JP6229794B2 - 油井用継目無ステンレス鋼管およびその製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、油井管として好適な継目無ステンレス鋼管に関し、詳しくは、耐食性に優れ、しかも高強度と高靭性を兼ね備えた継目無ステンレス鋼管、およびそれを安定して得ることができる製造方法に関するものである。
近年、容易に採掘できる地域の石油資源（すなわち原油や天然ガス）は枯渇しつつあり、採掘が困難な地域における油田の開発が進められている。たとえば、深層の石油資源を採掘するための油田においては、井戸（いわゆる油井）を極めて深くまで掘削する必要があり、しかもその石油資源が高温であるから、高強度かつ高靭性の油井管が求められる。また、CO2やCl-等を含有する石油資源を採掘するための油田においては、腐食が進行し易いので、耐食性の油井管が求められる。
そのような厳しい環境で使用する油井管として、13質量％程度のCrを含有するマルテンサイト系ステンレス鋼（いわゆる13Cr鋼）の継目無鋼管が実用化されている。しかし、Cl-を多量に含有し、しかも100℃を超える高温の石油資源の採掘においては、13Cr鋼の継目無鋼管を用いても十分な強度と耐食性が得られないという問題がある。
高温の腐食環境で使用できる油井管としては、２相ステンレス鋼の継目無鋼管が開発されている。しかし、２相ステンレス鋼は、合金元素を多量に添加するので、原料コストが増大するばかりでなく、継目無鋼管の製造工程における熱間加工性が劣ることから、生産性が低下し、その結果、継目無鋼管の製造コストが上昇するという問題がある。
そこで、継目無鋼管の一般的な製造技術である傾斜圧延方式の穿孔圧延機から一連の工程を経て容易に安定して製造でき、かつ高温でも耐食性に優れ、しかも高強度と高靭性を兼ね備えた継目無ステンレス鋼管を得るための技術が検討されている。
たとえば特許文献１には、所定の成分を有するビレットを用いて、熱間加工で継目無鋼管とし、さらに焼入れ、焼戻しを施すことによって、耐食性に優れ、しかも高強度と高靭性を兼ね備えた継目無ステンレス鋼管を得る技術が開示されている。しかしこの技術は、焼戻しにおける保持時間が考慮されておらず、保持時間に応じて継目無ステンレス鋼管の強度や靭性が変動するので、所望の強度を安定して得る観点から改善の余地が残されている。
特許文献２には、所定の成分を有するビレットを用いて、所定の圧下量の熱間加工を施して継目無鋼管とし、さらに焼入れ、焼戻しを行なって、耐食性に優れ、しかも高強度と高靭性を兼ね備えた継目無ステンレス鋼管を得る技術が開示されている。しかしこの技術は、焼入れにおける冷却停止温度が考慮されておらず、冷却停止温度に応じて継目無ステンレス鋼管の強度が変動するので、所望の強度を安定して得る観点から改善の余地が残されている。
本発明は、従来の技術の問題点を解消し、降伏強度が110ksi（＝758MPa）以上の高強度、および、試験温度が−10℃のシャルピー衝撃試験にて吸収エネルギーvE-10が40Ｊ以上の高靭性を兼ね備え、しかも優れた耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を得ることができ、熱間加工性に優れた油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法およびその製造方法で得られる油井用継目無ステンレス鋼管を提供することを目的とする。ここで、優れた耐食性は、CO2とCl-を含有する腐食環境においても、230℃以上の高温で耐食性を示すことを意味する。
本発明者は、焼入れ、焼戻しが継目無ステンレス鋼管の靭性に及ぼす影響について検討し、その結果、Moを多量に含有し、かつ焼戻しにおける保持時間が長すぎる場合に、靭性の劣化が生じ易いことが分かった。そこで、Mo含有量が大きく、長時間の焼戻しによって靭性が劣化した継目無ステンレス鋼管の組織を調査したところ、マルテンサイト相に金属間化合物が多量に析出しているのを見出した。この現象は、焼入れによってマルテンサイト相が生成した後、焼戻しによって金属間化合物が析出したことを意味する。
次に、マルテンサイト相に析出した金属間化合物を詳細に調査した。その結果、金属間化合物について、
(a)金属間化合物には高濃度のMoが存在している、
(b)金属間化合物の粒径が継目無ステンレス鋼管の靭性に多大な影響を及ぼす、
(c)単位面積（mm2）あたりの金属間化合物の個数（以下、密度という）は、少ないことが望ましく、この密度は、継目無ステンレス鋼管のMoの含有量[%Mo]（質量％）と焼戻しの保持時間ｔ（分）とを用いて算出されるパラメーターＰ(Mo,t)＝[%Mo]×（ｔ＋550）に依存して変化するという知見を得た（図１参照）。
(a)金属間化合物には高濃度のMoが存在している、
(b)金属間化合物の粒径が継目無ステンレス鋼管の靭性に多大な影響を及ぼす、
(c)単位面積（mm2）あたりの金属間化合物の個数（以下、密度という）は、少ないことが望ましく、この密度は、継目無ステンレス鋼管のMoの含有量[%Mo]（質量％）と焼戻しの保持時間ｔ（分）とを用いて算出されるパラメーターＰ(Mo,t)＝[%Mo]×（ｔ＋550）に依存して変化するという知見を得た（図１参照）。
つまり本発明の課題を解決して、所望の強度、靭性、耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を得るためには、マルテンサイト相に存在する粒径0.5μｍ以上の金属間化合物を２×104個／mm2以下の密度に抑制する必要があり、その組織を得るためには、油井用継目無ステンレス鋼管のMo含有量[%Mo]と焼戻しの保持時間ｔを用いて算出されるパラメーターＰ(Mo,t)が2100以下となるように、油井用継目無ステンレス鋼管のMo含有量[%Mo]と焼戻しの保持時間ｔとを調整する必要がある。そして、その油井用継目無ステンレス鋼管を安定して製造するためには、熱間加工性を改善するための成分設計を行なう必要がある。
本発明は、このような知見に基づいてなされたものである。
