JP7428952B1 - マルテンサイト系ステンレス鋼材 - Google Patents

Abstract

高い強度と優れた耐ＳＳＣ性とを有し、優れた低温靱性を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材を提供する。本開示のマルテンサイト系ステンレス鋼材は、質量％で、Ｃ：０．０３０％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：１．００％以下、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％以下、Ｃｒ：１０．００～１４．００％、Ｎｉ：５．００～７．５０％、Ｍｏ：１．１０～３．５０％、Ａｌ：０．００５～０．０５０％、Ｖ：０．０１～０．３０％、Ｎ：０．００３０～０．０５００％、Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、Ｃｕ：１．００～３．５０％、Ｃｏ：０．０１０～０．５００％を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなり、降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、δフェライトの面積率は５．００％以下であり、δフェライトの圧延方向の長さＬ（μｍ）と、圧延方向の間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす。
Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）

Description

本開示は、鋼材に関し、さらに詳しくは、マルテンサイト系ステンレス鋼材に関する。

油井やガス井（以下、油井及びガス井を総称して、単に「油井」という）は、腐食性ガスを含有した腐食環境となっている場合がある。ここで、腐食性ガスとは、炭酸ガス、及び／又は、硫化水素ガスを意味する。油井で用いられる鋼材には、腐食環境における優れた耐硫化物応力腐食割れ性（耐ＳＳＣ性）が求められる。

腐食環境における鋼材の耐ＳＳＣ性を高めるには、クロム（Ｃｒ）が有効であることが知られている。そこで、腐食環境では、ＡＰＩ Ｌ８０ １３Ｃｒ鋼材（通常の１３Ｃｒ鋼材）や、Ｃ含有量を低減したスーパー１３Ｃｒ鋼材等に代表される、１３質量％程度のＣｒを含有するマルテンサイト系ステンレス鋼材が使用される。

さらに近年、油井の深井戸化により、鋼材には耐食性だけでなく、高強度化が求められてきている。例えば、１１０ｋｓｉ（７５８ＭＰａ）以上の鋼材が、求められている。

１１０ｋｓｉ以上の高強度を有し、さらに、優れた耐ＳＳＣ性を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材が、特許文献１（国際公開第２０１９／０６５１１５号）及び特許文献２（国際公開第２０２０／０９５５５９号）に提案されている。

特許文献１及び特許文献２では、Ｃｒを１０．０～１４．０％含有するマルテンサイト系ステンレス鋼材において、化学組成の観点から、高強度及び耐ＳＳＣ性の両立を試みている。具体的には、化学組成中のＣ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｎ、及びＴｉの含有量が、特定のパラメータ式を満たすように、化学組成を調整している。

国際公開第２０１９／０６５１１５号 国際公開第２０２０／０９５５５９号

最近では、油井開発が寒冷地でも行われている。このような寒冷地の深井戸に使用される油井用鋼管には、高い強度及び優れた耐ＳＳＣ性だけでなく、優れた低温靱性も求められる。特許文献１及び２では、低温靱性に関する検討がされていない。

本開示の目的は、高い強度と優れた耐ＳＳＣ性とを有し、さらに、優れた低温靱性を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材を提供することである。

本開示によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、
化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：１．００％以下、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．００５０％以下、
Ｃｒ：１０．００～１４．００％、
Ｎｉ：５．００～７．５０％、
Ｍｏ：１．１０～３．５０％、
Ａｌ：０．００５～０．０５０％、
Ｖ：０．０１～０．３０％、
Ｎ：０．００３０～０．０５００％、
Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、
Ｃｕ：１．００～３．５０％、
Ｃｏ：０．０１０～０．５００％、
Ｎｂ：０～０．１５％、
Ｗ：０～１．５０％、
Ｓｎ：０～０．０１００％、
Ａｓ：０～０．０１００％、
Ｓｂ：０～０．０１００％、
Ｂ：０～０．００５０％、
Ｃａ：０～０．００５０％、
Ｍｇ：０～０．００５０％、
希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、及び、
残部がＦｅ及び不純物からなり、
降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、
前記マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面において、
δフェライトの面積率は５．００％以下であり、
前記δフェライトの前記圧延方向の長さＬ（μｍ）と、複数の前記δフェライトの前記圧延方向の間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす。
Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）

本開示によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、降伏強度が７５８ＭＰａ以上（１１０ｋｓｉ以上）の高強度と優れた耐ＳＳＣ性とを有し、さらに、優れた低温靱性を有する。

図１は、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であるマルテンサイト系ステンレス鋼材でのδフェライトの面積率（％）と、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）との関係を示す図である。 図２は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面における、δフェライトの形状及び分布状態を示す模式図である。 図３は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面における、δフェライトの圧延方向の長さＬの、δフェライトの圧延方向の間隔Ｄに対する比（Ｌ／Ｄ）と、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）との関係を示す図である。 図４は、測定視野ＦＶでのδフェライトの長さＬ（μｍ）、及び、δフェライトの間隔Ｄ（μｍ）の測定方法の模式図である。 図５は、分塊圧延工程での初回実質圧下率Ｒ１と、最終製品であるマルテンサイト系ステンレス鋼材でのδフェライトのＬ／Ｄとの関係を示す図である。

本発明者らは、７５８ＭＰａ以上（１１０ｋｓｉ以上）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とを有するマルテンサイト系ステンレス鋼材について、化学組成の観点から検討を行った。その結果、質量％で、Ｃ：０．０３０％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：１．００％以下、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％以下、Ｃｒ：１０．００～１４．００％、Ｎｉ：５．００～７．５０％、Ｍｏ：１．１０～３．５０％、Ａｌ：０．００５～０．０５０％、Ｖ：０．０１～０．３０％、Ｎ：０．００３０～０．０５００％、Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、Ｃｕ：１．００～３．５０％、Ｃｏ：０．０１０～０．５００％、Ｎｂ：０～０．１５％、Ｗ：０～１．５０％、Ｓｎ：０～０．０１００％、Ａｓ：０～０．０１００％、Ｓｂ：０～０．０１００％、Ｂ：０～０．００５０％、Ｃａ：０～０．００５０％、Ｍｇ：０～０．００５０％、希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材であれば、７５８ＭＰａ以上の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とが得られると考えた。

そこで、本発明者らはさらに、化学組成中の各元素含有量が上述の範囲内であるマルテンサイト系ステンレス鋼材において、低温靱性を高める手段について、検討を行った。その結果、化学組成中の元素含有量を単に調整するだけでは、７５８ＭＰａ以上の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性と、優れた低温靱性とを得ることが困難であることがわかった。

そこで、本発明者らは、化学組成の観点ではなく、ミクロ組織の観点から、低温靱性の向上を試みた。ここで、本発明者らは、マルテンサイト系ステンレス鋼材中のδフェライトに注目した。Ｃｒを１０．００～１４．００％含有するマルテンサイト系ステンレス鋼材中には、δフェライトが存在する。δフェライトは、鋼材を脆化し、鋼材の低温靱性を低下する。したがって、上述の化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材でのδフェライト量を低減すれば、７５８ＭＰａ以上の高強度を有していても、優れた耐ＳＳＣ性と、優れた低温靱性とが得られる、と本発明者らは考えた。

そこで、上述の化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材のδフェライトの面積率（％）と、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）との関係について、調査及び検討を行った。

図１は、上述の化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材でのδフェライトの面積率と－１０℃での吸収エネルギーとの関係を示す図である。図１中の横軸がδフェライトの面積率（％）を示し、縦軸が－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）を示す。なお、図１は、後述の実施例で得られたδフェライトの面積率（％）、及び、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）を用いて作成した。

上述のとおり、本発明者らは、δフェライト量（δフェライト面積率）を低減すれば、低温靱性が高まると考えていた。しかしながら、図１では、δフェライトの面積率を５．００％以下にまで低減した場合であっても、－１０℃の吸収エネルギーに大きなばらつきがある。特に、δフェライトの面積率が１．００～２．００％の範囲まで低く抑えられた場合でも、領域Ａ１に示すように、－１０℃の吸収エネルギーが大きくばらついている。つまり、図１は、δフェライトの面積率を低減したからといって、必ずしも低温靱性が高まるわけではないことを示している。

また、Ｃｒを１０．００～１４．００％含有するマルテンサイト系ステンレス鋼材において、δフェライト量（δフェライト面積率）を極限まで低減することは、通常の工業生産において、厳格な製造管理が必要となり、製造コストが高くなる可能性もある。

そこで、本発明者らは、発想を変えて、上述の化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材において、δフェライト量を極力低減するのではなく、δフェライトがある程度存在した場合であっても、７５８ＭＰａ以上の高強度と、優れた耐ＳＳＣ性と、優れた低温靱性とが得られる手段の検討を行った。

ここで、本発明者らは、δフェライトに起因した、き裂の進展方向に注目した。δフェライトに起因するき裂の進展方向は、主として、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向である。そこで、本発明者らは、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面における、δフェライトの形状及び分布状況が、低温靱性に影響していると考えた。

