(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、
Ｃ：０．００８〜０．０３％；
Ｓｉ：０〜１％；
Ｍｎ：０．１〜２％；
Ｃｒ：２０〜３５％；
Ｎｉ：３〜１０％；
Ｍｏ：０〜４％；
Ｗ：０〜６％；
Ｃｕ：０〜３％；
Ｎ：０．１５〜０．３５％を含有し、
残部が鉄および不純物からなり、
二相ステンレス鋼管の管軸方向に、６８９．１〜１０００．５ＭＰａの引張降伏強度ＹＳＬＴを有し、
前記引張降伏強度ＹＳＬＴ、前記管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ、前記二相ステンレス鋼管の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ及び前記管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣが、１式〜４式を全て満たす、
ことを特徴とする二相ステンレス鋼管。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（１）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（２）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（３）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（４）
【請求項２】
冷間加工された後、矯正加工及び３５０〜４５０℃の熱処理温度での低温熱処理を実施することにより製造されることを特徴とする請求項１に記載の二相ステンレス鋼管。
【請求項３】
前記矯正加工後、前記低温熱処理を実施することにより製造されることを特徴とする請求項２に記載の二相ステンレス鋼管。
【請求項４】
質量％で、
Ｃ：０．００８〜０．０３％；
Ｓｉ：０〜１％；
Ｍｎ：０．１〜２％；
Ｃｒ：２０〜３５％；
Ｎｉ：３〜１０％；
Ｍｏ：０〜４％；
Ｗ：０〜６％；
Ｃｕ：０〜３％；
Ｎ：０．１５〜０．３５％を含有し、
残部が鉄および不純物からなる二相ステンレス鋼の素管を製造する工程と；
前記素管を冷間加工する工程と；
前記冷間加工された素管に対して、矯正加工及び３５０〜４５０℃の熱処理温度での低温熱処理を実施することにより、二相ステンレス鋼管の管軸方向に６８９．１〜１０００．５ＭＰａの引張降伏強度ＹＳＬＴを有し、前記引張降伏強度ＹＳＬＴ、前記管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ、前記二相ステンレス鋼管の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ及び前記管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣが、１式〜４式を全て満たす前記二相ステンレス鋼管を製造する工程と；を有する
ことを特徴とする二相ステンレス鋼管の製造方法。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（１）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（２）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（３）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（４）
【請求項５】
前記素管に対して、前記矯正加工後、前記低温熱処理を実施することを特徴とする請求項４に記載の二相ステンレス鋼管の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、二相ステンレス鋼管及びその製造方法に関する。
本願は、２０１２年０８月３１日に、日本に出願された特願２０１２−１９０９９６号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
【背景技術】
【０００２】
油井やガス井（本明細書において、油井及びガス井を総称して「油井」と呼ぶ）には、油井管が利用される。油井は腐食環境を有する。そのため、油井管は耐食性を求められる。オーステナイト及びフェライトの二相組織からなる二相ステンレス鋼は、優れた耐食性を有する。したがって、二相ステンレス鋼管は、油井管に利用される。【０００３】
油井管の種類には、ケーシングとチュービングとがある。ケーシングは、坑井に挿入される。ケーシングと坑壁との間にはセメントが充填され、ケーシングは坑内に固定される。チュービングはケーシング内に挿入され、油やガスといった生産流体を通す。【０００４】
油井管は耐食性とともに、高い強度も要求される。油井管の強度グレードは一般的に、管軸方向の引張降伏強度で定義される。油井管の需要者は、掘削の対象となる井戸の環境（地層圧力、生産流体の温度及び圧力）を試掘や地質調査から割り出し、耐用可能な強度グレードの油井管を選択する。【０００５】
日本国特開平１０−８０７１５号公報（特許文献１）及び日本国特開平１１−５７８４２号公報（特許文献２）は、管軸方向の圧縮降伏強度を高める製造方法を提案する。【０００６】
特許文献１に開示された鋼管の製造方法は、冷間加工時の外径加工度と肉厚加工度との比Ｑ（Ｑ＝ＲＴ／ＲＤ：ＲＴは肉厚減面率、ＲＤは外径減面率）を１．５以下に調整する。これにより、管軸方向の圧縮降伏強度に優れた鋼管が得られると記載されている。具体的には、鋼管の管軸方向の圧縮降伏強度が引張降伏強度（０．２％耐力）の８０％以上になると記載されている。【０００７】
特許文献２に開示された鋼管の製造方法は、冷間加工された鋼管に対して２００〜４５０℃で熱処理を実施する。当該特許文献では、熱処理により、冷間加工により鋼中に導入された転位が再配列するため、管軸方向の圧縮降伏強度が高まると記載されている。具体的には、当該特許文献の製造方法により、鋼管の管軸方向の圧縮降伏強度が引張降伏強度（０．２％耐力）の８０％以上になると記載されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】日本国特開平１０−８０７１５号公報
【特許文献２】日本国特開平１１−５７８４２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
