JP6672620B2 - 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 - Google Patents
油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 Download PDFInfo
- Publication number
- JP6672620B2 JP6672620B2 JP2015129610A JP2015129610A JP6672620B2 JP 6672620 B2 JP6672620 B2 JP 6672620B2 JP 2015129610 A JP2015129610 A JP 2015129610A JP 2015129610 A JP2015129610 A JP 2015129610A JP 6672620 B2 JP6672620 B2 JP 6672620B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- stainless steel
- less
- content
- oil well
- test
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Landscapes
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Description
本発明は、ステンレス鋼及びステンレス鋼管に関し、さらに詳しくは、油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管に関する。
近年の原油価格及び天然ガス価格の高騰に伴い、より過酷な腐食環境下の油井及び天然ガス井の開発が進められている。このような油井及び天然ガス井は一般に、ＣＯ2、Ｈ2Ｓ、Ｃｌ-等を含む腐食環境である。したがって、このような油井及び天然ガス井で使用される油井用鋼管の素材となる鋼には、耐ＣＯ2腐食性が求められる。上述の腐食環境下では、耐ＣＯ2腐食性に優れた、質量％で１３％程度のＣｒを含有するマルテンサイトステンレス鋼（いわゆる「１３％Ｃｒ鋼」）を用いた油井用鋼管が使用されている。
ところで、最近開発が進められている大深度油井は１５０℃を超える高温の腐食環境である。このような高温腐食環境で使用されるステンレス鋼では、高い強度が求められ、さらに、優れた耐食性が求められる。より具体的には、大深度油井のような高温腐食環境で使用されるステンレス鋼には、耐食性として、高温での優れた耐応力腐食割れ（Stress Corrosion Cracking、以下、ＳＣＣという）性が求められる。さらに、常温で、優れた耐硫化物応力割れ(Sulfide Stress Cracking、以下、ＳＳＣという)性が求められる。高温腐食環境の油井から生産された流体（原油又はガス）は、油井管内を流れる。流体の生産が何らの原因で停止したとき、地表付近に配置された油井管内の流体温度は常温まで低下する。常温の流体と接触している油井管において、ＳＳＣが発生する可能性がある。したがって、大深度油井に使用される油井用ステンレス鋼では、高温での耐ＳＣＣ性だけでなく、常温での耐ＳＳＣ性も要求される。最近では、さらなる深井戸化により、１２５ｋｓｉ級（８６２ＭＰａ以上）の強度を有するステンレス鋼が求められている。
１３％Ｃｒ鋼の強度及び耐食性は、このような高温腐食環境下では不十分である。２相ステンレス鋼は、高温腐食環境下においても十分な強度及び耐食性を有する。しかしながら、２相ステンレス鋼は、合金元素の含有量が高く、製造コストが高いという問題がある。
そこで、２相ステンレス鋼よりも合金元素の含有量が少なく、高強度を有し、かつ、高温腐食環境下でも高い耐食性を有するステンレス鋼が、特開２００５−１０５３５７号公報（特許文献１）、特開２０１２−１４９３１７号公報（特許文献２）、国際公開第２００９／１１９０４８号公報（特許文献３）、国際公開第２０１０／１３４４９８号公報（特許文献４）及び国際公開第２０１１／１３６１７５号公報（特許文献５）に提案されている。
特許文献１に開示された油井用高強度ステンレス鋼管は、Ｃ：０．０５％以下、Ｓｉ：０．５０％以下、Ｍｎ：０．１０〜１．８０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１４．０〜１７．０％、Ｎｉ：５．０〜８．０％、Ｍｏ：１．０〜３．５％、Ｃｕ：０．５〜３．５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｖ：０．２０％以下、Ｎ：０．０３〜０．１５％、Ｏ：０．００６％以下を含有し、さらに、Ｎｂ：０．２％以下、Ｔｉ：０．３％以下のうちから選ばれた１種又は２種を含有し、残部はＦｅ及び不可避不純物からなる組成を有する。上記鋼管の組織には、析出物中のＭＣ型炭窒化物が全析出物量に対する質量％で３．０％以上存在する。これにより、高強度及び優れた耐食性が得られる、と特許文献１には記載されている。
特許文献２に開示された高強度マルテンサイト系ステンレス継目無鋼管は、質量％で、Ｃ：０．０１％以下、Ｓｉ：０．５％以下、Ｍｎ：０．１〜２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１５．５％超１７．５％以下、Ｎｉ：２．５〜５．５％、Ｍｏ：１．８〜３．５％、Ｃｕ：０．３〜３．５％、Ｖ：０．２０％以下、Ａｌ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下を含む組成を有し、焼入れ焼戻処理を施して、降伏強さ：６５５〜８６２ＭＰａの強度と降伏比：０．９０以上の引張特性を有する。これにより、降伏強さを油井用として所定の強度を確保したうえで、降伏比を０．９０以上とすることにより、低引張強さの鋼管となり、耐炭酸ガス腐食性および耐硫化物応力腐食割れ性等の耐食性が向上する、と特許文献２には記載されている。
特許文献３に開示されたステンレス鋼は、油井管に用いられる。このステンレス鋼は、質量％で、Ｃ：０．００１〜０．０５％、Ｓｉ：０．０５〜１％、Ｍｎ：２％以下、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．００２％未満、Ｃｒ：１６〜１８％、Ｎｉ：３．５〜７％、Ｍｏ：２％を超え４％以下、Ｃｕ：１．５〜４％、希土類金属：０．００１〜０．３％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００１〜０．１％、Ｃａ：０．０００１〜０．０１％、Ｏ：０．０５％以下及びＮ：０．０５％以下を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなる。このステンレス鋼は、炭酸ガスを含む高温塩化物水溶液環境において、腐食速度が小さく、かつ、耐ＳＣＣ性に優れる、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ステンレス鋼は、以下の化学組成及び組織を有し、７５８ＭＰａ以上の０．２％オフセット耐力を有する。化学組成は、質量％で、Ｃ：０．０５％以下、Ｓｉ：０．５％以下、Ｍｎ：０．０１〜０．５％、Ｐ：０．０４％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：１６．０超〜１８．０％、Ｎｉ：４．０超〜５．６％、Ｍｏ：１．６〜４．０％、Ｃｕ：１．５〜３．０％、Ａｌ：０．００１〜０．１０％、Ｎ：０．０５０％以下を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、式（１）及び式（２）を満たす。組織は、マルテンサイト相と、体積率で１０〜４０％のフェライト相とを含む。そして、各々がステンレス鋼の表面から厚さ方向に５０μｍの長さを有し、１０μｍピッチで２００μｍの範囲に一列に配列された複数の仮想線分をステンレス鋼の断面に配置したとき、仮想線分の総数に対するフェライト相と交差する仮想線分の数の割合は８５％よりも多い。Ｃｒ＋Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｍｏ≧２５．５ （１）、−８≦３０（Ｃ＋Ｎ）＋０．５Ｍｎ＋Ｎｉ＋Ｃｕ／２＋８．２−１．１（Ｃｒ＋Ｍｏ）≦−４ （２）、ここで、式（１）及び式（２）中の元素記号には、各元素の含有量（質量％）が代入される。このステンレス鋼は、０．２％オフセット耐力で７５８ＭＰａ以上の高強度を有し、高温環境で優れた耐食性及び優れた耐ＳＳＣ性を有する、と特許文献４には記載されている。
特許文献５に開示された高強度ステンレス鋼は、質量％で、Ｃ：０．０５％以下、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：０．３％以下、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００２％未満、Ｃｒ：１６％を超え１８％以下、Ｍｏ：１．５〜３．０％、Ｃｕ：１．０〜３．５％、Ｎｉ：３．５〜６．５％、Ａｌ：０．００１〜０．１％、Ｎ：０．０２５％以下、及び、Ｏ：０．０１％以下を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなる化学組成と、マルテンサイト相と、体積率で１０〜４８．５％のフェライト相と、体積率で１０％以下の残留オーステナイト相とを含む組織とを有し、７５８ＭＰａ以上の降伏強度と、１０％以上の均一伸びとを有する。このステンレス鋼は、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。さらに、７５８ＭＰａ以上の耐力を有し、１３％Ｃｒ鋼よりも優れた加工性を有する、と特許文献５には記載されている。