以上の考察に基づいて、本発明者らは、図２に示すマルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライト１０の圧延方向Ｚの長さ（μｍ）を、δフェライト１０の形状の指標とすることを考えた。そして、後述の方法により、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面における、δフェライトの圧延方向の長さＬ（μｍ）を定義した。本発明者らはさらに、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライト１０の圧延方向Ｚの間隔（μｍ）を、δフェライト１０の圧延方向Ｚでの分布状況の指標とすることを考えた。そして、後述に記載の方法により、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面における、δフェライトの圧延方向の間隔Ｄ（μｍ）を定義した。そして、上述の化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材において、δフェライト面積率を５．００％以下に低減した場合に、δフェライトの圧延方向Ｚの長さＬと、δフェライトの圧延方向Ｚの間隔Ｄと、低温靱性との関係を調査した。その結果、δフェライトの面積率を５．００％以下に低減したマルテンサイト系ステンレス鋼材において、長さＬの間隔Ｄに対する比Ｌ／Ｄと、低温靱性とは、極めて高い相関が得られることを、本発明者らは見出した。

図３は、Ｌ／Ｄと、－１０℃での吸収エネルギーとの関係を示す図である。図３は、後述の実施例で得られた結果を用いて作成した。図３を参照して、Ｌ／Ｄが１０．５よりも大きい場合、Ｌ／Ｄが減少しても、－１０℃での吸収エネルギーはそれほど増加しない。一方、Ｌ／Ｄが１０．５以下になると、Ｌ／Ｄの減少に伴い、－１０℃での吸収エネルギーが顕著に増加する。つまり、図３では、Ｌ／Ｄ＝１０．５近傍に変曲点が存在する。

以上の知見に基づいて、本発明者らは、上述の化学組成のマルテンサイト系ステンレス鋼材において、δフェライトの面積率を５．００％以下とした場合に、Ｌ／Ｄを１０．５以下とすれば、７５８ＭＰａ以上の高い強度と、優れた耐ＳＳＣ性とだけではなく、優れた低温靱性も得られることを見出した。

本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は以上の技術思想に基づいて完成したものであり、次の構成を有する。

［１］
マルテンサイト系ステンレス鋼材であって、
化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．０３０％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：１．００％以下、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．００５０％以下、
Ｃｒ：１０．００～１４．００％、
Ｎｉ：５．００～７．５０％、
Ｍｏ：１．１０～３．５０％、
Ａｌ：０．００５～０．０５０％、
Ｖ：０．０１～０．３０％、
Ｎ：０．００３０～０．０５００％、
Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、
Ｃｕ：１．００～３．５０％、
Ｃｏ：０．０１０～０．５００％、
Ｎｂ：０～０．１５％、
Ｗ：０～１．５０％、
Ｓｎ：０～０．０１００％、
Ａｓ：０～０．０１００％、
Ｓｂ：０～０．０１００％、
Ｂ：０～０．００５０％、
Ｃａ：０～０．００５０％、
Ｍｇ：０～０．００５０％、
希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、及び、
残部がＦｅ及び不純物からなり、
降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、
前記マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面において、
δフェライトの面積率は５．００％以下であり、
前記δフェライトの前記圧延方向の長さＬ（μｍ）と、複数の前記δフェライトの前記圧延方向の間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす、
マルテンサイト系ステンレス鋼材。
Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）

［２］
［１］に記載のマルテンサイト系ステンレス鋼材であって、
前記化学組成は、
Ｎｂ：０．０１～０．１５％、
Ｗ：０．０１～１．５０％、
Ｓｎ：０．０００１～０．０１００％、
Ａｓ：０．０００１～０．０１００％、
Ｓｂ：０．０００１～０．０１００％、
Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
Ｃａ：０．０００１～０．００５０％、
Ｍｇ：０．０００１～０．００５０％、及び、
希土類元素（ＲＥＭ）：０．０００１～０．０１００％、
からなる群から選択される１元素以上を含有する、
マルテンサイト系ステンレス鋼材。

以下、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材について詳述する。元素に関する「％」は、特に断りがない限り、質量％を意味する。

本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材は、特徴１～特徴４を満たす。
（特徴１）
化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０３０％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：１．００％以下、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．００５０％以下、Ｃｒ：１０．００～１４．００％、Ｎｉ：５．００～７．５０％、Ｍｏ：１．１０～３．５０％、Ａｌ：０．００５～０．０５０％、Ｖ：０．０１～０．３０％、Ｎ：０．００３０～０．０５００％、Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、Ｃｕ：１．００～３．５０％、Ｃｏ：０．０１０～０．５００％、Ｎｂ：０～０．１５％、Ｗ：０～１．５０％、Ｓｎ：０～０．０１００％、Ａｓ：０～０．０１００％、Ｓｂ：０～０．０１００％、Ｂ：０～０．００５０％、Ｃａ：０～０．００５０％、Ｍｇ：０～０．００５０％、希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる。
（特徴２）
降伏強度が７５８ＭＰａ以上である。
（特徴３）
マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライトの面積率ＡＲは５．００％以下である。
（特徴４）
マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライトの圧延方向Ｚの長さＬ（μｍ）と、複数のδフェライトの圧延方向Ｚの間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす。
Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）
以下、特徴１～特徴４について説明する。

［（特徴１）化学組成について］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の化学組成は、次の元素を含有する。

Ｃ：０．０３０％以下
炭素（Ｃ）は不可避に含有される。つまり、Ｃ含有量は０％超である。
Ｃは鋼材の焼入れ性を高めて、鋼材の強度を高める。しかしながら、Ｃ含有量が０．０３０％を超えれば、ＣはＣｒと結合して、過剰にＣｒ炭化物を生成する。その結果、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靭性が低下する。
したがって、Ｃ含有量は０．０３０％以下である。
Ｃ含有量の好ましい下限は０．００１％であり、さらに好ましくは０．００３％であり、さらに好ましくは０．００５％であり、さらに好ましくは０．００６％である。
Ｃ含有量の好ましい上限は０．０２８％であり、さらに好ましくは０．０２５％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。

Ｓｉ：１．００％以下
シリコン（Ｓｉ）は不可避に含有される。つまり、Ｓｉ含有量は０％超である。
Ｓｉは鋼を脱酸する。しかしながら、Ｓｉ含有量が１．００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の熱間加工性が低下する。
したがって、Ｓｉ含有量は１．００％以下である。
Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．０５％であり、さらに好ましくは０．１０％であり、さらに好ましくは０．１５％であり、さらに好ましくは０．２０％である。
Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．７０％であり、さらに好ましくは０．５０％であり、さらに好ましくは０．４５％であり、さらに好ましくは０．４０％である。

Ｍｎ：１．００％以下
マンガン（Ｍｎ）は不可避に含有される。つまり、Ｍｎ含有量は０％超である。
Ｍｎは鋼材の焼入れ性を高めて、鋼材の強度を高める。しかしながら、Ｍｎ含有量が１．００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｍｎは粗大な介在物を形成する。粗大な介在物は、鋼材の低温靱性を低下させる。
したがって、Ｍｎ含有量は１．００％以下である。
Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．１０％であり、さらに好ましくは０．２０％であり、さらに好ましくは０．２５％である。
Ｍｎ含有量の好ましい上限は０．９０％であり、さらに好ましくは０．８０％であり、さらに好ましくは０．７０％であり、さらに好ましくは０．６０％であり、さらに好ましくは０．５０％である。

Ｐ：０．０３０％以下
燐（Ｐ）は不可避に含有される不純物である。つまり、Ｐ含有量は０％超である。
Ｐ含有量が０．０３０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｐが結晶粒界に過剰に偏析して、鋼材の低温靱性を顕著に低下させる。
したがって、Ｐ含有量は０．０３０％以下である。
Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｐ含有量の過剰な低減は、製造コストを大幅に高める。したがって、工業生産を考慮した場合、Ｐ含有量の好ましい下限は０．００１％であり、さらに好ましくは０．００２％であり、さらに好ましくは０．００５％であり、さらに好ましくは０．００７％である。
Ｐ含有量の好ましい上限は０．０２８％であり、さらに好ましくは０．０２５％であり、さらに好ましくは０．０２３％であり、さらに好ましくは０．０２０％である。

Ｓ：０．００５０％以下
硫黄（Ｓ）は不可避に含有される不純物である。つまり、Ｓ含有量は０％超である。
Ｓ含有量が０．００５０％を超えれば、Ｓが結晶粒界に過剰に偏析したり、ＳがＭｎと結合して介在物であるＭｎＳが過剰に生成したりする。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性及び熱間加工性が顕著に低下する。
したがって、Ｓ含有量は０．００５０％以下である。
Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｓ含有量の過剰な低減は、製造コストを大幅に高める。したがって、工業生産を考慮した場合、Ｓ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００２％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００４％である。
Ｓ含有量の好ましい上限は０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００３０％であり、さらに好ましくは０．００２０％であり、さらに好ましくは０．００１５％である。

Ｃｒ：１０．００～１４．００％
クロム（Ｃｒ）は、サワー環境において、鋼材の表面に不働態皮膜を形成して鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｃｒ含有量が１０．００％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｃｒ含有量が１４．００％を超えれば、Ｃｒ炭化物、Ｃｒを含有する金属間化合物、及び、Ｃｒ酸化物が過剰に生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靭性が低下する。
したがって、Ｃｒ含有量は１０．００～１４．００％である。
Ｃｒ含有量の好ましい下限は１０．０５％であり、さらに好ましくは１０．１０％であり、さらに好ましくは１０．５０％であり、さらに好ましくは１１．００％である。
Ｃｒ含有量の好ましい上限は１３．７０％であり、さらに好ましくは１３．５０％であり、さらに好ましくは１３．４０％であり、さらに好ましくは１３．３０％である。

