本發明涉及雙相不銹鋼管及其制造方法。

　　本申請基于在2012年08月31日在日本提出的專利申請2012-190996號要求優先權，將其內容援引到這里。

　　背景技術

　　在油井和氣井(本說明書中，將油井和氣井總稱為「油井」)中使用油井管。油井具有腐蝕環境。為此，油井管要求耐蝕性。由奧氏體和鐵素體的雙相組織形成的雙相不銹鋼具有優異的耐蝕性。因此，雙相不銹鋼管被用于油井管。

　　油井管的種類有套管(casing)和配管(tubing)。套管插入到坑井中。在套管與坑壁之間填充水泥，套管被固定于坑內。配管插入套管內，使油和燃氣這些生產流體通過。

　　油井管，在要求耐蝕性的同時還要求高的強度。油井管的強度級別，一般地用管軸方向的拉伸屈服強度定義。油井管的需求人從試鉆和地質調查推斷出成為鉆掘的對象的井的環境(地層壓力、生產流體的溫度以及壓力)，選擇能夠耐用的強度級別的油井管。

　　日本國特開平10-80715號公報(專利文獻1)以及日本國特開平11-57842號公報(專利文獻2)提出了提高管軸方向的壓縮屈服強度的制造方法。

　　專利文獻1中公開的鋼管的制造方法，將冷加工時的外徑加工度與壁厚加工度的比q(q＝rt/rd：rt為壁厚減面率、rd為外徑減面率)調整為1.5以下。并記載了：由此能夠得到管軸方向的壓縮屈服強度優異的鋼管。具體地記載了：鋼管的管軸方向的壓縮屈服強度達到拉伸屈服強度(條件屈服強度σ0.2)的80％以上。

　　專利文獻2中公開的鋼管的制造方法，對被冷加工了的鋼管在200～450℃實施熱處理。在該專利文獻中記載了：由于通過熱處理，經冷加工導入到鋼中的位錯再排列，因此管軸方向的壓縮屈服強度提高。具體地記載了根據該專利文獻的制造方法，鋼管的管軸方向的壓縮屈服強度達到拉伸屈服強度(條件屈服強度σ0.2)的80％以上。

　　在先技術文獻

　　專利文獻

　　專利文獻1:日本國特開平10-80715號公報

　　專利文獻2:日本國特開平11-57842號公報

　　技術實現要素：

　　然而，在將雙相不銹鋼管作為油井管使用的情況下，根據油井管的使用環境，負荷于油井管的應力的分布變化。因此，即使使用采用上述的專利文獻所記載的制造方法提高了管軸方向的壓縮屈服強度的油井管，根據油井管的使用環境，也有從管軸以外的方向負荷的應力大的情況。因此，優選即使針對這些應力油井管也能夠耐用。而且，在上述的專利文獻的制造方法中，也存在不能夠使雙相不銹鋼管的管軸方向的壓縮屈服強度與拉伸屈服強度之差充分小的情況。

　　本發明的目的是提供即使根據使用環境被負荷了不同的應力分布也能夠耐用的雙相不銹鋼管。

　　(1)本發明的第一方式涉及的雙相不銹鋼管，在雙相不銹鋼管的管軸方向上具有689.1～1000.5mpa的拉伸屈服強度yslt，上述拉伸屈服強度yslt、上述管軸方向的壓縮屈服強度yslc、上述雙相不銹鋼管的管周方向的拉伸屈服強度ysct以及上述管周方向的壓縮屈服強度yscc全部滿足(a)式～(d)式：

　　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)。

　　(2)根據上述(1)所述的雙相不銹鋼管，以質量％計，可以含有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％，余量包含鐵以及雜質。

　　(3)根據上述(1)或上述(2)所述的雙相不銹鋼管，可以通過在被冷加工后，實施矯正加工以及在350～450℃的熱處理溫度下的低溫熱處理而制造出。

　　(4)根據上述(3)所述的雙相不銹鋼管，可以通過在上述矯正加工后實施上述低溫熱處理而制造出。

　　(5)本發明的第二方式涉及的雙相不銹鋼管的制造方法，具有：

　　制造雙相不銹鋼的坯管的工序；

　　將上述坯管冷加工的工序；和

　　通過對上述冷加工了的坯管實施矯正加工以及在350～450℃的熱處理溫度下的低溫熱處理，制造所述雙相不銹鋼管的工序，所述雙相不銹鋼管在雙相不銹鋼管的管軸方向上具有689.1～1000.5mpa的拉伸屈服強度yslt，上述拉伸屈服強度yslt、上述管軸方向的壓縮屈服強度yslc、上述雙相不銹鋼管的管周方向的拉伸屈服強度ysct以及上述管周方向的壓縮屈服強度yscc全部滿足(a)式～(d)式：

　　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)。

　　(6)根據上述(5)所述的雙相不銹鋼管的制造方法，可以對上述坯管實施上述矯正加工后實施上述低溫熱處理。

　　(7)根據上述(5)或上述(6)所述的雙相不銹鋼管的制造方法，上述坯管，以質量％計，可以含有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％，余量包含鐵以及雜質。

