JP6950820B2 - サワー環境での使用に適した鋼材 - Google Patents

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Description

本発明は、鋼材に関し、さらに詳しくは、サワー環境での使用に適した鋼材に関する。
油井及びガス井（以下、油井及びガス井を総称して、単に「油井」という）の深井戸化により、油井用鋼管に代表される油井用の鋼材の高強度化が要求されている。具体的には、たとえば、８０ｋｓｉ級（降伏強度が８０〜９５ｋｓｉ未満、つまり、５５２〜６５５ＭＰａ未満）や、９５ｋｓｉ級（降伏強度が９５〜１１０ｋｓｉ未満、つまり、６５５〜７５８ＭＰａ未満）の油井用鋼管が広く利用されており、最近ではさらに、１１０ｋｓｉ級（降伏強度が１１０〜１２５ｋｓｉ未満、つまり、７５８〜８６２ＭＰａ未満）、１２５ｋｓｉ級（降伏強度が１２５〜１４０ｋｓｉ未満、つまり８６２〜９６５ＭＰａ未満）、及び、１４０ｋｓｉ級（降伏強度が１４０〜１５５ｋｓｉ、つまり９６５〜１０６９ＭＰａ）の油井用鋼管が求められ始めている。
深井戸の多くは、腐食性を有する硫化水素を含有するサワー環境である。本明細書において、サワー環境とは、硫化水素を含み、酸性化した環境を意味する。なお、サワー環境では、二酸化炭素を含む場合もある。このようなサワー環境で使用される油井用鋼管は、高強度だけでなく、耐硫化物応力割れ性（耐Ｓｕｌｆｉｄｅ Ｓｔｒｅｓｓ Ｃｒａｃｋｉｎｇ性：以下、耐ＳＳＣ性という）も要求される。
油井用鋼管に代表される油井用の鋼材の耐ＳＳＣ性を高める技術が、特開昭６２−２５３７２０号公報（特許文献１）、特開昭５９−２３２２２０号公報（特許文献２）、特開平６−３２２４７８号公報（特許文献３）、特開平８−３１１５５１号公報（特許文献４）、特開２０００−２５６７８３号公報（特許文献５）、特開２０００−２９７３４４号公報（特許文献６）、特開２００５−３５０７５４号公報（特許文献７）、特表２０１２−５１９２３８号公報（特許文献８）及び特開２０１２−２６０３０号公報（特許文献９）に開示されている。
特許文献１は、Ｍｎ、Ｐ等の不純物を低減して、油井用鋼の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。特許文献２は、焼入れを２回実施して結晶粒を微細化し、鋼の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。
特許文献３は、誘導加熱熱処理により鋼組織を微細化して、１２５ｋｓｉ級の鋼材の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。特許文献４は、直接焼入れ法を利用して鋼の焼入れ性を高め、さらに、焼戻し温度を高めることにより、１１０〜１４０ｋｓｉ級の鋼管の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。
特許文献５及び特許文献６は、炭化物の形態を制御して１１０〜１４０ｋｓｉ級の低合金油井管用鋼の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。特許文献７は、転位密度と水素拡散係数とを所望の値に制御して、１２５ｋｓｉ級以上の鋼材の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。特許文献８は、０．３〜０．５％のＣを含有する低合金鋼に対して、複数回の焼入れを実施することにより、１２５ｋｓｉ級の鋼の耐ＳＳＣ性を高める方法を提案する。特許文献９は、２段熱処理の焼戻し工程を採用して、炭化物の形態や個数を制御する方法を提案する。より具体的には、特許文献９では、大型のＭ3Ｃ及びＭ2Ｃの個数密度を抑制して、１２５ｋｓｉ級の鋼の耐ＳＳＣ性を高める。
特開昭６２−２５３７２０号公報 特開昭５９−２３２２２０号公報 特開平６−３２２４７８号公報 特開平８−３１１５５１号公報 特開２０００−２５６７８３号公報 特開２０００−２９７３４４号公報 特開２００５−３５０７５４号公報 特表２０１２−５１９２３８号公報 特開２０１２−２６０３０号公報
上述のとおり、近年、油井環境の過酷化に伴い、油井用鋼管は従来よりも優れた耐ＳＳＣ性を要求されつつある。そのため、上記特許文献１〜９に開示された技術以外の技術によって、９５〜１４０ｋｓｉ級（６５５〜１０６９ＭＰａ）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材（たとえば油井用鋼管）が得られてもよい。
本開示の目的は、６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１５５ｋｓｉ、９５〜１４０ｋｓｉ級）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を提供することである。
本開示による鋼材は、質量％で、Ｃ：０．２０〜０．５０％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、Ｍｎ：０．０５〜１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％未満、Ａｌ：０．００５〜０．０５０％、Ｃｒ：０．１０〜１．５０％、Ｍｏ：０．２５〜１．８０％、Ｔｉ：０．００２〜０．０５０％、Ｎｂ：０．００２〜０．１００％、Ｂ：０．０００１〜０．００５０％、Ｎ：０．００７０％以下、Ｏ：０．００５０％未満、Ｖ：０〜０．３０％、Ｃａ：０〜０．０１００％、Ｍｇ：０〜０．０１００％、Ｚｒ：０〜０．０１００％、希土類元素：０〜０．０１００％、Ｃｏ：０〜１．５０％、Ｗ：０〜１．５０％、Ｎｉ：０〜０．５０％、Ｃｕ：０〜０．５０％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する。降伏強度が６５５〜１０６９ＭＰａであり、降伏比が８５％以上である。ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。
降伏強度が６５５〜８６２ＭＰａ未満の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である。
降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上である。
降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａの場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。
本開示による鋼材は、６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１５５ｋｓｉ、９５〜１４０ｋｓｉ級）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。
図１Ａは、実施形態のＤＣＢ試験で用いるＤＣＢ試験片の側面図及び断面図である。 図１Ｂは、実施形態のＤＣＢ試験で用いるクサビの斜視図である。
本発明者らは、サワー環境での使用が想定された鋼材において、６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１５５ｋｓｉ、９５〜１４０ｋｓｉ級）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立させる方法について調査検討し、次の知見を得た。
従来、サワー環境での使用が想定された鋼材においては、転位密度と耐ＳＳＣ性との関係について、多くの検討がなされてきた。具体的に、鋼材中の転位密度を高めれば、鋼材の降伏強度が高まる。一方、転位は水素を吸蔵する可能性がある。そのため、鋼材の降伏強度を高める目的で、鋼材の転位密度を高めた場合、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する可能性がある。
転位密度を高めた結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下するメカニズムは、従来、次のように考えられてきた。転位は、鋼材のミクロ組織の結晶格子に生じた格子欠陥の一種である。転位には、水素が吸蔵されやすいと考えられている。そのため、転位密度が高い鋼材は、水素が吸蔵されやすくなり、耐ＳＳＣ性が低下するものと考えられてきた。
一方、鋼材のミクロ組織においては、転位以外の要因によっても、結晶に微視的な歪みが生じる場合がある。たとえば、固溶元素によっても、鋼材のミクロ組織において結晶に微視的な歪みが生じる可能性がある。たとえばさらに、鋼材のミクロ組織中に析出物や介在物が存在する場合、析出物等と母材との界面において、結晶に微視的な歪みが生じる可能性がある。
このように、鋼材のミクロ組織において、結晶に微視的な歪みが生じる要因は、転位だけではない。転位、固溶元素、析出物、及び、介在物等、さらには、それらの個数や分散度合い等、複数の要因が複合的に作用することにより、鋼材のミクロ組織では結晶に微視的な歪みが生じるものと考えられる。さらに、鋼材のミクロ組織における、結晶の微視的な歪みは、鋼材の耐ＳＳＣ性に影響を与える可能性がある。
そこで本発明者らは、鋼材のミクロ組織における結晶の微視的な歪みを観察する手法を種々検討した。詳細な検討の結果、本発明者らは、鋼材のミクロ組織における結晶方位に着目した。結晶方位であれば、上述の複合的な要因の重ね合わせによって生じた、結晶の微視的な歪みを定量できる可能性がある。
そこで本発明者らは、サワー環境での使用が想定された鋼材において、質量％で、Ｃ：０．２０〜０．５０％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、Ｍｎ：０．０５〜１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％未満、Ａｌ：０．００５〜０．０５０％、Ｃｒ：０．１０〜１．５０％、Ｍｏ：０．２５〜１．８０％、Ｔｉ：０．００２〜０．０５０％、Ｎｂ：０．００２〜０．１００％、Ｂ：０．０００１〜０．００５０％、Ｎ：０．００７０％以下、Ｏ：０．００５０％未満、Ｖ：０〜０．３０％、Ｃａ：０〜０．０１００％、Ｍｇ：０〜０．０１００％、Ｚｒ：０〜０．０１００％、希土類元素：０〜０．０１００％、Ｃｏ：０〜１．５０％、Ｗ：０〜１．５０％、Ｎｉ：０〜０．５０％、Ｃｕ：０〜０．５０％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する鋼材について、結晶方位と耐ＳＳＣ性との関係を、詳細に調査検討した。
具体的に本発明者らは、まず、上述の化学組成を有し、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）の鋼材に着目し、その結晶方位と耐ＳＳＣ性との関係を、詳細に調査検討した。なお、上述の化学組成を有し、１４０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材の結晶方位は、後述する電子後方散乱回折像（ＥＢＳＤ：Ｅｌｅｃｔｒｏｎ ＢａｃｋＳｃａｔｔｅｒ Ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ ｐａｔｔｅｒｎ）によって求めた。
続いて本発明者らは、求めた結晶方位と結晶の微視的歪みとの関係を、さらに詳細に検討した。その結果、任意の点における、結晶方位の周囲からのずれを算出することにより、ミクロ組織における結晶の微視的な歪みを定量できることを、本発明者らは見出した。すなわち、上述の転位密度に代表される、鋼材中の歪みの平均値ではなく、歪みの分布を算出する。その結果、上述の化学組成を有し、１４０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材においては、ミクロ組織における結晶の微視的な歪みを定量することができる。
以上の知見に基づいて、本発明者らは、求めた結晶方位から、ＫＡＭ（Ｋｅｒｎｅｌ Ａｖｅｒａｇｅ Ｍｉｓｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ）値を求めた。なお、ＫＡＭ値は、次のように定義した。
視野範囲を正六角形のピクセル単位に区切り、視野範囲のうちの任意の１つの正六角形のピクセルを中心ピクセルとして選定した。選定された中心ピクセルと、中心ピクセルの外側に隣接して配置された６つのピクセルにおいて、各ピクセル間の方位差を求めた。得られた方位差の平均値を求め、その平均値を中心ピクセルのＫＡＭ値と定義した。
すなわち、上記のとおりに定義されたＫＡＭ値とは、鋼材のミクロ組織における、結晶方位の周囲からのずれを示す指標である。具体的に、ＫＡＭ値が大きい測定点では、その測定点の周囲との結晶方位の差が大きい。この場合、その測定点では、結晶の微視的な歪みが局所的に大きい。一方、ＫＡＭ値が小さい測定点では、その測定点の周囲との結晶方位の差が小さい。この場合、その測定点では、結晶の微視的な歪みが低減されている。
次に本発明者らは、求めたＫＡＭ値を用いて、結晶の微視的な歪みの分布を定量化することについて検討した。具体的に、本発明者らは、上記任意のピクセルで得られたＫＡＭ値を、粒界を越えないように計算することで、粒内の結晶方位の変化を表現するマップ（ＫＡＭマップ）を作成した。ＫＡＭマップによれば、鋼材中のミクロ組織における、結晶の微視的な歪みの分布を可視化することができる。
作成したＫＡＭマップに基づいて、本発明者らは、上述の化学組成を有し、１４０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材において、結晶の微視的な歪みの分布と耐ＳＳＣ性との関係について、詳細に検討した。具体的に、本発明者らは、上述の化学組成を有し、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）の鋼材に対して、上記ＫＡＭマップを作成し、後述する方法で作成したＫＡＭマップから得られたヒストグラムを作成した。
その結果、本発明者らは、ＫＡＭ値が１°以下の面積の割合と、耐ＳＳＣ性とに相関関係があることを見出した。より具体的に、本実施形態による化学組成を有し、降伏強度が１４０ｋｓｉ級の鋼材においては、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３０面積％以上にまで高めることで、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まることを見出した。
すなわち、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３０面積％以上とすることで、降伏強度を１４０ｋｓｉ級に維持したまま、鋼材の耐ＳＳＣ性を高めることができる。そのため、上述の化学組成を有する本実施形態による鋼材は、降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３０面積％以上とする。その結果、１４０ｋｓｉ級の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立することができる。
本発明者らはさらに、降伏強度が異なる場合についても、同様に検討を行った。具体的に本発明者らは、８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）の場合について、上記ＫＡＭマップを作成し、微視的な歪みと鋼材の耐ＳＳＣ性とを調査した。
その結果、本実施形態による化学組成を有し、降伏強度が１２５ｋｓｉ級の鋼材においては、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３５面積％以上にまで高めることで、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まることを見出した。
すなわち、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３５面積％以上とすることで、降伏強度を１２５ｋｓｉ級に維持したまま、鋼材の耐ＳＳＣ性を高めることができる。そのため、上述の化学組成を有する、本実施形態による鋼材は、降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合を３５面積％以上とする。その結果、１２５ｋｓｉ級の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立することができる。
本発明者らはさらに、６５５〜８６２ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級）の場合について、上記ＫＡＭマップを作成し、微視的な歪みと鋼材の耐ＳＳＣ性とを調査した。
その結果、本実施形態による化学組成を有し、降伏強度が９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級の鋼材においては、ＫＡＭ値が１°以下の割合を４０面積％以上にまで高めることで、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まることを見出した。