Ｎｉ：５．００～７．５０％
ニッケル（Ｎｉ）はサワー環境において、不働態皮膜上に硫化物を生成する。Ｎｉ硫化物は、塩化物イオン（Ｃｌ^－）や硫化水素イオン（ＨＳ^－）が不働態皮膜に接触するのを抑制し、不働態皮膜が塩化物イオンや硫化水素イオンにより破壊されるのを抑制する。そのため、Ｎｉはサワー環境での鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｎｉはさらに、オーステナイト形成元素であり、焼入れ後の鋼材のミクロ組織をマルテンサイト化する。Ｎｉ含有量が５．００％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｎｉ含有量が７．５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、降伏強度が低下する。
したがって、Ｎｉ含有量は５．００～７．５０％である。
Ｎｉ含有量の好ましい下限は５．０５％であり、さらに好ましくは５．１０％であり、さらに好ましくは５．１５％であり、さらに好ましくは５．２０％である。
Ｎｉ含有量の好ましい上限は７．３０％であり、さらに好ましくは７．１０％であり、さらに好ましくは７．００％である。

Ｍｏ：１．１０～３．５０％
モリブデン（Ｍｏ）はサワー環境において、不働態皮膜上に硫化物を生成する。Ｍｏ硫化物は、塩化物イオンや硫化水素イオンが不働態皮膜に接触するのを抑制し、不働態皮膜が塩化物イオンや硫化水素イオンにより破壊されるのを抑制する。そのため、Ｍｏはサワー環境での鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｍｏ含有量が１．１０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｍｏ含有量が３．５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｍｏ含有量は１．１０～３．５０％である。
Ｍｏ含有量の好ましい下限は１．１５％であり、さらに好ましくは１．３０％であり、さらに好ましくは１．５０％であり、さらに好ましくは１．７０％であり、さらに好ましくは２．００％である。
Ｍｏ含有量の好ましい上限は３．４０％であり、さらに好ましくは３．３０％であり、さらに好ましくは３．２０％であり、さらに好ましくは３．００％であり、さらに好ましくは２．８０％である。

Ａｌ：０．００５～０．０５０％
アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。Ａｌ含有量が０．００５％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ａｌ含有量が０．０５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大なＡｌ酸化物が生成し、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ａｌ含有量は０．００５～０．０５０％である。
Ａｌ含有量の好ましい下限は０．００７％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。
Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０４７％であり、さらに好ましくは０．０４３％であり、さらに好ましくは０．０４０％である。
なお、本明細書におけるＡｌ含有量は、ｓｏｌ．Ａｌ（酸可溶Ａｌ）の含有量を意味する。

Ｖ：０．０１～０．３０％
バナジウム（Ｖ）は鋼材中で炭化物、窒化物、及び、炭窒化物等のＶ析出物を形成して、鋼材の強度を高める。Ｖ含有量が０．０１％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｖ含有量が０．３０％を超えれば、Ｖ析出物が過剰に生成して、鋼材の強度が高くなりすぎる。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｖ含有量は０．０１～０．３０％である。
Ｖ含有量の好ましい下限は０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％である。
Ｖ含有量の好ましい上限は０．２５％であり、さらに好ましくは０．２０％であり、さらに好ましくは０．１５％であり、さらに好ましくは０．１０％であり、さらに好ましくは０．０８％である。

Ｎ：０．００３０～０．０５００％
窒素（Ｎ）は鋼材の耐孔食性を高め、その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｎ含有量が０．００３０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｎ含有量が０．０５００％を超えれば、粗大なＴｉ窒化物が生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｎ含有量は０．００３０～０．０５００％である。
Ｎ含有量の好ましい下限は０．００３３％であり、さらに好ましくは０．００３５％であり、さらに好ましくは０．００３８％である。
Ｎ含有量の好ましい上限は０．０４５０％であり、さらに好ましくは０．０４２０％であり、さらに好ましくは０．０４００％であり、さらに好ましくは０．０３５０％であり、さらに好ましくは０．０３００％であり、さらに好ましくは０．０２５０％であり、さらに好ましくは０．０２００％である。

Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％
チタン（Ｔｉ）は、Ｃ又はＮと結合して、炭化物又は窒化物を形成する。この場合、ピンニング効果により結晶粒の粗大化が抑制され、鋼材の強度が高まる。Ｔｉはさらに、炭化物又は窒化物を形成することにより、Ｖ析出物（炭化物、窒化物、及び、炭窒化物）の過剰な生成による強度の過度な上昇を抑制する。その結果、鋼材の低温靱性が高まる。Ｔｉ含有量が０．０２０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｔｉ含有量が０．１５０％を超えれば、Ｔｉ炭化物又はＴｉ窒化物が過剰に生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｔｉ含有量は０．０２０～０．１５０％である。
Ｔｉ含有量の好ましい下限は０．０３０％であり、さらに好ましくは０．０４０％であり、さらに好ましくは０．０５０％であり、さらに好ましくは０．０６０％であり、さらに好ましくは０．０７０％であり、さらに好ましくは０．０８０％である。
Ｔｉ含有量の好ましい上限は０．１４０％であり、さらに好ましくは０．１３０％である。

Ｃｕ：１．００～３．５０％
銅（Ｃｕ）は、サワー環境において、不働態皮膜上に硫化物を生成する。Ｃｕ硫化物は、塩化物イオンや硫化水素イオンが不働態皮膜に接触するのを抑制し、不働態皮膜が塩化物イオンや硫化水素イオンにより破壊されるのを抑制する。そのため、Ｃｕはサワー環境での鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｃｕはさらに、析出強化により鋼材の強度を高める。Ｃｕ含有量が１．００％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｃｕ含有量が３．５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の熱間加工性が低下する。Ｃｕ含有量が３．５０％を超えればさらに、鋼材の強度が高くなりすぎる。この場合、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｃｕ含有量は１．００～３．５０％である。
Ｃｕ含有量の好ましい下限は１．０５％であり、さらに好ましくは１．２０％であり、さらに好ましくは１．４０％であり、さらに好ましくは１．５０％であり、さらに好ましくは１．６０％であり、さらに好ましくは１．８０％であり、さらに好ましくは１．９０％であり、さらに好ましくは２．００％である。
Ｃｕ含有量の好ましい上限は３．３０％であり、さらに好ましくは３．１０％であり、さらに好ましくは３．００％である。

Ｃｏ：０．０１０～０．５００％
コバルト（Ｃｏ）は、サワー環境において、不働態皮膜上に硫化物を生成する。Ｃｏ硫化物は、塩化物イオンや硫化水素イオンが不働態皮膜に接触するのを抑制し、不働態皮膜が塩化物イオンや硫化水素イオンにより破壊されるのを抑制する。そのため、Ｃｏはサワー環境での鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｃｏはさらに、残留オーステナイトの生成を抑制し、鋼材の強度のばらつきを抑制する。Ｃｏ含有量が０．０１０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Ｃｏ含有量が０．５００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｃｏ含有量は０．０１０～０．５００％である。
Ｃｏ含有量の好ましい下限は０．０２０％であり、さらに好ましくは０．０５０％であり、さらに好ましくは０．１００％であり、さらに好ましくは０．１５０％である。
Ｃｏ含有量の好ましい上限は０．４５０％であり、さらに好ましくは０．４００％であり、さらに好ましくは０．３５０％である。

本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物からなる。ここで、不純物とは、マルテンサイト系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、意図的に含有されるものではなく、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の効果に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。

［任意元素（Ｏｐｔｉｏｎａｌ Ｅｌｅｍｅｎｔｓ）について］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、
Ｎｂ：０～０．１５％、
Ｗ：０～１．５０％、
Ｓｎ：０～０．０１００％、
Ａｓ：０～０．０１００％、
Ｓｂ：０～０．０１００％、
Ｂ：０～０．００５０％、
Ｃａ：０～０．００５０％、
Ｍｇ：０～０．００５０％、及び、
希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、
からなる群から選択される１元素以上を含有してもよい。
以下、これらの任意元素について説明する。

［第１群：Ｎｂ、Ｗ、Ｓｎ、Ａｓ及びＳｂ］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｎｂ、Ｗ、Ｓｎ、Ａｓ及びＳｂからなる群から選択される１元素以上を含有してもよい。これらの元素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、Ｎｂ、Ｗ、Ｓｎ、Ａｓ及びＳｂは、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。

Ｎｂ：０～０．１５％
ニオブ（Ｎｂ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｎｂ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｎｂは微細な析出物（炭化物、窒化物、及び、炭窒化物、以下、Ｎｂ析出物という）を形成する。Ｎｂ析出物はピンニング効果により鋼材のサブ組織を微細化する。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。Ｎｂ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、Ｎｂ含有量が０．１５％を超えれば、Ｎｂ析出物が過剰に生成して、鋼材の強度が高くなりすぎる。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｎｂ含有量は０～０．１５％である。
Ｎｂ含有量の好ましい下限は０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％である。
Ｎｂ含有量の好ましい上限は０．１４％であり、さらに好ましくは０．１３％であり、さらに好ましくは０．１０％である。