　　本發明的上述方式的雙相不銹鋼管，由于屈服強度的各向異性小，因此即使根據使用環境被負荷了不同的應力分布也能夠耐用。

　　附圖說明

　　圖1是油井以及油井管的模式圖。

　　圖2是圖1中的油井管的截面圖。

　　圖3是與圖2不同的、圖1中的油井管的另外的截面圖。

　　圖4是用于說明雙相不銹鋼管的冷加工的模式圖。

　　圖5是用于說明圖4中的雙相不銹鋼管的晶粒內的位錯的行為的模式圖。

　　圖6是用于說明書對冷加工后的雙相不銹鋼管負荷了壓縮載荷的情況下的晶粒內的位錯的行為的模式圖。

　　圖7是用于說明對冷加工后的雙相不銹鋼管實施了矯正加工的情況下的晶粒內的位錯的行為的模式圖。

　　圖8是表示熱處理溫度(℃)與奧氏體相中的c(碳)以及n(氮)原子的、在該溫度下保持了10分鐘時的擴散移動距離(nm)的關系的圖。

　　圖9是表示熱處理溫度(℃)與鐵素體相中的c(碳)以及n(氮)原子的、在該溫度下保持了10分鐘時的擴散移動距離(nm)的關系的圖。

　　圖10是矯正機的模式圖。

　　圖11是圖10所示的矯正機的機架的主視圖。

　　具體實施方式

　　以下參照附圖詳細說明本發明的實施方式。圖中相同或相當的部分附帶相同的標記，不再重復其說明。以下，元素的含量的「％」意指質量％。

　　本發明人通過實施各種的研究以及調查，得到了以下的見解。

　　作為套管和/或配管利用的油井管101，在管軸方向上受到拉伸載荷ft以及壓縮載荷fi。圖1是油井102以及油井管101的模式圖。參照圖1，油井管101插入到地層100內。油井管101的下端配置于油井102內。此時，油井管101由于自重而在管軸方向上受到拉伸載荷ft。而且，生產流體103在油井管101內通過。由于生產流體103為高溫，因此油井管101熱膨脹。通常，油井管101的上端以及下端被固定。因此，油井管101流通生產流體103時，油井管101在管軸方向上受到壓縮載荷fi。根據以上所述，油井管101在管軸方向上受到拉伸載荷ft以及壓縮載荷fi。

　　油井管101還被要求耐內壓性以及耐外壓性。圖2是圖1中的油井管101的截面圖。參照圖2，油井管101在內部流通生產流體103時，由生產流體103對油井管101負荷了內壓pi。由于內壓pi，在油井管101的管周方向上被負荷拉伸載荷ft。而且，起因于管周方向的拉伸載荷ft，在管軸方向上被負荷壓縮載荷fi。

　　同樣地，參照圖3，在油井管101為套管的情況下，油井管101的外面被負荷作為外壓的地層壓力po。由于地層壓力po，在油井管101的管周方向上被負荷壓縮載荷fi。而且，起因于管周方向的壓縮載荷fi，在管軸方向上被負荷拉伸載荷ft。

　　這樣的應力分布，也根據油井管101的配置場所而變化。例如，在鉆掘時，配管一邊繞管軸旋轉一邊向地中掘入。此時，配管的最前端部分在管軸方向上反復受到拉伸載荷ft以及壓縮載荷fi。另外，配置于地表附近的油井管101，在管軸方向上負荷拉伸載荷ft，也受到大的內壓pi。

　　因此，作為油井管101使用的雙相不銹鋼管1，不僅被要求管軸方向的拉伸屈服強度與壓縮屈服強度的平衡，還被要求耐內壓性以及耐外壓性。為了雙相不銹鋼管1得到這些特性，只要使雙相不銹鋼管1的管軸方向以及管周方向的拉伸屈服強度以及壓縮屈服強度的各向異性較小即可。

　　為了使各向異性較小，對冷加工后的雙相不銹鋼管1，采用傾斜輥式的矯正機200實施矯正加工，并且，在350～450℃實施低溫熱處理。通過實施矯正加工以及低溫熱處理，制造出的雙相不銹鋼管1的下述(1)～(4)的試件制取方向的拉伸屈服強度和壓縮屈服強度的屈服強度之比(壓縮屈服強度/拉伸屈服強度)的差變小。即，屈服強度的各向異性變小。具體而言，雙相不銹鋼管1的管軸方向的拉伸屈服強度yslt(mpa)、管軸方向的壓縮屈服強度yslc(mpa)、雙相不銹鋼管1的管周方向的拉伸屈服強度ysct(mpa)以及管周方向的壓縮屈服強度yscc(mpa)滿足(1)式～(4)式。

　　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)