すなわち、ＫＡＭ値が１°以下の割合を４０面積％以上とすることで、降伏強度を９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級に維持したまま、鋼材の耐ＳＳＣ性を高めることができる。そのため、上述の化学組成を有する、本実施形態による鋼材は、降伏強度が９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合を４０面積％以上とする。その結果、９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立することができる。
したがって、本実施形態による鋼材は、上述の化学組成を有し、得ようとする降伏強度（９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、１２５ｋｓｉ級、及び、１４０ｋｓｉ級）に応じて、ＫＡＭ値が１°以下の割合を高める。その結果、本実施形態による鋼材は、所望の降伏強度（９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、１２５ｋｓｉ級、及び、１４０ｋｓｉ級）と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立することができる。
なお、鋼材のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイト主体の組織とする。焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイト主体とは、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であることを意味する。鋼材のミクロ組織が焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイト主体であれば、本実施形態による鋼材において、降伏強度（Ｙｉｅｌｄ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ）は６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）、降伏比（引張強度（Ｔｅｎｓｉｌｅ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ）に対する降伏強度の比、すなわち、降伏比（ＹＲ）＝降伏強度（ＹＳ）／引張強度（ＴＳ））は８５％以上となる。
以上の知見に基づいて完成した本実施形態による鋼材は、質量％で、Ｃ：０．２０〜０．５０％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、Ｍｎ：０．０５〜１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％未満、Ａｌ：０．００５〜０．０５０％、Ｃｒ：０．１０〜１．５０％、Ｍｏ：０．２５〜１．８０％、Ｔｉ：０．００２〜０．０５０％、Ｎｂ：０．００２〜０．１００％、Ｂ：０．０００１〜０．００５０％、Ｎ：０．００７０％以下、Ｏ：０．００５０％未満、Ｖ：０〜０．３０％、Ｃａ：０〜０．０１００％、Ｍｇ：０〜０．０１００％、Ｚｒ：０〜０．０１００％、希土類元素：０〜０．０１００％、Ｃｏ：０〜１．５０％、Ｗ：０〜１．５０％、Ｎｉ：０〜０．５０％、Ｃｕ：０〜０．５０％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有する。降伏強度が６５５〜１０６９ＭＰａであり、降伏比が８５％以上である。ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。
降伏強度が６５５〜８６２ＭＰａ未満の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である。
降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上である。
降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａの場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。
本明細書において、鋼材とは、特に限定されないが、たとえば、鋼管、鋼板である。好ましくは、鋼材は油井に用いられる油井用鋼材であり、さらに好ましくは油井用鋼管である。本明細書において、油井は、上述のとおり、油井及びガス井を含む総称である。
上記化学組成は、Ｖ：０．０１〜０．３０％を含有してもよい。
上記化学組成は、Ｃａ：０．０００１〜０．０１００％、Ｍｇ：０．０００１〜０．０１００％、Ｚｒ：０．０００１〜０．０１００％、及び、希土類元素：０．０００１〜０．０１００％からなる群から選択される１種又は２種以上を含有してもよい。
上記化学組成は、Ｃｏ：０．０２〜１．５０％、及び、Ｗ：０．０２〜１．５０％からなる群から選択される１種以上を含有してもよい。
上記化学組成は、Ｎｉ：０．０２〜０．５０％、及び、Ｃｕ：０．０２〜０．５０％からなる群から選択される１種以上を含有してもよい。
上記鋼材は、降伏強度が６５５〜７５８ＭＰａ未満であり、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上であってもよい。
上記鋼材は、降伏強度が７５８〜８６２ＭＰａ未満であり、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上であってもよい。
上記鋼材は、降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満であり、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上であってもよい。
上記鋼材は、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａであり、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上であってもよい。
上記鋼材は、油井用鋼管であってもよい。
本明細書において、油井用鋼管とは、ラインパイプ用鋼管であってもよく、油井管であってもよい。油井用鋼管は、継目無鋼管であってもよく、溶接鋼管であってもよい。油井管は、たとえば、ケーシングやチュービング用途で用いられる鋼管である。
上記鋼材は、継目無鋼管であってもよい。
本実施形態による鋼材が継目無鋼管の場合、肉厚が１５ｍｍ以上であっても、６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。
以下、本実施形態による鋼材について詳述する。元素に関する「％」は、特に断りがない限り、質量％を意味する。
［化学組成］
本実施形態による鋼材の化学組成は、次の元素を含有する。
Ｃ：０．２０〜０．５０％
炭素（Ｃ）は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃはさらに、製造工程中の焼戻し時において、炭化物の球状化を促進し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。炭化物が分散されればさらに、鋼材の強度が高まる。Ｃ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｃ含有量が高すぎれば、鋼材の靭性が低下し、焼割れが発生しやすくなる。したがって、Ｃ含有量は０．２０〜０．５０％である。Ｃ含有量の好ましい下限は０．２２％であり、より好ましくは０．２６％である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．４５％であり、より好ましくは０．４３％であり、さらに好ましくは０．４０％である。
Ｓｉ：０．０５〜０．５０％
シリコン（Ｓｉ）は、鋼を脱酸する。Ｓｉ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｓｉ含有量が高すぎれば、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜０．５０％である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．１５％であり、より好ましくは０．２０％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．４５％であり、より好ましくは０．４０％である。
Ｍｎ：０．０５〜１．００％
マンガン（Ｍｎ）は、鋼を脱酸する。Ｍｎはさらに、鋼材の焼入れ性を高める。Ｍｎ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、Ｍｎは、Ｐ及びＳ等の不純物とともに、粒界に偏析する。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．０５〜１．００％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．２５％であり、より好ましくは０．３０％である。Ｍｎ含有量の好ましい上限は０．９０％であり、より好ましくは０．８０％である。
Ｐ：０．０３０％以下
燐（Ｐ）は不純物である。すなわち、Ｐ含有量は０％超である。Ｐは粒界に偏析して、鋼材の耐ＳＳＣ性を低下させる。したがって、Ｐ含有量は０．０３０％以下である。Ｐ含有量の好ましい上限は０．０２０％であり、より好ましくは０．０１５％である。Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。ただし、Ｐ含有量の極端な低減は、製造コストを大幅に高める。したがって、工業生産を考慮した場合、Ｐ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、より好ましくは０．０００２％であり、さらに好ましくは０．０００３％である。
Ｓ：０．００５０％未満
硫黄（Ｓ）は不純物である。すなわち、Ｓ含有量は０％超である。Ｓは粒界に偏析して、鋼材の耐ＳＳＣ性を低下させる。したがって、Ｓ含有量は０．００５０％未満である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．００４５％であり、より好ましくは０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００３０％である。Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。ただし、Ｓ含有量の極端な低減は、製造コストを大幅に高める。したがって、工業生産を考慮した場合、Ｓ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、より好ましくは０．０００２％であり、さらに好ましくは０．０００３％である。
Ａｌ：０．００５〜０．０５０％
アルミニウム（Ａｌ）は、鋼を脱酸する。Ａｌ含有量が低すぎれば、この効果が得られず、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、Ａｌ含有量が高すぎれば、粗大な酸化物系介在物が生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ａｌ含有量は０．００５〜０．０５０％である。Ａｌ含有量の好ましい下限は０．０１５％であり、より好ましくは０．０２０％である。Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０４０％であり、より好ましくは０．０３０％である。本明細書にいう「Ａｌ」含有量は「酸可溶Ａｌ」、つまり、「ｓｏｌ．Ａｌ」の含有量を意味する。
Ｃｒ：０．１０〜１．５０％
クロム（Ｃｒ）は、鋼材の焼入れ性を高める。Ｃｒはさらに、鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、高温焼戻しを可能にする。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。Ｃｒ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｃｒ含有量が高すぎれば、鋼材の靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は０．１０〜１．５０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は０．２５％であり、より好ましくは０．３０％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は１．３０％であり、より好ましくは１．２０％である。
Ｍｏ：０．２５〜１．８０％
モリブデン（Ｍｏ）は、鋼材の焼入れ性を高める。Ｍｏはさらに、微細な炭化物を生成し、鋼材の焼戻し軟化抵抗を高める。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。Ｍｏ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｍｏ含有量が高すぎれば、上記効果が飽和する。したがって、Ｍｏ含有量は０．２５〜１．８０％である。Ｍｏ含有量の好ましい下限は０．３０％であり、より好ましくは０．３５％であり、さらに好ましくは０．４０％であり、さらに好ましくは０．５０％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は１．５０％であり、より好ましくは１．３０％であり、さらに好ましくは１．２５％であり、さらに好ましくは１．１０％である。
Ｔｉ：０．００２〜０．０５０％
チタン（Ｔｉ）は窒化物を形成し、ピンニング効果により、結晶粒を微細化する。その結果、鋼材の強度を高める。Ｔｉ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｔｉ含有量が高すぎれば、Ｔｉ窒化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｔｉ含有量は０．００２〜０．０５０％である。Ｔｉ含有量の好ましい下限は０．００３％であり、より好ましくは０．００５％である。Ｔｉ含有量の好ましい上限は０．０３０％であり、より好ましくは０．０２０％である。
Ｎｂ：０．００２〜０．１００％
ニオブ（Ｎｂ）はＣ又はＮと結合して炭化物、窒化物、又は、炭窒化物（以下、「炭窒化物等」という）を形成する。炭窒化物等はピンニング効果により鋼材のサブ組織を微細化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｎｂはさらに、球状のＭＣ型炭化物となるため、針状のＭ2Ｃ型炭化物の生成を抑制して、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｎｂ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｎｂ含有量が高すぎれば、炭窒化物等が過剰に生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０．００２〜０．１００％である。Ｎｂ含有量の好ましい下限は０．００３％であり、より好ましくは０．００７％である。Ｎｂ含有量の好ましい上限は０．０５０％未満であり、より好ましくは０．０３５％であり、より好ましくは０．０３０％である。
Ｂ：０．０００１〜０．００５０％
ホウ素（Ｂ）は鋼に固溶して、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｂ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｂ含有量が高すぎれば、鋼材中に粗大な窒化物が生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｂ含有量は０．０００１〜０．００５０％である。Ｂ含有量の好ましい下限は０．０００３％であり、より好ましくは０．０００７％である。Ｂ含有量の好ましい上限は０．００３５％であり、より好ましくは０．００２５％である。
Ｎ：０．００７０％以下
窒素（Ｎ）は不可避に含有される。すなわち、Ｎ含有量は０％超である。ＮはＴｉと結合して窒化物を形成し、ピンニング効果により、鋼材の結晶粒を微細化する。しかしながら、Ｎ含有量が高すぎれば、Ｎは粗大な窒化物を形成して、鋼材の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｎ含有量は０．００７０％以下である。Ｎ含有量の好ましい上限は０．００５０％であり、より好ましくは０．００４０％である。上記効果をより有効に得るためのＮ含有量の好ましい下限は０．０００５％であり、より好ましくは０．００１０％であり、さらに好ましくは０．００２０％である。
Ｏ：０．００５０％未満
酸素（Ｏ）は不純物である。すなわち、Ｏ含有量は０％超である。Ｏは粗大な酸化物を形成し、鋼材の耐食性を低下する。したがって、Ｏ含有量は０．００５０％未満である。Ｏ含有量の好ましい上限は０．００３０％であり、より好ましくは０．００２０％である。Ｏ含有量はなるべく低い方が好ましい。ただし、Ｏ含有量の極端な低減は、製造コストを大幅に高める。したがって、工業生産を考慮した場合、Ｏ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、より好ましくは０．０００２％であり、さらに好ましくは０．０００３％である。
