JP6578810B2 - 油井管 - Google Patents
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Description
本開示は、油井管に関し、より詳細には、ステンレス鋼からなり、他の油井管と連結される油井管に関する。
従来から、油井環境において、マルテンサイト系ステンレス鋼が広く使用されてきた。従来の油井環境は、炭酸ガス（ＣＯ２）及び／又は塩素イオン（Ｃｌ−）を含有する。１３質量％前後のＣｒを含有するマルテンサイト系ステンレス鋼（以下、１３％Ｃｒ鋼という）は、このような従来の油井環境において、優れた耐食性を有する。
近年、原油価格の高騰に起因して、深層油井の開発が進んでいる。深層油井の深度は深い。そして、深層油井は腐食性が高く、高温である。より具体的には、深層油井は、高温の腐食性ガスを含有する。腐食性ガスは、ＣＯ２及び／又はＣｌ−を含有し、さらに、硫化水素ガスを含有する場合もある。高温での腐食反応は、常温での腐食反応よりも激しい。そのため、深層油井に使用される油井用鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりも高い強度及び耐食性を求められる。
ここで、二相ステンレス鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりもＣｒ含有量が高い。そのため、二相ステンレス鋼は、１３％Ｃｒ鋼よりも高い耐食性を有する。二相ステンレス鋼は例えば、２２％のＣｒを含有する２２％Ｃｒ鋼や、２５％のＣｒを含有する２５％Ｃｒ鋼などである。しかしながら、二相ステンレス鋼は合金元素を多く含有するため高価である。したがって、１３％Ｃｒ鋼よりも高い耐食性を有し、二相ステンレス鋼よりも安価なステンレス鋼が求められている。
この要求に応じて、１５．５〜１８％のＣｒを含有し、高温の油井環境において高い耐食性を有するステンレス鋼が提案されている。特開２００５−３３６５９５号公報（特許文献１）は、高強度を有し、２３０℃の高温環境において耐炭酸ガス腐食性を有するステンレス鋼管を提案する。この鋼管の化学組成は、１５．５〜１８％のＣｒと、１．５〜５％のＮｉと、１〜３．５％のＭｏとを含有し、Ｃｒ＋０．６５Ｎｉ＋０．６Ｍｏ＋０．５５Ｃｕ−２０Ｃ≧１９．５を満たし、さらに、Ｃｒ＋Ｍｏ＋０．３Ｓｉ−４３．５Ｃ−０．４Ｍｎ−Ｎｉ−０．３Ｃｕ−９Ｎ≧１１．５を満たす。この鋼管の金属組織は、１０〜６０％のフェライト相と、３０％以下のオーステナイト相とを含有し、残部はマルテンサイト相からなる。
国際公開第２０１０／０５０５１９号（特許文献２）は、２００℃の高温炭酸ガス環境において耐食性を有し、さらに、原油又はガスの回収が一時的に停止されることにより油井又はガス井の環境温度が低下した場合であっても高い耐硫化物応力腐食割れ性を有するステンレス鋼管を提案する。この鋼管の化学組成は、１６％超〜１８％のＣｒと、２％超〜３％のＭｏと、１〜３．５％のＣｕと、３〜５％未満のＮｉとを含有し、［Ｍｎ］×（［Ｎ］−０．００４５）≦０．００１を満たす。この鋼管の金属組織は、体積率で１０〜４０％のフェライト相と、１０％以下の残留オーステナイト相とを含有し、残部はマルテンサイト相である。
国際公開第２０１０／１３４４９８号（特許文献３）は、高温環境で優れた耐食性を有し、常温で優れた耐ＳＳＣ性を有する高強度のステンレス鋼を提案する。この鋼の化学組成は、１６％超〜１８％のＣｒと、１．６〜４．０％のＭｏと、１．５〜３．０のＣｕと、４．０超〜５．６％のＮｉとを含有し、Ｃｒ＋Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｍｏ≧２５．５を満たし、−８≦３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ／２＋８．２−１．１（Ｃｒ＋Ｍｏ）≦−４を満たす。この鋼の金属組織は、マルテンサイト相と、１０〜４０％のフェライト相と、残留オーステナイト相とを含有し、フェライト相分布率が８５％よりも高い。
ところで、これらの文献に開示された１５．５〜１８％のＣｒを含有する高Ｃｒステンレス鋼において、低温靱性が不十分な場合がある。特開２０１０−２０９４０２号公報（特許文献４）は、低温靱性に優れた油井用高強度ステンレス鋼管を提案する。この鋼管は、１５．５〜１７．５％のＣｒを含有し、ミクロ組織内の結晶粒のうち最も大きいものにおいて、当該結晶粒内の任意の２点間の距離が２００μｍ以下である（換言すれば、結晶粒径が２００μｍ以下である）。また、国際公開第２０１３／１７９６６７号（特許文献５）には、肉厚方向に引いた線分の単位長さ当たりに存在するフェライト−マルテンサイト粒界の数として定義されるＧＳＩ値が肉厚中心部で１２０以上である組織を有することで、優れた耐食性及び低温靱性を兼備することができると記載されている。
油井では、上述のようなステンレス鋼からなる油井管をねじ継手により複数連結して使用する。ねじ継手の形式は、インテグラル型とカップリング型とに大別される。インテグラル型では、油井管同士が直接連結される。具体的には、一の油井管の端部の内周に設けられた雌ねじ部に、他の油井管の端部の外周に設けられた雄ねじ部がねじ込まれ、油井管同士が連結される。カップリング型では、カップリングを介して油井管同士が連結される。具体的には、カップリングの両端部の内周に設けられた雌ねじ部の各々に、油井管の端部の外周に設けられた雄ねじ部がねじ込まれることにより、油井管同士が連結される。
一般に、雄ねじ部が形成された油井管の端部は、雌ねじ部に挿入される要素を含むことからピンと称される。雌ねじ部が形成された油井管又はカップリングの端部は、雄ねじ部を受け入れる要素を含むことからボックスと称される。
ねじ継手には、外部又は内部からの圧力流体に対する密封性能が要求される。密封性能を確保するため、メタル−メタル接触によるシール部をねじ継手に設ける技術が知られている。メタル−メタル接触によるシール部は、ピンのシール面の径がボックスのシール面の径よりもわずかに大きくなっていることにより（以下、この径差を干渉量という）、締結によってシール面同士が嵌め合わされたときに、各シール面の弾性回復力によって接触圧力が発生し、シール面同士が全周密着する構造である。
シール部は密封性能を確保するために有効であるが、ピンとボックスとを締結する際にシール面同士が摺動することにより、焼きつきが発生することがある。ねじ継手を利用して連結される油井管では、密封性能を確保しつつ、焼きつきの発生を抑制することが望まれる。
本開示は、優れた密封性能及び耐焼きつき性能の双方を確保することができる油井管を提供することを目的とする。
本開示に係る第１及び第２の油井管は、ステンレス鋼からなる。ステンレス鋼は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６％、Ｓｉ：０．０５〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％未満、Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、Ｎｉ：２．５〜６．０％、Ｖ：０．００５〜０．２５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下、Ｏ：０．０１％以下、Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％、Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％、Ｔａ：０〜０．２５％、Ｂ：０〜０．００５％、Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、及びＲＥＭ：０〜０．０５％を含有する。ステンレス鋼は、さらに、Ｍｏ：０〜３．５％及びＷ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する。ステンレス鋼は、残部がＦｅ及び不純物からなる。マトリクス組織は、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。
ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。
式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。
式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。
本開示に係る第１の油井管は、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される。第１の油井管は、管本体と、ピンとを備える。ピンは、管本体の少なくとも一方の端に連続して形成される。ピンは、他の油井管のボックス又はカップリングのボックスに挿入される。ピンは、雄ねじ部と、ピンシール面とを有する。雄ねじ部は、ピンの外周に形成されている。ピンシール面は、雄ねじ部よりもピンの先端側においてピンの外周に形成されている。ピンシール面は、直線部を含む。直線部は、管軸を含む平面で切断した油井管の断面で見て、ピンの先端側に向かうにつれて管軸に近づくように管軸に対して斜行する。直線部のテーパ比は、１／１０〜１／３である。
本開示に係る第２の油井管は、他の油井管と連結される。第２の油井管は、管本体と、ボックスとを備える。ボックスは、管本体の一方の端に連続して形成される。ボックスは、他の油井管のピンが挿入される。ボックスは、雌ねじ部と、ボックスシール面とを有する。雌ねじ部は、ボックスの内周に形成されている。ボックスシール面は、雌ねじ部よりも管本体側においてボックスの内周に形成されている。ボックスシール面は、直線部を含む。直線部は、管軸を含む平面で切断した油井管の断面で見て、雌ねじ部側に向かうにつれて管軸から遠ざかるように管軸に対して斜行する。直線部のテーパ比は、１／１０〜１／３である。
本開示に係る油井管によれば、優れた密封性能及び耐焼きつき性能の双方を確保することができる。
＜１．油井管の材料について＞
実施形態に係る油井管は、ステンレス鋼からなる。以下、実施形態に係る油井管の材料として用いられるステンレス鋼について説明する。
実施形態に係る油井管は、ステンレス鋼からなる。以下、実施形態に係る油井管の材料として用いられるステンレス鋼について説明する。
ステンレス鋼のマトリクス組織は、フェライト相と、焼戻しマルテンサイト相及びオーステナイト相（以下、実質マルテンサイト相という）とを含む。マトリクス組織において、フェライト相及び実質マルテンサイト相が圧延方向（長さ方向）に沿って延びかつ層状に配列される場合、ステンレス鋼は低温靱性に優れる。一方、マトリクス組織において、フェライト相が網目状に不規則に分布する場合、ステンレス鋼の低温靱性は低い。ステンレス鋼が鋼板の場合、圧延により延びた鋼板の中心軸を圧延方向とする。ステンレス鋼が鋼管の場合、鋼管の中心軸を圧延方向とする。
ここで、本発明者等は、ステンレス鋼のフェライト相及び実質マルテンサイト相が、長さ方向に長く伸びることを特徴とする、ミクロ組織層状度を、ミクロ組織画像を２次元離散フーリエ変換することにより、肉厚方向及び長さ方向の両方を評価して定量化することができることを見出した。以下、この点について詳述する。
ステンレス鋼の任意の板幅方向に垂直な断面から、観察倍率１００倍であって１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を光学顕微鏡を用いて、グレースケール（２５６階調）にて撮影して得る。ミクロ組織画像の一例を図１に示す。図１では、ミクロ組織画像をｘｙ座標系に配置している。図１中のｙ軸は長さ方向であり、ｘ軸は長さ方向に垂直な肉厚方向である。図１において、灰色部分が実質マルテンサイト相であり、実質マルテンサイト相の粒の間に位置する白い部分がフェライト相である。ミクロ組織画像は、ｘ軸方向にＭ＝１０２４個の画素を有し、ｙ軸方向にＮ＝１０２４個の画素を有する。つまり、ミクロ組織画像は、Ｍ×Ｎ＝１０２４×１０２４の画素数を有する。
ミクロ組織画像から各画素（ｘ、ｙ）（ｘ＝０〜Ｍ−１、ｙ＝０〜Ｎ−１）の２次元データｆ（ｘ，ｙ）を得る。ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素のグレースケールでの階調を表す。得られた２次元データに対して、式（５）で定義される２次元離散フーリエ変換（２Ｄ ＤＦＴ）を実施する。Ｍ−１＝１０２３、Ｎ−１＝１０２３である。
ここで、Ｆ（ｕ，ｖ）は、２次元データｆ（ｘ，ｙ）の２次元離散フーリエ変換後の２次元周波数スペクトルである。周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）は一般に複素数であり、２次元データｆ（ｘ，ｙ）の周期性及び規則性の情報を含む。換言すれば、周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）は、図１に示すようなミクロ組織画像内における、フェライト相及び実質マルテンサイト相の組織の周期性及び規則性に関する情報を含む。
