WO2020071217A1 - サワー環境での使用に適した鋼材 - Google Patents

サワー環境での使用に適した鋼材

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WO2020071217A1
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晋士 吉田
勇次 荒井
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日本製鉄株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a steel material, and more particularly, to a steel material suitable for use in a sour environment.
  • oil wells With the deepening of oil wells and gas wells (hereinafter, oil and gas wells are simply referred to as “oil wells”), there is a demand for higher strength of steel materials for oil wells represented by steel pipes for oil wells. Specifically, steel pipes for oil wells of 80 ksi class (yield strength is less than 80 to 95 ksi, ie, less than 552 to 655 MPa) and 95 ksi class (yield strength is less than 95 to 110 ksi, ie, less than 655 to 758 MPa) are widely used.
  • yield strength is less than 80 to 95 ksi, ie, less than 552 to 655 MPa
  • 95 ksi class yield strength is less than 95 to 110 ksi, ie, less than 655 to 758 MPa
  • sour environment means an environment that contains hydrogen sulfide and is acidified. Note that the sour environment may contain carbon dioxide. Oil well steel pipes used in such a sour environment are required to have not only high strength but also sulfide stress cracking resistance (Sulfide / Stress / Cracking resistance: hereinafter referred to as SSC resistance).
  • SSC resistance sulfide stress cracking resistance
  • Patent Document 1 JP-A-2000-256784
  • Patent Document 2 JP-A-2000-297344
  • Patent Document 5 JP-A-2005-350754.
  • Patent Document 4 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2012-26030
  • Patent Document 5 International Publication No. 2010/150915
  • the steel for a high-strength oil well disclosed in Patent Document 1 is, by weight%, C: 0.2 to 0.35%, Cr: 0.2 to 0.7%, Mo: 0.1 to 0.5%. , V: 0.1 to 0.3%.
  • the total amount of precipitated carbide is 2 to 5% by weight, of which the proportion of MC type carbide is 8 to 40% by weight, and the prior austenite particle size is 11 or more in the particle size number specified by ASTM.
  • Patent Document 1 describes that the high-strength oil well steel is excellent in toughness and sulfide stress corrosion cracking resistance.
  • the oil well steel disclosed in Patent Document 2 is, by mass%, C: 0.15 to 0.3%, Cr: 0.2 to 1.5%, Mo: 0.1 to 1%, and V: 0 It is made of a low alloy steel containing 0.05 to 0.3% and Nb: 0.003 to 0.1%.
  • the total amount of precipitated carbide is 1.5 to 4% by mass, and the proportion of MC type carbide to the total amount of carbide is 5 to 45% by mass, and the proportion of M 23 C 6 type carbide is t (Mm) and (200 / t) mass% or less.
  • Patent Document 2 describes that the oil well steel is excellent in toughness and sulfide stress corrosion cracking resistance.
  • the low alloy steel for oil country tubular goods disclosed in Patent Document 3 is, by mass%, C: 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 0.5%, Mn: 0.05 to 1.0%. , P: 0.025% or less, S: 0.010% or less, Al: 0.005 to 0.10%, Cr: 0.1 to 1.0%, Mo: 0.5 to 1.0%, Ti: 0.002 to 0.05%, V: 0.05 to 0.3%, B: 0.0001 to 0.005%, N: 0.01% or less, O (oxygen): 0.01% Contains: The half width H and the hydrogen diffusion coefficient D (10 ⁇ 6 cm 2 / s) satisfy the expression (30H + D ⁇ 19.5). Patent Document 3 describes that the low-alloy oil country tubular steel has excellent SSC resistance even when it has a high yield strength (YS) of 861 MPa or more.
  • YS yield strength
  • the oil well steel pipe disclosed in Patent Document 4 is, by mass%, C: 0.18 to 0.25%, Si: 0.1 to 0.3%, Mn: 0.4 to 0.8%, P : 0.015% or less, S: 0.005% or less, Al: 0.01 to 0.1%, Cr: 0.3 to 0.8%, Mo: 0.5 to 1.0%, Nb: The composition contains 0.003 to 0.015%, Ti: 0.002 to 0.05%, and B: 0.003% or less, with the balance being Fe and unavoidable impurities.
  • the microstructure of the steel pipe for an oil well is M 3 C or M 2 C having a tempered martensite phase as a main phase, an aspect ratio of 3 or less contained in a 20 ⁇ m ⁇ 20 ⁇ m region, and a long diameter of 300 nm or more when the carbide shape is elliptical. Is not more than 10, M 23 C 6 is less than 1% by mass%, and needle-like M 2 C is precipitated in the grains, and the amount of Nb precipitated as carbide having a size of 1 ⁇ m or more Is less than 0.005% by mass%.
  • Patent Document 4 describes that the oil well steel pipe has excellent sulfide stress cracking resistance even if the yield strength is 862 MPa or more.
  • the seamless steel pipe for oil wells disclosed in Patent Document 5 is 0.15 to 0.50% C, 0.1 to 1.0% Si, and 0.3 to 1.0% Mn in mass%.
  • P 0.015% or less
  • S 0.005% or less
  • Al 0.01 to 0.1%
  • N 0.01% or less
  • Cr 0.1 to 1.7%
  • Mo 0 0.4 to 1.1%
  • V 0.01 to 0.12%
  • Nb 0.01 to 0.08%
  • B 0.0005 to 0.003%
  • a solid solution of Mo Mo is contained in an amount of 0.40% or more, with the balance being Fe and unavoidable impurities.
  • the microstructure of the above-described seamless steel pipe for oil wells has a tempered martensite phase as a main phase, prior austenite grains having a grain size number of 8.5 or more, and 0.06 mass% of substantially particulate M 2 C-type precipitates. It has a dispersed organization.
  • Patent Document 5 describes that the above-mentioned seamless steel pipe for oil wells has both high strength of 110 ksi class and excellent sulfide stress cracking resistance.
  • Patent Documents 1 to 5 even when the techniques disclosed in Patent Documents 1 to 5 are applied, in a steel material having a yield strength of 95 to 125 ksi class (655 to 965 MPa) (for example, a steel pipe for an oil well), excellent SSC resistance is obtained in a low-temperature sour environment. May not be obtained in a stable manner.
  • An object of the present disclosure is to provide a steel material having a yield strength of 655 to 965 MPa (95 to 140 ksi, 95 to 125 ksi class) and having excellent SSC resistance in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment. .
  • the steel material according to the present disclosure is, by mass%, C: 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.00%, Mn: 0.01 to 1.00%, P: 0.025% or less. , S: 0.0100% or less, Al: 0.005 to 0.100%, Cr: 0.25 to 0.80%, Mo: 0.20 to 2.00%, Ti: 0.002 to 0.
  • B 0.0001 to 0.0050%, N: 0.0020 to 0.0100%, O: 0.0100% or less, V: 0 to 0.60%, Nb: 0 to 0.030% , Ca: 0 to 0.0100%, Mg: 0 to 0.0100%, Zr: 0 to 0.0100%, Co: 0 to 0.50%, W: 0 to 0.50%, Ni: 0 to 100% 0.50%, Cu: 0 to 0.50%, and rare earth element: 0 to 0.0100%, the balance being Fe and impurities, satisfying the formula (1).
  • the number density of precipitates having a circle equivalent diameter of 400 nm or more in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less.
  • the yield strength is 655 to 965 MPa.
  • the dislocation density ⁇ is 7.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 or less.
  • the dislocation density ⁇ is 1.4 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 or less.
  • the dislocation density ⁇ is more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the dislocation density ⁇ is 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the steel material according to the present disclosure has a yield strength of 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class) and has excellent SSC resistance in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment.
  • FIG. 1 is a diagram showing the relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 95 ksi class.
  • FIG. 2 is a diagram showing a relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 110 ksi class.
  • FIG. 3 is a diagram showing a relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 125 ksi class.
  • the present inventors have developed a method of improving SSC resistance in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment while maintaining a yield strength of 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class) in a steel material supposed to be used in a low temperature sour environment.
  • a yield strength of 655 to 965 MPa 95 to 125 ksi class
  • the present inventors have found that the chemical composition of the steel material is expressed in terms of mass%: C: 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.00%, Mn: 0.01 to 1.00.
  • the yield strength (Yield Strength) of the steel material is increased.
  • dislocations can occlude hydrogen. Therefore, if the dislocation density of the steel material increases, the amount of hydrogen absorbed by the steel material may increase.
  • the SSC resistance of the steel material decreases even though high strength is obtained. Therefore, in order to achieve both a yield strength of 95 to 125 ksi class and excellent SSC resistance, it is not preferable to use a dislocation density to increase the strength.
  • the present inventors first studied reducing the dislocation density of the steel material in consideration of enhancing the SSC resistance. Specifically, the present inventors first focused on a yield strength of 655 to less than 758 MPa (95 ksi class), and considered to improve the SSC resistance by reducing the dislocation density. As a result, in the steel having the above-described chemical composition, if the dislocation density of the steel is reduced to 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less, the SSC resistance of the steel is improved while maintaining the yield strength of 95 ksi class. I found that it could be enhanced.
  • the present inventors have also studied the case where the yield strength is different. Specifically, the present inventors have paid attention to the yield strength of 758 to less than 862 MPa (110 ksi class), and considered to improve the SSC resistance by reducing the dislocation density. As a result, it has been found that in a steel having the above-described chemical composition, if the dislocation density of the steel is reduced to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), the SSC resistance of the steel may be improved. .
  • a steel material having the above-described chemical composition and having a dislocation density of more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) while maintaining a 110 ksi-class yield strength, SSC resistance may be improved.
  • the present inventors have further focused on the yield strength of 862 to 965 MPa (125 ksi class), and considered to reduce the dislocation density and increase the SSC resistance.
  • the SSC resistance of the steel material may be improved.
  • the yield strength of the 125 ksi class is maintained, and There is a possibility that the SSC property can be improved.
  • the dislocation density of the steel material is reduced to 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less, and a yield of 110 ksi class is obtained.
  • the dislocation density of the steel material is to be reduced from more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and in order to obtain a 125 ksi-class yield strength, If the dislocation density of is reduced to 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), there is a possibility that the SSC resistance of the steel material in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment can be improved.
  • the present inventors believe that the reason why the steel material in which a large number of coarse precipitates are precipitated does not exhibit excellent SSC resistance in a low-temperature sour environment is as follows. As described above, the sulfide stress cracking susceptibility of the steel material increases in the low temperature sour environment as compared with the normal temperature sour environment. Therefore, in the case of a steel material having the above-described chemical composition, in a low-temperature sour environment, stress concentration at an interface between a coarse precipitate and a base material becomes more apparent than in a normal-temperature sour environment, and it is considered that SSC may occur. .
  • the present inventors focused on a precipitate having an equivalent circle diameter of 400 nm or more as a coarse precipitate, and studied a method of reducing the precipitate having an equivalent circle diameter of 400 nm or more.
  • the present inventors have found that most of the precipitates having an equivalent circle diameter of 400 nm or more (hereinafter, also referred to as “coarse precipitates”) are carbides. That is, there is a possibility that coarse precipitates can be reduced by adjusting the contents of Cr, Mo, Ti, and V, which are alloy elements that easily form carbides. Therefore, the present inventors have studied in detail the relationship between the Cr, Mo, Ti, and V contents and the number density of coarse precipitates in a steel material having the above-described chemical composition.
  • FIG. 1 is a diagram showing the relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 95 ksi class.
  • FIG. 1 shows a steel material having a yield strength of less than 655 to 758 MPa, a chemical composition within the range of the present embodiment, and a dislocation density of 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less among the examples described later.
  • Fn1 is 3.00 or less for a steel material having the above-described chemical composition, a dislocation density of 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less, and a 95 ksi-class yield strength.
  • the number density of coarse precipitates was 0.150 / ⁇ m 2 or less.
  • FIG. 2 is a diagram showing a relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 110 ksi class.
  • FIG. 2 shows that, among the examples described later, the yield strength is less than 758 to 862 MPa, the chemical composition is within the range of the present embodiment, and the dislocation density is more than 1.4 ⁇ 10 14 to 3.0 ⁇ 10 14.
  • a steel material of less than (m ⁇ 2 ) is prepared using Fn1, the number density of coarse precipitates obtained by the method described below (pieces / ⁇ m 2 ), and the evaluation result of the low-temperature SSC resistance test described below.
  • “ ⁇ ” indicates a steel material having a good low-temperature SSC resistance test result.
  • “ ⁇ ” in FIG. 2 indicates a steel material in which the result of the low-temperature SSC resistance test was not good.
  • FIG. 3 is a diagram showing a relationship between Fn1 and the number density of coarse precipitates in a steel material having a yield strength of 125 ksi class.
  • FIG. 3 shows that, among the examples described later, the yield strength was 862 to 965 MPa, the chemical composition was within the range of the present embodiment, and the dislocation density was 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 (m -2 )
  • a steel material was prepared using Fn1, the number density of coarse precipitates obtained by the method described later (pieces / ⁇ m 2 ), and the evaluation result of the low-temperature SSC resistance test described later.
  • “ ⁇ ” indicates a steel material having a good low-temperature SSC resistance test result.
  • “ ⁇ ” in FIG. 3 indicates a steel material in which the result of the low-temperature SSC resistance test was not good.
  • the dislocation density is reduced according to the yield strength (95 ksi class, 110 ksi class, and 125 ksi class) having the above-described chemical composition and Fn1 is set to 3.00 or less.
  • the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 400 nm or more contained in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less.
  • the term “equivalent circle diameter” means the diameter of a circle when the area of the observed precipitate is converted into a circle having the same area in the visual field plane in the structure observation.
  • the steel material according to the present embodiment completed on the basis of the above findings is, by mass%, C: 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.00%, and Mn: 0.01 to 1.00. %, P: 0.025% or less, S: 0.0100% or less, Al: 0.005 to 0.100%, Cr: 0.25 to 0.80%, Mo: 0.20 to 2.00% , Ti: 0.002 to 0.050%, B: 0.0001 to 0.0050%, N: 0.0020 to 0.0100%, O: 0.0100% or less, V: 0 to 0.60% , Nb: 0 to 0.030%, Ca: 0 to 0.0100%, Mg: 0 to 0.0100%, Zr: 0 to 0.0100%, Co: 0 to 0.50%, W: 0 to 0.50%, Ni: 0 to 0.50%, Cu: 0 to 0.50%, and rare earth element: 0 to 0.0100%, the balance being Fe Made fine impurities, having a chemical composition
  • the number density of precipitates having a circle equivalent diameter of 400 nm or more in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less.
  • the yield strength is 655 to 965 MPa.
  • the dislocation density ⁇ is 7.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 or less.
  • the dislocation density ⁇ is 1.4 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 or less.
  • the dislocation density ⁇ is more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the dislocation density ⁇ is 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the steel material is not particularly limited, but is, for example, a steel pipe or a steel plate.
  • the steel material according to the present embodiment exhibits a yield strength of 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class) and excellent SSC resistance in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment.
  • the chemical composition may contain at least one selected from the group consisting of V: 0.01 to 0.60% and Nb: 0.002 to 0.030%.
  • the chemical composition is one or two selected from the group consisting of Ca: 0.0001 to 0.0100%, Mg: 0.0001 to 0.0100%, and Zr: 0.0001 to 0.0100%. It may contain more than one species.
  • the chemical composition may contain one or more selected from the group consisting of Co: 0.02 to 0.50% and W: 0.02 to 0.50%.
  • the chemical composition may include one or more selected from the group consisting of Ni: 0.01 to 0.50% and Cu: 0.01 to 0.50%.
  • the above chemical composition may contain rare earth elements: 0.0001 to 0.0100%.
  • the steel material may have a yield strength of 655 to less than 758 MPa and a dislocation density ⁇ of 1.4 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 or less.
  • the steel material may have a yield strength of less than 758 to 862 MPa and a dislocation density ⁇ of more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the steel material may have a yield strength of 862 to 965 MPa and a dislocation density ⁇ of 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 m ⁇ 2 .
  • the steel material may be a steel pipe for an oil well.
  • the steel pipe for an oil well may be a steel pipe for a line pipe or an oil well pipe.
  • the shape of the oil well steel pipe is not limited, and may be, for example, a seamless steel pipe or a welded steel pipe.
  • the oil country tubular goods are, for example, steel pipes used for casing and tubing applications.
  • the oil well steel pipe according to the present embodiment is preferably a seamless steel pipe. If the steel pipe for an oil well according to the present embodiment is a seamless steel pipe, it has a yield strength of 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class), and has a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment even if the wall thickness is 15 mm or more. Has excellent SSC resistance.
  • “normal temperature sour environment” means a sour environment of 10 to 30 ° C.
  • low temperature sour environment means a sour environment below 10 ° C.