ところで、大深度油井開発は、寒冷地でも行われる。油井管が寒冷地の大深度油井開発で使用される場合、油井管を構成する鋼には、上述の高強度、優れた耐食性（高温での優れた耐ＳＣＣ性及び常温での優れた耐ＳＳＣ性）に加え、優れた低温靭性が求められる。特許文献１〜５では、１２５ｋｓｉ級（８６２ＭＰａ）以上といった高強度を有し、かつ、優れた耐食性及び優れた低温靭性を有するステンレス鋼について開示されていない。
さらに、これらの文献のステンレス鋼の多くが、１０％以上のフェライトを含む。大深度油井開発では、１５ｍｍ以上の肉厚の油井管が利用される場合がある。このような厚肉の油井管のミクロ組織が１０％以上のフェライトを含有する場合、低温靭性が低い場合がある。
本発明の目的は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性、及び、低温靭性に優れる油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管を提供することである。
本発明による油井用ステンレス鋼は、質量％で、Ｃ：０．０４％以下、Ｓｉ：０．０５〜１．０％、Ｍｎ：０．０１〜０．５％、Ｃｒ：１６．０〜１８．０％、Ｍｏ：２．０〜３．０％、Ｃｕ：０．７〜３．５％、Ｎｉ：４．８〜６．０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００１〜０．１％、Ｗ：０〜２．０％、Ｖ：０〜０．５％、Ｃａ：０〜０．０１％、及び、Ｍｇ：０〜０．０１％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｏ、Ｎ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＢはそれぞれ、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００２％未満、Ｏ：０．０２％以下、Ｎ：０．０２％以下、Ｔｉ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下、及び、Ｂ：０．００５％以下であり、式（１）で定義されるＦｎ１が８０以上である化学組成と、体積率で、１０〜５０％のフェライトと、５〜２０％の残留オーステナイトとを含有し、残部がマルテンサイトからなるミクロ組織とを有する。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
本発明による油井用ステンレス鋼管は、上述の油井用ステンレス鋼から製造される。
本発明による油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管は、高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性及び低温靭性に優れる。
本発明者は、１２５ｋｓｉ級（８６２ＭＰａ以上）の高強度を有しつつ、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性及び低温靭性に優れるステンレス鋼について調査及び検討した。その結果、本発明者は次の知見を得た。
残留オーステナイトは、低温靭性を高める。しかしながら、過剰な残留オーステナイト量は、鋼の強度を低下する。一方、マルテンサイトは鋼の強度を高める。したがって、焼入れ及び焼戻しによりミクロ組織中にマルテンサイトを生成しつつ、残留オーステナイト量を適切に調整できれば、高強度が得られつつ、優れた低温靭性も得られる。
ニッケル（Ｎｉ）は、焼入れ焼戻し後の残留オーステナイト量、特に、焼戻し後の残留オーステナイト量を増加する。そのため、Ｎｉは残留オーステナイト量を増加して低温靭性を高めることができる。さらに、銅（Ｃｕ）は、焼戻し時に微細なＣｕ粒子として析出して、鋼の強度を高める。したがって、Ｎｉ含有量及びＣｕ含有量を調整することにより、高強度及び低温靭性に優れた鋼が得られる。
しかしながら、Ｎｉ及びＣｕは、Ｃとともにマルテンサイト変態温度に影響を与える。より具体的には、Ｃ含有量、Ｎｉ含有量及びＣｕ含有量が高ければ、鋼のマルテンサイト変態温度が低下する。この場合、マルテンサイト変態が発生しにくくなり、焼入れ後の残留オーステナイト量が過剰に多くなる。その結果、鋼の強度が低下してしまう。
残留オーステナイト量の指標Ｆｎ１を式（１）で定義する。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ１が８０以上である場合、上述の化学組成を有するステンレス鋼のミクロ組織において、残留オーステナイトの体積率が５〜２０％となり、降伏強度が８６２ＭＰａ以上となる。この場合、肉厚が１５ｍｍ以上の油井用ステンレス鋼管であっても、高い強度及び優れた低温靭性が得られる。
Ｔｉ、Ｎｂ及びＢはいずれも、鋼の強度を高めるものの、鋼の低温靭性を低下する。したがって、本発明において、Ｔｉ、Ｎｂ及びＢは不純物であり、これらの含有量はなるべく低い方が好ましい。
以上の知見に基づいて完成した油井用ステンレス鋼は、質量％で、Ｃ：０．０４％以下、Ｓｉ：０．０５〜１．０％、Ｍｎ：０．０１〜０．５％、Ｃｒ：１６．０〜１８．０％、Ｍｏ：２．０〜３．０％、Ｃｕ：０．７〜３．５％、Ｎｉ：４．８〜６．０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．００１〜０．１％、Ｗ：０〜２．０％、Ｖ：０〜０．５％、Ｃａ：０〜０．０１％、及び、Ｍｇ：０〜０．０１％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｏ、Ｎ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＢはそれぞれ、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００２％未満、Ｏ：０．０２％以下、Ｎ：０．０２％以下、Ｔｉ：０．１％以下、Ｎｂ：０．１％以下、及び、Ｂ：０．００５％以下であり、式（１）で定義されるＦｎ１が８０以上である化学組成と、体積率で、１０〜５０％のフェライトと、５〜２０％の残留オーステナイトとを含有し、残部がマルテンサイトからなるミクロ組織とを有する。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
好ましくは、上記油井用ステンレス鋼はさらに、式（２）で定義されるＦｎ２が２．５以上である。
Ｆｎ２＝［Ｎｉ］／［Ｃｕ］ （２）
ここで、式（２）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ２＝［Ｎｉ］／［Ｃｕ］ （２）
ここで、式（２）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
この場合、低温靭性がさらに高まる。
上記油井用ステンレス鋼はＷ：０．２〜２．０％を含有してもよい。上記油井用ステンレス鋼はまた、Ｖ：０．０１〜０．５％を含有してもよい。上記油井用ステンレス鋼はまた、Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、及び、Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％のうちの１種以上を含有してもよい。
本発明による油井用ステンレス鋼管は、上述の油井用ステンレス鋼から製造される。
好ましくは、上記油井用ステンレス鋼管ではさらに、Ｎｉ含有量が式（３）で定義されるＦｎ３よりも高い。
Ｆｎ３＝０．０２１１×ｔ＋４．４６０６ （３）
ここで、式（３）中のｔ（ｍｍ）は、油井用ステンレス鋼管の肉厚（ｍｍ）を意味する。
Ｆｎ３＝０．０２１１×ｔ＋４．４６０６ （３）
ここで、式（３）中のｔ（ｍｍ）は、油井用ステンレス鋼管の肉厚（ｍｍ）を意味する。
この場合、Ｎｉが肉厚に対して十分に含有されるため、さらに優れた低温靭性が得られる。
上述の油井用ステンレス鋼管はたとえば、１５ｍｍ以上の肉厚を有する。上述のステンレス鋼管はたとえば、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有する。
以下、本発明による油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管について説明する。
［化学組成］
本実施形態の油井用ステンレス鋼の化学組成は、次の元素を含有する。特に断りがない限り、元素に関する％は質量％を意味する。
本実施形態の油井用ステンレス鋼の化学組成は、次の元素を含有する。特に断りがない限り、元素に関する％は質量％を意味する。
Ｃ：０．０４％以下
炭素（Ｃ）は不可避的に含有される。Ｃは、焼戻し時に炭化物として析出する。この場合、鋼の高温での耐ＣＯ2腐食性及び耐ＳＣＣ性が低下する。さらに、Ｃ含有量が高すぎれば、焼入れ時の残留オーステナイトの生成量が多くなる。この場合、残留オーステナイトの生成量を低減するために、強度及び低温靭性に有効なＣｕ及びＮｉ含有量を低下しなければならない。したがって、Ｃ含有量は低い方が好ましい。Ｃ含有量は０．０４％以下である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．０３５％であり、さらに好ましくは０．０３％である。実際の操業において、Ｃ含有量の下限はたとえば０．００１％である。