　　通過實施采用傾斜輥式的矯正機200的矯正加工以及低溫熱處理，雙相不銹鋼管1的屈服強度的各向異性變小的原因可按照以下那樣推定。

　　冷加工，將雙相不銹鋼管1一邊縮徑一邊沿軸向延伸。因此，冷加工在雙相不銹鋼管1的軸向上導入拉伸應變，并且在周向上導入壓縮應變。如圖4所示，著眼于雙相不銹鋼管1內的任意的晶粒10。若實施冷加工，則在雙相不銹鋼管1的管軸方向上被給予拉伸載荷ft。其結果，按照圖5所示那樣，在滑移系11中發生多個位錯12。位錯12在滑移系11內沿圖5所示的方向x1移動，并在晶粒邊界gb附近堆積。斥力rf作用在堆積的位錯12間。

　　其次，在冷加工態(ascoldworked)的雙相不銹鋼管1的管軸方向上負荷壓縮載荷fi。該情況下，按照圖6所示那樣，位錯12，除了利用基于壓縮載荷fi的負荷應力σfi以外，還利用斥力rf沿滑移系11之中的、與方向x1相反的方向x2移動。該情況下，真屈服應力σt由(5)式定義。

　　σt＝σfi+rf···(5)

　　因此，位錯12因負荷應力σfi而開始活動，所述負荷應力σfi，由于通過冷加工而預先導入的斥力rf從而比真屈服應力σt低?？傊?，通過冷加工產生包辛格效應((bauschingereffect))，管軸方向的壓縮屈服強度yslc降低。

　　采用傾斜輥式的矯正機200進行的矯正加工，抑制包辛格效應，提高雙相不銹鋼管1的管軸方向的壓縮屈服強度yslc。其原因尚不明確，但可推定如下。

　　在采用傾斜輥式的矯正機200進行的矯正加工中，雙相不銹鋼管1被傾斜輥22夾持，一邊繞管軸旋轉一邊前進。此時，雙相不銹鋼管1，由于傾斜輥22的作用而從與冷加工不同的方向(主要是從徑向)受到外力fo。因此，在矯正加工中，按照圖7所示那樣，通過外力fo的作用，在與通過冷加工而導入的滑移系11不同的滑移系13中，位錯14產生并活動。

　　通過矯正加工而導入的位錯14，相對于位錯12，作為林立位錯發揮作用。而且，位錯12和位錯14相互交叉、交割。其結果，生成具有彎折(扭折：kink)部和/或割階(jog)部的位錯12和位錯14。彎折部、割階部在與其他的位錯部分不同的滑移面形成。因此，具有彎折部和/或割階部的位錯12和位錯14的移動被限制。其結果，即使如圖6那樣被負荷壓縮載荷fi，位錯12也難以移動，壓縮屈服強度yslc的降低被抑制。

　　而且，如果在350～450℃的熱處理溫度實施低溫熱處理，則被冷加工了的雙相不銹鋼管1的管軸方向以及管周方向的屈服強度的各向異性變小。其原因可按照以下那樣推定。

　　本實施方式的雙相不銹鋼管1，含有碳(c)和氮(n)。這些元素，與fe、ni等元素比較，尺寸小。因此，c和n通過低溫熱處理而在鋼中擴散，并固著于位錯芯的附近。固著于位錯芯附近的c、n，由于科特雷爾效應(cottrelleffect)而妨礙位錯12和位錯14的活動。

　　圖8是表示低溫熱處理中的熱處理溫度(℃)與在該熱處理溫度保持了10分的情況下的奧氏體相中的c原子和n原子的擴散移動距離的關系的圖。圖9是表示低溫熱處理中的熱處理溫度(℃)與在該熱處理溫度保持了10分的情況下的鐵素體相中的c原子和n原子的擴散移動距離的關系的圖。在圖8以及圖9中，記號「○」表示c的擴散移動距離(nm)。記號「□」表示n的擴散移動距離(nm)。

　　參照圖8以及圖9，在奧氏體相和鐵素體相的任何相中，即使熱處理溫度上升直到熱處理溫度達到350℃附近，擴散移動距離都不那么上升。然而，若熱處理溫度達到350℃附近，則其以后，隨著溫度的上升，擴散移動距離顯著增大。具體而言，如果在350℃以上的熱處理溫度保持10分以上，則奧氏體相中的c原子和n原子的擴散移動距離達到10nm以上，鐵素體相中的c原子和n原子的擴散移動距離達到10μm以上。

　　因此，如果將低溫熱處理中的熱處理溫度設為350℃以上，并在該熱處理溫度保持10分以上，則c和n原子充分地擴散，并固著于通過冷加工而導入到鋼中的位錯芯。而且，通過c和n原子的固著，引起科特雷爾效應，妨礙位錯12和位錯14的運動，因此有鋼的拉伸屈服強度以及壓縮屈服強度提高的傾向，但相對于因包辛格效應而下降的方向顯著地呈現。

　　被冷加工了的鋼的位錯密度一般為1014～23/m2左右。因此，c原子和n原子的擴散移動距離，為比位錯12以及位錯14的平均間隔大的10nm以上，則能夠使c原子和n原子固著于位錯芯。