  • Carbon (C) enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. C further promotes spheroidization of carbides during tempering during the manufacturing process, and enhances the SSC resistance of the steel material. If the carbides are dispersed, the yield strength of the steel material further increases. If the C content is too low, these effects cannot be obtained. On the other hand, if the C content is too high, the toughness of the steel material decreases, and quenching tends to occur. If the C content is too high, coarse carbides are further generated in the steel material, and the SSC resistance of the steel material is reduced. Therefore, the C content is 0.20 to 0.35%. A preferred lower limit of the C content is 0.22%, more preferably 0.24%. The preferable upper limit of the C content is 0.33%, more preferably 0.32%, further preferably 0.30%, and further preferably 0.29%.
  • Si 0.05-1.00% Silicon (Si) deoxidizes steel. If the Si content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Si content is too high, the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Si content is 0.05 to 1.00%.
  • the lower limit of the preferred Si content is 0.15%, more preferably 0.20%.
  • a preferred upper limit of the Si content is 0.85%, more preferably 0.70%.
  • Mn 0.01-1.00%
  • Manganese (Mn) deoxidizes steel. Mn further enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. If the Mn content is too low, these effects cannot be obtained. On the other hand, if the Mn content is too high, Mn segregates at the grain boundaries together with impurities such as P and S. In this case, the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Mn content is 0.01 to 1.00%.
  • a preferred lower limit of the Mn content is 0.02%, more preferably 0.03%.
  • the preferred upper limit of the Mn content is 0.90%, more preferably 0.80%.
  • Phosphorus (P) is an impurity. That is, the P content is more than 0%. P segregates at the grain boundaries and lowers the SSC resistance of the steel material. Therefore, the P content is 0.025% or less.
  • the preferable upper limit of the P content is 0.020%, and more preferably 0.015%.
  • the P content is preferably as low as possible. However, an extreme decrease in the P content greatly increases the manufacturing cost. Therefore, in consideration of industrial production, the lower limit of the P content is preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, further preferably 0.001%, and still more preferably 0.002%. It is.
  • S 0.0100% or less Sulfur (S) is an impurity. That is, the S content is more than 0%. S segregates at the grain boundaries and lowers the SSC resistance of the steel material. Therefore, the S content is 0.0100% or less.
  • a preferred upper limit of the S content is 0.0050%, more preferably 0.0030%.
  • the S content is preferably as low as possible. However, an extreme reduction in the S content greatly increases the manufacturing cost. Therefore, in consideration of industrial production, a preferable lower limit of the S content is 0.0001%, and more preferably 0.0003%.
  • Al 0.005 to 0.100%
  • Aluminum (Al) deoxidizes steel. If the Al content is too low, this effect cannot be obtained, and the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the Al content is too high, coarse oxide-based inclusions are generated, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Al content is 0.005 to 0.100%.
  • a preferred lower limit of the Al content is 0.015%, more preferably 0.020%.
  • the preferable upper limit of the Al content is 0.080%, more preferably 0.060%.
  • the “Al” content referred to in the present specification means “acid-soluble Al”, that is, the content of “sol. Al”.
  • Chromium (Cr) enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. Cr further increases tempering softening resistance and enables high temperature tempering. As a result, the SSC resistance of the steel material increases. If the Cr content is too low, these effects cannot be obtained. On the other hand, if the Cr content is too high, coarse carbides are generated in the steel material, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Cr content is 0.25 to 0.80%.
  • a preferred lower limit of the Cr content is 0.30%, more preferably 0.35%, and still more preferably 0.40%.
  • a preferred upper limit of the Cr content is 0.78%, more preferably 0.76%.
  • Mo 0.20 to 2.00% Molybdenum (Mo) enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. Mo further generates fine carbides and increases the tempering softening resistance of the steel material. As a result, the SSC resistance of the steel material increases. If the Mo content is too low, these effects cannot be obtained. On the other hand, if the Mo content is too high, the above effect is saturated. Therefore, the Mo content is 0.20 to 2.00%.
  • a preferred lower limit of the Mo content is 0.30%, more preferably 0.40%, further preferably 0.50%, further preferably 0.60%, and still more preferably 0.61%. %.
  • the preferable upper limit of the Mo content is 1.80%, more preferably 1.70%, and still more preferably 1.50%.
  • Titanium (Ti) forms nitrides and refines crystal grains by a pinning effect. This increases the yield strength of the steel material. If the Ti content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Ti content is too high, the Ti nitride becomes coarse, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Ti content is 0.002 to 0.050%. A preferred lower limit of the Ti content is 0.003%, more preferably 0.005%. The preferable upper limit of the Ti content is 0.030%, and more preferably 0.020%.
  • B 0.0001 to 0.0050% Boron (B) forms a solid solution in steel to enhance the hardenability of the steel material and increase the strength of the steel material. If the B content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the B content is too high, coarse nitrides are generated, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the B content is 0.0001 to 0.0050%.
  • a preferred lower limit of the B content is 0.0003%, more preferably 0.0007%.
  • the preferable upper limit of the B content is 0.0030%, more preferably 0.0025%, and still more preferably 0.0015%.
  • N 0.0020 to 0.0100% Nitrogen (N) combines with Ti to form fine nitrides and refines crystal grains. If the N content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the N content is too high, N forms a coarse nitride, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the N content is 0.0020 to 0.0100%. A preferred lower limit of the N content is 0.0022%. The preferable upper limit of the N content is 0.0050%, more preferably 0.0045%.
  • Oxygen (O) is an impurity. That is, the O content is more than 0%. O forms a coarse oxide and reduces the corrosion resistance of the steel material. Therefore, the O content is 0.0100% or less.
  • the preferable upper limit of the O content is 0.0050%, more preferably 0.0030%, and further preferably 0.0020%.
  • the O content is preferably as low as possible. However, an extreme decrease in the O content greatly increases the production cost. Therefore, in consideration of industrial production, a preferable lower limit of the O content is 0.0001%, and more preferably 0.0003%.
  • the balance of the chemical composition of the steel material according to the present embodiment consists of Fe and impurities.
  • the impurities are ores as raw materials, scrap, or are mixed from the production environment or the like when industrially producing the steel material, and are in a range that does not adversely affect the steel material according to the present embodiment. Means acceptable.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel material may further contain one or more selected from the group consisting of V and Nb instead of a part of Fe. These elements are all optional elements and enhance the SSC resistance and the yield strength of the steel material.
  • V 0 to 0.60%
  • Vanadium (V) is an optional element and may not be contained. That is, the V content may be 0%.
  • V combines with C and / or N to form carbide, nitride or carbonitride (hereinafter referred to as “carbonitride or the like”).
  • Carbonitrides and the like refine the substructure of the steel material by the pinning effect and increase the SSC resistance of the steel material.
  • V also forms fine carbides during tempering. The fine carbides increase the tempering softening resistance of the steel and increase the yield strength of the steel. If V is contained even a little, these effects can be obtained to some extent. However, if the V content is too high, the toughness of the steel material decreases.
  • the V content is 0 to 0.60%.
  • a preferred lower limit of the V content is more than 0%, more preferably 0.01%, further preferably 0.02%, further preferably 0.04%, and still more preferably 0.06%. And more preferably 0.08%.
  • the preferable upper limit of the V content is 0.40%, more preferably 0.30%, and further preferably 0.20%.
  • Niobium (Nb) is an optional element and need not be contained. That is, the Nb content may be 0%. When contained, Nb forms a carbonitride or the like. Carbonitrides and the like refine the substructure of the steel material by the pinning effect, and enhance the SSC resistance of the steel material. Nb further combines with C to form fine carbides. As a result, the yield strength of the steel material increases. These effects can be obtained to some extent if Nb is contained at all. However, if the Nb content is too high, carbonitrides and the like are excessively generated, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Nb content is 0 to 0.030%. A preferable lower limit of the Nb content is more than 0%, more preferably 0.002%, further preferably 0.003%, and further preferably 0.007%. The preferable upper limit of the Nb content is 0.025%, more preferably 0.020%.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel material may further contain one or more selected from the group consisting of Ca, Mg and Zr, instead of part of Fe. These elements are all optional elements and enhance the SSC resistance of the steel material.
  • Ca 0 to 0.0100%
  • Calcium (Ca) is an optional element and may not be contained. That is, the Ca content may be 0%. When contained, Ca renders S in the steel material harmless as a sulfide and enhances the SSC resistance of the steel material. This effect can be obtained to some extent if Ca is contained at all. However, if the Ca content is too high, the oxides in the steel material are coarsened, and the SSC resistance of the steel material is reduced. Therefore, the Ca content is 0 to 0.0100%.
  • a preferable lower limit of the Ca content is more than 0%, more preferably 0.0001%, further preferably 0.0003%, further preferably 0.0006%, and still more preferably 0.0010%. It is.
  • the preferable upper limit of the Ca content is 0.0040%, more preferably 0.0030%, and further preferably 0.0025%.
  • Mg 0 to 0.0100%
  • Magnesium (Mg) is an optional element and may not be contained. That is, the Mg content may be 0%. When contained, Mg renders S in the steel material harmless as a sulfide and enhances the SSC resistance of the steel material. This effect can be obtained to some extent if Mg is contained at all. However, if the Mg content is too high, the oxides in the steel material are coarsened, and the SSC resistance of the steel material is reduced. Therefore, the Mg content is 0 to 0.0100%.
  • a preferable lower limit of the Mg content is more than 0%, more preferably 0.0001%, further preferably 0.0003%, further preferably 0.0006%, and still more preferably 0.0010%. It is.
  • the preferable upper limit of the Mg content is 0.0040%, more preferably 0.0030%, and further preferably 0.0025%.
  • Zr Zirconium
  • Zr Zirconium
  • the Zr content may be 0%.
  • Zr renders S in the steel material harmless as a sulfide and enhances the SSC resistance of the steel material. This effect can be obtained to some extent if Zr is contained at all.
  • the Zr content is 0 to 0.0100%.
  • a preferred lower limit of the Zr content is more than 0%, more preferably 0.0001%, further preferably 0.0003%, further preferably 0.0006%, and still more preferably 0.0010%. It is.
  • the preferable upper limit of the Zr content is 0.0040%, more preferably 0.0030%, and further preferably 0.0025%.
  • the total content is preferably 0.0100% or less, and is preferably 0.0050% or less. Is more preferred.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel material may further contain one or more selected from the group consisting of Co and W instead of a part of Fe.
  • Each of these elements is an optional element and forms a protective corrosion film in a sour environment to suppress hydrogen intrusion. Thereby, these elements increase the SSC resistance of the steel material.
  • Co is an optional element and need not be contained. That is, the Co content may be 0%. When present, Co forms a protective corrosion coating in the sour environment and inhibits hydrogen ingress. As a result, the SSC resistance of the steel material increases. This effect can be obtained to some extent if Co is contained even a little. However, if the Co content is too high, the hardenability of the steel material decreases, and the yield strength of the steel material decreases. Therefore, the Co content is 0 to 0.50%.
  • a preferable lower limit of the Co content is more than 0%, more preferably 0.02%, further preferably 0.03%, and further preferably 0.05%.
  • a preferred upper limit of the Co content is 0.45%, and more preferably 0.40%.
  • W 0 to 0.50%
  • Tungsten (W) is an optional element and need not be contained. That is, the W content may be 0%. When included, W forms a protective corrosion coating in the sour environment and inhibits hydrogen ingress. As a result, the SSC resistance of the steel material increases. This effect can be obtained to some extent if W is contained at all. However, if the W content is too high, coarse carbides are generated in the steel material, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the W content is 0 to 0.50%.
  • a preferable lower limit of the W content is more than 0%, more preferably 0.02%, further preferably 0.03%, and further preferably 0.05%.
  • a preferred upper limit of the W content is 0.45%, more preferably 0.40%.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel material may further contain one or more kinds selected from the group consisting of Ni and Cu instead of part of Fe.
  • Each of these elements is an optional element and enhances the hardenability of steel.
  • Nickel (Ni) is an optional element and need not be contained. That is, the Ni content may be 0%. When contained, Ni enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. This effect can be obtained to some extent if Ni is contained at all. However, if the Ni content is too high, local corrosion is promoted, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Ni content is 0 to 0.50%.
  • a preferred lower limit of the Ni content is more than 0%, more preferably 0.01%, and still more preferably 0.02%.
  • the preferable upper limit of the Ni content is 0.10%, more preferably 0.08%, and further preferably 0.06%.
  • Cu 0 to 0.50% Copper (Cu) is an optional element and need not be contained. That is, the Cu content may be 0%. When contained, Cu enhances the hardenability of the steel material and increases the yield strength of the steel material. This effect can be obtained to some extent as long as Cu is contained. However, if the Cu content is too high, the hardenability of the steel material becomes too high, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Cu content is 0 to 0.50%.
  • a preferable lower limit of the Cu content is more than 0%, more preferably 0.01%, further preferably 0.02%, and further preferably 0.05%.
  • a preferred upper limit of the Cu content is 0.35%, more preferably 0.25%.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel material may further contain a rare earth element instead of a part of Fe.
  • the rare earth element (REM) is an optional element and may not be contained. That is, the REM content may be 0%. When contained, the REM renders S in the steel material harmless as sulfide, and enhances the SSC resistance of the steel material. REM further combines with P in the steel material to suppress segregation of P at the grain boundaries. Therefore, a decrease in the SSC resistance of the steel material due to the segregation of P is suppressed. These effects can be obtained to some extent if REM is contained at all. However, if the REM content is too high, the oxide becomes coarse and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the REM content is 0-0.0100%. A preferred lower limit of the REM content is more than 0%, more preferably 0.0001%, further preferably 0.0003%, and still more preferably 0.0006%. A preferred upper limit of the REM content is 0.0040%, more preferably 0.0025%.
  • REM refers to scandium having an atomic number of 21; yttrium (Y) having an atomic number of 39; and lanthanide, lanthanum having an atomic number of 57 (La) to lutetium having an atomic number of 71 (Lu). ) Is one or more elements selected from the group consisting of: Further, the REM content in this specification is the total content of these elements.
  • the steel material according to the present embodiment further satisfies Expression (1). 5 ⁇ Cr ⁇ Mo ⁇ 2 ⁇ (V + Ti) ⁇ 3.00 (1)
  • the content (% by mass) of the corresponding element is substituted for the element symbol in the formula (1). If the corresponding element is not contained, “0” is substituted for the element symbol.
  • the steel material according to the present embodiment has the above-described chemical composition, reduces the dislocation density according to the yield strength (95 to 125 ksi class) to be obtained, and has Fn1 of 3.00 or less.
  • the steel material according to the present embodiment exhibits excellent SSC resistance even in a low temperature sour environment.
  • the preferred upper limit of Fn1 is 2.90, and more preferably 2.87.
  • the lower limit of Fn1 is not particularly limited, Fn1 is substantially ⁇ 2.05 or more in the above range of the chemical composition.
  • the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 400 nm or more in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less.
  • a precipitate having a circle equivalent diameter of 400 nm or more is also referred to as a “coarse precipitate”.
  • the term “equivalent circle diameter” refers to the diameter of a circle when the area of the observed precipitate is converted into a circle having the same area in the visual field plane in the structure observation.
  • the steel material according to the present embodiment As described above, in the steel material according to the present embodiment, as a result of reducing the dislocation density in accordance with the yield strength (95 to 125 ksi class) to be obtained, a large number of coarse precipitates may precipitate in the steel material. In this case, especially in a low-temperature sour environment, excellent SSC resistance cannot be obtained. Therefore, the steel material according to the present embodiment reduces the number density of coarse precipitates and increases the SSC resistance in addition to the above-described chemical composition and the above-described dislocation density.
  • the number density of coarse precipitates in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less. If the number density of coarse precipitates in the steel material is 0.150 / ⁇ m 2 or less, the steel material has excellent SSC resistance even in a low temperature sour environment, provided that the other requirements of the present embodiment are satisfied. Is shown.
  • a preferred upper limit of the number density of coarse precipitates is 0.145 / ⁇ m 2 , and more preferably 0.140 / ⁇ m 2 .
  • the lower limit of the number density of the coarse precipitate is not particularly limited. That is, the number density of the coarse precipitates may be 0 / ⁇ m 2 .
  • the number density of the coarse precipitate of the steel material according to the present embodiment can be obtained by the following method. From the steel material according to the present embodiment, a micro test piece for producing an extraction replica is collected. When the steel material is a steel plate, a micro test piece is collected from the center of the thickness. When the steel material is a steel pipe, a micro test piece is collected from the center of the wall thickness. After mirror polishing the surface of the micro test piece, the micro test piece is immersed in a 3% nital etching solution for 10 minutes to corrode the surface. The corroded surface is covered with a carbon deposition film. The micro test piece whose surface is covered with the deposited film is immersed in a 5% nital etching solution for 20 minutes. The deposited film is peeled off from the immersed micro test piece. The deposited film peeled off from the micro test piece is washed with ethanol, scooped with a sheet mesh, and dried.