本実施形態による鋼材の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物からなる。ここで、不純物とは、鋼材を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、又は、製造環境などから混入されるものであって、本実施形態による鋼材に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
［任意元素について］
上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｖを含有してもよい。
Ｖ：０〜０．３０％
バナジウム（Ｖ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｖ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｖは炭窒化物等を形成する。炭窒化物等は、ピンニング効果により鋼材のサブ組織を微細化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｖはさらに、焼戻し時に微細な炭化物を形成する。微細な炭化物は鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、鋼材の強度を高める。Ｖはさらに、球状のＭＣ型炭化物となるため、針状のＭ２Ｃ型炭化物の生成を抑制して、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｖが少しでも含有されれば、これらの効果がある程度得られる。しかしながら、Ｖ含有量が高すぎれば、鋼材の靭性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０〜０．３０％である。Ｖ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％である。なお、９６５ＭＰａ以上の降伏強度を得ようとする場合、鋼材はＶを０．０１％以上含有することが好ましい。Ｖが０．０１％以上含有されれば、鋼材の降伏強度を安定して９６５ＭＰａ以上にすることができる。したがって、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａである場合、Ｖ含有量の好ましい下限は０．０１％であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０４％であり、さらに好ましくは０．０５％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．２０％であり、より好ましくは０．１５％であり、さらに好ましくは０．１２％である。
上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃａ、Ｍｇ、Ｚｒ、及び、希土類元素（ＲＥＭ）からなる群から選択される１種又は２種以上を含有してもよい。これらの元素はいずれも任意元素であり、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。
Ｃａ：０〜０．０１００％
カルシウム（Ｃａ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃａ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃａは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｃａが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃａ含有量が高すぎれば、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１００％である。Ｃａ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。Ｃａ含有量の好ましい上限は０．００２５％であり、より好ましくは０．００２０％である。
Ｍｇ：０〜０．０１００％
マグネシウム（Ｍｇ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｍｇ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｍｇは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｍｇが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｍｇ含有量が高すぎれば、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｍｇ含有量は０〜０．０１００％である。Ｍｇ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。Ｍｇ含有量の好ましい上限は０．００２５％であり、より好ましくは０．００２０％である。
Ｚｒ：０〜０．０１００％
ジルコニウム（Ｚｒ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｚｒ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｚｒは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｚｒが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｚｒ含有量が高すぎれば、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｚｒ含有量は０〜０．０１００％である。Ｚｒ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。Ｚｒ含有量の好ましい上限は０．００２５％であり、より好ましくは０．００２０％である。
希土類元素（ＲＥＭ）：０〜０．０１００％
希土類元素（ＲＥＭ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、ＲＥＭ含有量は０％であってもよい。含有される場合、ＲＥＭは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。ＲＥＭはさらに、鋼材中のＰと結合して、結晶粒界におけるＰの偏析を抑制する。そのため、Ｐの偏析に起因した鋼材の耐ＳＳＣ性の低下が抑制される。ＲＥＭが少しでも含有されれば、これらの効果がある程度得られる。しかしながら、ＲＥＭ含有量が高すぎれば、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、ＲＥＭ含有量は０〜０．０１００％である。ＲＥＭ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。ＲＥＭ含有量の好ましい上限は０．００２５％であり、より好ましくは０．００２０％である。
なお、本明細書におけるＲＥＭとは、原子番号２１番のスカンジウム（Ｓｃ）、原子番号３９番のイットリウム（Ｙ）、及び、ランタノイドである原子番号５７番のランタン（Ｌａ）〜原子番号７１番のルテチウム（Ｌｕ）からなる群から選択される１種以上の元素である。また、本明細書におけるＲＥＭ含有量とは、これら元素の合計含有量である。
上記のＣａ、Ｍｇ、Ｚｒ、及び、ＲＥＭからなる群から選択される２種以上を複合して含有する場合の合計量は、０．０１００％以下であることが好ましく、０．００５０％以下であることがさらに好ましい。
上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｏ及びＷからなる群から選択される１種以上を含有してもよい。これらの元素はいずれも任意元素であり、サワー環境において、保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。これにより、これらの元素は鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。
Ｃｏ：０〜１．５０％
コバルト（Ｃｏ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃｏ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｏはサワー環境において、保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。これにより、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｃｏが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃｏ含有量が高すぎれば、鋼材の焼入れ性が低下して、鋼材の強度が低下する。したがって、Ｃｏ含有量は０〜１．５０％である。Ｃｏ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０５％である。Ｃｏ含有量の好ましい上限は１．２５％であり、より好ましくは１．００％であり、さらに好ましくは０．８０％であり、さらに好ましくは０．６０％であり、さらに好ましくは０．５０％である。
Ｗ：０〜１．５０％
タングステン（Ｗ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｗ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｗはサワー環境において、保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。これにより、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｗが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｗ含有量が高すぎれば、鋼材中に粗大な炭化物が生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｗ含有量は０〜１．５０％である。Ｗ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０５％である。Ｗ含有量の好ましい上限は１．２５％であり、より好ましくは１．００％であり、さらに好ましくは０．８０％であり、さらに好ましくは０．６０％であり、さらに好ましくは０．５０％である。
上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｎｉ及びＣｕからなる群から選択される１種以上を含有してもよい。これらの元素はいずれも任意元素であり、鋼材の焼入れ性を高める。
Ｎｉ：０〜０．５０％
ニッケル（Ｎｉ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｎｉ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｎｉは鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｎｉが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｎｉ含有量が高すぎれば、局部的な腐食が促進され、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は０〜０．５０％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０２％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は０．３５％であり、より好ましくは０．２５％である。
Ｃｕ：０〜０．５０％
銅（Ｃｕ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃｕ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｕは鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃｕが少しでも含有されれば、この効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃｕ含有量が高すぎれば、鋼材の焼入れ性が高くなりすぎ、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０〜０．５０％である。Ｃｕ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．０２％である。Ｃｕ含有量の好ましい上限は０．３５％であり、より好ましくは０．２５％である。
［ＫＡＭ値］
本実施形態による鋼材は、降伏強度が６５５〜８６２ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である。本実施形態による鋼材はさらに、降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上である。本実施形態による鋼材はさらに、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。
上述のとおり、ＫＡＭ値とは、鋼材のミクロ組織における、結晶方位の周囲からのずれを示す指標である。ＫＡＭ値が大きい測定点では、その測定点の周囲との結晶方位の差が大きい。この場合、その測定点では、結晶の微視的な歪みが局所的に大きい。一方、ＫＡＭ値が小さい測定点では、その測定点の周囲との結晶方位の差が小さい。この場合、その測定点では、結晶の微視的な歪みが低減されている。
そのため、ＫＡＭ値に基づいて作成したＫＡＭマップによれば、鋼材中のミクロ組織における、結晶の微視的な歪みの分布を可視化することができる。そこで、本実施形態による鋼材は、ＫＡＭマップによって可視化された、ＫＡＭ値が１°以下の面積の割合を高める。その結果、本実施形態による鋼材は、耐ＳＳＣ性を高めることができる。
すなわち、本実施形態では、従前から用いられてきた、転位密度に代表される結晶の微視的な歪みの平均値ではなく、結晶の微視的な歪みの分布を指標とする。結晶の微視的な歪みの分布の指標である、ＫＡＭ値が１°以下の面積の割合を求めるためのＫＡＭマップを作成する範囲は特に限定されないが、たとえば、１００μｍ×１００μｍである。この程度の範囲で作成されたＫＡＭマップは、結晶の微視的な歪みの分布と精度良く相関する。
要するに、本実施形態による鋼材のＫＡＭ値が１°以下の面積の割合は、単純に転位密度と比較できるものではない。たとえば、転位密度が高い場合であっても、ＫＡＭ値が１°以下の面積の割合は低い場合があり得る。一方、転位密度が低い場合であっても、ＫＡＭ値が１°以下の面積の割合は高い場合があり得る。
以上のとおり、ＫＡＭ値が１°以下の割合は、鋼材のミクロ組織における、微視的な歪みを示す指標である。ＫＡＭ値が１°以下の割合が小さすぎれば、鋼材のミクロ組織において、微視的な歪みが十分に低減できていない。その結果、鋼材は優れた耐ＳＳＣ性を示さない。そこで、本実施形態による鋼材は、得ようとする降伏強度ごとに、ＫＡＭ値が１°以下の割合を高める。
降伏強度が６５５〜８６２ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級及び１１０ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である。この場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合の好ましい下限は４５面積％であり、より好ましくは４７面積％であり、さらに好ましくは５０面積％であり、さらに好ましくは５３面積％である。
降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上である。この場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合の好ましい下限は３７面積％であり、より好ましくは４０面積％であり、さらに好ましくは４２面積％であり、さらに好ましくは４５面積％である。
降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）の場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である。この場合、ＫＡＭ値が１°以下の割合の好ましい下限は３２面積％であり、より好ましくは３５面積％であり、さらに好ましくは３７面積％であり、さらに好ましくは４０面積％である。
なお、ＫＡＭ値が１°以下の割合は、なるべく高い方が好ましい。すなわち、ＫＡＭ値が１°以下の割合の上限は特に限定しない。要するに、ＫＡＭ値が１°以下の割合は、１００面積％であってもよい。
