JP2019147982A

JP2019147982A - ステント用合金及びステント

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Publication number: JP2019147982A
Application number: JP2018033181A
Authority: JP
Inventors: 亘田崎; Wataru Tazaki; 孝宏澤口; Takahiro Sawaguchi; 土谷　浩一; Koichi Tsuchiya; 浩一土谷
Original assignee: National Institute for Materials Science
Current assignee: National Institute for Materials Science
Priority date: 2018-02-27
Filing date: 2018-02-27
Publication date: 2019-09-05
Anticipated expiration: 2038-02-27
Also published as: JP6999934B2

Abstract

【課題】加工性、機械的特性に優れ、高耐食性を有したステント用合金を提供することを目的とする。【解決手段】本発明のステント用合金は、組成が質量％で、Ｃｒが１０〜２７％、Ｍｏが３〜１２％、Ｎｉが２２〜３４％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．５％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが３．０％以下、Ｗが５．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であることを特徴とする。【選択図】図２

Description

本発明は、血管、胆のう、食道、腸、尿管などの体腔内の狭窄部などに留置されるステントに関し、特に狭窄等が生じた血管等を拡張して開通性を確保する為に用いられるステント及びこれに用いるステント用合金に関するものである。

ステントは、狭窄した体内脈管を拡張することを目的とした中空の管状物であり、大きく分けて自己拡張型ステントとバルーン拡張型ステントがある。
自己拡張型ステントは形状記憶合金を用いる事で自己拡張性を付与したステントであり、例えばＮｉ−Ｔｉ系の超弾性合金等が実用化されている。

バルーン拡張型ステントについては管径圧縮によりバルーンカテーテルに固定し、所定の位置にてバルーンの拡張により管径拡張するステントであり、主にステンレスのＳＵＳ３１６Ｌが使用されている（例えば、特許文献１）。例えば、血管などの体腔内に狭窄部が生じた場合、その狭窄部をバルーンカテーテルにより拡げた後に留置され、体腔内壁を内側から支持し、再狭窄を起こすことを防止するために使用される。ステントの挿入に際しては、ステントは収縮状態のバルーン部の外側に縮径状態で装着され、バルーン部と一緒に体腔内に挿入される。バルーン部を狭窄部に位置させた後、バルーン部を膨らませることによりステントも膨らみ、狭窄部を拡張してステント拡張状態を維持したまま留置され、バルーンカテーテルのみが引き抜かれる。

ステント用合金としては、体内固定用ケーブルとしてＡＳＴＭＦ９０（Ｃｏ−２０Ｃｒ−１５Ｗ−１０Ｎｉ）や手術用インプラント用金属としてＡＳＴＭＦ５６２（Ｃｏ−２０Ｃｒ−１０Ｍｏ−３５Ｎｉ）が知られている。特許文献２では、Ｃｏ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ−Ｔｉ−Ｆｅ合金が開示されている。特許文献３では、金を主構成成分とし、銀、銅、パラジウム、ニッケル、コバルトから選ばれた少なくとも１つ以上の合金を用いて、電鋳で作製されたものが開示されている。

特開２００１−３１２６号公報特開２０１１−２０８２１０号公報特開２０１２−４００５０号公報

しかしながら、ＳＵＳ３１６Ｌでは、ステンレス自体の耐食性の問題や異種金属との組み合わせによるガルバニック腐食等の問題が解決されておらず、長期埋め込みでは問題が起きる可能性がある。
ＡＳＴＭＦ９０、ＡＳＴＭＦ５６２、引用文献２の合金では、低サイクル疲労強度が低いという問題があった。

Ｎｉ−Ｔｉ系は軽量で且つ耐食性に優れたものであることから広く使用されている。しかし、抗張力が弱く適用部位によっては希望する管径に拡張できない場合がある。加えて冷間加工性に乏しく、加工コストが他の材料に比較して著しく高くつくという大きな欠点がある。

本発明は、上記事情を鑑みてなされたもので、加工性、機械的特性に優れ、低サイクル疲労強度の高いステント用合金を提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、本発明のステント用合金は以下の構成を採用した。
［１］組成が質量％で、Ｃｒが１０〜２７％、Ｍｏが３〜１２％、Ｎｉが２２〜３４％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．５％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが３．０％以下、Ｗが５．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であるステント用合金。