Ｗ：０～１．５０％
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。つまり、Ｗ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｗはサワー環境において不働態皮膜を安定化して、不働態皮膜が塩化物イオンや硫化水素イオンにより破壊されるのを抑制する。そのため、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。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１．５０％を超えれば、ＷはＣと結合して、粗大な炭化物を生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｗ含有量は０～１．５０％である。
Ｗ含有量の好ましい下限は０．０１％であり、さらに好ましくは０．０３％であり、さらに好ましくは０．０５％である。
Ｗ含有量の好ましい上限は１．２０％であり、さらに好ましくは１．００％である。

Ｓｎ：０～０．０１００％
スズ（Ｓｎ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｓｎ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｓｎは鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｓｎが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
一方、Ｓｎ含有量が０．０１００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｓｎが粒界に偏析する。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性がかえって低下する。
したがって、Ｓｎ含有量は０～０．０１００％である。
Ｓｎ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００５％であり、さらに好ましくは０．０００７％である。
Ｓｎ含有量の好ましい上限は０．００９０％であり、さらに好ましくは０．００８０％であり、さらに好ましくは０．００７０％であり、さらに好ましくは０．００６０％であり、さらに好ましくは０．００５０％である。

Ａｓ：０～０．０１００％
ヒ素（Ａｓ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ａｓ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ａｓは鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ａｓが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
一方、Ａｓ含有量が０．０１００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ａｓが粒界に偏析する。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性がかえって低下する。
したがって、Ａｓ含有量は０～０．０１００％である。
Ａｓ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００５％であり、さらに好ましくは０．００１０％であり、さらに好ましくは０．００１５％である。
Ａｓ含有量の好ましい上限は０．００９０％であり、さらに好ましくは０．００８０％であり、さらに好ましくは０．００６０％であり、さらに好ましくは０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００３０％である。

Ｓｂ：０～０．０１００％
アンチモン（Ｓｂ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｓｂ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｓｂは鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。Ｓｂが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
一方、Ｓｂ含有量が０．０１００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｓｂが粒界に偏析する。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性がかえって低下する。
したがって、Ｓｂ含有量は０～０．０１００％である。
Ｓｂ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００５％である。
Ｓｂ含有量の好ましい上限は０．００９０％であり、さらに好ましくは０．００８０％であり、さらに好ましくは０．００６０％である。

［第２群：Ｂ、Ｃａ、Ｍｇ及び希土類元素（ＲＥＭ）］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｂ、Ｃａ、Ｍｇ及び希土類元素（ＲＥＭ）からなる群から選択される１元素以上を含有してもよい。これらの元素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、Ｂ、Ｃａ、Ｍｇ及び希土類元素（ＲＥＭ）は、鋼材の熱間加工性を高める。

Ｂ：０～０．００５０％
ホウ素（Ｂ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｂ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｂはオーステナイト粒界に偏析して粒界を強化する。その結果、鋼材の熱間加工性が高まる。Ｂ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、Ｂ含有量が０．００５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｃｒ炭硼化物が生成する。この場合、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｂ含有量は０～０．００５０％である。
Ｂ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００２％である。
Ｂ含有量の好ましい上限は０．００４５％であり、さらに好ましくは０．００４０％である。

Ｃａ：０～０．００５０％
カルシウム（Ｃａ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｃａ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、Ｃａは介在物の形態を制御して、鋼材の熱間加工性を高める。介在物の形態を制御するとは、例えば、介在物を球状化したり、介在物を微細化したりすることである。Ｃａ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、Ｃａ含有量が０．００５０％を超えれば、粗大な酸化物が生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｃａ含有量は０～０．００５０％である。
Ｃａ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００５％であり、さらに好ましくは０．００１０％であり、さらに好ましくは０．００１５％である。
Ｃａ含有量の好ましい上限は０．００４５％であり、さらに好ましくは０．００４０％である。

Ｍｇ：０～０．００５０％
マグネシウム（Ｍｇ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｍｇ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、ＭｇはＣａと同様に、介在物の形態を制御して、鋼材の熱間加工性を高める。Ｍｇ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、Ｍｇ含有量が０．００５０％を超えれば、粗大な酸化物が生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、Ｍｇ含有量は０～０．００５０％である。
Ｍｇ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００５％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。
Ｍｇ含有量の好ましい上限は０．００４５％であり、さらに好ましくは０．００３５％であり、さらに好ましくは０．００３０％である。

希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％
希土類元素（ＲＥＭ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、ＲＥＭ含有量は０％であってもよい。
含有される場合、ＲＥＭはＣａと同様に、介在物の形態を制御して、鋼材の熱間加工性を高める。ＲＥＭ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、ＲＥＭ含有量が０．０１００％を超えれば、粗大な酸化物が生成する。この場合、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靱性が低下する。
したがって、ＲＥＭ含有量は０～０．０１００％である。
ＲＥＭ含有量の好ましい下限は０．０００１％であり、さらに好ましくは０．０００５％であり、さらに好ましくは０．００１０％であり、さらに好ましくは０．００２０％であり、さらに好ましくは０．００２５％である。
ＲＥＭ含有量の好ましい上限は０．００８０％であり、さらに好ましくは０．００７０％である。

なお、本明細書におけるＲＥＭとは、原子番号２１番のスカンジウム（Ｓｃ）、原子番号３９番のイットリウム（Ｙ）、及び、ランタノイドである原子番号５７番のランタン（Ｌａ）～原子番号７１番のルテチウム（Ｌｕ）からなる群から選択される１種以上の元素である。また、本明細書におけるＲＥＭ含有量とは、これら元素の合計含有量である。

［ミクロ組織（Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ）］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織は、マルテンサイトを主体とする。本明細書において、マルテンサイトとは、フレッシュマルテンサイトだけでなく、焼戻しマルテンサイトも含む。また、本明細書において、マルテンサイトが主体とは、ミクロ組織において、マルテンサイトの体積率が８０％以上であることを意味する。ミクロ組織の残部は、残留オーステナイト及びδフェライトからなる。つまり、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材において、残留オーステナイト及びδフェライトの総体積率は０～２０％である。残留オーステナイトの体積率はなるべく低い方が好ましい。本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織中のマルテンサイトの体積率の好ましい下限は８５％であり、さらに好ましくは９０％である。

ミクロ組織において、少量の残留オーステナイトは、著しい強度の低下を招かず、かつ、鋼材の低温靱性を顕著に高める。しかしながら、残留オーステナイトの体積率が高すぎれば、鋼材の強度が顕著に低下する。したがって、上述のとおり、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織において、残留オーステナイトの体積率は０～２０％である。強度確保の観点から、残留オーステナイトの体積率の好ましい上限は１５％であり、さらに好ましくは、１０％である。上述のとおり、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織は、マルテンサイト単相でもよい。したがって、残留オーステナイトの体積率は０％であってもよい。一方、少しでも残留オーステナイトが存在する場合、残留オーステナイトの体積率は０超～２０％であり、さらに好ましくは０超～１５％であり、さらに好ましくは、０超～１０％である。

［マルテンサイトの体積率の測定方法］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織におけるマルテンサイトの体積率（％）は、次の方法で求める。以下に示す方法で、残留オーステナイトの体積率（％）を求める。また、後述の［δフェライトの面積率ＡＲの測定方法］に記載の方法で求めたδフェライトの面積率ＡＲを、δフェライトの体積率（％）とみなす。マルテンサイトの体積率は、得られた残留オーステナイトの体積率、及び、δフェライトの体積率の合計を、１００％から差し引いて求める。

残留オーステナイトの体積率は、Ｘ線回折法により求める。具体的には、マルテンサイト系ステンレス鋼材から試験片を採取する。
マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、鋼管の肉厚中央部から試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼（Ｒｏｕｎｄ Ｂａｒ）である場合、丸鋼のＲ／２部から試験片を採取する。ここで、Ｒ／２部とは、丸鋼の軸方向に垂直な断面での半径Ｒの中央部を意味する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、鋼板の板厚中央部から試験片を採取する。試験片のサイズは特に限定されないが、例えば、１５ｍｍ×１５ｍｍ×厚さ２ｍｍである。この場合、試験片の厚さ方向は、鋼管の場合は肉厚方向であり、丸鋼の場合は径方向であり、鋼板の場合は板厚方向である。

得られた試験片を用いて、α相の（２００）面、α相の（２１１）面、γ相の（２００）面、γ相の（２２０）面、γ相の（３１１）面の各々のＸ線回折強度を測定し、各面の積分強度を算出する。Ｘ線回折強度の測定において、Ｘ線回折装置のターゲットをＭｏとし（ＭｏＫα線）、出力を５０ｋＶ－４０ｍＡとする。算出後、α相の各面と、γ相の各面との組合せ（２×３＝６組）ごとに式（Ｉ）を用いて残留オーステナイトの体積率Ｖγ（％）を算出する。そして、６組の残留オーステナイトの体積率Ｖγの平均値を、残留オーステナイトの体積率（％）と定義する。
Ｖγ＝１００／｛１＋（Ｉα×Ｒγ）／（Ｉγ×Ｒα）｝ （Ｉ）
ここで、Ｉαはα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る。Ｉγはγ相の積分強度である。Ｒγはγ相の結晶学的理論計算値である。なお、本明細書において、α相の（２００）面でのＲαを１５．９、α相の（２１１）面でのＲαを２９．２、γ相の（２００）面でのＲγを３５．５、γ相の（２２０）面でのＲγを２０．８、γ相の（３１１）面でのＲγを２１．８とする。なお、残留オーステナイトの体積率は、得られた数値の小数第一位を四捨五入する。