  • the deposited film (replica film) is observed with a transmission electron microscope (TEM). Specifically, three arbitrary locations are specified. Observation magnification is set to 10,000 times and the accelerating voltage is set to 200 kV for the three specified places, and a photographic image is generated. Each field of view is, for example, 8 ⁇ m ⁇ 8 ⁇ m. Image processing is performed on the photographic image of each visual field to identify the precipitate in each visual field. Precipitates can be identified from the contrast. The equivalent circle diameter of each specified precipitate is determined by image processing.
  • a precipitate (coarse precipitate) having a circle equivalent diameter of 400 nm or more is specified.
  • the total number of coarse precipitates specified in three visual fields is determined.
  • the number density of coarse precipitates (number / ⁇ m 2 ) can be determined based on the obtained total number of coarse precipitates and the total area of three visual fields.
  • the upper limit of the equivalent circle diameter of the coarse precipitate is not particularly limited, but the detection limit value is determined from the observation visual field. For example, when the observation visual field is 8 ⁇ m ⁇ 8 ⁇ m, the detection limit value of the circle equivalent diameter of the coarse precipitate is 8000 nm. In this case, the equivalent circle diameter of the coarse precipitate is substantially 400 to 8000 nm.
  • the yield strength of the steel according to the present embodiment is 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class).
  • the yield strength as used herein means a 0.2% offset proof stress obtained in a tensile test.
  • the yield strength of the steel material according to the present embodiment is in the range of 95 to 125 ksi.
  • the steel material according to the present embodiment satisfies the above-described chemical composition, dislocation density, and number density of coarse precipitates even if the yield strength is in the range of 95 to 125 ksi, and is excellent in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment. Has SSC resistance.
  • the yield strength of the steel material according to the present embodiment can be obtained by the following method.
  • a tensile test is performed by a method according to ASTM E8 / E8M (2013).
  • a round bar test piece is collected from the steel material according to the present embodiment.
  • the steel material is a steel plate
  • a round bar test piece is collected from the center of the thickness.
  • the steel material is a steel pipe
  • a round bar test piece is collected from the center of the wall thickness.
  • the size of the round bar test piece is, for example, a parallel part diameter of 4 mm and a parallel part length of 35 mm. Note that the axial direction of the round bar test piece is parallel to the rolling direction of the steel material.
  • a tensile test is performed in the air at normal temperature (25 ° C.), and the obtained 0.2% offset proof stress is defined as yield strength (MPa).
  • the dislocation density is 7.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less. As described above, dislocations may occlude hydrogen. Therefore, if the dislocation density is too high, the concentration of hydrogen absorbed in the steel material increases, and the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, dislocations increase the yield strength of steel. Therefore, the dislocation density of the steel according to the present embodiment is reduced according to the yield strength to be obtained.
  • the dislocation density of the steel material according to the present embodiment is 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less when the yield strength is 95 ksi class (655 to 758 MPa). As described above, if the dislocation density is too high, the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, when the yield strength is of the order of 95 ksi, the dislocation density of the steel material according to the present embodiment is 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less.
  • the preferred upper limit of the dislocation density of the steel material is less than 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), more preferably 1.3 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and still more preferably. Is 1.2 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • the lower limit of the dislocation density of the steel material is not particularly limited, but if the dislocation density is excessively reduced, a desired yield strength may not be obtained. Therefore, the lower limit of the dislocation density of the steel material is, for example, more than 0.1 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • the steel material according to the present embodiment has a dislocation density of more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) when the yield strength is 110 ksi class (less than 758 to 862 MPa). As described above, if the dislocation density is too high, the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the dislocation density is too low, the steel cannot have a yield strength of 110 ksi class. Therefore, when the yield strength is 110 ksi class, the dislocation density of the steel material according to the present embodiment is more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • the preferred upper limit of the dislocation density of the steel material is 2.9 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and more preferably 2.8 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • a preferable lower limit of the dislocation density of the steel material for stably obtaining a yield strength of 110 ksi class is 1.5 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • the steel material according to the present embodiment further has a dislocation density of 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) when the yield strength is 125 ksi class (862 to 965 MPa). As described above, if the dislocation density is too high, the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the dislocation density is too low, the steel cannot have a yield strength of 125 ksi class. Therefore, when the yield strength is in the 125 ksi class, the dislocation density of the steel material according to the present embodiment is 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • a preferable upper limit of the dislocation density of the steel material is 6.5 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and more preferably 6.3 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • a preferred lower limit of the dislocation density of the steel material for stably obtaining a 125 ksi-class yield strength is 3.1 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ).
  • the dislocation density of the steel according to the present embodiment can be obtained by the following method.
  • a test piece for measuring the dislocation density is collected from the steel material according to the present embodiment.
  • the steel material is a steel plate
  • the test piece is collected from the center of the thickness.
  • the steel material is a steel pipe
  • the size of the test piece is, for example, 20 mm wide ⁇ 20 mm long ⁇ 2 mm thick.
  • the thickness direction of the test piece is the thickness direction (sheet thickness direction or wall thickness direction) of the steel material.
  • the observation surface of the test piece is a surface having a width of 20 mm and a length of 20 mm.
  • the observation surface of the test piece is mirror-polished, and electrolytic polishing is further performed using 10% by volume of perchloric acid (acetic acid solvent) to remove surface layer distortion.
  • perchloric acid acetic acid solvent
  • the half-width ⁇ K of the peaks of the (110), (211), and (220) planes of the body-centered cubic structure (iron) was determined by X-ray diffraction (XRD) for the observation surface after the electrolytic polishing.
  • XRD X-ray diffraction
  • the half-width ⁇ K is measured with the source being CoK ⁇ radiation, the tube voltage being 30 kV, and the tube current being 100 mA. Further, in order to measure a half width derived from an X-ray diffractometer, LaB 6 (lanthanum hexaboride) powder is used.
  • the non-uniform strain ⁇ of the test piece is obtained from the half width ⁇ K obtained by the above-described method and the Williamson-Hall equation (Equation (2)).
  • ⁇ K ⁇ cos ⁇ / ⁇ 0.9 / D + 2 ⁇ ⁇ sin ⁇ / ⁇ (2)
  • ⁇ diffraction angle
  • ⁇ wavelength of X-ray
  • D crystallite diameter
  • the dislocation density ⁇ (m ⁇ 2 ) can be obtained by using the obtained non-uniform strain ⁇ and Expression (3).
  • ⁇ 14.4 ⁇ ⁇ 2 / b 2
  • the microstructure of the steel according to the present embodiment mainly includes tempered martensite and tempered bainite. Specifically, the microstructure has a total volume fraction of tempered martensite and tempered bainite of 90% or more. The balance of the microstructure is, for example, ferrite or pearlite. Provided that the microstructure of the steel material having the above-mentioned chemical composition contains 90% or more of the volume ratio of tempered martensite and tempered bainite, the yield strength of the steel material is satisfied on the condition that the other requirements of the present embodiment are satisfied. Is 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class).
  • the total volume ratio of tempered martensite and tempered bainite can be determined by microstructure observation.
  • the steel material is a steel plate
  • a test piece having an observation surface of 10 mm in the rolling direction and 10 mm in the thickness direction is cut out from the center of the thickness.
  • the steel material is a steel plate having a thickness of less than 10 mm
  • a test piece having an observation surface of the thickness of the steel plate in the rolling direction of 10 mm and in the thickness direction is cut out.
  • the steel material is a steel pipe
  • a test piece having an observation surface of 10 mm in the pipe axis direction and 10 mm in the pipe diameter direction is cut out from the center of the wall thickness.
  • the steel material is a steel pipe having a thickness of less than 10 mm
  • a test piece having an observation surface of the thickness of the steel pipe in the pipe axis direction of 10 mm and the pipe diameter direction is cut out.
  • the test piece is immersed in a 2% nital etchant for about 10 seconds to reveal the structure by etching.
  • the etched observation surface is observed in 10 fields of view using a secondary electron image by using a scanning electron microscope (SEM: Scanning Electron Microscope).
  • the viewing area is 400 ⁇ m 2 (magnification 5000 times).
  • the tempered martensite and tempered bainite can be distinguished from other phases (ferrite or pearlite) by contrast.
  • tempered martensite and tempered bainite are specified in each field of view.
  • the sum of the area fractions of the specified tempered martensite and tempered bainite is determined.
  • the arithmetic mean value of the sum of the area fractions of tempered martensite and tempered bainite, which is obtained from all visual fields, is defined as the volume fraction of tempered martensite and tempered bainite.
  • the shape of the steel material according to the present embodiment is not particularly limited.
  • the steel material is, for example, a steel pipe or a steel plate.
  • the steel material may be a solid material (bar steel).
  • the preferred thickness is 9 to 60 mm.
  • the steel material according to the present embodiment is a seamless steel pipe.
  • the steel material according to the present embodiment reduces the dislocation density according to the yield strength (95 to 125 ksi class) to be obtained. That is, since the dislocation density is further reduced as the steel material has lower yield strength, more excellent SSC resistance can be obtained. Therefore, the steel according to the present embodiment defines excellent SSC resistance according to the yield strength (95 to 125 ksi class) to be obtained.
  • the SSC resistance of the steel material according to the present embodiment can be evaluated by the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test at any yield strength. Both the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test are performed by a method based on NACE TM0177-2005 ⁇ Method ⁇ A.
  • the SSC resistance of the steel material can be evaluated by the following method.
  • a mixed aqueous solution NACE solution A
  • a round bar test piece is collected from the steel material according to the present embodiment.
  • the steel material is a steel plate, a round bar test piece is collected from the center of the thickness.
  • the steel material is a steel pipe, a round bar test piece is collected from the center of the wall thickness.
  • the size of the round bar test piece is, for example, 6.35 mm in diameter and 25.4 mm in length of the parallel portion. Note that the axial direction of the round bar test piece is parallel to the rolling direction of the steel material. A stress equivalent to 95% of the actual yield stress is applied to the round bar test piece.
  • a test solution at 24 ° C. is poured into a test container so that a stressed round bar test piece is immersed in the test container to form a test bath. After degassing the test bath, 1 atm of H 2 S gas is blown into the test bath to saturate the test bath. The test bath blown with 1 atm of H 2 S gas is held at 24 ° C. for 720 hours.
  • a mixed aqueous solution (NACE solution A) of 5.0% by mass of sodium chloride and 0.5% by mass of acetic acid is used as a test solution.
  • NACE solution A a mixed aqueous solution
  • a round bar test piece is collected from the steel material according to the present embodiment.
  • the steel material is a steel plate
  • a round bar test piece is collected from the center of the thickness.
  • the steel material is a steel pipe
  • a round bar test piece is collected from the center of the wall thickness.
  • the size of the round bar test piece is, for example, 6.35 mm in diameter and 25.4 mm in length of the parallel portion. Note that the axial direction of the round bar test piece is parallel to the rolling direction of the steel material.
  • a stress equivalent to 95% of the actual yield stress is applied to the round bar test piece.
  • a test solution at 4 ° C. is poured into a test vessel so that a stressed round bar test piece is immersed in the test vessel to form a test bath. After degassing the test bath, 1 atm of H 2 S gas is blown into the test bath to saturate the test bath. The test bath blown with 1 atm of H 2 S gas is held at 4 ° C. for 720 hours.
  • the SSC resistance of the steel can be evaluated by the following method.
  • the room temperature SSC resistance test the same as the room temperature SSC resistance test performed when the yield strength was 95 ksi class, except that the stress applied to the round bar test piece was set to 90% of the actual yield stress. carry out.
  • the stress applied to the round bar test piece was set to 85% of the actual yield stress. Perform the same procedure.
  • the steel material according to the present embodiment has a yield strength of 110 ksi class, no crack is observed after 720 hours in both the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test.
  • the SSC resistance of the steel material can be evaluated by the following method. In the room temperature SSC resistance test, except that the stress applied to the round bar test piece was set to 90% of the actual yield stress, the same as the room temperature SSC resistance test performed when the yield strength was 95 ksi class described above. carry out.
  • the above-mentioned low-temperature SSC resistance test was performed when the yield strength was 95 ksi class. Perform the same procedure.
  • the steel material according to the present embodiment has a yield strength of 125 ksi class, no crack is observed after 720 hours in both the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test.
  • the preparation step prepares an intermediate steel material having the above-mentioned chemical composition.
  • the production method of the intermediate steel material is not particularly limited as long as it has the above chemical composition.
  • the intermediate steel material here is a plate-like steel material when the final product is a steel plate, and is a raw tube when the final product is a steel pipe.
  • the preparation step may include a step of preparing a raw material (raw material preparation step) and a step of hot working the raw material to produce an intermediate steel material (hot working step).
  • raw material preparation step a step of preparing a raw material
  • hot working step a step of hot working the raw material to produce an intermediate steel material
  • a material is manufactured using molten steel having the above-described chemical composition.
  • the method for producing the material is not particularly limited, and may be a known method. Specifically, a slab (slab, bloom, or billet) is manufactured by continuous casting using molten steel. An ingot may be manufactured by using a molten steel by an ingot-making method. If necessary, slabs, blooms or ingots may be slab-rolled to produce billets. The material (slab, bloom, or billet) is manufactured through the above steps.
  • the prepared material is hot worked to produce an intermediate steel material.
  • the steel material is a steel pipe
  • the intermediate steel material corresponds to a raw pipe.
  • the heating temperature is not particularly limited, but is, for example, 1100 to 1300 ° C.
  • Hot working is performed on the billet extracted from the heating furnace to produce a raw pipe (seamless steel pipe).
  • the hot working method is not particularly limited, and may be a known method.
  • the Mannesmann method is performed as hot working to produce a raw tube. In this case, the round billet is pierced and rolled by a piercing machine.
  • the piercing ratio is not particularly limited, but is, for example, 1.0 to 4.0.
  • the pierced and rolled round billet is further hot-rolled by a mandrel mill, a reducer, a sizing mill or the like to form a raw tube.
  • the cumulative area reduction rate in the hot working step is, for example, 20 to 70%.
  • the raw pipe may be manufactured from the billet by another hot working method.
  • a raw tube may be manufactured by forging such as the Erhardt method.
  • a raw pipe is manufactured by the above steps.
  • the wall thickness of the raw tube is not particularly limited, but is, for example, 9 to 60 mm.
  • the tube manufactured by hot working may be air-cooled (As-Rolled).
  • the raw tube manufactured by hot working may also be directly quenched after hot working without cooling to room temperature, and after quenching after supplementary heating (reheating) after hot working. Is also good.
  • quenching is performed after direct quenching or after supplementary heat, it is preferable to stop cooling during quenching or perform gentle cooling for the purpose of suppressing quenching cracks.
  • intermediate steel is prepared in the preparation process.
  • the intermediate steel material may be manufactured by the above-mentioned preferred process, or may be manufactured by a third party, or another factory other than the factory in which the quenching step and the tempering step described below are performed, and other establishments. May be prepared. Hereinafter, the quenching step will be described in detail.
  • quenching In the quenching step, quenching is performed on the prepared intermediate steel material (base tube). As used herein, "quenching" means to quench the three or more points A of the intermediate steel. Preferred quenching temperatures are between 800 and 1000 ° C. When direct quenching is performed after hot working, the quenching temperature corresponds to the surface temperature of the intermediate steel material measured by a thermometer installed on the outlet side of the final hot working apparatus. The quenching temperature corresponds to the temperature of the auxiliary heating furnace or the heat treatment furnace when quenching is performed using the auxiliary heating furnace or the heat treatment furnace after the hot working.
  • the quenching temperature is preferably 800 to 1000 ° C.
  • a more preferred upper limit of the quenching temperature is 950 ° C.
  • the intermediate steel is continuously cooled from the quenching start temperature, and the temperature of the intermediate steel is continuously lowered.
  • the method of continuous cooling is not particularly limited, and may be a known method.
  • the continuous cooling method is, for example, a method in which an intermediate steel material is immersed in a water bath to cool it, or a method in which the intermediate steel material is accelerated and cooled by shower water cooling or mist cooling.
  • the intermediate steel material (base tube) is rapidly cooled during quenching.
  • the average cooling rate in the range of 800 to 500 ° C. of the intermediate steel material (base tube) during quenching is defined as a quenching cooling rate CR 800-500 (° C./sec).
  • the cooling rate during quenching CR 800-500 is set at the slowest cooling position in the cross section of the intermediate steel material to be quenched (for example, when both surfaces are forcibly cooled, the center of the intermediate steel thickness). Is determined from the measured temperature.
  • the preferred quenching cooling rate CR 800-500 is 8 ° C./sec or more.