すなわち、本発明の油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法は、質量％で、C：0.005〜0.06％、Si：0.05〜0.5％、Mn：0.2〜1.8％、P：0.03％以下、S：0.005％以下、Cr：15.5〜18.0％、Mo：1.0〜3.5％、Ni：1.5〜5.0％、V：0.02〜0.2％、Al：0.002〜0.05％、N：0.01〜0.15％、O：0.006％以下を含有し、さらにW：0.5〜3.0％、Cu：0.5〜3.5％の中から選ばれた１種または２種を含有し、かつ前記C、Si、Mn、Cr、Mo、Ni、N、W、Cuの含有量が下記の(1)式および(2)式を満足し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる組成を有するビレットを加熱し、さらに熱間加工を施して継目無鋼管とし、該継目無鋼管を空冷以上の冷却速度で室温まで冷却した後に、前記継目無鋼管を850℃以上に加熱し、引き続き100℃以下まで空冷以上の冷却速度で冷却して焼入れを行ない、次いで700℃以下かつ下記の(3)式を満足する保持時間で焼戻しを行なう油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法である。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
本発明の油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法においては、ビレットが、前記組成に加えて、質量％で、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下の中から選ばれた１種または２種以上を含有することが好ましく、さらにCa：0.01％以下を含有することが好ましい。
また、本発明の油井用継目無ステンレス鋼管は、質量％で、C：0.005〜0.06％、Si：0.05〜0.5％、Mn：0.2〜1.8％、P：0.03％以下、S：0.005％以下、Cr：15.5〜18.0％、Mo：1.0〜3.5％、Ni：1.5〜5.0％、V：0.02〜0.2％、Al：0.002〜0.05％、N：0.01〜0.15％、O：0.006％以下を含有し、さらにW：0.5〜3.0％、Cu：0.5〜3.5％の中から選ばれた１種または２種を含有し、かつ前記C、Si、Mn、Cr、Mo、Ni、N、W、Cuの含有量が下記の(1)式および(2)式を満足し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる組成を有し、かつ10〜60体積％のフェライト相、0〜20体積％のオーステナイト相、および残部がマルテンサイト相からなり、前記マルテンサイト相に存在する粒径が0.5μｍ以上の金属間化合物の密度が2×104個／mm2以下である組織を有する油井用継目無ステンレス鋼管である。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
本発明の油井用継目無ステンレス鋼管においては、前記した組成に加えて、質量％で、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下の中から選ばれた１種または２種以上を含有することが好ましく、さらにCa：0.01％以下を含有することが好ましい。
本発明によれば、高強度と高靭性を兼ね備え、しかも優れた耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を、熱間加工性に優れた製造方法で安定して得ることができ、産業上格段の効果を奏する。
まず、本発明の油井用継目無ステンレス鋼管の組成について説明する。一般に継目無鋼管はビレットを熱間加工して製造するものであるから、本発明の油井用継目無ステンレス鋼管の組成は、その素材となるビレットの組成と同じである。なお、以下、組成における「質量％」は、単に「％」で記す。
C：0.005〜0.06％
Cは、油井用継目無ステンレス鋼管の強度を高める作用を有する元素であり、C含有量が0.005％未満ではその効果が得られない。一方、C含有量が0.06％を超えると、耐食性が著しく低下する。したがって、C含有量は0.005〜0.06％とする。好ましくは、C含有量は0.01〜0.04％である。
Cは、油井用継目無ステンレス鋼管の強度を高める作用を有する元素であり、C含有量が0.005％未満ではその効果が得られない。一方、C含有量が0.06％を超えると、耐食性が著しく低下する。したがって、C含有量は0.005〜0.06％とする。好ましくは、C含有量は0.01〜0.04％である。
Si：0.05〜0.5％
Siは、油井用継目無ステンレス鋼管の原材料の溶鋼を溶製する過程で脱酸剤として機能する元素であり、Si含有量が0.05％未満ではその効果が得られない。一方、Si含有量が0.5％を超えると、CO2に起因する腐食が進行し易くなるばかりでなく、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。したがって、Si含有量は0.05〜0.5％とする。好ましくは、Si含有量は0.1〜0.4％である。
Siは、油井用継目無ステンレス鋼管の原材料の溶鋼を溶製する過程で脱酸剤として機能する元素であり、Si含有量が0.05％未満ではその効果が得られない。一方、Si含有量が0.5％を超えると、CO2に起因する腐食が進行し易くなるばかりでなく、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。したがって、Si含有量は0.05〜0.5％とする。好ましくは、Si含有量は0.1〜0.4％である。
Mn：0.2〜1.8％
Mnは、油井用継目無ステンレス鋼管の強度を高める作用を有する元素であり、Mn含有量が0.2％未満では所望の強度が得られない。一方、Mn含有量が1.8％を超えると、靭性が低下する。したがって、Mn含有量は0.2〜1.8％とする。好ましくは、Mn含有量は0.2〜0.8％である。より好ましくは、Mn含有量は0.2〜0.40％である。
Mnは、油井用継目無ステンレス鋼管の強度を高める作用を有する元素であり、Mn含有量が0.2％未満では所望の強度が得られない。一方、Mn含有量が1.8％を超えると、靭性が低下する。したがって、Mn含有量は0.2〜1.8％とする。好ましくは、Mn含有量は0.2〜0.8％である。より好ましくは、Mn含有量は0.2〜0.40％である。
P：0.03％以下