［２］組成が質量％で、Ｃｒが１５〜２４％、Ｍｏが８〜１２％、Ｎｉが２２〜３４％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．０％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが１．０％以下、Ｗが１．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であるステント用合金。

［３］組成が質量％で、Ｃｒが１８〜２２％、Ｍｏが９〜１１％、Ｎｉが２５〜３０％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．０％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが１．０％以下、Ｗが１．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であることを特徴とするステント用合金。

本発明のステント用合金の組成範囲を限定した理由を以下に説明する。
Ｃｏ（コバルト）はそれ自体加工硬化能が大きく、切り欠け脆さを減じ、疲労強度を高め、高温強度を高めると共に、所定条件での低サイクル疲労寿命を改善する効果がある。不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で合計０％の場合には、Ｃｏは３９％未満ではその効果が弱く、本組成では４８％を越えるとマトリクスが硬くなり過ぎて加工困難となると共に、所定条件での低サイクル疲労寿命を改善する効果がなくなるため、３９〜４８％が好ましい。望ましくは、４０〜４５％である。不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で合計０％を超える場合には、Ｃｏ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏの組成割合を基準に全体が１００％となるように組成割合を案分して調整するとよい。

Ｃｒ（クロム）は耐食性を確保するのに不可欠な成分であり、またマトリクスを強化する効果があるが、１０％未満では優れた耐食性を得る効果が弱く、２７％を越えると加工性及び靱性が急激に低下することから、１０〜２７％とした。望ましくは、１５〜２４％であり、更に好ましくは１８〜２２％である。

Ｍｏ（モリブデン）はマトリクスに固溶してこれを強化する効果、加工硬化能を増大させる効果、及びＣｒとの共存において耐食性を高める効果があるが、３％未満では所望する効果が得られず、１２％を越えると加工性が急激に低下すること、及び脆いσ相が生成しやすくなることから、３〜１２％とした。望ましくは、８〜１２％であり、更に好ましくは９〜１１％である。

Ｎｉ（ニッケル）は面心立方格子相を安定化し、加工性を維持し、耐食性を高め、所定条件での低サイクル疲労寿命を改善する効果があるが、本発明合金のＣｏ、Ｃｒ、Ｍｏの組成範囲において、２２％未満では安定した低サイクル疲労寿命の改善効果を得ることが困難であると共に、３４％を越えても低サイクル疲労寿命の改善効果を得ることが困難であることから、２２〜３４％とした。望ましくは、２５〜３０％である。

Ｔｉ（チタン）は強い脱酸、脱窒、脱硫の効果があるが、多過ぎると合金中に介在物が増えたり、η相（Ｎｉ_３Ｔｉ）が析出して靱性が低下することから、不可避的不純物として１．０％以下とした。
Ｍｎ（マンガン）は脱酸、脱硫の効果、及び面心立方格子相を安定化する効果があるが、多過ぎると耐食性、耐酸化性を劣化させるため、１．５％以下とした。
Ｆｅ（鉄）は、面心立方格子相を安定化し加工性を向上させる働きがあるが、多過ぎると耐酸化性が低下するため、不可避不純物としての上限を１．０％とした。

Ｃ（炭素）はマトリクスに固溶するほか、Ｃｒ、Ｍｏ等と炭化物を形成し、結晶粒の粗大化の防止効果があるが、多過ぎると靭性の低下、耐食性の劣化等が生じるため、０．１％以下とした。
Ｎｂ（ニオブ）はマトリクスに固溶してこれを強化し、加工硬化能を増大させる効果があるが、３．０％を越えるとσ相やδ相（Ｎｉ_３Ｎｂ）が析出して靭性が低下することから、３．０％以下とした。望ましくは、１．０％以下である。

Ｗ（タングステン）は、マトリクスに固溶してこれを強化し、加工硬化能を著しく増大させる効果があるが、５．０％を越えるとσ相を析出して靭性が低下することから、５．０％以下とした。望ましくは、１．０％以下である。
Ａｌ（アルミ）は、脱酸、及び耐酸化性を向上させる効果があるが、多過ぎると耐食性の劣化等が生じるため、０．５％以下とした。
Ｚｒ（ジルコニウム）は、高温での結晶粒界強度を上げて、熱間加工性を向上させる効果があるが、多過ぎると逆に加工性が悪くなるため、０．１％以下とした。
Ｂ（ホウ素）は、熱間加工性を改善する効果があるが、多過ぎると逆に熱間加工性が低下し割れやすくなるため、０．０１％以下とした。

