(57)【要約】  高い降伏強度及び２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性を有するＣｒ−Ｎｉ合金を提供する。Ｃｒ−Ｎｉ合金は、質量％で、Ｓｉ：０．０１〜０．５０％、Ｍｎ：０．０１〜１．００％、Ｃｒ：２１．０〜２７．０％、Ｎｉ：４０．０〜５０．０％未満、Ｍｏ：４．５〜９．０％未満、Ｗ：２．０〜６．０％、Ｃｕ：２．０％を超えて６．０％以下、Ｃｏ：０．０１〜２．００％、Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種：合計で０．００１〜０．０１０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００５〜０．２００％、Ｎ：０．０１〜０．２０％、及び、残部はＦｅ及び不純物からなる化学組成を備える。Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度は下記式（１）を満たす。  ８．００×１０14≦ρ≦２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］・・・（１）【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃｒ−Ｎｉ合金であって、
質量％で、
Ｓｉ：０．０１〜０．５０％、
Ｍｎ：０．０１〜１．００％、
Ｃｒ：２１．０〜２７．０％、
Ｎｉ：４０．０〜５０．０％未満、
Ｍｏ：４．５〜９．０％未満、
Ｗ：２．０〜６．０％、
Ｃｕ：２．０％を超えて６．０％以下、
Ｃｏ：０．０１〜２．００％、
Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種：合計で０．００１〜０．０１０％、
ｓｏｌ．Ａｌ：０．００５〜０．２００％、
Ｎ：０．０１〜０．２０％、
Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上：合計で０〜０．５０％、
ＲＥＭ：０〜０．０５０％、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．００１０％以下、
Ｏ：０．０１０％以下、及び、
残部はＦｅ及び不純物からなる化学組成を備え、
前記Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度が下記式（１）を満たす、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
８．００×１０14≦ρ≦２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］・・・（１）
ここで、上記式（１）中、ρは転位密度（ｍ-2）、Ｃｕ及びＣｏはそれぞれＣｒ−Ｎｉ合金中のＣｕ含有量（質量％）及びＣｏ含有量（質量％）を示す。
【請求項２】
請求項１に記載のＣｒ−Ｎｉ合金であって、
前記化学組成のＴｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の含有量は、合計で０．０１〜０．５０％である、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
【請求項３】
請求項１又は請求項２に記載のＣｒ−Ｎｉ合金であって、
前記化学組成のＲＥＭ含有量は、０．００５〜０．０５０％である、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
【請求項４】
請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載のＣｒ−Ｎｉ合金であって、
降伏強度（０．２％耐力）が７５８ＭＰａ以上である、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
【請求項５】
請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載のＣｒ−Ｎｉ合金であって、
降伏強度（０．２％耐力）が８６１ＭＰａ以上である、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
【請求項６】
請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載のＣｒ−Ｎｉ合金であって、
降伏強度（０．２％耐力）が９６５ＭＰａ以上である、Ｃｒ−Ｎｉ合金。
【請求項７】
請求項１〜請求項６のいずれか１項に記載のＣｒ−Ｎｉ合金からなる、継目無鋼管。 
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、Ｃｒ−Ｎｉ合金及びＣｒ−Ｎｉ合金からなる継目無鋼管に関する。
【背景技術】
【０００２】
低炭素エネルギーに対する意識の高まりを背景に、地熱発電が注目されている。地熱発電では、地中深くの地熱井から取り出した蒸気により発電する。特に近年では、従来よりも深層の地熱井（大深度地熱井）の開発が進められている。したがって、大深度地熱井で使用される合金管等には、地中の圧力に耐え得る高い降伏強度（０．２％耐力）が求められる。【０００３】
大深度地熱井はさらに、２５０℃以上の高温であり、かつ、腐食性物質を含有する。腐食性物質とはたとえば硫酸である。大深度地熱井は、硫酸等の還元性の酸を多量に含有する。大深度地熱井はさらに、硫化水素、炭酸ガス、及び塩化物イオンのような腐食性物質を含有する。つまり、大深度地熱性は、厳しい腐食環境である（以下、このような大深度地熱井の環境を「過酷地熱環境」と称する）。【０００４】
したがって、大深度地熱井で使用される合金管等には、高い降伏強度に加え、これらの腐食性物質、特に硫酸に対する優れた耐食性が求められる。たとえば、硫酸を多量に含有する環境では硫酸による全面腐食が腐食の支配的な要因となる。したがって、過酷地熱環境で使用される合金管等には、高い降伏強度に加え、２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性が求められる。【０００５】
従来、油井への適用を主たる目的として、Ｃｒ−Ｎｉ合金が開発されてきた。従来のＣｒ−Ｎｉ合金としてたとえば、特開昭５８−２１０１５８号公報（特許文献１）、特開昭５８−９９２４号公報（特許文献２）、特開平１１−３０２８０１号公報（特許文献３）、特開昭６２−１５８８４４号公報（特許文献４）、特開昭６２−１５８８４５号公報（特許文献５）及び特開昭６２−１５８８４６号公報（特許文献６）が提案されている。しかしながら、従来のＣｒ−Ｎｉ合金は、硫酸（Ｈ2ＳＯ4）を多量に含有する大深度地熱井ではなく、硫化水素（Ｈ2Ｓ）を多量に含有する油井を対象としている。そのため、従来のＣｒ−Ｎｉ合金では、硫酸を多量に含有する大深度地熱井において、優れた耐硫酸全面腐食性が得られない場合があった。【０００６】