Pは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を低下させる元素であり、P含有量が0.03％を超えると、耐食性が著しく低下する。したがって、P含有量は0.03％以下とする。ただし、P含有量を0.005％未満に低減するためには、溶鋼を溶製する過程で脱P処理に長時間を要し、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、P含有量は0.005％以上が好ましい。
Pは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を低下させる元素であり、P含有量が0.03％を超えると、耐食性が著しく低下する。したがって、P含有量は0.03％以下とする。ただし、P含有量を0.005％未満に低減するためには、溶鋼を溶製する過程で脱P処理に長時間を要し、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、P含有量は0.005％以上が好ましい。
S：0.005％以下
Sは、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性を低下させる元素であり、S含有量が0.005％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造に支障を来す。したがって、S含有量は0.005％以下とする。ただし、S含有量を0.0005％未満に低減するためには、溶鋼を溶製する過程で脱S処理に長時間を要し、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、S含有量は0.0005％以上が好ましい。
Sは、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性を低下させる元素であり、S含有量が0.005％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造に支障を来す。したがって、S含有量は0.005％以下とする。ただし、S含有量を0.0005％未満に低減するためには、溶鋼を溶製する過程で脱S処理に長時間を要し、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、S含有量は0.0005％以上が好ましい。
Cr：15.5〜18.0％
Crは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特に高温環境におけるCO2に起因する腐食の防止に寄与する。Cr含有量が15.5％未満では、その効果が得られない。一方、Cr含有量が18.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。また、Cr含有量が18.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の強度が低下する。したがって、Cr含有量は15.5〜18.0％とする。好ましくは、Cr含有量は16.0〜17.5％であり、より好ましくは、Cr含有量は16.5〜17.0％である。
Crは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特に高温環境におけるCO2に起因する腐食の防止に寄与する。Cr含有量が15.5％未満では、その効果が得られない。一方、Cr含有量が18.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。また、Cr含有量が18.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の強度が低下する。したがって、Cr含有量は15.5〜18.0％とする。好ましくは、Cr含有量は16.0〜17.5％であり、より好ましくは、Cr含有量は16.5〜17.0％である。
Mo：1.0〜3.5％
Moは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特にCl-に起因する孔食の防止に寄与する。Mo含有量が1.0％未満では、その効果が得られない。一方、Mo含有量が3.5％を超えると、強度が低下する。また、Mo含有量が3.5％を超えると、靭性が低下する。さらに、Mo含有量が3.5％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、Mo含有量は1.0〜3.5％とする。好ましくは、Mo含有量は1.5〜3.0％である。より好ましくは、Mo含有量は2.0〜3.0％である。
Moは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特にCl-に起因する孔食の防止に寄与する。Mo含有量が1.0％未満では、その効果が得られない。一方、Mo含有量が3.5％を超えると、強度が低下する。また、Mo含有量が3.5％を超えると、靭性が低下する。さらに、Mo含有量が3.5％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造コストの上昇を招く。したがって、Mo含有量は1.0〜3.5％とする。好ましくは、Mo含有量は1.5〜3.0％である。より好ましくは、Mo含有量は2.0〜3.0％である。
Mo含有量が上記の範囲内であっても、焼戻しにおける保持時間が長い場合は、金属間化合物がマルテンサイト相に析出して、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。そこで、パラメーターＰ(Mo,t)＝[%Mo]×（ｔ＋550）が下記の(3)式を満たすように、油井用継目無ステンレス鋼管のMo含有量[%Mo]と焼戻しの保持時間ｔとを調整する。
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%Mo]：Moの含有量（質量％）である。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%Mo]：Moの含有量（質量％）である。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
Ni：1.5〜5.0％
Niは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させ、かつ強度を高める作用を有する元素である。Ni含有量が1.5％未満では、その効果が得られない。一方、Ni含有量が5.0％を超えると、マルテンサイト相が生成され難くなり、油井用継目無ステンレス鋼管の強度が低下する。したがって、Ni含有量は1.5〜5.0％とする。好ましくは、Ni含有量は3.0〜4.5％である。より好ましくは、Ni含有量は3.0〜4.0％である。