　　另一方面，如果雙相不銹鋼保持在475℃，則發生475℃脆性。因此，低溫熱處理中的熱處理溫度的上限為450℃。

　　由以上所述推定為：如果在350～450℃的熱處理溫度實施低溫熱處理，則通過熱處理前的加工處理(在本實施方式中為冷加工)而導入的位錯12和位錯14因科特雷爾效應而變得難以活動。因此，低溫熱處理抑制由包辛格效應所致的拉伸屈服強度或者壓縮屈服強度的降低，減小雙相不銹鋼管1的管軸方向以及管周方向的屈服強度的各向異性。

　　通過按照以上那樣實施矯正加工和低溫熱處理，能夠抑制由冷加工時發生的包辛格效應引起的拉伸屈服強度或者壓縮屈服強度的降低。具體而言，如圖7所示，通過矯正加工，在與冷加工時的滑移系11不同的滑移系13中生成位錯14，阻礙位錯12的活動。而且，通過低溫熱處理，將c、n固著于位錯芯附近，妨礙位錯12以及位錯14的活動?；谝陨系囊娊馔瓿闪吮緦嵤┓绞降碾p相不銹鋼管1。以下詳述本實施方式的雙相不銹鋼管1。

　　本實施方式的雙相不銹鋼管1，由奧氏體和鐵素體的雙相組織形成。

　　[雙相不銹鋼管1的優選的化學組成]

　　優選雙相不銹鋼管1具有以下的化學組成。再者，各元素的含量的「％」表示「質量％」。

　　c：0.008～0.03％

　　碳(c)使奧氏體相穩定并提高強度。c還在熱處理中的升溫時形成碳化物。由此，可得到微細組織。然而，若c含量超過0.03％，則由于熱處理、焊接時的熱影響，碳化物過量地析出，鋼的耐蝕性以及加工性降低。因此，c含量設為0.03％以下。在要求極高的鋼的耐蝕性以及加工性的情況下，也可以將其上限設為比0.03％小、0.02％或0.018％。在c含量低于0.008％的情況下，變得難以確保強度，并且煉鋼時的脫碳成本上升。也可以將其下限設為0.010％或0.014％。

　　si：0～1％

　　硅(si)對鋼進行脫氧。si還在熱處理中的升溫時形成金屬間化合物。由此，可得到微細組織。然而，若si含量超過1％，則由于熱處理、焊接時的熱影響，金屬間化合物過量地析出，鋼的耐蝕性以及加工性降低。因此，si含量設為1％以下。在要求極高的鋼的耐蝕性以及加工性的情況下，也可以將其上限設為比1％小、0.8％或0.7％。不需規定si的下限，其下限為0％。為了形成金屬間化合物或為了脫氧，可以含有si，也可以根據需要將其下限設為0.05％、0.1％或0.2％。

　　mn：0.1～2％

　　錳(mn)，與上述的si同樣地對鋼進行脫氧。mn還與鋼中的s結合形成硫化物，將s固定。因此，鋼的熱加工性提高。mn含量低于0.1％時，難以得到上述效果。因此，mn含量設為0.1％以上。另一方面，若mn含量超過2％，則鋼的熱加工性以及耐蝕性降低。因此，mn含量設為2％以下。也可以將mn含量的下限設為比0.1％大、0.2％或0.3％。另外，mn含量的上限也可以設為比2％小、1.7％或1.5％。

　　cr：20～35％

　　鉻(cr)維持鋼的耐蝕性并提高強度。cr含量低于20％時，難以得到上述效果。因此，cr含量設為20％以上。另一方面，若cr含量超過35％，則容易生成σ相，鋼的耐蝕性以及韌性降低。因此，cr含量設為35％以下。也可以將cr含量的下限設為比20％大、22％或23％。另外，cr含量的上限也可以設為比35％小、30％或28％。

　　ni：3～10％

　　鎳(ni)將奧氏體相穩定化，形成鐵素體和奧氏體的雙相組織。ni含量低于3％時，生成鐵素體相為主體的組織，難以得到雙相組織。因此，ni含量設為3％以上。另一方面，由于ni為高價格，因此當ni含量超過10％時，制造成本變高。因此，ni含量設為10％以下。也可以將ni含量的下限設為比3％大、5％或6％。另外，ni含量的上限也可以設為比10％小、9％或8％。

　　mo：0～4％

　　鉬(mo)提高鋼的耐孔蝕性以及耐裂隙腐蝕性。mo還通過固溶強化提高鋼的強度。因此，mo根據需要而含有。如果少量地含有mo，就能夠某種程度地得到上述效果。然而，若mo含量超過4％，則容易析出σ相，鋼的韌性降低。因此，mo含量設為4％以下。在進一步要求上述效果的情況下，也可以將其上限設為比4％小、3.8％或3.5％。不需規定mo的下限，其下限為0％。為了顯著地得到上述效果，可以含有mo，也可以根據需要將其下限設為0.5％、比0.5％大、2％或3％。

　　w：0～6％

　　鎢(w)與mo同樣地提高鋼的耐孔蝕性以及耐裂隙腐蝕性。w還通過固溶強化提高鋼的強度。因此，w根據需要含有。如果稍微地含有w，就能夠某種程度地得到上述效果。然而，若w含量超過6％，則容易析出σ相，鋼的韌性降低。因此，w含量設為6％以下。在進一步要求上述效果的情況下，也可以將其上限設為比6％小、5％或4％。不需規定w的下限，其下限為0％。為了顯著地得到上述效果，可以含有w，也可以根據需要將其下限設為0.5％、比0.5％大、1％或2％。