炭素（Ｃ）は不可避的に含有される。Ｃは、焼戻し時に炭化物として析出する。この場合、鋼の高温での耐ＣＯ2腐食性及び耐ＳＣＣ性が低下する。さらに、Ｃ含有量が高すぎれば、焼入れ時の残留オーステナイトの生成量が多くなる。この場合、残留オーステナイトの生成量を低減するために、強度及び低温靭性に有効なＣｕ及びＮｉ含有量を低下しなければならない。したがって、Ｃ含有量は低い方が好ましい。Ｃ含有量は０．０４％以下である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．０３５％であり、さらに好ましくは０．０３％である。実際の操業において、Ｃ含有量の下限はたとえば０．００１％である。
Ｓｉ：０．０５〜１．０％
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、鋼の熱間加工性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜１．０％である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．１０％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．７５％であり、さらに好ましくは０．５０％である。
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、鋼の熱間加工性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５〜１．０％である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．１０％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．７５％であり、さらに好ましくは０．５０％である。
Ｍｎ：０．０１〜０．５％
マンガン（Ｍｎ）は鋼を脱酸する。Ｍｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、焼入れ焼戻し後にオーステナイトが過剰に残留しやすくなり、残留オーステナイトの体積率が２０％を超えるおそれがある。この場合、焼戻し後の鋼の強度が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜０．５％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．０５％である。Ｍｎ含有量の好ましい上限は０．４％であり、さらに好ましくは０．３％であり、特に好ましくは０．１５％未満である。
マンガン（Ｍｎ）は鋼を脱酸する。Ｍｎ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｍｎ含有量が高すぎれば、焼入れ焼戻し後にオーステナイトが過剰に残留しやすくなり、残留オーステナイトの体積率が２０％を超えるおそれがある。この場合、焼戻し後の鋼の強度が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．０１〜０．５％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．０５％である。Ｍｎ含有量の好ましい上限は０．４％であり、さらに好ましくは０．３％であり、特に好ましくは０．１５％未満である。
Ｃｒ：１６．０〜１８．０％
クロム（Ｃｒ）は、高温腐食環境下での耐ＳＣＣ性を高める。Ｃｒ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｃｒはフェライト形成元素であるため、Ｃｒ含有量が高すぎれば、鋼中のフェライト量が過剰に多くなり、鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は１６．０〜１８．０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は１６．５％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は１７．５％である。
クロム（Ｃｒ）は、高温腐食環境下での耐ＳＣＣ性を高める。Ｃｒ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Ｃｒはフェライト形成元素であるため、Ｃｒ含有量が高すぎれば、鋼中のフェライト量が過剰に多くなり、鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は１６．０〜１８．０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は１６．５％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は１７．５％である。
Ｎｉ：４．８〜６．０％
ニッケル（Ｎｉ）はオーステナイト形成元素であり、高温でのオーステナイトを安定化する。そのため、Ｎｉは、常温でのマルテンサイト量を増加させ、鋼の強度を高める。Ｎｉはさらに、高温腐食環境下での鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｎｉはさらに、焼戻し時に、室温で安定な残留オーステナイトの生成を促進し、低温靭性を高める。Ｎｉ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｎｉ含有量が高すぎれば、焼戻し時に生成される残留オーステナイトが過剰に多くなる。したがって、Ｎｉ含有量は４．８〜６．０％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は４．９％であり、さらに好ましくは５．０％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は５．９％である。
ニッケル（Ｎｉ）はオーステナイト形成元素であり、高温でのオーステナイトを安定化する。そのため、Ｎｉは、常温でのマルテンサイト量を増加させ、鋼の強度を高める。Ｎｉはさらに、高温腐食環境下での鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｎｉはさらに、焼戻し時に、室温で安定な残留オーステナイトの生成を促進し、低温靭性を高める。Ｎｉ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｎｉ含有量が高すぎれば、焼戻し時に生成される残留オーステナイトが過剰に多くなる。したがって、Ｎｉ含有量は４．８〜６．０％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は４．９％であり、さらに好ましくは５．０％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は５．９％である。
なお、本発明の鋼の化学組成においては、焼入れ後の段階で存在するオーステナイト、所謂残留オーステナイトの他に、上記のように焼戻し段階でオーステナイトが生成する。したがって、焼戻し後の最終製品においては、焼入れ後の段階から存在する残留オーステナイトと、焼戻し後に生成するオーステナイトとを含めて、「残留オーステナイト」の統一呼称を用いる。
Ｍｏ：２．０〜３．０％
油井において流体の生産が一時停止したとき、油井管内の流体の温度は低下する。この場合、鋼の硫化物応力割れ（ＳＳＣ）感受性は高まる。モリブデン（Ｍｏ）は、耐ＳＳＣ性を高める。Ｍｏはさらに、Ｃｒとともに含有されることにより、高温での耐ＳＣＣ性を高める。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はフェライト形成元素であるため、Ｍｏ含有量が高すぎれば、鋼中のフェライトが過剰に多く生成し、鋼の強度が低下する。したがって、Ｍｏ含有量は２．０〜３．０％である。Ｍｏ含有量の好ましい下限は２．２％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は２．８％である。
油井において流体の生産が一時停止したとき、油井管内の流体の温度は低下する。この場合、鋼の硫化物応力割れ（ＳＳＣ）感受性は高まる。モリブデン（Ｍｏ）は、耐ＳＳＣ性を高める。Ｍｏはさらに、Ｃｒとともに含有されることにより、高温での耐ＳＣＣ性を高める。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はフェライト形成元素であるため、Ｍｏ含有量が高すぎれば、鋼中のフェライトが過剰に多く生成し、鋼の強度が低下する。したがって、Ｍｏ含有量は２．０〜３．０％である。Ｍｏ含有量の好ましい下限は２．２％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は２．８％である。
Ｃｕ：０．７〜３．５％
銅（Ｃｕ）は、焼戻し時に微細なＣｕ粒子として析出して、鋼の強度を高める。Ｃｕはさらに、高温腐食環境下における鋼の溶出速度を低下し、鋼の耐食性を高める。Ｃｕ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｃｕ含有量が高すぎれば、焼入れ時にマルテンサイト変態が十分に進行せず、残留オーステナイト量が過剰に多くなる。この場合、鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０．７〜３．５％である。Ｃｕ含有量の好ましい下限は０．８％であり、さらに好ましくは０．９％である。Ｃｕ含有量の好ましい上限は３．０％であり、さらに好ましくは２．７％である。