しかしながら、二相ステンレス鋼管を油井管として使用する場合、油井管の使用環境に応じて、油井管に負荷される応力の分布は変化する。したがって、上述の特許文献に記載された製造方法により管軸方向の圧縮降伏強度を高めた油井管を使用しても、油井管の使用環境によっては、管軸以外の方向から負荷される応力が大きい場合がある。したがって、これらの応力に対しても油井管が耐用可能である方が好ましい。さらに、上述の特許文献の製造方法では、二相ステンレス鋼管の管軸方向の圧縮降伏強度と引張降伏強度との差を十分に小さくできない場合もある。  【００１０】
本発明の目的は、使用環境に応じて異なる応力分布が負荷されても耐用可能な二相ステンレス鋼管を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
（１）本発明の第一の態様に係る二相ステンレス鋼管は、質量％で、Ｃ：０．００８〜０．０３％；Ｓｉ：０〜１％；Ｍｎ：０．１〜２％；Ｃｒ：２０〜３５％；Ｎｉ：３〜１０％；Ｍｏ：０〜４％；Ｗ：０〜６％；Ｃｕ：０〜３％；Ｎ：０．１５〜０．３５％を含有し、残部が鉄および不純物からなり、二相ステンレス鋼管の管軸方向に、６８９．１〜１０００．５ＭＰａの引張降伏強度ＹＳＬＴを有し、前記引張降伏強度ＹＳＬＴ、前記管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ、前記二相ステンレス鋼管の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ及び前記管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣが、ａ式〜ｄ式を全て満たす。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ａ）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（ｂ）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ｃ）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ｄ）
【００１３】
（２）上記（１）に記載の二相ステンレス鋼管は、冷間加工された後、矯正加工及び３５０〜４５０℃の熱処理温度での低温熱処理を実施することにより製造されてもよい。
【００１４】
（３）上記（２）に記載の二相ステンレス鋼管は、前記矯正加工後、前記低温熱処理を実施することにより製造されてもよい。
【００１５】
（４）本発明の第二の態様に係る二相ステンレス鋼管の製造方法は、質量％で、Ｃ：０．００８〜０．０３％；Ｓｉ：０〜１％；Ｍｎ：０．１〜２％；Ｃｒ：２０〜３５％；Ｎｉ：３〜１０％；Ｍｏ：０〜４％；Ｗ：０〜６％；Ｃｕ：０〜３％；Ｎ：０．１５〜０．３５％を含有し、残部が鉄および不純物からなる二相ステンレス鋼の素管を製造する工程と；前記素管を冷間加工する工程と；前記冷間加工された素管に対して、矯正加工及び３５０〜４５０℃の熱処理温度での低温熱処理を実施することにより、二相ステンレス鋼管の管軸方向に６８９．１〜１０００．５ＭＰａの引張降伏強度ＹＳＬＴを有し、前記引張降伏強度ＹＳＬＴ、前記管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ、前記二相ステンレス鋼管の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ及び前記管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣが、ａ式〜ｄ式を全て満たす前記二相ステンレス鋼管を製造する工程と；を有する。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ａ）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（ｂ）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ｃ）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（ｄ）
【００１６】
（５）上記（４）に記載の二相ステンレス鋼管の製造方法は、前記素管に対して、前記矯正加工後、前記低温熱処理を実施してもよい。
【発明の効果】
【００１８】
本発明の上記態様による二相ステンレス鋼管は、降伏強度の異方性が小さいため、使用環境によって異なる応力分布が負荷されても、耐用し得る。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】油井及び油井管の模式図である。
【図２】図１中の油井管の断面図である。
【図３】図２と異なる、図１中の油井管の他の断面図である。
【図４】二相ステンレス鋼管の冷間加工を説明するための模式図である。
【図５】図４中の二相ステンレス鋼管の結晶粒内での転位の挙動を説明するための模式図である。
【図６】冷間加工後の二相ステンレス鋼管に対して、圧縮荷重を負荷した場合の結晶粒内の転位の挙動を説明するための模式図である。
【図７】冷間加工後の二相ステンレス鋼管に対して、矯正加工を実施した場合の結晶粒内の転位の挙動を説明するための模式図である。
【図８】オーステナイト相でのＣ（カーボン）及びＮ（窒素）原子の、熱処理温度（℃）と、当該温度での１０分間保持による拡散移動距離（ｎｍ）との関係を示す図である。
【図９】フェライト相でのＣ（カーボン）及びＮ（窒素）原子の、熱処理温度（℃）と、当該温度での１０分間保持による拡散移動距離（ｎｍ）との関係を示す図である。
【図１０】矯正機の模式図である。
【図１１】図１０に示す矯正機のスタンドの正面図である。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
以下、図面を参照し、本発明の実施の形態を詳しく説明する。図中同一又は相当部分には同一符号を付してその説明は繰り返さない。以下、元素の含有量の「％」は、質量％を意味する。
【００２１】
本発明者らは、種々の検討及び調査を実施することにより、以下の知見を得た。
【００２２】