図２は、図１に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図である。図２の横軸はｖ軸であり、縦軸はｕ軸である。図２の周波数スペクトル図は、白黒階調画像（グレースケール画像）であり、周波数スペクトルの最大値が白色、最小値が黒色である。周波数スペクトルの高い部分（図２中の白色部分）は、例えば図２の場合、ｕ軸に延びた形状であり、境界は明確ではない。
ここで、周波数スペクトル図の周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）において、ｕ軸上のスペクトルの絶対値の総和Ｓｕは、式（３）で定義される。周波数スペクトルＦ（ｕ，ｖ）において、ｖ軸上のスペクトルの絶対値の総和Ｓｖは、式（４）で定義される。さらに、Ｓｖに対するＳｕの比は、式（２）で定義されるβである。なお、Ｓｕ，Ｓｖは、（ｕ，ｖ）空間で座標（０，０）のスペクトル強度を含まない。
また、同様の方法により、図３，５，７に示すステンレス鋼のミクロ組織画像を得る。さらに、図３，５，７に示すミクロ組織画像各々から対数周波数スペクトル図を求める。図４は、図３に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図であり、図６は、図５に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図であり、図８は、図７に示すミクロ組織画像の対数周波数スペクトル図である。以下、図１に示すミクロ組織を、組織１といい、図３に示すミクロ組織を、組織２といい、図５に示すミクロ組織を、組織３といい、図７に示すミクロ組織を、組織４という。
組織１の画像（図１）と組織２の画像（図３）とを比較すると、組織１は組織２よりもフェライト相及び実質マルテンサイト相が圧延方向（長さ方向）に延びた形状である。さらに、組織１は、組織２よりもフェライト相及び実質マルテンサイト相の積層周期（肉厚方向に並ぶ周期）が短く、規則的である。組織１の画像と組織３の画像（図５）とを比較すると、組織１及び組織３のいずれも、各相が長さ方向に延びた形状である。さらに、組織３は、組織１と同様に、積層周期が短く、規則的である。組織３の画像と組織４の画像（図７）とを比較すると、組織３は組織４よりも各相が長さ方向に延びた形状である。さらに、組織３は、組織４よりも積層周期が短く、規則的である。
また、組織１〜組織４各々の対数周波数スペクトル図はいずれも、白色部分がｕ軸に沿って延びる。しかしながら、組織１及び組織４は、組織２及び組織４に比べて白色部分のｖ軸方向の幅が狭い。βは、組織１が２．０２４であり、組織２が１．４５８であり、組織３が２．１８３であり、組織４が１．３９５である。要するに、βが低いほど、白色部分はｕ軸方向に短くなり、ｖ軸方向に広がる。
また、延性脆性の遷移温度は、組織１が−８２℃であり、組織２が−１２℃であり、組織３が−１０９℃であり、組織４が−１９℃である。なお、遷移温度は後述の実施例と同じ条件での結果である。図９は、βと遷移温度（℃）との関係を示す図である。図９は、次の方法により得られた。化学組成は後述の本実施形態の範囲内であり、βが異なる複数のステンレス鋼を製造した。各ステンレス鋼に対して、後述の低温靱性評価試験を実施して、遷移温度を得て、図９を作成した。図９中の直線は図９中の全てのプロットから最小２乗法により得た線であり、Ｒ２は相関関数である。
このように、βが大きくなると、低温靱性に優れる傾向があることが分かった。以上より、βは、前記層状度を指標するものと考えることができる。
本発明者等は、前述の知見に基づいて、実施形態に係る油井管に用いるステンレス鋼を完成させた。以下、当該ステンレス鋼について説明する。
実施形態に係る油井管用のステンレス鋼は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．００１〜０．０６％、Ｓｉ：０．０５〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％未満、Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、Ｎｉ：２．５〜６．０％、Ｖ：０．００５〜０．２５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下、Ｏ：０．０１％以下、Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％、Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％、Ｔａ：０〜０．２５％、Ｂ：０〜０．００５％、Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、及びＲＥＭ：０〜０．０５％を含有する。さらに、Ｍｏ：０〜３．５％、及びＷ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する。残部がＦｅ及び不純物からなる。マトリクス組織が、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。
ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。
式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。
式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。
このステンレス鋼は、βが１．５５以上であることで、延性脆性の遷移温度が−３０℃以下となる。その結果、このステンレス鋼は、低温靱性に優れる。さらに、このステンレス鋼は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性及び常温での耐ＳＳＣ性に優れる。
上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｃｕ：０．２〜３．５％、及びＣｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有してもよい。
上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及びＴａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有してもよい。
上記ステンレス鋼の化学組成は、質量％で、Ｂ：０．０００３〜０．００５％、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、及びＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有してもよい。
［化学組成］
実施形態に係る油井管用のステンレス鋼は、以下の化学組成を有する。以降、元素に関する「％」は、質量％を意味する。
実施形態に係る油井管用のステンレス鋼は、以下の化学組成を有する。以降、元素に関する「％」は、質量％を意味する。
Ｃ：０．００１〜０．０６％
炭素（Ｃ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｃ含有量が多すぎれば、焼戻し後の硬度が高くなり過ぎ、耐ＳＳＣ性が低下する。さらに、本実施形態の化学組成では、Ｃ含有量が増加するに従い、Ｍｓ点が低下する。そのため、Ｃ含有量が増加するに従い、オーステナイトが増加しやすくなり、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｃ含有量は、０．０６％以下である。Ｃ含有量は、好ましくは０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。また、製鋼工程における脱炭処理に掛かるコストを考慮すれば、Ｃ含有量は０．００１％以上である。Ｃ含有量は、好ましくは０．００３％以上であり、さらに好ましくは、０．００５％以上である。
炭素（Ｃ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｃ含有量が多すぎれば、焼戻し後の硬度が高くなり過ぎ、耐ＳＳＣ性が低下する。さらに、本実施形態の化学組成では、Ｃ含有量が増加するに従い、Ｍｓ点が低下する。そのため、Ｃ含有量が増加するに従い、オーステナイトが増加しやすくなり、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｃ含有量は、０．０６％以下である。Ｃ含有量は、好ましくは０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。また、製鋼工程における脱炭処理に掛かるコストを考慮すれば、Ｃ含有量は０．００１％以上である。Ｃ含有量は、好ましくは０．００３％以上であり、さらに好ましくは、０．００５％以上である。
Ｓｉ：０．０５〜０．５％
シリコン（Ｓｉ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ｓｉ含有量が多すぎれば、鋼の靱性及び熱間加工性が低下する。Ｓｉ含有量が多すぎればさらに、フェライトの生成量が増加し、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜０．５％である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．５％未満であり、さらに好ましくは０．４％以下である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．０６％以上であり、さらに好ましくは、０．０７％以上である。
シリコン（Ｓｉ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ｓｉ含有量が多すぎれば、鋼の靱性及び熱間加工性が低下する。Ｓｉ含有量が多すぎればさらに、フェライトの生成量が増加し、降伏強度が低下しやすくなる。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜０．５％である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．５％未満であり、さらに好ましくは０．４％以下である。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．０６％以上であり、さらに好ましくは、０．０７％以上である。
Ｍｎ：０．０１〜２．０％
マンガン（Ｍｎ）は、鋼を脱酸及び脱硫し、熱間加工性を高める。Ｍｎ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、焼入れ時にオーステナイトが過剰に残留しやすくなり、鋼の強度を確保することが困難になる。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜２．０％である。Ｍｎ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．６％以下である。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０４％以上である。
マンガン（Ｍｎ）は、鋼を脱酸及び脱硫し、熱間加工性を高める。Ｍｎ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、焼入れ時にオーステナイトが過剰に残留しやすくなり、鋼の強度を確保することが困難になる。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜２．０％である。Ｍｎ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．６％以下である。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０４％以上である。
Ｐ：０．０３％以下
リン（Ｐ）は不純物である。Ｐは鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｐ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｐ含有量は０．０３％以下である。Ｐ含有量は、好ましくは０．０２８％以下、さらに好ましくは０．０２５％以下である。また、Ｐ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｐ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。