［４］所定条件での低サイクル疲労寿命が３０００回以上であり、引張強さ７５０Ｎ／ｍｍ^２以上の力学的特性を有することを特徴とするステント用合金。
［４］の発明によれば、加工率０％であっても、引張強さ７５０Ｎ／ｍｍ^２以上の力学的特性を有し、ＳＵＳ３０４よりも単位面積当りの引張強さが高いステント用合金を得ることができる。
また、所定条件での低サイクル疲労寿命が３０００回以上であり、ＳＵＳ３１６ＬやＡＳＴＭＦ５６２よりも疲労寿命が長くなる。好ましくは、所定条件での低サイクル疲労寿命が４５００回以上であると、ＡＳＴＭＦ９０よりも疲労寿命が長くなる。

［５］［１］〜［４］に記載のステント用合金を用いてなることを特徴とするステント。
［５］の発明によれば、前記ステント用合金を用いれば、従来よりも、薄型化でき、高強度、耐食性に優れたステントを得ることができる。

本発明のステント用合金は、所定条件での低サイクル疲労寿命が改善されるなどの機械的特性に優れており既存製品よりも信頼性が高い。このことより、装着時のステント信頼性が高まり、患部への装着がより容易となる。

本発明のステント用合金は、Ｃｏ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏを主成分とする合金を冷間加工した後、再結晶温度以上での均質化熱処理を施すことにより、変形に際してｆｃｃ双晶変形および変形誘起ｆｃｃ→ｈｃｐ変態が生じ、高い加工硬化能と優れた機械的強度・延性を示す。
なお、本発明のステント用合金において、Ｎｂ等の溶質原子をさらに含有する場合には、転位芯ないしは拡張転位の積層欠陥に偏析させて交差すべりを起き難くすることができ、加工硬化により、機械的強度がさらに高くなる。

本発明の一実施形態によるステント１００を示す構成図である。本発明にかかるステント用合金の低サイクル疲労寿命（ＬＣＦ）試験結果を示した図面である。本発明にかかるステント用合金の引張強度試験結果を示した図面である。本発明にかかるステント用合金の低サイクル疲労寿命（ＬＣＦ）試験での応力振幅結果を示した図面である。本発明にかかるステント用合金のＬＣＦ試験後の成分相を示した図面である。本発明にかかるステント用合金の低サイクル疲労破面を示した写真である。本発明にかかるステント用合金の破壊表面モルフォロジーを示した写真である。本発明にかかるステント用合金の二次割れ近くの微細構造を示した写真である。

本発明のステント用合金は、積層欠陥エネルギーが低く、変形に際し部分転位が運動しプレート状の微細なｆｃｃ双晶およびｈｃｐ相が形成することによって、高い加工硬化能が得られる。また、原子半径の大きさが１．２５ÅであるＣｏ、Ｎｉ、Ｃｒに比べ、原子半径が大きいかあるいは近似しているＭｏ等の溶質原子が、転位芯ないしは拡張転位の積層欠陥に強く引き付けられて偏析して交差すべりが起き難くなるため、高い加工硬化能が発現する。

また、本発明のステント用板材は、冷間塑性加工により高強度特性を付与した後、２００℃以上再結晶温度以下の温度で時効処理することにより、転位芯ないしは拡張転位の積層欠陥にＭｏ等の溶質原子が引き付けられ転位を固着する、いわゆる静的ひずみ時効により、一層高い強度特性が得られる。

なお、本発明のステント用合金の高い加工硬化能は体温のみならず高温下においても発現するため、高温強度特性も高いという特徴を有している。

図１は、本発明の一実施形態によるステント１００を示す構成図である。図において、ステント１００は、複数の支柱１１２および複数の折返し部１１４を含み、各折返し部１１４が一組の隣接支柱１１２と連結される。ステント１００は、当該技術分野で既知の方法を用いて、管またはワイヤから形成され、ステント１００を形成するために用いられる管またはワイヤは、本発明の実施形態による材料から製造される。例えば、管がステントを形成するために用いられる場合、管は、レーザーで切断されるか、または既知の方法によりステントの模様で食刻される。ワイヤがステントの形成に用いられる場合、ワイヤは、一般的にＳ字状波型に形成され、心棒またはロッドの周囲に巻きつけられる。選ばれた隣接折返し部は一緒に融合され、ワイヤの末端がレーザーにより切断されて、ステントが製造される。