ケーシングやチュービングとして利用される油井管１０１は、管軸方向に引張荷重ＦＴ及び圧縮荷重ＦＩを受ける。図１は、油井１０２及び油井管１０１の模式図である。図１を参照して、油井管１０１は、地層１００内に挿入される。油井管１０１の下端は、油井１０２内に配置される。このとき、油井管１０１は、自重により、管軸方向に引張荷重ＦＴを受ける。さらに、油井管１０１内に生産流体１０３が通る。生産流体１０３は高温であるため、油井管１０１は熱膨張する。通常、油井管１０１の上端及び下端は固定されている。したがって、油井管１０１が生産流体１０３を通すとき、油井管１０１は管軸方向に圧縮荷重ＦＩを受ける。以上より、油井管１０１は、管軸方向に引張荷重ＦＴ及び圧縮荷重ＦＩを受ける。
【００２３】
油井管１０１はさらに、耐内圧性及び耐外圧性も要求される。図２は、図１中の油井管１０１の断面図である。図２を参照して、油井管１０１が内部に生産流体１０３を通すとき、生産流体１０３により、油井管１０１に内圧ＰＩが負荷される。内圧ＰＩにより、油井管１０１の管周方向には、引張荷重ＦＴが負荷される。さらに、管周方向の引張荷重ＦＴに起因して、管軸方向に圧縮荷重ＦＩが負荷される。
【００２４】
同様に、図３を参照して、油井管１０１がケーシングである場合、油井管１０１の外面に、外圧である地層圧ＰＯが負荷される。地層圧ＰＯにより、油井管１０１の管周方向には、圧縮荷重ＦＩが負荷される。そして、管周方向の圧縮荷重ＦＩに起因して、管軸方向に引張荷重ＦＴが負荷される。
【００２５】
このような応力分布は、油井管１０１の配置場所によっても変化する。たとえば、掘削時において、チュービングは管軸周りを回転しながら地中内を掘り進む。このとき、チュービングの最先端部分は、管軸方向に引張荷重ＦＴ及び圧縮荷重ＦＩを繰り返し受ける。また、地表近傍に配置された油井管１０１は、管軸方向に引張荷重ＦＴを負荷され、大きな内圧ＰＩも受ける。
【００２６】
したがって、油井管１０１として使用される二相ステンレス鋼管１には、管軸方向の引張降伏強度と圧縮降伏強度のバランスが求められるだけでなく、耐内圧性及び耐外圧性も求められる。
【００２７】
二相ステンレス鋼管１がこれらの特性を得るためには、二相ステンレス鋼管１の管軸方向及び管周方向の引張降伏強度及び圧縮降伏強度の異方性を小さくすればよい。
【００２８】
異方性を小さくするために、冷間加工後の二相ステンレス鋼管１に対して、傾斜ロール式の矯正機２００により矯正加工を実施し、かつ、３５０〜４５０℃で低温熱処理を実施する。矯正加工及び低温熱処理を実施することにより、製造された二相ステンレス鋼管１の下記（１）〜（４）の試験片採取方向と引張降伏強度と圧縮降伏強度との降伏強度の比（圧縮降伏強度／引張降伏強度）の差が小さくなる。すなわち、降伏強度の異方性は小さくなる。具体的には、二相ステンレス鋼管１の管軸方向の引張降伏強度ＹＳＬＴ（ＭＰａ）、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ（ＭＰａ）、二相ステンレス鋼管１の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ（ＭＰａ）及び管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣ（ＭＰａ）とは、１式〜４式を満たす。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（１）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（２）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（３）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（４）
【００２９】
傾斜ロール式の矯正機２００による矯正加工及び低温熱処理を実施することにより、二相ステンレス鋼管１の降伏強度の異方性が小さくなる理由は、以下のとおり推定される。
【００３０】
冷間加工は、二相ステンレス鋼管１を縮径しながら軸方向に延伸する。したがって、冷間加工は、二相ステンレス鋼管１の軸方向に引張歪みを導入し、かつ、周方向に圧縮歪みを導入する。図４に示すように、二相ステンレス鋼管１内の任意の結晶粒１０に注目する。冷間加工が実施されると、二相ステンレス鋼管１の管軸方向に引張荷重ＦＴが付与される。その結果、図５に示すとおり、すべり系１１で複数の転位１２が発生する。転位１２は、すべり系１１内で図５に示す方向Ｘ１に移動し、粒界ＧＢ近傍で堆積する。堆積した転位１２間には斥力ＲＦが働く。
【００３１】
次に、冷間加工まま（Ａｓ  Ｃｏｌｄ  Ｗｏｒｋｅｄ）の二相ステンレス鋼管１の管軸方向に圧縮荷重ＦＩを負荷する。この場合、図６に示すとおり、転位１２は、圧縮荷重ＦＩに基づく負荷応力σＦＩに加えて、斥力ＲＦを利用して、すべり系１１のうち、方向Ｘ１と反対の方向Ｘ２に移動する。この場合、真の降伏応力σｔは、５式で定義される。
σｔ＝σＦＩ＋ＲＦ  ・・・（５）
【００３２】
したがって、冷間加工により予め導入された斥力ＲＦにより、真の降伏応力σｔよりも低い負荷応力σＦＩで転位１２が活動し始める。要するに、冷間加工によりバウシンガ効果が発生し、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣが低下する。
【００３３】
傾斜ロール式の矯正機２００による矯正加工は、バウシンガ効果を抑制し、二相ステンレス鋼管１の管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣを高める。その理由は定かではないが、以下のとおり推定される。
【００３４】
傾斜ロール式の矯正機２００による矯正加工では、二相ステンレス鋼管１は傾斜ロール２２に挟まれ、管軸周りを回転しながら前進する。このとき、二相ステンレス鋼管１は、傾斜ロール２２により、冷間加工と異なる方向から（主として径方向から）外力ＦＯを受ける。そのため、矯正加工では、図７に示すとおり、外力ＦＯにより、冷間加工により導入されたすべり系１１と異なるすべり系１３で転位１４が発生し、活動する。
【００３５】
矯正加工により導入された転位１４は、転位１２に対して林立転位として機能する。さらに、転位１２及び転位１４は互いに交差し、切り合う。その結果、キンク部やジョグ部を有する転位１２及び転位１４が生成される。キンク部やジョグ部は、その他の転位部分と異なるすべり面に形成される。したがって、キンク部やジョグ部を有する転位１２及び転位１４の移動は制限される。その結果、図６のように圧縮荷重ＦＩが負荷されても、転位１２は移動しにくく、圧縮降伏強度ＹＳＬＣの低下が抑制される。
【００３６】