銅（Ｃｕ）は、焼戻し時に微細なＣｕ粒子として析出して、鋼の強度を高める。Ｃｕはさらに、高温腐食環境下における鋼の溶出速度を低下し、鋼の耐食性を高める。Ｃｕ含有量が低すぎれば、これらの効果が得られない。一方、Ｃｕ含有量が高すぎれば、焼入れ時にマルテンサイト変態が十分に進行せず、残留オーステナイト量が過剰に多くなる。この場合、鋼の強度が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０．７〜３．５％である。Ｃｕ含有量の好ましい下限は０．８％であり、さらに好ましくは０．９％である。Ｃｕ含有量の好ましい上限は３．０％であり、さらに好ましくは２．７％である。
ｓｏｌ．Ａｌ：０．００１〜０．１％
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が高すぎれば、その効果は飽和する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が高すぎればさらに、介在物が過剰に生成して、鋼の耐ＳＳＣ性及び低温靭性が低下する。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．００１〜０．１％である。ここで、ｓｏｌ．Ａｌとは酸可溶Ａｌを意味する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい下限は０．００５％であり、さらに好ましくは０．０１０％であり、さらに好ましくは０．０１５％である。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０５％未満であり、さらに好ましくは０．０３５％である。
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が高すぎれば、その効果は飽和する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が高すぎればさらに、介在物が過剰に生成して、鋼の耐ＳＳＣ性及び低温靭性が低下する。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．００１〜０．１％である。ここで、ｓｏｌ．Ａｌとは酸可溶Ａｌを意味する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい下限は０．００５％であり、さらに好ましくは０．０１０％であり、さらに好ましくは０．０１５％である。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０５％未満であり、さらに好ましくは０．０３５％である。
本実施形態によるステンレス鋼の残部は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、原料としての鉱石、スクラップ、または製造環境などから混入されるものであって、本実施形態のステンレス鋼に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｏ、Ｎ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＢの含有量は、次のとおりである。
Ｐ：０．０５％以下
燐（Ｐ）は不純物である。Ｐは粒界に偏析して、鋼の耐ＣＯ2腐食性及び耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０５％以下である。Ｐ含有量の好ましい上限は０．０３０％であり、さらに好ましくは０．０２０％であり、さらに好ましくは０．０１５％である。Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。
燐（Ｐ）は不純物である。Ｐは粒界に偏析して、鋼の耐ＣＯ2腐食性及び耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０５％以下である。Ｐ含有量の好ましい上限は０．０３０％であり、さらに好ましくは０．０２０％であり、さらに好ましくは０．０１５％である。Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。
Ｓ：０．００２％未満
硫黄（Ｓ）は不純物である。Ｓは粒界に偏析して鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。Ｓはさらに、鋼の熱間加工性を低下する。そのため、Ｓ含有量は０．００２％未満である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．００１％である。Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。
硫黄（Ｓ）は不純物である。Ｓは粒界に偏析して鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。Ｓはさらに、鋼の熱間加工性を低下する。そのため、Ｓ含有量は０．００２％未満である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．００１％である。Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。
Ｏ：０．０２％以下
酸素（Ｏ）は不純物である。Ｏは粗大な酸化物を形成して鋼の靭性及び耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｏ含有量は０．０２％以下である。Ｏ含有量の好ましい上限は０．０１％であり、さらに好ましくは０．００５％である。Ｏ含有量はなるべく低い方が好ましい。
酸素（Ｏ）は不純物である。Ｏは粗大な酸化物を形成して鋼の靭性及び耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｏ含有量は０．０２％以下である。Ｏ含有量の好ましい上限は０．０１％であり、さらに好ましくは０．００５％である。Ｏ含有量はなるべく低い方が好ましい。
Ｎ：０．０２％以下
窒素（Ｎ）は不純物である。Ｎは粗大な窒化物を形成する。粗大な窒化物は孔食の起点となり、鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０２％以下である。Ｎ含有量の好ましい上限は０．０１５％であり、さらに好ましくは０．０１２％である。Ｎ含有量はなるべく低い方が好ましい。
窒素（Ｎ）は不純物である。Ｎは粗大な窒化物を形成する。粗大な窒化物は孔食の起点となり、鋼の耐ＳＳＣ性を低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０２％以下である。Ｎ含有量の好ましい上限は０．０１５％であり、さらに好ましくは０．０１２％である。Ｎ含有量はなるべく低い方が好ましい。
Ｔｉ：０．１％以下
チタン（Ｔｉ）は不純物である。本化学組成において、Ｔｉは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｔｉ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｔｉ含有量は０．１％以下である。好ましいＴｉ含有量は０．０４％以下であり、より好ましくは、０．０２％以下であり、さらに好ましくは、０．０１％以下である。
チタン（Ｔｉ）は不純物である。本化学組成において、Ｔｉは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｔｉ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｔｉ含有量は０．１％以下である。好ましいＴｉ含有量は０．０４％以下であり、より好ましくは、０．０２％以下であり、さらに好ましくは、０．０１％以下である。
Ｎｂ：０．１％以下
ニオブ（Ｎｂ）は不純物である。本化学組成において、Ｎｂは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｎｂ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｎｂ含有量は０．１％以下である。好ましいＮｂ含有量は０．０４％以下であり、より好ましくは０．０２％以下であり、さらに好ましくは０．０１％以下である。
ニオブ（Ｎｂ）は不純物である。本化学組成において、Ｎｂは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｎｂ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｎｂ含有量は０．１％以下である。好ましいＮｂ含有量は０．０４％以下であり、より好ましくは０．０２％以下であり、さらに好ましくは０．０１％以下である。
Ｂ：０．００５％以下
ボロン（Ｂ）は不純物である。本化学組成において、Ｂは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｂ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｂ含有量は０．００５％以下である。好ましいＢ含有量は０．００３％以下であり、さらに好ましくは０．００１％以下である。
ボロン（Ｂ）は不純物である。本化学組成において、Ｂは鋼の低温靭性を低下する。そのため、Ｂ含有量はなるべく低い方が好ましい。Ｂ含有量は０．００５％以下である。好ましいＢ含有量は０．００３％以下であり、さらに好ましくは０．００１％以下である。
本実施形態のステンレス鋼はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｗを含有してもよい。
Ｗ：０〜２．０％