一方で、硫酸等の還元性の酸が含まれる化学プラント等の腐食環境においても優れた耐食性を有するＮｉ基合金がたとえば、国際公開第２００９／１１９６３０号（特許文献７）及び特開２０１１−６３８６３号公報（特許文献８）に提案されている。【０００７】
特許文献７には、塩酸（ＨＣｌ）や硫酸（Ｈ2ＳＯ4）といった還元性の酸が含まれる過酷な腐食環境で優れた耐食性を有するＮｉ基合金が提案されている。特許文献７のＮｉ基合金は、質量％で、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．０１〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜１．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：２０％以上３０％未満、Ｎｉ：４０％を超えて６０％以下、Ｃｕ：２．０％を超えて５．０％以下、Ｍｏ：４．０〜１０％、Ａｌ：０．００５〜０．５％及びＮ：０．０２％を超えて０．３％以下を含有し、かつ、０．５Ｃｕ＋Ｍｏ≧６．５・・・（１）の式を満足し、残部がＦｅおよび不純物からなることを特徴とする。これにより、塩酸及び硫酸といった還元性の酸が含まれる過酷な腐食環境において、ハステロイＣ２２及びハステロイＣ２７６のようなＭｏ含有量の高いＮｉ基合金と同等の耐食性を有するとともに加工性も良好で、しかも低コストであるＮｉ基合金が得られる、と特許文献７に記載されている。【０００８】
特許文献８には、塩酸腐食及び／又は硫酸腐食が発生する環境において優れた耐食性を有するＮｉ基合金材が提案されている。特許文献８のＮｉ基合金材は、質量％で、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：０．０１〜０．５％、Ｍｎ：０．０１〜１．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：２０％以上３０％未満、Ｎｉ：４０％を超えて５０％以下、Ｃｕ：２．０％を超えて５．０％以下、Ｍｏ：４．０〜１０％、Ａｌ：０．００５〜０．５％、Ｗ：０．１〜１０％及びＮ：０．１０％を超えて０．３５％以下を含有し、かつ、０．５Ｃｕ＋Ｍｏ≧６．５・・・（１）の式を満足し、残部がＦｅ及び不純物からなることを特徴とし、表面の５００℃におけるビッカース硬度が３５０以上である。これにより、温度が１００〜５００℃で、エロージョン並びに、塩酸腐食及び／又は硫酸腐食が発生する過酷な環境において、ハステロイＣ２２及びハステロイＣ２７６のようなＭｏ含有量の高いＮｉ基合金と同等の耐食性を確保でき、しかも、表面硬度が高いためにエロージョンの発生も防止できるＮｉ基合金材が得られる、と特許文献８に記載されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開昭５８−２１０１５８号公報
【特許文献２】特開昭５８−９９２４号公報
【特許文献３】特開平１１−３０２８０１号公報
【特許文献４】特開昭６２−１５８８４４号公報
【特許文献５】特開昭６２−１５８８４５号公報
【特許文献６】特開昭６２−１５８８４６号公報
【特許文献７】国際公開第２００９／１１９６３０号
【特許文献８】特開２０１１−６３８６３号公報
【非特許文献】
【００１０】
【非特許文献１】中島孝一ら，「Ｘ線回折を利用した転位密度の評価法」，材料とプロセス（ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ），日本鉄鋼協会，２００４年，第１７巻，第３号，ｐ．３９６
【非特許文献２】Ｇ．Ｋ．Ｗｉｌｌｉａｍｓｏｎ  ａｎｄ  Ｗ．Ｈ．Ｈａｌｌ，「Ｘ−ＲＡＹ  ＬＩＮＥ  ＢＲＯＡＤＥＮＩＮＧ  ＦＲＯＭ  ＦＩＬＥＤ  ＡＬＵＭＩＮＩＵＭ  ＡＮＤ  ＷＯＬＦＲＡＭ」，Ａｃｔａ  Ｍｅｔａｌｌｕｇｉｃａ，１９５３年，第１巻，第１号，ｐ．２２−３１
【非特許文献３】Ｈ．Ｍ．Ｒｉｅｔｖｅｌｄ，「Ａ  Ｐｒｏｆｉｌｅ  Ｒｅｆｉｎｅｍｅｎｔ  Ｍｅｔｈｏｄ  ｆｏｒ  Ｎｕｃｌｅａｒ  ａｎｄ  Ｍａｇｎｅｔｉｃ  Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ」，Ｊｏｕｒｎａｌ  ｏｆ  Ａｐｐｌｉｅｄ  Ｃｒｙｓｔａｌｌｏｇｒａｐｈｙ，１９６９年，第２巻、ｐ．６５−７１
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１１】
しかしながら、上述の特許文献７及び特許文献８に開示された技術を用いても、高い降伏強度及び２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性が得られない場合があった。【００１２】
本発明の目的は、高い降伏強度及び２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性を有するＣｒ−Ｎｉ合金、及びそのＣｒ−Ｎｉ合金からなる継目無鋼管を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、質量％で、Ｓｉ：０．０１〜０．５０％、Ｍｎ：０．０１〜１．００％、Ｃｒ：２１．０〜２７．０％、Ｎｉ：４０．０〜５０．０％未満、Ｍｏ：４．５〜９．０％未満、Ｗ：２．０〜６．０％、Ｃｕ：２．０％を超えて６．０％以下、Ｃｏ：０．０１〜２．００％、Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種：合計で０．００１〜０．０１０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００５〜０．２００％、Ｎ：０．０１〜０．２０％、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上：合計で０〜０．５０％、ＲＥＭ：０〜０．０５０％、Ｃ：０．０３０％以下、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００１０％以下、Ｏ：０．０１０％以下、及び、残部はＦｅ及び不純物からなる化学組成を備える。Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度は下記式（１）を満たす。
８．００×１０14≦ρ≦２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］・・・（１）
ここで、上記式（１）中、ρは転位密度（ｍ-2）、Ｃｕ及びＣｏはそれぞれＣｒ−Ｎｉ合金中のＣｕ含有量（質量％）及びＣｏ含有量（質量％）を示す。【００１４】
本実施形態の継目無鋼管は、上記Ｃｒ−Ｎｉ合金からなる。
【発明の効果】