δフェライトの体積率は、次の方法で求める。具体的には、後述の［δフェライトの面積率ＡＲの測定方法］に記載の方法でδフェライトの面積率ＡＲ（％）を求める。求めたδフェライトの面積率ＡＲ（％）を、δフェライトの体積率（％）とみなす。なお、δフェライトの体積率は、得られた数値の小数第一位を四捨五入する。

得られた残留オーステナイトの体積率（％）と、得られたδフェライトの体積率（％）とを用いて、マルテンサイト系ステンレス鋼材のミクロ組織のマルテンサイトの体積率（％）を次の式により求める。
マルテンサイトの体積率（％）＝１００－（残留オーステナイトの体積率（％）＋δフェライトの体積率（％））

［（特徴２）降伏強度について］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度は、１１０ｋｓｉ以上、つまり、７５８ＭＰａ以上である。

本明細書において、降伏強度は、ＡＳＴＭ Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠した常温（２４±３℃）での引張試験により得られた、０．２％オフセット耐力（ＭＰａ）を意味する。

［降伏強度の測定方法］
降伏強度は、次の方法で求める。
マルテンサイト系ステンレス鋼材から、丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、鋼管の肉厚中央部から丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、丸鋼のＲ／２部から丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、鋼板の板厚中央部から丸棒試験片を採取する。

丸棒試験片のサイズは、例えば、平行部の直径が４．０ｍｍであり、標点距離が１６．０ｍｍである。丸棒試験片の長手方向は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向と平行とする。ここで、マルテンサイト系スレンレス鋼材の圧延方向とは、マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、管軸方向を意味する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、軸方向を意味する。

丸棒試験片を用いて、ＡＳＴＭ Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠して、常温（２４±３℃）で引張試験を行い、０．２％オフセット耐力（ＭＰａ）を求める。求めた０．２％オフセット耐力を降伏強度（ＭＰａ）と定義する。

本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度の好ましい下限は７６０ＭＰａであり、さらに好ましくは７７０ＭＰａであり、さらに好ましくは７８０ＭＰａである。本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度の上限は特に限定されない。上述の化学組成の範囲内であれば、降伏強度の上限は例えば１０６９ＭＰａ（１５５ｋｓｉ）未満であり、好ましくは１０００ＭＰａ（１４５ｋｓｉ）未満である。

［（特徴３）δフェライトの面積率ＡＲについて］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材ではさらに、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライトの面積率ＡＲが５．００％以下である。δフェライトの面積率ＡＲが５．００％以下であれば、特徴１、特徴２及び特徴４を満たすことを前提として、７５８ＭＰａ以上の高強度であっても、優れた低温靱性が得られる。

δフェライトの面積率ＡＲの好ましい上限は４．８０％であり、さらに好ましくは４．７０％であり、さらに好ましくは４．６０％であり、さらに好ましくは４．５０％であり、さらに好ましくは４．３０％であり、さらに好ましくは４．１０％であり、さらに好ましくは４．００％である。
δフェライトの面積率ＡＲの下限は特に限定されない。しかしながら、δフェライトの面積率ＡＲの過度な低減は、製造コストを高くする。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、δフェライトの面積率ＡＲの好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％であり、さらに好ましくは０．０４％であり、さらに好ましくは０．０５％である。

［δフェライトの面積率ＡＲの測定方法］
δフェライトの面積率ＡＲは、次の方法で測定できる。
マルテンサイト系ステンレス鋼材から、試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、鋼管の肉厚中央部から試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、丸鋼のＲ／２部から試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、鋼板の板厚中央部から試験片を採取する。

試験片は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な観察面を有する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、試験片の観察面は、圧延方向Ｚ（管軸方向）と肉厚方向とを含む。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、試験片の観察面は、圧延方向Ｚ（軸方向）と径方向とを含む。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、試験片の観察面は、圧延方向Ｚと板厚方向とを含む。

試験片は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚを特定可能なように採取する。具体的には、試験片の観察面において、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な辺が長辺であり、圧延方向に垂直な辺が短辺となるように、試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、試験片の観察面において、圧延方向Ｚ（管軸方向）に平行な辺を長辺とし、肉厚方向に平行な辺を短辺とする。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、試験片の観察面において、圧延方向Ｚ（軸方向）に平行な辺を長辺とし、径方向に平行な辺を短辺とする。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、試験片の観察面において、圧延方向Ｚに平行な辺を長辺とし、板厚方向に平行な辺を短辺とする。これにより、後述する［δフェライトのＬ／Ｄの測定方法］において、測定視野ＦＶでの圧延方向Ｚを特定できる。

観察面を鏡面研磨する。鏡面研磨された観察面に対して、３０質量％のＮａＯＨ水溶液で電解エッチングを実施し、観察面にミクロ組織を現出させる。ミクロ組織が現出された観察面において、ＡＳＴＭ Ｅ５６２（２０１９）に準拠した点算法により、δフェライトの面積率を求める。このとき、測定倍率は４００倍とし、格子点数を４００個、測定視野ＦＶの数を３０個とする。各測定視野ＦＶは、２５０μｍ×２５０μｍの矩形とする。格子点上にδフェライトが重なる場合は「１」でカウントする。格子点上に母相とδフェライトとの界面が重なる場合は「０．５」でカウントする。全ての測定視野ＦＶ（３０個）の格子点（４００個）でのカウント数を、格子点の総数で除した値（％）を、δフェライトの面積率ＡＲ（％）と定義する。

なお、δフェライトか否かの判定については、エネルギー分散型Ｘ線分析法（Ｅｎｅｒｇｙ Ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ Ｘ－ｒａｙ Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｒｙ：ＥＤＳ）を用いた元素濃度分析（ＥＤＳ分析）により行う。具体的には、各測定視野中の粒子をコントラストから特定する。特定した各粒子について、ＥＤＳ分析を実施する。ＥＤＳ分析では、加速電圧を２０ｋＶとし、対象元素をＮ、Ｏ、Ｍｇ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｐ、Ｓ、Ｃａ、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｆｅ、Ｃｕ又はＮｂとして定量する。各粒子のＥＤＳ分析結果に基づいて、質量％で、粒子中のＣｒ含有量が１４．００％以上であり、さらに、粒子中のＮｉ含有量が、母相のＮｉ含有量（つまり、マルテンサイト系ステンレス鋼材のＮｉ含有量）の０．８倍以下である場合、δフェライトと判定する。

［（特徴４）δフェライトのＬ／Ｄについて］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材ではさらに、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面において、δフェライトの圧延方向Ｚの長さＬ（μｍ）と、複数のδフェライトの圧延方向Ｚの間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす。
Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）

上述のとおり、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面において、δフェライトの面積率が５．００％以下である場合、図３に示すとおり、低温靱性は、Ｌ／Ｄと負の相関を示す。具体的には、図３に示すとおり、Ｌ／Ｄが１０．５よりも大きければ、Ｌ／Ｄが減少しても、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）はそれほど増加しない。一方、Ｌ／Ｄが１０．５以下になれば、Ｌ／Ｄの減少にしたがい、－１０℃での吸収エネルギー（Ｊ）が顕著に増加する。つまり、図３のグラフでは、Ｌ／Ｄ＝１０．５付近に変曲点が存在する。

本実施形態では、Ｌ／Ｄは１０．５以下であり、式（１）を満たす。そのため、マルテンサイト系ステンレス鋼材は、特徴１～特徴３を満たすことを前提として、７５８ＭＰａ以上の高強度であっても、優れた低温靱性を有する。

Ｌ／Ｄの好ましい上限は１０．３であり、さらに好ましくは１０．０であり、さらに好ましくは９．５であり、さらに好ましくは９．３であり、さらに好ましくは９．０であり、さらに好ましくは８．７であり、さらに好ましくは８．５であり、さらに好ましくは７．５であり、さらに好ましくは５．５であり、さらに好ましくは３．５である。
Ｌ／Ｄの好ましい下限は限定されない。Ｌ／Ｄの下限は例えば０．１であり、例えば０．２であり、例えば０．３である。

［δフェライトのＬ／Ｄの測定方法］
δフェライトのＬ／Ｄは次の方法で測定できる。
上述の［δフェライトの面積率ＡＲの測定方法］に記載の３０個の各測定視野ＦＶにおいて、δフェライトの長さＬ（μｍ）、及び、δフェライトの間隔Ｄ（μｍ）を測定する。図４は、各測定視野ＦＶでのδフェライトの長さＬ（μｍ）、及び、δフェライトの間隔Ｄ（μｍ）の測定方法の模式図である。図４を参照して、各測定視野ＦＶにおいて、圧延方向Ｚに平行であって、長さが１００μｍの線分ＳＧを配置する。このとき、線分ＳＧの線上に一部又は全部が重なるδフェライト１０の個数をカウントする。複数の箇所に線分ＳＧを配置し、最も多くのδフェライト１０と重なる線分ＳＧを選択する。選択された線分ＳＧの長さ（１００μｍ）を当該線分ＳＧと重なっているδフェライト１０の個数で除した値を、当該測定視野ＦＶでのフェライト間隔Ｄ_ＦＶ（μｍ）とする。ここで、間隔Ｄ_ＦＶは、小数第三位の端数を四捨五入して得られる小数第二位の値とする。