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。含有される場合、ＷはＭｏと同様に、鋼の耐ＳＳＣ性を高める。Ｗはさらに、Ｃｒとともに含有されることにより、高温での鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｗが少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、Ｗはフェライト形成元素であるため、Ｗ含有量が高すぎれば、鋼中にフェライトが過剰に生成する。この場合、鋼の強度が低下する。したがって、Ｗ含有量は０〜２．０％である。上記効果をより有効に得るためのＷ含有量の好ましい下限は０．２％であり、さらに好ましくは０．５％である。Ｗ含有量の好ましい上限は１．５％である。
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。含有される場合、ＷはＭｏと同様に、鋼の耐ＳＳＣ性を高める。Ｗはさらに、Ｃｒとともに含有されることにより、高温での鋼の耐ＳＣＣ性を高める。Ｗが少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、Ｗはフェライト形成元素であるため、Ｗ含有量が高すぎれば、鋼中にフェライトが過剰に生成する。この場合、鋼の強度が低下する。したがって、Ｗ含有量は０〜２．０％である。上記効果をより有効に得るためのＷ含有量の好ましい下限は０．２％であり、さらに好ましくは０．５％である。Ｗ含有量の好ましい上限は１．５％である。
本実施形態のステンレス鋼はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｖを含有してもよい。
Ｖ：０〜０．５％
バナジウム（Ｖ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。含有される場合、Ｖは焼戻し時に微細な析出物として析出して鋼の強度を高める。Ｖが少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、Ｖ含有量が高すぎれば、鋼の耐ＳＳＣ性及び低温靭性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０〜０．５％である。上記効果をより有効に得るためのＶ含有量の好ましい下限は０．０１％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．２％であり、さらに好ましくは０．１％である。
バナジウム（Ｖ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。含有される場合、Ｖは焼戻し時に微細な析出物として析出して鋼の強度を高める。Ｖが少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、Ｖ含有量が高すぎれば、鋼の耐ＳＳＣ性及び低温靭性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０〜０．５％である。上記効果をより有効に得るためのＶ含有量の好ましい下限は０．０１％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．２％であり、さらに好ましくは０．１％である。
本実施形態のステンレス鋼はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃａ及びＭｇのうちの１
種以上を含有してもよい。
種以上を含有してもよい。
Ｃａ：０〜０．０１％
Ｍｇ：０〜０．０１％
カルシウム（Ｃａ）及びマグネシウム（Ｍｇ）はいずれも任意元素であり、含有されなくてもよい。含有される場合、これらの元素はいずれも、鋼の熱間加工性を高める。これらの元素の１種以上が少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、これらの元素含有量が高すぎれば、介在物が過剰に生成する。この場合、鋼の靭性及び耐食性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１％であり、Ｍｇ含有量は０〜０．０１％である。上記効果をより有効に得るためのＣａ含有量の好ましい下限は０．０００５％であり、Ｍｇ含有量の好ましい下限は０．０００５％である。
Ｍｇ：０〜０．０１％
カルシウム（Ｃａ）及びマグネシウム（Ｍｇ）はいずれも任意元素であり、含有されなくてもよい。含有される場合、これらの元素はいずれも、鋼の熱間加工性を高める。これらの元素の１種以上が少しでも含有されれば、上記効果が得られる。一方、これらの元素含有量が高すぎれば、介在物が過剰に生成する。この場合、鋼の靭性及び耐食性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０〜０．０１％であり、Ｍｇ含有量は０〜０．０１％である。上記効果をより有効に得るためのＣａ含有量の好ましい下限は０．０００５％であり、Ｍｇ含有量の好ましい下限は０．０００５％である。
［式（１）で定義されるＦｎ１について］
本実施形態のステンレス鋼の化学組成はさらに、式（１）で定義されるＦｎ１が８０以上である。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
本実施形態のステンレス鋼の化学組成はさらに、式（１）で定義されるＦｎ１が８０以上である。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ１は焼入れ時の残留オーステナイトの発生量の指標である。Ｆｎ１が８０未満であれば、マルテンサイト変態点が低下し過ぎ、焼入れ後の鋼の残留オーステナイト量が多くなる。この場合、焼戻し後の鋼の強度が低下する。Ｆｎ１が８０以上であれば、焼戻し後の残留オーステナイトの体積率が５〜２０％と適切となり、優れた低温靭性が得られる。したがって、Ｆｎ１値は８０以上である。Ｆｎ１値の好ましい下限は８４であり、さらに好ましくは８８である。Ｆｎ１の上限は特に制限されない。しかしながら、上記化学組成の場合、Ｆｎ１の上限は２５０以下となる。
［ミクロ組織］
本実施形態のステンレス鋼のミクロ組織は、体積率で、１０〜５０％のフェライトと、５〜２０％の残留オーステナイトとを含有し、残部はマルテンサイトからなる。
本実施形態のステンレス鋼のミクロ組織は、体積率で、１０〜５０％のフェライトと、５〜２０％の残留オーステナイトとを含有し、残部はマルテンサイトからなる。
ミクロ組織中のフェライトは、高温での鋼の耐ＳＣＣ性を高める。フェライトの体積率（以下、フェライト分率という）が低すぎれば、上記効果が得られない。一方、フェライト分率が高すぎれば、鋼の強度及び低温靭性が低下する。したがって、フェライト分率は１０〜５０％である。耐ＳＣＣ性を高めるためのフェライト分率の好ましい下限は１５％である。鋼の強度及び低温靭性を高位に保つためのフェライト分率の好ましい上限は４５％であり、さらに好ましい上限は４０％である。
焼戻し後の残留オーステナイトは、鋼の低温靭性を高める。残留オーステナイトの体積率（以下、残留オーステナイト分率という）が低すぎれば、上記効果が得られない。一方、残留オーステナイト分率が高すぎれば、鋼の降伏強度が低下して、８６２ＭＰａ以上の降伏強度が安定的に得られない。したがって、残留オーステナイト分率は５〜２０％である。鋼の降伏強度をさらに高めるための残留オーステナイト分率の好ましい上限は１５％である。
［フェライト分率及び残留オーステナイト分率の測定方法］
本発明による油井用ステンレス鋼のミクロ組織中のフェライト分率（ｖｏｌ．％）、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）及びマルテンサイト分率（ｖｏｌ．％）は次の方法で測定する。
本発明による油井用ステンレス鋼のミクロ組織中のフェライト分率（ｖｏｌ．％）、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）及びマルテンサイト分率（ｖｏｌ．％）は次の方法で測定する。
［フェライト分率の測定方法］
油井用ステンレス鋼からミクロ組織観察用の試験片を採取する。試験片の表面のうち、鋼板の板幅方向に垂直な断面（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液を用いて、研磨後の観察面をエッチングする。エッチングされた観察面において、フェライトを特定する。特定されたフェライトの面積率を、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、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（ｖｏｌ％）と定義する。
油井用ステンレス鋼からミクロ組織観察用の試験片を採取する。試験片の表面のうち、鋼板の板幅方向に垂直な断面（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液を用いて、研磨後の観察面をエッチングする。エッチングされた観察面において、フェライトを特定する。特定されたフェライトの面積率を、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、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（ｖｏｌ％）と定義する。
［残留オーステナイト分率の測定方法］
残留オーステナイト分率（残留オーステナイトの体積分率：単位はｖｏｌ．％）は、Ｘ線回折法を用いて求める。油井用ステンレス鋼から１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍの試験片を採取する。採取された試験片を用いて、フェライト（α相）の（２００）面及び（２１１）面、オーステナイト（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）ごとに、次式を用いて残留オーステナイト分率Ｖγを求める。