　　再者，本實施方式的雙相不銹鋼，可以均不含有mo和w，也可以含有mo和w之中的至少1種以上。

　　cu：0～3％

　　銅(cu)提高鋼的耐蝕性以及晶粒邊界腐蝕抗力。因此，cu根據需要含有。如果稍微地含有cu，則能夠某種程度地得到上述效果。然而，若cu含量超過3％，則其效果飽和，而且，鋼的熱加工性以及韌性降低。因此，cu含量設為3％以下。在進一步要求上述效果的情況下，也可以將其上限設為比3％小、2％或1％。不需規定cu的下限，其下限為0％。為了顯著地得到上述效果，可以含有cu，也可以根據需要將其下限設為0.1％、比0.1％大、或0.3％。

　　n：0.15～0.35％

　　氮(n)提高奧氏體的穩定性，提高鋼的強度。n還提高雙相不銹鋼的耐孔蝕性以及耐裂隙腐蝕性。n含量低于0.15％時，難以得到上述效果。因此，n含量設為0.15％以上。另一方面，n含量超過0.35％時，鋼的韌性以及熱加工性降低。因此，n含量設為0.35％以下。也可以將n含量的下限設為比0.15％大、比0.17％大、或0.20％。另外，n含量的上限也可以設為比0.35％小、0.33％或0.30％。

　　本實施方式的雙相不銹鋼管1的其余量為鐵以及雜質。作為雜質，是指從作為不銹鋼的原料利用的礦石、廢料、或者制造過程的環境等混入的元素。優選：雜質之中的p、s以及o的含量按照以下那樣被限制。

　　p：0.04％以下

　　磷(p)是在鋼的精煉時不可避免地混入的雜質，是使鋼的熱加工性、耐蝕性以及韌性降低的元素。因此，p含量限制為0.04％以下，優選限制為比0.04％小、0.034％以下或0.030％以下。

　　s：0.03％以下

　　硫(s)是在鋼的精煉時不可避免地混入的雜質，是使鋼的熱加工性降低的元素。s還形成硫化物。由于硫化物成為孔蝕的發生起點，因此降低鋼的耐孔蝕性。因此，s含量限制為0.03％以下，優選限制為比0.003％小、0.001％以下或0.0007％以下。

　　o：0.010％以下

　　氧(o)是在鋼的精煉時不可避免地混入的雜質，是使鋼的熱加工性降低的元素。因此，o含量限制為0.010％以下，優選限制為比0.010％小、0.009％以下或0.008％以下。

　　[制造方法]

　　說明本實施方式的雙相不銹鋼管1的制造方法的一例。

　　起初，熔煉雙相不銹鋼，制造金屬熔液。雙相不銹鋼的熔煉，能夠利用電爐、ar-o2混合氣體底吹脫碳爐(aod爐)、真空脫碳爐(vod爐)等。

　　使用金屬熔液制造鑄造材。鑄造材為例如錠、板坯、鋼塊。具體而言，采用鑄錠法制造錠?；蛘?，采用連續鑄造法制造板坯、鋼塊。

　　對鑄造材進行熱加工，制造圓鋼坯。熱加工為例如熱軋、熱鍛造。對所制造的圓鋼坯進行熱加工，制造坯管(毛管)30。具體而言，采用玻璃潤滑劑高速擠壓(ugine-sejournet)法所代表的擠壓制管法，由圓鋼坯制造坯管30?；蛘撸捎脻M乃斯曼(mannesmann)制管法，由圓鋼坯制造坯管30。

　　對所制造的坯管30實施冷加工。這是為了提高雙相不銹鋼管1的強度，并使管軸方向的拉伸屈服強度yslt成為689.1～1000.5mpa。

　　冷加工有冷拉拔、和皮爾格式軋制所代表的冷軋。在本實施方式中，可以采用冷拉拔和冷軋中的任意的冷加工。冷拉拔，與冷軋比較，在管軸方向上對雙相不銹鋼管1給予大的拉伸應變。冷軋，不僅在坯管30的管軸方向，也在管周方向上給予大的應變。因此，冷軋，與冷拉拔比較，在坯管30的管周方向上給予大的壓縮應變。

　　冷加工時的優選的截面減少率為5.0％以上。在此，截面減少率用(6)式定義。

　　截面減少率＝(冷加工前的坯管30的截面積-冷加工后的坯管30的截面積)/冷加工前的坯管30的截面積×100···(6)