【００１５】
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、高い降伏強度及び２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性を有する。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
本発明者らは、Ｃｒ−Ｎｉ合金の降伏強度及び２５０℃における耐硫酸全面腐食性について検討を行った。その結果、以下の知見を得た。
【００１７】
大深度地熱井で求められる降伏強度を得るためには、冷間加工等の手段を用いてＣｒ−Ｎｉ合金に転位を導入することが有効である。具体的には、Ｃｒ及びＮｉの含有量を適切に調整し、かつ、転位密度を８．００×１０14ｍ-2以上にすれば、十分な降伏強度を得ることができる。
【００１８】
しかしながら、転位密度を高めれば、過酷地熱環境のような、２５０℃の高温であり、かつ、硫酸を多量に含有する強酸性環境においては、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐食性が低下することが分かった。本発明者らはその原因を詳細に調査した。その結果、転位密度が高すぎる場合、２５０℃の過酷地熱環境においては、硫酸による全面腐食に対する耐性（耐硫酸全面腐食性）が低下するため、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐食性が低下することが分かった。これは、Ｃｒ−Ｎｉ合金に導入された転位が強酸性環境下におけるＣｒ−Ｎｉ合金の溶解反応を加速し、２５０℃の高温環境においては溶解反応がさらに加速するためと推測される。
【００１９】
そこで、本発明者らは、Ｃｒ−Ｎｉ合金に種々の合金元素を添加し、冷間加工後の転位密度と２５０℃の高温における耐硫酸全面腐食性との関係を調査した。
【００２０】
その結果、本発明者らは、Ｃｕが、Ｃｒ−Ｎｉ合金中に転位を入りにくくする「軟化効果」を有することを見出した。つまり、Ｃｕ含有量が高ければ、Ｃｒ−Ｎｉ合金に過剰に転位が入ることが抑制される。Ｃｕはさらに、Ｃｒ−Ｎｉ合金の硫酸に対する耐食性を高める。これにより、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐硫酸全面腐食性が高まる。本発明者らはさらに、Ｃｏが硫酸による全面腐食に対する耐性を高めることを見出した。
【００２１】
以上より、本発明者らは、Ｃｒ−Ｎｉ合金にＣｕ及びＣｏを適正量含有させれば、転位密度を高めた場合であっても、高い耐硫酸全面腐食性が得られることを初めて見出した。具体的には、Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度が、２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］ｍ-2以下であれば、２５０℃における高い耐硫酸全面腐食性が得られる。ここで、上記［Ｃｕ＋Ｃｏ］で表されるＣｕ及びＣｏは、それぞれＣｒ−Ｎｉ合金中のＣｕ含有量（質量％）及びＣｏ含有量（質量％）を示す。
【００２２】
従来は、転位密度は強度との関係から検討がされていた。そのため、転位密度と耐硫酸全面腐食性との関係、及び、転位密度とＣｕ含有量及びＣｏ含有量との関係は明らかになっていなかった。
【００２３】
一方で本実施形態では、Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度の上限を、Ｃｕ含有量及びＣｏ含有量との関係によって制限する。これによって初めて、大深度地熱井に求められる高い降伏強度と、２５０℃における耐硫酸全面腐食性とを両立することが可能となる。したがって、本実施形態のＣｕ−Ｎｉ合金は、従来とは異なる技術思想に基づいて完成したものである。
【００２４】
以上の知見に基づいて完成した本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、質量％で、Ｓｉ：０．０１〜０．５０％、Ｍｎ：０．０１〜１．００％、Ｃｒ：２１．０〜２７．０％、Ｎｉ：４０．０〜５０．０％未満、Ｍｏ：４．５〜９．０％未満、Ｗ：２．０〜６．０％、Ｃｕ：２．０％を超えて６．０％以下、Ｃｏ：０．０１〜２．００％、Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種：合計で０．００１〜０．０１０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００５〜０．２００％、Ｎ：０．０１〜０．２０％、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上：合計で０〜０．５０％、ＲＥＭ：０〜０．０５０％、Ｃ：０．０３０％以下、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００１０％以下、Ｏ：０．０１０％以下、及び、残部はＦｅ及び不純物からなる化学組成を備える。Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度は下記式（１）を満たす。
８．００×１０14≦ρ≦２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］・・・（１）
ここで、上記式（１）中、ρは転位密度（ｍ-2）、Ｃｕ及びＣｏはそれぞれＣｒ−Ｎｉ合金中のＣｕ含有量（質量％）及びＣｏ含有量（質量％）を示す。
【００２５】
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、適切な化学組成を備え、転位密度が式（１）を満たす。そのため、Ｃｒ−Ｎｉ合金は、高い降伏強度及び２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性を有する。
【００２６】
好ましくは、上記化学組成のＴｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の含有量は、合計で０．０１〜０．５０％である。
【００２７】
この場合、Ｃｒ−Ｎｉ合金の強度及び延性がさらに高まる。
【００２８】
好ましくは、上記化学組成のＲＥＭ含有量は、０．００５〜０．０５０％である。
【００２９】
この場合、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が高まる。
【００３０】
好ましくは、Ｃｒ−Ｎｉ合金の降伏強度（０．２％耐力）は７５８ＭＰａ以上である。
【００３１】
好ましくは、Ｃｒ−Ｎｉ合金の降伏強度（０．２％耐力）は８６１ＭＰａ以上である。
【００３２】
好ましくは、Ｃｒ−Ｎｉ合金の降伏強度（０．２％耐力）は９６５ＭＰａ以上である。
【００３３】