さらに、３５０〜４５０℃の熱処理温度で低温熱処理を実施すれば、冷間加工された二相ステンレス鋼管１の管軸方向及び管周方向の降伏強度の異方性が小さくなる。その理由は以下のとおり推定される。
【００３７】
本実施形態による二相ステンレス鋼管１は、炭素（Ｃ）及び窒素（Ｎ）を含有する。これらの元素は、ＦｅやＮｉ等の元素と比較してサイズが小さい。したがって、Ｃ及びＮは低温熱処理により鋼中で拡散し、転位芯の近傍に固着する。転位芯近傍に固着したＣやＮは、コットレル効果により、転位１２および転位１４の活動を妨げる。
【００３８】
図８は低温熱処理における熱処理温度（℃）と、当該熱処理温度で１０分保持した場合における、オーステナイト相でのＣ原子及びＮ原子の拡散移動距離との関係を示す図である。図９は低温熱処理における熱処理温度（℃）と、当該熱処理温度で１０分保持した場合における、フェライト相でのＣ原子及びＮ原子の拡散移動距離との関係を示す図である。図８及び図９において、マーク「○」は、Ｃの拡散移動距離（ｎｍ）を示す。マーク「□」は、Ｎの拡散移動距離（ｎｍ）を示す。
【００３９】
図８及び図９を参照して、オーステナイト相及びフェライト相のいずれにおいても、熱処理温度が３５０℃近傍に至るまでは、熱処理温度が上昇しても、拡散移動距離はそれほど上昇しない。しかしながら、熱処理温度が３５０℃近傍に至ると、それ以降は温度の上昇に従い、拡散移動距離は顕著に増大する。具体的には、３５０℃以上の熱処理温度で１０分以上保持すれば、オーステナイト相におけるＣ原子及びＮ原子の拡散移動距離は１０ｎｍ以上となり、フェライト相におけるＣ原子及びＮ原子の拡散移動距離は１０μｍ以上となる。
【００４０】
したがって、低温熱処理における熱処理温度を３５０℃以上とし、その熱処理温度で１０分以上保持すれば、Ｃ及びＮ原子は十分に拡散し、冷間加工により鋼中に導入された転位芯に固着する。そして、Ｃ及びＮ原子の固着によりコットレル効果が起こり、転位１２および転位１４の運動が妨げられるため、鋼の引張降伏強度および圧縮降伏強度が高まる傾向になるが、バウシンガー効果で下がっていた方向に対しては顕著に現れる。
【００４１】
冷間加工された鋼の転位密度は一般に１０１４〜２３/ｍ２程度である。したがって、Ｃ原子及びＮ原子の拡散移動距離が、転位１２および転位１４の平均間隔より広い１０ｎｍ以上であれば、Ｃ原子及びＮ原子を転位芯に固着させることができる。
【００４２】
一方、二相ステンレス鋼が４７５℃に保持されれば、４７５℃脆性が発生する。したがって、低温熱処理における熱処理温度の上限は４５０℃である。
【００４３】
以上より、３５０〜４５０℃の熱処理温度で低温熱処理が実施されれば、熱処理前の加工処理（本実施形態では冷間加工）により導入された転位１２および転位１４がコットレル効果により活動しにくくなると推定される。したがって、低温熱処理は、バウシンガ効果による引張降伏強度あるいは圧縮降伏強度の低下を抑制し、二相ステンレス鋼管１の管軸方向及び管周方向の降伏強度の異方性を小さくする。
【００４４】
以上のとおり、矯正加工と低温熱処理とを実施することにより、冷間加工時に発生するバウシンガ効果に起因する引張降伏強度あるいは圧縮降伏強度の低下を抑制できる。具体的には、図７に示すとおり、矯正加工により、冷間加工時のすべり系１１と異なるすべり系１３に転位１４を生成し、転位１２の活動を阻害する。さらに、低温熱処理により、Ｃ、Ｎを転位芯近傍に固着し、転位１２および転位１４の活動を妨げる。以上の知見に基づいて、本実施形態の二相ステンレス鋼管１は完成した。以下、本実施形態の二相ステンレス鋼管１を詳述する。
【００４５】
本実施形態による二相ステンレス鋼管１は、オーステナイト及びフェライトの二相組織からなる。
【００４６】
［二相ステンレス鋼管１の好ましい化学組成］
好ましくは、二相ステンレス鋼管１は、以下の化学組成を有する。なお、各元素の含有量の「％」は「質量％」を表す。
【００４７】
Ｃ：０．００８〜０．０３％
炭素（Ｃ）は、オーステナイト相を安定させて強度を高める。Ｃはさらに、熱処理における昇温時に炭化物を形成する。これにより、微細組織が得られる。しかしながら、Ｃ含有量が０．０３％を超えると、熱処理や溶接時の熱影響により炭化物が過剰に析出し、鋼の耐食性及び加工性が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．０３％以下とする。極めて高い鋼の耐食性及び加工性が要求される場合には、その上限を０．０３％未満、０．０２％又は０．０１８％としてもよい。Ｃ含有量が０．００８％未満の場合、強度の確保が困難になるとともに、製鋼時の脱炭コストが上昇する。その下限を０．０１０％又は０．０１４％としてもよい。
【００４８】
Ｓｉ：０〜１％
珪素（Ｓｉ）は、鋼を脱酸する。Ｓｉはさらに、熱処理における昇温時に金属間化合物を形成する。これにより、微細組織が得られる。しかしながら、Ｓｉ含有量が１％を超えると、熱処理や溶接時の熱影響により金属間化合物が過剰に析出し、鋼の耐食性及び加工性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は１％以下とする。極めて高い鋼の耐食性及び加工性が要求される場合には、その上限を１％未満、０．８％又は０．７％としてもよい。Ｓｉの下限を規定する必要はなく、その下限は０％である。金属間化合物の形成のため又は脱酸のために、Ｓｉを含有してもよく、必要に応じて、その下限を０．０５％、０．１％又は０．２％としてもよい。
【００４９】
Ｍｎ：０．１〜２％
マンガン（Ｍｎ）は、上記のＳｉと同様に、鋼を脱酸する。Ｍｎはさらに、鋼中のＳと結合して硫黄物を形成し、Ｓを固定する。そのため、鋼の熱間加工性が高まる。Ｍｎ含有量が０．１％未満では、上記効果が得られにくい。したがって、Ｍｎ含有量は０．１％以上とする。一方、Ｍｎ含有量が２％を超えると、鋼の熱間加工性及び耐食性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は２％以下とする。Ｍｎ含有量の下限を０．１％超、０．２％又は０．３％としてもよい。またＭｎ含有量の上限は２％未満、１．７％又は１．５％としてもよい。
【００５０】
Ｃｒ：２０〜３５％
クロム（Ｃｒ）は、鋼の耐食性を維持し強度を高める。Ｃｒ含有量が２０％未満では、上記効果が得られにくい。したがって、Ｃｒ含有量は２０％以上とする。一方、Ｃｒ含有量が３５％を超えると、σ相が生成しやすくなり鋼の耐食性及び靱性が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は３５％以下とする。Ｃｒ含有量の下限を２０％超、２２％又は２３％としてもよい。またＣｒ含有量の上限は、３５％未満、３０％又は２８％としてもよい。