さらに、各測定視野ＦＶにおいて、測定視野ＦＶ中の複数のδフェライトのうち、圧延方向Ｚの長さが最も長いδフェライトを選択する。そして、選択されたδフェライトの圧延方向Ｚの長さを、当該測定視野ＦＶのδフェライト長さＬ_ＦＶ（μｍ）とする。ここで、長さＬ_ＦＶは、小数第三位の端数を四捨五入して得られる小数第二位の値とする。

３０個の測定視野ＦＶの各々において、間隔Ｄ_ＦＶ及び長さＬ_ＦＶを求める。３０個の間隔Ｄ_ＦＶの算術平均値を、マルテンサイト系ステンレス鋼材での間隔Ｄ（μｍ）と定義する。間隔Ｄは、小数第二位の端数を四捨五入して得られる小数第一位の値とする。また、３０個の長さＬ_ＦＶの算術平均値を、マルテンサイト系ステンレス鋼材での長さＬ（μｍ）と定義する。長さＬは、小数第二位の端数を四捨五入して得られる小数第一位の値とする。Ｌ／Ｄは小数第二位の端数を四捨五入して得られる小数第一位の値とする。

例えば、図４において、測定視野ＦＶにおいて圧延方向Ｚに平行であって、長さが１００μｍの線分ＳＧ１～ＳＧ３を、δフェライト１０と重複するように配置する。このとき、複数の線分ＳＧ１～ＳＧ３のうち、線分ＳＧ１が最も多くの６個のδフェライト１０と重複している。そこで、線分ＳＧ１を選択し、１００μｍをδフェライト数である６で除した値である１６．６７μｍを当該測定視野ＦＶでのδフェライトの間隔Ｄ_ＦＶ（μｍ）とする。

また、測定視野ＦＶ中の複数のδフェライト１０のうち、圧延方向Ｚの長さが最も長いδフェライト１０Ａを選択する。選択されたδフェライト１０Ａの圧延方向Ｚの長さを、当該測定視野ＦＶでのδフェライトの長さＬ_ＦＶ（μｍ）とする。

［本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の効果］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材は、特徴１～特徴４を満たす。そのため、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材は、高い強度を有し、優れた耐ＳＳＣ性を有する。さらに、優れた低温靱性を有する。

［耐ＳＳＣ性について］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、７５８ＭＰａ以上の高い降伏強度を有していても、サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性を有する。本実施形態において、優れた耐ＳＳＣ性を有するとは、以下の方法で評価できる。

［耐ＳＳＣ性評価方法］
本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の耐ＳＳＣ性は、常温での耐ＳＳＣ性評価試験により評価できる。耐ＳＳＣ性評価試験は、ＮＡＣＥ ＴＭ０１７７－２０１６ Ｍｅｔｈｏｄ Ａに準拠した方法で実施する。

具体的には、マルテンサイト系ステンレス鋼材から、丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、鋼管の肉厚中央部から丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、丸鋼のＲ／２部から丸棒試験片を採取する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、鋼板の板厚中央部から丸棒試験片を採取する。
丸棒試験片の大きさは特に限定されない。丸棒試験片のサイズは、例えば、平行部の直径が６．３５ｍｍであり、平行部の長さが２５．４ｍｍである。なお、丸棒試験片の長手方向は、マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向と平行とする。つまり、マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、丸棒試験片の長手方向は鋼管の管軸方向に平行とする。マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、丸棒試験片の長手方向は丸鋼の軸方向に平行とする。

試験溶液は、ｐＨが４．０の２０質量％塩化ナトリウム水溶液とする。試験溶液は、２０質量％の塩化ナトリウムと０．４１ｇ／Ｌの酢酸ナトリウムとを含有する水溶液に酢酸を添加してｐＨを４．０に調整する。作製した丸棒試験片に対して、実降伏応力の９０％に相当する応力を負荷する。試験容器に２４℃の試験溶液を、応力を負荷された丸棒試験片が浸漬するように注入し、試験浴とする。試験浴を脱気した後、０．１０ｂａｒのＨ_２Ｓガス及び０．９０ｂａｒのＣＯ_２ガスを試験浴に吹き込み、試験浴にＨ_２Ｓガスを飽和させる。Ｈ_２Ｓガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持する。

７２０時間保持後の試験片に対して、拡大率が１０倍のルーペで試験片の平行部の表面を観察して、割れの有無を確認する。本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、上述の方法で実施した耐ＳＳＣ性評価試験においても、７２０時間経過後に、割れが確認されない。

［低温靱性について］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、上述のとおり、優れた低温靱性を有する。本実施形態において、優れた低温靱性を有するとは、以下の方法で評価できる。

［低温靱性評価方法］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の低温靱性は、ＡＳＴＭ Ｅ２３（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験によって評価する。
具体的には、ＡＰＩ ＳＰＥＣ ５ＣＲＡ（２０１０）に準拠して、マルテンサイト系ステンレス鋼材から、フルサイズ又はサブサイズのＶノッチ試験片を作製する。作製されたＶノッチ試験片に対して、ＡＳＴＭ Ｅ２３（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、－１０℃における吸収エネルギー（Ｊ）を求める。なお、サブサイズのＶノッチ試験片を用いた場合、得られた吸収エネルギーをＡＰＩ ＳＰＥＣ ５ＣＲＡ（２０１０）に記載された低減率（Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｆａｃｔｏｒ）で除して、フルサイズのＶノッチ試験片での吸収エネルギーに換算する。また、－１０℃における吸収エネルギー（Ｊ）は、得られた数値の小数第１位を四捨五入して得られる整数値とする。本実施形態では、－１０℃における吸収エネルギーが４０Ｊ以上である場合、優れた低温靱性を有すると評価する。

［マルテンサイト系ステンレス鋼材の形状及び用途］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は、鋼管、丸鋼（中実材）、又は、鋼板である。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、マルテンサイト系ステンレス鋼材は、油井管用鋼管である。油井管用鋼管は、油井管用途の鋼管を意味する。油井管は例えば、油井又はガス井の掘削、原油又は天然ガスの採取等に用いられるケーシング、チュービング、ドリルパイプ等である。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管である場合、好ましくは、継目無鋼管である。

マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、マルテンサイト系ステンレス鋼材は例えば、ダウンホール部材用途の鋼材である。

以上のとおり、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材は、特徴１～特徴４を満たす。そのため、降伏強度が１１０ｋｓｉ以上（７５８ＭＰａ以上）の高強度と優れた耐ＳＳＣ性とを有し、さらに、優れた低温靱性を有する。

［製造方法］
本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の製造方法の一例を説明する。以下に説明する製造方法は一例であって、本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の製造方法はこれに限定されない。上述の特徴１～特徴４を満たすマルテンサイト系ステンレス鋼材を製造できれば、以下に説明する製造方法に限定されず、他の製造方法で本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材が製造されてもよい。ただし、以下に説明する製造方法は、本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材を製造する好適な一例である。

本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の製造方法の一例は、次の工程を含む。
（工程１）鋳造材準備工程
（工程２）分塊圧延工程
（工程３）熱間加工工程
（工程４）熱処理工程（焼入れ工程及び焼戻し工程）
以下、各工程について説明する。

［（工程１）鋳造材準備工程］
鋳造材準備工程では、特徴１の化学組成を有する鋳造材を準備する。具体的には、化学組成が特徴１を満たす溶鋼を周知の方法により製造する。製造された溶鋼を用いて連続鋳造法により鋳片を製造する。ここで、鋳片とは、スラブ又はブルームである。鋳片に代えて、上記溶鋼を用いて造塊法によりインゴットを製造してもよい。以上の製造工程により、鋳造材（スラブ、ブルーム、又は、インゴット）を製造する。

［（工程２）分塊圧延工程］
分塊圧延工程では、分塊圧延機を用いて、鋳造材を圧延して素材を製造する。具体的には、初めに、鋳造材を加熱炉に装入して、加熱する。加熱された鋳造材を加熱炉から抽出する。抽出された鋳造材に対して、分塊圧延機を用いて圧延を実施する。

分塊圧延機では、いわゆるリバース圧延を実施する。リバース圧延の場合、鋳造材が上流から下流に進んで分塊圧延機を通過するときに１回の圧下を行い、かつ、鋳造材が下流から上流に進んで分塊圧延機を通過するときに１回の圧下を行う。つまり、往復で圧下を行う場合、鋳造材に対して２回の圧下が行われる。なお、鋳造材が分塊圧延機を通過するときに、鋳造材に対して圧下をしない場合もある。以上のとおり、分塊圧延では、分塊圧延機を用いて、鋳造材に対して複数回圧下を行い、素材を製造する。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管又は丸鋼である場合、素材はビレットである。マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、素材は粗バーである。

