状態）のボックスの内径よりも小さい外径を有する。雄ねじ部は、ノーズ部よりも管本体側においてピンの外周に形成される。ピンシール面は、ノーズ部と雄ねじ部との間においてピンの外周に形成される。ピンショルダ面は、ノーズ部の先端面に形成される。ピンショルダ面は、外周側が内周側よりもピンの先端側に位置するように傾斜する。ノーズ部とボックスとのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）は、ノーズ部の管軸方向の長さをＬ（ｍｍ）、ノーズ部の管軸方向の中央における外径及び厚みをそれぞれＤ（ｍｍ）及びＴ（ｍｍ）として、式（６）を満たす。ピンショルダ面と管軸に垂直な面とがなす角は、Ｄ、Ｌ、Ｔが式（７）を満たすとき、８°以上２１°以下である。
５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）
ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）

本開示によれば、油井管の内面が高温になった場合にも、当該油井管と他の油井管又はカップリングとの間の高い密封性能を維持することができる。

図１は、実施形態に係る油井管用のステンレス鋼のミクロ組織の一例を示すミクロ組織画像である。 図２は、図１のミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換して得られた対数周波数スペクトル図である。 図３は、比較例であるステンレス鋼のミクロ組織の一例を示す写真である。 図４は、図３のミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換して得られた対数周波数スペクトル図である。 図５は、実施形態に係る油井管用のステンレス鋼のミクロ組織の一例を示すミクロ組織画像である。 図６は、図５のミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換して得られた対数周波数スペクトル図である。 図７は、比較例であるステンレス鋼のミクロ組織の一例を示す写真である。 図８は、図７のミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換して得られた対数周波数スペクトル図である。 図９は、βと延性脆性の遷移温度との関係を示すグラフである。 図１０は、実施形態に係る油井管を示す部分断面図である。 図１１は、図１０に示す油井管の管軸方向の端部の拡大断面図である。 図１２は、図１０に示す油井管と異なる構造を有する油井管の部分断面図である。 図１３は、図１１に示す構造とは異なる構造を有する油井管の管軸方向の端部の拡大断面図である。 図１４は、図１１及び図１３に示す構造とは異なる構造を有する油井管の管軸方向の端部の拡大断面図である。

＜１．油井管の材料について＞
実施形態に係る油井管は、ステンレス鋼からなる。以下、実施形態に係る油井管の材料として用いられるステンレス鋼について説明する。

ステンレス鋼のマトリクス組織は、フェライト相と、焼戻しマルテンサイト相及びオーステナイト相（以下、実質マルテンサイト相という）とを含む。マトリクス組織において、フェライト相及び実質マルテンサイト相が圧延方向（長さ方向）に沿って延びかつ層状に配列される場合、ステンレス鋼は低温靱性に優れる。一方、マトリクス組織において、フェライト相が網目状に不規則に分布する場合、ステンレス鋼の低温靱性は低い。ステンレス鋼が鋼板の場合、圧延により延びた鋼板の中心軸を圧延方向とする。ステンレス鋼が鋼管の場合、鋼管の中心軸を圧延方向とする。

ここで、本発明者等は、ステンレス鋼のフェライト相及び実質マルテンサイト相が、長さ方向に長く伸びることを特徴とする、ミクロ組織層状度を、ミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換することにより、肉厚方向及び長さ方向の両方を評価して定量化することができることを見出した。以下、この点について詳述する。

ステンレス鋼の任意の板幅方向に垂直な断面から、観察倍率１００倍であって１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を光学顕微鏡を用いて、グレースケール（２５６階調）にて撮影して得る。ミクロ組織画像の一例を図１に示す。図１では、ミクロ組織画像をｘｙ座標系に配置している。図１中のｙ軸は長さ方向であり、ｘ軸は長さ方向に垂直な肉厚方向である。図１において、灰色部分が実質マルテンサイト相であり、実質マルテンサイト相の粒の間に位置する白い部分がフェライト相である。ミクロ組織画像は、ｘ軸方向にＭ＝１０２４個の画素を有し、ｙ軸方向にＮ＝１０２４個の画素を有する。つまり、ミクロ組織画像は、Ｍ×Ｎ＝１０２４×１０２４の画素数を有する。

ミクロ組織画像から各画素（ｘ、ｙ）（ｘ＝０〜Ｍ−１、ｙ＝０〜Ｎ−１）の２次元データｆ（ｘ，ｙ）を得る。ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素のグレースケールでの階調を表す。得られた２次元データに対して、式（５）で定義される２次元離散フーリエ変換（２Ｄ ＤＦＴ）を実施する。Ｍ−１＝１０２３、Ｎ−１＝１０２３である。

ここで、Ｆ（ｕ，ｖ）は、２次元データｆ（ｘ，ｙ）の２次元離散フーリエ変換後の２次元周波数スペクトルである。周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）は一般に複素数であり、２次元データｆ（ｘ，ｙ）の周期性及び規則性の情報を含む。換言すれば、周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）は、図１に示すようなミクロ組織画像内における、フェライト相及び実質マルテンサイト相の組織の周期性及び規則性に関する情報を含む。

図２は、図１に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図である。図２の横軸はｖ軸であり、縦軸はｕ軸である。図２の周波数スペクトル図は、白黒階調画像（グレースケール画像）であり、周波数スペクトルの最大値が白色、最小値が黒色である。周波数スペクトルの高い部分（図２中の白色部分）は、例えば図２の場合、ｕ軸に延びた形状であり、境界は明確ではない。

ここで、周波数スペクトル図の周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）において、ｕ軸上のスペクトルの絶対値の総和Ｓｕは、式（３）で定義される。周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）において、ｖ軸上のスペクトルの絶対値の総和Ｓｖは、式（４）で定義される。さらに、Ｓｖに対するＳｕの比は、式（２）で定義されるβである。なお、Ｓｕ，Ｓｖは、（ｕ，ｖ）空間で座標（０，０）のスペクトル強度を含まない。

また、同様の方法により、図３，５，７に示すステンレス鋼のミクロ組織画像を得る。さらに、図３，５，７に示すミクロ組織画像の各々から対数周波数スペクトル図を求める。図４は、図３に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図であり、図６は、図５に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図であり、図８は、図７に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図である。以下、図１に示すミクロ組織を、組織１といい、図３に示すミクロ組織を、組織２といい、図５に示すミクロ組織を、組織３といい、図７に示すミクロ組織を、組織４という。

組織１の画像（図１）と組織２の画像（図３）とを比較すると、組織１は組織２よりもフェライト相及び実質マルテンサイト相が圧延方向（長さ方向）に延びた形状である。さらに、組織１は、組織２よりもフェライト相及び実質マルテンサイト相の積層周期（肉厚方向に並ぶ周期）が短く、規則的である。組織１の画像と組織３の画像（図５）とを比較すると、組織１及び組織３のいずれも、各相が長さ方向に延びた形状である。さらに、組織３は、組織１と同様に、積層周期が短く、規則的である。組織３の画像と組織４の画像（図７）とを比較すると、組織３は組織４よりも各相が長さ方向に延びた形状である。さらに、組織３は、組織４よりも積層周期が短く、規則的である。