リン（Ｐ）は不純物である。Ｐは鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｐ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｐ含有量は０．０３％以下である。Ｐ含有量は、好ましくは０．０２８％以下、さらに好ましくは０．０２５％以下である。また、Ｐ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｐ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。
Ｓ：０．００５％未満
硫黄（Ｓ）は不純物である。Ｓは鋼の熱間加工性を低下する。したがって、Ｓ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｓ含有量は０．００５％未満である。Ｓ含有量は、好ましくは０．００３％以下であり、さらに好ましくは０．００１５％以下である。また、Ｓ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｓ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。
硫黄（Ｓ）は不純物である。Ｓは鋼の熱間加工性を低下する。したがって、Ｓ含有量はなるべく少ない方が好ましい。Ｓ含有量は０．００５％未満である。Ｓ含有量は、好ましくは０．００３％以下であり、さらに好ましくは０．００１５％以下である。また、Ｓ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｓ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。
Ｃｒ：１５．５〜１８．０％
クロム（Ｃｒ）は鋼の耐食性を高める。具体的には、Ｃｒは腐食速度を低くし、鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｃ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｃｒ含有量が多すぎれば、鋼中のフェライト相の体積率が増加して鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は１５．５〜１８．０％である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１７．８％以下であり、さらに好ましくは１７．５％以下である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１６．０％以上であり、さらに好ましくは１６．３％以上である。
クロム（Ｃｒ）は鋼の耐食性を高める。具体的には、Ｃｒは腐食速度を低くし、鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｃ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｃｒ含有量が多すぎれば、鋼中のフェライト相の体積率が増加して鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は１５．５〜１８．０％である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１７．８％以下であり、さらに好ましくは１７．５％以下である。Ｃｒ含有量は、好ましくは１６．０％以上であり、さらに好ましくは１６．３％以上である。
Ｎｉ：２．５〜６．０％
ニッケル（Ｎｉ）は鋼の靱性を高める。Ｎｉはさらに、鋼の強度を高める。Ｎｉ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｎｉ含有量が多すぎれば、オーステナイトが多く生成し、その結果、鋼の強度が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は２．５〜６．０％である。Ｎｉ含有量は、好ましくは６．０％未満であり、さらに好ましくは５．９％以下である。Ｎｉ含有量は、好ましくは３．０％以上であり、さらに好ましくは３．５％以上である。
ニッケル（Ｎｉ）は鋼の靱性を高める。Ｎｉはさらに、鋼の強度を高める。Ｎｉ含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、Ｎｉ含有量が多すぎれば、オーステナイトが多く生成し、その結果、鋼の強度が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は２．５〜６．０％である。Ｎｉ含有量は、好ましくは６．０％未満であり、さらに好ましくは５．９％以下である。Ｎｉ含有量は、好ましくは３．０％以上であり、さらに好ましくは３．５％以上である。
Ｖ：０．００５〜０．２５％
バナジウム（Ｖ）は、鋼の強度を高める。しかしながら、Ｖ含有量が多すぎれば、靱性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０．００５〜０．２５％とする。Ｖ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、さらに好ましくは０．１５％以下である。Ｖ含有量は、好ましくは０．００８％以上であり、さらに好ましくは０．０１％以上である。
バナジウム（Ｖ）は、鋼の強度を高める。しかしながら、Ｖ含有量が多すぎれば、靱性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０．００５〜０．２５％とする。Ｖ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、さらに好ましくは０．１５％以下である。Ｖ含有量は、好ましくは０．００８％以上であり、さらに好ましくは０．０１％以上である。
Ａｌ：０．０５％以下
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ａｌ含有量が多すぎれば、鋼中の介在物が増加して鋼の靱性が低下する。そのため、上限は０．０５％とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０４８％以下であり、さらに好ましくは０．０４５％以下である。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。しかしながら、Ａｌ含有量が多すぎれば、鋼中の介在物が増加して鋼の靱性が低下する。そのため、上限は０．０５％とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０４８％以下であり、さらに好ましくは０．０４５％以下である。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。
Ｎ：０．０６％以下
窒素（Ｎ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｎ含有量が多すぎれば、オーステナイトが過剰に生成し、鋼中の介在物も増加する。その結果、鋼の靱性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０６％以下である。Ｎ含有量は、０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。Ｎ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｎ含有量は、好ましくは０．００１％以上であり、さらに好ましくは０．００２％以上である。
窒素（Ｎ）は鋼の強度を高める。しかしながら、Ｎ含有量が多すぎれば、オーステナイトが過剰に生成し、鋼中の介在物も増加する。その結果、鋼の靱性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０６％以下である。Ｎ含有量は、０．０５％以下であり、さらに好ましくは０．０３％以下である。Ｎ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｎ含有量は、好ましくは０．００１％以上であり、さらに好ましくは０．００２％以上である。
Ｏ：０．０１％以下
酸素（Ｏ）は不純物である。Ｏは鋼の靭性及び耐食性を低下させる。したがって、Ｏ含有量は０．０１％以下である。Ｏ含有量は、好ましくは０．０１％未満であり、より好ましくは０．００９％以下、さらに好ましくは０．００６％以下である。Ｏ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｏ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。
酸素（Ｏ）は不純物である。Ｏは鋼の靭性及び耐食性を低下させる。したがって、Ｏ含有量は０．０１％以下である。Ｏ含有量は、好ましくは０．０１％未満であり、より好ましくは０．００９％以下、さらに好ましくは０．００６％以下である。Ｏ含有量は可能な限り低減することが好ましいが、極度の低減は製鋼コストの増大を招く。そのため、Ｏ含有量は、好ましくは０．０００１％以上であり、さらに好ましくは０．０００３％以上である。
Ｍｏ：０〜３．５％、Ｗ：０〜３．５％
モリブデン（Ｍｏ）及びタングステン（Ｗ）は互いに置換可能な元素であり、両方を含有してもよく、一方だけを含有してもよい。Ｍｏ及びＷは、少なくとも一方を含有することが必須である。これらの元素は鋼の耐ＳＣＣ性を高める。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、その効果が飽和する。したがって、Ｍｏ含有量は０〜３．５％であり、Ｗ含有量は０〜３．５％であり、Ｍｏ及びＷからなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する必要がある。Ｍｏ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。Ｗ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｗ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
モリブデン（Ｍｏ）及びタングステン（Ｗ）は互いに置換可能な元素であり、両方を含有してもよく、一方だけを含有してもよい。Ｍｏ及びＷは、少なくとも一方を含有することが必須である。これらの元素は鋼の耐ＳＣＣ性を高める。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、その効果が飽和する。したがって、Ｍｏ含有量は０〜３．５％であり、Ｗ含有量は０〜３．５％であり、Ｍｏ及びＷからなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有する必要がある。Ｍｏ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。Ｗ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｗ含有量は、好ましくは０．０１％以上であり、さらに好ましくは０．０３％以上である。
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
本実施形態によるステンレス鋼の化学組成は、下記の選択元素を含有しても良い。すなわち、下記の元素は、いずれも本実施形態によるステンレス鋼に含有されていなくても良い。また、一部だけが含有されていても良い。
Ｃｕ：０〜３．５％、Ｃｏ：０〜１．５％
銅（Ｃｕ）及びコバルト（Ｃｏ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は、焼戻しマルテンサイト相の体積分率を増加させ、鋼の強度を高める。さらに、Ｃｕは焼戻し時にＣｕ粒子として析出し、その強度をさらに高める。これらの元素の含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の熱間加工性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０〜３．５％とし、Ｃｏ含有量は０〜１．５％とする。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｃｕ：０．２〜３．５％及びＣｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃｕ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．３％以上であり、さらに好ましくは０．５％以上である。Ｃｏ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．８％以下である。Ｃｏ含有量は、好ましくは０．０８％以上であり、さらに好ましくは０．１％以上である。
