双相不锈钢管及其制造方法及步骤

　　

　　本发明涉及双相不锈钢管及其制造方法。

　　本申请基于在2012年08月31日在日本提出的专利申请2012-190996号要求优先权，将其内容援引到这里。

　　背景技术

　　在油井和气井(本说明书中，将油井和气井总称为「油井」)中使用油井管。油井具有腐蚀环境。为此，油井管要求耐蚀性。由奥氏体和铁素体的双相组织形成的双相不锈钢具有优异的耐蚀性。因此，双相不锈钢管被用于油井管。

　　油井管的种类有套管(casing)和配管(tubing)。套管插入到坑井中。在套管与坑壁之间填充水泥，套管被固定于坑内。配管插入套管内，使油和燃气这些生产流体通过。

　　油井管，在要求耐蚀性的同时还要求高的强度。油井管的强度级别，一般地用管轴方向的拉伸屈服强度定义。油井管的需求人从试钻和地质调查推断出成为钻掘的对象的井的环境(地层压力、生产流体的温度以及压力)，选择能够耐用的强度级别的油井管。

　　日本国特开平10-80715号公报(专利文献1)以及日本国特开平11-57842号公报(专利文献2)提出了提高管轴方向的压缩屈服强度的制造方法。

　　专利文献1中公开的钢管的制造方法，将冷加工时的外径加工度与壁厚加工度的比q(q＝rt/rd：rt为壁厚减面率、rd为外径减面率)调整为1.5以下。并记载了：由此能够得到管轴方向的压缩屈服强度优异的钢管。具体地记载了：钢管的管轴方向的压缩屈服强度达到拉伸屈服强度(条件屈服强度σ0.2)的80％以上。

　　专利文献2中公开的钢管的制造方法，对被冷加工了的钢管在200～450℃实施热处理。在该专利文献中记载了：由于通过热处理，经冷加工导入到钢中的位错再排列，因此管轴方向的压缩屈服强度提高。具体地记载了根据该专利文献的制造方法，钢管的管轴方向的压缩屈服强度达到拉伸屈服强度(条件屈服强度σ0.2)的80％以上。

　　在先技术文献

　　专利文献

　　专利文献1:日本国特开平10-80715号公报

　　专利文献2:日本国特开平11-57842号公报

　　技术实现要素：

　　然而，在将双相不锈钢管作为油井管使用的情况下，根据油井管的使用环境，负荷于油井管的应力的分布变化。因此，即使使用采用上述的专利文献所记载的制造方法提高了管轴方向的压缩屈服强度的油井管，根据油井管的使用环境，也有从管轴以外的方向负荷的应力大的情况。因此，优选即使针对这些应力油井管也能够耐用。而且，在上述的专利文献的制造方法中，也存在不能够使双相不锈钢管的管轴方向的压缩屈服强度与拉伸屈服强度之差充分小的情况。

　　本发明的目的是提供即使根据使用环境被负荷了不同的应力分布也能够耐用的双相不锈钢管。

　　(1)本发明的第一方式涉及的双相不锈钢管，在双相不锈钢管的管轴方向上具有689.1～1000.5mpa的拉伸屈服强度yslt，上述拉伸屈服强度yslt、上述管轴方向的压缩屈服强度yslc、上述双相不锈钢管的管周方向的拉伸屈服强度ysct以及上述管周方向的压缩屈服强度yscc全部满足(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)根据上述(1)所述的双相不锈钢管，以质量％计，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％，余量包含铁以及杂质。

　　(3)根据上述(1)或上述(2)所述的双相不锈钢管，可以通过在被冷加工后，实施矫正加工以及在350～450℃的热处理温度下的低温热处理而制造出。

　　(4)根据上述(3)所述的双相不锈钢管，可以通过在上述矫正加工后实施上述低温热处理而制造出。

　　(5)本发明的第二方式涉及的双相不锈钢管的制造方法，具有：

　　制造双相不锈钢的坯管的工序；

　　将上述坯管冷加工的工序；和

　　通过对上述冷加工了的坯管实施矫正加工以及在350～450℃的热处理温度下的低温热处理，制造所述双相不锈钢管的工序，所述双相不锈钢管在双相不锈钢管的管轴方向上具有689.1～1000.5mpa的拉伸屈服强度yslt，上述拉伸屈服强度yslt、上述管轴方向的压缩屈服强度yslc、上述双相不锈钢管的管周方向的拉伸屈服强度ysct以及上述管周方向的压缩屈服强度yscc全部满足(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)根据上述(5)所述的双相不锈钢管的制造方法，可以对上述坯管实施上述矫正加工后实施上述低温热处理。

　　(7)根据上述(5)或上述(6)所述的双相不锈钢管的制造方法，上述坯管，以质量％计，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％，余量包含铁以及杂质。