　　如果按上述的截面減少率來實施冷加工，則拉伸屈服強度yslt變為689.1～1000.5mpa。優選的截面減少率的下限為7.0％。如果截面減少率過高，則雙相不銹鋼管1的圓度降低。因此，冷拉拔的優選的截面減少率的上限為20.0％，冷軋的優選的截面減少率的上限為40.0％。

　　在熱加工和冷加工之間，也可以實施其他的處理。例如，對被熱加工了的坯管30實施固溶化熱處理。對固溶化熱處理后的坯管30實施去氧化皮來除去氧化皮。對去氧化皮后的坯管30實施冷加工。

　　而且，可以實施多次的冷加工。在實施多次的冷加工的情況下，在冷加工和下次的冷加工之間也可以實施作為軟化熱處理的固溶化熱處理。在實施多次的冷加工的情況下，對最終的冷加工后的坯管30實施以下的工序。

　　對冷加工后的坯管30，采用傾斜輥式的矯正機200實施矯正加工、以及實施低溫熱處理?？梢韵葘嵤┏C正加工和低溫熱處理中的任一項。也就是說，可以在冷加工后實施矯正加工，其后實施低溫熱處理。也可以在冷加工后實施低溫熱處理，其后實施矯正加工。另外，可以實施多次的矯正加工，可以實施多次的低溫熱處理。例如，可以依次實施冷加工、第1次的矯正加工、低溫熱處理、第2次的矯正加工?？梢砸来螌嵤├浼庸?、第1次的低溫熱處理、矯正加工、第2次的低溫熱處理。以下說明矯正加工以及低溫熱處理的詳細情況。

　　[矯正加工]

　　圖10是矯正機200的模式圖。參照圖10，在本實施方式中利用的矯正機200為傾斜輥式。圖10所示的矯正機200，具備多個機架st1～機架st4。多個機架st1～機架st4排列成一列。

　　各機架st1～機架st4具備一對或1個傾斜輥22。具體而言，最末尾的機架st4具備1個傾斜輥22，其他的機架st1～機架st3具備上下地配置的一對傾斜輥22。

　　各傾斜輥22具備輥軸221、和輥表面222。輥軸221，相對于軋制線pl斜向地傾斜。各機架st1～機架st3的一對傾斜輥22的輥軸221相互交叉。上下地配置的傾斜輥22的輥軸221，相對于軋制線pl斜向地傾斜，并且相互交叉，因此能夠對坯管30賦予管周方向的旋轉。輥表面222為凹狀。

　　機架st2的傾斜輥22間的間隙的中心p0，偏離軋制線pl地配置。因此，機架st1和機架st2將坯管30彎曲，機架st2和機架st3將坯管30回彎。由此，矯正機200對坯管30的彎曲進行矯正。

　　矯正機200還利用各機架sti(i＝1～3)的一對傾斜輥22將坯管30沿徑向壓下。由此，矯正機200提高坯管30的圓度，并且，減小坯管30的屈服強度的各向異性。

　　圖11是具備一對傾斜輥22的機架sti中的、傾斜輥22和坯管30的主視圖。坯管30由一對傾斜輥22壓下。在機架sti中的壓下前的坯管30a的外徑定義為da(mm)、機架sti中的壓下后的坯管30b的外徑定義為db(mm)的情況下，擠壓量ac(mm)用以下的(7)式定義。

　　ac＝da-db···(7)

　　而且，擠壓率rc(％)用以下的(8)式定義。

　　rc＝(da-db)/da×100···(8)

　　各機架sti，以每個機架所設定的擠壓量ac將沿周向旋轉的坯管30壓下，對坯管30給予應變。通過壓下，在坯管30內發生的位錯14如圖7所示，在與冷加工時發生的位錯12不同的滑移系13中活動。因此，通過矯正加工而發生的位錯14，與冷加工時發生的位錯12相遇從而相互交割，其結果，位錯12和位錯14變得難以移動。因此，矯正加工抑制管軸方向的壓縮應力強度yslc因包辛格效應而降低。

　　按照上述的那樣，為了降低屈服強度的各向異性、特別是管軸方向的屈服強度的各向異性，采用傾斜輥22進行的壓下很有效。擠壓率rc越大，越能夠在坯管30的徑向給予應變。將各機架sti的擠壓率rc之中的最大的擠壓率rc定義為最大擠壓率。最大擠壓率的壓下能夠對坯管30給予最大的應變。因此，推定為最大擠壓率對管軸方向的屈服強度的各向異性的降低有效。優選的最大擠壓率為2.0～15.0％。進一步優選的最大擠壓率的下限為4.0％，進一步優選的最大擠壓率的上限為12.0％。

　　在圖10中，矯正機200具備7個傾斜輥22，具備4個機架st1～機架st4。然而，傾斜輥22的個數并不限定為7個，機架數也并不限定為4個。傾斜輥22的個數可以為10個，也可以為其以外的多個。在傾斜輥數為奇數的情況下，最末尾的機架具備1個傾斜輥22，其以外的機架具備一對傾斜輥22。在傾斜輥數為偶數的情況下，各機架具備一對傾斜輥22。