Ｖγ＝１００／（１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα））
ここで、式中の「Ｉα」はα相の積分強度であり、「Ｉγ」はγ相の積分強度である。「Ｒα」はα相の結晶学的理論計算値であり、「Ｒγ」はγ相の結晶学的理論計算値である。上記各面の体積率Ｖγの平均値を、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）と定義する。
残留オーステナイト分率（残留オーステナイトの体積分率：単位はｖｏｌ．％）は、Ｘ線回折法を用いて求める。油井用ステンレス鋼から１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍの試験片を採取する。採取された試験片を用いて、フェライト（α相）の（２００）面及び（２１１）面、オーステナイト（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）ごとに、次式を用いて残留オーステナイト分率Ｖγを求める。
Ｖγ＝１００／（１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα））
ここで、式中の「Ｉα」はα相の積分強度であり、「Ｉγ」はγ相の積分強度である。「Ｒα」はα相の結晶学的理論計算値であり、「Ｒγ」はγ相の結晶学的理論計算値である。上記各面の体積率Ｖγの平均値を、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）と定義する。
［マルテンサイト分率の測定方法］
上述の化学組成からなる油井用ステンレス鋼のミクロ組織のうち、フェライト及び残留オーステナイト以外の残部は、マルテンサイトからなる。マルテンサイトの体積率（マルテンサイト分率：単位はｖｏｌ．％）は次の式で求める。
マルテンサイト分率＝１００−（フェライト分率＋残留オーステナイト分率）
上述の化学組成からなる油井用ステンレス鋼のミクロ組織のうち、フェライト及び残留オーステナイト以外の残部は、マルテンサイトからなる。マルテンサイトの体積率（マルテンサイト分率：単位はｖｏｌ．％）は次の式で求める。
マルテンサイト分率＝１００−（フェライト分率＋残留オーステナイト分率）
［式（２）で定義されるＦｎ２について］
好ましくは、本発明による油井用ステンレス鋼はさらに、式（２）で定義されるＦｎ２が２．５以上である。
Ｆｎ２＝［Ｎｉ］／［Ｃｕ］ （２）
ここで、式（２）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
好ましくは、本発明による油井用ステンレス鋼はさらに、式（２）で定義されるＦｎ２が２．５以上である。
Ｆｎ２＝［Ｎｉ］／［Ｃｕ］ （２）
ここで、式（２）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
Ｆｎ２は低温靭性の指標である。上述のとおり、Ｎｉは鋼の低温靭性を高める。一方、Ｃｕは鋼の強度を高める。したがって、Ｃｕに対するＮｉの比が小さい場合、鋼の強度が高くなりすぎ、鋼の低温靭性がかえって低下する。Ｆｎ２が２．５以上であれば、Ｃｕ含有量に対するＮｉ含有量が十分であるため、優れた低温靭性が得られる。Ｆｎ２の好ましい下限は３．０である。
［製造方法］
本発明のステンレス鋼の製造方法の一例として、継目無鋼管の製造方法を説明する。
本発明のステンレス鋼の製造方法の一例として、継目無鋼管の製造方法を説明する。
上述の化学組成を有する素材を準備する。素材は、連続鋳造法（ラウンドＣＣを含む）により製造された鋳片であってもよい。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鋼片でもよい。鋳片から製造された鋼片でもよい。
準備された素材を加熱炉又は均熱炉に装入し、加熱する。続いて、加熱した素材を熱間加工して素管を製造する。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、マンドレルミルやサイジングミルにより、素管をさらに圧延する。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。
熱間加工後の素管を焼入れ及び焼戻しして、降伏強度が８６２ＭＰａ以上（１２５ｋｓｉ級）になるように強度を調整する。焼入れ温度は９００℃以上である。好ましい焼戻し温度は６２０℃以下である。
［油井用ステンレス鋼管］
以上の工程により製造された油井用ステンレス鋼管は、高強度を有し、好ましくは、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有する。油井用ステンレス鋼管はさらに、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性及び低温靭性に優れる。
以上の工程により製造された油井用ステンレス鋼管は、高強度を有し、好ましくは、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有する。油井用ステンレス鋼管はさらに、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性及び低温靭性に優れる。
［式（３）で定義されるＦｎ３について］
好ましくは、本油井用ステンレス鋼管において、Ｎｉ含有量は、式（３）で定義されるＦｎ３よりも高い。
Ｆｎ３＝０．０２１１×ｔ＋４．４６０６ （３）
ここで、式（３）中のｔ（ｍｍ）には、油井用ステンレス鋼の肉厚（ｍｍ）が代入される。
好ましくは、本油井用ステンレス鋼管において、Ｎｉ含有量は、式（３）で定義されるＦｎ３よりも高い。
Ｆｎ３＝０．０２１１×ｔ＋４．４６０６ （３）
ここで、式（３）中のｔ（ｍｍ）には、油井用ステンレス鋼の肉厚（ｍｍ）が代入される。
この場合、肉厚の増加に伴う低温靭性の劣化を留めるのに十分なＮｉが含有されている。そのため、さらに優れた低温靭性が安定して得られる。
上述の油井用ステンレス鋼管を想定して、種々の化学組成を有する複数のステンレス鋼板を製造し、それらの強度、靭性及び低温靭性を調査した。
［調査方法］
表１に示す化学組成を有する溶鋼を真空高周波溶解炉にて溶解し、５０ｋｇのインゴットを製造した。
表１に示す化学組成を有する溶鋼を真空高周波溶解炉にて溶解し、５０ｋｇのインゴットを製造した。
各インゴットを１２５０℃で２時間加熱した。加熱されたインゴットに対して熱間鍛造を実施して、厚さ４５ｍｍ、幅６０ｍｍの鋼材とした。鋼材を１２３０℃で１時間加熱した。加熱後の鋼材を熱間圧延して、油井用ステンレス鋼管の肉厚に相当する板厚が１２．７〜３１．８ｍｍの鋼板を製造した。熱間圧延後の鋼板に対して焼入れ焼戻しを実施した。焼入れでは、鋼板を９５０℃で１５分加熱してから水焼入れした。焼入れ後の鋼板に対して５５０℃で３０分焼戻しを実施し、その後空冷した。
焼入れ焼戻し後の各試験番号の鋼板を用いて、ミクロ組織観察試験、引張試験、衝撃試験、高温での耐ＳＣＣ性試験及び常温での耐ＳＳＣ性試験を実施した。
［フェライト分率、残留オーステナイト分率、マルテンサイト分率測定］
各試験番号の鋼板からミクロ組織観察用の試験片を採取した。採取した試験片の表面のうち、鋼板の板幅方向に垂直な断面（以下、観察面という）を研磨した。王水とグリセリンとの混合液を用いて、研磨後の観察面をエッチングした。エッチングされた観察面を用いて、上述の測定方法により、フェライト分率（ｖｏｌ．％）を求めた。
各試験番号の鋼板からミクロ組織観察用の試験片を採取した。採取した試験片の表面のうち、鋼板の板幅方向に垂直な断面（以下、観察面という）を研磨した。王水とグリセリンとの混合液を用いて、研磨後の観察面をエッチングした。エッチングされた観察面を用いて、上述の測定方法により、フェライト分率（ｖｏｌ．％）を求めた。
各試験番号の鋼板から１５ｍｍ×１５ｍｍ×２ｍｍの試験片を採取した。採取された試験片を用いて、上述の測定方法により、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）を求めた。
得られたフェライト分率及び残留オーステナイト分率に基づいて、上記方法により、マルテンサイト分率（ｖｏｌ．％）を求めた。
［引張試験］
各試験番号の鋼板の厚さ中央部から、丸棒引張試験片を採取した。丸棒引張試験片の長手方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向（Ｌ方向）であった。丸棒引張試験片の平行部の直径は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。
各試験番号の鋼板の厚さ中央部から、丸棒引張試験片を採取した。丸棒引張試験片の長手方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向（Ｌ方向）であった。丸棒引張試験片の平行部の直径は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。
［シャルピー衝撃試験］
各試験番号の鋼板の厚さ中央部から、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。この試験片を用いて、−６０℃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）を測定した。