  • the microstructure of the quenched intermediate steel material (base tube) is mainly composed of martensite and bainite.
  • a more preferred lower limit of the quenching cooling rate CR 800-500 is 10 ° C./sec.
  • the preferred upper limit of the cooling rate during quenching CR 800-500 is 500 ° C./sec.
  • quenching is performed after heating the intermediate steel material in the austenitic region a plurality of times.
  • the SSC resistance of the steel material is further enhanced.
  • heating in the austenite region may be repeated a plurality of times, or by performing normalizing and quenching, heating in the austenite region may be repeated a plurality of times.
  • the tempering step will be described in detail.
  • tempering is performed after the above-described quenching is performed.
  • tempering means that the intermediate steel material after quenching is reheated and held at a point of A c1 or less.
  • the tempering temperature is appropriately adjusted according to the chemical composition of the steel material and the yield strength to be obtained. That is, the tempering temperature of the intermediate steel material (base tube) having the chemical composition of the present embodiment is adjusted to adjust the yield strength of the steel material to a range of 655 to 965 MPa (95 to 125 ksi class).
  • the tempering temperature corresponds to the temperature of the furnace when heating and holding the quenched intermediate steel material.
  • the tempering time holding time means the time from when the temperature of the intermediate steel reaches a predetermined tempering temperature until it is extracted from the heat treatment furnace.
  • the dislocation density is reduced by increasing the tempering temperature to 600 to 730 ° C. in order to enhance SSC resistance.
  • the alloy carbide is finely dispersed in holding the tempering.
  • the finely dispersed alloy carbides serve as obstacles to the dislocation movement, and thus suppress the recovery of the dislocation (that is, the disappearance of the dislocation). Therefore, there is a case where the dislocation density cannot be sufficiently reduced only by tempering at a high temperature which has been performed to reduce the dislocation density.
  • the steel material according to the present embodiment is tempered at a low temperature to reduce the dislocation density to some extent in advance. Further, tempering at a high temperature is performed to further reduce the dislocation density. That is, in the tempering step according to the present embodiment, tempering is performed in two stages in the order of low-temperature tempering and high-temperature tempering. According to this method, the dislocation density can be reduced while maintaining the yield strength. That is, according to the two-stage tempering, even if the dislocation density is reduced to 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less, the yield strength can be adjusted to 655 to less than 758 MPa (95 ksi class).
  • the yield strength is reduced to 758 to less than 862 MPa (110 ksi class). Can be adjusted.
  • the yield strength is adjusted to 862 to 965 MPa (125 ksi class). be able to.
  • the low-temperature tempering step and the high-temperature tempering step will be described in detail.
  • the preferred tempering temperature in the low-temperature tempering step is 100 to 500 ° C. If the tempering temperature in the low-temperature tempering step is too high, the alloy carbide may be finely dispersed during the holding of the tempering, and the dislocation density may not be sufficiently reduced. In this case, the yield strength of the steel material becomes too high and / or the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the tempering temperature in the low-temperature tempering step is too low, the dislocation density may not be reduced during the holding of the tempering. In this case, the yield strength of the steel material becomes too high and / or the SSC resistance of the steel material decreases.
  • the tempering temperature in the low-temperature tempering step is preferably set to 100 to 500 ° C.
  • a more preferred lower limit of the tempering temperature in the low-temperature tempering step is 150 ° C.
  • a more preferable upper limit of the tempering temperature in the low-temperature tempering step is 450 ° C., and further preferably 420 ° C.
  • a preferable tempering holding time is 10 to 90 minutes. If the tempering time in the low-temperature tempering step is too short, the dislocation density may not be sufficiently reduced. In this case, the yield strength of the steel material becomes too high and / or the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the tempering time in the low-temperature tempering step is too long, the above effect is saturated. Therefore, in this embodiment, the tempering time is preferably set to 10 to 90 minutes. A more preferred upper limit of the tempering time is 80 minutes. When the steel material is a steel pipe, temperature variation of the steel pipe is more likely to occur during the soaking of the tempered steel than in other shapes. Therefore, when the steel material is a steel pipe, the tempering time is preferably 15 to 90 minutes.
  • the high temperature tempering step tempering conditions are appropriately controlled according to the yield strength to be obtained.
  • the preferred tempering temperature in the high-temperature tempering step is 660 to 740 ° C. If the tempering temperature in the high-temperature tempering step is too high, the dislocation density may be too low, and a desired yield strength may not be obtained. On the other hand, if the tempering temperature in the high-temperature tempering step is too low, the dislocation density may not be sufficiently reduced. In this case, the yield strength of the steel material becomes too high and / or the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, a preferable tempering temperature in the high temperature tempering step is 660 to 740 ° C.
  • the lower limit of the more preferable tempering temperature in the high-temperature tempering step is 670 ° C, and further preferably 680 ° C.
  • a more preferable upper limit of the tempering temperature in the high-temperature tempering step is 735 ° C.
  • the lower limit of the more preferable tempering temperature in the high-temperature tempering step is 670 ° C.
  • the upper limit of the more preferable tempering temperature in the high-temperature tempering step is 730 ° C, and further preferably 720 ° C.
  • the lower limit of the more preferable tempering temperature in the high-temperature tempering step is 670 ° C.
  • a more preferable upper limit of the tempering temperature in the high-temperature tempering step is 730 ° C, and further preferably 720 ° C.
  • the preferred tempering time in the high temperature tempering step is 10 to 180 minutes. If the tempering time is too short, the dislocation density may not be sufficiently reduced. In this case, the yield strength of the steel material becomes too high and / or the SSC resistance of the steel material decreases. On the other hand, if the tempering time is too long, the above effect is saturated. Therefore, in the present embodiment, a preferable tempering time is 10 to 180 minutes. A more preferable upper limit of the tempering time is 120 minutes, and further preferably 90 minutes. When the steel material is a steel pipe, temperature variation is likely to occur as described above. Therefore, when the steel material is a steel pipe, the tempering time is preferably 15 to 180 minutes.
  • the above-mentioned low-temperature tempering step and high-temperature tempering step can be performed as a continuous heat treatment. That is, in the low-temperature tempering step, after the above-mentioned tempering is maintained, the high-temperature tempering step may be subsequently performed by heating. At this time, the low temperature tempering step and the high temperature tempering step may be performed in the same heat treatment furnace.
  • the above-mentioned low-temperature tempering step and high-temperature tempering step can be performed as discontinuous heat treatment. That is, in the low-temperature tempering step, after the above-mentioned tempering is maintained, the temperature may be once cooled to a temperature lower than the above-mentioned tempering temperature, and then the heating may be performed again to perform the high-temperature tempering step. Even in this case, the effects obtained in the low-temperature tempering step and the high-temperature tempering step are not impaired, and the steel material according to the present embodiment can be manufactured.
  • the steel material according to the present embodiment can be manufactured by the above manufacturing method.
  • a method of manufacturing a steel pipe has been described as an example.
  • the steel material according to the present embodiment may be a steel plate or another shape.
  • the method for manufacturing a steel plate or another shape also includes, for example, a preparation step, a quenching step, and a tempering step, similarly to the above-described manufacturing method.
  • the above-mentioned manufacturing method is an example, and may be manufactured by another manufacturing method.
  • Example 1 SSC resistance of a steel material having a yield strength of 95 ksi class (655 to less than 758 MPa) in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment was investigated. Specifically, 180 kg of molten steel having the chemical composition shown in Table 1 was produced. Further, Table 2 shows Fn1 obtained from the obtained chemical composition and equation (1).
  • the steel sheets of test numbers 1-1 to 1-25 were hardened once. Specifically, the steel sheet after the above-mentioned cooling was reheated, the steel sheet temperature was adjusted to the quenching temperature (920 ° C.), and held for 20 minutes. Thereafter, water cooling was performed using a shower type water cooling device. The average cooling rate between 800 ° C. and 500 ° C. during quenching of the steel sheets of Test Nos. 1-1 to 1-25, that is, the cooling rate during quenching (CR 800-500 ) (° C./sec) was 10 ° C./sec. there were.
  • the steel sheets of Test Nos. 1-1 to 1-25 were tempered.
  • the first tempering and the second tempering were performed on the steel sheets of test numbers 1-1 to 1-19 and 1-22 to 1-25.
  • the steel sheets of Test Nos. 1-20 and 1-21 were tempered only once.
  • Table 2 shows the tempering temperature (° C.) and the tempering time (minute) for each of the first tempering and the second tempering.
  • the tempering temperature was the temperature of the furnace in which the tempering was performed.
  • the tempering time was defined as a time after the temperature of the steel sheet of each test number reached a predetermined tempering temperature and was extracted from the furnace.
  • SSC resistance evaluation test of steel materials The SSC resistance was evaluated using the steel plates of Test Nos. 1-1 to 1-25 by a method based on NACE TM0177-2005 Method A. Specifically, a round bar test specimen having a diameter of 6.35 mm and a parallel part length of 25.4 mm was sampled from the central part of the steel plates of test numbers 1-1 to 1-25. A room temperature SSC resistance test was performed on three of the collected test pieces. A low-temperature SSC resistance test was performed on the other three test pieces among the collected test pieces. The axial direction of the test piece was parallel to the rolling direction.
  • the normal temperature SSC resistance test was performed as follows. Tensile stress was applied to the round bar test pieces of test numbers 1-1 to 1-25 in the axial direction. At this time, the applied stress was adjusted to be 95% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • a mixed aqueous solution (NACE solution A) of 5.0% by mass of sodium chloride and 0.5% by mass of acetic acid was used.
  • a test solution at 24 ° C. was poured into each of the three test containers to form test baths. Three round bar test pieces to which stress was applied were immersed in test baths of different test containers one by one. After degassing each test bath, 1 atm of H 2 S gas was blown into the test bath to saturate it. The test bath saturated with 1 atm of H 2 S gas was kept at 24 ° C. for 720 hours.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the low-temperature SSC resistance test was performed in accordance with NACE TM0177-2005 ⁇ Method ⁇ A, similarly to the normal-temperature SSC resistance test.
  • the applied stress was adjusted to be 95% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • NACE solution A was used as in the normal temperature SSC resistance test.
  • the temperature of the test bath was 4 ° C. Other conditions were the same as in the normal temperature SSC resistance test.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the chemical compositions of steel sheets of test numbers 1-1 to 1-15 are appropriate, Fn1 is 3.00 or less, and the yield strength is 655 to less than 758 MPa (95 ksi class). )Met. Further, the dislocation density ⁇ was 1.4 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or less, and the number density of coarse precipitates was 0.150 (pieces / ⁇ m 2 ) or less. As a result, excellent SSC resistance was exhibited in the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test.
  • Example 2 SSC resistance in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment was investigated for a steel material having a yield strength of 110 ksi class (less than 758 to 862 MPa). Specifically, 180 kg of molten steel having the chemical composition shown in Table 3 was produced. Further, Table 4 shows Fn1 obtained from the obtained chemical composition and Formula (1).
  • the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-27 after hot rolling were allowed to cool, and the steel sheet temperature was set to normal temperature (25 ° C.). Subsequently, the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-27 after cooling were quenched. The quenching temperature and the cooling rate during quenching were measured with a sheath-type K thermocouple previously inserted in the center of the thickness of the steel sheet.
  • the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-27 were hardened once. Specifically, the steel sheet after the above-mentioned cooling was reheated, the steel sheet temperature was adjusted to the quenching temperature (920 ° C.), and held for 20 minutes. Thereafter, water cooling was performed using a shower type water cooling device.
  • the average cooling rate between 800 ° C. and 500 ° C. during quenching of the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-27, that is, the cooling rate during quenching (CR 800-500 ) (° C./sec) was 10 ° C./sec. there were.
  • the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-27 were tempered.
  • the first tempering and the second tempering were performed.
  • the steel sheets of Test Nos. 2-22 and 2-23 were tempered only once.
  • Table 4 shows the tempering temperature (° C.) and the tempering time (minute) for each of the first tempering and the second tempering.
  • the tempering temperature was the temperature of the furnace in which the tempering was performed.
  • the tempering time was defined as a time after the temperature of the steel sheet of each test number reached a predetermined tempering temperature and was extracted from the furnace.
  • SSC resistance evaluation test of steel materials The SSC resistance was evaluated using the steel plates of Test Nos. 2-1 to 2-27 by a method based on NACE TM0177-2005 Method A. Specifically, a round bar test piece having a diameter of 6.35 mm and a parallel part length of 25.4 mm was sampled from the central part of the steel plates of test numbers 2-1 to 2-27. A room temperature SSC resistance test was performed on three of the collected test pieces. A low-temperature SSC resistance test was performed on the other three test pieces among the collected test pieces. The axial direction of the test piece was parallel to the rolling direction.
  • the normal temperature SSC resistance test was performed as follows. A tensile stress was applied to the round bar test pieces of Test Nos. 2-1 to 2-27 in the axial direction. At this time, the applied stress was adjusted to be 90% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • a mixed aqueous solution (NACE solution A) of 5.0% by mass of sodium chloride and 0.5% by mass of acetic acid was used.
  • a test solution at 24 ° C. was poured into each of the three test containers to form test baths. Three round bar test pieces to which stress was applied were immersed in test baths of different test containers one by one. After degassing each test bath, 1 atm of H 2 S gas was blown into the test bath to saturate it. The test bath saturated with 1 atm of H 2 S gas was kept at 24 ° C. for 720 hours.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the low-temperature SSC resistance test was performed in accordance with NACE TM0177-2005 ⁇ Method ⁇ A, similarly to the normal-temperature SSC resistance test.
  • the stress applied was adjusted so as to be 85% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • NACE solution A was used as in the normal temperature SSC resistance test.
  • the temperature of the test bath was 4 ° C. Other conditions were the same as in the normal temperature SSC resistance test.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the chemical compositions of the steel sheets of Test Nos. 2-1 to 2-17 are appropriate, Fn1 is 3.00 or less, and the yield strength is 758 to less than 862 MPa (110 ksi class). )Met. Further, the dislocation density ⁇ was more than 1.4 ⁇ 10 14 to less than 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and the number density of coarse precipitates was 0.150 (particles / ⁇ m 2 ) or less. As a result, excellent SSC resistance was exhibited in the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test.
  • the steel sheets of Test No. 2-22 were not subjected to low-temperature tempering. As a result, the dislocation density ⁇ became 3.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ) or more. As a result, in the low-temperature SSC resistance test, no excellent SSC resistance was shown.
  • Example 3 SSC resistance of a steel material having a yield strength of 125 ksi class (862 to 965 MPa) in a normal temperature sour environment and a low temperature sour environment was investigated. Specifically, 180 kg of molten steel having the chemical composition shown in Table 5 was produced. Further, Table 6 shows Fn1 obtained from the obtained chemical composition and Formula (1).
  • the steel sheets of test numbers 3-1 to 3-25 were hardened once. Specifically, the steel sheet after the above-mentioned cooling was reheated, the steel sheet temperature was adjusted to the quenching temperature (920 ° C.), and held for 20 minutes. Thereafter, water cooling was performed using a shower type water cooling device. The average cooling rate between 800 ° C. and 500 ° C. during quenching of the steel sheets of Test Nos. 3-1 to 3-25, that is, the cooling rate during quenching (CR 800-500 ) (° C./sec) was 10 ° C./sec. there were.
  • tempering was performed on the steel sheets of test numbers 3-1 to 3-25.
  • the first tempering and the second tempering were performed.
  • the steel sheets of Test Nos. 3-20 and 3-21 were tempered only once.
  • Table 6 shows the tempering temperature (° C.) and the tempering time (minute) for each of the first tempering and the second tempering.
  • the tempering temperature was the temperature of the furnace in which the tempering was performed.
  • the tempering time was defined as a time after the temperature of the steel sheet of each test number reached a predetermined tempering temperature and was extracted from the furnace.
  • SSC resistance evaluation test of steel materials The SSC resistance was evaluated using the steel plates of Test Nos. 3-1 to 3-25 by a method based on NACE TM0177-2005 Method A. Specifically, a round bar test piece having a diameter of 6.35 mm and a parallel part length of 25.4 mm was sampled from the central part of the steel plates having test numbers 3-1 to 3-25. A room temperature SSC resistance test was performed on three of the collected test pieces. A low-temperature SSC resistance test was performed on the other three test pieces among the collected test pieces. The axial direction of the test piece was parallel to the rolling direction.
  • the normal temperature SSC resistance test was performed as follows. A tensile stress was applied to the round bar test pieces of test numbers 3-1 to 3-25 in the axial direction. At this time, the applied stress was adjusted to be 90% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • a mixed aqueous solution (NACE solution A) of 5.0% by mass of sodium chloride and 0.5% by mass of acetic acid was used.