本実施形態の継目無鋼管は、上記Ｃｒ−Ｎｉ合金からなる。
【００３４】
以下、本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金について詳述する。
【００３５】
［化学組成］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金の化学組成は、次の元素を含有する。特に断りが無い限り、元素に関する％は質量％を意味する。
【００３６】
Ｓｉ：０．０１〜０．５０％
シリコン（Ｓｉ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金を脱酸するために必要な元素である。Ｓｉ含有量が０．０１％未満ではこの効果が得られない。一方、Ｓｉ含有量が０．５０％を超えると、熱間加工性が低下する場合がある。したがって、Ｓｉ含有量を０．０１〜０．５０％とする。Ｓｉ含有量の下限は好ましくは０．０５％であり、より好ましくは０．１０％である。Ｓｉ含有量の上限は好ましくは０．４５％であり、より好ましくは０．４０％である。
【００３７】
Ｍｎ：０．０１〜１．００％
マンガン（Ｍｎ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金の脱酸及び／又は脱硫剤として必要な元素である。Ｍｎ含有量が０．０１％未満ではこの効果が得られない。一方、Ｍｎ含有量が１．００％を超えるとＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜１．００％である。Ｍｎ含有量の下限は好ましくは０．０５％であり、より好ましくは０．１０％である。Ｍｎ含有量の上限は好ましくは０．８０％であり、より好ましくは０．７０％である。
【００３８】
Ｃｒ：２１．０〜２７．０％
クロム（Ｃｒ）は耐硫酸全面腐食性及び耐応力腐食割れ性を高める元素である。Ｃｒ含有量が２１．０％未満ではこの効果が十分に得られない。一方、Ｃｒ含有量が２７．０％を超えれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。Ｃｒ含有量が２７．０％を超えればさらに、シグマ相に代表されるＴＣＰ相が生じやすくなり、かえって耐硫酸全面腐食性及び耐応力腐食割れ性が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は２１．０〜２７．０％である。Ｃｒ含有量の下限は好ましくは２１．２％であり、より好ましくは２１．４％であり、さらに好ましくは２１．６％である。Ｃｒ含有量の上限は好ましくは２６．８％であり、より好ましくは２６．５％であり、さらに好ましくは２６．０％である。
【００３９】
Ｎｉ：４０．０〜５０．０％未満
ニッケル（Ｎｉ）はオーステナイト安定化元素である。Ｎｉ含有量が４０．０％未満ではＣｒ−Ｎｉ合金の耐食性が低下する。一方、Ｎｉ含有量が５０．０％以上であれば、コストの増加を招く。したがって、Ｎｉ含有量は４０．０〜５０．０％未満である。Ｎｉ含有量の下限は好ましくは４１．５％であり、より好ましくは４３．５％であり、さらに好ましくは４４．０％である。Ｎｉ含有量の上限は好ましくは４９．７％であり、より好ましくは４９．３％であり、さらに好ましくは４９．０％である。
【００４０】
Ｍｏ：４．５〜９．０％未満
モリブデン（Ｍｏ）は硫化水素と塩化物イオンが存在する環境においてＣｒ−Ｎｉ合金の耐孔食性を高める。Ｍｏ含有量が４．５％未満ではこの効果が得られない。一方、Ｍｏ含有量が９．０％以上であれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が著しく低下する。Ｍｏ含有量が９．０％以上であればさらに、コストの増加を招く。したがって、Ｍｏ含有量は４．５〜９．０％未満である。Ｍｏ含有量の下限は好ましくは４．７％であり、より好ましくは４．８％であり、さらに好ましくは５．０％である。Ｍｏ含有量の上限は好ましくは８．５％であり、より好ましくは８．３％未満であり、さらに好ましくは８．２％であり、最も好ましくは８．０％である。
【００４１】
Ｗ：２．０〜６．０％
タングステン（Ｗ）はＭｏと同様に硫化水素と塩化物イオンが存在する環境においてＣｒ−Ｎｉ合金の耐孔食性を高める。Ｗ含有量が２．０％未満ではこの効果が十分に得られない。一方、Ｗ含有量が６．０％を越えれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が著しく低下する。Ｗ含有量が６．０％を越えればさらに、コストの増加を招く。したがって、Ｗ含有量は２．０〜６．０％である。Ｗ含有量の下限は好ましくは２．５％であり、より好ましくは２．７％であり、さらに好ましくは３．０％である。Ｗ含有量の上限は好ましくは５．５％であり、より好ましくは５．０％であり、さらに好ましくは４．５％である。
【００４２】
Ｃｕ：２．０％を超えて６．０％以下
銅（Ｃｕ）は過酷地熱環境における耐硫酸全面腐食性を確保する上で重要な元素である。Ｃｕは、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐硫酸全面腐食性及び耐応力腐食割れ性を著しく改善する。Ｃｕ含有量が２．０％以下では、耐硫酸全面腐食性を確保する上で不十分である。一方、Ｃｕ含有量が６．０％を越えれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は２．０％を超えて６．０％以下である。Ｃｕ含有量の下限は好ましくは２．１％であり、より好ましくは２．３％であり、さらに好ましくは２．５％である。Ｃｕ含有量の上限は好ましくは４．６％であり、より好ましくは４．３％であり、さらに好ましくは４．０％である。
【００４３】
Ｃｏ：０．０１〜２．００％
コバルト（Ｃｏ）はＣｕと同様に、過酷地熱環境における耐硫酸全面腐食性を確保する元素である。Ｃｏ含有量が０．０１％未満ではこの効果が十分に得られない。一方、Ｃｏ含有量が２．００％を超えれば、経済性が悪化する。したがって、Ｃｏ含有量は０．０１〜２．００％である。Ｃｏ含有量の下限は好ましくは０．０２％であり、より好ましくは０．０４％であり、さらに好ましくは０．０５％である。Ｃｏ含有量の上限は好ましくは１．８０％であり、より好ましくは１．６０％である。
【００４４】
Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種：合計で０．００１〜０．０１０％