　　本发明的上述方式的双相不锈钢管，由于屈服强度的各向异性小，因此即使根据使用环境被负荷了不同的应力分布也能够耐用。

　　附图说明

　　图1是油井以及油井管的模式图。

　　图2是图1中的油井管的截面图。

　　图3是与图2不同的、图1中的油井管的另外的截面图。

　　图4是用于说明双相不锈钢管的冷加工的模式图。

　　图5是用于说明图4中的双相不锈钢管的晶粒内的位错的行为的模式图。

　　图6是用于说明书对冷加工后的双相不锈钢管负荷了压缩载荷的情况下的晶粒内的位错的行为的模式图。

　　图7是用于说明对冷加工后的双相不锈钢管实施了矫正加工的情况下的晶粒内的位错的行为的模式图。

　　图8是表示热处理温度(℃)与奥氏体相中的c(碳)以及n(氮)原子的、在该温度下保持了10分钟时的扩散移动距离(nm)的关系的图。

　　图9是表示热处理温度(℃)与铁素体相中的c(碳)以及n(氮)原子的、在该温度下保持了10分钟时的扩散移动距离(nm)的关系的图。

　　图10是矫正机的模式图。

　　图11是图10所示的矫正机的机架的主视图。

　　具体实施方式

　　以下参照附图详细说明本发明的实施方式。图中相同或相当的部分附带相同的标记，不再重复其说明。以下，元素的含量的「％」意指质量％。

　　本发明人通过实施各种的研究以及调查，得到了以下的见解。

　　作为套管和/或配管利用的油井管101，在管轴方向上受到拉伸载荷ft以及压缩载荷fi。图1是油井102以及油井管101的模式图。参照图1，油井管101插入到地层100内。油井管101的下端配置于油井102内。此时，油井管101由于自重而在管轴方向上受到拉伸载荷ft。而且，生产流体103在油井管101内通过。由于生产流体103为高温，因此油井管101热膨胀。通常，油井管101的上端以及下端被固定。因此，油井管101流通生产流体103时，油井管101在管轴方向上受到压缩载荷fi。根据以上所述，油井管101在管轴方向上受到拉伸载荷ft以及压缩载荷fi。

　　油井管101还被要求耐内压性以及耐外压性。图2是图1中的油井管101的截面图。参照图2，油井管101在内部流通生产流体103时，由生产流体103对油井管101负荷了内压pi。由于内压pi，在油井管101的管周方向上被负荷拉伸载荷ft。而且，起因于管周方向的拉伸载荷ft，在管轴方向上被负荷压缩载荷fi。

　　同样地，参照图3，在油井管101为套管的情况下，油井管101的外面被负荷作为外压的地层压力po。由于地层压力po，在油井管101的管周方向上被负荷压缩载荷fi。而且，起因于管周方向的压缩载荷fi，在管轴方向上被负荷拉伸载荷ft。

　　这样的应力分布，也根据油井管101的配置场所而变化。例如，在钻掘时，配管一边绕管轴旋转一边向地中掘入。此时，配管的最前端部分在管轴方向上反复受到拉伸载荷ft以及压缩载荷fi。另外，配置于地表附近的油井管101，在管轴方向上负荷拉伸载荷ft，也受到大的内压pi。

　　因此，作为油井管101使用的双相不锈钢管1，不仅被要求管轴方向的拉伸屈服强度与压缩屈服强度的平衡，还被要求耐内压性以及耐外压性。为了双相不锈钢管1得到这些特性，只要使双相不锈钢管1的管轴方向以及管周方向的拉伸屈服强度以及压缩屈服强度的各向异性较小即可。

　　为了使各向异性较小，对冷加工后的双相不锈钢管1，采用倾斜辊式的矫正机200实施矫正加工，并且，在350～450℃实施低温热处理。通过实施矫正加工以及低温热处理，制造出的双相不锈钢管1的下述(1)～(4)的试件制取方向的拉伸屈服强度和压缩屈服强度的屈服强度之比(压缩屈服强度/拉伸屈服强度)的差变小。即，屈服强度的各向异性变小。具体而言，双相不锈钢管1的管轴方向的拉伸屈服强度yslt(mpa)、管轴方向的压缩屈服强度yslc(mpa)、双相不锈钢管1的管周方向的拉伸屈服强度ysct(mpa)以及管周方向的压缩屈服强度yscc(mpa)满足(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)