  • a test solution at 24 ° C. was poured into each of the three test containers to form test baths. Three round bar test pieces to which stress was applied were immersed in test baths of different test containers one by one. After degassing each test bath, 1 atm of H 2 S gas was blown into the test bath to saturate it. The test bath saturated with 1 atm of H 2 S gas was kept at 24 ° C. for 720 hours.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the low-temperature SSC resistance test was performed in accordance with NACE TM0177-2005 ⁇ Method ⁇ A, similarly to the normal-temperature SSC resistance test.
  • the applied stress was adjusted to be 80% of the actual yield stress of each steel sheet.
  • NACE solution A was used as in the normal temperature SSC resistance test. At this time, the temperature of the test bath was 4 ° C. Other conditions were the same as in the normal temperature SSC resistance test.
  • SSC sulfide stress cracking
  • the chemical compositions of the steel sheets of Test Nos. 3-1 to 3-15 are appropriate, Fn1 is 3.00 or less, and the yield strength is 862 to 965 MPa (125 ksi class). Met. Further, the dislocation density ⁇ was 3.0 ⁇ 10 14 to 7.0 ⁇ 10 14 (m ⁇ 2 ), and the number density of coarse precipitates was 0.150 (particles / ⁇ m 2 ) or less. As a result, excellent SSC resistance was exhibited in the normal temperature SSC resistance test and the low temperature SSC resistance test.
  • the steel material according to the present invention is widely applicable to steel materials used in harsh environments such as polar regions, preferably can be used as steel materials used in oil well environments, and more preferably, casings, tubing, line pipes and the like. It can be used as a steel material.

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Abstract

６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度と、低温サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を提供する。本開示による鋼材は、質量％で、Ｃ：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～１．００％、Ｍｎ：０．０１～１．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．００５～０．１００％、Ｃｒ：０．２５～０．８０％、Ｍｏ：０．２０～２．００％、Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、Ｂ：０．０００１～０．００５０％、Ｎ：０．００２０～０．０１００％、及び、Ｏ：０．０１００％以下を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなり、式（１）を満たす化学組成を有する。円相当径４００ｎｍ以上の析出物の個数密度は０．１５０個／μｍ2以下である。降伏強度は６５５～９６５ＭＰａである。転位密度ρは７．０×１０14ｍ-2以下である。　５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）≦３．００　（１）

Description

サワー環境での使用に適した鋼材
　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。
　油井やガス井（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、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）、及び、１２５ｋｓｉ級（降伏強度が１２５～１４０ｋｓｉ、つまり、８６２～９６５ＭＰａ）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。
　さらに近年、海面下の深井戸についても、開発が活発になってきている。たとえば、水深２０００ｍ以上のいわゆる深海の海底油田では、水温が低い。この場合、低温環境における耐ＳＳＣ性も要求される。しかしながら、通常、環境の温度が低下するほど、鋼材の硫化物応力割れ感受性が高まる。したがって、高強度であり、さらに低温サワー環境においても優れた耐ＳＳＣ性を有する、油井用鋼管に代表される油井用鋼材が求められ始めている。
　油井用鋼管に代表される鋼材の耐ＳＳＣ性を高める技術が、特開２０００－２５６７８３号公報（特許文献１）、特開２０００－２９７３４４号公報（特許文献２）、特開２００５－３５０７５４号公報（特許文献３）、特開２０１２－２６０３０号公報（特許文献４）、及び、国際公開第２０１０／１５０９１５号（特許文献５）に開示されている。
　特許文献１に開示された高強度油井用鋼は、重量％で、Ｃ：０．２～０．３５％、Ｃｒ：０．２～０．７％、Ｍｏ：０．１～０．５％、Ｖ：０．１～０．３％を含む。析出している炭化物の総量が２～５重量％であり、そのうちＭＣ型炭化物の割合が８～４０重量％で、かつ旧オーステナイト粒度がＡＳＴＭに規定される粒度番号で１１番以上である。上記高強度油井用鋼は、靭性と耐硫化物応力腐食割れ性に優れる、と特許文献１には記載されている。
　特許文献２に開示された油井用鋼は、質量％で、Ｃ：０．１５～０．３％、Ｃｒ：０．２～１．５％、Ｍｏ：０．１～１％、Ｖ：０．０５～０．３％、Ｎｂ：０．００３～０．１％を含む低合金鋼からなる。析出している炭化物の総量は１．５～４質量％であり、炭化物の総量に占めるＭＣ型炭化物の割合が５～４５質量％、Ｍ23Ｃ6型炭化物の割合が製品の肉厚をｔ（ｍｍ）とした時（２００／ｔ）質量％以下である。上記油井用鋼は、靭性と耐硫化物応力腐食割れ性に優れる、と特許文献２には記載されている。
　特許文献３に開示された低合金油井管用鋼は、質量％で、Ｃ：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～０．５％、Ｍｎ：０．０５～１．０％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ａｌ：０．００５～０．１０％、Ｃｒ：０．１～１．０％、Ｍｏ：０．５～１．０％、Ｔｉ：０．００２～０．０５％、Ｖ：０．０５～０．３％、Ｂ：０．０００１～０．００５％、Ｎ：０．０１％以下、Ｏ（酸素）：０．０１％以下を含有する。半価幅Ｈと水素拡散係数Ｄ（１０-6ｃｍ2／ｓ）が式（３０Ｈ＋Ｄ≦１９．５）を満足する。上記低合金油井管用鋼は、降伏応力（ＹＳ）が８６１ＭＰａ以上という高強度であっても、優れた耐ＳＳＣ性を有する、と特許文献３には記載されている。
　特許文献４に開示された油井用鋼管は、質量％で、Ｃ：０．１８～０．２５％、Ｓｉ：０．１～０．３％、Ｍｎ：０．４～０．８％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ａｌ：０．０１～０．１％、Ｃｒ：０．３～０．８％、Ｍｏ：０．５～１．０％、Ｎｂ：０．００３～０．０１５％、Ｔｉ：０．００２～０．０５％、Ｂ：０．００３％以下を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成を持つ。上記油井用鋼管のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト相を主相とし、２０μｍ×２０μｍの領域に含まれるアスペクト比３以下かつ炭化物形状を楕円としたときの長径３００ｎｍ以上のＭ3ＣあるいはＭ2Ｃの数が１０個以下であり、Ｍ23Ｃ6が質量％で１％未満であり、粒内に針状のＭ2Ｃが析出しており、大きさ１μｍ以上の炭化物として析出するＮｂの量が質量％で０．００５％未満である。上記油井用鋼管は、降伏強度が８６２ＭＰａ以上であっても耐硫化物応力割れ性に優れる、と特許文献４には記載されている。
　特許文献５に開示された油井用継目無鋼管は、質量％で、Ｃ：０．１５～０．５０％、Ｓｉ：０．１～１．０％、Ｍｎ：０．３～１．０％、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ａｌ：０．０１～０．１％、Ｎ：０．０１％以下、Ｃｒ：０．１～１．７％、Ｍｏ：０．４～１．１％、Ｖ：０．０１～０．１２％、Ｎｂ：０．０１～０．０８％、Ｂ：０．０００５～０．００３％を含み、かつＭｏのうち、固溶Ｍｏとして０．４０％以上含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成を有する。上記油井用継目無鋼管のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト相を主相とし、旧オーステナイト粒が粒度番号で８．５以上であり、略粒子状のＭ2Ｃ型析出物が０．０６質量％以上分散してなる組織を有する。上記油井用継目無鋼管は、１１０ｋｓｉ級の高強度と優れた耐硫化物応力割れ性とを兼備する、と特許文献５には記載されている。
特開２０００－２５６７８３号公報 特開２０００－２９７３４４号公報 特開２００５－３５０７５４号公報 特開２０１２－２６０３０号公報 国際公開第２０１０／１５０９１５号
　しかしながら、上記特許文献１～５に開示された技術を適用しても、降伏強度が９５～１２５ｋｓｉ級（６５５～９６５ＭＰａ）の鋼材（たとえば油井用鋼管）においては、低温サワー環境では優れた耐ＳＳＣ性を安定して得られない場合がある。
　本開示の目的は、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１４０ｋｓｉ、９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度を有し、かつ、常温サワー環境及び低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性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：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～１．００％、Ｍｎ：０．０１～１．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．００５～０．１００％、Ｃｒ：０．２５～０．８０％、Ｍｏ：０．２０～２．００％、Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、Ｂ：０．０００１～０．００５０％、Ｎ：０．００２０～０．０１００％、Ｏ：０．０１００％以下、Ｖ：０～０．６０％、Ｎｂ：０～０．０３０％、Ｃａ：０～０．０１００％、Ｍｇ：０～０．０１００％、Ｚｒ：０～０．０１００％、Ｃｏ：０～０．５０％、Ｗ：０～０．５０％、Ｎｉ：０～０．５０％、Ｃｕ：０～０．５０％、及び、希土類元素：０～０．０１００％を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなり、式（１）を満たす化学組成を有する。鋼材中において、円相当径４００ｎｍ以上の析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下である。降伏強度が６５５～９６５ＭＰａである。転位密度ρが、７．０×１０14ｍ-2以下である。
　降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満の場合、転位密度ρが１．４×１０14ｍ-2以下である。
　降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満の場合、転位密度ρが１．４×１０14超～３．０×１０14ｍ-2未満である。
　降伏強度が８６２～９６５ＭＰａの場合、転位密度ρが３．０×１０14～７．０×１０14ｍ-2である。
　５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）≦３．００　（１）
　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
　本開示による鋼材は、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度を有し、かつ、常温サワー環境及び低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を有する。
図１は、９５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。 図２は、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。 図３は、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。
　本発明者らは、低温サワー環境での使用が想定された鋼材において、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度を維持しながら、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性を高める方法について調査検討した。その結果、本発明者らは、鋼材の化学組成を、質量％で、Ｃ：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～１．００％、Ｍｎ：０．０１～１．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．００５～０．１００％、Ｃｒ：０．２５～０．８０％、Ｍｏ：０．２０～２．００％、Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、Ｂ：０．０００１～０．００５０％、Ｎ：０．００２０～０．０１００％、Ｏ：０．０１００％以下、Ｖ：０～０．６０％、Ｎｂ：０～０．０３０％、Ｃａ：０～０．０１００％、Ｍｇ：０～０．０１００％、Ｚｒ：０～０．０１００％、Ｃｏ：０～０．５０％、Ｗ：０～０．５０％、Ｎｉ：０～０．５０％、Ｃｕ：０～０．５０％、及び、希土類元素：０～０．０１００％を含有し、残部がＦｅ及び不純物にすれば、９５～１２５ｋｓｉ級の降伏強度を維持しながら、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性を高められる可能性があると考えた。
　ここで、鋼材中の転位密度を高めれば、鋼材の降伏強度（Ｙｉｅｌｄ　Ｓｔｒｅｎｇｔｈ）が高まる。しかしながら、転位は水素を吸蔵する可能性がある。そのため、鋼材の転位密度が増加すれば、鋼材が吸蔵する水素量も増加する可能性がある。転位密度を高めた結果、鋼材中の水素濃度が高まれば、高強度は得られても、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、９５～１２５ｋｓｉ級の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立するためには、転位密度を利用した高強度化は、好ましくない。
　そこで本発明者らは、まずは耐ＳＳＣ性を高めることを考慮して、鋼材の転位密度を低減することを検討した。具体的に、本発明者らは、まず６５５～７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）の降伏強度に着目し、転位密度を低減させて耐ＳＳＣ性を高めることを考えた。その結果、上述の化学組成を有する鋼材では、鋼材の転位密度を１．４×１０14（ｍ-2）以下まで低減すれば、９５ｋｓｉ級の降伏強度を維持しながら、鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性があることを見出した。
　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、７５８～８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）の降伏強度に着目し、転位密度を低減させて耐ＳＳＣ性を高めることを考えた。その結果、上述の化学組成を有する鋼材では、鋼材の転位密度を３．０×１０14（ｍ-2）未満まで低減すれば、鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性があることを見出した。すなわち、上述の化学組成を有し、転位密度が１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満の鋼材であれば、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を維持しながら、鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性がある。
　本発明者らはさらに、８６２～９６５ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級）の降伏強度に着目し、転位密度を低減させて耐ＳＳＣ性を高めることを考えた。その結果、上述の化学組成を有する鋼材では、鋼材の転位密度を７．０×１０14（ｍ-2）以下まで低減すれば、鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性があることを見出した。すなわち、上述の化学組成を有し、転位密度が３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）の鋼材であれば、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を維持しながら、鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性がある。
　すなわち、上述の化学組成を有する鋼材について、得ようとする降伏強度に応じて、転位密度を低減すれば、鋼材の降伏強度と、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性とを両立できる可能性がある。具体的に、上述の化学組成を有する鋼材では、９５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、鋼材の転位密度を１．４×１０14（ｍ-2）以下まで低減し、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、鋼材の転位密度を１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満まで低減し、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、鋼材の転位密度を３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）まで低減すれば、常温サワー環境及び低温サワー環境における鋼材の耐ＳＳＣ性を高められる可能性がある。
　一方、上述の化学組成を有する鋼材では、降伏強度を維持したまま転位密度を低減した結果、低温サワー環境では優れた耐ＳＳＣ性が得られない場合があった。そこで本発明者らは、上述の化学組成を有し、降伏強度を維持したまま転位密度を低減した鋼材について、詳細に調査及び検討を行った。その結果、低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった鋼材では、粗大な析出物が多数析出していることが明らかになった。
　粗大な析出物が多数析出した鋼材が、低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった理由について、本発明者らは次のように考えている。上述のとおり、低温サワー環境では、常温サワー環境と比較して、鋼材の硫化物応力割れ感受性が高まる。そのため、上述の化学組成を有する鋼材の場合、低温サワー環境では、常温サワー環境よりも、粗大な析出物と母材との界面における応力集中が顕在化し、ＳＳＣが発生する場合があると考えられる。
　すなわち、上述の化学組成を有する鋼材において、降伏強度を維持したまま、転位密度を低減した上で、粗大な析出物を低減させれば、降伏強度６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）と、低温サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性とを両立できる可能性がある。そこで、本発明者らは、粗大な析出物として、具体的に円相当径が４００ｎｍ以上の析出物に着目し、円相当径が４００ｎｍ以上の析出物を低減する方法について、検討を行った。
　まず、本発明者らは、円相当径が４００ｎｍ以上の析出物（以下、「粗大析出物」ともいう）のほとんどが、炭化物であることを知見した。すなわち、炭化物を形成しやすい合金元素であるＣｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、及び、Ｖ含有量を調整すれば、粗大析出物を低減できる可能性がある。そこで本発明者らは、上述の化学組成を有する鋼材における、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｉ、及び、Ｖ含有量と、粗大析出物の個数密度との関係について、詳細に検討した。
　Ｆｎ１＝５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）と定義する。まず、９５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材について、図を用いて説明する。図１は、９５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。図１は、後述する実施例のうち、降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満であり、化学組成が本実施形態の範囲内にあり、転位密度が１．４×１０14（ｍ-2）以下の鋼材について、Ｆｎ１と、後述する方法で得られた粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）と、後述する低温耐ＳＳＣ性試験の評価結果とを用いて作成された。なお、図１中の「○」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好であった鋼材を示す。一方、図１中の「●」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好でなかった鋼材を示す。
　図１を参照して、上述の化学組成を有し、転位密度が１．４×１０14（ｍ-2）以下であり、９５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００以下であれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下となった。その結果、降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）であっても、低温耐ＳＳＣ性試験において、良好な結果を示した。一方、上述の化学組成を有し、転位密度が１．４×１０14（ｍ-2）以下であり、９５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００を超えれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2を超えた。その結果、降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）であったものの、低温耐ＳＳＣ性試験では、良好な結果を示さなかった。
　次に、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材について、図を用いて説明する。図２は、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。図２は、後述する実施例のうち、降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満であり、化学組成が本実施形態の範囲内にあり、転位密度が１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満の鋼材について、Ｆｎ１と、後述する方法で得られた粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）と、後述する低温耐ＳＳＣ性試験の評価結果とを用いて作成された。なお、図２中の「○」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好であった鋼材を示す。一方、図２中の「●」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好でなかった鋼材を示す。
　図２を参照して、上述の化学組成を有し、転位密度が１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満であり、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００以下であれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下となった。その結果、降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）であっても、低温耐ＳＳＣ性試験において、良好な結果を示した。一方、上述の化学組成を有し、転位密度が１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満であり、１１０ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００を超えれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2を超えた。その結果、降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）であったものの、低温耐ＳＳＣ性試験では、良好な結果を示さなかった。
　同様に、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材についても、図を用いて説明する。図３は、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材における、Ｆｎ１と、粗大析出物の個数密度との関係を示す図である。図３は、後述する実施例のうち、降伏強度が８６２～９６５ＭＰａであり、化学組成が本実施形態の範囲内にあり、転位密度が３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）の鋼材について、Ｆｎ１と、後述する方法で得られた粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）と、後述する低温耐ＳＳＣ性試験の評価結果とを用いて作成された。なお、図３中の「○」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好であった鋼材を示す。一方、図３中の「●」は低温耐ＳＳＣ性試験の結果が良好でなかった鋼材を示す。