【００５１】
Ｎｉ：３〜１０％
ニッケル（Ｎｉ）は、オーステナイト相を安定化し、フェライト及びオーステナイトの二相組織を形成する。Ｎｉ含有量が３％未満では、フェライト相が主体の組織が生成され、二相組織が得られにくい。したがって、Ｎｉ含有量は３％以上とする。一方、Ｎｉは高価であるため、Ｎｉ含有量が１０％を超えると、製造コストが高くなる。したがって、Ｎｉ含有量は１０％以下とする。Ｎｉ含有量の下限を３％超、５％又は６％としてもよい。またＮｉ含有量の上限は、１０％未満、９％又は８％としてもよい。
【００５２】
Ｍｏ：０〜４％
モリブデン（Ｍｏ）は、鋼の耐孔食性及び耐隙間腐食性を高める。Ｍｏはさらに、固溶強化により鋼の強度を高める。そのため、Ｍｏは必要に応じで含有される。Ｍｏ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、Ｍｏ含有量が４％を超えると、σ相が析出しやすくなり、鋼の靱性が低下する。したがって、Ｍｏ含有量は４％以下とする。上記効果が更に要求される場合には、その上限を４％未満、３．８％又は３．５％としてもよい。Ｍｏの下限を規定する必要はなく、その下限は０％である。上記効果を顕著に得るために、Ｍｏを含有してもよく、必要に応じて、その下限を０．５％、０．５％超、２％又は３％としてもよい。
【００５３】
Ｗ：０〜６％
タングステン（Ｗ）は、Ｍｏと同様に、鋼の耐孔食性及び耐隙間腐食性を高める。Ｗはさらに、固溶強化により鋼の強度を高める。そのため、Ｗは必要に応じて含有される。Ｗ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、Ｗ含有量が６％を超えると、σ相が析出しやすくなり、鋼の靱性が低下する。したがって、Ｗ含有量は６％以下とする。上記効果が更に要求される場合には、その上限を６％未満、５％又は４％としてもよい。Ｗの下限を規定する必要はなく、その下限は０％である。上記効果を顕著に得るために、Ｗを含有してもよく、必要に応じて、その下限を０．５％、０．５％超、１％又は２％としてもよい。
【００５４】
なお、本実施形態の二相ステンレス鋼は、Ｍｏ及びＷをいずれも含有しなくてもよく、Ｍｏ及びＷのうち、少なくても１種以上を含有してもよい。
【００５５】
Ｃｕ：０〜３％
銅（Ｃｕ）は、鋼の耐食性および粒界腐食抵抗を高める。そのため、Ｃｕは必要に応じて含有される。Ｃｕ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、Ｃｕ含有量が３％を超えると、その効果は飽和し、さらに、鋼の熱間加工性及び靱性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は３％以下とする。上記効果が更に要求される場合には、その上限を３％未満、２％又は１％としてもよい。Ｃｕの下限を規定する必要はなく、その下限は０％である。上記効果を顕著に得るために、Ｃｕを含有してもよく、必要に応じて、その下限を０．１％、０．１％超又は０．３％としてもよい。
【００５６】
Ｎ：０．１５〜０．３５％
窒素（Ｎ）は、オーステナイトの安定性を高め、鋼の強度を高める。Ｎはさらに、二相ステンレス鋼の耐孔食性および耐隙間腐食性を高める。Ｎ含有量が０．１５％未満では、上記効果は得られにくい。したがって、Ｎ含有量は０．１５％以上とする。一方、Ｎ含有量が０．３５％を超えると、鋼の靱性及び熱間加工性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．３５％以下とする。Ｎ含有量の下限を０．１５％超、０．１７％超又は０．２０％としてもよい。またＮ含有量の上限は０．３５％未満、０．３３％又は０．３０％としてもよい。
【００５７】
本実施形態の二相ステンレス鋼管１の残部は鉄及び不純物である。不純物としては、ステンレス鋼の原料として利用される鉱石やスクラップ、あるいは製造過程の環境等から混入される元素をいう。好ましくは、不純物のうち、Ｐ、Ｓ及びＯの含有量は以下のとおり制限される。
【００５８】
Ｐ：０．０４％以下
燐（Ｐ）は、鋼の精錬時に不可避的に混入する不純物であり、鋼の熱間加工性、耐食性及び靱性を低下させる元素である。したがって、Ｐ含有量は、０．０４％以下に、好ましくは０．０４％未満、０．０３４％以下又は０．０３０％以下とする。
【００５９】
Ｓ：０．０３％以下
硫黄（Ｓ）は、鋼の精錬時に不可避的に混入する不純物であり、鋼の熱間加工性を低下させる元素である。Ｓはさらに、硫化物を形成する。硫化物は、孔食の発生起点となるため、鋼の耐孔食性を低下する。したがって、Ｓ含有量は、０．０３％以下に、好ましくは０．００３％未満、０．００１％以下又は０．０００７％以下とする。
【００６０】
Ｏ：０．０１０％以下
酸素（Ｏ）は、鋼の精錬時に不可避的に混入する不純物であり、鋼の熱間加工性を低下させる元素である。したがって、Ｏ含有量は、０．０１０％以下に、好ましくは０．０１０％未満、０．００９％以下又は０．００８％以下とする。
【００６１】
［製造方法］
本実施形態による二相ステンレス鋼管１の製造方法の一例を説明する。
【００６２】
初めに、二相ステンレス鋼を溶製して溶湯を製造する。二相ステンレス鋼の溶製は、電気炉や、Ａｒ−Ｏ２混合ガス底吹き脱炭炉（ＡＯＤ炉）、真空脱炭炉（ＶＯＤ炉）等を利用できる。
【００６３】
溶湯を用いて鋳造材を製造する。鋳造材はたとえば、インゴットやスラブ、ブルームである。具体的には、造塊法によりインゴットを製造する。又は、連続鋳造法により、スラブやブルームを製造する。
【００６４】
鋳造材を熱間加工して丸ビレットを製造する。熱間加工はたとえば、熱間圧延や熱間鍛造である。製造された丸ビレットを熱間加工して、素管３０を製造する。具体的には、ユジーンセジュルネ法に代表される押出製管法により、丸ビレットから素管３０を製造する。又は、マンネスマン製管法により、丸ビレットから素管３０を製造する。
【００６５】
製造された素管３０に対して、冷間加工を実施する。二相ステンレス鋼管１の強度を高め、管軸方向の引張降伏強度ＹＳＬＴを６８９．１〜１０００．５ＭＰａにするためである。
【００６６】