　　通过实施采用倾斜辊式的矫正机200的矫正加工以及低温热处理，双相不锈钢管1的屈服强度的各向异性变小的原因可按照以下那样推定。

　　冷加工，将双相不锈钢管1一边缩径一边沿轴向延伸。因此，冷加工在双相不锈钢管1的轴向上导入拉伸应变，并且在周向上导入压缩应变。如图4所示，着眼于双相不锈钢管1内的任意的晶粒10。若实施冷加工，则在双相不锈钢管1的管轴方向上被给予拉伸载荷ft。其结果，按照图5所示那样，在滑移系11中发生多个位错12。位错12在滑移系11内沿图5所示的方向x1移动，并在晶粒边界gb附近堆积。斥力rf作用在堆积的位错12间。

　　其次，在冷加工态(ascoldworked)的双相不锈钢管1的管轴方向上负荷压缩载荷fi。该情况下，按照图6所示那样，位错12，除了利用基于压缩载荷fi的负荷应力σfi以外，还利用斥力rf沿滑移系11之中的、与方向x1相反的方向x2移动。该情况下，真屈服应力σt由(5)式定义。

　　σt＝σfi+rf···(5)

　　因此，位错12因负荷应力σfi而开始活动，所述负荷应力σfi，由于通过冷加工而预先导入的斥力rf从而比真屈服应力σt低。总之，通过冷加工产生包辛格效应((bauschingereffect))，管轴方向的压缩屈服强度yslc降低。

　　采用倾斜辊式的矫正机200进行的矫正加工，抑制包辛格效应，提高双相不锈钢管1的管轴方向的压缩屈服强度yslc。其原因尚不明确，但可推定如下。

　　在采用倾斜辊式的矫正机200进行的矫正加工中，双相不锈钢管1被倾斜辊22夹持，一边绕管轴旋转一边前进。此时，双相不锈钢管1，由于倾斜辊22的作用而从与冷加工不同的方向(主要是从径向)受到外力fo。因此，在矫正加工中，按照图7所示那样，通过外力fo的作用，在与通过冷加工而导入的滑移系11不同的滑移系13中，位错14产生并活动。

　　通过矫正加工而导入的位错14，相对于位错12，作为林立位错发挥作用。而且，位错12和位错14相互交叉、交割。其结果，生成具有弯折(扭折：kink)部和/或割阶(jog)部的位错12和位错14。弯折部、割阶部在与其他的位错部分不同的滑移面形成。因此，具有弯折部和/或割阶部的位错12和位错14的移动被限制。其结果，即使如图6那样被负荷压缩载荷fi，位错12也难以移动，压缩屈服强度yslc的降低被抑制。

　　而且，如果在350～450℃的热处理温度实施低温热处理，则被冷加工了的双相不锈钢管1的管轴方向以及管周方向的屈服强度的各向异性变小。其原因可按照以下那样推定。

　　本实施方式的双相不锈钢管1，含有碳(c)和氮(n)。这些元素，与fe、ni等元素比较，尺寸小。因此，c和n通过低温热处理而在钢中扩散，并固着于位错芯的附近。固着于位错芯附近的c、n，由于科特雷尔效应(cottrelleffect)而妨碍位错12和位错14的活动。

　　图8是表示低温热处理中的热处理温度(℃)与在该热处理温度保持了10分的情况下的奥氏体相中的c原子和n原子的扩散移动距离的关系的图。图9是表示低温热处理中的热处理温度(℃)与在该热处理温度保持了10分的情况下的铁素体相中的c原子和n原子的扩散移动距离的关系的图。在图8以及图9中，记号「○」表示c的扩散移动距离(nm)。记号「□」表示n的扩散移动距离(nm)。

　　参照图8以及图9，在奥氏体相和铁素体相的任何相中，即使热处理温度上升直到热处理温度达到350℃附近，扩散移动距离都不那么上升。然而，若热处理温度达到350℃附近，则其以后，随着温度的上升，扩散移动距离显著增大。具体而言，如果在350℃以上的热处理温度保持10分以上，则奥氏体相中的c原子和n原子的扩散移动距离达到10nm以上，铁素体相中的c原子和n原子的扩散移动距离达到10μm以上。

　　因此，如果将低温热处理中的热处理温度设为350℃以上，并在该热处理温度保持10分以上，则c和n原子充分地扩散，并固着于通过冷加工而导入到钢中的位错芯。而且，通过c和n原子的固着，引起科特雷尔效应，妨碍位错12和位错14的运动，因此有钢的拉伸屈服强度以及压缩屈服强度提高的倾向，但相对于因包辛格效应而下降的方向显著地呈现。

　　被冷加工了的钢的位错密度一般为1014～23/m2左右。因此，c原子和n原子的扩散移动距离，为比位错12以及位错14的平均间隔大的10nm以上，则能够使c原子和n原子固着于位错芯。