　図３を参照して、上述の化学組成を有し、転位密度が３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）であり、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００以下であれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下となった。その結果、降伏強度が８６２～９６５ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級）であっても、低温耐ＳＳＣ性試験において、良好な結果を示した。一方、上述の化学組成を有し、転位密度が３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）であり、１２５ｋｓｉ級の降伏強度を有する鋼材については、Ｆｎ１が３．００を超えれば、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2を超えた。その結果、降伏強度が８６２～９６５ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級）であったものの、低温耐ＳＳＣ性試験では、良好な結果を示さなかった。
　以上より、上述の化学組成を有し、得ようとする降伏強度（９５ｋｓｉ級、１１０ｋｓｉ級、及び、１２５ｋｓｉ級）に応じて転位密度を低減し、さらに、Ｆｎ１を３．００以下にすることにより、鋼材中に含まれる円相当径が４００ｎｍ以上の析出物の個数密度は０．１５０個／μｍ2以下となる。その結果、降伏強度が６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）であっても、低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を得ることができる。なお、本明細書において、円相当径とは、組織観察における視野面において、観察された析出物の面積を、同じ面積を有する円に換算した場合の円の直径を意味する。
　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：０．２０～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～１．００％、Ｍｎ：０．０１～１．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．００５～０．１００％、Ｃｒ：０．２５～０．８０％、Ｍｏ：０．２０～２．００％、Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、Ｂ：０．０００１～０．００５０％、Ｎ：０．００２０～０．０１００％、Ｏ：０．０１００％以下、Ｖ：０～０．６０％、Ｎｂ：０～０．０３０％、Ｃａ：０～０．０１００％、Ｍｇ：０～０．０１００％、Ｚｒ：０～０．０１００％、Ｃｏ：０～０．５０％、Ｗ：０～０．５０％、Ｎｉ：０～０．５０％、Ｃｕ：０～０．５０％、及び、希土類元素：０～０．０１００％を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなり、式（１）を満たす化学組成を有する。鋼材中において、円相当径４００ｎｍ以上の析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下である。降伏強度が６５５～９６５ＭＰａである。転位密度ρが、７．０×１０14ｍ-2以下である。
　降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満の場合、転位密度ρが１．４×１０14ｍ-2以下である。
　降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満の場合、転位密度ρが１．４×１０14超～３．０×１０14ｍ-2未満である。
　降伏強度が８６２～９６５ＭＰａの場合、転位密度ρが３．０×１０14～７．０×１０14ｍ-2である。
　５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）≦３．００　（１）
　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
　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。
　本実施形態による鋼材は、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度と、常温サワー環境及び低温サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性とを示す。
　上記化学組成は、Ｖ：０．０１～０．６０％、及び、Ｎｂ：０．００２～０．０３０％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、Ｃａ：０．０００１～０．０１００％、Ｍｇ：０．０００１～０．０１００％、及び、Ｚｒ：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：０．０２～０．５０％、及び、Ｗ：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。
　上記化学組成は、Ｎｉ：０．０１～０．５０％、及び、Ｃｕ：０．０１～０．５０％からなる群から選択される１種以上を含有してもよい。
　上記化学組成は、希土類元素：０．０００１～０．０１００％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、転位密度ρが１．４×１０14ｍ-2以下であってもよい。
　上記鋼材は、降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満であり、転位密度ρが１．４×１０14超～３．０×１０14ｍ-2未満であってもよい。
　上記鋼材は、降伏強度が８６２～９６５ＭＰａであり、転位密度ρが３．０×１０14～７．０×１０14ｍ-2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。油井用鋼管の形状は限定されず、たとえば、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。
　本実施形態による油井用鋼管は、好ましくは継目無鋼管である。本実施形態による油井用鋼管が継目無鋼管であれば、肉厚が１５ｍｍ以上であっても、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度を有し、かつ、常温サワー環境及び低温サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を有する。本明細書において「常温サワー環境」とは、１０～３０℃のサワー環境を意味する。本明細書において「低温サワー環境」とは、１０℃未満のサワー環境を意味する。
　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：０．２０～０．３５％
　炭素（Ｃ）は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の降伏強度を高める。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、鋼材の降伏強度が高まる。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。Ｃ含有量が高すぎればさらに、鋼材中に粗大な炭化物が生成し、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．２０～０．３５％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０．２４％である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．３３％であり、より好ましくは０．３２％であり、さらに好ましくは０．３０％であり、さらに好ましくは０．２９％である。
　Ｓｉ：０．０５～１．００％
　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０．０５～１．００％である。好ましいＳｉ含有量の下限は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０．８５％であり、より好ましくは０．７０％である。
　Ｍｎ：０．０１～１．００％
　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、鋼材の降伏強度を高める。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０．０１～１．００％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．０２％であり、より好ましくは０．０３％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：０．０２５％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性を低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０２５％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０．０００３％であり、さらに好ましくは０．００１％であり、さらに好ましくは０．００２％である。
　Ｓ：０．０１００％以下
　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性を低下する。したがって、Ｓ含有量は０．０１００％以下である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．００５０％であり、より好ましくは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０．０００３％である。
　Ａｌ：０．００５～０．１００％
　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０．００５～０．１００％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０．０８０％であり、より好ましくは０．０６０％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：０．２５～０．８０％
　クロム（Ｃｒ）は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の降伏強度を高める。Ｃｒはさらに、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、鋼材中に粗大な炭化物が生成し、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は０．２５～０．８０％である。Ｃｒ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％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は０．７８％であり、より好ましくは０．７６％である。
　Ｍｏ：０．２０～２．００％
　モリブデン（Ｍｏ）は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の降伏強度を高める。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０．２０～２．００％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０．４０％であり、さらに好ましくは０．５０％であり、さらに好ましくは０．６０％であり、さらに好ましくは０．６１％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は１．８０％であり、より好ましくは１．７０％であり、さらに好ましくは１．５０％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。これにより、鋼材の降伏強度が高まる。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。
　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、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０．００３０％であり、より好ましくは０．００２５％であり、さらに好ましくは０．００１５％である。
　Ｎ：０．００２０～０．０１００％
　窒素（Ｎ）は、Ｔｉと結合して微細窒化物を形成し、結晶粒を微細化する。Ｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、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性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．００２０～０．０１００％である。Ｎ含有量の好ましい下限は０．００２２％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０．００４５％である。
　Ｏ：０．０１００％以下
　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０．０１００％以下である。Ｏ含有量の好ましい上限は０．００５０％であり、より好ましくは０．００３０％であり、さらに好ましくは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０．０００３％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及びＮｂ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、鋼材の耐ＳＳＣ性及び降伏強度を高める。
　Ｖ：０～０．６０％
　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Ｃ及び／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。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、鋼材の降伏強度を高める。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０～０．６０％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％であり、さらに好ましくは０．０４％であり、さらに好ましくは０．０６％であり、さらに好ましくは０．０８％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．４０％であり、より好ましくは０．３０％であり、さらに好ましくは０．２０％である。
　Ｎｂ：０～０．０３０％
　ニオブ（Ｎｂ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｎｂ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｎｂ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。Ｎｂはさらに、Ｃと結合して微細な炭化物を形成する。その結果、鋼材の降伏強度が高まる。Ｎｂ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、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０～０．０３０％である。Ｎｂ含有量の好ましい下限は０％超であり、より好ましくは０．００２％であり、さらに好ましくは０．００３％であり、さらに好ましくは０．００７％である。Ｎｂ含有量の好ましい上限は０．０２５％であり、より好ましくは０．０２０％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及びＺｒ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０．００４０％であり、より好ましくは０．００３０％であり、さらに好ましくは０．００２５％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０．００４０％であり、より好ましくは０．００３０％であり、さらに好ましくは０．００２５％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０．００４０％であり、より好ましくは０．００３０％であり、さらに好ましくは０．００２５％である。
　上記のＣａ、ＭｇおよびＺｒ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含有量の合計は、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、サワー環境中で保護性の腐食被膜を形成し、水素侵入を抑制する。これにより、これらの元素は鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。
　Ｃｏ：０～０．５０％
　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はサワー環境中で保護性の腐食被膜を形成し、水素侵入を抑制する。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。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、鋼材の降伏強度が低下する。したがって、Ｃｏ含有量は０～０．５０％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０．０３％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０．４５％であり、より好ましくは０．４０％である。
　Ｗ：０～０．５０％
　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はサワー環境中で保護性の腐食被膜を形成し、水素侵入を抑制する。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。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０～０．５０％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０．０３％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０．４５％であり、より好ましくは０．４０％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、鋼材の降伏強度を高める。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、局部的な腐食を促進させ、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０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は０．１０％であり、より好ましくは０．０８％であり、さらに好ましくは０．０６％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、鋼材の降伏強度を高める。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０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０５％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。
　上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、希土類元素を含有してもよい。
　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、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％である。ＲＥＭ含有量の好ましい上限は０．００４０％であり、より好ましくは０．００２５％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、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種又は２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。
　［式（１）について］
　本実施形態による鋼材はさらに、式（１）を満たす。
　５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）≦３．００　（１）
　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
　Ｆｎ１（＝５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ））は、上述の化学組成を有し、得ようとする降伏強度（９５～１２５ｋｓｉ級）に応じて、転位密度を低減した鋼材における、粗大析出物の個数密度を示す指標である。上述の化学組成を有する鋼材においては、Ｆｎ１が３．００を超えれば、鋼材中に粗大な析出物が多数析出し、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。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（９５～１２５ｋｓｉ級）に応じて転位密度を低減し、さらにＦｎ１が３．００以下である。その結果、本実施形態による鋼材は、低温サワー環境においても優れた耐ＳＳＣ性を示す。Ｆｎ１の好ましい上限は２．９０であり、より好ましくは２．８７である。Ｆｎ１の下限は特に限定しないが、上述の化学組成の範囲においては、Ｆｎ１は実質的に－２．０５以上である。
　［粗大析出物について］
　本実施形態による鋼材は、鋼材中において、円相当径４００ｎｍ以上の析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下である。上述のとおり、円相当径４００ｎｍ以上の析出物を「粗大析出物」ともいう。なお、上述のとおり、本明細書において円相当径とは、組織観察における視野面において、観察された析出物の面積を、同じ面積を有する円に換算した場合の円の直径を意味する。
　上述のとおり、本実施形態による鋼材は、得ようとする降伏強度（９５～１２５ｋｓｉ級）に応じて転位密度を低減した結果、鋼材中に粗大析出物が多数析出する場合がある。この場合、特に、低温サワー環境では、優れた耐ＳＳＣ性が得られない。そのため、本実施形態による鋼材は、上述の化学組成と、上述の転位密度とに加えて、粗大析出物の個数密度を低減し、耐ＳＳＣ性を高める。
　したがって、本実施形態による鋼材は、鋼材中において、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下である。鋼材中において、粗大析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下であれば、本実施形態のその他の要件を満たすことを条件に、低温サワー環境においても、鋼材は優れた耐ＳＳＣ性を示す。粗大析出物の個数密度の好ましい上限は０．１４５個／μｍ2であり、より好ましくは０．１４０個／μｍ2である。なお、粗大析出物の個数密度の下限は特に限定しない。すなわち、粗大析出物の個数密度は０個／μｍ2であってもよい。
　本実施形態による鋼材の粗大析出物の個数密度は、次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、抽出レプリカ作製用のミクロ試験片を採取する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部からミクロ試験片を採取する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部からミクロ試験片を採取する。ミクロ試験片の表面を鏡面研磨した後、ミクロ試験片を３％ナイタール腐食液に１０分浸漬し、表面を腐食する。腐食させた表面を、カーボン蒸着膜で覆う。蒸着膜で表面を覆ったミクロ試験片を、５％ナイタール腐食液に２０分浸漬する。浸漬したミクロ試験片から、蒸着膜を剥離する。ミクロ試験片から剥離した蒸着膜を、エタノールで洗浄した後、シートメッシュですくい取り、乾燥する。
　この蒸着膜（レプリカ膜）を、透過電子顕微鏡（ＴＥＭ：Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ　Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）で観察する。具体的には、任意の３箇所を特定する。特定した３箇所について、観察倍率を１万倍とし、加速電圧を２００ｋＶとして観察し、写真画像を生成する。なお、各視野はたとえば、８μｍ×８μｍである。各視野の写真画像に対して画像処理を実施して、各視野中の析出物を特定する。析出物はコントラストから特定可能である。特定された各析出物の円相当径を、画像処理により求める。
　得られた円相当径に基づいて、４００ｎｍ以上の円相当径の析出物（粗大析出物）を特定する。３視野において特定された粗大析出物の総個数を求める。求めた粗大析出物の総個数と３視野の総面積とに基づいて、粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）を求めることができる。なお、本実施形態において、粗大析出物の円相当径の上限は特に限定しないが、観察視野から検出限界値が決定される。たとえば、観察視野が８μｍ×８μｍである場合、粗大析出物の円相当径の検出限界値は８０００ｎｍである。この場合、粗大析出物の円相当径は、実質的に４００～８０００ｎｍである。
　［鋼材の降伏強度］
　本実施形態による鋼材の降伏強度は６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）である。本明細書でいう降伏強度は、引張試験で得られた０．２％オフセット耐力を意味する。要するに、本実施形態による鋼材の降伏強度は９５～１２５ｋｓｉ級である。本実施形態による鋼材は、降伏強度が９５～１２５ｋｓｉ級であっても、上述の化学組成、転位密度、及び、粗大析出物の個数密度を満たすことで、常温サワー環境及び低温サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性を有する。
　本実施形態による鋼材の降伏強度は、次の方法で求めることができる。ＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（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、平行部直径４ｍｍ、平行部長さ３５ｍｍ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して、得られた０．２％オフセット耐力を降伏強度（ＭＰａ）と定義する。
　［転位密度］
　本実施形態による鋼材では、転位密度が７．０×１０14（ｍ-2）以下である。上述のとおり、転位は水素を吸蔵する可能性がある。そのため、転位密度が高すぎれば、鋼材に吸蔵する水素濃度が高まり、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、転位は鋼材の降伏強度を高める。したがって、本実施形態による鋼材の転位密度は、得ようとする降伏強度に応じて低減する。