　　[低溫熱處理]

　　在低溫熱處理時，將坯管30裝入熱處理爐中。然后，在350～450℃的熱處理溫度將坯管30均熱。通過在上述的溫度范圍進行均熱，坯管30中的c以及n擴散，容易在位錯芯附近固著。其結果，位錯12和位錯14變得難以移動，降低管軸方向以及管周方向的屈服強度的各向異性。

　　當熱處理溫度超過450℃時，雙相不銹鋼發生475℃脆化，韌性降低。

　　優選的均熱時間為5分以上。該情況下，雙相不銹鋼中的c以及n充分地擴散。優選的均熱時間的上限為60分。再者，由于低溫熱處理的熱處理溫度低，因此熱處理后的坯管30難以發生彎曲。

　　通過以上的工序，制造出滿足(1)式～(4)式的雙相不銹鋼管1。

　　按照上述的那樣，矯正加工和低溫熱處理的順序并不特別限制。然而，優選：在冷加工后實施矯正加工，并在矯正加工后實施低溫熱處理。該情況下，c、n不僅在通過冷加工而發生的位錯12中固著，在通過矯正加工而發生的位錯14中也固著，能夠得到科特雷爾效應。因此，容易進一步降低管軸方向以及管周方向的屈服強度的各向異性。

　　實施例

　　采用不同的制造條件制造了多個雙相不銹鋼管1。對所制造的雙相不銹鋼管1的屈服強度的各向異性進行了調查。

　　熔煉具有表1所示的化學組成的鋼a以及鋼b，制造了錠。

　　鋼a以及鋼b都在本實施方式的優選的化學組成的范圍內。再者，鋼a以及鋼b的p含量為0.04％以下，s含量為0.03％以下，o含量為0.010％以下。

　　對所制造的錠進行熱擠壓，制造了多個冷加工用的坯管30。對冷加工用的坯管30實施表2所示的制造工序，制造了記號1～記號16的雙相不銹鋼管1。

　　參照表2，在鋼的欄中記載了所使用的鋼坯的種類(鋼a以及鋼b)。在外徑的欄中記載了所制造的雙相不銹鋼管1的外徑(60.0mm以及178.0mm)。

　　在制造工序的欄中，記載了對冷加工用的坯管30實施的制造工序。參照制造工序的欄，asp/d意指冷拉態。p/d意指冷拉拔。cr意指冷軋。str意指矯正加工。熱處理意指低溫熱處理。

　　在本實施例中，冷拉拔的截面減少率為8％，冷軋的截面減少率為16％。在此，截面減少率(％)用上述的(6)式求出。

　　在熱處理溫度的欄中，記載了在制造工序中實施的低溫熱處理的熱處理溫度(℃)。在輥數的欄中，記載了矯正加工所利用的矯正機200的傾斜輥數。在最大擠壓率的欄中，記載了矯正加工時的最大擠壓率(％)。

　　具體而言，對記號1～記號16的冷加工用的坯管30(以下僅稱為坯管30)實施了以下的制造工序。對記號1的坯管30只實施冷拉拔，制造出雙相不銹鋼管1。也就是說，記號1的雙相不銹鋼管1為冷拉態(ascolddrawn)材。記號2，是對坯管30只實施冷軋，制造出雙相不銹鋼管1。

　　記號3，對坯管30實施冷軋后，以表2所示的最大擠壓率(％)實施了矯正加工。記號4以及記號5，對坯管30實施冷拉拔后，在表2所記載的熱處理溫度實施了低溫熱處理。

　　記號6～記號8以及記號11～記號13，對坯管30實施了冷拉拔。對被冷拉拔了的坯管30實施了低溫熱處理。對熱處理后的坯管30實施了矯正加工。記號9以及記號10，對坯管30實施冷拉拔后，實施了矯正加工。在矯正加工后，對坯管30實施了低溫熱處理。

　　記號14，對坯管30實施了2次的矯正加工。具體而言，對坯管30實施冷拉拔后，實施第1次矯正加工(第1str)。第1次矯正加工時的最大擠壓率為4.0％。第1次矯正加工后，實施了低溫熱處理。對熱處理后的坯管30實施了第2次矯正加工(第2str)。第2次矯正加工時的最大擠壓率為6.0％。

　　記號15以及記號16，對坯管30實施冷軋后，實施了矯正加工。矯正加工后，對坯管30實施了低溫熱處理。

　　從所制造的各記號的雙相不銹鋼管1制取了壓縮試件以及拉伸試件。具體而言，制取各記號的沿管軸方向延伸的拉伸試件以及壓縮試件，并且，制取了各記號的沿管周方向延伸的拉伸試件以及壓縮試件。

　　試件的尺寸依照astm(americansocietyfortestingandmaterials)-e8以及astm-e9標準。壓縮試件以及壓縮試件的標準試件的外徑都為6.35mm，標點間距離都為12.7mm。在各記號中，在不能制取標準試件的情況下，制取了比例試件。