　　另一方面，如果双相不锈钢保持在475℃，则发生475℃脆性。因此，低温热处理中的热处理温度的上限为450℃。

　　由以上所述推定为：如果在350～450℃的热处理温度实施低温热处理，则通过热处理前的加工处理(在本实施方式中为冷加工)而导入的位错12和位错14因科特雷尔效应而变得难以活动。因此，低温热处理抑制由包辛格效应所致的拉伸屈服强度或者压缩屈服强度的降低，减小双相不锈钢管1的管轴方向以及管周方向的屈服强度的各向异性。

　　通过按照以上那样实施矫正加工和低温热处理，能够抑制由冷加工时发生的包辛格效应引起的拉伸屈服强度或者压缩屈服强度的降低。具体而言，如图7所示，通过矫正加工，在与冷加工时的滑移系11不同的滑移系13中生成位错14，阻碍位错12的活动。而且，通过低温热处理，将c、n固着于位错芯附近，妨碍位错12以及位错14的活动。基于以上的见解完成了本实施方式的双相不锈钢管1。以下详述本实施方式的双相不锈钢管1。

　　本实施方式的双相不锈钢管1，由奥氏体和铁素体的双相组织形成。

　　[双相不锈钢管1的优选的化学组成]

　　优选双相不锈钢管1具有以下的化学组成。再者，各元素的含量的「％」表示「质量％」。

　　c：0.008～0.03％

　　碳(c)使奥氏体相稳定并提高强度。c还在热处理中的升温时形成碳化物。由此，可得到微细组织。然而，若c含量超过0.03％，则由于热处理、焊接时的热影响，碳化物过量地析出，钢的耐蚀性以及加工性降低。因此，c含量设为0.03％以下。在要求极高的钢的耐蚀性以及加工性的情况下，也可以将其上限设为比0.03％小、0.02％或0.018％。在c含量低于0.008％的情况下，变得难以确保强度，并且炼钢时的脱碳成本上升。也可以将其下限设为0.010％或0.014％。

　　si：0～1％

　　硅(si)对钢进行脱氧。si还在热处理中的升温时形成金属间化合物。由此，可得到微细组织。然而，若si含量超过1％，则由于热处理、焊接时的热影响，金属间化合物过量地析出，钢的耐蚀性以及加工性降低。因此，si含量设为1％以下。在要求极高的钢的耐蚀性以及加工性的情况下，也可以将其上限设为比1％小、0.8％或0.7％。不需规定si的下限，其下限为0％。为了形成金属间化合物或为了脱氧，可以含有si，也可以根据需要将其下限设为0.05％、0.1％或0.2％。

　　mn：0.1～2％

　　锰(mn)，与上述的si同样地对钢进行脱氧。mn还与钢中的s结合形成硫化物，将s固定。因此，钢的热加工性提高。mn含量低于0.1％时，难以得到上述效果。因此，mn含量设为0.1％以上。另一方面，若mn含量超过2％，则钢的热加工性以及耐蚀性降低。因此，mn含量设为2％以下。也可以将mn含量的下限设为比0.1％大、0.2％或0.3％。另外，mn含量的上限也可以设为比2％小、1.7％或1.5％。

　　cr：20～35％

　　铬(cr)维持钢的耐蚀性并提高强度。cr含量低于20％时，难以得到上述效果。因此，cr含量设为20％以上。另一方面，若cr含量超过35％，则容易生成σ相，钢的耐蚀性以及韧性降低。因此，cr含量设为35％以下。也可以将cr含量的下限设为比20％大、22％或23％。另外，cr含量的上限也可以设为比35％小、30％或28％。

　　ni：3～10％

　　镍(ni)将奥氏体相稳定化，形成铁素体和奥氏体的双相组织。ni含量低于3％时，生成铁素体相为主体的组织，难以得到双相组织。因此，ni含量设为3％以上。另一方面，由于ni为高价格，因此当ni含量超过10％时，制造成本变高。因此，ni含量设为10％以下。也可以将ni含量的下限设为比3％大、5％或6％。另外，ni含量的上限也可以设为比10％小、9％或8％。

　　mo：0～4％

　　钼(mo)提高钢的耐孔蚀性以及耐裂隙腐蚀性。mo还通过固溶强化提高钢的强度。因此，mo根据需要而含有。如果少量地含有mo，就能够某种程度地得到上述效果。然而，若mo含量超过4％，则容易析出σ相，钢的韧性降低。因此，mo含量设为4％以下。在进一步要求上述效果的情况下，也可以将其上限设为比4％小、3.8％或3.5％。不需规定mo的下限，其下限为0％。为了显著地得到上述效果，可以含有mo，也可以根据需要将其下限设为0.5％、比0.5％大、2％或3％。

　　w：0～6％

　　钨(w)与mo同样地提高钢的耐孔蚀性以及耐裂隙腐蚀性。w还通过固溶强化提高钢的强度。因此，w根据需要含有。如果稍微地含有w，就能够某种程度地得到上述效果。然而，若w含量超过6％，则容易析出σ相，钢的韧性降低。因此，w含量设为6％以下。在进一步要求上述效果的情况下，也可以将其上限设为比6％小、5％或4％。不需规定w的下限，其下限为0％。为了显著地得到上述效果，可以含有w，也可以根据需要将其下限设为0.5％、比0.5％大、1％或2％。