また、組織１〜組織４各々の対数周波数スペクトル図はいずれも、白色部分がｕ軸に沿って延びる。しかしながら、組織１及び組織４は、組織２及び組織４に比べて白色部分のｖ軸方向の幅が狭い。βは、組織１が２．０２４であり、組織２が１．４５８であり、組織３が２．１８３であり、組織４が１．３９５である。要するに、βが低いほど、白色部分はｕ軸方向に短くなり、ｖ軸方向に広がる。

また、延性脆性の遷移温度は、組織１が−８２℃であり、組織２が−１２℃であり、組織３が−１０９℃であり、組織４が−１９℃である。なお、遷移温度は後述の実施例と同じ条件での結果である。図９は、βと遷移温度（℃）との関係を示す図である。図９は、次の方法により得られた。化学組成は後述の本実施形態の範囲内であり、βが異なる複数のステンレス鋼を製造した。各ステンレス鋼に対して、後述の低温靱性評価試験を実施して、遷移温度を得て、図９を作成した。図９中の直線は図９中の全てのプロットから最小２乗法により得た線であり、Ｒ^２は相関関数である。

このように、βが大きくなると、低温靱性に優れる傾向があることが分かった。以上より、βは、前記層状度を指標するものと考えることができる。

本発明者等は、前述の知見に基づいて、実施形態に係る油井管に用いるステンレス鋼を完成させた。以下、当該ステンレス鋼について説明する。

実施形態に係る油井管用のステンレス鋼は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６％、Ｓｉ：０．０５〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％未満、Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、Ｎｉ：２．５〜６．０％、Ｖ：０．００５〜０．２５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下、Ｏ：０．０１％以下、Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％、Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％、Ｔａ：０〜０．２５％、Ｂ：０〜０．００５％、Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、及びＲＥＭ：０〜０．０５％を含有する。さらに、Ｍｏ：０〜３．５％、及びＷ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する。残部がＦｅ及び不純物からなる。マトリクス組織が、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）

ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。

ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。

式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。

式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。

このステンレス鋼は、βが１．５５以上であることで、延性脆性の遷移温度が−３０℃以下となる。その結果、このステンレス鋼は、低温靱性に優れる。さらに、このステンレス鋼は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性及び常温での耐ＳＳＣ性に優れる。

上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｃｕ：０．２〜３．５％、及びＣｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有してもよい。

上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及びＴａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有してもよい。

上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｂ：０．０００３〜０．００５％、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、及びＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有してもよい。

［化学組成］
実施形態に係る油井管用のステンレス鋼は、以下の化学組成を有する。以降、元素に関する「％」は、質量％を意味する。

Ｃ：０．００１〜０．０６％
炭素（Ｃ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｃ含有量が多すぎれば、焼戻し後の硬度が高くなり過ぎ、耐ＳＳＣ性が低下する。さらに、本実施形態の化学組成では、Ｃ含有量が増加するに従い、Ｍｓ点が低下する。そのため、Ｃ含有量が増加するに従い、オーステナイトが増加しやすくなり、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｃ含有量は、０．０６％以下である。Ｃ含有量は、好ましくは０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。また、製鋼工程における脱炭処理に掛かるコストを考慮すれば、Ｃ含有量は０．００１％以上である。Ｃ含有量は、好ましくは０．００３％以上であり、さらに好ましくは、０．００５％以上である。

Ｓｉ：０．０５〜０．５％
シリコン（Ｓｉ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ｓｉ含有量が多すぎれば、鋼の靱性及び熱間加工性が低下する。Ｓｉ含有量が多すぎればさらに、フェライトの生成量が増加し、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜０．５％である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．５％未満であり、さらに好ましくは０．４％以下である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．０６％以上であり、さらに好ましくは、０．０７％以上である。

Ｍｎ：０．０１〜２．０％
マンガン（Ｍｎ）は、鋼を脱酸及び脱硫し、熱間加工性を高める。Ｍｎ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、焼入れ時にオーステナイトが過剰に残留しやすくなり、鋼の強度を確保することが困難になる。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜２．０％である。Ｍｎ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．６％以下である。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０４％以上である。

Ｐ：０．０３％以下
リン（Ｐ）は不純物である。Ｐは鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｐ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｐ含有量は０．０３％以下である。Ｐ含有量は、好ましくは０．０２８％以下、さらに好ましくは０．０２５％以下である。また、Ｐ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｐ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。

Ｓ：０．００５％未満
硫黄（Ｓ）は不純物である。Ｓは鋼の熱間加工性を低下する。したがって、Ｓ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｓ含有量は０．００５％未満である。Ｓ含有量は、好ましくは０．００３％以下であり、さらに好ましくは０．００１５％以下である。また、Ｓ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｓ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。

Ｃｒ：１５．５〜１８．０％
クロム（Ｃｒ）は鋼の耐食性を高める。具体的には、Ｃｒは腐食速度を低くし、鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｃ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｃｒ含有量が多すぎれば、鋼中のフェライト相の体積率が増加して鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は１５．５〜１８．０％である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１７．８％以下であり、さらに好ましくは１７．５％以下である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１６．０％以上であり、さらに好ましくは１６．３％以上である。

Ｎｉ：２．５〜６．０％
ニッケル（Ｎｉ）は鋼の靱性を高める。Ｎｉはさらに、鋼の強度を高める。Ｎｉ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｎｉ含有量が多すぎれば、オーステナイトが多く生成し、その結果、鋼の強度が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は２．５〜６．０％である。Ｎｉ含有量は、好ましくは６．０％未満であり、さらに好ましくは５．９％以下である。Ｎｉ含有量は、好ましくは３．０％以上であり、さらに好ましくは３．５％以上である。

Ｖ：０．００５〜０．２５％
バナジウム（Ｖ）は、鋼の強度を高める。しかしながら、Ｖ含有量が多すぎれば、靱性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０．００５〜０．２５％とする。Ｖ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、さらに好ましくは０．１５％以下である。Ｖ含有量は、好ましくは０．００８％以上であり、さらに好ましくは０．０１％以上である。

Ａｌ：０．０５％以下
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ａｌ含有量が多すぎれば、鋼中の介在物が増加して鋼の靱性が低下する。そのため、上限は０．０５％とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０４８％以下であり、さらに好ましくは０．０４５％以下である。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。

Ｎ：０．０６％以下
窒素（Ｎ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｎ含有量が多すぎれば、オーステナイトが過剰に生成し、鋼中の介在物も増加する。その結果、鋼の靱性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０６％以下である。Ｎ含有量は、０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。Ｎ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｎ含有量は、好ましくは０．００１％以上であり、さらに好ましくは０．００２％以上である。

Ｏ：０．０１％以下
酸素（Ｏ）は不純物である。Ｏは鋼の靭性及び耐食性を低下させる。したがって、Ｏ含有量は０．０１％以下である。Ｏ含有量は、好ましくは０．０１％未満であり、より好ましくは０．００９％以下、さらに好ましくは０．００６％以下である。Ｏ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｏ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。