銅（Ｃｕ）及びコバルト（Ｃｏ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は、焼戻しマルテンサイト相の体積分率を増加させ、鋼の強度を高める。さらに、Ｃｕは焼戻し時にＣｕ粒子として析出し、その強度をさらに高める。これらの元素の含有量が少なすぎれば、上記効果が有効に得られない。一方、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の熱間加工性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０〜３．５％とし、Ｃｏ含有量は０〜１．５％とする。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｃｕ：０．２〜３．５％及びＣｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃｕ含有量は、好ましくは３．３％以下であり、さらに好ましくは３．０％以下である。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．３％以上であり、さらに好ましくは０．５％以上である。Ｃｏ含有量は、好ましくは１．０％以下であり、さらに好ましくは０．８％以下である。Ｃｏ含有量は、好ましくは０．０８％以上であり、さらに好ましくは０．１％以上である。
Ｎｂ：０〜０．２５％、Ｔｉ：０〜０．２５％、Ｚｒ：０〜０．２５％及びＴａ：０〜０．２５％
ニオブ（Ｎｂ）、チタン（Ｔｉ）、ジルコニウム（Ｚｒ）及びタンタル（Ｔａ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は鋼の強度を高める。これらの元素は鋼の耐孔食性及び耐ＳＣＣ性を向上させる。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果が得られる。しかしながら、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の靭性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔｉ含有量は０〜０．２５％であり、Ｚｒ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔａ含有量は０〜０．２５％である。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及びＴａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．２４％以下であり、さらに好ましくは０．２３％以下である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。
ニオブ（Ｎｂ）、チタン（Ｔｉ）、ジルコニウム（Ｚｒ）及びタンタル（Ｔａ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は鋼の強度を高める。これらの元素は鋼の耐孔食性及び耐ＳＣＣ性を向上させる。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果が得られる。しかしながら、これらの元素の含有量が多すぎれば、鋼の靭性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔｉ含有量は０〜０．２５％であり、Ｚｒ含有量は０〜０．２５％であり、Ｔａ含有量は０〜０．２５％である。さらに、上記効果を十分に得るためには、Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及びＴａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．２３％以下であり、さらに好ましくは０．２０％以下である。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．２４％以下であり、さらに好ましくは０．２３％以下である。Ｔａ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。
Ｃａ：０〜０．０１％、Ｍｇ：０〜０．０１％、ＲＥＭ：０〜０．０５％及びＢ：０〜０．００５％
カルシウム（Ｃａ）、マグネシウム（Ｍｇ）、希土類元素（ＲＥＭ）及びボロン（Ｂ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は製造時の熱間加工性を改善する。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭの含有量が多すぎれば、酸素と結合して合金の清浄性を著しく低下させ、耐ＳＳＣ性を劣化させる。また、Ｂ含有量が多すぎれば、鋼の靭性を低下させる。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１％であり、Ｍｇ含有量は０〜０．０１％であり、ＲＥＭ含有量は０〜０．０５％であり、Ｂ含有量は０〜０．００５％である。また、上記効果を十分に得るためには、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、ＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％及びＢ：０．０００３〜０．００５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃａ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｃａ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０４５％以下であり、さらに好ましくは０．０４％以下である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｂ含有量は、好ましくは０．００４５％以下であり、さらに好ましくは０．００４％以下である。Ｂ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。
カルシウム（Ｃａ）、マグネシウム（Ｍｇ）、希土類元素（ＲＥＭ）及びボロン（Ｂ）は互いに置換可能な元素である。これらの元素は選択元素である。これらの元素は製造時の熱間加工性を改善する。これらの元素が少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。しかしながら、Ｃａ、Ｍｇ及びＲＥＭの含有量が多すぎれば、酸素と結合して合金の清浄性を著しく低下させ、耐ＳＳＣ性を劣化させる。また、Ｂ含有量が多すぎれば、鋼の靭性を低下させる。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１％であり、Ｍｇ含有量は０〜０．０１％であり、ＲＥＭ含有量は０〜０．０５％であり、Ｂ含有量は０〜０．００５％である。また、上記効果を十分に得るためには、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、ＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％及びＢ：０．０００３〜０．００５％からなる群から選択された１種又は２種を含有することが好ましい。Ｃａ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｃａ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００５％以下である。Ｍｇ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０４５％以下であり、さらに好ましくは０．０４％以下である。ＲＥＭ含有量は、好ましくは０．０００８％以上であり、さらに好ましくは０．００１％以上である。Ｂ含有量は、好ましくは０．００４５％以下であり、さらに好ましくは０．００４％以下である。Ｂ含有量は、好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。
ＲＥＭとは、スカンジウム（Ｓｃ）、イットリウム（Ｙ）及びランタノイドの合計１７元素の総称である。本実施形態において、ＲＥＭ含有量とは、上述の１７元素の１種又は２種以上の総含有量を意味する。
なお、本実施形態によるステンレス鋼の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物である。ここでいう不純物とは、ステンレス鋼を工業的に製造する際に、原料として利用される鉱石やスクラップから混入する元素、又は製造過程の環境等から混入する元素を意味する。
［ミクロ組織］
本実施形態によるステンレス鋼のマトリクス組織は、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。以降、マトリクス組織のこれらの体積率（分率）に関する％は、体積％を意味する。
本実施形態によるステンレス鋼のマトリクス組織は、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有する。以降、マトリクス組織のこれらの体積率（分率）に関する％は、体積％を意味する。
マトリクス組織中のフェライト相の体積率（フェライト分率：％）、オーステナイト相の体積率（オーステナイト分率：％）及び焼戻しマルテンサイト相の体積率（マルテンサイト分率：％）は次の方法で測定する。
［フェライト分率の測定方法］
ステンレス鋼の任意の位置からサンプルを採取する。ステンレス鋼の断面に相当するサンプルの表面（以下、観察面という）を研磨する。王水とグリセリンとの混合溶液を用いて、研磨された観察面をエッチングする。エッチングにより白く腐食された部分がフェライト相であり、このフェライト相の面積率を、ＪＩＳ Ｇ０５５５（２００３）に準拠した点算法で測定する。測定された面積率は、フェライト相の体積分率に等しいと考えられるため、これをフェライト分率（％）と定義する。
ステンレス鋼の任意の位置からサンプルを採取する。ステンレス鋼の断面に相当するサンプルの表面（以下、観察面という）を研磨する。王水とグリセリンとの混合溶液を用いて、研磨された観察面をエッチングする。エッチングにより白く腐食された部分がフェライト相であり、このフェライト相の面積率を、ＪＩＳ Ｇ０５５５（２００３）に準拠した点算法で測定する。測定された面積率は、フェライト相の体積分率に等しいと考えられるため、これをフェライト分率（％）と定義する。
［オーステナイト分率の測定方法］
オーステナイト分率は、Ｘ線回折法を用いて求める。ステンレス鋼の任意の位置から、１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍのサンプルを採取する。サンプルを用いて、フェライト相（α相）の（２００）面及び（２１１）面、オーステナイト相（γ相）の（２００）面、（２２０）面及び（３１１）面の各々のＸ線強度を測定し、各面の積分強度を算出する。算出後、α相の各面とγ相の各面との組み合わせ（合計６組）毎に、以下の式（６）を用いて体積率Ｖγを求める。各面の体積率Ｖγの平均値を、オーステナイト分率（％）と定義する。
Ｖγ＝１００／｛１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝ （６）
オーステナイト分率は、Ｘ線回折法を用いて求める。ステンレス鋼の任意の位置から、１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍのサンプルを採取する。サンプルを用いて、フェライト相（α相）の（２００）面及び（２１１）面、オーステナイト相（γ相）の（２００）面、（２２０）面及び（３１１）面の各々のＸ線強度を測定し、各面の積分強度を算出する。算出後、α相の各面とγ相の各面との組み合わせ（合計６組）毎に、以下の式（６）を用いて体積率Ｖγを求める。各面の体積率Ｖγの平均値を、オーステナイト分率（％）と定義する。
Ｖγ＝１００／｛１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝ （６）
ここで、Ｉαはα相の積分強度であり、Ｒγはγ相の結晶学的理論計算値であり、Ｉγはγ相の積分強度であり、Ｒαはα相の結晶学的理論計算値である。
［マルテンサイト分率の測定方法］
マトリクス組織のうち、フェライト相及びオーステナイト相以外の残部を、焼戻しマルテンサイト相の体積率（マルテンサイト分率）と定める。つまり、マルテンサイト分率（％）は１００％からフェライト分率（％）及びオーステナイト分率（％）を引いた値である。
マトリクス組織のうち、フェライト相及びオーステナイト相以外の残部を、焼戻しマルテンサイト相の体積率（マルテンサイト分率）と定める。つまり、マルテンサイト分率（％）は１００％からフェライト分率（％）及びオーステナイト分率（％）を引いた値である。
［β］