　　再者，本实施方式的双相不锈钢，可以均不含有mo和w，也可以含有mo和w之中的至少1种以上。

　　cu：0～3％

　　铜(cu)提高钢的耐蚀性以及晶粒边界腐蚀抗力。因此，cu根据需要含有。如果稍微地含有cu，则能够某种程度地得到上述效果。然而，若cu含量超过3％，则其效果饱和，而且，钢的热加工性以及韧性降低。因此，cu含量设为3％以下。在进一步要求上述效果的情况下，也可以将其上限设为比3％小、2％或1％。不需规定cu的下限，其下限为0％。为了显著地得到上述效果，可以含有cu，也可以根据需要将其下限设为0.1％、比0.1％大、或0.3％。

　　n：0.15～0.35％

　　氮(n)提高奥氏体的稳定性，提高钢的强度。n还提高双相不锈钢的耐孔蚀性以及耐裂隙腐蚀性。n含量低于0.15％时，难以得到上述效果。因此，n含量设为0.15％以上。另一方面，n含量超过0.35％时，钢的韧性以及热加工性降低。因此，n含量设为0.35％以下。也可以将n含量的下限设为比0.15％大、比0.17％大、或0.20％。另外，n含量的上限也可以设为比0.35％小、0.33％或0.30％。

　　本实施方式的双相不锈钢管1的其余量为铁以及杂质。作为杂质，是指从作为不锈钢的原料利用的矿石、废料、或者制造过程的环境等混入的元素。优选：杂质之中的p、s以及o的含量按照以下那样被限制。

　　p：0.04％以下

　　磷(p)是在钢的精炼时不可避免地混入的杂质，是使钢的热加工性、耐蚀性以及韧性降低的元素。因此，p含量限制为0.04％以下，优选限制为比0.04％小、0.034％以下或0.030％以下。

　　s：0.03％以下

　　硫(s)是在钢的精炼时不可避免地混入的杂质，是使钢的热加工性降低的元素。s还形成硫化物。由于硫化物成为孔蚀的发生起点，因此降低钢的耐孔蚀性。因此，s含量限制为0.03％以下，优选限制为比0.003％小、0.001％以下或0.0007％以下。

　　o：0.010％以下

　　氧(o)是在钢的精炼时不可避免地混入的杂质，是使钢的热加工性降低的元素。因此，o含量限制为0.010％以下，优选限制为比0.010％小、0.009％以下或0.008％以下。

　　[制造方法]

　　说明本实施方式的双相不锈钢管1的制造方法的一例。

　　起初，熔炼双相不锈钢，制造金属熔液。双相不锈钢的熔炼，能够利用电炉、ar-o2混合气体底吹脱碳炉(aod炉)、真空脱碳炉(vod炉)等。

　　使用金属熔液制造铸造材。铸造材为例如锭、板坯、钢块。具体而言，采用铸锭法制造锭。或者，采用连续铸造法制造板坯、钢块。

　　对铸造材进行热加工，制造圆钢坯。热加工为例如热轧、热锻造。对所制造的圆钢坯进行热加工，制造坯管(毛管)30。具体而言，采用玻璃润滑剂高速挤压(ugine-sejournet)法所代表的挤压制管法，由圆钢坯制造坯管30。或者，采用满乃斯曼(mannesmann)制管法，由圆钢坯制造坯管30。

　　对所制造的坯管30实施冷加工。这是为了提高双相不锈钢管1的强度，并使管轴方向的拉伸屈服强度yslt成为689.1～1000.5mpa。

　　冷加工有冷拉拔、和皮尔格式轧制所代表的冷轧。在本实施方式中，可以采用冷拉拔和冷轧中的任意的冷加工。冷拉拔，与冷轧比较，在管轴方向上对双相不锈钢管1给予大的拉伸应变。冷轧，不仅在坯管30的管轴方向，也在管周方向上给予大的应变。因此，冷轧，与冷拉拔比较，在坯管30的管周方向上给予大的压缩应变。

　　冷加工时的优选的截面减少率为5.0％以上。在此，截面减少率用(6)式定义。

　　截面减少率＝(冷加工前的坯管30的截面积-冷加工后的坯管30的截面积)/冷加工前的坯管30的截面积×100···(6)