Ｍｏ：０〜３．５％、Ｗ：０〜３．５％
モリブデン（Ｍｏ）及びタングステン（Ｗ）は互いに置換可能な元素であり、両方を含有してもよく、一方だけを含有してもよい。Ｍｏ及びＷは、少なくとも一方を含有することが必須である。これらの元素は鋼の耐ＳＣＣ性を高める。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、その効果が飽和する。したがって、Ｍｏ含有量は０〜３．５％であり、Ｗ含有量は０〜３．５％であり、Ｍｏ及びＷからなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する必要がある。Ｍｏ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。Ｗ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｗ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）

本実施形態によるステンレス鋼の化学組成は、下記の選択元素を含有しても良い。すなわち、下記の元素は、いずれも本実施形態によるステンレス鋼に含有されていなくても良い。また、一部だけが含有されていても良い。

Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％
銅（Ｃｕ）及びコバルト（Ｃｏ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は、焼戻しマルテンサイト相の体積分率を増加させ、鋼の強度を高める。さらに、Ｃｕは焼戻し時にＣｕ粒子として析出し、その強度をさらに高める。これらの元素の含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の熱間加工性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０〜３．５％とし、Ｃｏ含有量は０〜１．５％とする。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｃｕ：０．２〜３．５％及びＣｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃｕ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．３％以上であり、さらに好ましくは０．５％以上である。Ｃｏ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．８％以下である。Ｃｏ含有量は、好ましくは０．０８％以上であり、さらに好ましくは０．１％以上である。

Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％及びＴａ：０〜０．２５％
ニオブ（Ｎｂ）、チタン（Ｔｉ）、ジルコニウム（Ｚｒ）及びタンタル（Ｔａ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は鋼の強度を高める。これらの元素は鋼の耐孔食性及び耐ＳＣＣ性を向上させる。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果が得られる。しかしながら、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の靭性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔｉ含有量は０〜０．２５％であり、Ｚｒ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔａ含有量は０〜０．２５％である。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及びＴａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．２４％以下であり、さらに好ましくは０．２３％以下である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。

Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、ＲＥＭ：０〜０．０５％及びＢ：０〜０．００５％
カルシウム（Ｃａ）、マグネシウム（Ｍｇ）、希土類元素（ＲＥＭ）及びボロン（Ｂ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は製造時の熱間加工性を改善する。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭの含有量が多すぎれば、酸素と結合して合金の清浄性を著しく低下させ、耐ＳＳＣ性を劣化させる。また、Ｂ含有量が多すぎれば、鋼の靭性を低下させる。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１％であり、Ｍｇ含有量は０〜０．０１％であり、ＲＥＭ含有量は０〜０．０５％であり、Ｂ含有量は０〜０．００５％である。また、上記効果を十分に得るためには、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、ＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％及びＢ：０．０００３〜０．００５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃａ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｃａ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０４５％以下であり、さらに好ましくは０．０４％以下である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｂ含有量は、好ましくは０．００４５％以下であり、さらに好ましくは０．００４％以下である。Ｂ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。

ＲＥＭとは、スカンジウム（Ｓｃ）、イットリウム（Ｙ）及びランタノイドの合計１７元素の総称である。本実施形態において、ＲＥＭ含有量とは、上述の１７元素の１種又は２種以上の総含有量を意味する。

なお、本実施形態によるステンレス鋼の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物である。ここでいう不純物とは、ステンレス鋼を工業的に製造する際に、原料として利用される鉱石やスクラップから混入する元素、又は製造過程の環境等から混入する元素を意味する。

［ミクロ組織］
本実施形態によるステンレス鋼のマトリクス組織は、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。以降、マトリクス組織のこれらの体積率（分率）に関する％は、体積％を意味する。

マトリクス組織中のフェライト相の体積率（フェライト分率：％）、オーステナイト相の体積率（オーステナイト分率：％）及び焼戻しマルテンサイト相の体積率（マルテンサイト分率：％）は次の方法で測定する。

［フェライト分率の測定方法］
ステンレス鋼の任意の位置からサンプルを採取する。ステンレス鋼の断面に相当するサンプルの表面（以下、観察面という）を研磨する。王水とグリセリンとの混合溶液を用いて、研磨された観察面をエッチングする。エッチングにより白く腐食された部分がフェライト相であり、このフェライト相の面積率を、ＪＩＳ Ｇ０５５５（２００３）に準拠した点算法で測定する。測定された面積率は、フェライト相の体積分率に等しいと考えられるため、これをフェライト分率（％）と定義する。

［オーステナイト分率の測定方法］
オーステナイト分率は、Ｘ線回折法を用いて求める。ステンレス鋼の任意の位置から、１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍのサンプルを採取する。サンプルを用いて、フェライト相（α相）の（２００）面及び（２１１）面、オーステナイト相（γ相）の（２００）面、（２２０）面及び（３１１）面の各々のＸ線強度を測定し、各面の積分強度を算出する。算出後、α相の各面とγ相の各面との組み合わせ（合計６組）毎に、以下の式（８）を用いて体積率Ｖγを求める。各面の体積率Ｖγの平均値を、オーステナイト分率（％）と定義する。
Ｖγ＝１００／｛１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝ （８）

ここで、Ｉαはα相の積分強度であり、Ｒγはγ相の結晶学的理論計算値であり、Ｉγはγ相の積分強度であり、Ｒαはα相の結晶学的理論計算値である。

［マルテンサイト分率の測定方法］
マトリクス組織のうち、フェライト相及びオーステナイト相以外の残部を、焼戻しマルテンサイト相の体積率（マルテンサイト分率）と定める。つまり、マルテンサイト分率（％）は１００％からフェライト分率（％）及びオーステナイト分率（％）を引いた値である。

［β］
本実施形態のステンレス鋼は、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。βは、次の方法で求める。ステンレス鋼の任意の板幅方向に垂直な断面（鋼管の場合は、管軸に平行な肉厚断面）から、マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影する。得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表す。したがって、グレースケール（２５６階調）で表されるミクロ組織画像は、ステンレス鋼のうち、肉厚方向及び長さ方向を含む面での断面から得られる。さらに、２次元離散フーリエ変換を用いて、グレースケールで表されるミクロ組織画像から、式（２）で定義されるβを求める。

ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。

式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。

式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。

上述のとおり、βと低温靱性とは図９に示す関係を有する。本発明の一実施形態によるステンレス鋼は、マトリクス組織から求めたβが１．５５以上であれば、図９に示すとおり、延性脆性の遷移温度が−３０℃以下となる。したがって、本発明の一実施形態によるステンレス鋼は通常要求される−１０℃において優れた低温靱性を示す。βは、好ましくは、１．６以上であり、さらに好ましくは、１．６５以上である。

以上のことから、本実施形態によるステンレス鋼は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性及び常温での耐ＳＳＣ性に優れ、かつ優れた低温靱性を有する。

［製造方法］
本実施形態のステンレス鋼の製造方法の一例を説明する。上述の化学組成を有する鋼素材（スラブ、ブルーム、ビレット等の鋳片又は鋼片）を適切な温度範囲においてなるべく高い圧延率で熱間圧延することにより、βが１．５５以上のマトリクス組織が得られる。本例では、ステンレス鋼の製造方法の一例として、ステンレス鋼板の製造方法について説明する。