Niは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させ、かつ強度を高める作用を有する元素である。Ni含有量が1.5％未満では、その効果が得られない。一方、Ni含有量が5.0％を超えると、マルテンサイト相が生成され難くなり、油井用継目無ステンレス鋼管の強度が低下する。したがって、Ni含有量は1.5〜5.0％とする。好ましくは、Ni含有量は3.0〜4.5％である。より好ましくは、Ni含有量は3.0〜4.0％である。
V：0.02〜0.2％
Vは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させ、かつ強度を高める作用を有する元素である。V含有量が0.02質量％未満では、その効果が得られない。一方、V含有量が0.2質量％を超えると、靭性が低下する。したがって、V含有量は0.02〜0.2％とする。好ましくは、V含有量は0.03〜0.08％である。
Vは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させ、かつ強度を高める作用を有する元素である。V含有量が0.02質量％未満では、その効果が得られない。一方、V含有量が0.2質量％を超えると、靭性が低下する。したがって、V含有量は0.02〜0.2％とする。好ましくは、V含有量は0.03〜0.08％である。
Al：0.002〜0.05％
Alは、油井用継目無ステンレス鋼管の原材料の溶鋼を溶製する過程で脱酸剤として機能する元素であり、Al含有量が0.002％未満ではその効果が得られない。一方、Al含有量が0.05％を超えると、アルミナ系介在物が析出し易くなり、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。また、Al含有量が0.05％を超えると、靭性が低下する。したがって、Al含有量は0.002〜0.05％とする。好ましくは、Al含有量は0.01〜0.04％である。
Alは、油井用継目無ステンレス鋼管の原材料の溶鋼を溶製する過程で脱酸剤として機能する元素であり、Al含有量が0.002％未満ではその効果が得られない。一方、Al含有量が0.05％を超えると、アルミナ系介在物が析出し易くなり、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。また、Al含有量が0.05％を超えると、靭性が低下する。したがって、Al含有量は0.002〜0.05％とする。好ましくは、Al含有量は0.01〜0.04％である。
N：0.01〜0.15％
Nは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、N含有量が0.01％未満ではその効果が得られない。一方、N含有量が0.15％を超えると、種々の元素と結合して窒化物を析出するので、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、N含有量は0.01〜0.15％とする。
Nは、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、N含有量が0.01％未満ではその効果が得られない。一方、N含有量が0.15％を超えると、種々の元素と結合して窒化物を析出するので、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、N含有量は0.01〜0.15％とする。
O：0.006％以下
O（酸素）は、油井用継目無ステンレス鋼管中に酸化物として存在し、熱間加工性のみならず靭性、耐食性に悪影響を及ぼす元素であり、O含有量が0.006％を超えると、熱間加工性の低下、靭性の劣化、耐食性の低下を引き起こす。したがって、O含有量は0.006％以下とする。好ましくは、O含有量は0.005％以下である。
O（酸素）は、油井用継目無ステンレス鋼管中に酸化物として存在し、熱間加工性のみならず靭性、耐食性に悪影響を及ぼす元素であり、O含有量が0.006％を超えると、熱間加工性の低下、靭性の劣化、耐食性の低下を引き起こす。したがって、O含有量は0.006％以下とする。好ましくは、O含有量は0.005％以下である。
W：0.5〜3.0％、Cu：0.5〜3.5％の中から選ばれた１種または２種
Wは、Moと同様に、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特にCl-に起因する孔食の防止に寄与する。しかし、W含有量が3.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、Wを含有する場合は、W含有量は3.0％以下とする。一方、Wを含有する場合に、W含有量が0.5％未満では、耐食性を向上させる効果が得られないので、0.5％以上とする。したがって、W含有量は0.5〜3.0％とし、0.5〜2.5％が好ましい。より好ましくは、W含有量は0.5〜1.0％である。
Wは、Moと同様に、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性を向上させる作用を有する元素であり、特にCl-に起因する孔食の防止に寄与する。しかし、W含有量が3.0％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、Wを含有する場合は、W含有量は3.0％以下とする。一方、Wを含有する場合に、W含有量が0.5％未満では、耐食性を向上させる効果が得られないので、0.5％以上とする。したがって、W含有量は0.5〜3.0％とし、0.5〜2.5％が好ましい。より好ましくは、W含有量は0.5〜1.0％である。
Cuは、油井用継目無ステンレス鋼管中に水素が侵入するのを抑制する作用を有する元素であり、耐食性の向上に寄与する。しかし、Cu含有量が3.5％を超えると、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程における熱間加工性が低下する。したがって、Cuを含有する場合は、Cu含有量は3.5％以下とする。一方、Cuを含有する場合に、Cu含有量が0.5％未満では、耐食性を向上させる効果が得られないので、0.5％以上とする。したがって、Cu含有量は0.5〜3.5％とし、0.5〜2.5％が好ましい。より好ましくは、Cu含有量は0.5〜1.0％である。