　　使用所制取的壓縮試件以及拉伸試件，在常溫(25℃)大氣中實施壓縮試驗以及拉伸試驗，求出了壓縮屈服強度以及拉伸屈服強度。具體而言，使用沿管軸方向延伸的拉伸試件，得到管軸方向的拉伸屈服強度yslt(mpa)。使用沿管周方向延伸的拉伸試件，得到管周方向的拉伸屈服強度ysct(mpa)。使用沿管軸方向延伸的壓縮試件，得到管軸方向的壓縮屈服強度yslc(mpa)。使用沿管周方向延伸的壓縮試件，得到管周方向的壓縮屈服強度yscc(mpa)。各屈服強度，用拉伸試驗以及壓縮試驗中的條件屈服強度σ0.2定義。將得到的各屈服強度(yslt、ysct、yslc以及yscc)示于表2。

　　采用得到的各屈服強度，針對各記號求出以下的(1)式～(4)式所示的f1～f4。

　　f1＝yslc/yslt···(1)

　　f2＝yscc/ysct···(2)

　　f3＝yscc/yslt···(3)

　　f4＝ysct/yslt···(4)

　　將得到的f1～f4示于表2。

　　[調查結果]

　　參照表2，記號6～記號16的雙相不銹鋼管1，f1～f4全部滿足(1)式～(4)式。特別是記號9、記號10、記號15以及記號16，在矯正加工后實施了低溫熱處理。因此，管軸方向的屈服強度的各向異性(f1值)，與f2值～f4值相比，極小。

　　另一方面，記號1～記號5的雙相不銹鋼管1，f1～f4之中至少一個以上不滿足(1)式～(4)式。具體而言，記號1的f1值低于0.90。記號1的坯管30通過冷拉拔在軸向上延伸了。因此推定為：由于包辛格效應，管軸方向的壓縮屈服強度yslc過量地小于管軸方向的拉伸屈服強度yslt。

　　記號2的f1值以及f4值低于0.90，并且，f2值超過了1.11。記號2的坯管30只實施了冷軋。冷軋中的坯管30，沿軸向拉伸變形，沿周向壓縮變形。特別是冷軋中的坯管30的周向的壓縮變形，比冷拉拔的情況大。記號2，推定為由于包辛格效應，管軸方向的壓縮屈服強度yslc過量地小于拉伸屈服強度yslt，并且，管周方向的拉伸屈服強度ysct過量地小于壓縮屈服強度yscc。因此不滿足(1)式、(2)式和(4)式。

　　記號3，f2值和f4值不滿足(2)式和(4)式。通過實施矯正加工，管軸方向的壓縮屈服強度yslc提高了。然而，推定為由于沒有實施低溫熱處理，因此管周方向的拉伸屈服強度以及壓縮屈服強度的各向異性未被改善，其結果不滿足(2)式和(4)式。

　　記號4以及記號5，f1值不滿足(1)式。推定為：雖然通過低溫熱處理，管軸方向的壓縮屈服強度提高了，但是由于沒有實施矯正加工，因此不滿足(1)式。

　　以上說明了本發明的實施方式，但上述的實施方式只不過是用于實施本發明的例示。因此，本發明并不被上述的實施方式限定，能夠在不脫離其宗旨的范圍內將上述的實施方式適當變形而實施。

　　產業上的利用可能性

　　本發明的雙相不銹鋼管，屈服強度的各向異性小，因此即使根據使用環境被負荷了不同的應力分布也能夠耐用。因此，能夠廣泛用作為油井管。特別是能夠用于配管和套管。

　　附圖標記說明

　　1雙相不銹鋼管

　　10晶粒

　　11、13滑移系

　　12、14位錯

　　22傾斜輥

　　30、30a、30b坯管

　　100地層

　　101油井管

　　102油井

　　103生產流體

　　200矯正機

　　221輥軸

　　222輥表面

　　ac擠壓量

　　da、db外徑

　　fi壓縮載荷

　　fo外力

　　ft拉伸載荷

　　gb晶粒邊界

　　p0機架st2的傾斜輥22間的間隙的中心

　　pi內壓

　　pl軋制線

　　po地層壓力

　　rf斥力

　　st1、st2、st3、st4、sti機架

　　x1、x2方向

　　σfi負荷應力

　　σt真屈服應力

　　技術特征：

　　技術總結

　　提供一種雙相不銹鋼管及其制造方法。對于雙相不銹鋼管，在雙相不銹鋼管的管軸方向上具有689.1～1000.5MPa的拉伸屈服強度YSLT，所述拉伸屈服強度YSLT、所述管軸方向的壓縮屈服強度YSLC、所述雙相不銹鋼管的管周方向的拉伸屈服強度YSCT以及所述管周方向的壓縮屈服強度YSCC全部滿足(1)式～(4)式: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)。

　　技術研發人員：澤渡直樹;黑田浩一;上山正樹;鵜川裕介

　　受保護的技術使用者：新日鐵住金株式會社

　　技術研發日：2013.08.22

　　技術公布日：2018.11.20