上述の化学組成を有する鋼素材を準備する。素材は、連続鋳造により製造された鋳片であってもよいし、鋳片又はインゴットを熱間加工して製造された板材であってもよい。

準備された素材を加熱炉又は均熱炉に装入し、加熱する。加熱された素材を熱間圧延して、中間材（熱間圧延後の鋼素材）を製造する。このとき、熱間圧延工程での圧延率４０％以上とする。ここで、圧延率（ｒ：％）は、次の式（９）で定義される。
ｒ＝｛１−（熱間圧延後の鋼素材の肉厚／熱間圧延前の鋼素材の肉厚）｝×１００ （９）

熱間圧延時における鋼材温度（圧延開始温度）を１２００〜１３００℃にする。ここでいう鋼材温度とは、素材の表面温度を意味する。素材の表面温度は、例えば、熱間圧延開始時に測定される。素材の表面温度は、素材の軸方向に沿って測定された表面温度の平均である。素材を加熱炉にて、例えば、１２５０℃の加熱温度で均熱した場合、鋼材温度は実質的に加熱温度に等しくなり、１２５０℃になる。さらに、熱間圧延終了時の鋼材温度（圧延終了温度）は、１１００℃以上が好ましい。

製造工程中、複数の熱間圧延工程が存在する場合、圧延率は、１１００〜１３００℃の鋼材温度の素材に対して連続して実施された熱間圧延工程の累積の圧延率を意味する。

熱間圧延時に鋼材温度が１１００℃を下回る場合、熱間加工性の低下により鋼材表面に多量の疵が発生することがある。したがって、鋼材の加熱温度は高い方が好ましい。一方、層状度を高めるためには高い圧延率で圧延することが好ましい。

熱間圧延後の素板（中間材）に対して焼入れ及び焼戻しを実施する。中間材に焼入れ及び焼戻しを実施することにより、ステンレス鋼板の降伏強度を７５８ＭＰａ以上にすることができる。さらに、マトリクス組織が焼戻しマルテンサイト相を有する。

好ましくは、焼入れ工程では、中間材を一旦常温近傍の温度まで冷却する。そして、冷却された中間材を８５０〜１０５０℃の温度範囲に加熱する。加熱された中間材を、水等で冷却し、焼入れしてステンレス鋼板を製造する。好ましくは、焼戻し工程では、焼入れ後の中間材を６５０℃以下の温度に加熱する。つまり、焼戻し温度は好ましくは６５０℃以下である。焼戻し温度が６５０℃を超えると、鋼中にオーステナイトが増加し、強度が低下しやすくなるからである。好ましくは、焼戻し工程では、焼入れ後の中間材を５００℃を超えた温度に加熱する。つまり、焼戻し温度は好ましくは５００℃を超えた温度である。

以上の製造工程により、βが１．５５以上であるステンレス鋼板が製造される。ステンレス鋼は、鋼板に限定されず、鋼板以外の他の形状であってもよい。好ましくは、素材を１２００〜１２５０℃の温度で所定時間均熱し、その後、圧延率５０％以上で圧延終了温度１１００℃以上の熱間圧延を実施する。この場合、表面疵の発生を抑えつつ高い層状度をもつステンレス鋼材を得ることができる。

＜２．油井管の構造について＞
本発明者等は、油井管の構造についても検討を重ね、以下のような知見を得た。

上述したように、油井管の内面と外面との温度差が発生し、ピンとボックスとの間に熱膨張及び／又は熱収縮の程度の差や強度の差が生じた場合、ねじ継手の密封性能を維持できないおそれがある。ノーズ部は密封性能の向上に有効な技術であるが、ピンにノーズ部が設けられている場合であっても、ピンとボックスとの間の熱膨張及び／又は熱収縮の程度の差や強度の差が大きければ、ねじ継手の密封性能が著しく損なわれるという事態が生じ得る。

詳述すると、ピンの内面が熱せられた場合、ピンに設けられたノーズ部は熱膨張により拡径する。ノーズ部は、管軸方向にも膨張しようとするが、先端面がボックスの端面に突き当たり、管軸方向にはほとんど膨張することができない。このため、ノーズ部は、径方向に膨張するしかなく、本来の熱膨張による拡径が助長される。熱膨張によってノーズ部の外周面がボックスの内周面と接触した場合、ノーズ部によるピンシール面の弾性回復力の増幅効果が急激に損なわれるのに加え、シール部の干渉量を実質的に減少させることになる。ピンシール面の部分が熱膨張するので一見シール部の接触力が増幅されるかに思われるが、実際にはシール部の接触力が著しく低下し、ねじ継手の密封性能が損なわれる。

本発明者等は、ピンのノーズ部が径方向に大きく熱膨張した場合であってもボックスに接触しないように、ノーズ部とボックスとのすき間を規定すればよいと考えた。本発明者等は、ノーズ部の最先端付近で拡径量が最も大きく、また、この拡径量にはノーズ部の外径、管軸方向の長さ、及び厚みが最も大きく影響していることを見出した。そして、本発明者等は、鋭意検討の結果、ノーズ部の外径、管軸方向の長さ、及び厚みによって規定されるある範囲にノーズ部とボックスとのすき間の体積を収めることにより、熱膨張によるノーズ部とボックスとの接触を防止できることを突き止めた。

実施形態に係る油井管は、油井管は、管本体と、ピンとを備える。ピンは、管本体の少なくとも一方の端に連続して形成される。ピンは、他の油井管のボックス又はカップリングのボックスに挿入される。ピンは、ノーズ部と、雄ねじ部と、ピンシール面と、ピンショルダ面とを含む。ノーズ部は、ピンの先端部を構成する。ノーズ部は、締結された状態（隣接するピンシール面が干渉量によって縮径変形した状態）において、同じく締結された状態（隣接するボックスシール面が干渉量によって拡径変形した状態）のボックスの内径よりも小さい外径を有する。雄ねじ部は、ノーズ部よりも管本体側においてピンの外周に形成される。ピンシール面は、ノーズ部と雄ねじ部との間においてピンの外周に形成される。ピンショルダ面は、ノーズ部の先端面に形成される。ピンショルダ面は、外周側が内周側よりもピンの先端側に位置するように傾斜する。ノーズ部とボックスとのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）は、ノーズ部の管軸方向の長さをＬ（ｍｍ）、ノーズ部の管軸方向の中央における外径及び厚みをそれぞれＤ（ｍｍ）及びＴ（ｍｍ）として、式（６）を満たす。ピンショルダ面と管軸に垂直な面とがなす角は、Ｄ、Ｌ、Ｔが式（７）を満たすとき、８°以上２１°以下である。
５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）
ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）

上記油井管では、ノーズ部と他の油井管又はカップリングのボックスとのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）が５πＬ^２／Ｔよりも大きく、０．４πＬＤよりも小さくなるように規定されている。体積Ｖをこのように規定することにより、油井管の内面が熱せられ、ノーズ部が径方向に熱膨張した場合も、ノーズ部とボックスとの接触を防止することができる。よって、油井管の内面が高温になった場合にも、ピンシール面の弾性回復力の増幅効果が低下するのを防ぐことができるのに加え、シール部の干渉量が実質的に減少することも防ぐことができ、その結果、当該油井管と他の油井管又はカップリングとの間の高い密封性能を維持することができる。