しかしながら、本実施形態によるＥＢＳＤ法においては、隣接する結晶との方位差が５°以上で囲まれる領域を結晶粒と認定する。そのため、結晶粒界近傍におけるＫＡＭ値は、大きくなりやすい。なお、サワー環境での使用が想定される、本実施形態による鋼材においては、後述する測定方法における観察視野面積では、観察視野中に結晶粒界が観察される。したがって、本実施形態による鋼材は、実質的に、ＫＡＭ値が１°以下の割合の上限が１００面積％未満である。
本実施形態による鋼材のＫＡＭ値は、以下の方法で求めることができる。本実施形態による鋼材から、ＫＡＭ値測定用の試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から試験片を採取する。なお、試験片の大きさは、板厚中央部又は肉厚中央部を中心とした、１００μｍ×１００μｍの観察面を有していれば足り、特に限定されない。
上述の観察面に対して鏡面研磨を行い、表面を仕上げる。表面を仕上げた試験片に対して、１００μｍ×１００μｍの視野を０．３μｍピッチでＥＢＳＤ測定を行う。ＥＢＳＤ測定では、加速電圧を２０ｋＶとする。求めたＥＢＳＤ測定値から、ＫＡＭ値を求める。
ＫＡＭ値は、上述のとおりに定義される。具体的には、１００μｍ×１００μｍの範囲を正六角形のピクセル単位に区切る。ピクセルの一辺は０．１５μｍである。任意の１つの正六角形のピクセルを中心ピクセルとして選定する。選定された中心ピクセルと、中心ピクセルの外側に隣接して配置された６つのピクセルにおいて、各ピクセル間の方位差を求める。得られた方位差の平均値を求め、その平均値を中心ピクセルのＫＡＭ値と定義する。１００μｍ×１００μｍの範囲全てのピクセルについて、同様の方法を用いて、ＫＡＭ値を求める。
観察視野中の各ピクセルのＫＡＭ値を算出した後、各ピクセルのＫＡＭ値を示すＫＡＭマップを作成する。得られたＫＡＭマップにおいて、全ピクセルのＫＡＭ値を集計する。全ピクセルのＫＡＭ値のうち、ＫＡＭ値が１°以下の割合を求める。求めた割合を、ＫＡＭ値が１°以下の割合（面積％）と定義する。
なお、ＫＡＭ値を求めるためのＥＢＳＤ解析プログラムは、周知のプログラムを用いればよい。たとえば、（株）ＴＳＬソリューションズ製のＯＩＭ Ｄａｔａ Ｃｏｌｌｅｃｔｉｏｎ／Ａｎａｌｙｓｉｓ ６．２．０を用いてもよい。
［ミクロ組織］
本実施形態による鋼材のミクロ組織は、主として焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトからなる。より具体的には、ミクロ組織は体積率で９５％以上の焼戻しマルテンサイト及び／又は焼戻しベイナイトからなる。すなわち、ミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上である。ミクロ組織の残部はたとえば、フェライト、又は、パーライトである。
上述の化学組成を有する鋼材のミクロ組織が、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上を含有すれば、降伏強度が６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上となる。
本実施形態においては、降伏強度が６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上であれば、ミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であるものとする。好ましくは、ミクロ組織は焼戻しマルテンサイト及び／又は焼戻しベイナイトのみからなる。すなわち、ミクロ組織は焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率が１００％であってもよい。
なお、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計を観察により求める場合、以下の方法で求めることができる。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から圧延方向１０ｍｍ、板厚方向１０ｍｍの観察面を有する試験片を切り出す。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から管軸方向１０ｍｍ、肉厚方向１０ｍｍの観察面を有する試験片を切り出す。
観察面を鏡面に研磨した後、ナイタール腐食液に１０秒程度浸漬して、エッチングによる組織現出を行う。エッチングした観察面を、走査電子顕微鏡（ＳＥＭ：Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）を用いて、二次電子像にて１０視野観察する。視野面積は、たとえば、４００μｍ2（倍率５０００倍）である。
各視野において、コントラストから焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトを特定する。特定した焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの面積分率の合計を求める。本実施形態において、全ての視野で求めた、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの面積分率の合計の算術平均値を、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率（％）と定義する。
［鋼材の形状］
本実施形態による鋼材の形状は、特に限定されない。鋼材はたとえば鋼管、鋼板である。鋼材が油井用鋼管である場合、好ましくは、鋼材は継目無鋼管である。本実施形態による鋼材が継目無鋼管である場合、肉厚は特に限定されず、たとえば、９〜６０ｍｍである。本実施形態による鋼材は特に、厚肉の継目無鋼管としての使用に適する。より具体的には、本実施形態による鋼材が１５ｍｍ以上、さらに、２０ｍｍ以上の厚肉の継目無鋼管であっても、９５〜１４０ｋｓｉ級の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立することができる。
［鋼材の降伏強度及び降伏比］
本実施形態による鋼材の降伏強度は６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）であり、降伏比は８５％以上である。要するに、本実施形態による鋼材は、９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、１２５ｋｓｉ級、又は、１４０ｋｓｉ級のいずれかの降伏強度と、８５％以上の降伏比とを有する。
本実施形態による鋼材の降伏強度は、ＡＰＩ ５ＣＴ（２０１１）に準拠して定義する。具体的に、本実施形態による鋼材の降伏強度は、降伏強度の範囲ごとに、それぞれ定義する。より具体的に、本実施形態による鋼材の降伏強度が６５５〜７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）の場合、降伏強度とは、引張試験で得られた０．５％伸び時の応力（０．５％耐力）を意味する。本実施形態による鋼材の降伏強度が７５８〜８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）の場合、降伏強度とは、引張試験で得られた０．７％伸び時の応力（０．７％耐力）を意味する。
本実施形態による鋼材の降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）の場合、降伏強度とは、引張試験で得られた０．６５％伸び時の応力（０．６５％耐力）を意味する。本実施形態による鋼材の降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）の場合、降伏強度とは、引張試験で得られた０．６５％伸び時の応力（０．６５％耐力）を意味する。
本実施形態による鋼材は、６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）の降伏強度に調整しても、上述の化学組成、ＫＡＭ値が１°以下の割合、及び、ミクロ組織を満たすことで、優れた耐ＳＳＣ性を有する。なお、降伏比（ＹＲ）は引張強度（ＴＳ）に対する降伏強度（ＹＳ）の比（ＹＲ＝ＹＳ／ＴＳ）である。
本実施形態による鋼材の降伏強度及び降伏比は、次の方法で求めることができる。具体的に、ＡＳＴＭ Ｅ８（２０１３）に準拠した方法で、引張試験を行う。本実施形態による鋼材から、丸棒試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から丸棒試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から丸棒試験片を採取する。
丸棒試験片の大きさは、たとえば、平行部の直径８．９ｍｍ、平行部の長さ３５．６ｍｍである。なお、丸棒試験片の軸方向は、鋼材の圧延方向と平行である。丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中で引張試験を実施する。
得られた０．５％伸び時の応力（０．５％耐力）が６５５〜７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）の場合、０．５％耐力を降伏強度と定義する。得られた０．７％伸び時の応力（０．７％耐力）が７５８〜８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）の場合、０．７％耐力を降伏強度と定義する。得られた０．６５％伸び時の応力（０．６５％耐力）が８６２〜１０６９ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級又は１４０ｋｓｉ級）の場合、０．６５％耐力を降伏強度と定義する。
また、一様伸び中の最大応力を引張強度（ＭＰａ）と定義する。降伏比（ＹＲ）（％）は、引張強度（ＴＳ）に対する降伏強度（ＹＳ）の比（ＹＲ＝ＹＳ／ＴＳ）として求めることができる。
［鋼材の耐ＳＳＣ性］
上述のとおり、鋼材中の転位には、水素が吸蔵される可能性がある。そのため、鋼材の降伏強度が高いほど、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下すると考えられてきた。そこで、本実施形態においても、降伏強度ごとに、優れた耐ＳＳＣ性を定義する。具体的に、優れた耐ＳＳＣ性とは、以下のとおりに定義される。
［降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合の耐ＳＳＣ性］
鋼材の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合、鋼材の耐ＳＳＣ性は４点曲げ試験によって評価できる。以下、鋼材の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合の、優れた耐ＳＳＣ性について詳述する。
本実施形態による鋼材から、試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から試験片を採取する。試験片の大きさは、たとえば、厚さ２ｍｍ、幅１０ｍｍ、長さ７５ｍｍである。なお、試験片の長手方向は、鋼材の圧延方向と平行である。
試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウム水溶液とする。試験片に対して、ＡＳＴＭ Ｇ３９−９９（２０１１）に準拠して、各試験片に与えられる応力が、実降伏応力の９５％になるように、４点曲げによって応力を負荷する。
応力を負荷した試験片を、試験治具ごとオートクレーブに封入する。オートクレーブに試験溶液を、気相部を残して注入し、試験浴とする。試験浴を脱気した後、オートクレーブに１５ａｔｍのＨ2Ｓガスを加圧封入し、試験浴を撹拌してＨ2Ｓガスを飽和させる。オートクレーブを封じた後、試験浴を２４℃で撹拌する。
本実施形態による鋼材は、降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合、以上の４点曲げ試験において、７２０時間（３０日間）経過後に割れが確認されなければ、優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。なお、本明細書において、「割れが確認されない」とは、試験後の試験片を肉眼によって観察した場合、試験片に割れが確認されないことを意味する。
［降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合の耐ＳＳＣ性］
鋼材の降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合、鋼材の耐ＳＳＣ性は４点曲げ試験によって評価できる。以下、鋼材の降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合の、優れた耐ＳＳＣ性について詳述する。
本実施形態による鋼材から、試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から試験片を採取する。試験片の大きさは、たとえば、厚さ２ｍｍ、幅１０ｍｍ、長さ７５ｍｍである。なお、試験片の長手方向は、鋼材の圧延方向と平行である。
試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウム水溶液とする。試験片に対して、ＡＳＴＭ Ｇ３９−９９（２０１１）に準拠して、各試験片に与えられる応力が、実降伏応力の９０％になるように、４点曲げによって応力を負荷する。
応力を負荷した試験片を、試験治具ごとオートクレーブに封入する。オートクレーブに試験溶液を、気相部を残して注入し、試験浴とする。試験浴を脱気した後、オートクレーブに１５ａｔｍのＨ2Ｓガスを加圧封入し、試験浴を撹拌してＨ2Ｓガスを飽和させる。オートクレーブを封じた後、試験浴を２４℃で撹拌する。
本実施形態による鋼材は、降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合、以上の４点曲げ試験において、７２０時間（３０日間）経過後に割れが確認されなければ、優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。なお、本明細書において、「割れが確認されない」とは、試験後の試験片を肉眼によって観察した場合、試験片に割れが確認されないことを意味する。
［降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合の耐ＳＳＣ性］
鋼材の降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、鋼材の耐ＳＳＣ性は、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに準拠したＤＣＢ試験によって評価できる。以下、鋼材の降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合の、優れた耐ＳＳＣ性について詳述する。
本実施形態による鋼材から、図１Ａに示すＤＣＢ試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部からＤＣＢ試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部からＤＣＢ試験片を採取する。ＤＣＢ試験片の長手方向は、鋼材の圧延方向と平行である。
本実施形態による鋼材からさらに、図１Ｂに示すクサビを採取する。クサビの厚さｔは２．８２（ｍｍ）とする。図１Ａを参照して、ＤＣＢ試験片のアームの間に、上記クサビを打ち込む。クサビが打ち込まれたＤＣＢ試験片を、試験容器に封入する。
試験溶液は、酢酸でｐＨ３．５に調整した、５．０質量％塩化ナトリウムと０．４質量％酢酸ナトリウムとの混合水溶液（ＮＡＣＥ ｓｏｌｕｔｉｏｎ Ｂ）とする。ＤＣＢ試験片が封入された試験容器に、上記試験溶液を、気相部を残して注入して、試験浴とする。
試験浴を脱気した後、０．０３ａｔｍのＨ2Ｓと０．９７ａｔｍのＣＯ2との混合ガスを試験容器に吹き込み、試験浴を腐食環境とする。試験浴を撹拌しながら、試験容器内を４℃で４０８時間（１７日間）保持する。保持後の試験容器からＤＣＢ試験片を取り出す。
取り出したＤＣＢ試験片のアーム先端に形成された孔にピンを差し込み、引張試験機で切欠部を開口して、クサビ解放応力Ｐを測定する。さらに、ＤＣＢ試験片の切欠きを液体窒素中で解放させて、試験浴に浸漬中の割れ進展長さａを測定する。割れ進展長さａは、ノギスを用いて目視で測定できる。測定したクサビ解放応力Ｐと、割れ進展長さａとに基づいて、式（１）を用いて破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）を求める。
Figure 0006950820
なお、式（１）において、ｈ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の各アームの高さであり、Ｂ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の厚さであり、Ｂｎ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片のウェブ厚さである。これらは、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに規定されている。