冷間加工には、冷間引抜と、ピルガー圧延に代表される冷間圧延とがある。本実施形態においては、冷間引抜及び冷間圧延のいずれを採用してもよい。冷間引抜は、冷間圧延と比較して、管軸方向に大きな引張ひずみを二相ステンレス鋼管１に与える。冷間圧延は、素管３０の管軸方向だけでなく管周方向にも大きなひずみを与える。したがって、冷間圧延は、冷間引抜と比較して、素管３０の管周方向に大きな圧縮ひずみを与える。
【００６７】
冷間加工時の好ましい断面減少率は、５．０％以上である。ここで、断面減少率は、６式で定義される。
断面減少率＝（冷間加工前の素管３０の断面積−冷間加工後の素管３０の断面積）／冷間加工前の素管３０の断面積×１００  ・・・（６）
【００６８】
上述の断面減少率で冷間加工を実施すれば、引張降伏強度ＹＳＬＴが６８９．１〜１０００．５ＭＰａになる。好ましい断面減少率の下限は、７．０％である。断面減少率が高すぎれば、二相ステンレス鋼管１の真円度が低下する。したがって、冷間引抜の好ましい断面減少率の上限は２０．０％であり、冷間圧延の好ましい断面減少率の上限は４０．０％である。
【００６９】
熱間加工と冷間加工との間に、他の処理が実施されてもよい。たとえば、熱間加工された素管３０に対して、固溶化熱処理を実施する。固溶化熱処理後の素管３０に対してデスケーリングを実施してスケールを除去する。デスケーリング後の素管３０に対して、冷間加工を実施する。
【００７０】
さらに、冷間加工を複数回実施してもよい。冷間加工を複数回実施する場合、冷間加工と次の冷間加工との間に、軟化熱処理として固溶化熱処理を実施してもよい。冷間加工を複数回実施する場合、最終の冷間加工後の素管３０に対して、以降の工程を実施する。
【００７１】
冷間加工後の素管３０に対して、傾斜ロール式の矯正機２００により矯正加工と、低温熱処理とを実施する。矯正加工及び低温熱処理のいずれを先に実施してもよい。つまり、冷間加工後に矯正加工を実施し、その後、低温熱処理を実施してもよい。冷間加工後に低温熱処理を実施し、その後、矯正加工を実施してもよい。また、矯正加工を複数回実施してもよいし、低温熱処理を複数回実施してもよい。たとえば、冷間加工、１回目の矯正加工、低温熱処理、２回目の矯正加工、の順に実施してもよい。冷間加工、１回目の低温熱処理、矯正加工、２回目の低温熱処理、の順に実施してもよい。以下、矯正加工及び低温熱処理の詳細を説明する。
【００７２】
［矯正加工］
図１０は矯正機２００の模式図である。図１０を参照して、本実施形態で利用される矯正機２００は、傾斜ロール式である。図１０に示す矯正機２００は、複数のスタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ４を有する。複数のスタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ４は一列に配列される。
【００７３】
各スタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ４は、一対又は１個の傾斜ロール２２を備える。具体的には、最後尾のスタンドＳＴ４は１個の傾斜ロール２２を備え、他のスタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ３は上下に配置された一対の傾斜ロール２２を備える。
【００７４】
各傾斜ロール２２は、ロール軸２２１と、ロール表面２２２とを備える。ロール軸２２１は、パスラインＰＬに対して斜めに傾いている。各スタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ３の一対の傾斜ロール２２のロール軸２２１は互いに交差する。上下に配置された傾斜ロール２２のロール軸２２１がパスラインＰＬに対して斜めに傾き、かつ、互いに交差するため、素管３０に管周方向の回転を与えることができる。ロール表面２２２は凹状である。
【００７５】
スタンドＳＴ２の傾斜ロール２２間ギャップの中心Ｐ０は、パスラインＰＬからずれて配置される。そのため、スタンドＳＴ１及びスタンドＳＴ２は素管３０を曲げ、スタンドＳＴ２及びスタンドＳＴ３は素管３０を曲げ戻す。これにより、矯正機２００は、素管３０の曲がりを矯正する。
【００７６】
矯正機２００はさらに、各スタンドＳＴｉ（ｉ＝１〜３）の一対の傾斜ロール２２により素管３０を径方向に圧下する。これにより、矯正機２００は、素管３０の真円度を上げ、かつ、素管３０の降伏強度の異方性を小さくする。
【００７７】
図１１は、一対の傾斜ロール２２を有するスタンドＳＴｉにおける、傾斜ロール２２と素管３０との正面図である。一対の傾斜ロール２２により、素管３０は圧下される。スタンドＳＴｉでの圧下前の素管３０Ａの外径をＤＡ（ｍｍ）、スタンドＳＴｉでの圧下後の素管３０Ｂの外径をＤＢ（ｍｍ）と定義した場合、クラッシュ量ＡＣ（ｍｍ）は以下の７式で定義される。
ＡＣ＝ＤＡ−ＤＢ  ・・・（７）
【００７８】
さらに、クラッシュ率ＲＣ（％）は、以下の８式で定義される。
ＲＣ＝（ＤＡ−ＤＢ）／ＤＡ×１００  ・・・（８）
【００７９】
各スタンドＳＴｉは、スタンドごとに設定されたクラッシュ量ＡＣで、周方向に回転する素管３０を圧下し、素管３０に対して歪みを与える。圧下により素管３０内に発生する転位１４は、図７で示すとおり、冷間加工時に発生する転位１２とは異なるすべり系１３で活動する。したがって、矯正加工により発生した転位１４が、冷間加工時に発生した転位１２とぶつかって互いに切り合い、その結果、転位１２および転位１４が移動しにくくなる。したがって、矯正加工は、バウシンガ効果により管軸方向の圧縮応力強度ＹＳＬＣが低下するのを抑制する。
【００８０】
上述のとおり、降伏強度の異方性、特に、管軸方向の降伏強度の異方性を低減するためには、傾斜ロール２２による圧下が有効である。クラッシュ率ＲＣが大きいほど、素管３０の径方向に歪みを与えることができる。各スタンドＳＴｉのクラッシュ率ＲＣのうち最大のクラッシュ率ＲＣを最大クラッシュ率と定義する。最大クラッシュ率による圧下が、素管３０に最も大きな歪みを与えることができる。したがって、最大クラッシュ率が、管軸方向の降伏強度の異方性の低減に効くと推定される。好ましい最大クラッシュ率は、２．０〜１５．０％である。さらに好ましい最大クラッシュ率の下限は、４．０％であり、さらに好ましい最大クラッシュ率の上限は、１２．０％である。
【００８１】
図１０では、矯正機２００は、７個の傾斜ロール２２を備え、４つのスタンドＳＴ１〜スタンドＳＴ４を備える。しかしながら、傾斜ロール２２の数は７個に限定されないし、スタンド数も４つに限定されない。傾斜ロール２２の数は１０個であってもよいし、それ以外の複数個であってもよい。傾斜ロール数が奇数である場合、最後尾のスタンドは１個の傾斜ロール２２を備え、それ以外のスタンドは一対の傾斜ロール２２を備える。傾斜ロール数が偶数である場合、各スタンドは一対の傾斜ロール２２を備える。