ノーズ部の先端面に設けられたピンショルダ面がボックスの最内奥の端面に突き当たることにより、ボックスの最内奥の端面から受ける反力の径方向成分がピンシール面の接触力を増幅する。このピンショルダ面の効果は、ノーズ部の剛性を確保することにより発揮される。すなわち、ピンショルダ面の効果は、ノーズ部の管軸方向の長さ及び厚みと密接な関係がある。

上記油井管では、ノーズ部がＴＤ／Ｌ＞５０を満たすという条件の下、ピンショルダ面と管軸に垂直な面とが角度が８°以上２１°以下に規定されている。これにより、ピンショルダ面は、ピンシール面の接触力を増幅する効果を十分に発揮する。

以下、油井管の構造について、図１０〜図１４を参照しつつ、さらに詳しく説明する。図中同一及び相当する構成については同一の符号を付し、同じ説明を繰り返さない。説明の便宜上、各図において、構成を簡略化又は模式化して示したり、一部の構成を省略して示したりする場合がある。

図１０は、一実施形態に係る油井管の概略構成を示す部分断面図である。図１０では、一の油井管１０が他の油井管１０と連結された状態を示している。油井管１０，１０は、管状のカップリング２０を介して互いに連結される。油井管１０，１０及びカップリング２０は、上述のステンレス鋼からなる。

油井管１０は、ピン１１と、管本体１２とを備える。ピン１１は、管本体１２の管軸方向の一方の端に連続して形成される。図示を省略するが、管本体１２の管軸方向の他方の端にもピン１１が連続して形成されている。すなわち、油井管１０の両端部は、それぞれピン１１によって構成されている。

ピン１１は、カップリング２０のボックス２１に挿入され、ボックス２１と締結される。ピン１１は、ノーズ部１１１と、雄ねじ部１１２と、ピンシール面１１３と、ピンショルダ面１１４とを備える。

ノーズ部１１１は、雄ねじ部１１２及びピンシール面１１３よりもピン１１の先端側に配置されている。ノーズ部１１１は、ピン１１の先端部を構成する。ノーズ部１１１は、締結された状態（隣接するピンシール面が干渉量によって縮径変形した状態）において、同じく締結された状態（隣接するボックスシール面が干渉量によって拡径変形した状態）のボックス２１の内径よりも小さい外径を有する。例えば、ノーズ部１１１の外周面は、ピン１１の内周側に窪む凹状面によって構成される。

雄ねじ部１１２は、ピン１１の外周に形成されている。雄ねじ部１１２は、ピン１１において、ノーズ部１１１よりも管本体１２側に配置される。ピン１１の外周において、ノーズ部１１１と雄ねじ部１１２との間にはピンシール面１１３が形成されている。

ピンシール面１１３は、雄ねじ部１１２側からノーズ部１１１側に向かって縮径する概ねテーパ状の面である。ピンシール面１１３は、例えば、円弧を管軸ＣＬの周りに回転させた回転体の周面や、管軸ＣＬを軸とする円錐台の周面を１又は２種類以上組み合わせてなる。

ピンショルダ面１１４は、ノーズ部１１１の先端面に形成された環状面である。ピンショルダ面１１４は、外周側が内周側よりもピン１１の先端側に配置されるように傾斜している。すなわち、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、ピンショルダ面１１４は、外周側が内周側よりもピン１１のねじ込み進行方向に傾倒する形状を有する。

カップリング２０は、管軸方向の両端部各々にボックス２１を有する。各ボックス２１は、油井管１０のピン１１が挿入され、当該ピン１１と締結される。一方のボックス２１を一の油井管１０のピン１１と締結し、他方のボックス２１を他の油井管１０のピン１１と締結することにより、油井管１０，１０が連結される。

各ボックス２１は、雌ねじ部２１２と、ボックスシール面２１３と、ボックスショルダ面２１４とを備える。

雌ねじ部２１２は、ピン１１の雄ねじ部１１２に対応して、ボックス２１の内周に形成されている。雌ねじ部２１２は、雄ねじ部１１２を構成するねじと噛み合うねじで構成される。

ボックスシール面２１３は、ピンシール面１１３に対応して、ボックス２１の内周に形成されている。ボックスシール面２１３は、ピン１１とボックス２１との締結状態において、ピンシール面１１３に接触する。

ピンシール面１１３及びボックスシール面２１３は、干渉量を有する。すなわち、ピンシール面１１３は、ボックスシール面２１３の内径よりもわずかに大きい外径を有する。このため、ピンシール面１１３及びボックスシール面２１３は、ボックス２１に対するピン１１のねじ込みに伴って互いに接触し、締結状態では嵌め合い密着して締まりばめの状態となる。これにより、ピンシール面１１３及びボックスシール面２１３は、メタル−メタル接触によるシール部を形成する。

ボックスショルダ面２１４は、ピンショルダ面１１４に対応し、ボックス２１の管軸方向の端面に形成されている。ボックスショルダ面２１４は、締結状態においてピンショルダ面１１４に接触する。

ピンショルダ面１１４及びボックスショルダ面２１４は、ボックス２１に対するピン１１のねじ込みにより、互いに接触して押し付けられる。ピンショルダ面１１４及びボックスショルダ面２１４は、このような互いの押圧接触によってショルダ部を形成する。

図１１は、油井管１０の管軸方向の端部の概略構成を示す図である。図１１に示すように、ピン１１がボックス２１と締結されたとき、ピンシール面１１３とボックスシール面２１３、ピンショルダ面１１４とボックスショルダ面２１４とが互いに接触する。ノーズ部１１１の外径はボックス２１のうちノーズ部１１１と対向する部分の内径よりも締結状態において小さいため、ノーズ部１１１の外周面はボックス２１の内周面に接触しない。したがって、締結状態において、ノーズ部１１１の外周面とボックス２１の内周面との間にはすき間が生じる。

ノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）は、ノーズ部１１１の外径をＤ（ｍｍ）、ノーズ部１１１の管軸方向の長さをＬ（ｍｍ）、ノーズ部１１１の厚みをＴ（ｍｍ）として、式（６）を満たす。
５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）

また、ピンショルダ面１１４が管軸ＣＬに垂直な面となす角θは、ノーズ部１１１の外径Ｄ、長さＬ、及び厚みＴが次の式（７）を満たすとき、式（１０）を満たす。
ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）
８°≦θ≦２１° （１０）

上記式（６）を導く前提条件として、熱膨張係数は鋼の一般的な値である１６×１０^−６、ピン１１の内外面の温度差は最高で３００℃を想定している。体積Ｖの下限値である５πＬ^２／Ｔは、弾性シェル理論に基づくノーズ部１１１の先端の径の変化（の予測）を用いたすき間の体積計算式であり、実用の範囲内で近似表記している。体積Ｖの上限値である０．４πＬＤは、平均すき間を０．４ｍｍとしたときのノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の体積である。