本実施形態による鋼材は、降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、以上のＤＣＢ試験で求めた破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ以上であれば、優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。
［降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合の耐ＳＳＣ性］
鋼材の降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合、鋼材の耐ＳＳＣ性は、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに準拠したＤＣＢ試験によって評価できる。以下、鋼材の降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合の、優れた耐ＳＳＣ性について詳述する。
本実施形態による鋼材から、図１Ａに示すＤＣＢ試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部からＤＣＢ試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部からＤＣＢ試験片を採取する。ＤＣＢ試験片の長手方向は、鋼材の圧延方向と平行である。
本実施形態による鋼材からさらに、図１Ｂに示すクサビを採取する。クサビの厚さｔは３．１３（ｍｍ）とする。図１Ａを参照して、ＤＣＢ試験片のアームの間に、上記クサビを打ち込む。クサビが打ち込まれたＤＣＢ試験片を、試験容器に封入する。
試験溶液は、酢酸でｐＨ４．０に調整した、５．０質量％塩化ナトリウムと０．４質量％酢酸ナトリウムとの混合水溶液とする。ＤＣＢ試験片が封入された試験容器に、上記試験溶液を、気相部を残して注入して、試験浴とする。
試験浴を脱気した後、０．００３ａｔｍのＨ2Ｓと０．９９７ａｔｍのＣＯ2との混合ガスを吹き込み、試験浴を腐食環境とする。試験浴を撹拌しながら、試験容器内を４℃で４０８時間（１７日間）保持する。保持後の試験容器からＤＣＢ試験片を取り出す。
取り出したＤＣＢ試験片のアーム先端に形成された孔にピンを差し込み、引張試験機で切欠部を開口して、クサビ解放応力Ｐを測定する。さらに、ＤＣＢ試験片の切欠きを液体窒素中で解放させて、試験浴に浸漬中のＤＣＢ試験片の割れ進展長さａを測定する。割れ進展長さａは、ノギスを用いて目視で測定できる。測定したクサビ解放応力Ｐと、割れ進展長さａとに基づいて、式（１）を用いて破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）を求める。
Figure 0006950820
なお、式（１）において、ｈ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の各アームの高さであり、Ｂ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の厚さであり、Ｂｎ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片のウェブ厚さである。これらは、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに規定されている。
本実施形態による鋼材は、降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合、以上のＤＣＢ試験で求めた破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ以上であれば、優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。
［製造方法］
本実施形態による鋼材の製造方法を説明する。以下、本実施形態による鋼材の一例として、継目無鋼管の製造方法を説明する。継目無鋼管の製造方法は、素管を準備する工程（準備工程）と、素管に対して焼入れ及び焼戻しを実施して、継目無鋼管とする工程（焼入れ工程及び焼戻し工程）とを備える。なお、本実施形態による製造方法は、以下に説明する製造方法に限定されない。
［準備工程］
準備工程では、上述の化学組成を有する中間鋼材を準備する。中間鋼材が上記化学組成を有していれば、中間鋼材の製造方法は特に限定されない。ここでいう中間鋼材は、最終製品が鋼板の場合は板状の鋼材であり、最終製品が鋼管の場合は素管である。
準備工程は、素材を準備する工程（素材準備工程）と、素材を熱間加工して中間鋼材を製造する工程（熱間加工工程）とを含んでもよい。以下、素材準備工程と、熱間加工工程とを含む場合について、詳述する。
［素材準備工程］
素材準備工程では、上述の化学組成を有する溶鋼を用いて素材を製造する。素材の製造方法は特に限定されず、周知の方法でよい。具体的には、溶鋼を用いて連続鋳造法により鋳片（スラブ、ブルーム、又は、ビレット）を製造してもよい。溶鋼を用いて造塊法によりインゴットを製造してもよい。必要に応じて、スラブ、ブルーム又はインゴットを分塊圧延して、ビレットを製造してもよい。以上の工程により素材（スラブ、ブルーム、又は、ビレット）を製造する。
［熱間加工工程］
熱間加工工程では、準備された素材を熱間加工して中間鋼材を製造する。鋼材が継目無鋼管である場合、中間鋼材は素管に相当する。始めに、ビレットを加熱炉で加熱する。加熱温度は特に限定されないが、たとえば、１１００〜１３００℃である。加熱炉から抽出されたビレットに対して熱間加工を実施して、素管（継目無鋼管）を製造する。熱間加工の方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。
たとえば、熱間加工としてマンネスマン法を実施して、素管を製造してもよい。この場合、穿孔機により丸ビレットを穿孔圧延する。穿孔圧延する場合、穿孔比は特に限定されないが、たとえば、１．０〜４．０である。穿孔圧延された丸ビレットをさらに、マンドレルミル、レデューサー、サイジングミル等により熱間圧延して素管にする。熱間加工工程での累積の減面率はたとえば、２０〜７０％である。
他の熱間加工方法により、ビレットから素管を製造してもよい。たとえば、カップリングのように短尺の厚肉鋼材である場合、エルハルト法等の鍛造により素管を製造してもよい。以上の工程により素管が製造される。素管の肉厚は特に限定されないが、たとえば、９〜６０ｍｍである。
熱間加工により製造された素管は空冷されてもよい（Ａｓ−Ｒｏｌｌｅｄ）。熱間加工により製造された素管は、常温まで冷却せずに、熱間加工後に直接焼入れを実施してもよく、熱間加工後に補熱（再加熱）した後、焼入れを実施してもよい。
熱間加工後に直接焼入れ、又は、補熱した後焼入れを実施する場合、焼入れ途中に冷却の停止、又は、緩冷却を実施してもよい。この場合、素管に焼割れが発生するのを抑制できる。熱間加工後に直接焼入れ、又は、補熱した後焼入れを実施する場合さらに、焼入れ後であって次工程の熱処理前に、応力除去焼鈍処理（ＳＲ処理）を実施してもよい。この場合、素管の残留応力が除去される。
以上のとおり、準備工程では中間鋼材を準備する。中間鋼材は、上述の好ましい工程により製造されてもよいし、第三者により製造された中間鋼材、又は、後述の焼入れ工程及び焼戻し工程が実施される工場以外の他の工場、他の事業所にて製造された中間鋼材を準備してもよい。以下、焼入れ工程について詳述する。
［焼入れ工程］
焼入れ工程では、準備された中間鋼材（素管）に対して、焼入れを実施する。本明細書において、「焼入れ」とは、Ａ3点以上の中間鋼材を急冷することを意味する。好ましい焼入れ温度は８５０〜１０００℃である。焼入れ温度が高すぎれば、旧γ粒の結晶粒が粗大になり、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する場合がある。したがって、焼入れ温度は８５０〜１０００℃であるのが好ましい。
ここで、焼入れ温度とは、熱間加工後に直接焼入れを実施する場合、最終の熱間加工を実施する装置の出側に設置された温度計で測定された、中間鋼材の表面温度に相当する。焼入れ温度とはさらに、熱間加工後に加熱又は補熱した後、焼入れを実施する場合、補熱を実施する炉の温度に相当する。
焼入れ方法はたとえば、焼入れ開始温度から中間鋼材（素管）を連続的に冷却し、素管の表面温度を連続的に低下させる。連続冷却処理の方法は特に限定されず、周知の方法でよい。連続冷却処理の方法はたとえば、水槽に素管を浸漬して冷却する方法や、シャワー水冷又はミスト冷却により素管を加速冷却する方法である。
焼入れ時の冷却速度が遅すぎれば、マルテンサイト及びベイナイト主体のミクロ組織とならない場合がある。この場合、後述する焼戻し工程後の鋼材は、本実施形態で規定する機械的特性（すなわち、９５〜１４０ｋｓｉ級の降伏強度、及び、８５％以上の降伏比）が得られない。
したがって、本実施形態による鋼材の製造方法では、焼入れ時に中間鋼材（素管）を急冷する。具体的には、焼入れ工程において、中間鋼材（素管）の温度が８００〜５００℃の範囲における平均冷却速度を、焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500と定義する。
本実施形態の焼入れ工程において、好ましい焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分以上である。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500のより好ましい下限は４５０℃／分であり、さらに好ましくは６００℃／分である。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500の上限は特に規定しないが、たとえば、６００００℃／分である。
なお、焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、焼入れされる中間鋼材の断面内で最も遅く冷却される部位（たとえば、両表面を強制冷却する場合、中間鋼材厚さの中心部）において測定された温度から決定することができる。
好ましくは、素管に対してオーステナイト域での加熱を複数回実施した後、焼入れを実施する。この場合、焼入れ前のオーステナイト粒が微細化されるため、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。複数回焼入れを実施することにより、オーステナイト域での加熱を複数回繰り返してもよいし、焼準及び焼入れを実施することにより、オーステナイト域での加熱を複数回繰り返してもよい。また、焼入れと後述する焼戻しとを組合せて、複数回実施してもよい。すなわち、複数回の焼入れ焼戻しを実施してもよい。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性がさらに高まる。以下、焼戻し工程について詳述する。
［焼戻し工程］
焼戻し工程では、上述の焼入れを実施した後、焼戻しを実施する。本明細書において、「焼戻し」とは、焼入れ後の中間鋼材をＡc1点未満の温度で再加熱して、保持することを意味する。焼戻し温度は、鋼材の化学組成、及び、得ようとする降伏強度に応じて適宜調整する。ここで、焼戻し温度とは、焼入れ後の中間鋼材を加熱して、保持する際の炉の温度に相当する。
すなわち、本実施形態による焼戻し工程では、上述の化学組成を有する中間鋼材（素管）に対して、焼戻し温度を調整して、鋼材の降伏強度を６５５〜１０６９ＭＰａ（９５〜１４０ｋｓｉ級）に調整する。以下、９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、１２５ｋｓｉ級、及び、１４０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合について、焼戻し温度を詳述する。
［降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合の焼戻し温度］
９５ｋｓｉ級（６５５〜７５８ＭＰａ未満）の降伏強度を得ようとする場合、好ましい焼戻し温度は６５０〜７４０℃である。焼戻し温度が高すぎれば、転位密度が低減されすぎ、９５ｋｓｉ級の降伏強度が得られない場合がある。一方、焼戻し温度が低すぎれば、転位密度を十分に低減することができない場合がある。この場合、鋼材の降伏強度が高くなりすぎ、及び／又は、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。
したがって、９５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度を６５０〜７４０℃とするのが好ましい。９５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい下限は６７０℃であり、さらに好ましくは６８０℃である。９５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい上限は７３０℃であり、さらに好ましくは７２０℃である。
［降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合の焼戻し温度］
１１０ｋｓｉ級（７５８〜８６２ＭＰａ未満）の降伏強度を得ようとする場合、好ましい焼戻し温度は６５０〜７２０℃である。焼戻し温度が高すぎれば、転位密度が低減されすぎ、１１０ｋｓｉ級の降伏強度が得られない場合がある。一方、焼戻し温度が低すぎれば、転位密度を十分に低減することができない場合がある。この場合、鋼材の降伏強度が高くなりすぎ、及び／又は、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。
したがって、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度を６５０〜７２０℃とするのが好ましい。１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい下限は６６０℃であり、さらに好ましくは６７０℃である。１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい上限は７１５℃であり、さらに好ましくは７１０℃である。
［降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合の焼戻し温度］
１２５ｋｓｉ級（８６２〜９６５ＭＰａ未満）の降伏強度を得ようとする場合、好ましい焼戻し温度は６５０〜７２０℃である。焼戻し温度が高すぎれば、転位密度が低減されすぎ、１２５ｋｓｉ級の降伏強度が得られない場合がある。一方、焼戻し温度が低すぎれば、転位密度を十分に低減することができない場合がある。この場合、鋼材の降伏強度が高くなりすぎ、及び／又は、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。
したがって、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度を６５０〜７２０℃とするのが好ましい。１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい下限は６６０℃であり、さらに好ましくは６７０℃である。１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい上限は７１５℃であり、さらに好ましくは７１０℃である。
［降伏強度が１４０ｋｓｉ級の場合の焼戻し温度］
１４０ｋｓｉ級（９６５〜１０６９ＭＰａ）の降伏強度を得ようとする場合、好ましい焼戻し温度は６２０〜７２０℃である。焼戻し温度が高すぎれば、転位密度が低減されすぎ、１４０ｋｓｉ級の降伏強度が得られない場合がある。一方、焼戻し温度が低すぎれば、転位密度を十分に低減することができない場合がある。この場合、鋼材の降伏強度が高くなりすぎ、及び／又は、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。
したがって、１４０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度を６２０〜７２０℃とするのが好ましい。１４０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい下限は６４０℃であり、さらに好ましくは６５０℃である。１４０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、焼戻し温度のより好ましい上限は７００℃であり、さらに好ましくは６９０℃である。
以上のとおり、本実施形態による焼戻し工程では、得ようとする降伏強度（９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、１２５ｋｓｉ級、及び、１４０ｋｓｉ級）に応じて、焼戻し温度を調整する。なお、上記化学組成を有する中間鋼材（素管）に対して、上記焼戻し温度で後述する焼戻し時間保持することにより、降伏強度を所望の範囲にすることは、当業者であれば十分に可能である。
本実施形態による焼戻し工程では、好ましい焼戻しの保持時間（焼戻し時間）は１０〜１８０分である。ここで、焼戻し時間とは、中間鋼材を熱処理炉へ装入してから、抽出するまでの時間を意味する。