カルシウム（Ｃａ）及びマグネシウム（Ｍｇ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性を改善し、Ｃｒ−Ｎｉ合金の製造性を高める。Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種の合計含有量が０．００１％未満であれば、この効果が得られない。一方、Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種の合計含有量が０．０１０％を超えれば、かえってＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種の合計含有量が０．０１０％を超えればさらに、粗大な介在物が生成し、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐硫酸全面腐食性が低下する。したがって、Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種の含有量は、合計で０．００１〜０．０１０％である。Ｃａ及びＭｇからなる群から選択される１種又は２種の合計の含有量の上限は好ましくは０．００７％である。
【００４５】
Ｃａ及びＭｇは、必ずしも両方含有させる必要はない。Ｃｒ−Ｎｉ合金の化学組成は、Ｃａを単独で含有し、Ｍｇを含有しなくても良い。Ｃａを単独で含有する場合には、Ｃａの含有量が０．００１〜０．０１０％である。Ｃａを単独で含有する場合には、Ｃａ含有量の上限は好ましくは０．００７％である。Ｃｒ−Ｎｉ合金の化学組成は、Ｍｇを単独で含有し、Ｃａを含有しなくても良い。Ｍｇを単独で含有する場合には、Ｍｇ含有量が０．００１〜０．０１０％である。Ｍｇを単独で含有する場合には、Ｍｇ含有量の上限は好ましくは０．００７％である。
【００４６】
ｓｏｌ．Ａｌ：０．００５〜０．２００％
アルミニウム（Ａｌ）は、合金中のＯ（酸素）を固定しＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性を高める。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が０．２００％を超えれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。したがって、Ａｌ含有量はｓｏｌ．Ａｌで０．００５〜０．２００％である。ｓｏｌ．ＡｌでのＡｌ含有量の下限は好ましくは０．００８％である。ｓｏｌ．ＡｌでのＡｌ含有量の上限は好ましくは０．１６０％であり、より好ましくは０．１５０％である。なお、「ｓｏｌ．Ａｌ」とはいわゆる「酸可溶性Ａｌ」を意味する。
【００４７】
Ｎ：０．０１〜０．２０％
窒素（Ｎ）はＣｒ−Ｎｉ合金の降伏強度（０．２％耐力）を高める。Ｎ含有量が０．０１％未満ではこの効果が得られない。一方、Ｎ含有量が０．２０％を超えれば、窒化物の増加によりＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０１〜０．２０％である。Ｎ含有量の下限は好ましくは０．０２％であり、より好ましくは０．０４％である。Ｎ含有量の上限は好ましくは０．１８％であり、より好ましくは０．１５％である。
【００４８】
本実施形態によるＣｒ−Ｎｉ合金の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物からなる。つまり、本実施形態によるＣｒ−Ｎｉ合金の化学組成は、Ｆｅを必須で含有する。ここで、化学組成における不純物とは、ステンレス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、本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
【００４９】
［任意元素について］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金の化学組成はさらに、以下の任意元素を含有してもよい。
【００５０】
Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上：合計で０〜０．５０％
チタン（Ｔｉ）、ニオブ（Ｎｂ）、ジルコニウム（Ｚｒ）及びバナジウム（Ｖ）はいずれも任意元素であり、含有させなくてもよい。すなわち、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の合計含有量は０％であってもよい。Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶはいずれも、結晶粒を微細化してＣｒ−Ｎｉ合金の強度及び延性を高める。このため、必要に応じて、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上を含有させてもよい。しかしながら、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の合計含有量が０．５０％を超えれば、介在物が多量に生じてかえって延性が低下し、さらに、熱間加工性が低下する。したがって、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の含有量は、合計で０〜０．５０％である。Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の合計の含有量の下限は、好ましくは０．０１％であり、より好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０４％である。Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上の合計の含有量の上限は、好ましくは０．３０％である。
【００５１】
Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ及びＶからなる群から選択される１種又は２種以上を含有させる場合には、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ又はＶを単独で含有させてもよい。Ｔｉを単独で含有する場合には、Ｔｉ含有量が０〜０．５０％である。Ｎｂを単独で含有する場合には、Ｎｂ含有量が０〜０．５０％である。Ｚｒを単独で含有する場合には、Ｚｒ含有量が０〜０．５０％である。Ｖを単独で含有する場合には、Ｖ含有量が０〜０．５０％である。
【００５２】
ＲＥＭ：０〜０．０５０％
希土類元素（ＲＥＭ）は、任意元素であり、含有させなくてもよい。すなわち、ＲＥＭ含有量は０％であってもよい。ＲＥＭはＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性を高める。このため、必要に応じて含有させてもよい。一方、ＲＥＭ含有量が０．０５０％を超えれば、Ｃｒ−Ｎｉ合金の耐硫酸全面腐食性が低下する。したがって、ＲＥＭ含有量は０〜０．０５０％である。ＲＥＭ含有量の下限は好ましくは０．００５％であり、より好ましくは０．００８％であり、さらに好ましくは０．０１０％である。ＲＥＭ含有量の上限は好ましくは０．０３０％である。ここで、ＲＥＭとは、周期表において元素番号５７のランタン（Ｌａ）から元素番号７１のルテチウム（Ｌｕ）までの元素に、イットリウム（Ｙ）及びスカンジウム（Ｓｃ）を加えた１７元素を意味する。ＲＥＭ含有量とは、これらの元素の合計含有量を意味する。ＲＥＭは、工業的には、ミッシュメタルとして添加してもよい。