体積Ｖに上限値を設けた理由として、限られた寸法制約の下でノーズ部１１１とボックス２１とすき間をいたずらに大きくすると、他の構成要素が犠牲になることが挙げられる。例えば、すき間を大きくすることによって、ノーズ部１１１やボックス２１の厚みを小さくしたり、ピンシール面１１３及びボックスシール面２１３を急峻化したりする必要が生じる。これにより、無駄の多いデザインになるだけでなく、密封性能や強度等も低下させてしまうことになるため、平均すき間を０．４ｍｍとした。より好ましくは、平均すき間が０．３ｍｍ未満であり、体積Ｖが０．３πＬＤ未満である。

ノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の体積Ｖは、ピン１１とボックス２１とを締結する前の各部の寸法から導き出される。体積Ｖは、次のような方法で定義することができる。

例えば、３次元形状測定器（株式会社ミツトヨ製）を用いて、締結前のピンリップ部の３次元輪郭形状及び寸法を測定する。ピンリップ部は、ピン１１のうち雄ねじ部１１２以外の部分であり、ノーズ部１１１、ピンシール面１１３、及びピンショルダ面１１４を含む。また、同じ３次元形状測定器を用いて、締結前のボックスハウジング部の３次元輪郭形状及び寸法を測定する。ボックスハウジング部は、ボックス２１においてピンリップ部を受け入れる部分であり、ノーズ部１１１に対応する部分、ボックスシール面２１３、及びボックスショルダ面２１４を含む。

上記の測定結果に基づき、ピンリップ部及びボックスハウジング部について、管軸ＣＬを含む平面で切断した縦断面上の実測の輪郭（形状・寸法）を作成する。当該ピンリップ部の実測の輪郭をシール干渉量の半分に相当する量だけ半径方向内側に平行移動したものと、上記ボックスハウジング部の実測の輪郭とを、ピンシール面１１３とボックスシール面２１３、ピンショルダ面１１４とボックスショルダ面２１４とがそれぞれ互いに接触するように配置したときに、ピンリップ部の輪郭とボックスハウジング部の輪郭とに挟まれて形成されるすき間（つまり、締結前の形状・寸法で、変形を考慮せずに幾何学的に計算される、ノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の縦断面の面積）を管軸ＣＬ周りに回転させたものの体積を求める。この体積を、ノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の体積Ｖと定義することができる。

ノーズ部１１１の管軸方向の長さＬは、上記の幾何学的計算で得られたピンシール面１１３とボックスシール面２１３との接触部Ａｃにおけるピンリップ部の先端側（ノーズ部１１１側）の端からピンリップ部（ピン１１）の最先端までの管軸方向に沿った長さと定義する。外径Ｄ及び厚みＴは、それぞれ、ノーズ部１１１の管軸方向の中央（ピン１１の最先端からＬ／２の位置）における外径及び厚みと定義する。

なお、ピン１１において、ピンシール面１１３とピンショルダ面１１４との間には、ノーズ部１１１以外の構成要素は設けられていない。

以上のように、本実施形態に係る油井管１０では、ノーズ部１１１の外径、長さ、及び厚みをそれぞれＤ、Ｌ、Ｔとして、ノーズ部１１１とボックス２１とのすき間の体積Ｖが５πＬ^２／Ｔよりも大きく、且つ０．４πＬＤよりも小さくなるように規定されている。すき間の体積Ｖをこの範囲内に設定することにより、油井管１０の内面の昇温によってピン１１が径方向に熱膨張した場合に、ノーズ部１１１とボックス２１とが接触するのを防止することができる。よって、ノーズ部１１１によるピンシール面１１３の弾性回復力の増幅効果が低下するのを抑制することができるのに加え、シール部の干渉量が実質的に減少することも防ぐことができ、その結果、油井管１０とカップリング２０との間の高い密封性能が維持される。

本実施形態に係る油井管１０では、ノーズ部１１１の外径Ｄ、長さＬ、及び厚みＴがＴＤ／Ｌ＞５０を満たすことにより、ノーズ部１１１の剛性が十分に確保されている。この条件の下、ピンショルダ面１１４と管軸ＣＬに垂直な面とがなす角θは、８°以上２１°以下に規定されている。この構成によれば、ピンショルダ面１１４は、油井管１０の内面と外面との間に温度差が生じた場合でも、ピンシール面１１３の接触力を増幅する効果を十分に維持することができる。よって、油井管１０とカップリング２０との間の密封性能を確保することができる。

本開示に係る油井管の構造は、上記のものに限定されない。例えば、図１０では、一の油井管１０がカップリング２０を介して他の油井管１０と連結されているが、油井管同士が直接連結されるように構成することもできる。

図１２は、直接連結された油井管１０Ａ，１０Ａを示す部分断面図である。各油井管１０Ａは、管軸方向の一方の端部にピン１１を有する。各油井管１０Ａは、管軸方向の他方の端部にボックス２１を有する。一の油井管１０Ａのピン１１は、他の油井管１０Ａのボックス２１に挿入され、当該ボックス２１と締結される。これにより、油井管１０Ａ，１０Ａは、カップリング２０（図１０）を介することなく、直接連結される。

ピン１１は、さらに、管本体１２側の端部において、その外周にピンシール面１１５を有していてもよい。この場合、ボックス２１の内周には、ピンシール面１１５に対応するボックスシール面２１５が設けられる。ピン１１とボックス２１との締結状態において、ピンシール面１１５及びボックスシール面２１５は、メタル−メタル接触によるシール部を形成する。

ピン１１は、さらに、管本体１２側の端面にピンショルダ面１１６を有していてもよい。この場合、ボックス２１には、ピンショルダ面１１６に対応するボックスショルダ面２１６が設けられる。締結状態において、ピンショルダ面１１６及びボックスショルダ面２１６は、互いに押圧接触してショルダ部を形成する。

図１３及び図１４は、上記以外の構造を有するピン及び／又はボックスを示す図である。図１１に示すピン１１では、ピン１１の内周側に窪む凹状面によってノーズ部１１１の外周面が構成されている。これに対し、図１３に示すピン１１Ａでは、ノーズ部１１１Ａの外周面が管軸ＣＬを軸とする円錐台の周面によって構成される。すなわち、ノーズ部１１１Ａの外周面は、実質的にテーパ状をなし、ピン１１Ａの先端側に向かって徐々に縮径している。ノーズ部１１１Ａの外周面は図示した以外にも、外径側に凸状の曲率面を管軸ＣＬの回りに回転させて出来る凸状回転体または円錐台と凸状回転体の組み合わせの周面によって構成されてもよい。この場合でも、ノーズ部１１１Ａの外周面は、ピン１１Ａの先端側に向かって徐々に縮径している。

図１４に示すピン１１Ｂでは、ノーズ部１１１Ｂにピンサブショルダ面１１７が設けられている。ピンサブショルダ面１１７は、ピン１１Ｂの先端に向かって縮径し、比較的傾斜が大きいテーパ面である。ピンサブショルダ面１１７とピンショルダ面１１４との境界部分により、ピン１１Ｂの最先端部が構成されている。