　　如果按上述的截面减少率来实施冷加工，则拉伸屈服强度yslt变为689.1～1000.5mpa。优选的截面减少率的下限为7.0％。如果截面减少率过高，则双相不锈钢管1的圆度降低。因此，冷拉拔的优选的截面减少率的上限为20.0％，冷轧的优选的截面减少率的上限为40.0％。

　　在热加工和冷加工之间，也可以实施其他的处理。例如，对被热加工了的坯管30实施固溶化热处理。对固溶化热处理后的坯管30实施去氧化皮来除去氧化皮。对去氧化皮后的坯管30实施冷加工。

　　而且，可以实施多次的冷加工。在实施多次的冷加工的情况下，在冷加工和下次的冷加工之间也可以实施作为软化热处理的固溶化热处理。在实施多次的冷加工的情况下，对最终的冷加工后的坯管30实施以下的工序。

　　对冷加工后的坯管30，采用倾斜辊式的矫正机200实施矫正加工、以及实施低温热处理。可以先实施矫正加工和低温热处理中的任一项。也就是说，可以在冷加工后实施矫正加工，其后实施低温热处理。也可以在冷加工后实施低温热处理，其后实施矫正加工。另外，可以实施多次的矫正加工，可以实施多次的低温热处理。例如，可以依次实施冷加工、第1次的矫正加工、低温热处理、第2次的矫正加工。可以依次实施冷加工、第1次的低温热处理、矫正加工、第2次的低温热处理。以下说明矫正加工以及低温热处理的详细情况。

　　[矫正加工]

　　图10是矫正机200的模式图。参照图10，在本实施方式中利用的矫正机200为倾斜辊式。图10所示的矫正机200，具备多个机架st1～机架st4。多个机架st1～机架st4排列成一列。

　　各机架st1～机架st4具备一对或1个倾斜辊22。具体而言，最末尾的机架st4具备1个倾斜辊22，其他的机架st1～机架st3具备上下地配置的一对倾斜辊22。

　　各倾斜辊22具备辊轴221、和辊表面222。辊轴221，相对于轧制线pl斜向地倾斜。各机架st1～机架st3的一对倾斜辊22的辊轴221相互交叉。上下地配置的倾斜辊22的辊轴221，相对于轧制线pl斜向地倾斜，并且相互交叉，因此能够对坯管30赋予管周方向的旋转。辊表面222为凹状。

　　机架st2的倾斜辊22间的间隙的中心p0，偏离轧制线pl地配置。因此，机架st1和机架st2将坯管30弯曲，机架st2和机架st3将坯管30回弯。由此，矫正机200对坯管30的弯曲进行矫正。

　　矫正机200还利用各机架sti(i＝1～3)的一对倾斜辊22将坯管30沿径向压下。由此，矫正机200提高坯管30的圆度，并且，减小坯管30的屈服强度的各向异性。

　　图11是具备一对倾斜辊22的机架sti中的、倾斜辊22和坯管30的主视图。坯管30由一对倾斜辊22压下。在机架sti中的压下前的坯管30a的外径定义为da(mm)、机架sti中的压下后的坯管30b的外径定义为db(mm)的情况下，挤压量ac(mm)用以下的(7)式定义。

　　ac＝da-db···(7)

　　而且，挤压率rc(％)用以下的(8)式定义。

　　rc＝(da-db)/da×100···(8)

　　各机架sti，以每个机架所设定的挤压量ac将沿周向旋转的坯管30压下，对坯管30给予应变。通过压下，在坯管30内发生的位错14如图7所示，在与冷加工时发生的位错12不同的滑移系13中活动。因此，通过矫正加工而发生的位错14，与冷加工时发生的位错12相遇从而相互交割，其结果，位错12和位错14变得难以移动。因此，矫正加工抑制管轴方向的压缩应力强度yslc因包辛格效应而降低。

　　按照上述的那样，为了降低屈服强度的各向异性、特别是管轴方向的屈服强度的各向异性，采用倾斜辊22进行的压下很有效。挤压率rc越大，越能够在坯管30的径向给予应变。将各机架sti的挤压率rc之中的最大的挤压率rc定义为最大挤压率。最大挤压率的压下能够对坯管30给予最大的应变。因此，推定为最大挤压率对管轴方向的屈服强度的各向异性的降低有效。优选的最大挤压率为2.0～15.0％。进一步优选的最大挤压率的下限为4.0％，进一步优选的最大挤压率的上限为12.0％。

　　在图10中，矫正机200具备7个倾斜辊22，具备4个机架st1～机架st4。然而，倾斜辊22的个数并不限定为7个，机架数也并不限定为4个。倾斜辊22的个数可以为10个，也可以为其以外的多个。在倾斜辊数为奇数的情况下，最末尾的机架具备1个倾斜辊22，其以外的机架具备一对倾斜辊22。在倾斜辊数为偶数的情况下，各机架具备一对倾斜辊22。