【００５３】
［不純物元素について］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金の化学組成には、以下の元素が不純物として含有される。これらの元素は、次の理由によりその含有量が制限される。
【００５４】
Ｃ：０．０３０％以下
炭素（Ｃ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金中に不可避的に含有される不純物である。したがって、Ｃ含有量の下限は０％超である。Ｃ含有量が０．０３０％を超えれば、Ｍ23Ｃ6型炭化物（「Ｍ」は、Ｃｒ、Ｍｏ及び／又はＦｅなどの合金元素を指す。）の析出による粒界破壊を伴う応力腐食割れが生じやすくなる。したがって、Ｃ含有量は０．０３０％以下である。Ｃ含有量の上限は好ましくは０．０２５％であり、より好ましくは０．０２０％である。一方、Ｃ含有量を極限まで低減すれば、脱炭による製造コストが高くなる。そのため、Ｃ含有量の下限は好ましくは０．０００１％である。
【００５５】
Ｐ：０．０３０％以下
リン（Ｐ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金中に不可避的に含有される不純物である。したがって、Ｐ含有量の下限は０％超である。ＰはＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性及び耐応力腐食割れ性を著しく低下させる。したがって、Ｐ含有量は０．０３０％以下である。Ｐ含有量の上限は好ましくは０．０２５％であり、より好ましくは０．０２０％である。一方、Ｐ含有量を極限まで低減すれば、脱リンによる製造コストが高くなる。そのため、Ｐ含有量の下限は好ましくは０．０００１％である。
【００５６】
Ｓ：０．００１０％以下
硫黄（Ｓ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金中に不可避的に含有される不純物である。したがって、Ｓ含有量の下限は０％超である。ＳもＰと同様、Ｃｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性を著しく低下させる。熱間加工性の低下を抑制する観点からＳ含有量はできる限り低いことが望ましい。そのため、Ｓ含有量は０．００１０％以下である。Ｓ含有量の上限は好ましくは０．０００８％である。一方、Ｓ含有量を極限まで低減すれば、脱硫による製造コストが高くなる。そのため、Ｓ含有量の下限は好ましくは０．０００１％である。
【００５７】
Ｏ：０．０１０％以下
酸素（Ｏ）は、Ｃｒ−Ｎｉ合金中に不可避的に含有される不純物である。したがって、Ｏ含有量の下限は０％超である。ＯはＣｒ−Ｎｉ合金の熱間加工性を著しく低下させる。したがって、Ｏ含有量は０．０１０％以下である。Ｏ含有量はできるだけ低いことが望ましい。一方、Ｏ含有量を極限まで低減すれば、脱酸による製造コストが高くなる。そのため、Ｏ含有量の下限は好ましくは０．０００１％である。
【００５８】
［ミクロ組織について］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金のミクロ組織は、オーステナイト単相である。
【００５９】
［転位密度について］
Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度は、式（１）を満たす。
８．００×１０14≦ρ≦２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］・・・（１）
ここで、上記式（１）中、ρは転位密度（ｍ-2）、Ｃｕ及びＣｏはそれぞれＣｒ−Ｎｉ合金中のＣｕ含有量（質量％）及びＣｏ含有量（質量％）を示す。
【００６０】
上述の化学組成を有するＣｒ−Ｎｉ合金において、転位密度ρが８．００×１０14ｍ-2未満の場合には、大深度地熱井での使用に適する十分な降伏強度（０．２％耐力）を得ることができない。一方、転位は、２５０℃の強酸性環境下におけるＣｒ−Ｎｉ合金の溶解反応を加速させる。そのため、転位密度ρが高すぎればＣｒ−Ｎｉ合金の耐硫酸全面腐食性が低下する。具体的には、転位密度ρが｛２．５０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］｝ｍ-2を超えれば、過酷地熱環境のような、２５０℃以上であり、かつ、硫酸を多量に含有する強酸性環境下における耐硫酸全面腐食性が低下する。したがって、Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度が上記式（１）を満たせば、十分に高い降伏強度と、２５０℃の高温における高い耐硫酸全面腐食性とが両立できる。
【００６１】
転位密度ρの下限は、好ましくは１．６０×１０15、より好ましくは１．７０×１０15、さらに好ましくは１．８０×１０15である。転位密度ρの上限は、好ましくは２．４０×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］、より好ましくは２．２５×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］、さらに好ましくは２．１５×１０15＋１．４０×１０14×［Ｃｕ＋Ｃｏ］である。
【００６２】
［転位密度の測定法］
Ｃｒ−Ｎｉ合金中の転位密度は次の方法で測定する。初めに、Ｃｒ−Ｎｉ合金の厚さ方向における中央部（板材であれば、板の厚みの中央部、管材であれば、管の肉厚の中央部）から、縦横それぞれ２０ｍｍ、厚み２ｍｍの試験片を切り出す。そして、１０％過塩素酸−酢酸溶液を電解液とし、１０℃にて試験片表面を電解研磨する。電解研磨後の試験片を用いて転位密度を測定する。転位密度の測定は、非特許文献１で中島らが提案する非特許文献２に記載されたＷｉｌｌｉａｍｓｏｎ−Ｈａｌｌ法に基づいた評価法を用いて行う。具体的には、測定装置：株式会社リガク製Ｒｉｎｔ−２５００、陰極管：Ｃｏ管球、プロファイル：θ−２θ回折法、スキャンレンジ：２θで４０°から１３０°でＸ線回折プロファイルを測定する。そして、ＦＣＣ結晶構造の｛１１１｝面、｛２２０｝面、及び｛３１１｝面の各回折について、非特許文献３に記載されたＲｉｅｔｖｅｌｄ法を用いてフィッテングする。得られた半価幅を用いて、ひずみεを求める。さらに、ひずみεとバーガースベクトルｂとで表される下記式（２）を計算して、転位密度ρ（ｍ-2）を求める。
ρ＝１４．４ε2／ｂ2・・・（２）
【００６３】