本実施形態のステンレス鋼は、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。βは、次の方法で求める。ステンレス鋼の任意の板幅方向に垂直な断面（鋼管の場合は、管軸に平行な肉厚断面）から、マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影する。得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表す。したがって、グレースケール（２５６階調）で表されるミクロ組織画像は、ステンレス鋼のうち、肉厚方向及び長さ方向を含む面での断面から得られる。さらに、２次元離散フーリエ変換を用いて、グレースケールで表されるミクロ組織画像から、式（２）で定義されるβを求める。
本実施形態のステンレス鋼は、式（２）で定義されるβが１．５５以上である。βは、次の方法で求める。ステンレス鋼の任意の板幅方向に垂直な断面（鋼管の場合は、管軸に平行な肉厚断面）から、マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影する。得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表す。したがって、グレースケール（２５６階調）で表されるミクロ組織画像は、ステンレス鋼のうち、肉厚方向及び長さ方向を含む面での断面から得られる。さらに、２次元離散フーリエ変換を用いて、グレースケールで表されるミクロ組織画像から、式（２）で定義されるβを求める。
ただし、式（２）において、Ｓｕは式（３)で定義され、Ｓｖは式（４）で定義される。
式（３）及び式（４）において、Ｆ（ｕ，ｖ）は式（５）で定義される。
式（５）において、ｆ（ｘ，ｙ）は座標（ｘ，ｙ）の画素の階調を表す。
上述のとおり、βと低温靱性とは図９に示す関係を有する。本発明の一実施形態によるステンレス鋼は、マトリクス組織から求めたβが１．５５以上であれば、図９に示すとおり、延性脆性の遷移温度が−３０℃以下となる。したがって、本発明の一実施形態によるステンレス鋼は通常要求される−１０℃において優れた低温靱性を示す。βは、好ましくは、１．６以上であり、さらに好ましくは、１．６５以上である。
以上のことから、本実施形態によるステンレス鋼は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性及び常温での耐ＳＳＣ性に優れ、かつ優れた低温靱性を有する。
［製造方法］
本実施形態のステンレス鋼の製造方法の一例を説明する。上述の化学組成を有する鋼素材（スラブ、ブルーム、ビレット等の鋳片又は鋼片）を適切な温度範囲においてなるべく高い圧延率で熱間圧延することにより、βが１．５５以上のマトリクス組織が得られる。本例では、ステンレス鋼の製造方法の一例として、ステンレス鋼板の製造方法について説明する。
本実施形態のステンレス鋼の製造方法の一例を説明する。上述の化学組成を有する鋼素材（スラブ、ブルーム、ビレット等の鋳片又は鋼片）を適切な温度範囲においてなるべく高い圧延率で熱間圧延することにより、βが１．５５以上のマトリクス組織が得られる。本例では、ステンレス鋼の製造方法の一例として、ステンレス鋼板の製造方法について説明する。
上述の化学組成を有する鋼素材を準備する。素材は、連続鋳造により製造された鋳片であってもよいし、鋳片又はインゴットを熱間加工して製造された板材であってもよい。
準備された素材を加熱炉又は均熱炉に装入し、加熱する。加熱された素材を熱間圧延して、中間材（熱間圧延後の鋼素材）を製造する。このとき、熱間圧延工程での圧延率４０％以上とする。ここで、圧延率（ｒ：％）は、次の式（７）で定義される。
ｒ＝｛１−（熱間圧延後の鋼素材の肉厚／熱間圧延前の鋼素材の肉厚）｝×１００ （７）
ｒ＝｛１−（熱間圧延後の鋼素材の肉厚／熱間圧延前の鋼素材の肉厚）｝×１００ （７）
熱間圧延時における鋼材温度（圧延開始温度）を１２００〜１３００℃にする。ここでいう鋼材温度とは、素材の表面温度を意味する。素材の表面温度は、例えば、熱間圧延開始時に測定される。素材の表面温度は、素材の軸方向に沿って測定された表面温度の平均である。素材を加熱炉にて、例えば、１２５０℃の加熱温度で均熱した場合、鋼材温度は実質的に加熱温度に等しくなり、１２５０℃になる。さらに、熱間圧延終了時の鋼材温度（圧延終了温度）は、１１００℃以上が好ましい。
製造工程中、複数の熱間圧延工程が存在する場合、圧延率は、１１００〜１３００℃の鋼材温度の素材に対して連続して実施された熱間圧延工程の累積の圧延率を意味する。
熱間圧延時に鋼材温度が１１００℃を下回る場合、熱間加工性の低下により鋼材表面に多量の疵が発生することがある。したがって、鋼材の加熱温度は高い方が好ましい。一方、層状度を高めるためには高い圧延率で圧延することが好ましい。
熱間圧延後の素板（中間材）に対して焼入れ及び焼戻しを実施する。中間材に焼入れ及び焼戻しを実施することにより、ステンレス鋼板の降伏強度を７５８ＭＰａ以上にすることができる。さらに、マトリクス組織が焼戻しマルテンサイト相を有する。
好ましくは、焼入れ工程では、中間材を一旦常温近傍の温度まで冷却する。そして、冷却された中間材を８５０〜１０５０℃の温度範囲に加熱する。加熱された中間材を、水等で冷却し、焼入れしてステンレス鋼板を製造する。好ましくは、焼戻し工程では、焼入れ後の中間材を６５０℃以下の温度に加熱する。つまり、焼戻し温度は好ましくは６５０℃以下である。焼戻し温度が６５０℃を超えると、鋼中にオーステナイトが増加し、強度が低下しやすくなるからである。好ましくは、焼戻し工程では、焼入れ後の中間材を５００℃を超えた温度に加熱する。つまり、焼戻し温度は好ましくは５００℃を超えた温度である。
以上の製造工程により、βが１．５５以上であるステンレス鋼板が製造される。ステンレス鋼は、鋼板に限定されず、鋼板以外の他の形状であってもよい。好ましくは、素材を１２００〜１２５０℃の温度で所定時間均熱し、その後、圧延率５０％以上で圧延終了温度１１００℃以上の熱間圧延を実施する。この場合、表面疵の発生を抑えつつ高い層状度をもつステンレス鋼材を得ることができる。
＜２．油井管の材料と構造との関係について＞
本発明者等は、油井管の材料と構造との関係について検討を重ね、以下のような知見を得た。
本発明者等は、油井管の材料と構造との関係について検討を重ね、以下のような知見を得た。
油井管の材料として１３％Ｃｒ鋼を用いた場合、優れた耐食性を確保することができる。一方、ねじ継手によって複数連結される油井管では、密封性能をできるだけ向上させることが好ましい。本発明者等は、鋭意検討の結果、油井管のねじ継手に設けられたシール面の傾きを緩やかにすれば、密封性能を向上させることができるとの知見を得た。
本発明者等は、シール面のテーパ比が密封性能に大きな影響を与えると考えた。そこで、本発明者等は、有限要素法による数値シミュレーション解析を行い、シール面のテーパ比と密封性能との関係を調査した。
図１０は、解析結果に基づいて作成したグラフである。図１０において、シール面のテーパ比と密封性能との関係を実線で示す。テーパ比は、管軸を含む平面で切断した油井管の断面で見て、シール面に含まれる直線状の部分のテーパ比である。
図１０において、密封性能は、ねじ継手に引張荷重が負荷されていない状態でシール部（ピンのシール面及びボックスのシール面）に発生する接触面圧の値と、油井管自体が降伏する極限の引張荷重をねじ継手に負荷した状態でシール部に発生する接触面圧の値とを対比した数値で示されている。当該数値が小さくなるほど、引っ張りによって密封性能が低下することを意味する。
図１０より、シール面のテーパ比が大きくなるほど、密封性能が低下していることがわかる。すなわち、シール面の傾きが急になるほど密封性能が低下する。よって、密封性能を向上させるためには、シール面の傾きを緩やかにすればよい。
本発明者等は、密封性能以外の性能とシール面の傾きとの関係についても検討した。その結果、本発明者等は、シール面の傾きが耐焼きつき性能にも影響を与えることを見出した。
本発明者等は、有限要素法による数値シミュレーション解析により、シール面のテーパ比と耐焼きつき性能との関係を導き出した。図１０において、シール面のテーパ比と耐焼きつき性能との関係を一点鎖線で示す。
図１０において、耐焼きつき性能は、シール部のピーク接触面圧を締結開始から完了までにわたって積分した値の逆数で示されている。積分値は、摩擦係数が一定であるとの仮定の下、シール面同士の接触が最も強くなる局所的な点において、締結開始から完了までの間に摩擦によって発生するエネルギー（熱エネルギーとほぼ等しい）に相当する。よって、積分値の逆数が大きくなるほど、締結時において摩擦によって発生するエネルギーが小さくなり、ゴーリングが生じにくく耐焼きつき性能が高いということができる。
図１０より、シール面のテーパ比が大きくなるほど、耐焼きつき性能が高くなっていることがわかる。すなわち、シール面の傾きが急になるほど耐焼きつき性能が高くなる。シール面の傾きを急にして耐焼きつき性能を向上させた場合は密封性能が低下し、シール面の傾きを緩やかにして密封性能を向上させた場合は耐焼きつき性能が低下する。すなわち、耐焼きつき性能は、密封性能とトレードオフの関係にあることがわかる。
本発明者等は、１３％Ｃｒ鋼で油井管を構成した場合、耐焼きつき性能が特に悪化してしまうことを見出した。本発明者等は、焼きつき発生への懸念から、油井管の材料が１３％Ｃｒ鋼のままでは、シール面の傾きを緩やかにして密封性能を向上させることは困難であると考えた。
ステンレス鋼は、Ｃｒ含有量が多いほど熱伝導率が低く、熱がこもりやすいと考えられている。しかしながら、本発明者等は、前述の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼の場合、Ｃｒ含有量が１５．５％以上であるにもかかわらず、１３％Ｃｒ鋼よりも熱伝導率が高くなるとの知見を得た。このことから、本発明者等は、当該ステンレス鋼からなる油井管であれば、他の油井管又はカップリングとの摺動時に発生する熱を効率的に放散させることができ、シール面の傾きを緩やかにしても焼きつきの発生を抑制することが可能になるとの着想に至った。本発明者等は、さらに検討を進め、特に好ましいシール面の傾きを見出した。
上述した通り、シール面のテーパ比が小さくなるほど密封性能は高くなる。しかしながら、本発明者等は、シール面のテーパ比が１／１０になった時点で密封性能向上の効果が飽和することを新たに見出した。すなわち、図１０に示す通り、シール面のテーパ比が１／１０以上であればテーパ比が小さくなるほど密封性能が向上するが、テーパ比が１／１０未満ではテーパ比をそれ以上小さくしても密封性能の向上は望めない。一方、耐焼きつき性能は、シール面のテーパ比が１／１０未満であっても、テーパ比の下降に伴って低下する。本発明者等は、この結果から、シール面のテーパ比は１／１０以上であることが好ましいと結論づけた。
図１０に示すように、シール面のテーパ比が大きくなるほど耐焼きつき性能は高くなる。一方、対応するシール面同士を３６０°均一に接触させるためには、締結が完了する直前におけるシール部の接触面圧の変動が少ないことが好ましい。図１１に、締結完了の直前におけるシール部の接触面圧の変化の程度とシール面のテーパ比との関係を示す。図１１より、テーパ比が１／３以下ではシール部の接触面圧は締結完了の直前でも変動しないが、テーパ比が１／３よりも大きくなると締結完了の直前にシール部の接触面圧が急上昇することがわかる。このようなシール部の接触面圧の急上昇は、円周方向における接触面圧の不均一を招き、密封性能を低下させる。よって、シール面のテーパ比は１／３以下であることが好ましい。
以上の知見に基づき、本発明者等は、実施形態に係る油井管を完成させた。
一実施形態に係る油井管は、前述の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。油井管は、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される。油井管は、管本体と、ピンとを備える。ピンは、管本体の少なくとも一方の端に連続して形成される。ピンは、他の油井管のボックス又はカップリングのボックスに挿入される。ピンは、雄ねじ部と、ピンシール面とを有する。雄ねじ部は、ピンの外周に形成されている。ピンシール面は、雄ねじ部よりもピンの先端側においてピンの外周に形成されている。ピンシール面は、直線部を含む。直線部は、管軸を含む平面で切断した油井管の断面で見て、ピンの先端側に向かうにつれて管軸に近づくように管軸に対して斜行する。直線部のテーパ比は、１／１０〜１／３である。
上記実施形態に係る油井管は、前述の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。このため、ピンシール面がボックスと摺動したときに発生する熱を効率的に放散させることができ、焼きつきの発生を抑制することができる。また、ピンシール面は、密封性能の向上に効果的なテーパ比１／３〜１／１０を有する直線部を含んでいる。よって、当該油井管によれば、優れた密封性能及び耐焼きつき性能の双方を確保することができる。