以上の工程が実施される分塊圧延工程では、次の条件を満たす。
（条件１）加熱温度Ｔ１：１２５０～１３００℃
（条件２）加熱温度Ｔ１での保持時間ｔ１：３００～５００分
（条件３）分塊圧延での初回実質圧下率Ｒ１：３．４％以上
以下、各条件について説明する。

［（条件１）加熱温度Ｔ１について］
加熱温度Ｔ１が１３００℃を超えれば、δフェライトが過剰に生成する。そのため、最終製品であるマルテンサイト系ステンレス鋼材中のδフェライトの面積率ＡＲが５．００％を超える。一方、加熱温度Ｔ１が１２５０℃未満であれば、分塊圧延時に分塊圧延機に掛かる負荷が過剰に大きくなる。したがって、加熱温度Ｔ１は１２５０～１３００℃である。

［（条件２）保持時間ｔ１について］
鋳造材中には、δフェライトが多数存在する。そこで、分塊圧延工程の加熱時において、加熱温度Ｔ１で３００分以上保持することにより、素材中のδフェライトが十分に減少する。その結果、最終製品であるマルテンサイト系ステンレス鋼材中のδフェライトの面積率ＡＲが５．００％以下となる。なお、保持時間ｔ１が５００分を超えれば、製造コストが高くなる。したがって、加熱温度Ｔ１での保持時間ｔ１は３００～５００分である。

［分塊圧延の初回実質圧下率Ｒ１について］
分塊圧延機を用いた分塊圧延では、上述のとおり、鋳造材が上流から下流に進んで分塊圧延機を通過するときに１回の圧下を行い、かつ、鋳造材が下流から上流に進んで分塊圧延機を通過するときに１回の圧下を行う。分塊圧延機を通過するときに１回圧下することを「１パス」という。

分塊圧延では、１パス目で鋳造材の表面に形成されているスケールを除去するために、１．５％未満の低い圧下率で鋳造材を軽圧下する場合がある。この場合、２パス目以降で、スケールが除去された鋳造材に対して、圧下率が１．５％以上の実質的な圧下を行う。実質的な圧下を行う前にスケールを除去することで、鋳造材の表面に疵が形成されるのを抑制する。

本実施形態において、分塊圧延で圧下率が１．５％以上の実質的な圧下を行う最初のパスでの圧下率を、初回実質圧下率Ｒ１（％）と定義する。スケール除去目的で圧下率１．５％未満の軽圧下を１パス目に実施する場合、２パス目以降で圧下率が１．５％以上となる最初のパスでの圧下率を、初回実質圧下率Ｒ１と定義する。一方、１パス目の圧下から、１．５％以上の圧下率で圧下する場合、１パス目の圧下率を、初回実質圧下率Ｒ１と定義する。
ここで、初回実質圧下率Ｒ１（％）は次の式で定義される。
初回実質圧下率Ｒ１（％）＝｛１－（初回実質圧下率での圧下直後の素材の圧延方向に垂直な断面積／初回実質圧下率での圧下直前の素材の圧延方向に垂直な断面積）｝×１００

例えば、分塊圧延において、１パス目で圧下率１．５％未満の軽圧下を行った後、２パス目で圧下率１．５％以上の圧下を行った場合、初回実質圧下率Ｒ１は２パス目での圧下率である。この場合、初回実質圧下率Ｒ１は以下の式となる。
初回実質圧下率Ｒ１（％）＝｛１－（２パス目の圧下後の素材の圧延方向に垂直な断面積／１パス目の圧下後の素材の圧延方向に垂直な断面積）｝×１００

図５は、分塊圧延工程での初回実質圧下率Ｒ１と、最終製品であるマルテンサイト系ステンレス鋼材でのδフェライトのＬ／Ｄとの関係を示す図である。図５は、後述の実施例の結果に基づいて作成した。図５を参照して、初回実質圧下率Ｒ１が増加すれば、Ｌ／Ｄが急速に減少する。そして、初回実質圧下率Ｒ１が３．４％以上になれば、初回実質圧下率Ｒ１の増加に伴うＬ／Ｄの減少が若干緩やかになる。初回実質圧下率Ｒ１が９．０％以上になれば、初回実質圧下率Ｒ１の増加に伴うＬ／Ｄの減少がさらに緩やかになる。したがって、図５のグラフには初回実質圧下率Ｒ１＝３．４％近傍と、初回実質圧下率Ｒ１＝９．０％近傍にそれぞれ変曲点が存在する。

初回実質圧下率Ｒ１が３．４％以上であれば、分塊圧延での初回での圧下が十分に強い。そのため、素材中のδフェライトを圧下により十分に微細にすることができる。そのため、最終製品であるマルテンサイト系ステンレス鋼材中のδフェライトのＬ／Ｄが１０．５以下となる。したがって、初回実質圧下率Ｒ１は３．４％以上である。

初回実質圧下率Ｒ１の好ましい下限は５．０％であり、さらに好ましくは６．０％であり、さらに好ましくは７．０％であり、さらに好ましくは８．０％である。
初回実質圧下率Ｒ１のさらに好ましい下限は９．０％である。初回実質圧下率Ｒ１が９．０％以上であれば、Ｌ／Ｄが３．５以下となる。この場合、低温靱性が顕著に高まる。

［（工程３）熱間加工工程］
熱間加工工程では、分塊圧延工程で製造された素材を熱間加工して、中間鋼材を製造する。中間鋼材を製造する熱間加工の方法は、特に限定されない。すなわち、本実施形態において、熱間加工は、熱間鍛造であってもよく、熱間押出であってもよく、熱間圧延であってもよい。

マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼管（継目無鋼管）である場合、素材を熱間加工して、素管（継目無素管）を製造する。この場合、熱間加工として、例えば、ユジーン・セジュルネ法、又は、エルハルトプッシュベンチ法（すなわち、熱間押出）を実施してもよい。中間鋼材が継目無鋼管である場合さらに、熱間加工として、例えば、マンネスマン法による穿孔圧延（すなわち、熱間圧延）を実施してもよい。

例えば、熱間加工においてマンネスマン法による穿孔圧延を実施する場合、次の方法で実施できる。まず、素材を加熱炉で加熱する。加熱温度は特に限定されないが、例えば、１１００～１２５０℃である。加熱炉から抽出された素材に対して穿孔圧延を実施して、中間鋼材（素管）を製造する。穿孔圧延における、穿孔比は特に限定されないが、例えば、１．０～４．０である。穿孔圧延後のビレットに対して、マンドレルミルを用いた延伸圧延を実施する。さらに、必要に応じて、延伸圧延後のビレットに対して、レデューサ又はサイジングミルを用いた定径圧延を実施する。以上の工程により、素管を製造する。熱間加工工程での累積の減面率は特に限定されないが、例えば、２０～７０％である。

マルテンサイト系ステンレス鋼材が丸鋼である場合、素材を熱間加工して、中間鋼材（丸鋼）を製造する。この場合、熱間加工として、熱間圧延を実施する。熱間圧延前の加熱温度は特に限定されないが、例えば、１１００～１２５０℃である。熱間圧延を実施する場合、連続圧延機による熱間圧延を実施するのが好ましい。連続圧延機は、上下方向に並んで配置された一対の孔型ロールを有する水平スタンドと、水平方向に並んで配置された一対の孔型ロールを有する垂直スタンドとが交互に配列されている。

マルテンサイト系ステンレス鋼材が鋼板である場合、素材を熱間加工して、中間鋼材（板状の鋼材）を製造する。この場合、熱間加工として、熱間圧延を実施する。熱間圧延前の加熱温度は特に限定されないが、例えば、１１００～１２５０℃である。加熱炉から抽出された素材に対して、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、中間鋼材（板状の鋼材）を製造する。

以上のとおり、熱間加工工程により、所望の形状を有する中間鋼材を製造する。なお、熱間加工は、１回のみ実施してもよく、複数回実施してもよい。例えば、素材に対して、上述の穿孔圧延を実施した後、上述の熱間押出を実施してもよい。例えばさらに、鋳造材に対して、上述の分塊圧延を実施した後、上述の連続圧延機による熱間圧延を実施してもよい。

熱間加工により製造された中間鋼材は、空冷されてもよい。熱間加工により製造された中間鋼材はまた、常温まで冷却せずに、熱間加工後に直接焼入れを実施してもよく、熱間加工後に補熱（再加熱）した後、焼入れを実施してもよい。熱間加工後に直接焼入れ、又は、熱間加工後に補熱した後焼入れを実施した場合、残留応力を除去することを目的として、次工程の熱処理工程（焼入れ及び焼戻し）前に、応力除去焼鈍（ＳＲ処理）を実施してもよい。