焼戻し時間が短すぎれば、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイト主体のミクロ組織が得られない場合がある。一方、焼戻し時間が長すぎれば、上記効果は飽和する。焼戻し時間が長すぎればさらに、所望の降伏強度が得られない場合がある。したがって、本実施形態の焼戻し工程において、焼戻し時間は１０〜１８０分とするのが好ましい。
焼戻し時間のより好ましい下限は１５分である。焼戻し時間のより好ましい上限は１２０分であり、さらに好ましくは９０分である。なお、鋼材が鋼管である場合、他の形状と比較して、焼戻しの均熱保持中に鋼管の温度ばらつきが発生しやすい。したがって、鋼材が鋼管である場合、焼戻し時間は１５〜１８０分とするのが好ましい。
［焼戻し時の昇温速度と焼戻し後の冷却速度とについて］
従前の焼戻し工程では、焼戻し温度及び焼戻し時間のみを制御して、所望の機械的特性を得ていた。しかしながら、焼戻し温度及び焼戻し時間のみを制御すると、焼戻し後の冷却時に、炭化物が多量に析出する場合がある。析出した炭化物の周囲は、結晶方位に歪みが生じる。
すなわち、焼戻し温度及び焼戻し時間のみの制御では、多量の析出物の周囲に歪みが生じ、鋼材のＫＡＭ値が１°以下の割合が低下する場合がある。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、焼戻し後の冷却速度を速くすれば、焼戻し後の鋼材のミクロ組織における炭化物の析出量を低減することができる。この場合、鋼材のミクロ組織において、ＫＡＭ値が１°以下の割合が高まり、鋼材の耐ＳＳＣ性を高めることができる。
さらに、粗大な炭化物の周囲は、微視的な歪みが大きくなりやすい。なお、析出した炭化物のうち、粒界に析出した炭化物は粗大になりやすい。この理由について、本発明者らは次のとおりに考えている。
焼入れ後の鋼材のミクロ組織において、炭素（Ｃ）はそのほとんどが固溶している。続いて、焼戻しを実施する際、焼戻し温度に至るまでの間に、微細な炭化物が粒界から析出する。粒界から析出した炭化物は、その後の焼戻し温度での保持、及び、その後の放冷の間に成長して、徐々に大きくなる。その結果、結晶粒界に粗大な炭化物が多数析出する。
以上の機構により、焼戻し工程における昇温速度を速くすれば、粒界からの炭化物の析出が低減され、鋼材のミクロ組織における炭化物の粗大化を抑制することができる。その結果、鋼材のＫＡＭ値が１°以下の割合が高まり、鋼材の耐ＳＳＣ性を高めることができる。
そこで、本実施形態による鋼材の製造方法では、焼戻し工程において、焼戻しの昇温速度と、焼戻し後の冷却速度との両方を制御する。すなわち、本実施形態の焼戻し工程においては、焼戻し時の昇温速度と焼戻し後の冷却速度とを制御することで、鋼材のミクロ組織において、ＫＡＭ値が１°以下の領域を高める。
具体的には、焼戻し時の昇温速度について、以下のとおりに制御する。焼戻し工程において、焼戻し時の中間鋼材（素管）の温度が１００〜６００℃の範囲における平均昇温速度を、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600と定義する。
焼戻し時の昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎれば、上述のとおり、焼戻し後の炭化物が粗大になる場合がある。この場合、鋼材のミクロ組織において、ＫＡＭ値が１°以下の割合が低下し、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が速すぎても、上記効果は飽和する。
したがって、本実施形態の焼戻し工程において、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600は１０超〜５０℃／分とするのが好ましい。なお、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600は、焼戻しされる中間鋼材の断面内で最も遅く昇温される部位（たとえば両表面を加熱する場合は、中間鋼材厚さの中心部）において測定する。
焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600のより好ましい下限は１３℃／分であり、さらに好ましくは１５℃／分である。焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600のより好ましい上限は４０℃／分であり、さらに好ましくは３０℃／分である。
焼戻し後の冷却速度については、以下のとおりに制御する。焼戻し工程において、焼戻し後の中間鋼材（素管）の温度が６００〜２００℃の範囲における平均冷却速度を、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200と定義する。
上述のとおり、焼戻し後の冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎれば、鋼材のミクロ組織に炭化物が多数析出する場合がある。この場合、鋼材のミクロ組織において、ＫＡＭ値が１°以下の領域が低下し、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。
したがって、本実施形態の焼戻し工程において、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は５〜１００℃／秒とするのが好ましい。なお、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は、焼戻しされた中間鋼材の断面内で最も遅く冷却される部位（たとえば両表面を強制冷却する場合は、中間鋼材厚さの中心部）において測定する。
焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200のより好ましい下限は１０℃／秒であり、さらに好ましくは１５℃／秒である。焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200のより好ましい上限は１００℃／秒未満であり、さらに好ましくは７０℃／秒である。
焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600を１０超〜５０℃／分とする昇温方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200を５〜１００℃／秒とする冷却方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。冷却方法は、たとえば、焼戻し温度から素管を連続的に強制冷却し、素管の表面温度を連続的に低下する。このような連続冷却処理としてたとえば、水槽に素管を浸漬して冷却する方法や、シャワー水冷、ミスト冷却あるいは強制風冷により素管を加速冷却する方法がある。
なお、焼戻しを複数回実施する場合、最終の焼戻しについて、焼戻し時の昇温と、焼戻し後の冷却とを制御すればよい。すなわち、最終の焼戻し以外の焼戻しにおける、焼戻し時の昇温と、焼戻し後の冷却とは従来と同様に実施してもよい。
以上の製造方法によれば、本実施形態による鋼材を製造することができる。上述の製造方法では、一例として継目無鋼管の製造方法を説明した。しかしながら、本実施形態による鋼材は、鋼板や他の形状であってもよい。鋼板や他の形状の製造方法も、上述の製造方法と同様に、たとえば、準備工程と、焼入れ工程と、焼戻し工程とを備える。しかしながら、上述の製造方法は一例であり、他の製造方法によって製造されてもよい。
以下、実施例によって本発明をより具体的に説明する。
実施例１では、９５ｋｓｉ級（６５５〜７５８ＭＰａ未満）の降伏強度を有する鋼材における耐ＳＳＣ性について調査した。具体的に、表１に示す化学組成を有する、溶鋼を製造した。
Figure 0006950820
上記溶鋼を用いて外径３１０ｍｍのビレットを製造した。製造したビレットを１２５０℃に加熱した後、熱間圧延し、外径２４４．４８ｍｍ、肉厚１３．８４ｍｍの継目無鋼管を製造した。製造した継目無鋼管から、後述する評価試験に用いる試験片が採取できる大きさで、かつ、厚さ１３．８４ｍｍの板状の供試材を採取した。
各試験番号の供試材について、焼入れ及び焼戻しを２回繰り返して実施した。なお、本実施例における焼入れ温度（℃）は、焼入れ前の加熱を実施した炉の温度とした。本実施例における均熱時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼入れ前の加熱を実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。本実施例における焼戻し温度（℃）は、焼戻しを実施した炉の温度とした。本実施例における焼戻し時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼戻しを実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。
具体的に、各試験番号の供試材について、焼入れ温度９２０℃で１０分均熱した。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、各試験番号の供試材について、１回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、いずれも３００℃／分であった。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
１回目の焼入れ後の各試験番号の供試材に対して、１回目の焼戻しを実施した。１回目の焼戻しでは、各試験番号の供試材を、焼戻し温度７００℃、焼戻し時間３０分で保持した後、常温まで放冷した。
１回目の焼入れ及び焼戻しが実施された、各試験番号の供試材に対して、２回目の焼入れを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼入れでは、焼入れ温度（℃）、及び、均熱時間（分）は表２に示すとおりであった。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、２回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分であった。
Figure 0006950820
続いて、２回目の焼入れが実施された各試験番号の供試材に対して、２回目の焼戻しを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼戻しでは、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、焼戻し温度（℃）、及び、焼戻し時間（分）は表２に示すとおりであった。
各焼戻し温度で熱処理を実施した後、各試験番号の供試材を冷却した。冷却は、供試材の両面からミスト水冷の制御冷却を実施した。各試験番号の供試材に対して実施した焼戻しでは、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200（℃／秒）は表２に示すとおりであった。焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、及び、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
［評価試験］
上記の焼戻し後の各試験番号の供試材に対して、以下に説明する引張試験、ミクロ組織判定試験、ＫＡＭ値測定試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
［引張試験］
引張試験はＡＳＴＭ Ｅ８（２０１３）に準拠して行った。各試験番号の供試材の厚さ中央部から、平行部の直径８．９ｍｍ、平行部の長さ３５．６ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片の軸方向は、供試材の圧延方向（すなわち、継目無鋼管の軸方向）と平行であった。各試験番号の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて引張試験を実施して、降伏強度（ＭＰａ）及び引張強度（ＭＰａ）を得た。
なお、実施例１では、引張試験で得られた０．５％耐力を、各試験番号の降伏強度とした。一様伸び中の最大応力を、引張強度とした。求めた降伏強度（ＹＳ）と引張強度（ＴＳ）との比（ＹＳ／ＴＳ）を、降伏比ＹＲ（％）とした。求めた降伏強度（ＹＳ）、引張強度（ＴＳ）、及び、降伏比（ＹＲ）を、表２に示す。
［ミクロ組織判定試験］
各試験番号の供試材は、いずれも降伏強度が６５５〜７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上であった。そのため、各試験番号の供試材のミクロ組織は、いずれも焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であると判断した。
［ＫＡＭ値測定試験］
各試験番号の供試材における、ＫＡＭ値が１°以下の割合を求めた。ＫＡＭ値が１°以下の割合は、上述の方法を用いて求めた。求めたＫＡＭ値が１°以下の割合を、「ＫＡＭ≦１°割合（面積％）」として表２に示す。
［耐ＳＳＣ性試験］
各試験番号の供試材を用いて、４点曲げ試験を実施して、耐ＳＳＣ性を評価した。各試験番号の供試材の厚さ中央部から、厚さ２ｍｍ、幅１０ｍｍ、長さ７５ｍｍの試験片を３本作製した。試験片の長手方向は、供試材の圧延方向（すなわち、継目無鋼管の軸方向）と平行であった。
各試験番号の試験片に対して、ＡＳＴＭ Ｇ３９−９９（２０１１）に準拠して、試験片に与えられる応力が、各試験番号の鋼板の実降伏応力の９５％になるように、４点曲げによって応力を負荷した。応力を負荷した２本の試験片を、試験治具ごとオートクレーブに封入した。
試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウム水溶液を用いた。オートクレーブに２４℃の試験溶液を、気相部を残して注入し、試験浴とした。試験浴を脱気した後、１５ａｔｍのＨ2Ｓガスを加圧封入し、試験浴を撹拌してＨ2Ｓガスを試験浴に飽和させた。オートクレーブを封じた後、試験浴を２４℃で７２０時間（３０日間）撹拌した。
７２０時間（３０日間）保持後の各試験番号の試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、７２０時間（３０日間）保持後の試験片を肉眼で観察した。観察の結果、いずれの試験片にも割れが確認されなかったものを、「Ｅ」（Ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ）と判断した。一方、少なくとも１本の試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
［試験結果］
表２に試験結果を示す。
表１及び表２を参照して、試験番号１−１、１−４〜１−１５、１−２１、及び、１−２２の供試材の化学組成は適切であり、降伏強度が６５５〜７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）であり、降伏比が８５％以上であった。さらにＫＡＭ≦１°割合が４０面積％以上であった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
一方、試験番号１−２及び１−３の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。さらに、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号１−１６の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号１−１７の供試材では、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号１−１８の供試材では、Ｍｏ含有量が低すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号１−１９の供試材では、Ｓ含有量が高すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号１−２０の供試材では、Ｏ含有量が高すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
実施例２では、１１０ｋｓｉ級（７５８〜８６２ＭＰａ未満）の降伏強度を有する鋼材における耐ＳＳＣ性について調査した。具体的に、表３に示す化学組成を有する、溶鋼を製造した。
Figure 0006950820
上記溶鋼を用いて外径３１０〜３６０ｍｍのビレットを製造した。製造したビレットを１２５０℃に加熱した後、熱間圧延し、外径２４４．４８〜３４６．０８ｍｍ、肉厚１３．８４〜１５．８８ｍｍの継目無鋼管を製造した。製造した継目無鋼管から、後述する評価試験に用いる試験片が採取できる大きさで、かつ、厚さ１３．８４〜１５．８８ｍｍの板状の供試材を採取した。