　　[低温热处理]

　　在低温热处理时，将坯管30装入热处理炉中。然后，在350～450℃的热处理温度将坯管30均热。通过在上述的温度范围进行均热，坯管30中的c以及n扩散，容易在位错芯附近固着。其结果，位错12和位错14变得难以移动，降低管轴方向以及管周方向的屈服强度的各向异性。

　　当热处理温度超过450℃时，双相不锈钢发生475℃脆化，韧性降低。

　　优选的均热时间为5分以上。该情况下，双相不锈钢中的c以及n充分地扩散。优选的均热时间的上限为60分。再者，由于低温热处理的热处理温度低，因此热处理后的坯管30难以发生弯曲。

　　通过以上的工序，制造出满足(1)式～(4)式的双相不锈钢管1。

　　按照上述的那样，矫正加工和低温热处理的顺序并不特别限制。然而，优选：在冷加工后实施矫正加工，并在矫正加工后实施低温热处理。该情况下，c、n不仅在通过冷加工而发生的位错12中固着，在通过矫正加工而发生的位错14中也固着，能够得到科特雷尔效应。因此，容易进一步降低管轴方向以及管周方向的屈服强度的各向异性。

　　实施例

　　采用不同的制造条件制造了多个双相不锈钢管1。对所制造的双相不锈钢管1的屈服强度的各向异性进行了调查。

　　熔炼具有表1所示的化学组成的钢a以及钢b，制造了锭。

　　钢a以及钢b都在本实施方式的优选的化学组成的范围内。再者，钢a以及钢b的p含量为0.04％以下，s含量为0.03％以下，o含量为0.010％以下。

　　对所制造的锭进行热挤压，制造了多个冷加工用的坯管30。对冷加工用的坯管30实施表2所示的制造工序，制造了记号1～记号16的双相不锈钢管1。

　　参照表2，在钢的栏中记载了所使用的钢坯的种类(钢a以及钢b)。在外径的栏中记载了所制造的双相不锈钢管1的外径(60.0mm以及178.0mm)。

　　在制造工序的栏中，记载了对冷加工用的坯管30实施的制造工序。参照制造工序的栏，asp/d意指冷拉态。p/d意指冷拉拔。cr意指冷轧。str意指矫正加工。热处理意指低温热处理。

　　在本实施例中，冷拉拔的截面减少率为8％，冷轧的截面减少率为16％。在此，截面减少率(％)用上述的(6)式求出。

　　在热处理温度的栏中，记载了在制造工序中实施的低温热处理的热处理温度(℃)。在辊数的栏中，记载了矫正加工所利用的矫正机200的倾斜辊数。在最大挤压率的栏中，记载了矫正加工时的最大挤压率(％)。

　　具体而言，对记号1～记号16的冷加工用的坯管30(以下仅称为坯管30)实施了以下的制造工序。对记号1的坯管30只实施冷拉拔，制造出双相不锈钢管1。也就是说，记号1的双相不锈钢管1为冷拉态(ascolddrawn)材。记号2，是对坯管30只实施冷轧，制造出双相不锈钢管1。

　　记号3，对坯管30实施冷轧后，以表2所示的最大挤压率(％)实施了矫正加工。记号4以及记号5，对坯管30实施冷拉拔后，在表2所记载的热处理温度实施了低温热处理。

　　记号6～记号8以及记号11～记号13，对坯管30实施了冷拉拔。对被冷拉拔了的坯管30实施了低温热处理。对热处理后的坯管30实施了矫正加工。记号9以及记号10，对坯管30实施冷拉拔后，实施了矫正加工。在矫正加工后，对坯管30实施了低温热处理。

　　记号14，对坯管30实施了2次的矫正加工。具体而言，对坯管30实施冷拉拔后，实施第1次矫正加工(第1str)。第1次矫正加工时的最大挤压率为4.0％。第1次矫正加工后，实施了低温热处理。对热处理后的坯管30实施了第2次矫正加工(第2str)。第2次矫正加工时的最大挤压率为6.0％。

　　记号15以及记号16，对坯管30实施冷轧后，实施了矫正加工。矫正加工后，对坯管30实施了低温热处理。

　　从所制造的各记号的双相不锈钢管1制取了压缩试件以及拉伸试件。具体而言，制取各记号的沿管轴方向延伸的拉伸试件以及压缩试件，并且，制取了各记号的沿管周方向延伸的拉伸试件以及压缩试件。

　　试件的尺寸依照astm(americansocietyfortestingandmaterials)-e8以及astm-e9标准。压缩试件以及压缩试件的标准试件的外径都为6.35mm，标点间距离都为12.7mm。在各记号中，在不能制取标准试件的情况下，制取了比例试件。