　［降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合の転位密度］
　具体的には、本実施形態による鋼材は、降伏強度が９５ｋｓｉ級（６５５～７５８ＭＰａ未満）の場合、転位密度が１．４×１０14（ｍ-2）以下である。上述のとおり、転位密度が高すぎれば、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合、本実施形態による鋼材の転位密度は１．４×１０14（ｍ-2）以下である。降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合、鋼材の転位密度の好ましい上限は１．４×１０14（ｍ-2）未満であり、より好ましくは１．３×１０14（ｍ-2）であり、さらに好ましくは１．２×１０14（ｍ-2）である。鋼材の転位密度の下限は特に限定しないが、過度に転位密度を低減すると、所望の降伏強度が得られない場合がある。したがって、鋼材の転位密度の下限は、たとえば、０．１×１０14（ｍ-2）超である。
　［降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合の転位密度］
　本実施形態による鋼材はさらに、降伏強度が１１０ｋｓｉ級（７５８～８６２ＭＰａ未満）の場合、転位密度が１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満である。上述のとおり、転位密度が高すぎれば、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、転位密度が低すぎれば、鋼材は１１０ｋｓｉ級の降伏強度が得られない。したがって、降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合、本実施形態による鋼材の転位密度は１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満である。降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合、鋼材の転位密度の好ましい上限は２．９×１０14（ｍ-2）であり、より好ましくは２．８×１０14（ｍ-2）である。安定して１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得るための、鋼材の転位密度の好ましい下限は１．５×１０14（ｍ-2）である。
　［降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合の転位密度］
　本実施形態による鋼材はさらに、降伏強度が１２５ｋｓｉ級（８６２～９６５ＭＰａ）の場合、転位密度が３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）である。上述のとおり、転位密度が高すぎれば、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、転位密度が低すぎれば、鋼材は１２５ｋｓｉ級の降伏強度が得られない。したがって、降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、本実施形態による鋼材の転位密度は３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）である。降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、鋼材の転位密度の好ましい上限は６．５×１０14（ｍ-2）であり、より好ましくは６．３×１０14（ｍ-2）である。安定して１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得るための、鋼材の転位密度の好ましい下限は３．１×１０14（ｍ-2）である。
　本実施形態による鋼材の転位密度は、次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、転位密度測定用の試験片を採取する。試験片は、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、幅２０ｍｍ×長さ２０ｍｍ×厚さ２ｍｍである。試験片の厚さ方向は、鋼材の厚さ方向（板厚方向又は肉厚方向）である。この場合、試験片の観察面は、幅２０ｍｍ×長さ２０ｍｍの面である。試験片の観察面を鏡面研磨し、さらに、１０体積％の過塩素酸（酢酸溶媒）を用いて電解研磨を行い、表層の歪みを除去する。電解研磨後の観察面に対し、Ｘ線回折法（ＸＲＤ：Ｘ‐Ｒａｙ　Ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ）により、体心立方構造（鉄）の（１１０）、（２１１）、（２２０）面のピークの半値幅ΔＫを求める。
　ＸＲＤにおいては、線源をＣｏＫα線、管電圧を３０ｋＶ、管電流を１００ｍＡとして半値幅ΔＫを測定する。さらに、Ｘ線回折装置由来の半値幅を測定するため、ＬａＢ6（六ホウ化ランタン）の粉末を用いる。
　上述の方法で求めた半値幅ΔＫと、Ｗｉｌｌｉａｍｓｏｎ－Ｈａｌｌの式（式（２））から、試験片の不均一歪εを求める。
　ΔＫ×ｃｏｓθ／λ＝０．９／Ｄ＋２ε×ｓｉｎθ／λ　（２）
　ここで、式（２）中において、θ：回折角度、λ：Ｘ線の波長、Ｄ：結晶子径、を意味する。
　さらに、求めた不均一歪εと、式（３）とを用いて、転位密度ρ（ｍ-2）を求めることができる。
　ρ＝１４．４×ε2／ｂ2　（３）
　ここで、式（３）中において、ｂは体心立方構造（鉄）のバーガースベクトル（ｂ＝０．２４８（ｎｍ））である。
　［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。具体的に、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９０％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９０％以上を含有すれば、本実施形態の他の規定を満たすことを条件に、鋼材の降伏強度が６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）となる。
　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は、ミクロ組織観察によって求めることができる。鋼材が鋼板の場合は、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。なお、鋼材が厚さ１０ｍｍ未満の鋼板の場合、圧延方向１０ｍｍ、板厚方向に鋼板の厚さの観察面を有する試験片を切り出す。鋼材が鋼管の場合は、肉厚中央部から管軸方向１０ｍｍ、管径方向１０ｍｍの観察面を有する試験片を切り出す。なお、鋼材が肉厚１０ｍｍ未満の鋼管の場合、管軸方向１０ｍｍ、管径方向に鋼管の肉厚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、試験片を２％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４００μｍ2（倍率５０００倍）である。各視野において、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトと、その他の相（フェライト、又は、パーライト）とは、コントラストから区別できる。したがって、各視野において、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。特定され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、すべての視野で求めた、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。鋼材は、中実材（棒鋼）であってもよい。鋼材が油井用鋼管である場合、好ましい肉厚は９～６０ｍｍである。より好ましくは、本実施形態による鋼材は、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、肉厚が１５ｍｍ以上の厚肉の継目無鋼管であっても、６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の降伏強度と、常温サワー環境及び低温サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性とを示す。
　［鋼材の耐ＳＳＣ性］
　上述のとおり、転位密度が高い場合、鋼材に吸蔵する水素濃度が高まり、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、転位は降伏強度を高める。そのため、本実施形態による鋼材は、得ようとする降伏強度（９５～１２５ｋｓｉ級）に応じて、転位密度を低減させる。すなわち、降伏強度が低い鋼材であるほど、転位密度はより低減されているため、より優れた耐ＳＳＣ性が得られる。したがって、本実施形態による鋼材は、得ようとする降伏強度（９５～１２５ｋｓｉ級）に応じて、優れた耐ＳＳＣ性を規定する。
　なお、本実施形態による鋼材の耐ＳＳＣ性は、いずれの降伏強度においても、常温耐ＳＳＣ性試験及び低温耐ＳＳＣ性試験によって評価できる。常温耐ＳＳＣ性試験と低温耐ＳＳＣ性試験とは、いずれもＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法で実施する。
　［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、次の方法で評価できる。常温耐ＳＳＣ性試験では、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を、試験溶液とする。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、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍ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。丸棒試験片に対し、実降伏応力の９５％に相当する応力を負荷する。試験容器に２４℃の試験溶液を、応力を付加した丸棒試験片が浸漬するように注入し、試験浴とする。試験浴を脱気した後、１ａｔｍのＨ2Ｓガスを試験浴に吹き込み、試験浴に飽和させる。１ａｔｍのＨ2Ｓガスを吹き込んだ試験浴を、２４℃で７２０時間、保持する。
　一方、低温耐ＳＳＣ性試験では、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を、試験溶液とする。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、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍ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。丸棒試験片に対し、実降伏応力の９５％に相当する応力を負荷する。試験容器に４℃の試験溶液を、応力を付加した丸棒試験片が浸漬するように注入し、試験浴とする。試験浴を脱気した後、１ａｔｍのＨ2Ｓガスを試験浴に吹き込み、試験浴に飽和させる。１ａｔｍのＨ2Ｓガスを吹き込んだ試験浴を、４℃で７２０時間、保持する。
　本実施形態による鋼材は、降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、７２０時間経過後に、割れが確認されない。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及び倍率１０倍の投影機によって観察した場合、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、次の方法で評価できる。常温耐ＳＳＣ性試験では、丸棒試験片に対して負荷する応力を、実降伏応力の９０％にすること以外、上述の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合に実施した常温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施する。
　一方、低温耐ＳＳＣ性試験では、丸棒試験片に対して負荷する応力を、実降伏応力の８５％にすること以外、上述の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合に実施した低温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施する。本実施形態による鋼材は、降伏強度が１１０ｋｓｉ級の場合、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、７２０時間経過後に、割れが確認されない。
　［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、次の方法で評価できる。常温耐ＳＳＣ性試験では、丸棒試験片に対して負荷する応力を、実降伏応力の９０％にすること以外、上述の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合に実施した常温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施する。
　一方、低温耐ＳＳＣ性試験では、丸棒試験片に対して負荷する応力を、実降伏応力の８０％にすること以外、上述の降伏強度が９５ｋｓｉ級の場合に実施した低温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施する。本実施形態による鋼材は、降伏強度が１２５ｋｓｉ級の場合、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、７２０時間経過後に、割れが確認されない。
　［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。なお、本実施形態による鋼材の製造方法は、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。中間鋼材は、上記化学組成を有していれば、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。
　好ましくは、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）を製造する。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、鋼片（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、素管を製造する。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、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また、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。ただし、直接焼入れ、又は、補熱後に焼入れを実施する場合、焼割れの抑制を目的として、焼入れ途中に冷却を停止したり、緩冷却を実施したりする方が好ましい。
　熱間加工後に直接焼入れ、又は、熱間加工後に補熱した後焼入れを実施した場合、残留応力を除去することを目的として、焼入れ後であって次工程の熱処理（焼入れ等）前に、応力除去焼鈍（ＳＲ処理）を実施することが好ましい。
　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８００～１０００℃である。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し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、熱間加工後に補熱炉又は熱処理炉を用いて焼入れを実施する場合、補熱炉又は熱処理炉の温度に相当する。
　焼入れ温度が高すぎれば、旧オーステナイト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８００～１０００℃であるのが好ましい。焼入れ温度のより好ましい上限は９５０℃である。
　焼入れ方法はたとえば、焼入れ開始温度から中間鋼材を連続的に冷却し、中間鋼材の温度を連続的に低下する。連続冷却の方法は特に限定されず、周知の方法でよい。連続冷却の方法はたとえば、水槽に中間鋼材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中間鋼材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ず、本実施形態で規定する機械的特性（すなわち、９５～１２５ｋｓｉ級の降伏強度）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、焼入れ時の中間鋼材（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（℃／秒）と定義する。より具体的には、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される。
　好ましい焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は８℃／秒以上である。この場合、焼入れ後の中間鋼材（素管）のミクロ組織が、安定してマルテンサイト及びベイナイト主体となる。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500のより好ましい下限は１０℃／秒である。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500の好ましい上限は５００℃／秒である。
　また、好ましくは、中間鋼材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性がさらに高まる。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。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点以下で再加熱して、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。つまり、本実施形態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６５５～９６５ＭＰａ（９５～１２５ｋｓｉ級）の範囲に調整する。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。焼戻し時間（保持時間）とは、中間鋼材の温度が所定の焼戻し温度に到達してから、熱処理炉から抽出されるまでの時間を意味する。
　通常、油井用途に用いられる鋼材を製造する場合、耐ＳＳＣ性を高めるため、焼戻し温度を６００～７３０℃と高温にすることで、転位密度を低減する。しかしながら、この場合、焼戻しの保持において、合金炭化物が微細に分散する。微細に分散した合金炭化物は、転位の移動に対する障害物となるため、転位の回復（すなわち、転位の消滅）を抑制する。したがって、転位密度を低減するために実施していた高温における焼戻しのみでは、転位密度を十分に低減できない場合がある。
　そこで、本実施形態による鋼材は、低温における焼戻しを行い、予め転位密度をある程度低減する。さらに、高温における焼戻しを行い、転位密度をさらに低減する。すなわち、本実施形態による焼戻し工程は、低温焼戻し、高温焼戻しの順に、２段階での焼戻しを実施する。この方法によれば、降伏強度を維持したまま、転位密度を低減することができる。すなわち、２段階での焼戻しによれば、転位密度を１．４×１０14（ｍ-2）以下に低減しても、降伏強度を６５５～７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）に調整することができる。２段階での焼戻しによればさらに、転位密度を１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満に低減しても、降伏強度を７５８～８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）に調整することができる。２段階での焼戻しによればさらに、転位密度を３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）に低減しても、降伏強度を８６２～９６５ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級）に調整することができる。以下、低温焼戻し工程と高温焼戻し工程とを詳述する。
　［低温焼戻し工程］
　低温焼戻し工程における、好ましい焼戻し温度は１００～５００℃である。低温焼戻し工程における焼戻し温度が高すぎれば、焼戻しの保持中に合金炭化物が微細に分散し、転位密度を十分に低減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。一方、低温焼戻し工程における焼戻し温度が低すぎれば、焼戻しの保持中に転位密度を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、低温焼戻し工程における焼戻し温度は１００～５００℃とするのが好ましい。低温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい下限は１５０℃である。低温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい上限は４５０℃であり、さらに好ましくは４２０℃である。
　低温焼戻し工程における、好ましい焼戻しの保持時間（焼戻し時間）は１０～９０分である。低温焼戻し工程における焼戻し時間が短すぎれば、転位密度が十分に低減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。一方、低温焼戻し工程における焼戻し時間が長すぎれば、上記効果は飽和する。したがって、本実施形態において、焼戻し時間は１０～９０分とするのが好ましい。焼戻し時間のより好ましい上限は８０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１５～９０分とするのが好ましい。
　［高温焼戻し工程］
　高温焼戻し工程では、得ようとする降伏強度に応じて、焼戻し条件を適切に制御する。高温焼戻し工程における、好ましい焼戻し温度は６６０～７４０℃である。高温焼戻し工程における焼戻し温度が高すぎれば、転位密度が低減されすぎ、所望の降伏強度が得られない場合がある。一方、高温焼戻し工程における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、高温焼戻し工程における好ましい焼戻し温度は６６０～７４０℃である。
　９５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の下限は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、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の上限は７３５℃である。１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の下限は６７０℃である。１１０ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の上限は７３０℃であり、さらに好ましくは７２０℃である。１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の下限は６７０℃である。１２５ｋｓｉ級の降伏強度を得ようとする場合、高温焼戻し工程におけるより好ましい焼戻し温度の上限は７３０℃であり、さらに好ましくは７２０℃である。
　高温焼戻し工程における、好ましい焼戻し時間は１０～１８０分である。焼戻し時間が短すぎれば、転位密度が十分に低減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。一方、焼戻し時間が長すぎれば、上記効果は飽和する。したがって、本実施形態において、好ましい焼戻し時間は１０～１８０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、上述のとおり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。
　なお、上述の低温焼戻し工程と高温焼戻し工程とは、連続した熱処理として実施することができる。すなわち、低温焼戻し工程において、上述の焼戻しの保持を実施した後、引き続いて、加熱することにより、高温焼戻し工程を実施してもよい。このとき、低温焼戻し工程と高温焼戻し工程とは、同一の熱処理炉内で実施してもよい。
　一方、上述の低温焼戻し工程と高温焼戻し工程とは、非連続の熱処理として実施することもできる。すなわち、低温焼戻し工程において、上述の焼戻しの保持を実施した後、一旦上述の焼戻し温度よりも低い温度まで冷却してから、再び加熱して、高温焼戻し工程を実施してもよい。この場合であっても、低温焼戻し工程及び高温焼戻し工程で得られる効果は損なわれず、本実施形態による鋼材を製造することができる。
　以上の製造方法によって、本実施形態による鋼材を製造することができる。なお、上述の製造方法では、一例として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。さらに、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さらに具体的に説明する。
　実施例１では、９５ｋｓｉ級（６５５～７５８ＭＰａ未満）の降伏強度を有する鋼材について、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性を調査した。具体的に、表１に示す化学組成を有する、１８０ｋｇの溶鋼を製造した。さらに、得られた化学組成と式（１）とから求めたＦｎ１を、表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　上記溶鋼を用いてインゴットを製造した。インゴットを熱間圧延して、板厚１５ｍｍの鋼板を製造した。
　熱間圧延後の試験番号１－１～１－２５の鋼板を放冷して鋼板温度を常温（２５℃）とした。続いて、放冷後の試験番号１－１～１－２５の鋼板について、焼入れを実施した。なお、あらかじめ鋼板の板厚中央部に装入したシース型のＫ熱電対により、焼入れ温度及び焼入れ時の冷却速度を測定した。
　試験番号１－１～１－２５の鋼板に対して、焼入れを１回実施した。具体的に、上述の放冷後の鋼板を再加熱して、鋼板温度が焼入れ温度（９２０℃）となるように調整し、２０分保持した。その後、シャワー型水冷装置を用いて、水冷を実施した。試験番号１－１～１－２５の鋼板の焼入れ時における８００℃から５００℃の間の平均冷却速度、すなわち焼入れ時冷却速度（ＣＲ800-500）（℃／秒）は、１０℃／秒であった。
　焼入れ後、試験番号１－１～１－２５の鋼板に対して、焼戻しを実施した。試験番号１－１～１－１９、及び、１－２２～１－２５の鋼板に対しては、１回目の焼戻しと、２回目の焼戻しとを実施した。一方、試験番号１－２０、及び、１－２１の鋼板に対しては、１回のみ焼戻しを実施した。１回目の焼戻し及び２回目の焼戻しそれぞれについて、焼戻し温度（℃）及び焼戻し時間（分）を表２に示す。なお、焼戻し温度は、焼戻しを実施した炉の温度とした。焼戻し時間とは、各試験番号の鋼板の温度が、所定の焼戻し温度に到達してから、炉から抽出されるまでとした。
　［評価試験］
　上記の焼戻し後の試験番号１－１～１－２５の鋼板に対して、以下に説明する引張試験、転位密度測定試験、粗大析出物個数密度測定試験、及び、耐ＳＳＣ性評価試験を実施した。
　［引張試験］
　引張試験はＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０１３）に準拠して行った。試験番号１－１～１－２５の鋼板の板厚中央部から、平行部直径４ｍｍ、平行部長さ３５ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向と平行であった。各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、試験番号１－１～１－２５の鋼板の降伏強度（ＭＰａ）を得た。なお、本実施例では、引張試験で得られた０．２％オフセット耐力を、試験番号１－１～１－２５の降伏強度と定義した。得られた降伏強度を「ＹＳ（ＭＰａ）」として表２に示す。
　［転位密度測定試験］