そして、C、Si、Mn、Cr、Mo、Ni、N、W、Cuの含有量が下記の(1)式および(2)式を満足するように、それぞれの元素の含有量を上記した範囲内で調整する。なお、(1)式および(2)式において、[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]は、それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
Cr、Ni、Mo、W、Cu、Cの含有量が(1)式を満足（(1)式の左辺の値が19.5以上）すれば、CO2とCl-を含有する腐食環境において、しかも高温（ただし230℃まで）であっても、十分な耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を得ることができる。なお、耐食性のさらなる向上を図る観点から、上記の(1)式の左辺の値は、20.0以上であることが好ましい。
また、Cr、Mo、W、Si、C、Mn、Ni、Cu、Nの含有量が(2)式を満足（(2)式の左辺の値が11.5以上）すれば、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程において、十分な熱間加工性を得ることができる。なお、熱間加工性のさらなる向上を図る観点から、上記の(2)式の左辺の値は、12.5以上であることが好ましい。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
Cr、Ni、Mo、W、Cu、Cの含有量が(1)式を満足（(1)式の左辺の値が19.5以上）すれば、CO2とCl-を含有する腐食環境において、しかも高温（ただし230℃まで）であっても、十分な耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を得ることができる。なお、耐食性のさらなる向上を図る観点から、上記の(1)式の左辺の値は、20.0以上であることが好ましい。
また、Cr、Mo、W、Si、C、Mn、Ni、Cu、Nの含有量が(2)式を満足（(2)式の左辺の値が11.5以上）すれば、油井用継目無ステンレス鋼管の製造過程において、十分な熱間加工性を得ることができる。なお、熱間加工性のさらなる向上を図る観点から、上記の(2)式の左辺の値は、12.5以上であることが好ましい。
上記した成分以外の残部は、Feおよび不可避的不純物である。
これらの元素に加えて、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下の中から選ばれた１種または２種以上を含有しても良い。
Nb、Ti、Zr、Bは、いずれも油井用継目無ステンレス鋼管の強度を高める作用を有する元素であり、必要に応じて添加しても良い。しかし、含有量が多過ぎると、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下が好ましい。一方、含有量が少な過ぎると、強度を高める効果が得られない。したがって、Nb：0.02％以上、Ti：0.04％以上、Zr：0.02％以上、B：0.001％以上がより好ましい。
Ca：0.01質量％以下
Caは、硫化物系介在物を球状化する作用を有する元素である。硫化物系介在物を球状化することによって、その周辺の格子歪が小さくなるので、Hのトラップを抑制し、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性の向上に寄与する。しかし、Ca含有量が0.01％を超えると、酸化物系介在物が増加し、耐食性が低下する。したがって、Ca含有量は0.01％以下が好ましい。一方、Ca含有量が0.0005％未満では、耐食性を向上する効果が得られないので、0.0005〜0.01％がより好ましい。
Caは、硫化物系介在物を球状化する作用を有する元素である。硫化物系介在物を球状化することによって、その周辺の格子歪が小さくなるので、Hのトラップを抑制し、油井用継目無ステンレス鋼管の耐食性の向上に寄与する。しかし、Ca含有量が0.01％を超えると、酸化物系介在物が増加し、耐食性が低下する。したがって、Ca含有量は0.01％以下が好ましい。一方、Ca含有量が0.0005％未満では、耐食性を向上する効果が得られないので、0.0005〜0.01％がより好ましい。
次に、油井用継目無ステンレス鋼管を製造する手順について説明する。
油井用継目無ステンレス鋼管の原材料である溶鋼を溶製する手段は、特に限定せず、通常の技術（たとえば転炉、電気炉等）を使用する。さらに、必要に応じて脱ガス処理を施しても良い。
そして、既に説明した成分を有する溶鋼を溶製した後、通常の技術（たとえば連続鋳造、造塊等）で鋳込んだ鋼塊やスラブに圧延を施してビレットとする。そのビレットが油井用継目無ステンレス鋼管の素材となる。
ビレットから油井用継目無ステンレス鋼管を製造する工程は、従来から知られている熱間加工（たとえばマンネスマン−プラグミル方式の熱間圧延、マンネスマン−マンドレルミル方式の熱間圧延等）を施した後に、空冷以上の冷却速度で室温まで冷却することによって、油井用継目無ステンレス鋼管を得る。なお、空冷以上の冷却速度の冷却は、冷媒（たとえば冷却水等）を用いた強制的な冷却（たとえば浸漬、噴射等）、または空冷を意味する。ここで、空冷以上の冷却速度とは、0.1℃／ｓ以上の冷却速度のことを指す。また、室温とは、0〜40℃のことを指す。
熱間加工に先立つビレットの加熱温度が低すぎると、ビレットの変形抵抗が大きくなるので、穿孔圧延機（たとえばピアサーミル等）に過大な負荷が加わり、設備故障の原因となる場合がある。一方、加熱温度が高すぎると、ビレットの結晶粒が粗大化するので、その後の工程を経て得られた油井用継目無ステンレス鋼管も結晶粒が粗大化し、靭性が劣化する。しかも、スケールロスが増加するので、歩留りの低下を招く。したがって、ビレットの加熱温度は1100〜1300℃が好ましい。より好ましくは1200〜1280℃である。