各試験番号の供試材について、焼入れ及び焼戻しを２回繰り返して実施した。なお、本実施例における焼入れ温度（℃）は、焼入れ前の加熱を実施した炉の温度とした。実施例１と同様に、本実施例における均熱時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼入れ前の加熱を実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。本実施例における焼戻し温度（℃）は、焼戻しを実施した炉の温度とした。本実施例における焼戻し時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼戻しを実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。
具体的に、各試験番号の供試材について、焼入れ温度９２０℃で１０分均熱した。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、各試験番号の供試材について、１回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、いずれも３００℃／分であった。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
１回目の焼入れ後の各試験番号の供試材に対して、１回目の焼戻しを実施した。１回目の焼戻しでは、各試験番号の供試材を、焼戻し温度７００℃、焼戻し時間３０分で保持した後、常温まで放冷した。
１回目の焼入れ及び焼戻しが実施された、各試験番号の供試材に対して、２回目の焼入れを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼入れでは、焼入れ温度（℃）、及び、均熱時間（分）は表２に示すとおりであった。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、２回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分であった。
Figure 0006950820
続いて、２回目の焼入れが実施された各試験番号の供試材に対して、２回目の焼戻しを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼戻しでは、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、焼戻し温度（℃）、及び、焼戻し時間（分）は表４に示すとおりであった。
各焼戻し温度で熱処理を実施した後、各試験番号の供試材を冷却した。冷却は、供試材の両面からミスト水冷の制御冷却を実施した。各試験番号の供試材に対して実施した焼戻しでは、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200（℃／秒）は表４に示すとおりであった。なお、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、及び、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
［評価試験］
上記の焼戻し後の各試験番号の供試材に対して、以下に説明する引張試験、ミクロ組織判定試験、ＫＡＭ値測定試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
［引張試験］
引張試験は実施例１と同様に、ＡＳＴＭ Ｅ８（２０１３）に準拠して行った。実施例１と同様に作製した、各試験番号の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて引張試験を実施して、降伏強度（ＭＰａ）及び引張強度（ＭＰａ）を得た。
なお、実施例２では、引張試験で得られた０．７％耐力を、各試験番号の降伏強度とした。一様伸び中の最大応力を、引張強度とした。求めた降伏強度（ＹＳ）と引張強度（ＴＳ）との比（ＹＳ／ＴＳ）を、降伏比ＹＲ（％）とした。求めた降伏強度（ＹＳ）、引張強度（ＴＳ）、及び、降伏比（ＹＲ）を、表４に示す。
［ミクロ組織判定試験］
各試験番号の供試材は、いずれも降伏強度が７５８〜８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上であった。そのため、各試験番号の供試材のミクロ組織は、いずれも焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であると判断した。
［ＫＡＭ値測定試験］
各試験番号の供試材における、ＫＡＭ値が１°以下の割合を求めた。ＫＡＭ値が１°以下の割合は、上述の方法を用いて求めた。求めたＫＡＭ値が１°以下の割合を、「ＫＡＭ≦１°割合（面積％）」として表４に示す。
［耐ＳＳＣ性試験］
各試験番号の供試材を用いて、４点曲げ試験を実施して、耐ＳＳＣ性を評価した。実施例１と同様に、各試験番号の試験片を作製した。各試験番号の試験片に対して、ＡＳＴＭ Ｇ３９−９９（２０１１）に準拠して、試験片に与えられる応力が、各試験番号の鋼板の実降伏応力の９０％になるように、４点曲げによって応力を負荷した。応力を負荷した２本の試験片を、試験治具ごとオートクレーブに封入した。
試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウム水溶液を用いた。オートクレーブに２４℃の試験溶液を、気相部を残して注入し、試験浴とした。試験浴を脱気した後、１５ａｔｍのＨ2Ｓを加圧封入し、試験浴を撹拌してＨ2Ｓガスを試験浴に飽和させた。オートクレーブを封じた後、試験浴を２４℃で７２０時間（３０日間）撹拌した。
７２０時間（３０日間）保持後の各試験番号の試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、７２０時間（３０日間）保持後の試験片を肉眼で観察した。観察の結果、いずれの試験片にも割れが確認されなかったものを、「Ｅ」（Ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ）と判断した。一方、少なくとも１本の試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
［試験結果］
表４に試験結果を示す。
表３及び表４を参照して、試験番号２−１、２−３、及び、２−５〜２−２７の供試材の化学組成は適切であり、降伏強度が７５８〜８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）であり、降伏比が８５％以上であった。さらにＫＡＭ≦１°割合が４０面積％以上であった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
一方、試験番号２−２の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。さらに、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号２−４の供試材では、焼戻し時間が長すぎた。その結果、降伏強度が７５８ＭＰａ未満となった。すなわち、１１０ｋｓｉ級の降伏強度が得られなかった。
試験番号２−２８の供試材では、Ｏ含有量が高すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号２−２９の供試材では、Ｍｏ含有量が低すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号２−３０の供試材では、Ｓ含有量が高すぎた。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号２−３１の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号２−３２の供試材では、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が４０面積％未満となった。その結果、４点曲げ試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
実施例３では、１２５ｋｓｉ級（８６２〜９６５ＭＰａ未満）の降伏強度を有する鋼材における耐ＳＳＣ性について調査した。具体的に、表５に示す化学組成を有する、溶鋼を製造した。
Figure 0006950820
上記溶鋼を用いて外径３１０ｍｍのビレットを製造した。製造したビレットを１２５０℃に加熱した後、熱間圧延し、外径２４４．４８ｍｍ、肉厚１３．８４ｍｍの継目無鋼管を製造した。製造した継目無鋼管から、後述する評価試験に用いる試験片が採取できる大きさで、かつ、厚さ１３．８４ｍｍの板状の供試材を採取した。
各試験番号の供試材について、焼入れ及び焼戻しを２回繰り返して実施した。なお、本実施例における焼入れ温度（℃）は、焼入れ前の加熱を実施した炉の温度とした。実施例１と同様に、本実施例における均熱時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼入れ前の加熱を実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。本実施例における焼戻し温度（℃）は、焼戻しを実施した炉の温度とした。本実施例における焼戻し時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼戻しを実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。
具体的に、各試験番号の供試材について、焼入れ温度９２０℃で１０分均熱した。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、各試験番号の供試材について、１回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、いずれも３００℃／分であった。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
１回目の焼入れ後の各試験番号の供試材に対して、１回目の焼戻しを実施した。１回目の焼戻しでは、各試験番号の供試材を、焼戻し温度６７０℃、焼戻し時間３０分で保持した後、常温まで放冷した。
１回目の焼入れ及び焼戻しが実施された、各試験番号の供試材に対して、２回目の焼入れを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼入れでは、焼入れ温度（℃）、及び、均熱時間（分）は表２に示すとおりであった。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、２回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分であった。
Figure 0006950820
続いて、２回目の焼入れが実施された各試験番号の供試材に対して、２回目の焼戻しを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼戻しでは、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、焼戻し温度（℃）、及び、焼戻し時間（分）は表６に示すとおりであった。
各焼戻し温度で熱処理を実施した後、各試験番号の供試材を冷却した。冷却は、供試材の両面からミスト水冷の制御冷却を実施した。各試験番号の供試材に対して実施した焼戻しでは、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200（℃／秒）は表６に示すとおりであった。なお、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、及び、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
［評価試験］
上記の焼戻し後の各試験番号の供試材に対して、以下に説明する引張試験、ミクロ組織判定試験、ＫＡＭ値測定試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
［引張試験］
引張試験は実施例１と同様に、ＡＳＴＭ Ｅ８（２０１３）に準拠して行った。実施例１と同様に作製した、各試験番号の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて引張試験を実施して、降伏強度（ＭＰａ）及び引張強度（ＭＰａ）を得た。
なお、実施例３では、引張試験で得られた０．６５％耐力を、各試験番号の降伏強度とした。一様伸び中の最大応力を、引張強度とした。求めた降伏強度（ＹＳ）と引張強度（ＴＳ）との比（ＹＳ／ＴＳ）を、降伏比ＹＲ（％）とした。求めた降伏強度（ＹＳ）、引張強度（ＴＳ）、及び、降伏比（ＹＲ）を、表６に示す。
［ミクロ組織判定試験］
各試験番号の供試材は、いずれも降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上であった。そのため、各試験番号の供試材のミクロ組織は、いずれも焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であると判断した。
［ＫＡＭ値測定試験］
各試験番号の供試材における、ＫＡＭ値が１°以下の割合を求めた。ＫＡＭ値が１°以下の割合は、上述の方法を用いて求めた。求めたＫＡＭ値が１°以下の割合を、「ＫＡＭ≦１°割合（面積％）」として表６に示す。
［耐ＳＳＣ性試験］
各試験番号の供試材を用いて、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに準拠したＤＣＢ試験を実施して、耐ＳＳＣ性を評価した。各試験番号の供試材の厚さ中央部から、図１Ａに示すＤＣＢ試験片を３本ずつ作製した。ＤＣＢ試験片の長手方向は、供試材の圧延方向（すなわち、継目無鋼管の軸方向）と平行であった。各試験番号の供試材からさらに、図１Ｂに示すクサビを作製した。クサビの厚さｔは２．８２ｍｍであった。ＤＣＢ試験片のアームの間に、上記クサビを打ち込んだ。
試験溶液は、酢酸でｐＨ３．５に調整した、５．０質量％塩化ナトリウムと０．４質量％酢酸ナトリウムとの混合水溶液（ＮＡＣＥ ｓｏｌｕｔｉｏｎ Ｂ）を用いた。クサビが打ち込まれたＤＣＢ試験片を封入した試験容器に、気相部を残して試験溶液を注入し、試験浴とした。続いて、試験浴を脱気した後、０．０３ａｔｍのＨ2Ｓと０．９７ａｔｍのＣＯ2との混合ガスを吹き込み、試験浴を腐食環境とした。試験浴を撹拌しながら、試験容器内を４℃で４０８時間（１７日間）保持した。保持後の試験容器からＤＣＢ試験片を取り出した。
取り出したＤＣＢ試験片のアーム先端に形成された孔にピンを差し込み、引張試験機で切欠部を開口して、クサビ解放応力Ｐを測定した。さらに、ＤＣＢ試験片の切欠きを液体窒素中で解放させて、試験浴に浸漬中のＤＣＢ試験片の割れ進展長さａを測定した。割れ進展長さａは、ノギスを用いて目視で測定した。測定したクサビ解放応力Ｐと、割れ進展長さａとに基づいて、式（１）を用いて破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）を求めた。求めた３つの破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）の算術平均値を求め、その試験番号の鋼管の破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）と定義した。
Figure 0006950820
なお、式（１）において、ｈ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の各アームの高さであり、Ｂ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片の厚さであり、Ｂｎ（ｍｍ）はＤＣＢ試験片のウェブ厚さである。これらは、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに規定されている。
各試験番号の供試材について、得られた破壊靭性値Ｋ1SSCを表６に示す。上記定義された破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ以上である場合、ＤＣＢ試験の結果が良好であると判断した。なお、ＤＣＢ試験片にクサビを打ち込んだ際のアームの間隔は、Ｋ1SSC値に影響を与える。したがって、試験浴に浸漬する前に、ＤＣＢ試験片のアームの間隔をマイクロメーターで実測しておき、ＡＰＩ規格の範囲内であることを確認した。
［試験結果］
表６に試験結果を示す。
表５及び表６を参照して、試験番号３−１〜３−１０の供試材の化学組成は適切であり、降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）であり、降伏比が８５％以上であった。さらにＫＡＭ≦１°割合が３５面積％以上であった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ以上となり、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