実施例で用いた合金では以下の組成のものを採用した。
（実施例１）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：３８．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：３２．０％からなる合金を用いた。
（実施例２）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：４１．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：２９．０％からなる合金を用いた。
（実施例３）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：４４．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：２６．０％からなる合金を用いた。
（実施例４）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：４７．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：２３．０％からなる合金を用いた。

（比較例１：ＡＳＴＭＦ５６２）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：３５．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：３５．０％からなる合金を用いた。
（比較例２）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：５０．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｍｏ：１０．０％、Ｎｉ：２０．０％からなる合金を用いた。
（比較例３：ＡＳＴＭＦ９０）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｏ：５５．０％、Ｃｒ：２０．０％、Ｗ：１５．０％、Ｎｉ：１０．０％からなる合金を用いた。
（比較例４：ＳＵＳ３１６Ｌ）組成が不可避不純物を含み、質量％でＣｒ：１８．０％、Ｍｏ：２．０％、Ｎｉ：１２．０％、Ｆｅ：６８．０％からなる合金を用いた。

実施例１〜４、比較例１〜４の合金について低サイクル疲労寿命（ＬＣＦ）試験及び引張試験の測定を行った。
図２は、本発明にかかる実施例１〜４、比較例１〜４の合金の低サイクル疲労寿命（ＬＣＦ）試験結果を示した図面である。低サイクル疲労寿命試験は、ひずみ振幅±０．０１での疲労寿命を測定したものであり、比較例４：ＳＵＳ３１６Ｌで１８０５回、比較例１：ＡＳＴＭＦ５６２で２４９６回であったが、実施例３では６５３７回であった。従って、低サイクル疲労寿命試験結果が３０００回を上回る疲労寿命を有するステント用合金Ｃｏ−ｘＮｉ−２０Ｃｒ−１０Ｍｏのニッケル含有範囲ｘは２２〜３４％である。

比較例１：ＡＳＴＭＦ５６２で４０００回であるが、実施例１〜４の低サイクル疲労寿命試験結果からは、これを上回る疲労寿命を有するステント用合金Ｃｏ−ｘＮｉ−２０Ｃｒ−１０Ｍｏのニッケル含有範囲ｘは２５〜３０％である。表２は、図２に示す実施例１−４と比較例１−４における引張強度（ＭＰａ）と低サイクル疲労寿命（サイクル）の数値を表したものである。

図３は、本発明にかかるステント用合金の引張強度試験結果を示した図面で、（Ａ）は横軸が歪［％］、縦軸が応力［ＭＰａ］を示しており、（Ｂ）は横軸がＮｉの組成比率、縦軸が応力［ＭＰａ］を示しており、（Ｃ）は横軸がＮｉの組成比率、縦軸が全伸び［％］を示してある。図３（Ｂ）は、各実施例１−４と比較例１、２の合金の引張強度を表している。実施例１〜４、比較例１、２の合金については、引張強度８２０〜９００ＭＰａであった。

図４は、本発明にかかるステント用合金の低サイクル疲労寿命（ＬＣＦ）試験での応力振幅結果を示した図面で、Ｎｉの組成比率により各実施例１−４と比較例１、２の合金を表している。このグラフの縦軸は応力振幅、横軸は低サイクル回数を示しており、各合金の低サイクル疲労寿命を表している。

図５は、本発明にかかるステント用合金のＬＣＦ試験後の成分相を示した図面である。マトリクスは面心立方格子構造（ｆｃｃ）であり、ミラー指数（１１１）がＸ線回折プロファイル図形の回折ピークの角度（２θ）として４４°、（２００）が５２°、（２２０）が７５°、（３１１）と（２２２）が９１°となっている。マルテンサイト相は六方晶系格子構造（ＨＣＰ）であり、ミラー指数（１０−１０）がＸ線回折プロファイル図形の回折ピークの角度（２θ）として４１°、（０００２）が４４°、（１０−１１）が４７°、（１０−１２）が６１°となっている。