こうして加熱されたビレットは、穿孔圧延を含む熱間加工を施される。熱間加工としては、ピアサーミルからエロンゲーターミル、プラグミル、リーラーミルおよびサイジングミルを経て油井用継目無ステンレス鋼管を得るマンネスマン−プラグミル方式の熱間圧延、あるいはピアサーミルからマンドレルミルおよびレデューサーミルを経て油井用継目無ステンレス鋼管を得るマンネスマン−マンドレルミル方式の熱間圧延等に本発明を適用できる。
熱間加工によって得られた油井用継目無ステンレス鋼管は、直ちに空冷以上の冷却速度で室温まで冷却される。その結果、油井用継目無ステンレス鋼管にマルテンサイト相が生成する。ここで、空冷以上の冷却速度とは、0.1℃／ｓ以上の冷却速度のことを指す。また、室温とは、0〜40℃のことを指す。
室温まで冷却された油井用継目無ステンレス鋼管は、焼入れを施され、マルテンサイト相がさらに増加する。
焼入れに先立つ加熱温度（以下、焼入れ温度という）が低すぎると、マルテンサイト相が十分に生成しないので、所望の強度を有する油井用継目無ステンレス鋼管が得られない。したがって、焼入れ温度は850℃以上とする。一方、焼入れ温度が高すぎると、マルテンサイト相が過剰に生成し、所望の靭性を有する油井用継目無ステンレス鋼管が得られない場合がある。したがって、焼入れ温度は850〜1000℃が好ましい。より好ましくは、焼入れ温度は920〜980℃である。また、この焼入れ温度での保持時間は、短すぎると相分率が平衡に達しないので、均一な組織が得られない場合がある。一方、この保持時間が長すぎると、組織の粗大化を招き、靭性が低下する場合がある。したがって、この保持時間は10〜120分とすることが好ましい。
そして、所定の焼入れ温度に加熱された油井用継目無ステンレス鋼管を、空冷以上の冷却速度で100℃以下まで冷却することによって、焼入れを行なう。焼入れを停止する温度が100℃を超えると、オーステナイト相が十分にマルテンサイト相に変態せず、所望の強度が得られないので、好ましくない。ここで、空冷以上の冷却速度とは、0.1℃／ｓ以上の冷却速度のことを指す。
焼入れの後、油井用継目無ステンレス鋼管に焼戻しを施す。焼戻しにおける加熱温度（以下、焼戻し温度という）が高すぎると、マルテンサイト相に金属間化合物が析出し易くなるので、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。したがって、焼戻し温度は700℃以下とする。一方、焼戻し温度が低すぎると、焼入れによって低下した靭性が十分に回復しない。したがって、焼戻し温度は400〜700℃が好ましい。
焼戻しにおいて油井用継目無ステンレス鋼管を所定の焼戻し温度に保つ保持時間は、下記の(3)式を満足するように設定する必要がある。(3)式を満足しなければ、油井用継目無ステンレス鋼管の靭性が低下する。
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%Mo]：Moの含有量（質量％）である。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%Mo]：Moの含有量（質量％）である。
ｔ：焼戻しの保持時間（分）
所定の保持時間が経過すると、油井用継目無ステンレス鋼管を室温まで冷却することが好ましい。その冷却は空冷が好ましい。あるいは、冷媒（たとえば冷却水等）を用いて強制的に冷却（たとえば浸漬、噴射等）しても良い。ここで、室温とは、0〜40℃のことを指す。
このようにして製造した油井用継目無ステンレス鋼管は、前述した成分組成を有すると共に、10〜60体積％のフェライト相、0〜20体積％のオーステナイト相、および残部がマルテンサイト相からなる組織を有する。フェライト相が、10体積％未満では油井用継目無ステンレス鋼管の熱間加工性が低下し、60体積％を超えると強度の低下および靭性の低下を招く。オーステナイト相が20体積％を超えると、所望の強度を有する油井用継目無ステンレス鋼管が得られない。
なお、本発明の油井用継目無ステンレス鋼管の組織の判定方法としては、まず鋼管の肉厚中央部から組織観察用試験片を採取し、肉厚方向断面を研磨した後に、ビレラエッチング液（ピクリン酸、塩酸およびエタノールをそれぞれ2g、10mlおよび100mｌの割合で混合した試薬）で腐食して、光学顕微鏡（100〜1000倍）を用いて組織写真を撮影する。その組織写真からマルテンサイト相（Ｍ相）、フェライト相（α相）、オーステナイト相（γ相）を判定し、α相の分率（体積率）を画像解析で算出する。
また、γ相の分率（体積率）は、Ｘ線回析法を用いて、γ相の（220）面とα相の（211）面の回析Ｘ線積分強度を測定し、下記の式で算出する。
γ相の体積率（％）＝100／＜１＋｛（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝＞
Ｉα：α相の積分強度
Ｉγ：γ相の積分強度
Ｒα：α相の結晶学的理論計算値
Ｒγ：γ相の結晶学的理論計算値
また、Ｍ相の分率（体積率）は、α相とγ相以外の残部として算出する。
γ相の体積率（％）＝100／＜１＋｛（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝＞
Ｉα：α相の積分強度
Ｉγ：γ相の積分強度
Ｒα：α相の結晶学的理論計算値
Ｒγ：γ相の結晶学的理論計算値
また、Ｍ相の分率（体積率）は、α相とγ相以外の残部として算出する。
また、本発明において、マルテンサイト相には、粒径が0.5μｍ以上の金属間化合物が２×104個／mm2以下の密度で析出し、存在する。このように金属間化合物の析出を抑制することによって、所望の強度、靭性、耐食性を有する油井用継目無ステンレス鋼管を得ることができる。しかも、素材となるビレットは熱間加工性を改善するために設計された組成を有するので、油井用継目無ステンレス鋼管を安定して得ることができる。
なお、金属化合物の個数の測定方法としては、まずビレラエッチング液で腐食した試験片の組織写真を、光学顕微鏡（2000倍）で撮影する。そして、その組織写真から、マルテンサイト相中に析出した金属間化合物の円相当直径を粒径として計算し、粒径0.5μｍ以上の金属間化合物の個数を計測する。
表１に示す組成を有する溶鋼を溶製し、さらに脱ガス処理を施し、引き続き造塊法でビレット（100kg鋼塊）を製造して、室温（25℃）まで空冷した。次に、ビレットを加熱炉で1230℃で加熱した後、ピアサーの実験機で穿孔圧延し、さらに水槽に浸漬して水冷して継目無鋼管（外径83.8mm＝3.3インチ、肉厚12.7mm＝0.5インチ）とした。