　　使用所制取的压缩试件以及拉伸试件，在常温(25℃)大气中实施压缩试验以及拉伸试验，求出了压缩屈服强度以及拉伸屈服强度。具体而言，使用沿管轴方向延伸的拉伸试件，得到管轴方向的拉伸屈服强度yslt(mpa)。使用沿管周方向延伸的拉伸试件，得到管周方向的拉伸屈服强度ysct(mpa)。使用沿管轴方向延伸的压缩试件，得到管轴方向的压缩屈服强度yslc(mpa)。使用沿管周方向延伸的压缩试件，得到管周方向的压缩屈服强度yscc(mpa)。各屈服强度，用拉伸试验以及压缩试验中的条件屈服强度σ0.2定义。将得到的各屈服强度(yslt、ysct、yslc以及yscc)示于表2。

　　采用得到的各屈服强度，针对各记号求出以下的(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)

　　将得到的f1～f4示于表2。

　　[调查结果]

　　参照表2，记号6～记号16的双相不锈钢管1，f1～f4全部满足(1)式～(4)式。特别是记号9、记号10、记号15以及记号16，在矫正加工后实施了低温热处理。因此，管轴方向的屈服强度的各向异性(f1值)，与f2值～f4值相比，极小。

　　另一方面，记号1～记号5的双相不锈钢管1，f1～f4之中至少一个以上不满足(1)式～(4)式。具体而言，记号1的f1值低于0.90。记号1的坯管30通过冷拉拔在轴向上延伸了。因此推定为：由于包辛格效应，管轴方向的压缩屈服强度yslc过量地小于管轴方向的拉伸屈服强度yslt。

　　记号2的f1值以及f4值低于0.90，并且，f2值超过了1.11。记号2的坯管30只实施了冷轧。冷轧中的坯管30，沿轴向拉伸变形，沿周向压缩变形。特别是冷轧中的坯管30的周向的压缩变形，比冷拉拔的情况大。记号2，推定为由于包辛格效应，管轴方向的压缩屈服强度yslc过量地小于拉伸屈服强度yslt，并且，管周方向的拉伸屈服强度ysct过量地小于压缩屈服强度yscc。因此不满足(1)式、(2)式和(4)式。

　　记号3，f2值和f4值不满足(2)式和(4)式。通过实施矫正加工，管轴方向的压缩屈服强度yslc提高了。然而，推定为由于没有实施低温热处理，因此管周方向的拉伸屈服强度以及压缩屈服强度的各向异性未被改善，其结果不满足(2)式和(4)式。

　　记号4以及记号5，f1值不满足(1)式。推定为：虽然通过低温热处理，管轴方向的压缩屈服强度提高了，但是由于没有实施矫正加工，因此不满足(1)式。

　　以上说明了本发明的实施方式，但上述的实施方式只不过是用于实施本发明的例示。因此，本发明并不被上述的实施方式限定，能够在不脱离其宗旨的范围内将上述的实施方式适当变形而实施。

　　产业上的利用可能性

　　本发明的双相不锈钢管，屈服强度的各向异性小，因此即使根据使用环境被负荷了不同的应力分布也能够耐用。因此，能够广泛用作为油井管。特别是能够用于配管和套管。

　　附图标记说明

　　1双相不锈钢管

　　10晶粒

　　11、13滑移系

　　12、14位错

　　22倾斜辊

　　30、30a、30b坯管

　　100地层

　　101油井管

　　102油井

　　103生产流体

　　200矫正机

　　221辊轴

　　222辊表面

　　ac挤压量

　　da、db外径

　　fi压缩载荷

　　fo外力

　　ft拉伸载荷

　　gb晶粒边界

　　p0机架st2的倾斜辊22间的间隙的中心

　　pi内压

　　pl轧制线

　　po地层压力

　　rf斥力

　　st1、st2、st3、st4、sti机架

　　x1、x2方向

　　σfi负荷应力

　　σt真屈服应力

　　技术特征：

　　技术总结

　　提供一种双相不锈钢管及其制造方法。对于双相不锈钢管，在双相不锈钢管的管轴方向上具有689.1～1000.5MPa的拉伸屈服强度YSLT，所述拉伸屈服强度YSLT、所述管轴方向的压缩屈服强度YSLC、所述双相不锈钢管的管周方向的拉伸屈服强度YSCT以及所述管周方向的压缩屈服强度YSCC全部满足(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)。

　　技术研发人员：泽渡直树;黑田浩一;上山正树;鹈川裕介

　　受保护的技术使用者：新日铁住金株式会社

　　技术研发日：2013.08.22

　　技术公布日：2018.11.20