各試験番号の鋼板の厚さ中央部から、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。この試験片を用いて、−６０℃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）を測定した。
［高温耐ＳＣＣ性評価試験］
各試験番号の鋼板から、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。各試験片に対して、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、試験片の耐力と等しくなるように、各試験片のたわみ量を決定した。
各試験番号の鋼板から、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。各試験片に対して、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、試験片の耐力と等しくなるように、各試験片のたわみ量を決定した。
３０ｂａｒのＣＯ2と０．０１ｂａｒのＨ2Ｓとが加圧封入された２００℃のオートクレーブを試験番号ごとに準備した。上述のたわみをかけた試験片をオートクレーブに収納した。各オートクレーブ内において、２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌと、０．４１ｇ／リットルのＣＨ3ＣＯＯＮａ（ｐＨは４．５、ＣＨ3ＣＯＯＮａ＋ＣＨ3ＣＯＯＨ緩衝系）を含有する水溶液に試験片を７２０時間浸漬した。
７２０時間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、引張応力が付加された部分の断面を１００倍視野の光学顕微鏡で観察し、割れの有無を判定した。さらに試験前の試験片の重量及び７２０時間浸漬後の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、各試験番号の年間腐食量（ｍｍ／年）を計算した。
［常温での耐ＳＳＣ性評価試験］
各試験番号の鋼板から、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。各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、各試験片に与えられる応力が、各試験材の降伏応力（実測）の９０％になるように、調整した。
各試験番号の鋼板から、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。各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、各試験片に与えられる応力が、各試験材の降伏応力（実測）の９０％になるように、調整した。
試験浴として、０．０１ｂａｒのＨ2Ｓと、０．９９ｂａｒのＣＯ2とを飽和させた２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液を用いた。試験浴は、０．４１ｇ／リットルのＣＨ3ＣＯＯＮａを含有したＣＨ3ＣＯＯＮａ＋ＣＨ3ＣＯＯＨ緩衝液によりｐＨ４．０に調整した。さらに、試験浴の温度は２５℃に調整した。
引張応力を負荷した丸棒試験片を上記試験浴に７２０時間浸漬した。７２０時間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、試験中に破断した試験片、及び、破断しなかった試験片に対して、試験片の平行部を肉眼にて観察した。観察の結果、クラック又は孔食の発生が確認された試験片は耐ＳＳＣ性が劣ると判断した。
［試験結果］
表２に試験結果を示す。
表２に試験結果を示す。
表２中の「板厚」には、各試験番号で製造された鋼板の板厚（ｍｍ）が記載されている。「α」には、フェライト分率（ｖｏｌ．％）が記載されている。「残留γ」には、残留オーステナイト分率（ｖｏｌ．％）が記載されている。「Ｍ」には、マルテンサイト分率（ｖｏｌ．％）が記載されている。「ＹＳ」には、降伏強度（ＭＰａ）が記載されている。「ＡＥ」には、−６０℃でのシャルピー衝撃試験で得られた吸収エネルギー（Ｊ）が記載されている。「腐食量」には、高温耐ＳＣＣ性評価試験で得られた年間腐食量（ｍｍ／年）が記載され、「耐ＳＣＣ性」には、高温耐ＳＣＣ性評価試験の評価結果が記載されている。「○」は、試験片に割れが確認されず、耐ＳＣＣ性が優れることを示す。「耐ＳＳＣ性」には、常温での耐ＳＳＣ性評価試験の結果が記載されている。「○」は試験片にＳＳＣが確認されず、耐ＳＳＣ性が優れることを示す。「×」は試験片にＳＳＣが確認され、耐ＳＳＣ性が低かったことを示す。
表２を参照して、試験番号４〜１２、１６〜２２、２６及び２７では、化学組成が適切であり、Ｆｎ１が８０以上であった。そのため、これらの試験番号のミクロ組織はフェライト、残留オーステナイト及びマルテンサイトからなり、フェライト分率が１０〜５０ｖｏｌ．％であり、残留オーステナイト分率が５〜２０ｖｏｌ．％であった。その結果、これらの試験番号では、降伏強度が８６２ＭＰａ以上であった。さらに、−６０℃での吸収エネルギーＡＥが８０Ｊ以上であり、低温靭性が高かった。さらに年間腐食量が０．０１ｍｍ／年であり、高温での耐ＳＣＣ性が高かった。さらに、耐ＳＳＣ性評価試験において割れが観察されず、耐ＳＳＣ性が高かった。
特に、試験番号５、６、８、９、１１、１２、１６〜２２、２６及び２７では、板厚が１５ｍｍ以上であるにもかかわらず、低温靭性、高温での耐ＳＣＣ性、及び常温での耐ＳＳＣ性が高かった。
さらに、板厚が同じ２５．４ｍｍである試験番号６、９と試験番号２６とを比較して、試験番号６及び９のＦｎ２は、２．５以上であるのに対して、試験番号２６では２．５未満であった。そのため、試験番号６及び９の−６０℃での吸収エネルギーＡＥは、試験番号２６よりも高かった。
さらに、試験番号９のＦｎ２は３．０以上であり、試験番号６よりも高かった。そのため、試験番号９の吸収エネルギーＡＥは、試験番号６よりも高かった。また、板厚が同じ１９．１ｍｍである試験番号５と８とを比較して、試験番号８のＦｎ２は３．０以上であり、試験番号５よりも高かった。そのため、試験番号８の吸収エネルギーＡＥは、試験番号５よりも高かった。
さらに、試験番号６と試験番号２７とを比較して、試験番号６のＮｉ含有量はＦｎ３よりも高かったものの、試験番号２７のＮｉ含有量はＦｎ３よりも低かった。そのため、試験番号６の吸収エネルギーＡＥは、試験番号２７の吸収エネルギーＡＥよりも高かった。
一方、試験番号１〜３では、Ｎｉ含有量が低すぎた。そのため、ミクロ組織中の残留オーステナイト分率が低かった。その結果、板厚（肉厚に相当）が１５ｍｍ以上の試験番号２及び３において、吸収エネルギーＡＥが８０Ｊ未満であり、低温靭性が低かった。
試験番号１３では、Ｃｕ含有量が低すぎた。そのため、降伏強度ＹＳが８６２ＭＰａ未満であった。さらに、耐ＳＳＣ性評価試験で割れ（ＳＳＣ）が確認された。試験番号１４及び１５では、Ｆｎ１が８０未満であった。そのため、残留オーステナイト分率が２０％を超えた。その結果、降伏強度ＹＳが８６２ＭＰａ未満であった。
試験番号２３では、Ｔｉ含有量が高すぎた。試験番号２４では、Ｎｂ含有量が高すぎた。試験番号２５では、Ｂ含有量が高すぎた。そのため、試験番号２３〜２５の吸収エネルギーＡＥは８０Ｊ未満であり、低温靭性が低かった。
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。
本発明による油井用ステンレス鋼は、１２５ｋｓｉ級（８６２ＭＰａ以上）の高強度を有し、高温での耐ＳＣＣ性、常温での耐ＳＳＣ性、及び低温靭性に優れる。特に１５ｍｍ以上の肉厚を有する油性用ステンレス鋼管として利用する場合にも、上記特性が得られる。したがって、本発明による油井用ステンレス鋼は、１５０℃以上の高温であって、ＣＯ2、Ｈ2Ｓ、及びＣｌ-を含有する腐食環境に広く適用でき、特に、油井用ステンレス鋼管としての使用に好適である。
Claims (8)
- 質量％で、
Ｃ：０．０４％以下、
Ｓｉ：０．０５〜１．０％、
Ｍｎ：０．０１〜０．５％、
Ｃｒ：１６．０〜１８．０％、
Ｍｏ：２．０〜３．０％、
Ｃｕ：０．７０〜３．５％、
Ｎｉ：４．９〜６．０％、
ｓｏｌ．Ａｌ：０．００１〜０．１％、
Ｗ：０〜２．０％、
Ｖ：０〜０．５％、
Ｃａ：０〜０．０１％、及び、
Ｍｇ：０〜０．０１％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなり、
前記不純物のうち、Ｐ、Ｓ、Ｏ、Ｎ、Ｔｉ、Ｎｂ及びＢはそれぞれ、
Ｐ：０．０５％以下、
Ｓ：０．００２％未満、
Ｏ：０．０２％以下、
Ｎ：０．０２％以下、
Ｔｉ：０．１０％以下、
Ｎｂ：０．１０％以下、及び、
Ｂ：０．００５％以下であり、
式（１）で定義されるＦｎ１が８０以上である化学組成と、
体積率で、１０〜５０％のフェライトと、５．０〜２０％の残留オーステナイトとを含有し、残部がマルテンサイトからなるミクロ組織とを有し、
降伏強度が８６２ＭＰａ以上であり、
ＡＳＴＭ Ｅ２３に準拠した−６０℃のシャルピー衝撃試験における吸収エネルギーが８０Ｊ以上であり、
０．０１ｂａｒのＨ ２ Ｓと、０．９９ｂａｒのＣＯ ２ とを飽和させた２５ｍａｓｓ％のＮａＣｌ溶液を、０．４１ｇ／リットルのＣＨ ３ ＣＯＯＮａを含有したＣＨ ３ ＣＯＯＮａ＋ＣＨ ３ ＣＯＯＨ緩衝液によりｐＨ４．０に調整した２５℃の試験浴を用い、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７ ＭＥＴＨＯＤ Ａに準拠した耐ＳＳＣ性評価試験において、実測の降伏応力の９０％を付加して７２０時間浸漬した後、割れが確認されないことを特徴とする、油井用ステンレス鋼。