他の実施形態に係る油井管も、前述の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。油井管は、他の油井管と連結される。油井管は、管本体と、ボックスとを備える。ボックスは、管本体の一方の端に連続して形成される。ボックスは、他の油井管のピンが挿入される。ボックスは、雌ねじ部と、ボックスシール面とを有する。雌ねじ部は、ボックスの内周に形成されている。ボックスシール面は、雌ねじ部よりも管本体側においてボックスの内周に形成されている。ボックスシール面は、直線部を含む。直線部は、管軸を含む平面で切断した油井管の断面で見て、雌ねじ部側に向かうにつれて管軸から遠ざかるように管軸に対して斜行する。直線部のテーパ比は、１／１０〜１／３である。
上記他の実施形態に係る油井管も、前述の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。このため、ボックスシール面がピンと摺動したときに発生する熱を効率的に放散させることができ、焼きつきの発生を抑制することができる。また、ボックスシール面は、密封性能の向上に効果的なテーパ比１／３〜１／１０を有する直線部を含んでいる。よって、当該油井管によれば、優れた密封性能及び耐焼きつき性能の双方を確保することができる。
以下、油井管の構造について、図１２〜図１５を参照しつつ説明する。図中同一及び相当する構成については同一の符号を付し、同じ説明を繰り返さない。説明の便宜上、各図において、構成を簡略化又は模式化して示したり、一部の構成を省略して示したりする場合がある。
図１２は、一実施形態に係る油井管１０の概略構成を示す側面図である。油井管１０は、「１．油井管の材料について」において説明した化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。油井管１０は、管本体１１と、ピン１２と、ボックス１３とを備える。ピン１２は、管本体１１の管軸方向の一方の端に連続して形成されている。ボックス１３は、管本体１１の管軸方向の他方の端に連続して形成されている。
図１３は、油井管１０の一方の端部の拡大断面図である。図１３に示すように、ピン１２は、雄ねじ部１２１と、ピンシール面１２２と、ピンショルダ面１２３とを備える。
雄ねじ部１２１及びピンシール面１２２は、ピン１２の外周に形成されている。ピンシール面１２２は、雄ねじ部１２１よりもピン１２の先端側に配置されている。ピンショルダ面１２３は、ピン１２の先端面に設けられる。すなわち、ピン１２において、雄ねじ部１２１、ピンシール面１２２、及びピンショルダ面１２３は、管本体１１側から先端側に向かってこの順で配置されている。
ピンシール面１２２は、直線部１２２ａを含む。直線部１２２ａは、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、ピン１２の先端側に向かうにつれて管軸ＣＬに近づくように管軸ＣＬに対して斜行する直線状の部分である。すなわち、ピンシール面１２２は、ピン１２の先端に向かって徐々に縮径する円錐台の周面を含んでおり、当該円錐台の周面によって直線部１２２ａが構成される。
本実施形態では、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、ピンシール面１２２が直線部１２２ａのみで構成されている。ただし、ピンシール面１２２は、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、直線部１２２ａと、１種以上の円弧及び／又は他の直線部との組み合わせによって構成されていてもよい。
直線部１２２ａは、そのテーパ比Ｃｐが１／１０〜１／３となるように構成されている。テーパ比Ｃｐは、以下の式（８）で表される。
Ｃｐ＝（Ｄｐ２−Ｄｐ１）／Ｌｐ （８）
Ｃｐ＝（Ｄｐ２−Ｄｐ１）／Ｌｐ （８）
式（８）において、Ｄｐ１，Ｄｐ２は、それぞれ、Ｐｐ１，Ｐｐ２におけるピンシール面１２２の直径（外径）であり、Ｌｐは、Ｐｐ１とＰｐ２との管軸方向の距離である。Ｐｐ１，Ｐｐ２は、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、直線部１２２ａ上の任意の点であるが、Ｐｐ１はＰｐ２よりもピン１２の先端側に位置している。したがって、Ｐｐ１におけるピンシール面１２２の直径Ｄｐ１よりも、Ｐｐ２におけるピンシール面１２２の直径Ｄｐ２の方が大きい。
図１４は、油井管１０の他方の端部の拡大断面図である。図１４に示すように、ボックス１３は、雌ねじ部１３１と、ボックスシール面１３２と、ボックスショルダ面１３３とを備える。
雌ねじ部１３１及びボックスシール面１３２は、ボックス１３の内周に形成されている。ボックスシール面１３２は、雌ねじ部１３１よりも管本体１１側に配置されている。ボックスショルダ面１３３は、管本体１１側のボックス１３の端面に設けられる。すなわち、ボックス１３において、雌ねじ部１３１、ボックスシール面１３２、及びボックスショルダ面１３３は、油井管１０の端側から管本体１１側に向かってこの順で配置されている。
ボックスシール面１３２は、直線部１３２ａを含む。直線部１３２ａは、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、雌ねじ部１３１側に向かうにつれて管軸ＣＬから遠ざかるように管軸ＣＬに対して斜行する直線状の部分である。すなわち、ボックスシール面１３２は、雌ねじ部１３１に向かって徐々に拡径する円錐台の周面を含んでおり、当該円錐台の周面によって直線部１３２ａが構成されている。
本実施形態では、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、ボックスシール面１３２が直線部１３２ａのみで構成されている。ただし、ボックスシール面１３２は、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、直線部１３２ａと、１種以上の円弧及び／又は他の直線部との組み合わせによって構成されていてもよい。
直線部１３２ａは、そのテーパ比Ｃｂが１／１０〜１／３となるように構成されている。テーパ比Ｃｂは、以下の式（９）で表される。
Ｃｂ＝（Ｄｂ２−Ｄｂ１）／Ｌｂ （９）
Ｃｂ＝（Ｄｂ２−Ｄｂ１）／Ｌｂ （９）
式（９）において、Ｄｂ１，Ｄｂ２は、それぞれ、Ｐｂ１，Ｐｂ２におけるボックスシール面１３２の直径（内径）であり、Ｌｂは、Ｐｂ１とＰｂ２との管軸方向の距離である。Ｐｂ１，Ｐｂ２は、管軸ＣＬを含む平面で切断した油井管１０の断面で見て、直線部１３２ａ上の任意の点であるが、Ｐｂ２はＰｂ１よりも雌ねじ部１３１側に位置している。したがって、Ｐｂ１におけるボックスシール面１３２の直径Ｄｂ１よりも、Ｐｂ２におけるボックスシール面１３２の直径Ｄｂ２の方が大きい。
上記の構造を有する油井管１０を複数連結する場合、一の油井管１０のピン１２（図１１及び図１２）が他の油井管１０のボックス１３（図１１及び図１４）に挿入され、ピン１２とボックス１３とが締結される。したがって、油井管１０において、ボックス１３の雌ねじ部１３１、ボックスシール面１３２、及びボックスショルダ面１３３は、それぞれ、ピン１２の雄ねじ部１２１、ピンシール面１２２、及びピンショルダ面１２３と対応するように形成されている。
雌ねじ部１３１は、雄ねじ部１２２を構成するねじと噛み合うねじで構成されている。ボックスシール面１３２は、締結状態において、ピンシール面１２２に接触する。ボックスショルダ面１３３は、締結状態において、ピンショルダ面１２３に接触する。
ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２は、干渉量を有する。すなわち、ピンシール面１２２は、ボックスシール面１３２の内径よりもわずかに大きい外径を有する。このため、ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２は、ボックス１３に対するピン１２のねじ込みに伴って互いに接触し、締結状態では嵌め合い密着して締まりばめの状態となる。これにより、ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２は、メタル−メタル接触によるシール部を形成する。
ピンショルダ面１２３及びボックスショルダ面１３３は、ボックス１３に対するピン１２のねじ込みにより、互いに接触して押し付けられる。ピンショルダ面１２３及びボックスショルダ面１３３は、このような互いの押圧接触によってショルダ部を形成する。
以上のように、本実施形態に係る油井管１０では、ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２に緩やかな傾斜面が設けられている。具体的には、管軸ＣＬを含む油井管１０の断面で見て、ピンシール面１２２は、直線部１２２ａのテーパ比が１／１０〜１／３となるように構成されている。同様に、ボックスシール面１３２も、直線部１３２ａのテーパ比が１／１０〜１／３となるように構成されている。上述した通り、このテーパ比の範囲であれば、密封性能を効果的に向上させることができる。
また、本実施形態に係る油井管１０は、「１．油井管の材料について」において説明した化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなる。当該ステンレス鋼は、１３％Ｃｒ鋼と比べて高い熱伝導率を有し、熱がこもりにくい。このため、本実施形態に係る油井管１０では、ピンシール面１２２が他の油井管１０のボックスシール面１３２と摺動したときに発生する熱を効率的に放散させることができ、焼きつきの発生を抑制することができる。
したがって、本実施形態に係る油井管１０によれば、優れた密封性能及び耐焼きつき性能の双方を確保することができる。
本開示に係る油井管の構造は、上記のものに限定されない。例えば、図１２に示す油井管１０において、ピンシール面１２２は、直線部１２２ａのテーパ比が１／１０〜１／３となるように構成されている。ボックスシール面１３２も、直線部１３２ａのテーパ比が１／１０〜１／３となるように構成されている。しかしながら、ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２のどちらか一方がこのような直線部を含んでいなくてもよい。すなわち、ピンシール面１２２及びボックスシール面１３２のどちらか一方を、管軸ＣＬの周りに円弧を回転させた回転体の周面のみ、あるいはテーパ比が１／１０未満もしくは１／３よりも大きい円錐台の周面のみで構成してもよいし、これらを１種以上組み合わせたもののみで構成してもよい。
油井管１０では、ピンショルダ面１２３がピン１２に設けられ、ボックスショルダ面１３３がボックス１３に設けられている。しかしながら、ピン１２及びボックス１３は、それぞれ、ピンショルダ面１２３及びボックスショルダ面１３３を備えていなくてもよい。
油井管１０では、管本体１１の一方の端にピン１２が連続して形成され、他方の端にボックス１３が連続して形成されている。しかしながら、図１５に示すように、管本体１１の両端の各々にピン１２が連続して形成されていてもよい。
図１５に示すように、油井管１０Ａは、管本体１１の管軸方向の各端に接続されたピン１２，１２を備える。油井管１０Ａは、ボックス１３を備えていない。油井管１０Ａは、管状のカップリング２０を介して他の油井管１０Ａと連結される。カップリング２０は、管軸方向の両端部の各々においてボックス２１を有する。一方のボックス２１に一の油井管１０Ａのピン１２を挿入して締結し、他方のボックス２１に他の油井管１０Ａのピン１２を挿入して締結することにより、２つの油井管１０Ａが連結される。
特に図示しないが、カップリング２０の各ボックス２１は、ピン１２の雄ねじ部１２１及びピンシール面１２２（図１３）に各々対応する雌ねじ部及びボックスシール面を有する。ピン１２がピンショルダ面１２３を有する場合、各ボックス２１は、ピンショルダ面１２３に対応するボックスショルダ面をさらに有する。
各ボックス２１のボックスシール面は、油井管１０のボックスシール面１３２（図１５）と同様の構成を有していてもよいが、異なる構成を有していてもよい。すなわち、各ボックス２１のボックスシール面は、管軸ＣＬを含むカップリング２０の断面で見て、テーパ比が１／１０〜１／３の直線部を有していてもよいし、当該直線部を有していなくてもよい。
以上、実施形態について説明したが、本開示は上記実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない限りにおいて種々の変更が可能である。
以下、実施例によって本開示をさらに詳しく説明する。ただし、本開示は、以下の実施例に限定されるものではない。
＜１．油井管の材料について＞