表１に示す鋼（鋼記号B〜I）の成分と、以下の(1)式、(2)式との関係は表２に示す通りである。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
得られた継目無鋼管の内面および外面を目視で観察し、熱間加工性を評価した。その結果を表４に示す。表４では、継目無鋼管の長さ5mm以上の割れが認められたものを「有」とし、それ以外のものを「無」として示す。
また、得られた継目無鋼管に焼入れおよび焼戻しを施した後に、試験片を採取して、組織、引張特性、靭性、耐食性を調査した。その調査方法は以下の通りである。なお、焼入れの加熱温度、保持時間、冷却手段および冷却停止温度の条件と、焼戻しの加熱温度および保持時間の条件と、焼戻しの以下の(3)式の左辺の計算値とは表３に示す通りである。
(A)組織
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から組織観察用試験片を採取し、肉厚方向断面を研磨した後に、ビレラエッチング液で腐食して、光学顕微鏡（100〜1000倍）を用いて組織写真を撮影した。その組織写真からマルテンサイト相（以下、Ｍ相と記す）、フェライト相（以下、α相と記す）、オーステナイト相（以下、γ相と記す）を判定し、α相の分率（体積率）を画像解析で算出した。それらの結果を表４に示す。
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から組織観察用試験片を採取し、肉厚方向断面を研磨した後に、ビレラエッチング液で腐食して、光学顕微鏡（100〜1000倍）を用いて組織写真を撮影した。その組織写真からマルテンサイト相（以下、Ｍ相と記す）、フェライト相（以下、α相と記す）、オーステナイト相（以下、γ相と記す）を判定し、α相の分率（体積率）を画像解析で算出した。それらの結果を表４に示す。
γ相の分率（体積率）は、Ｘ線回析法を用いて、γ相の（220）面とα相の（211）面の回析Ｘ線積分強度を測定し、下記の式で算出した。その結果を表４に示す。
γ相の体積率（％）＝100／＜１＋｛（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝＞
Ｉα：α相の積分強度
Ｉγ：γ相の積分強度
Ｒα：α相の結晶学的理論計算値
Ｒγ：γ相の結晶学的理論計算値
Ｍ相の分率（体積率）は、α相とγ相以外の残部として表４に示す。
γ相の体積率（％）＝100／＜１＋｛（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝＞
Ｉα：α相の積分強度
Ｉγ：γ相の積分強度
Ｒα：α相の結晶学的理論計算値
Ｒγ：γ相の結晶学的理論計算値
Ｍ相の分率（体積率）は、α相とγ相以外の残部として表４に示す。
次に、ビレラエッチング液（ピクリン酸、塩酸およびエタノールをそれぞれ2g、10mlおよび100mｌの割合で混合した試薬）で腐食した試験片の組織写真を、光学顕微鏡（2000倍）で撮影した。その組織写真から、Ｍ相中に析出した粒径（円相当直径）0.5μm以上の金属間化合物の個数を計測した。その結果を、単位面積（mm2）あたりの個数として表４に示す。
(B)引張特性
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から、ＡＰＩ規格に準拠して引張方向が管軸方向となるようにＡＰＩ弧状引張試験片を採取し、さらにＡＰＩ規格に準拠して引張試験を行なって、引張特性として降伏強さＹＳ（MPa）、引張強さＴＳ（MPa）を測定した。その結果を表４に示す。降伏強さＹＳが758MPa以上のものを合格とし、758MPa未満のものを不合格とした。
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から、ＡＰＩ規格に準拠して引張方向が管軸方向となるようにＡＰＩ弧状引張試験片を採取し、さらにＡＰＩ規格に準拠して引張試験を行なって、引張特性として降伏強さＹＳ（MPa）、引張強さＴＳ（MPa）を測定した。その結果を表４に示す。降伏強さＹＳが758MPa以上のものを合格とし、758MPa未満のものを不合格とした。
(C)靭性
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から、ＩＳＯ規格に準拠して、円周方向が試験片長さとなるようにＶノッチ試験片（厚さ10mm）を採取し、さらに試験温度を−10℃としてシャルピー衝撃試験を行なって、吸収エネルギーvE-10（Ｊ）を測定した。その結果を表４に示す。なお、試験片は、それぞれ３本とし、それらの算術平均値を表４に示す。吸収エネルギーvE-10が40Ｊ以上を合格とし、40Ｊ未満を不合格とした。
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から、ＩＳＯ規格に準拠して、円周方向が試験片長さとなるようにＶノッチ試験片（厚さ10mm）を採取し、さらに試験温度を−10℃としてシャルピー衝撃試験を行なって、吸収エネルギーvE-10（Ｊ）を測定した。その結果を表４に示す。なお、試験片は、それぞれ３本とし、それらの算術平均値を表４に示す。吸収エネルギーvE-10が40Ｊ以上を合格とし、40Ｊ未満を不合格とした。
表4に示した各発明例、比較例のパラメーターＰ(Mo,t)＝[%Mo]×（ｔ＋550）と金属間化合物の密度の関係を図1に示す。図１に示すように、[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100であり、マルテンサイト相に析出した粒径0.5μｍ以上の金属間化合物の密度が２×104個／mm2以下である組織を有するものは、吸収エネルギーvE-10が40Ｊ以上であった。
(D)耐食性
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から腐食試験片（厚さ３mm、幅25mm、長さ50mm）を採取し、その重量を測定した。さらに、その試験片をオートクレーブ中に保持された20質量％NaCl水溶液（液温230℃、3.0MPaのCO2ガスで飽和）中に14日間浸漬して腐食試験を行なった。腐食試験が終了した後、腐食試験片の重量を測定して、腐食試験の前後の重量減少量を厚さに換算して、腐食速度（mm／年）を求めた。その結果を表４に示す。腐食速度が0.127mm／年以下のものを合格とし、0.127mm／年超えのものを不合格とした。