図６は、本発明にかかるステント用合金の低サイクル疲労破面を示した写真である。実施例１、２および比較例１の合金はｆｃｃ合金に典型的な延性破面であり、実施例３、４および比較例２の合金は脆性的な破面であった。

図７は、本発明にかかるステント用合金の破壊表面モルフォロジーを示した写真である。実施例２、３の合金の破壊表面にはｆｃｃ合金の疲労破面によく認められるストライエーションおよびディンプルが観察された。このことは破壊がき裂の開口と閉口により徐々に進行したことを示している。一方で実施例４および比較例２の合金の破壊表面には結晶粒界を反映した凹凸の激しい擬へき開破壊的なモルフォロジーが観察された。このことは疲労破壊が脆性的であり、き裂は比較的急速に伝播したことを示している。

図８は、本発明にかかるステント用合金の二次割れ近くの微細構造を示した写真である。実施例１、２の合金においては二次割れ近傍にｆｃｃ相の｛１１１｝双晶が観察された。一方で実施例２から４、比較例２の合金においては二次割れ近傍にｈｃｐ相が認められた。き裂は概ねｆｃｃ｛１１１｝面およびそれに平行なｈｃｐ（０００１）面に沿っている。ｈｃｐ相の量は各合金のＮｉ―Ｃｏ量とよく対応しており、ｈｃｐ相の安定化に伴い変形モードはｆｃｃ双晶変形から変形誘起ｆｃｃ→ｈｃｐ変態へと推移したことが認められる。ｆｃｃ双晶変形と変形誘起ｆｃｃ→ｈｃｐ変態は共に部分転位運動によって担われる。本発明のステント用合金では、拡張転位がｆｃｃ相の｛１１１｝面上で可逆的に運動することで塑性変形が担われ非可逆な交差すべりが抑制されるため、低サイクル疲労変形に伴う累積損傷が小さい。またき裂の伝播に際し、き裂先端に生じる応力場の影響により形成するｈｃｐ相はき裂の進展を抑制する効果がある一方で、ｈｃｐ相とｆｃｃ相の界面はき裂の伝播経路となることから過度なｈｃｐ安定化はき裂進展速度を速める。このことから低サイクル疲労寿命の向上には交差すべりとき裂の進展を抑制するために適度なｈｃｐ相の安定化が望ましい。

本発明のステント用合金は、低サイクル疲労寿命が長く、信頼性が高いため、血管、胆のう、食道、腸、尿管などの体腔内の狭窄部などに留置されるステントに用いて好適である。

Claims

組成が質量％で、Ｃｒが１０〜２７％、Ｍｏが３〜１２％、Ｎｉが２２〜３４％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、
前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．５％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが３．０％以下、Ｗが５．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であることを特徴とするステント用合金。
組成が質量％で、Ｃｒが１５〜２４％、Ｍｏが８〜１２％、Ｎｉが２２〜３４％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、
前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．０％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが１．０％以下、Ｗが１．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であることを特徴とするステント用合金。
組成が質量％で、Ｃｒが１８〜２２％、Ｍｏが９〜１１％、Ｎｉが２５〜３０％、残部が実質的にＣｏ及び不可避不純物からなり、
前記不可避不純物のうち、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｗ、Ａｌ、Ｚｒ及びＣの含有量が質量％で、Ｔｉが１．０％以下、Ｍｎが１．０％以下、Ｆｅが１．０％以下、Ｎｂが１．０％以下、Ｗが１．０％以下、Ａｌが０．５％以下、Ｚｒが０．１％以下、Ｂが０．０１％以下、及びＣが０．１％以下であることを特徴とするステント用合金。
所定条件での低サイクル疲労寿命が３０００回以上であり、引張強さ７５０Ｎ／ｍｍ^２以上の力学的特性を有することを特徴とする、請求項１〜３のいずれか一項に記載の組成を有するステント用合金。
所定条件での低サイクル疲労寿命が４５００回以上であり、引張強さ７５０Ｎ／ｍｍ^２以上の力学的特性を有することを特徴とする、請求項１〜３のいずれか一項に記載の組成を有するステント用合金。
請求項１〜５のいずれか一項に記載のステント用合金を用いてなるステント。