　試験番号１－１～１－２５の鋼板から、上述の方法で転位密度測定用の試験片を採取した。さらに、上述の方法で転位密度（ｍ-2）を求めた。求めた転位密度を、転位密度ρ（×１０14ｍ-2）として表２に示す。
　［粗大析出物個数密度測定試験］
　試験番号１－１～１－２５の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径４００ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度を測定及び算出した。なお、ＴＥＭは日本電子（株）製ＪＥＭ－２０１０で、加速電圧は２００ｋＶとした。試験番号１－１～１－２５の鋼板の、粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）を表２に示す。
　［鋼材の耐ＳＳＣ性評価試験］
　試験番号１－１～１－２５の鋼板を用いて、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって、耐ＳＳＣ性を評価した。具体的には、試験番号１－１～１－２５の鋼板の板厚中央部から、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍの丸棒試験片を採取した。採取した試験片のうち３本に対して、常温耐ＳＳＣ性試験を実施した。採取した試験片のうち、他の３本に対して、低温耐ＳＳＣ性試験を実施した。なお、試験片の軸方向は、圧延方向に平行であった。
　常温耐ＳＳＣ性試験は、次のとおりに実施した。試験番号１－１～１－２５の丸棒試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の９５％になるように調整した。試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を用いた。３つの試験容器に２４℃の試験溶液をそれぞれ注入し、試験浴とした。応力が付加された３本の丸棒試験片を、１本ずつ異なる試験容器の試験浴に浸漬した。各試験浴を脱気した後、１ａｔｍのＨ2Ｓガスを試験浴に吹き込み、飽和させた。１ａｔｍのＨ2Ｓガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持した。
　７２０時間保持後の試験番号１－１～１－２５の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ　Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
　低温耐ＳＳＣ性試験は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠して実施した。低温耐ＳＳＣ性試験では、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の９５％になるように調整した。試験溶液は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａを用いた。さらに、試験浴の温度は４℃とした。その他の条件は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施した。
　７２０時間浸漬後の試験番号１－１～１－２５の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒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１－１～１－１５の鋼板の化学組成は適切であり、Ｆｎ１は３．００以下であり、かつ、降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満（９５ｋｓｉ級）であった。さらに、転位密度ρは１．４×１０14（ｍ-2）以下であり、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）以下であった。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
　一方、試験番号１－１６及び１－１７の鋼板では、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－１８の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－１９の鋼板では、高温焼戻しを実施した後、低温焼戻しを実施した。その結果、転位密度ρが１．４×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２０の鋼板では、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、転位密度ρが１．４×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２１の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。さらに、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。さらに、転位密度ρが１．４×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２２の鋼板では、Ｍｎ含有量が高すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２３の鋼板では、Ｃｒ含有量が低すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２４の鋼板では、Ｍｏ含有量が低すぎた。さらにＦｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２５の鋼板では、Ｃ含有量が高すぎた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、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ついて、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性を調査した。具体的に、表３に示す化学組成を有する、１８０ｋｇの溶鋼を製造した。さらに、得られた化学組成と式（１）とから求めたＦｎ１を、表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　上記溶鋼を用いてインゴットを製造した。インゴットを熱間圧延して、板厚１５ｍｍの鋼板を製造した。
　熱間圧延後の試験番号２－１～２－２７の鋼板を放冷して鋼板温度を常温（２５℃）とした。続いて、放冷後の試験番号２－１～２－２７の鋼板について、焼入れを実施した。なお、あらかじめ鋼板の板厚中央部に装入したシース型のＫ熱電対により、焼入れ温度及び焼入れ時の冷却速度を測定した。
　試験番号２－１～２－２７の鋼板に対して、焼入れを１回実施した。具体的に、上述の放冷後の鋼板を再加熱して、鋼板温度が焼入れ温度（９２０℃）となるように調整し、２０分保持した。その後、シャワー型水冷装置を用いて、水冷を実施した。試験番号２－１～２－２７の鋼板の焼入れ時における８００℃から５００℃の間の平均冷却速度、すなわち焼入れ時冷却速度（ＣＲ800-500）（℃／秒）は、１０℃／秒であった。
　焼入れ後、試験番号２－１～２－２７の鋼板に対して、焼戻しを実施した。試験番号２－１～２－２１、及び、２－２４～２－２７の鋼板に対しては、１回目の焼戻しと、２回目の焼戻しとを実施した。一方、試験番号２－２２、及び、２－２３の鋼板に対しては、１回のみ焼戻しを実施した。１回目の焼戻し及び２回目の焼戻しそれぞれについて、焼戻し温度（℃）及び焼戻し時間（分）を表４に示す。なお、焼戻し温度は、焼戻しを実施した炉の温度とした。焼戻し時間とは、各試験番号の鋼板の温度が、所定の焼戻し温度に到達してから、炉から抽出されるまでとした。
　［評価試験］
　上記の焼戻し後の試験番号２－１～２－２７の鋼板に対して、以下に説明する引張試験、転位密度測定試験、粗大析出物個数密度測定試験、及び、耐ＳＳＣ性評価試験を実施した。
　［引張試験］
　引張試験はＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０１３）に準拠して行った。試験番号２－１～２－２７の鋼板の板厚中央部から、平行部直径４ｍｍ、平行部長さ３５ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向と平行であった。各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、試験番号２－１～２－２７の鋼板の降伏強度（ＭＰａ）を得た。なお、本実施例では、引張試験で得られた０．２％オフセット耐力を、試験番号２－１～２－２７の降伏強度と定義した。得られた降伏強度を「ＹＳ（ＭＰａ）」として表４に示す。
　［転位密度測定試験］
　試験番号２－１～２－２７の鋼板から、上述の方法で転位密度測定用の試験片を採取した。さらに、上述の方法で転位密度（ｍ-2）を求めた。求めた転位密度を、転位密度ρ（×１０14ｍ-2）として表４に示す。
　［粗大析出物個数密度測定試験］
　試験番号２－１～２－２７の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径４００ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度を測定及び算出した。なお、ＴＥＭは日本電子（株）製ＪＥＭ－２０１０で、加速電圧は２００ｋＶとした。試験番号２－１～２－２７の鋼板の、粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）を表４に示す。
　［鋼材の耐ＳＳＣ性評価試験］
　試験番号２－１～２－２７の鋼板を用いて、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって、耐ＳＳＣ性を評価した。具体的には、試験番号２－１～２－２７の鋼板の板厚中央部から、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍの丸棒試験片を採取した。採取した試験片のうち３本に対して、常温耐ＳＳＣ性試験を実施した。採取した試験片のうち、他の３本に対して、低温耐ＳＳＣ性試験を実施した。なお、試験片の軸方向は、圧延方向に平行であった。
　常温耐ＳＳＣ性試験は、次のとおりに実施した。試験番号２－１～２－２７の丸棒試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の９０％になるように調整した。試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を用いた。３つの試験容器に２４℃の試験溶液をそれぞれ注入し、試験浴とした。応力が付加された３本の丸棒試験片を、１本ずつ異なる試験容器の試験浴に浸漬した。各試験浴を脱気した後、１ａｔｍのＨ2Ｓガスを試験浴に吹き込み、飽和させた。１ａｔｍのＨ2Ｓガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持した。
　７２０時間保持後の試験番号２－１～２－２７の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ　Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
　低温耐ＳＳＣ性試験は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠して実施した。低温耐ＳＳＣ性試験では、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の８５％になるように調整した。試験溶液は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａを用いた。さらに、試験浴の温度は４℃とした。その他の条件は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施した。
　７２０時間浸漬後の試験番号２－１～２－２７の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒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２－１～２－１７の鋼板の化学組成は適切であり、Ｆｎ１は３．００以下であり、かつ、降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満（１１０ｋｓｉ級）であった。さらに、転位密度ρは１．４×１０14超～３．０×１０14（ｍ-2）未満であり、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）以下であった。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
　一方、試験番号２－１８及び２－１９の鋼板では、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２０の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２１の鋼板では、高温焼戻しを実施した後、低温焼戻しを実施した。その結果、転位密度ρが３．０×１０14（ｍ-2）以上となった。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２２の鋼板では、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、転位密度ρが３．０×１０14（ｍ-2）以上となった。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２３の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。さらに、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。さらに、転位密度ρが３．０×１０14（ｍ-2）以上となった。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２４の鋼板では、Ｍｎ含有量が高すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２５の鋼板では、Ｃｒ含有量が低すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２６の鋼板では、Ｍｏ含有量が低すぎた。さらにＦｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２７の鋼板では、Ｃ含有量が高すぎた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　実施例３では、１２５ｋｓｉ級（８６２～９６５ＭＰａ）の降伏強度を有する鋼材について、常温サワー環境及び低温サワー環境における耐ＳＳＣ性を調査した。具体的に、表５に示す化学組成を有する、１８０ｋｇの溶鋼を製造した。さらに、得られた化学組成と式（１）とから求めたＦｎ１を、表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　上記溶鋼を用いてインゴットを製造した。インゴットを熱間圧延して、板厚１５ｍｍの鋼板を製造した。
　熱間圧延後の試験番号３－１～３－２５の鋼板を放冷して鋼板温度を常温（２５℃）とした。続いて、放冷後の試験番号３－１～３－２５の鋼板について、焼入れを実施した。なお、あらかじめ鋼板の板厚中央部に装入したシース型のＫ熱電対により、焼入れ温度及び焼入れ時の冷却速度を測定した。
　試験番号３－１～３－２５の鋼板に対して、焼入れを１回実施した。具体的に、上述の放冷後の鋼板を再加熱して、鋼板温度が焼入れ温度（９２０℃）となるように調整し、２０分保持した。その後、シャワー型水冷装置を用いて、水冷を実施した。試験番号３－１～３－２５の鋼板の焼入れ時における８００℃から５００℃の間の平均冷却速度、すなわち焼入れ時冷却速度（ＣＲ800-500）（℃／秒）は、１０℃／秒であった。
　焼入れ後、試験番号３－１～３－２５の鋼板に対して、焼戻しを実施した。試験番号３－１～３－１９、及び、３－２２～３－２５の鋼板に対しては、１回目の焼戻しと、２回目の焼戻しとを実施した。一方、試験番号３－２０、及び、３－２１の鋼板に対しては、１回のみ焼戻しを実施した。１回目の焼戻し及び２回目の焼戻しそれぞれについて、焼戻し温度（℃）及び焼戻し時間（分）を表６に示す。なお、焼戻し温度は、焼戻しを実施した炉の温度とした。焼戻し時間とは、各試験番号の鋼板の温度が、所定の焼戻し温度に到達してから、炉から抽出されるまでとした。
　［評価試験］
　上記の焼戻し後の試験番号３－１～３－２５の鋼板に対して、以下に説明する引張試験、転位密度測定試験、粗大析出物個数密度測定試験、及び、耐ＳＳＣ性評価試験を実施した。
　［引張試験］
　引張試験はＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０１３）に準拠して行った。試験番号３－１～３－２５の鋼板の板厚中央部から、平行部直径４ｍｍ、平行部長さ３５ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向と平行であった。各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、試験番号３－１～３－２５の鋼板の降伏強度（ＭＰａ）を得た。なお、本実施例では、引張試験で得られた０．２％オフセット耐力を、試験番号３－１～３－２５の降伏強度と定義した。得られた降伏強度を「ＹＳ（ＭＰａ）」として表６に示す。
　［転位密度測定試験］
　試験番号３－１～３－２５の鋼板から、上述の方法で転位密度測定用の試験片を採取した。さらに、上述の方法で転位密度（ｍ-2）を求めた。求めた転位密度を、転位密度ρ（×１０14ｍ-2）として表６に示す。
　［粗大析出物個数密度測定試験］
　試験番号３－１～３－２５の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径４００ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度を測定及び算出した。なお、ＴＥＭは日本電子（株）製ＪＥＭ－２０１０で、加速電圧は２００ｋＶとした。試験番号３－１～３－２５の鋼板の、粗大析出物の個数密度（個／μｍ2）を表６に示す。
　［鋼材の耐ＳＳＣ性評価試験］
　試験番号３－１～３－２５の鋼板を用いて、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって、耐ＳＳＣ性を評価した。具体的には、試験番号３－１～３－２５の鋼板の板厚中央部から、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍの丸棒試験片を採取した。採取した試験片のうち３本に対して、常温耐ＳＳＣ性試験を実施した。採取した試験片のうち、他の３本に対して、低温耐ＳＳＣ性試験を実施した。なお、試験片の軸方向は、圧延方向に平行であった。
　常温耐ＳＳＣ性試験は、次のとおりに実施した。試験番号３－１～３－２５の丸棒試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の９０％になるように調整した。試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を用いた。３つの試験容器に２４℃の試験溶液をそれぞれ注入し、試験浴とした。応力が付加された３本の丸棒試験片を、１本ずつ異なる試験容器の試験浴に浸漬した。各試験浴を脱気した後、１ａｔｍのＨ2Ｓガスを試験浴に吹き込み、飽和させた。１ａｔｍのＨ2Ｓガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持した。
　７２０時間浸漬後の試験番号３－１～３－２５の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ　Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
　低温耐ＳＳＣ性試験は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２００５　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠して実施した。低温耐ＳＳＣ性試験では、与えられる応力が各鋼板の実降伏応力の８０％になるように調整した。試験浴は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に、ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａを用いた。このとき、試験浴の温度は４℃とした。その他の条件は、常温耐ＳＳＣ性試験と同様に実施した。
　７２０時間浸漬後の試験番号３－１～３－２５の丸棒試験片に対して、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時間浸漬後の丸棒試験片を、肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての丸棒試験片に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本の丸棒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３－１～３－１５の鋼板の化学組成は適切であり、Ｆｎ１は３．００以下であり、かつ、降伏強度が８６２～９６５ＭＰａ（１２５ｋｓｉ級）であった。さらに、転位密度ρは３．０×１０14～７．０×１０14（ｍ-2）であり、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）以下であった。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。
　一方、試験番号３－１６及び３－１７の鋼板では、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－１８の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－１９の鋼板では、高温焼戻しを実施した後、低温焼戻しを実施した。その結果、転位密度ρが７．０×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２０の鋼板では、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、転位密度ρが７．０×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２１の鋼板では、Ｃｒ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ１が３．００を超えた。さらに、低温焼戻しを実施しなかった。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。さらに、転位密度ρが７．０×１０14（ｍ-2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２２の鋼板では、Ｍｎ含有量が高すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２３の鋼板では、Ｃｒ含有量が低すぎた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２４の鋼板では、Ｍｏ含有量が低すぎた。さらにＦｎ１が３．００を超えた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、常温耐ＳＳＣ性試験、及び、低温耐ＳＳＣ性試験のいずれにおいても、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号３－２５の鋼板では、Ｃ含有量が高すぎた。その結果、粗大析出物の個数密度が０．１５０（個／μｍ2）を超えた。その結果、低温耐ＳＳＣ性試験において、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、極地等過酷な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、ラインパイプ等の鋼材として利用可能である。
 

Claims (10)

  1. 　質量％で、
    　Ｃ：０．２０～０．３５％、
    　Ｓｉ：０．０５～１．００％、
    　Ｍｎ：０．０１～１．００％、
    　Ｐ：０．０２５％以下、
    　Ｓ：０．０１００％以下、
    　Ａｌ：０．００５～０．１００％、
    　Ｃｒ：０．２５～０．８０％、
    　Ｍｏ：０．２０～２．００％、
    　Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、
    　Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
    　Ｎ：０．００２０～０．０１００％、
    　Ｏ：０．０１００％以下、
    　Ｖ：０～０．６０％、
    　Ｎｂ：０～０．０３０％、
    　Ｃａ：０～０．０１００％、
    　Ｍｇ：０～０．０１００％、
    　Ｚｒ：０～０．０１００％、
    　Ｃｏ：０～０．５０％、
    　Ｗ：０～０．５０％、
    　Ｎｉ：０～０．５０％、
    　Ｃｕ：０～０．５０％、及び、
    　希土類元素：０～０．０１００％を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなり、式（１）を満たす化学組成を有し、
    　鋼材中において、円相当径４００ｎｍ以上の析出物の個数密度が０．１５０個／μｍ2以下であり、
    　降伏強度が６５５～９６５ＭＰａであり、
    　転位密度ρが、７．０×１０14ｍ-2以下であり、
    　前記降伏強度が６５５～７５８ＭＰａ未満の場合、前記転位密度ρが１．４×１０14ｍ-2以下であり、
    　前記降伏強度が７５８～８６２ＭＰａ未満の場合、前記転位密度ρが１．４×１０14超～３．０×１０14ｍ-2未満であり、
    　前記降伏強度が８６２～９６５ＭＰａの場合、前記転位密度ρが３．０×１０14～７．０×１０14ｍ-2である、鋼材。
    　５×Ｃｒ－Ｍｏ－２×（Ｖ＋Ｔｉ）≦３．００　（１）
    　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
  2. 　請求項１に記載の鋼材であって、
    　前記化学組成は、
    　Ｖ：０．０１～０．６０％、及び、
    　Ｎｂ：０．００２～０．０３０％からなる群から選択される１種以上を含有する、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％、及び、
    　Ｚｒ：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：０．０２～０．５０％、及び、
    　Ｗ：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。
  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：０．０１～０．５０％、及び、
    　Ｃｕ：０．０１～０．５０％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、
    　前記化学組成は、
    　希土類元素：０．０００１～０．０１００％を含有する、鋼材。
  7. 　請求項１～請求項６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、
    　前記転位密度ρが１．４×１０14ｍ-2以下である、鋼材。
  8. 　請求項１～請求項６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、
    　前記転位密度ρが１．４×１０14超～３．０×１０14ｍ-2未満である、鋼材。
  9. 　請求項１～請求項６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であり、
    　前記転位密度ρが３．０×１０14～７．０×１０14ｍ-2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。
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