一方、試験番号３−１１の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。さらに、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３５面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１２の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３５面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１３の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。さらに、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３５面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１４の供試材では、Ｏ含有量が高すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１５の供試材では、Ｓ含有量が高すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１６の供試材では、Ａｌ含有量が高すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１７の供試材では、Ｎ含有量が高すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１８の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３５面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号３−１９の供試材では、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３５面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが１５ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
実施例４では、１４０ｋｓｉ級（９６５〜１０６９ＭＰａ）の降伏強度を有する鋼材における耐ＳＳＣ性について調査した。具体的に、表７に示す化学組成を有する、溶鋼を製造した。
Figure 0006950820
上記溶鋼を用いて外径３１０〜３６０ｍｍのビレットを製造した。製造したビレットを１２５０℃に加熱した後、熱間圧延し、外径２４４．４８〜３４６．０８ｍｍ、肉厚１３．８４〜１５．８８ｍｍの継目無鋼管を製造した。製造した継目無鋼管から、後述する評価試験に用いる試験片が採取できる大きさで、かつ、厚さ１３．８４〜１５．８８ｍｍの板状の供試材を採取した。
各試験番号の供試材について、焼入れ及び焼戻しを２回繰り返して実施した。なお、本実施例における焼入れ温度（℃）は、焼入れ前の加熱を実施した炉の温度とした。実施例１と同様に、本実施例における均熱時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼入れ前の加熱を実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。本実施例における焼戻し温度（℃）は、焼戻しを実施した炉の温度とした。本実施例における焼戻し時間（分）は、各試験番号の供試材を、焼戻しを実施した炉に装入してから、取り出すまでの時間とした。
具体的に、各試験番号の供試材について、焼入れ温度９２０℃で１０分均熱した。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、各試験番号の供試材について、１回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、いずれも３００℃／分であった。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
１回目の焼入れ後の各試験番号の供試材に対して、１回目の焼戻しを実施した。１回目の焼戻しでは、各試験番号の供試材を、焼戻し温度７００℃、焼戻し時間３０分で保持した後、常温まで放冷した。
１回目の焼入れ及び焼戻しが実施された、各試験番号の供試材に対して、２回目の焼入れを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼入れでは、焼入れ温度（℃）、及び、均熱時間（分）は表８に示すとおりであった。均熱後の各試験番号の供試材を、水槽に浸漬して水冷した。このとき、２回目の焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分であった。
Figure 0006950820
続いて、２回目の焼入れが実施された各試験番号の供試材に対して、２回目の焼戻しを実施した。具体的に、各試験番号の供試材に対して実施した２回目の焼戻しでは、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、焼戻し温度（℃）、及び、焼戻し時間（分）は表８に示すとおりであった。
各焼戻し温度で熱処理を実施した後、各試験番号の供試材を冷却した。冷却は、供試材の両面からミスト水冷の制御冷却を実施した。各試験番号の供試材に対して実施した焼戻しでは、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200（℃／秒）は表８に示すとおりであった。なお、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600（℃／分）、及び、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200は、あらかじめ供試材の厚さ中央部に装入したシース型のＫ熱電対により測定した温度から決定した。
［評価試験］
上記の焼戻し後の各試験番号の供試材に対して、以下に説明する引張試験、ミクロ組織判定試験、ＫＡＭ値測定試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
［引張試験］
引張試験は実施例１と同様に、ＡＳＴＭ Ｅ８（２０１３）に準拠して行った。実施例１と同様に作製した、各試験番号の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて引張試験を実施して、降伏強度（ＭＰａ）及び引張強度（ＭＰａ）を得た。
なお、実施例４では、引張試験で得られた０．６５％耐力を、各試験番号の降伏強度とした。一様伸び中の最大応力を、引張強度とした。求めた降伏強度（ＹＳ）と引張強度（ＴＳ）との比（ＹＳ／ＴＳ）を、降伏比ＹＲ（％）とした。求めた降伏強度（ＹＳ）、引張強度（ＴＳ）、及び、降伏比（ＹＲ）を、表８に示す。
［ミクロ組織判定試験］
各試験番号の供試材は、いずれも降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）、及び、降伏比が８５％以上であった。そのため、各試験番号の供試材のミクロ組織は、いずれも焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９５％以上であると判断した。
［ＫＡＭ値測定試験］
各試験番号の供試材における、ＫＡＭ値が１°以下の割合を求めた。ＫＡＭ値が１°以下の割合は、上述の方法を用いて求めた。求めたＫＡＭ値が１°以下の割合を、「ＫＡＭ≦１°割合（面積％）」として表８に示す。
［耐ＳＳＣ性試験］
各試験番号の供試材を用いて、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７−２００５ Ｍｅｔｈｏｄ Ｄに準拠したＤＣＢ試験を実施して、耐ＳＳＣ性を評価した。実施例３と同様に、各試験番号の供試材の厚さ中央部から、図１Ａに示すＤＣＢ試験片を３本ずつ作製した。ＤＣＢ試験片の長手方向は、供試材の圧延方向（すなわち、継目無鋼管の軸方向）と平行であった。各試験番号の供試材からさらに、図１Ｂに示すクサビを作製した。クサビの厚さｔは３．１３ｍｍであった。ＤＣＢ試験片のアームの間に、上記クサビを打ち込んだ。
試験溶液は、酢酸でｐＨ４．０に調整した、５．０質量％塩化ナトリウムと０．４質量％酢酸ナトリウムとの混合水溶液（ＮＡＣＥ ｓｏｌｕｔｉｏｎ Ｂ）を用いた。クサビが打ち込まれたＤＣＢ試験片を封入した試験容器に、気相部を残して試験溶液を注入し、試験浴とした。続いて、試験浴を脱気した後、０．００３ａｔｍのＨ2Ｓと０．９９７ａｔｍのＣＯ2との混合ガスを吹き込み、試験浴を腐食環境とした。試験浴を撹拌しながら、試験容器内を４℃で４０８時間（１７日間）保持した。保持後の試験容器からＤＣＢ試験片を取り出した。
取り出したＤＣＢ試験片から破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）を求める方法は、実施例３と同様に実施した。求めた３つの破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）の算術平均値を求め、その試験番号の鋼管の破壊靭性値Ｋ1SSC（ＭＰａ√ｍ）と定義した。各試験番号の供試材について、得られた破壊靭性値Ｋ1SSCを表８に示す。上記定義された破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ以上である場合、ＤＣＢ試験の結果が良好であると判断した。
［試験結果］
表８に試験結果を示す。
表７及び表８を参照して、試験番号４−１〜４−８、４−１０、及び、４−１６の供試材の化学組成は適切であり、降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）であり、降伏比が８５％以上であった。さらにＫＡＭ≦１°割合が３０面積％以上であった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ以上となり、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
一方、試験番号４−９の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３０面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号４−１１の供試材では、Ｏ含有量が高すぎた。さらに、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３０面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号４−１２の供試材では、Ｍｏ含有量が低すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号４−１３の供試材では、Ｓ含有量が高すぎた。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号４−１４の供試材では、焼戻し時昇温速度ＨＲ100-600が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３０面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
試験番号４−１５の供試材では、焼戻し後冷却速度ＣＲ600-200が遅すぎた。そのため、ＫＡＭ≦１°割合が３０面積％未満となった。その結果、破壊靭性値Ｋ1SSCが２４ＭＰａ√ｍ未満となり、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
以上、本発明の実施の形態を説明した。しかしながら、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。したがって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変更して実施することができる。
本発明による鋼材は、サワー環境に利用される鋼材に広く適用可能であり、好ましくは、油井環境に利用される油井用鋼材として利用可能であり、さらに好ましくは、ケーシング、チュービング、ラインパイプ等の油井用鋼管として利用可能である。

Claims (11)

  1. 質量％で、
    Ｃ：０．２０〜０．５０％、
    Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、
    Ｍｎ：０．０５〜１．００％、
    Ｐ：０．０３０％以下、
    Ｓ：０．００５０％未満、
    Ａｌ：０．００５〜０．０５０％、
    Ｃｒ：０．１０〜１．５０％、
    Ｍｏ：０．２５〜１．８０％、
    Ｔｉ：０．００２〜０．０５０％、
    Ｎｂ：０．００２〜０．１００％、
    Ｂ：０．０００１〜０．００５０％、
    Ｎ：０．００７０％以下、
    Ｏ：０．００５０％未満、
    Ｖ：０〜０．３０％、
    Ｃａ：０〜０．０１００％、
    Ｍｇ：０〜０．０１００％、
    Ｚｒ：０〜０．０１００％、
    希土類元素：０〜０．０１００％、
    Ｃｏ：０〜１．５０％、
    Ｗ：０〜１．５０％、
    Ｎｉ：０〜０．５０％、
    Ｃｕ：０〜０．５０％、及び、
    残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有し、
    降伏強度が６５５〜１０６９ＭＰａであり、降伏比が８５％以上であり、
    ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上であり、
    前記降伏強度が６５５〜８６２ＭＰａ未満の場合、前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上であり、
    前記降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満の場合、前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上であり、
    前記降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａの場合、前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である、鋼材。
  2. 請求項１に記載の鋼材であって、
    前記化学組成は、
    Ｖ：０．０１〜０．３０％を含有する、鋼材。
  3. 請求項１又は請求項２に記載の鋼材であって、
    前記化学組成は、
    Ｃａ：０．０００１〜０．０１００％、
    Ｍｇ：０．０００１〜０．０１００％、
    Ｚｒ：０．０００１〜０．０１００％、及び、
    希土類元素：０．０００１〜０．０１００％からなる群から選択される１種又は２種以上を含有する、鋼材。
  4. 請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記化学組成は、
    Ｃｏ：０．０２〜１．５０％、及び、
    Ｗ：０．０２〜１．５０％からなる群から選択される１種以上を含有する、鋼材。
  5. 請求項１〜請求項４のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記化学組成は、
    Ｎｉ：０．０２〜０．５０％、及び、
    Ｃｕ：０．０２〜０．５０％からなる群から選択される１種以上を含有する、鋼材。
  6. 請求項１〜請求項５のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記降伏強度が６５５〜７５８ＭＰａ未満であり、
    前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である、鋼材。
  7. 請求項１〜請求項５のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記降伏強度が７５８〜８６２ＭＰａ未満であり、
    前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が４０面積％以上である、鋼材。
  8. 請求項１〜請求項５のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記降伏強度が８６２〜９６５ＭＰａ未満であり、
    前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が３５面積％以上である、鋼材。
  9. 請求項１〜請求項５のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記降伏強度が９６５〜１０６９ＭＰａであり、
    前記ＫＡＭ値が１°以下の割合が３０面積％以上である、鋼材。
  10. 請求項１〜請求項９のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記鋼材は、油井用鋼管である、鋼材。
  11. 請求項１〜請求項１０のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    前記鋼材は、継目無鋼管である、鋼材。

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