ボックス２１Ｂは、ピンサブショルダ面１１７に対応するボックスサブショルダ面２１７を有する。ピン１１Ｂとボックス２１Ｂとの締結状態において、ピンサブショルダ面１１７及びボックスサブショルダ面２１７は、接触する場合もあるし、接触しない場合もある。ただし、締結前の形状・寸法であって変形を考慮しない場合（上述の変形前のピン、ボックスのショルダ面同士とシール面同士を幾何学的に合致させた場合）、ピンサブショルダ面１１７はボックスサブショルダ面２１７に接触しない。

以上、実施形態について説明したが、本開示は上記実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない限りにおいて種々の変更が可能である。

以下、実施例によって本開示をさらに詳しく説明する。ただし、本開示は、以下の実施例に限定されるものではない。

＜１．油井管の材料について＞
表１に示す化学組成を有する鋼種Ａ〜Ｖの鋼を溶製し、インゴットを製造した。鋼種Ａ〜Ｖの化学組成は、本実施形態の範囲内である。各インゴットを熱間鍛造して、幅１００ｍｍ、高さ３０ｍｍの板材を製造した。製造された板材を、番号１〜３６の鋼素材として準備した。なお、表１に示す化学組成において、各元素の含有量は質量％であり、残部はＦｅ及び不純物である。

準備された複数の素材を加熱炉で加熱した。加熱された素材を加熱炉から抽出し、抽出後速やかに熱間圧延を実施し、番号１〜３６の中間材を製造した。熱間圧延時の素材各々の鋼材温度を、表２に示す。本実施例においては、素材を加熱炉にて十分な時間で加熱したため、鋼材温度は加熱温度に等しかった。各番号の熱間圧延での圧延率を、表２に示す。

番号１〜３６各々の中間材に対して、焼入れ及び焼戻しを実施した。焼入れ温度は、９５０℃であった。焼入れ温度での保持時間（熱処理時間）は１５分であった。水冷により、中間材に焼入れを実施した。焼戻し温度は、番号１、２３〜３０、３２、３３の中間材が５５０℃であり、番号２〜２２、３１、３４〜３６の中間材が６００℃であった。焼戻し温度での保持時間は３０分であった。以上の製造工程により、各番号の鋼板を製造した。

［ミクロ組織観察試験］
番号１〜３６各々の鋼板を幅中央で長さ方向に切断した。切断面（長さ方向をｙ軸、肉厚方向をｘ軸とする）のうち、鋼板の中心部分からミクロ組織観察用のサンプルを採取した。採取されたサンプルから、上述の方法で面積率を測定し、フェライト相の体積率と定義した。さらに、オーステナイト相の体積率を、上述のＸ線回折法により求めた。さらに、焼戻しマルテンサイト相の体積率を、フェライト相の体積率及びオーステナイト相の体積率を用いて上述の方法により求めた。

さらに、観察面内の任意の位置から、観察倍率１００倍であって１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像（たとえば図１に示すような画像）を得た。得られたミクロ組織画像を用いて、上述の方法により、各番号の鋼板のβを算出した。

［降伏強度評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、引張試験用の丸棒を採取した。丸棒の長手方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向（Ｌ方向）であった。丸棒の平行部の直径は６ｍｍであり、標点間距離は４０ｍｍであった。採取された丸棒に対して、ＪＩＳ Ｚ２２４１（２０１１）に準拠して、室温で引張試験を実施し、降伏強度（０．２％耐力）を求めた。

［低温靱性評価試験］
低温靱性評価試験としてシャルピー衝撃試験を実施した。番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、ＡＳＴＭ Ｅ２３に準拠したフルサイズ試験片を採取した。試験片の長手方向は、板幅方向に平行であった。採取された試験片を用いて、２０℃〜−１２０℃の温度範囲においてシャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を測定し、延性脆性の破面遷移温度を求めた。

［高温耐ＳＣＣ性評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板から、４点曲げ試験片を採取した。試験片の長さは７５ｍｍであり、幅は１０ｍｍであり、厚さは２ｍｍであった。試験片に４点曲げによるたわみを付与した。このとき、ＡＳＴＭ Ｇ３９に準拠して、試験片に与えられる応力が試験片の０．２％オフセット耐力と等しくなるように、試験片のたわみ量を決定した。３０ｂａｒ（３．０ＭＰａ）のＣＯ_２と０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ_２Ｓとが加圧封入された２００℃のオートクレーブを番号１〜３６各々に準備した。たわみをかけた試験片をオートクレーブに収納した。試験片は、オートクレーブ内で２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ_３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ_３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ_３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．５に調整した。浸漬後の試験片に対して応力腐食割れ（ＳＣＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、試験片に対して、引張応力が付加された部分の断面を１００倍の倍率で光学顕微鏡を用いて観察し、割れの有無を判定した。表３において、割れ無しが○であり、割れ有りが×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＣＣ性に優れる。さらに、試験片に対して、試験前の重量及び浸漬後の重量の変化量に基づいて、腐食減量を求めた。得られた腐食減量から年間腐食量（ｍｍ／Ｙｅａｒ）を計算した。

［常温での耐ＳＳＣ性評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板から、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７ ＭＥＴＨＯＤ Ａ用の丸棒試験片を採取した。試験片の直径は６．３５ｍｍであり、平行部の長さは２５．４ｍｍであった。試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、ＮＡＣＡ ＴＭ０１７７−２００５に準拠して、試験片に与えられる応力が、試験材の実測の降伏応力の９０％になるように調整した。試験片は、０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ_２Ｓと０．９９ｂａｒ（０．０９９ＭＰａ）のＣＯ_２とを飽和させた２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ_３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ_３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ_３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．０に調整した。さらに、溶液の温度は２５℃に調整した。浸漬後の試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、番号１〜３６の試験片のうち、試験中に破断した試験片、及び破断しなかった試験片の各々に対して、平行部を肉眼にて観察し、クラック又は孔食の発生の有無を判定した。表３において、クラック又は孔食の発生が無い場合が○であり、クラック又は孔食の発生がある場合が×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＳＣ性に優れる。

［試験結果］
表３に試験結果を示す。番号１〜３６の鋼板はいずれも、フェライト相の体積率（α分率）、オーステナイト相の体積率（γ分率）及び焼戻しマルテンサイト相の体積率（Ｍ分率）が、本実施形態の範囲内であった。番号１〜３６の鋼材はいずれも、降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、年間腐食量が０．０１ｍｍ／Ｙｅａｒ以下であり、耐ＳＣＣ性及び耐ＳＳＣ性が優れた。

番号１、４、７、１０、１２〜１６、１９〜３６の各鋼材はいずれも、βが１．５５以上であった。これらの鋼材は遷移温度が−３０℃以下であり、低温靭性に優れる。

また、番号２、３、５、６、８、９、１１、１７、１８の各鋼材はいずれも、βが１．５未満であり、遷移温度が−３０℃を上回った。これらの鋼材は低温靭性に劣る。

＜２．油井管の構造について＞
本開示に係る油井管について、主に構造による効果を確認するため、弾塑性有限要素法による数値シミュレーション解析を実施した。

図１０及び図１１に示す基本構造を有し、寸法が９−５／８“ ５３．５＃（外径：２４４．５ｍｍ、肉厚：１３．８ｍｍ）の油井管について、複数のモデルを作成した。

軸対称の弾塑性有限要素法を用い、各モデルを常温下（２５℃）で所定の干渉量及び締付けターン（ショルダリング後＋１／１００ターン）で締結した。その後、２０１１年版ＩＳＯ１３６７９のシリーズＡ試験を模擬し、常温で内圧、外圧を交互に負荷しながら引張、圧縮をサイクリックに負荷した後、高温（２５０℃）にして同様の荷重を負荷し、最後にまた常温に戻して同様の荷重を負荷する有限要素解析を実施し、シール部（Ａｃ）の接触力を評価した（解析１）。