表１に示す化学組成を有する鋼種Ａ〜Ｖの鋼を溶製し、インゴットを製造した。鋼種Ａ〜Ｖの化学組成は、本実施形態の範囲内である。各インゴットを熱間鍛造して、幅１００ｍｍ、高さ３０ｍｍの板材を製造した。製造された板材を、番号１〜３６の鋼素材として準備した。なお、表１に示す化学組成において、各元素の含有量は質量％であり、残部はＦｅ及び不純物である。
表１に示す化学組成を有する鋼種Ａ〜Ｖの鋼を溶製し、インゴットを製造した。鋼種Ａ〜Ｖの化学組成は、本実施形態の範囲内である。各インゴットを熱間鍛造して、幅１００ｍｍ、高さ３０ｍｍの板材を製造した。製造された板材を、番号１〜３６の鋼素材として準備した。なお、表１に示す化学組成において、各元素の含有量は質量％であり、残部はＦｅ及び不純物である。
準備された複数の素材を加熱炉で加熱した。加熱された素材を加熱炉から抽出し、抽出後速やかに熱間圧延を実施し、番号１〜３６の中間材を製造した。熱間圧延時の素材各々の鋼材温度を、表２に示す。本実施例においては、素材を加熱炉にて十分な時間で加熱したため、鋼材温度は加熱温度に等しかった。各番号の熱間圧延での圧延率を、表２に示す。
番号１〜３６各々の中間材に対して、焼入れ及び焼戻しを実施した。焼入れ温度は、９５０℃であった。焼入れ温度での保持時間（熱処理時間）は１５分であった。水冷により、中間材に焼入れを実施した。焼戻し温度は、番号１、２３〜３０、３２、３３の中間材が５５０℃であり、番号２〜２２、３１、３４〜３６の中間材が６００℃であった。焼戻し温度での保持時間は３０分であった。以上の製造工程により、各番号の鋼板を製造した。
［ミクロ組織観察試験］
番号１〜３６各々の鋼板を幅中央で長さ方向に切断した。切断面（長さ方向をｙ軸、肉厚方向をｘ軸とする）のうち、鋼板の中心部分からミクロ組織観察用のサンプルを採取した。採取されたサンプルから、上述の方法で面積率を測定し、フェライト相の体積率と定義した。さらに、オーステナイト相の体積率を、上述のＸ線回折法により求めた。さらに、焼戻しマルテンサイト相の体積率を、フェライト相の体積率及びオーステナイト相の体積率を用いて上述の方法により求めた。
番号１〜３６各々の鋼板を幅中央で長さ方向に切断した。切断面（長さ方向をｙ軸、肉厚方向をｘ軸とする）のうち、鋼板の中心部分からミクロ組織観察用のサンプルを採取した。採取されたサンプルから、上述の方法で面積率を測定し、フェライト相の体積率と定義した。さらに、オーステナイト相の体積率を、上述のＸ線回折法により求めた。さらに、焼戻しマルテンサイト相の体積率を、フェライト相の体積率及びオーステナイト相の体積率を用いて上述の方法により求めた。
さらに、観察面内の任意の位置から、観察倍率１００倍であって１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像（たとえば図１に示すような画像）を得た。得られたミクロ組織画像を用いて、上述の方法により、各番号の鋼板のβを算出した。
［降伏強度評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、引張試験用の丸棒を採取した。丸棒の長手方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向（Ｌ方向）であった。丸棒の平行部の直径は６ｍｍであり、標点間距離は４０ｍｍであった。採取された丸棒に対して、ＪＩＳ Ｚ２２４１（２０１１）に準拠して、室温で引張試験を実施し、降伏強度（０．２％耐力）を求めた。
番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、引張試験用の丸棒を採取した。丸棒の長手方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向（Ｌ方向）であった。丸棒の平行部の直径は６ｍｍであり、標点間距離は４０ｍｍであった。採取された丸棒に対して、ＪＩＳ Ｚ２２４１（２０１１）に準拠して、室温で引張試験を実施し、降伏強度（０．２％耐力）を求めた。
［低温靱性評価試験］
低温靱性評価試験としてシャルピー衝撃試験を実施した。番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、ＡＳＴＭ Ｅ２３に準拠したフルサイズ試験片を採取した。試験片の長手方向は、板幅方向に平行であった。採取された試験片を用いて、２０℃〜−１２０℃の温度範囲においてシャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を測定し、延性脆性の破面遷移温度を求めた。
低温靱性評価試験としてシャルピー衝撃試験を実施した。番号１〜３６各々の鋼板の肉厚方向の中央部分から、ＡＳＴＭ Ｅ２３に準拠したフルサイズ試験片を採取した。試験片の長手方向は、板幅方向に平行であった。採取された試験片を用いて、２０℃〜−１２０℃の温度範囲においてシャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を測定し、延性脆性の破面遷移温度を求めた。
［高温耐ＳＣＣ性評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板から、４点曲げ試験片を採取した。試験片の長さは７５ｍｍであり、幅は１０ｍｍであり、厚さは２ｍｍであった。試験片に４点曲げによるたわみを付与した。このとき、ＡＳＴＭ Ｇ３９に準拠して、試験片に与えられる応力が試験片の０．２％オフセット耐力と等しくなるように、試験片のたわみ量を決定した。３０ｂａｒ（３．０ＭＰａ）のＣＯ２と０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ２Ｓとが加圧封入された２００℃のオートクレーブを番号１〜３６各々に準備した。たわみをかけた試験片をオートクレーブに収納した。試験片は、オートクレーブ内で２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．５に調整した。浸漬後の試験片に対して応力腐食割れ（ＳＣＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、試験片に対して、引張応力が付加された部分の断面を１００倍の倍率で光学顕微鏡を用いて観察し、割れの有無を判定した。表３において、割れ無しが○であり、割れ有りが×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＣＣ性に優れる。さらに、試験片に対して、試験前の重量及び浸漬後の重量の変化量に基づいて、腐食減量を求めた。得られた腐食減量から年間腐食量（ｍｍ／Ｙｅａｒ）を計算した。
番号１〜３６各々の鋼板から、４点曲げ試験片を採取した。試験片の長さは７５ｍｍであり、幅は１０ｍｍであり、厚さは２ｍｍであった。試験片に４点曲げによるたわみを付与した。このとき、ＡＳＴＭ Ｇ３９に準拠して、試験片に与えられる応力が試験片の０．２％オフセット耐力と等しくなるように、試験片のたわみ量を決定した。３０ｂａｒ（３．０ＭＰａ）のＣＯ２と０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ２Ｓとが加圧封入された２００℃のオートクレーブを番号１〜３６各々に準備した。たわみをかけた試験片をオートクレーブに収納した。試験片は、オートクレーブ内で２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．５に調整した。浸漬後の試験片に対して応力腐食割れ（ＳＣＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、試験片に対して、引張応力が付加された部分の断面を１００倍の倍率で光学顕微鏡を用いて観察し、割れの有無を判定した。表３において、割れ無しが○であり、割れ有りが×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＣＣ性に優れる。さらに、試験片に対して、試験前の重量及び浸漬後の重量の変化量に基づいて、腐食減量を求めた。得られた腐食減量から年間腐食量（ｍｍ／Ｙｅａｒ）を計算した。
［常温での耐ＳＳＣ性評価試験］
番号１〜３６各々の鋼板から、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７ ＭＥＴＨＯＤ Ａ用の丸棒試験片を採取した。試験片の直径は６．３５ｍｍであり、平行部の長さは２５．４ｍｍであった。試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、ＮＡＣＡ ＴＭ０１７７−２００５に準拠して、試験片に与えられる応力が、試験材の実測の降伏応力の９０％になるように調整した。試験片は、０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ２Ｓと０．９９ｂａｒ（０．０９９ＭＰａ）のＣＯ２とを飽和させた２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．０に調整した。さらに、溶液の温度は２５℃に調整した。浸漬後の試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、番号１〜３６の試験片のうち、試験中に破断した試験片、及び破断しなかった試験片の各々に対して、平行部を肉眼にて観察し、クラック又は孔食の発生の有無を判定した。表３において、クラック又は孔食の発生が無い場合が○であり、クラック又は孔食の発生がある場合が×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＳＣ性に優れる。
番号１〜３６各々の鋼板から、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７ ＭＥＴＨＯＤ Ａ用の丸棒試験片を採取した。試験片の直径は６．３５ｍｍであり、平行部の長さは２５．４ｍｍであった。試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、ＮＡＣＡ ＴＭ０１７７−２００５に準拠して、試験片に与えられる応力が、試験材の実測の降伏応力の９０％になるように調整した。試験片は、０．０１ｂａｒ（１ｋＰａ）のＨ２Ｓと０．９９ｂａｒ（０．０９９ＭＰａ）のＣＯ２とを飽和させた２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液に７２０時間浸漬した。溶液は、０．４１ｇ／ｌのＣＨ３ＣＯＯＮａを含有したＣＨ３ＣＯＯＮａ＋ＣＨ３ＣＯＯＨ緩衝系によりｐＨ４．０に調整した。さらに、溶液の温度は２５℃に調整した。浸漬後の試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、番号１〜３６の試験片のうち、試験中に破断した試験片、及び破断しなかった試験片の各々に対して、平行部を肉眼にて観察し、クラック又は孔食の発生の有無を判定した。表３において、クラック又は孔食の発生が無い場合が○であり、クラック又は孔食の発生がある場合が×であり、○の場合が×の場合よりも耐ＳＳＣ性に優れる。
［試験結果］
表３に試験結果を示す。番号１〜３６の鋼板はいずれも、フェライト相の体積率（α分率）、オーステナイト相の体積率（γ分率）及び焼戻しマルテンサイト相の体積率（Ｍ分率）が、本実施形態の範囲内であった。番号１〜３６の鋼材はいずれも、降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、年間腐食量が０．０１ｍｍ／Ｙｅａｒ以下であり、耐ＳＣＣ性及び耐ＳＳＣ性が優れた。
表３に試験結果を示す。番号１〜３６の鋼板はいずれも、フェライト相の体積率（α分率）、オーステナイト相の体積率（γ分率）及び焼戻しマルテンサイト相の体積率（Ｍ分率）が、本実施形態の範囲内であった。番号１〜３６の鋼材はいずれも、降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、年間腐食量が０．０１ｍｍ／Ｙｅａｒ以下であり、耐ＳＣＣ性及び耐ＳＳＣ性が優れた。
番号１、４、７、１０、１２〜１６、１９〜３６の各鋼材はいずれも、βが１．５５以上であった。これらの鋼材は遷移温度が−３０℃以下であり、低温靭性に優れる。
また、番号２、３、５、６、８、９、１１、１７、１８の各鋼材はいずれも、βが１．５未満であり、遷移温度が−３０℃を上回った。これらの鋼材は低温靭性に劣る。
＜２．油井管の材料と構造との関係について＞
本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼について、油井管に適用した場合の耐焼きつき性能を確認するため、ファレックス試験及びメイクブレイク試験を実施した。
本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼について、油井管に適用した場合の耐焼きつき性能を確認するため、ファレックス試験及びメイクブレイク試験を実施した。
［ファレックス試験］
（試験条件）
実施例１−１、実施例１−２、比較例１−１、及び比較例１−２に係る試験片をそれぞれ３つずつ準備し、ファレックス試験機を用いた摩耗試験を実施した。共通の試験条件を以下に示す。試験終了条件は、摩擦係数０．２以上とした。