なお、測定装置由来のプロファイル計測には、転位密度が非常に少ないと考えられる１１００℃溶体化水冷材を用いる。また、上記のバーガースベクトルｂの値には０．２５４５×１０-9ｍを用いる。
【００６４】
［降伏強度について］
大深度地熱井で求められる降伏強度とはたとえば７５８ＭＰａ以上である。したがって、本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金の降伏強度は７５８ＭＰａ以上であることが好ましい。この場合、大深度地熱井における高い地中圧にもより安定して耐えることができる。Ｃｒ−Ｎｉ合金の降伏強度は、好ましくは８６１ＭＰａ以上であり、より好ましくは９６５ＭＰａ以上である。降伏強度の上限は好ましくは１１７５ＭＰａであり、より好ましくは１１０３ＭＰａであり、さらに好ましくは１０００ＭＰａである。
【００６５】
［降伏強度の測定方法］
降伏強度はＪＩＳ  Ｚ２２４１（２０１１）に準拠した方法で求めた０．２％耐力とする。平行部の直径が６ｍｍで標点間距離が４０ｍｍの丸棒引張試験片を２本ずつ採取する。丸棒引張試験片の採取方向は、圧延方向とする。採取された丸棒引張試験片に対して、室温でＪＩＳ  Ｚ２２４１（２０１１）に準拠した方法で引張試験を実施し、降伏強度（０．２％耐力）を求める。
【００６６】
［Ｃｒ−Ｎｉ合金の形状］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金の形状は、特に限定されない。Ｃｒ−Ｎｉ合金はたとえば、合金管であってもよいし、合金板であってもよいし、棒合金であってもよいし、線材であってもよい。本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、継目無鋼管として好適に使用できる。
【００６７】
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、耐硫酸全面腐食性に優れる。そのため、大深度地熱井に好適に使用できる。なお、本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、耐応力腐食割れ性（耐ＳＣＣ性）にも優れる。そのため、油井に使用してもよい。
【００６８】
［製造方法］
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、たとえば次の方法で製造することができる。以下、一例として継目無鋼管を製造する場合の製造方法について説明する。しかしながら、本実施形態の製造方法は継目無鋼管を製造する場合に限定されない。
【００６９】
初めに、上記化学組成を備える素材を準備する。具体的には、電気炉、ＡＯＤ炉又はＶＯＤ炉などを用いて溶湯を製造し、化学組成を調整する。ＲＥＭと、Ｃａ及び／又はＭｇとの複合による脱硫処理をする場合、予めＡｌ等で十分脱酸した後、ＲＥＭと、Ｃａ及び／又はＭｇとを添加することが望ましい。
【００７０】
次に、化学組成を調整した溶湯から素材を製造する。素材は、連続鋳造法（ラウンドＣＣを含む）により製造されたスラブ、ブルーム、ビレットであってもよい。また、造塊法により製造されたインゴットを熱間加工して製造されたビレットであってもよい。素材は、スラブ又はブルームから熱間加工により製造されたビレットであってもよい。
【００７１】
続いて、素材を加熱炉又は均熱炉に装入し、加熱する。加熱温度はたとえば、８５０〜１３００℃である。加熱された素材を熱間加工する。たとえば、熱間加工としてマンネスマン法を実施する。具体的には、素材を穿孔機により穿孔圧延して素管にする。続いて、マンドレルミル、サイジングミルにより素管を延伸圧延、定径圧延して継目無鋼管を製造する。熱間加工として熱間押出を実施してもよいし、熱間鍛造を実施してもよい。熱間加工の温度はたとえば、８００〜１３００℃である。なお、板材に加工する場合は、熱間圧延によってプレート又はコイル状に加工すればよい。
【００７２】
続いて、熱間加工後の素管に対して、溶体化熱処理をする。溶体化熱処理の温度はたとえば、１０００〜１２５０℃である。溶体化処理の時間はたとえば、４５分間〜２時間である。
【００７３】
さらに、転位密度ρが前記の式（１）を満たすように、素管に冷間加工を施す。冷間加工はたとえば、冷間引抜又はピルガー圧延等である。冷間加工は１回実施してもよいし、複数回実施してもよい。
【００７４】
冷間加工を複数回実施する場合には、冷間加工と冷間加工との間に中間熱処理を実施してもよい。たとえば、冷間加工後に中間熱処理を行い、その後さらに１回又は複数回の冷間加工を実施してもよい。本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、Ｃｕ含有量及びＣｏ含有量に依存して転位密度ρの上限が制限される。Ｃｕ含有量及びＣｏ含有量が高い場合、転位密度ρを高くしても、優れた耐硫酸全面腐食性が得られる。一方、Ｃｕ含有量及びＣｏ含有量が低い場合、転位密度ρを一定の値に制限しなければ、耐硫酸全面腐食性が低下する。転位密度ρを、式（１）で規定される上限以下とするためには、冷間加工時の断面減少率（％）をたとえば、式（３）から得られる値（％）以下にする。式（３）は８．８×［Ｃｕ＋Ｃｏ］＋１２．５・・・（３）である。これにより、本願の化学組成を有する条件下において転位密度ρの上限を式（１）の範囲内に制御することができる。冷間加工時の断面減少率の下限はたとえば３０％である。冷間加工後に中間熱処理を行い、その後さらに１回又は複数回の冷間加工を実施する場合は、中間熱処理後の断面減少率が、たとえば３０％以上、かつ、｛８．８×［Ｃｕ＋Ｃｏ］＋１２．５｝％以下である。断面減少率の好ましい下限は３５％である。この場合、転位密度がさらに高まる。
【００７５】
素材の組織を制御するため、冷間加工を実施した後に、６００℃以下で熱処理を実施してもよい。これにより、素材中のＣ及びＮが拡散し、転位が移動しにくくなる。その結果、降伏強度の異方性を低減できる。熱処理の温度が６００℃を超えれば、降伏強度が低下する。温度が高すぎるため、転位同士が合体し転位が消滅するためと推定される。本開示のＣｒ−Ｎｉ合金の製造方法においては、最終の冷間加工の後に固溶化熱処理は実施しない。熱処理後には、脱スケール（表面に形成した酸化スケールをショットブラスト、酸洗等によって除去）してもよい。最後に洗浄して表面の異物を除去してもよい。以上の工程により継目無鋼管が製造できる。
【実施例】
【００７６】
表１に示す化学組成を有する合金を真空高周波溶解炉にて溶解し、３０ｋｇのインゴットを鋳造した。【００７７】
【表１】
2019146504.tif 000002
【００７８】
表１における合金Ａ〜Ｒは、適切な化学組成を有する合金である。一方、合金Ｓ及びＴは、化学組成が本発明で規定する条件から外れた合金である。【００７９】