【００８２】
［低温熱処理］
低温熱処理では、素管３０を熱処理炉に装入する。そして、３５０〜４５０℃の熱処理温度で素管３０を均熱する。上述の温度範囲で均熱することにより、素管３０中のＣ及びＮが拡散し、転位芯近傍で固着しやすくなる。その結果、転位１２および転位１４が移動しにくくなり、管軸方向及び管周方向の降伏強度の異方性を低減する。
【００８３】
熱処理温度が４５０℃を超えると二相ステンレス鋼の４７５℃脆化が発生し、靭性が低下する。
【００８４】
好ましい均熱時間は５分以上である。この場合、二相ステンレス鋼中のＣ及びＮが十分に拡散する。好ましい均熱時間の上限は、６０分である。なお、低温熱処理の熱処理温度は低いため、熱処理後の素管３０に曲がりが発生しにくい。
【００８５】
以上の工程により、１式〜４式を満たす二相ステンレス鋼管１が製造される。
【００８６】
上述のとおり、矯正加工と低温熱処理の順番は特に制限されない。しかしながら、好ましくは、冷間加工後に矯正加工を実施し、矯正加工後に低温熱処理を実施する。この場合、冷間加工により発生した転位１２だけでなく、矯正加工により発生した転位１４にもＣやＮが固着し、コットレル効果が得られる。そのため、管軸方向及び管周方向の降伏強度の異方性をさらに低下しやすい。
【実施例】
【００８７】
異なる製造条件により複数の二相ステンレス鋼管１を製造した。製造された二相ステンレス鋼管１の降伏強度の異方性について調査した。【００８８】
表１に示す化学組成を有する鋼Ａ及び鋼Ｂを溶製してインゴットを製造した。【００８９】
【表１】
0005500324.tif 000002
【００９０】
鋼Ａ及び鋼Ｂはいずれも、本実施形態の好ましい化学組成の範囲内であった。なお、鋼Ａ及び鋼ＢのＰ含有量は、０．０４％以下であり、Ｓ含有量は、０．０３％以下であり、Ｏ含有量は、０．０１０％以下であった。【００９１】
製造されたインゴットを熱間押出して、複数の冷間加工用の素管３０を製造した。冷間加工用の素管３０に対して、表２に示す製造工程を実施し、マーク１〜マーク１６の二相ステンレス鋼管１を製造した。【００９２】
【表２】
0005500324.tif 000003
【００９３】
表２を参照して、鋼の欄には、使用されたビレットの種類（鋼Ａ及び鋼Ｂ）が記載されている。外径の欄には、製造された二相ステンレス鋼管１の外径（６０．０ｍｍ及び１７８．０ｍｍ）が記載されている。【００９４】
製造工程の欄には、冷間加工用の素管３０に対して実施された製造工程が記載されている。製造工程の欄を参照して、ＡｓＰ／Ｄは、冷間引抜ままを意味する。Ｐ／Ｄは、冷間引抜を意味する。ＣＲは、冷間圧延を意味する。ＳＴＲは矯正加工を意味する。熱処理は、低温熱処理を意味する。【００９５】
本実施例では、冷間引抜の断面減少率は８％であり、冷間圧延の断面減少率は１６％であった。ここで、断面減少率（％）は上述の６式で求めた。【００９６】
熱処理温度の欄には、製造工程中に実施された低温熱処理の熱処理温度（℃）が記載されている。ロール数の欄には、矯正加工に利用される矯正機２００の傾斜ロール数が記載されている。最大クラッシュ率の欄には、矯正加工時の最大クラッシュ率（％）が記載されている。【００９７】
具体的には、マーク１〜マーク１６の冷間加工用の素管３０（以下、単に素管３０という）に対して、以下の製造工程が実施された。マーク１の素管３０に対して、冷間引抜のみを実施して二相ステンレス鋼管１を製造した。つまり、マーク１の二相ステンレス鋼管１は、冷間引抜まま（Ａｓ  Ｃｏｌｄ  Ｄｒａｗｎ）材であった。マーク２では、素管３０に対して冷間圧延のみを実施して二相ステンレス鋼管１を製造した。【００９８】
マーク３では、素管３０に対して冷間圧延を実施した後、表２に示す最大クラッシュ率（％）で矯正加工を実施した。マーク４及びマーク５では、素管３０に対して冷間引抜を実施した後、表２に記載された熱処理温度で低温熱処理を実施した。【００９９】
マーク６〜マーク８及びマーク１１〜マーク１３では、素管３０に対して冷間引抜を実施した。冷間引抜された素管３０に対して低温熱処理を実施した。熱処理後の素管３０に対して矯正加工を実施した。マーク９及びマーク１０では、素管３０に対して冷間引抜を実施した後、矯正加工を実施した。矯正加工後、素管３０に対して低温熱処理を実施した。【０１００】
マーク１４では、素管３０に対して矯正加工を２回実施した。具体的には、素管３０に対して冷間引抜を実施した後、１回目の矯正加工（第１ＳＴＲ）を実施した。１回目の矯正加工時の最大クラッシュ率は、４．０％であった。１回目の矯正加工後、低温熱処理を実施した。熱処理後の素管３０に対して２回目の矯正加工（第２ＳＴＲ）を実施した。２回目の矯正加工時の最大クラッシュ率は、６．０％であった。【０１０１】
マーク１５及びマーク１６では、素管３０に対して冷間圧延を実施した後、矯正加工を実施した。矯正加工後、素管３０に対して低温熱処理を実施した。【０１０２】
製造された各マークの二相ステンレス鋼管１から圧縮試験片及び引張試験片を採取した。具体的には、各マークの管軸方向に延びる引張試験片及び圧縮試験片を採取し、かつ、各マークの管周方向に延びる引張試験片及び圧縮試験片を採取した。【０１０３】
試験片の寸法は、ＡＳＴＭ（American Society for Testing and Materials）−Ｅ８及びＡＳＴＭ−Ｅ９に準拠した。圧縮試験片及び圧縮試験片の標準試験片の外径はいずれも６．３５ｍｍであり、標点間距離はいずれも、１２．７ｍｍであった。各マークにおいて、標準試験片が採取できない場合、比例試験片を採取した。【０１０４】
採取された圧縮試験片及び引張試験片を用いて、常温（２５℃）大気中において、圧縮試験及び引張試験を実施し、圧縮降伏強度及び引張降伏強度を求めた。具体的には、管軸方向に延びる引張試験片を用いて、管軸方向の引張降伏強度ＹＳＬＴ（ＭＰａ）を得た。管周方向に延びる引張試験片を用いて、管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ（ＭＰａ）を得た。管軸方向に延びる圧縮試験片を用いて、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ（ＭＰａ）を得た。管周方向に延びる圧縮試験片を用いて、管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣ（ＭＰａ）を得た。各降伏強度は、引張試験及び圧縮試験における０．２％耐力で定義した。得られた各降伏強度（ＹＳＬＴ、ＹＳＣＴ、ＹＳＬＣ及びＹＳＣＣ）を表２に示す。【０１０５】