・試験面圧：２ＧＰａ
・ジャーナルピンの回転数：３ｒｐｍ
・ジャーナルピン側の潤滑剤：シェル社製ＨＰ ＡＰＩモディファイド スレッド コンパウンド タイプ３
・Ｖ型ブロック側の潤滑剤：なし
（試験条件）
実施例１−１、実施例１−２、比較例１−１、及び比較例１−２に係る試験片をそれぞれ３つずつ準備し、ファレックス試験機を用いた摩耗試験を実施した。共通の試験条件を以下に示す。試験終了条件は、摩擦係数０．２以上とした。
・試験面圧：２ＧＰａ
・ジャーナルピンの回転数：３ｒｐｍ
・ジャーナルピン側の潤滑剤：シェル社製ＨＰ ＡＰＩモディファイド スレッド コンパウンド タイプ３
・Ｖ型ブロック側の潤滑剤：なし
実施例１−１に係る試験片は、本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼からなり、表面処理（サンドブラスト加工）が施されたものである。実施例１−２に係る試験片は、実施例１−１に係る試験片と同じステンレス鋼からなるが、表面処理が施されていない。表４に、実施例１−１及び１−２の試験片を構成するステンレス鋼の主な元素の含有量を示す。表４において、各元素の含有量は質量％で示されている。
比較例１−１に係る試験片は、本開示の範囲外の化学組成を有するステンレス鋼からなり、表面処理（サンドブラスト加工）が施されたものである。比較例１−２に係る試験片は、比較例１−１に係る試験片と同じステンレス鋼からなるが、表面処理が施されていない。比較例１−１及び１−２に係る試験片を構成するステンレス鋼は、質量％で１１．９８００のＣｒを含有する。
（評価）
実施例１−１、実施例１−２、比較例１−１、及び比較例１−２の各々について、各試験片の試験開始から終了までの時間（試験終了時間）及びその平均を表５に示す。
実施例１−１、実施例１−２、比較例１−１、及び比較例１−２の各々について、各試験片の試験開始から終了までの時間（試験終了時間）及びその平均を表５に示す。
表５より、試験片に表面処理を施した実施例１−１及び比較例１−１を比較すると、実施例１−１の方が比較例１−１よりも試験終了時間が長いことがわかる。試験片に表面処理を施さなかった実施例１−２及び比較例１−２についても、実施例１−２の方が比較例１−２よりも試験終了時間が長いことがわかる。特に、実施例１−２は、比較例１−２と比べて試験終了時間が大幅に延びている。このことから、本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼は、摩耗が生じにくく、油井管に適用したときに耐焼きつき性能を向上させることができると予想される。
［メイクブレイク試験］
（試験条件）
実施例２−１〜２−３として、実施例１−１及び１−２と同じステンレス鋼からなる油井管を使用し、締結と解体とを繰り返すメイクブレイク試験を実施した。比較例２−１〜２−３として、比較例１−１及び１−２と同じステンレス鋼からなる油井管を使用して、同様のメイクブレイク試験を実施した。共通の試験条件を以下に示す。
・油井管の寸法：外径１７７．８ｍｍ、肉厚１４．９９ｍｍ
・表面処理：ピン及びボックスともにサンドブラスト加工あり
・メイクアップトルク：３４５００Ｎ−ｍ＋０／−１３６０
・回転数：２ｒｐｍ
・メイクブレイク回数：１０回
（試験条件）
実施例２−１〜２−３として、実施例１−１及び１−２と同じステンレス鋼からなる油井管を使用し、締結と解体とを繰り返すメイクブレイク試験を実施した。比較例２−１〜２−３として、比較例１−１及び１−２と同じステンレス鋼からなる油井管を使用して、同様のメイクブレイク試験を実施した。共通の試験条件を以下に示す。
・油井管の寸法：外径１７７．８ｍｍ、肉厚１４．９９ｍｍ
・表面処理：ピン及びボックスともにサンドブラスト加工あり
・メイクアップトルク：３４５００Ｎ−ｍ＋０／−１３６０
・回転数：２ｒｐｍ
・メイクブレイク回数：１０回
実施例２−１及び比較例２−１で使用した潤滑剤はＳｈｅｌｌ Ｔｙｐｅ ３、実施例２−２及び比較例２−２で使用した潤滑剤はＢＥＳＴＯＬＩＦＥ社製ＡＰＩ Ｍｏｄｉｆｉｅｄ ３０４−ＳＴである。実施例２−３及び比較例２−３では、いわゆる環境配慮型の潤滑剤（ＪＥＴ ＬＵＢＥ社製ＳＥＡＬ ＧＵＡＲＤ）を使用した。環境配慮型の潤滑剤は、重金属を含まず、潤滑性能が比較的低い潤滑剤である。
（試験結果）
実施例２−１では、１回目でネジ底に軽微なゴーリングが発生したが、手入れを実施した後、ゴーリングも疵の発生もなく１０回までメイクブレイクを完了した。
実施例２−１では、１回目でネジ底に軽微なゴーリングが発生したが、手入れを実施した後、ゴーリングも疵の発生もなく１０回までメイクブレイクを完了した。
実施例２−２では、１回目及び２回目でネジ底にスジ状の痕が発生したが、手入れを実施し、その後、さらに疵が発生することなく１０回までメイクブレイクを完了した。
実施例２−３では、１回目でネジ部にゴーリングが発生したため、メイクブレイク試験を中止した。しかし、シール部については性能が維持されていた。
比較例２−１では、１回目、２回目、５回目にネジ底に軽微なゴーリング・スジ状の痕が発生し、２回目、４回目、９回目にネジ荷重面に軽微なゴーリング・変形が発生したが、その都度、手入れを実施して試験を続行し、１０回のメイクブレイクを完了した。
比較例２−２では、１回目、２回目、４回目にネジ底にスジ状の痕が発生し、１回目、３回目にネジ荷重面に軽微なゴーリングが発生し、８回目にはネジの各面で軽微なゴーリングが発生し、１０回目にはネジ挿入面で変形が発生したが、その都度手入れを実施して試験を続行し、１０回のメイクブレイクを完了した。
比較例２−３では、１回目でネジ部及びシール部の全周にゴーリングが発生したため、メイクブレイク試験を中止した。
（評価）
実施例２−１及び２−２と比較例２−１及び２−２とを比較すると、明らかに、比較例２−１及び２−２の方が損傷の発生回数が多い。また、実施例２−３及び比較例２−３は、どちらも１回目のブレイクアウト後にメイクブレイク試験を中止したが、比較例２−３ではシール部が損傷しているのに対し、実施例２−３ではシール部に損傷が発生しておらず、密封性能が維持されている。よって、本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼によって油井管を構成すれば、締結及び解体時の損傷を抑制することができ、耐焼きつき性能を確保できることがわかる。
実施例２−１及び２−２と比較例２−１及び２−２とを比較すると、明らかに、比較例２−１及び２−２の方が損傷の発生回数が多い。また、実施例２−３及び比較例２−３は、どちらも１回目のブレイクアウト後にメイクブレイク試験を中止したが、比較例２−３ではシール部が損傷しているのに対し、実施例２−３ではシール部に損傷が発生しておらず、密封性能が維持されている。よって、本開示の範囲内の化学組成及びマトリクス組織を有するステンレス鋼によって油井管を構成すれば、締結及び解体時の損傷を抑制することができ、耐焼きつき性能を確保できることがわかる。
１０，１０Ａ：油井管
１１：管本体
１２：ピン
１２１：雄ねじ部
１２２：ピンシール面
１２２ａ：直線部
１３：ボックス
１３１：雌ねじ部
１３２：ボックスシール面
１３２ａ： 直線部
１１：管本体
１２：ピン
１２１：雄ねじ部
１２２：ピンシール面
１２２ａ：直線部
１３：ボックス
１３１：雌ねじ部
１３２：ボックスシール面
１３２ａ： 直線部
Claims (5)
- ステンレス鋼からなり、他の油井管と直接又はカップリングを介して連結される油井管であって、
前記ステンレス鋼は、
化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．００１〜０．０１７％、
Ｓｉ：０．０５〜０．５％、
Ｍｎ：０．０１〜２．０％、
Ｐ：０．０３％以下、
Ｓ：０．００５％未満、
Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、
Ｎｉ：４．７〜６．０％、
Ｖ：０．００５〜０．２５％、
Ａｌ：０．０５％以下、
Ｎ：０．０６％以下、
Ｏ：０．０１％以下、
Ｃｕ：０〜３．５％、
Ｃｏ：０〜１．５％、
Ｎｂ：０〜０．２５％、
Ｔｉ：０〜０．２５％、
Ｚｒ：０〜０．２５％、
Ｔａ：０〜０．２５％、
Ｂ：０〜０．００５％、
Ｃａ：０〜０．０１％、
Ｍｇ：０〜０．０１％、及び
ＲＥＭ：０〜０．０５％を含有し、さらに、
Ｍｏ：０〜３．５％、及び
Ｗ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有し、
残部がＦｅ及び不純物からなり、
マトリクス組織が、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有し、
前記マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上であり、
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。
前記油井管は、
管本体と、
前記管本体の少なくとも一方の端に連続して形成され、前記他の油井管のボックス又は前記カップリングのボックスに挿入されるピンと、
を備え、
前記ピンは、
外周に形成された雄ねじ部と、
前記雄ねじ部よりも先端側において外周に形成されたピンシール面と、
を有し、
前記ピンシール面は、管軸を含む平面で切断した前記油井管の断面で見て、前記ピンの先端側に向かうにつれて管軸に近づくように管軸に対して斜行する直線部を含み、前記直線部のテーパ比が１／１０〜１／３である、油井管。 - ステンレス鋼からなり、他の油井管と連結される油井管であって、
前記ステンレス鋼は、
化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．００１〜０．０１７％、
Ｓｉ：０．０５〜０．５％、
Ｍｎ：０．０１〜２．０％、
Ｐ：０．０３％以下、
Ｓ：０．００５％未満、
Ｃｒ：１５．５〜１８．０％、
Ｎｉ：４．７〜６．０％、
Ｖ：０．００５〜０．２５％、
Ａｌ：０．０５％以下、
Ｎ：０．０６％以下、
Ｏ：０．０１％以下、
Ｃｕ：０〜３．５％、
Ｃｏ：０〜１．５％、
Ｎｂ：０〜０．２５％、
Ｔｉ：０〜０．２５％、
Ｚｒ：０〜０．２５％、
Ｔａ：０〜０．２５％、
Ｂ：０〜０．００５％、
Ｃａ：０〜０．０１％、
Ｍｇ：０〜０．０１％、及び
ＲＥＭ：０〜０．０５％を含有し、さらに、
Ｍｏ：０〜３．５％、及び
Ｗ：０〜３．５％からなる群から選択された１種又は２種を式（１）を満たす範囲で含有し、
残部がＦｅ及び不純物からなり、
マトリクス組織が、体積率で、４０〜７０％の焼戻しマルテンサイト相と、１０〜５０％のフェライト相と、１〜１５％のオーステナイト相とを有し、
前記マトリクス組織を１００倍の倍率で撮影して得られた１ｍｍ×１ｍｍのミクロ組織画像を、肉厚方向をｘ軸としかつ長さ方向をｙ軸とするｘｙ座標系に配置し、１０２４×１０２４の各画素をグレースケールで表したとき、式（２）で定義されるβが１．５５以上であり、
１．０≦Ｍｏ＋０．５Ｗ≦３．５ （１）
ここで、Ｍｏ，Ｗは、Ｍｏ，Ｗの含有量（質量％）である。
前記油井管は、
管本体と、
前記管本体の一方の端に連続して形成され、前記他の油井管のピンが挿入されるボックスと、
を備え、
前記ボックスは、
内周に形成された雌ねじ部と、
前記雌ねじ部よりも前記管本体側において内周に形成されたボックスシール面と、
を有し、
前記ボックスシール面は、管軸を含む平面で切断した前記油井管の断面で見て、前記雌ねじ部側に向かうにつれて管軸から遠ざかるように管軸に対して斜行する直線部を含み、前記直線部のテーパ比が１／１０〜１／３である、油井管。 - 請求項１又は２に記載の油井管であって、
前記ステンレス鋼は、
前記化学組成が、質量％で、
Ｃｕ：０．２〜３．５％、及び
Ｃｏ：０．０５〜１．５％からなる群から選択された１種又は２種を含有する、油井管。 - 請求項１から３のいずれか１項に記載の油井管であって、
前記ステンレス鋼は、
前記化学組成が、質量％で、
Ｎｂ：０．０１〜０．２５％、
Ｔｉ：０．０１〜０．２５％、
Ｚｒ：０．０１〜０．２５％、及び
Ｔａ：０．０１〜０．２５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有する、油井管。 - 請求項１から４のいずれか１項に記載の油井管であって、
前記ステンレス鋼は、
前記化学組成が、質量％で、
Ｂ：０．０００３〜０．００５％、
Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、
Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％、及び
ＲＥＭ：０．０００５〜０．０５％からなる群から選択された１種又は２種以上を含有する、油井管。
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