また、軸対称の弾塑性有限要素法を用い、各モデルを常温下（２５℃）で所定の干渉量及び締付けターン（ショルダリング後＋１／１００ターン）で締結した後、生産開始／再開時の内面の急速な加熱を想定して、ピン（１１）のみを２５０℃に昇温し、シール部（Ａｃ）の接触力を評価した（解析２）。

各モデルの寸法及び材料、並びにシール部（Ａｃ）の接触力（以下、シール接触力という）の評価を表４に示す。

表４に示す実施例及び比較例１〜４のうち、実施例では、以下の式（６）、（７）、及び（１０）を全て満たすモデルを使用した。各式において、Ｄ、Ｌ、及びＴはノーズ部（１１１）の外径、長さ、及び厚み（単位は各々ｍｍ）、Ｖはノーズ部（１１１）とボックス（２１）とのすき間の体積（単位はｍｍ^３）、θはピンショルダ面（１１４）が管軸（ＣＬ）に垂直な面となす角である。Ｄ及びＴは、ピン（１１）の最先端から管軸方向にＬ／２だけ移動した位置におけるノーズ部（１１１）の外径及び厚みとした。
５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）
ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）
８°≦θ≦２１° （１０）

実施例に係るモデルの材料は、降伏強度が１１０ｋｓｉであり、上記番号７（鋼種Ｃ）の鋼材と同様の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼である。当該ステンレス鋼の０．２％降伏応力は約７６０Ｎ／ｍｍ^２、熱膨張率は１６．０×１０^−６／℃である。表４では、便宜上、当該ステンレス鋼を１７Ｃｒと表記している。

比較例１では、式（６）、（７）、及び（１０）を満たすが、材料が上記実施例と異なるモデルを使用した。比較例１に係るモデルの材料は、２相系の２５％Ｃｒ鋼である。２５％Ｃｒ鋼についても、０．２％降伏応力は約７６０Ｎ／ｍｍ^２、熱膨張率は１６．０×１０^−６／℃である。

比較例２〜４では、材料が上記実施例と同じであるが、式（６）、（７）、及び（１０）のいずれかを満たさないモデルを使用した。比較例２及び３は、Ｖが５πＬ^２／Ｔ以下であり、式（６）を満たさない。比較例２及び３は、式（７）も満たしていない。比較例４は、θが０°であり、式（１０）を満たさない。

解析１の過程の結果のうち、最後の常温下において（ａ）内圧荷重及び圧縮荷重を同時に負荷したとき、並びに（ｂ）外圧荷重及び圧縮荷重を同時に負荷したときの各シール接触力を、実施例を１．００とした場合の相対値で表４に示す。この結果から、（ａ）（ｂ）のいずれの場合にも高いシール接触力を維持しているのは実施例のみであり、実施例が最も優れた密封性能を有することがわかる。

解析２におけるシール接触力を、実施例を１．００とした場合の相対値で表４に示す。解析２の結果、実施例は、高温におけるシール接触力が最も高く、高温環境での密封性能も最も優れていることがわかる。

１０，１０Ａ：油井管
１１，１１Ａ，１１Ｂ：ピン
１１１，１１１Ａ，１１１Ｂ：ノーズ部
１１２：雄ねじ部
１１３：ピンシール面
１１４：ピンショルダ面
２０：カップリング
２１，２１Ｂ：ボックス

Claims (4)

1. ステンレス鋼からなり、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される油井管であって、
   前記ステンレス鋼は、
   化学組成が、質量％で、
   Ｃ：０．００１〜０．０６％、
   Ｓｉ：０．０５〜０．５％、
   Ｍｎ：０．０１〜２．０％、
   Ｐ：０．０３％以下、
   Ｓ：０．００５％未満、
   Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、
   Ｎｉ：２．５〜６．０％、
   Ｖ：０．００５〜０．２５％、
   Ａｌ：０．０５％以下、
   Ｎ：０．０６％以下、
   Ｏ：０．０１％以下、
   Ｃｕ：０〜３．５％、
   Ｃｏ：０〜１．５％、
   Ｎｂ：０〜０．２５％、
   Ｔｉ：０〜０．２５％、
   Ｚｒ：０〜０．２５％、
   Ｔａ：０〜０．２５％、
   Ｂ：０〜０．００５％、
   Ｃａ：０〜０．０１％、
   Ｍｇ：０〜０．０１％、及び
   ＲＥＭ：０〜０．０５％を含有し、さらに、
   Ｍｏ：０〜３．５％、及び
   Ｗ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有し、
   残部がＦｅ及び不純物からなり、
   マトリクス組織が、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有し、
   前記マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上であり、
   １．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
   ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。
   
   ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。
   
   式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。
   
   式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。
   前記油井管は、
   管本体と、
   前記管本体の少なくとも一方の端に連続して形成され、前記他の油井管のボックス又は前記カップリングのボックスに挿入されるピンと、
   を備え、
   前記ピンは、
   先端部を構成し、締結時において前記ボックスの内径よりも小さい外径を有するノーズ部と、
   前記ノーズ部よりも前記管本体側において外周に形成された雄ねじ部と、
   前記ノーズ部と前記雄ねじ部との間において外周に形成されたピンシール面と、
   前記ノーズ部の先端面に形成され、外周側が内周側よりも前記ピンの先端側に位置するように傾斜したピンショルダ面と、
   を含み、
   前記ノーズ部と前記ボックスとのすき間の体積Ｖ（ｍｍ^３）は、前記ノーズ部の管軸方向の長さをＬ（ｍｍ）、前記ノーズ部の管軸方向の中央における外径及び厚みをそれぞれＤ（ｍｍ）及びＴ（ｍｍ）として、式（６）を満たし、
   前記ピンショルダ面と管軸に垂直な面とがなす角は、Ｄ、Ｌ、Ｔが式（７）を満たすとき、８°以上２１°以下である、油井管。
   ５πＬ^２／Ｔ＜Ｖ＜０．４πＬＤ （６）
   ＴＤ／Ｌ＞５０ （７）
2. 請求項１に記載の油井管であって、
   前記ステンレス鋼は、
   前記化学組成が、質量％で、
   Ｃｕ：０．２〜３．５％、及び
   Ｃｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有する、油井管。
3. 請求項１又は２に記載の油井管であって、
   前記ステンレス鋼は、
   前記化学組成が、質量％で、
   Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、
   Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、
   Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及び
   Ｔａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有する、油井管。
4. 請求項１から３のいずれか１項に記載の油井管であって、
   前記ステンレス鋼は、
   前記化学組成が、質量％で、
   Ｂ：０．０００３〜０．００５％、
   Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、
   Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、及び
   ＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有する、油井管。