Ｆｎ１＝５７６．５−２６６０．７×［Ｃ］−７４．９×［Ｎｉ］−３７．４×［Ｃｕ］ （１）
ここで、式（１）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。 - 請求項１に記載の油井用ステンレス鋼であってさらに、
式（２）で定義されるＦｎ２が２．５以上である、油井用ステンレス鋼。
Ｆｎ２＝［Ｎｉ］／［Ｃｕ］ （２）
ここで、式（２）中の各元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。 - 請求項１又は請求項２に記載の油井用ステンレス鋼であって、
Ｗ：０．２〜２．０％を含有する、油井用ステンレス鋼。 - 請求項１〜請求項３のいずれか１項に記載の油井用ステンレス鋼であって、
Ｖ：０．０１〜０．５％を含有する、油井用ステンレス鋼。 - 請求項１〜請求項４のいずれか１項に記載の油井用ステンレス鋼であって、
Ｃａ：０．０００５〜０．０１％、及び、
Ｍｇ：０．０００５〜０．０１％からなる群から選択される１種以上を含有する、油井用ステンレス鋼。 - 請求項１〜請求項５のいずれか１項に記載の油井用ステンレス鋼から製造される、油井用ステンレス鋼管。
- 請求項６に記載の油井用ステンレス鋼管であってさらに、
Ｎｉ含有量（質量％）は、式（３）で定義されるＦｎ３よりも高い、油井用ステンレス鋼管。
Ｆｎ３＝０．０２１１×ｔ＋４．４６０６ （３）
ここで、式（３）中のｔ（ｍｍ）は、前記油井用ステンレス鋼の肉厚（ｍｍ）を意味する。 - 請求項６又は請求項７に記載の油井用ステンレス鋼管であって、
１５ｍｍ以上の肉厚を有する、油井用ステンレス鋼管。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2015129610A JP6672620B2 (ja) | 2015-06-29 | 2015-06-29 | 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2015129610A JP6672620B2 (ja) | 2015-06-29 | 2015-06-29 | 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2017014543A JP2017014543A (ja) | 2017-01-19 |
| JP6672620B2 true JP6672620B2 (ja) | 2020-03-25 |
Family
ID=57829973
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2015129610A Active JP6672620B2 (ja) | 2015-06-29 | 2015-06-29 | 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP6672620B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| RU2698233C1 (ru) * | 2016-07-27 | 2019-08-23 | ДжФЕ СТИЛ КОРПОРЕЙШН | Высокопрочная бесшовная труба из нержавеющей стали для трубных изделий нефтепромыслового сортамента и способ ее производства |
| JP6859921B2 (ja) * | 2017-10-19 | 2021-04-14 | 日本製鉄株式会社 | ステンレス鋼材及びステンレス鋼管 |
| WO2024113654A1 (zh) * | 2023-04-21 | 2024-06-06 | 达力普石油专用管有限公司 | 一种耐腐蚀高韧性石油套管及其制备方法 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| AR073884A1 (es) * | 2008-10-30 | 2010-12-09 | Sumitomo Metal Ind | Tubo de acero inoxidable de alta resistencia excelente en resistencia a la fisuracion bajo tension por sulfuros y a la corrosion de gas de acido carbonico en alta temperatura. |
| EP2843073B1 (en) * | 2013-06-13 | 2017-08-02 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Ultrahigh-tensile-strength steel plate |
-
2015
- 2015-06-29 JP JP2015129610A patent/JP6672620B2/ja active Active
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2017014543A (ja) | 2017-01-19 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP4930654B2 (ja) | 油井用ステンレス鋼、油井用ステンレス鋼管及び油井用ステンレス鋼の製造方法 | |
| JP4911266B2 (ja) | 高強度油井用ステンレス鋼及び高強度油井用ステンレス鋼管 | |
| JP5348354B1 (ja) | 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 | |
| EP2947167B1 (en) | Stainless steel seamless tube for use in oil well and manufacturing process therefor | |
| JP4577457B2 (ja) | 油井管に用いられるステンレス鋼 | |
| CN109642282B (zh) | 双相不锈钢及其制造方法 | |
| JP5124857B2 (ja) | マルテンサイト系ステンレス鋼 | |
| JP6432683B2 (ja) | ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼材 | |
| JP5765036B2 (ja) | 溶接熱影響部の耐粒界応力腐食割れ性に優れたラインパイプ用Ｃｒ含有鋼管 | |
| WO2020067247A1 (ja) | マルテンサイトステンレス鋼材 | |
| JP6372070B2 (ja) | フェライト・マルテンサイト二相鋼及び油井用鋼管 | |
| WO2015107608A1 (ja) | マルテンサイト系Ｃｒ含有鋼及び油井用鋼管 | |
| JP6229794B2 (ja) | 油井用継目無ステンレス鋼管およびその製造方法 | |
| JP6859921B2 (ja) | ステンレス鋼材及びステンレス鋼管 | |
| JP2017039998A (ja) | 油井用継目無ステンレス鋼管およびその製造方法 | |
| JP2022160634A (ja) | 鋼材 | |
| JP6672620B2 (ja) | 油井用ステンレス鋼及び油井用ステンレス鋼管 | |
| JP6524440B2 (ja) | マルテンサイト鋼材 | |
| JP7488503B1 (ja) | マルテンサイト系ステンレス鋼材 | |
| JP7417180B1 (ja) | 鋼材 | |
| JP7417181B1 (ja) | 鋼材 | |
| JP2017075343A (ja) | マルテンサイト鋼材 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20180205 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20190125 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20190226 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20190423 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20191001 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20191225 |
|
| A911 | Transfer of reconsideration by examiner before appeal (zenchi) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A911 Effective date: 20200108 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20200204 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20200217 |
|
| R151 | Written notification of patent or utility model registration |
Ref document number: 6672620 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R151 |