各インゴットを１２００℃で３時間の均熱処理を行った後、熱間鍛造により断面が５０ｍｍ×１００ｍｍの角材に加工した。各角材を、さらに１２００℃で１時間加熱した後、熱間圧延して厚さ１７ｍｍの板材を得た。その後、１１００℃で１時間の溶体化熱処理を行い、引き続いて水冷処理を行って、オーステナイトの単相組織を得た。【００８０】
続いて、水冷処理を行った板材の一部を用いて冷間圧延し、各試験番号の板材を得た。合金Ａについては、厚さ１６．２ｍｍ（断面減少率４．７％）、１１．９ｍｍ（断面減少率３０％）及び８．５ｍｍ（断面減少率５０％）の３種類の板材を作製した。合金Ｈについては、厚さ１１．９ｍｍ（断面減少率３０％）と１０．２ｍｍ（断面減少率４０％）の２種類の板材を作製した。さらに、合金Ｂ、Ｄ、Ｅ、Ｊ、Ｏについては、厚さ１１．９ｍｍ（断面減少率３０％）と１１．１ｍｍ（断面減少率３５％）の２種類の板材を作製した。その他の合金については、厚さ１１．９ｍｍ（断面減少率３０％）の板材を作製した。【００８１】
［転位密度の測定］
各試験番号の板材の転位密度を、上述の方法で測定した。結果を表２に示す。【００８２】
［引張試験］
各試験番号の板材に対して、引張試験を実施した。平行部の直径が６ｍｍで標点間距離が４０ｍｍの丸棒引張試験片を２本ずつ採取した。丸棒引張試験片の採取方向は、圧延方向であった。採取された丸棒引張試験片に対して、室温で引張試験を実施し、降伏強度（０．２％耐力）を求めた。表２に記載の降伏強度は、２本の試験片の降伏強度の算術平均値である。引張特性の調査では、２本の試験片の降伏強度の平均値が７５８ＭＰａ以上となった場合に、降伏強度が十分に高いと判断した。【００８３】
［耐硫酸全面腐食性評価試験］
各試験番号の板材から、長さ４０ｍｍ、幅１０ｍｍ、厚さ３ｍｍの腐食試験片を２枚ずつ採取した。各腐食試験片は、治具に吊り下げるための直径３ｍｍの穴を有した。試験前の腐食試験片の重量を測定した。以下の試験条件に調整したオートクレーブ内の試験溶液中に腐食試験片を浸漬した。【００８４】
試験条件
試験溶液：０．０１ｍｏｌ／ＬＨ2ＳＯ4＋１．７ｍａｓｓ％ＮａＣｌ
試験ガス：０．１ｂａｒＨ2Ｓ＋５ｂａｒＣＯ2
試験温度：２５０℃
試験時間：３６０時間【００８５】
試験時間経過後の腐食試験片の重量を測定した。試験前後の腐食試験片の重量の変化量に基づいて、各試験片の腐食減量を求めた。得られた腐食減量から、各試験番号の板材の腐食速度（ｍｍ／ｙ）を計算した。この腐食速度０．１０ｍｍ／ｙを、耐硫酸全面腐食性の目標値とした。腐食速度が０．１０ｍｍ／ｙ以下であれば、耐硫酸全面腐食性が良好であると判断した。結果を表２に示す。【００８６】
［耐応力腐食割れ試験］
各試験番号の板材から、ＮＡＣＥ  ＴＭ０１９８で規定された低ひずみ速度引張試験法に準拠して、平行部の直径が３．８１ｍｍで長さが２５．４ｍｍの低ひずみ速度引張試験片を４本採取した。具体的には、各試験番号の板材から、平行部が圧延方向に対して平行になるように試験片を採取した。そして、ＮＡＣＥ  ＴＭ０１９８に則った低ひずみ速度引張試験を行って、耐応力腐食割れ性を評価した。試験環境は、大気中及び油井環境を模擬した環境（後述する試験条件）の２条件とした。【００８７】
４本の試験片のうち１本の試験片については、大気中での引張試験によって破断延性及び破断絞りの値を求めた（以下、「破断延性の基準値」及び「破断絞りの基準値」という）。他の３本の試験片については、油井環境を模擬した環境での引張試験によって破断延性および破断絞りの値を求めた（以下、「破断延性の比較値」及び「破断絞りの比較値」という）。すなわち、本実施例では、各冷間圧延材について、破断延性の基準値を１つ、破断延性の比較値を３つ、破断絞りの基準値を１つ、破断絞りの比較値を３つ求めた。【００８８】
そして、各冷間圧延材について、破断延性の基準値と破断延性の３つの比較値との差をそれぞれ求めた（以下、それぞれの差を「破断延性の差」という）。同様に、破断絞りの基準値と破断絞りの３つの比較値との差をそれぞれ求めた（以下、それぞれの差を「破断絞りの差」という）。今回の評価では、「破断延性の差」のすべてを「破断延性の基準値」の２０％以下とし、かつ、「破断絞りの差」のすべてを「破断絞りの基準値」の２０％以下とすることを、耐応力腐食割れ性の目標とした。そして、上記目標をクリアできた場合を、耐応力腐食割れ性が良好であると判断し、表２中、耐ＳＣＣ試験の欄に「○」を記載した。一方、上記目標をクリアできなかった場合は「×」と記載した。【００８９】
試験条件
試験溶液：２５％ＮａＣｌ＋０．５％ＣＨ3ＣＯＯＨ
試験ガス：６．８９ＭＰａＨ2Ｓ
試験温度：２０４℃
ひずみ速度：４．０×１０-6／ｓ【００９０】
【表２】
2019146504.tif 000003
【００９１】
［評価結果］
表１及び表２を参照して、試験番号１〜２４の合金の化学組成は適切であり、かつ、転位密度が式（１）を満たした。そのため、試験番号１〜２４の板材の降伏強度は７５８ＭＰａ以上であり、大深度地熱井に適用するのに十分な降伏強度を有した。試験番号１〜２４の板材はさらに、腐食速度が０．１００ｍｍ／ｙ以下であり、２５０℃における優れた耐硫酸全面腐食性を示した。さらに、試験番号１〜２４の板材は、耐応力腐食割れ試験においても割れが生じることが無く、地熱井だけでなく油井にも好適に適用可能であった。【００９２】
一方、試験番号２５の板材は、転位密度が０．３８×１０15ｍ-2であり、式（１）を満たさなかった。そのため、試験番号２５の板材の降伏強度は４０１ＭＰａであり、十分な降伏強度が得られなかった。【００９３】
試験番号２６の板材は、転位密度が３．６５×１０15ｍ-2であり、式（１）を満たさなかった。そのため、試験番号２６の板材の腐食速度は０．１６０ｍｍ／ｙであり、耐硫酸全面腐食性が劣った。【００９４】
試験番号２７の板材は、使用した合金のＣｕ含有量が低すぎた。そのため、試験番号２７の板材の腐食速度は０．３１０ｍｍ／ｙであり、耐硫酸全面腐食性が劣った。【００９５】
試験番号２８の板材は、使用した合金のＣｏ含有量が低すぎた。そのため、試験番号２８の板材の腐食速度は０．１９０ｍｍ／ｙであり、耐硫酸全面腐食性が劣った。【００９６】
以上、本発明の実施形態を説明した。しかしながら、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。したがって、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更して実施することができる。
【産業上の利用可能性】
【００９７】
本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、地熱井に好適に使用可能である。なお、本実施形態のＣｒ−Ｎｉ合金は、油井に使用してもよい。  
【国際調査報告】
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