得られた各降伏強度を用いて、以下の１式〜４式に示すＦ１〜Ｆ４を、各マークごとに求めた。
Ｆ１＝ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ  ・・・（１）
Ｆ２＝ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ  ・・・（２）
Ｆ３＝ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ  ・・・（３）
Ｆ４＝ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ  ・・・（４）
得られたＦ１〜Ｆ４を表２に示す。【０１０６】
［調査結果］
表２を参照して、マーク６〜マーク１６の二相ステンレス鋼管１では、Ｆ１〜Ｆ４が、１式〜４式を全て満たした。特に、マーク９、マーク１０、マーク１５及びマーク１６では、矯正加工後に低温熱処理を実施した。そのため、管軸方向の降伏強度の異方性（Ｆ１値）が、Ｆ２値〜Ｆ４値と比べて極めて小さかった。【０１０７】
一方、マーク１〜マーク５の二相ステンレス鋼管１では、Ｆ１〜Ｆ４の内少なくともひとつ以上が、１式〜４式を満たさなかった。具体的には、マーク１のＦ１値は、０．９０未満であった。マーク１の素管３０は、冷間引抜により軸方向に延伸された。したがって、バウシンガ効果により、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣが、管軸方向の引張降伏強度ＹＳＬＴよりも過剰に小さくなったと推定される。【０１０８】
マーク２のＦ１値及びＦ４値は０．９０未満であり、かつ、Ｆ２値は１．１１を超えた。マーク２の素管３０は冷間圧延のみ実施された。冷間圧延中の素管３０は、軸方向に引張変形し、周方向に圧縮変形する。特に、冷間圧延における素管３０の周方向での圧縮変形は、冷間引抜の場合よりも大きい。マーク２では、バウシンガ効果により、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣが引張降伏強度ＹＳＬＴよりも過剰に小さくなり、かつ、管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴが圧縮降伏強度ＹＳＣＣよりも過剰に小さくなった。そのため、１式、２式及び４式が満たされなかったと推定される。【０１０９】
マーク３では、Ｆ２値及びＦ４値が２式及び４式を満たさなかった。矯正加工を実施することにより、管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣは向上した。しかしながら、低温熱処理を実施しなかったため、管周方向の引張降伏強度及び圧縮降伏強度の異方性が改善されず、その結果、２式及び４式が満たされなかったと推定される。【０１１０】
マーク４及びマーク５では、Ｆ１値が１式を満たさなかった。低温熱処理により管軸方向の圧縮降伏強度は向上したものの、矯正加工が実施されなかったため、１式を満たすには至らなかったと推定される。【０１１１】
以上、本発明の実施形態を説明したが、上述した実施形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。よって、本発明は上述した実施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形態を適宜変形して実施することが可能である。
【産業上の利用可能性】
【０１１２】
本発明による二相ステンレス鋼管は、降伏強度の異方性が小さいため、使用環境によって異なる応力分布が負荷されても、耐用し得る。したがって、油井管として広く利用可能である。特に、チュービングやケーシングに利用可能である。
【符号の説明】
【０１１３】
１    二相ステンレス鋼管
１０    結晶粒
１１、１３    すべり系
１２、１４    転位
２２    傾斜ロール
３０、３０Ａ、３０Ｂ    素管
１００    地層
１０１    油井管
１０２    油井
１０３    生産流体
２００    矯正機
２２１    ロール軸
２２２    ロール表面
ＡＣ    クラッシュ量
ＤＡ、ＤＢ    外径
ＦＩ    圧縮荷重
ＦＯ    外力
ＦＴ    引張荷重
ＧＢ    粒界
Ｐ０    スタンドＳＴ２の傾斜ロール２２間ギャップの中心
ＰＩ    内圧
ＰＬ    パスライン
ＰＯ    地層圧
ＲＦ    斥力
ＳＴ１、ＳＴ２、ＳＴ３、ＳＴ４、ＳＴｉ    スタンド
Ｘ１、Ｘ２    方向
σＦＩ    負荷応力
σｔ    真の降伏応力
【要約】
この二相ステンレス鋼管は、二相ステンレス鋼管の管軸方向に、６８９．１〜１０００．５ＭＰａの引張降伏強度ＹＳＬＴを有し、前記引張降伏強度ＹＳＬＴ、前記管軸方向の圧縮降伏強度ＹＳＬＣ、前記二相ステンレス鋼管の管周方向の引張降伏強度ＹＳＣＴ及び前記管周方向の圧縮降伏強度ＹＳＣＣが、１式〜４式を全て満たす。
０．９０≦ＹＳＬＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（１）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＣＴ≦１．１１  ・・・（２）
０．９０≦ＹＳＣＣ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（３）
０．９０≦ＹＳＣＴ／ＹＳＬＴ≦１．１１  ・・・（４）【図１】
0005500324.tif 000004
【図２】
0005500324.tif 000005
【図３】
0005500324.tif 000006
【図４】
0005500324.tif 000007
【図５】
0005500324.tif 000008
【図６】
0005500324.tif 000009
【図７】
0005500324.tif 000010
【図８】
0005500324.tif 000011
【図９】
0005500324.tif 000012
【図１０】
0005500324.tif 000013
【図１１】
0005500324.tif 000014