焼入れおよび焼戻しを施した継目無鋼管の肉厚中央部から腐食試験片（厚さ３mm、幅25mm、長さ50mm）を採取し、その重量を測定した。さらに、その試験片をオートクレーブ中に保持された20質量％NaCl水溶液（液温230℃、3.0MPaのCO2ガスで飽和）中に14日間浸漬して腐食試験を行なった。腐食試験が終了した後、腐食試験片の重量を測定して、腐食試験の前後の重量減少量を厚さに換算して、腐食速度（mm／年）を求めた。その結果を表４に示す。腐食速度が0.127mm／年以下のものを合格とし、0.127mm／年超えのものを不合格とした。
次に、腐食試験が終了した腐食試験片の表面をルーペ（50倍）で観察して、孔食の有無を調査した。その結果を表４に示す。表４では、継目無鋼管の表面に直径0.5mm以上の孔食が認められたものを「有」とし、それ以外のものを「無」として示す。
表４から明らかなように、発明例は、いずれも厚肉の継目無鋼管であるにも関わらず、ＹＳが758MPa（＝110ksi）以上の高強度と、vE-10が40Ｊ以上の高靭性とを有しており、しかも高温のCO2およびCl-を含有する厳しい環境においても、腐食速度が0.127mm／年以下で、孔食もない優れた耐食性を有している。しかも、表面に割れは発生しておらず、優れた熱間加工性も有していることが分かる。
これに対して比較例のうちの鋼管No.8、11、14、18、20、22は、焼戻しにおいて上記(3)式を満たさず、vE-10が40Ｊを下回っている。つまり靭性が、発明例よりも劣っている。
鋼管No.15は、成分組成が上記(1)式を満たさず、ＹＳが758MPaを下回っており、しかも腐食速度が0.127mm／年を超えて、孔食が発生した。つまり強度と耐食性が、発明例よりも劣っている。
鋼管No.16は、成分組成が上記(2)式を満たさず、表面に割れが発生した。つまり熱間加工性が、発明例よりも劣っている。
鋼管No.23は、成分組成が上記(1)式を満たさず、腐食速度が0.127mm／年を超えて、孔食が発生した。つまり耐食性が、発明例よりも劣っている。
鋼管No.24は、成分組成が上記(2)式を満たさず、表面に割れが発生した。つまり熱間加工性が、発明例よりも劣っている。
Claims (6)
- 質量％で、C：0.005〜0.06％、Si：0.05〜0.5％、Mn：0.2〜1.8％、P：0.03％以下、S：0.005％以下、Cr：15.5〜18.0％、Mo：1.0〜3.5％、Ni：1.5〜5.0％、V：0.02〜0.2％、Al：0.002〜0.05％、N：0.01〜0.15％、O：0.006％以下を含有し、さらにW：0.5〜3.0％、Cu：0.5〜3.5％の中から選ばれた１種または２種を含有し、かつ前記C、Si、Mn、Cr、Mo、Ni、N、W、Cuの含有量が下記の(1)式および(2)式を満足し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる組成を有するビレットを加熱し、さらに熱間加工を施して継目無鋼管とし、該継目無鋼管を空冷以上の冷却速度で室温まで冷却した後に、前記継目無鋼管を850℃以上960℃以下に加熱し、引き続き40℃以下まで空冷以上の冷却速度で冷却して焼入れを行ない、次いで600℃以下かつ下記の(3)式を満足する保持時間で焼戻しを行なう、10〜60体積％のフェライト相、0〜20体積％のオーステナイト相、および残部がマルテンサイト相からなり、前記マルテンサイト相に存在する粒径が0.5μｍ以上の金属間化合物の密度が2×10 4 個／mm 2 以下である組織を有する油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5 ・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%Mo]×（ｔ＋550）≦2100・・・(3)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。
ｔ：焼戻しの保持時間（分） - 前記ビレットが、前記組成に加えて、質量％で、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下の中から選ばれた１種または２種以上を含有する請求項１に記載の油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法。
- 前記ビレットが、前記組成に加えて、質量％で、Ca：0.01％以下を含有する請求項１または２に記載の油井用継目無ステンレス鋼管の製造方法。
- 質量％で、C：0.005〜0.06％、Si：0.05〜0.5％、Mn：0.2〜1.8％、P：0.03％以下、S：0.005％以下、Cr：15.5〜18.0％、Mo：1.0〜3.5％、Ni：1.5〜5.0％、V：0.02〜0.2％、Al：0.002〜0.05％、N：0.01〜0.15％、O：0.006％以下を含有し、さらにW：0.5〜3.0％、Cu：0.5〜3.5％の中から選ばれた１種または２種を含有し、かつ前記C、Si、Mn、Cr、Mo、Ni、N、W、Cuの含有量が下記の(1)式および(2)式を満足し、残部がFeおよび不可避的不純物からなる組成を有し、かつ10〜60体積％のフェライト相、0〜20体積％のオーステナイト相、および残部がマルテンサイト相からなり、前記マルテンサイト相に存在する粒径が0.5μｍ以上の金属間化合物の密度が2×104個／mm2以下である組織を有する油井用継目無ステンレス鋼管。
[%Cr]＋0.65[%Ni]＋0.6[%Mo]＋0.3[%W]＋0.55[%Cu]−20[%C]≧19.5 ・・・(1)
[%Cr]＋[%Mo]＋0.5[%W]＋0.3[%Si]−43.5[%C]−0.4[%Mn]−[%Ni]
−0.3[%Cu]−9[%N]≧11.5・・・(2)
[%C]、[%Si]、[%Mn]、[%Cr]、[%Mo]、[%Ni]、[%N]、[%W]、[%Cu]：それぞれの元素の含有量（質量％）であり、含有しない場合はゼロとする。 - 前記組成に加えて、質量％で、Nb：0.2％以下、Ti：0.3％以下、Zr：0.2％以下、B：0.01％以下の中から選ばれた１種または２種以上を含有する請求項４に記載の油井用継目無ステンレス鋼管。
- 前記組成に加えて、質量％で、Ca：0.01％以下を含有する請求項４または５に記載の油井用継目無ステンレス鋼管。
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