［（工程４）熱処理工程（焼入れ工程及び焼戻し工程）］
熱処理工程は、焼入れ工程及び焼戻し工程を含む。以下、焼入れ工程及び焼戻し工程について説明する。

［焼入れ工程］
焼入れ工程では、熱間加工工程で製造された中間鋼材に対して、焼入れを実施する（焼入れ工程）。焼入れは周知の方法で実施する。具体的には、熱間加工工程後の中間鋼材を熱処理炉に装入し、焼入れ温度で保持する。焼入れ温度はＡ_ｃ３変態点以上であり、例えば、９００～１０００℃である。中間鋼材を焼入れ温度で保持した後、急冷（焼入れ）する。焼入れ温度での保持時間は特に限定されないが、例えば、１０～６０分である。焼入れ方法は例えば、水冷又は油冷である。焼入れ方法は特に制限されない。例えば、水槽又は油槽に浸漬して中間鋼材を急冷してもよい。中間鋼材が鋼管である場合、シャワー冷却又はミスト冷却により、鋼管の外面及び／又は内面に対して冷却水を注いだり、噴射したりして、鋼管を急冷してもよい。

中間鋼材が素管（継目無鋼管）である場合、熱間加工工程後、素管を常温まで冷却することなく、熱間加工直後に焼入れ（直接焼入れ）を実施してもよい。また、熱間加工後の素管の温度が低下する前に補熱炉に装入して焼入れ温度に保持した後、焼入れを実施してもよい。

［焼戻し工程］
焼戻し工程では、焼入れ後の中間鋼材に対してさらに、焼戻しを実施する。焼戻し工程では、化学組成に応じて焼戻し温度を適宜調整することにより、マルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度を調整することができる。具体的には、マルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度が１１０ｋｓｉ以上（７５８ＭＰａ以上）となるように、焼戻し条件を調整する。

焼戻し工程における焼戻し温度Ｔ２、及び、焼戻し温度Ｔ２での保持時間ｔ２は、上述のとおり、設定する降伏強度及び化学組成に応じて適宜調整することができる。焼戻し温度Ｔ２及び保持時間ｔ２は特に限定されないが、例えば、次のとおりである。
（条件４）焼戻し温度Ｔ２：５００～６５０℃
（条件５）保持時間ｔ２：２０～１２０分
ただし、焼戻し温度Ｔ２及び保持時間ｔ２は上述の範囲に限定されない。焼戻し温度Ｔ２での保持時間ｔ２は、設定する降伏強度及び化学組成に応じて適宜調整すればよい。

以上の工程により、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材を製造できる。なお、上述の製造方法では、本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材の製造方法の一例を説明した。上述する製造方法以外の製造方法によっても、本実施形態によるマルテンサイト系ステンレス鋼材は製造される場合がある。この場合であっても、マルテンサイト系ステンレス鋼材が特徴１～特徴４を満たせば、７５８ＭＰａ以上の高い降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性と、優れた低温靭性とを有する。

実施例により本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の効果をさらに具体的に説明する。以下の実施例での条件は、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例である。したがって、本実施形態のマルテンサイト系ステンレス鋼材はこの一条件例に限定されない。

表１－１及び表１－２に示す化学組成を有するマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）を製造した。

表１－２中の「－」部分は、該当する元素の含有量が、表１－２に記載されている数値の端数を四捨五入したときに、０％であったことを意味する。例えば、試験番号１のＮｂ含有量は、小数第三位で四捨五入して、０％であったことを意味する。試験番号１のＷ含有量は、小数第三位で四捨五入して、０％であったことを意味する。試験番号１のＢ含有量は、小数第五位で四捨五入して、０％であったことを意味する。

鋳造材準備工程として、溶鋼を用いて連続鋳造によりブルームを製造した。その後、分塊圧延工程を実施した。分塊圧延工程では、初めに、ブルームを加熱炉で加熱した。加熱温度Ｔ１（℃）は表２の「分塊圧延工程」欄の「加熱温度Ｔ１（℃）」欄に示すとおりであり、加熱温度Ｔ１での保持時間ｔ１（分）は表２の「分塊圧延工程」欄の「保持時間ｔ１（分）」欄に示すとおりであった。

加熱されたブルームに対して、分塊圧延を実施して、直径が３１０ｍｍの円柱状の素材（丸ビレット）を製造した。このとき、分塊圧延での初回実質圧下率Ｒ１（％）は、表２の「分塊圧延工程」欄の「初回実質圧下率Ｒ１（％）」に示すとおりであった。

分塊圧延工程で製造された素材に対して、熱間加工工程を実施した。具体的には、素材を加熱炉に装入して、１１００～１２５０℃で加熱した。加熱炉から抽出した素材に対して、マンネスマン－マンドレル方式による熱間圧延（熱間加工）を実施して、各試験番号の素管（継目無鋼管）を製造した。このとき穿孔比は１．０～４．０の範囲内であり、熱間加工工程での累積の減面率は２０～７０％の範囲内であった。

熱間加工後の素管に対して、熱処理工程（焼入れ工程及び焼戻し工程）を実施した。焼入れ工程では、焼入れ温度を９１０℃とし、焼入れ温度での保持時間を１５分とした。焼戻し工程では、焼戻し温度Ｔ２（℃）を、表２の「焼戻し工程」欄の「焼戻し温度Ｔ２（℃）」欄に示すとおりとし、焼戻し温度Ｔ２での保持時間ｔ２（分）を、表２の「焼戻し工程」欄の「保持時間ｔ２（分）」欄に示すとおりとした。熱処理工程により、降伏強度を調整した。以上の製造工程により、マルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）を製造した。

［評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）に対して、次の評価試験を実施した。
（試験１）降伏強度評価試験
（試験２）マルテンサイト体積率評価試験
（試験３）耐ＳＳＣ性評価試験
（試験４）δフェライト面積率評価試験
（試験５）δフェライトのＬ／Ｄ評価試験
（試験６）低温靱性評価試験
以下、各試験について説明する。

［（試験１）降伏強度評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材の降伏強度（ＭＰａ）を、上述の［降伏強度の測定方法］に基づいて求めた。なお、各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の肉厚中央部から丸棒試験片を採取した。丸棒試験片のサイズは、平行部の直径が４．０ｍｍであり、標点距離が１６．０ｍｍであった。丸棒試験片の長手方向はマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の圧延方向（管軸方向）と平行とした。得られた降伏強度（ＭＰａ）を、表３中の「ＹＳ（ＭＰａ）」欄に示す。

［（試験２）マルテンサイト体積率評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材のマルテンサイト体積率（％）を、上述の［マルテンサイトの体積率の測定方法］に基づいて求めた。なお、各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の肉厚中央部から試験片を採取した。試験片のサイズは、１５ｍｍ×１５ｍｍ×厚さ２ｍｍであった。試験片の厚さ方向は、継目無鋼管の肉厚方向であった。得られたマルテンサイト体積率（％）を、表３中の「マルテンサイト体積率（％）」に示す。

［（試験３）耐ＳＳＣ性評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材の耐ＳＳＣ性を、上述の［耐ＳＳＣ性評価方法］に基づいて評価した。なお、各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の肉厚中央部から丸棒試験片を採取した。丸棒試験片のサイズは、平行部の直径が６．３５ｍｍとし、平行部の長さが２５．４ｍｍとした。丸棒試験片の長手方向は、マルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の圧延方向（管軸方向）と平行とした。

７２０時間保持後の試験片において、拡大率が１０倍のルーペで試験片の平行部の表面を観察した結果、割れが確認されなかった場合、耐ＳＳＣ性に優れると判断した（表３中の「耐ＳＳＣ性」欄で「Ｅ（Ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ）」で表示）。一方、観察の結果、割れが確認された場合、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかったと判断した（表３中の「耐ＳＳＣ性」欄で「ＮＡ（Ｎｏｔ Ａｃｃｅｐｔｅｄ）」で表示）。なお、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった試験番号については、試験２、試験４及び試験５を実施しなかった。

［（試験４）δフェライト面積率評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向Ｚに平行な断面でのδフェライトの面積率ＡＲを、上述の［δフェライトの面積率ＡＲの測定方法］に基づいて求めた。なお、各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の肉厚中央部から試験片を採取した。試験片の観察面は、マルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の圧延方向Ｚ（管軸方向）と肉厚方向とを含む面であった。また、試験片の観察面において、圧延方向Ｚ（管軸方向）に平行な辺を長辺とし、肉厚方向に平行な辺を短辺とした。得られたδフェライトの面積率ＡＲ（％）を、表３の「δフェライト」欄の「面積率ＡＲ（％）」に示す。

［（試験５）δフェライトのＬ／Ｄ評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材（継目無鋼管）の圧延方向Ｚ（管軸方向）に平行な断面でのδフェライトの長さＬ（μｍ）、間隔Ｄ（μｍ）、及び、Ｌ／Ｄを、上述の［δフェライトのＬ／Ｄの測定方法］に基づいて求めた。得られたδフェライトの長さＬ（μｍ）、間隔Ｄ（μｍ）、及び、Ｌ／Ｄを、表３中の「δフェライト」欄の「長さＬ（μｍ）」欄、「間隔Ｄ（μｍ）」欄、及び、「Ｌ／Ｄ」欄にそれぞれ示す。

［（試験６）低温靱性評価試験］
各試験番号のマルテンサイト系ステンレス鋼材の低温靱性を、上述の［低温靱性評価方法］に基づいて評価した。得られた－１０℃での吸収エネルギーｖＥ（－１０℃）を、表３中の「吸収エネルギーｖＥ（－１０℃）（Ｊ）」欄に示す。

［評価結果］
表１－１、表１－２、表２、及び、表３を参照して、試験番号１～２５では、マルテンサイト系ステンレス鋼材が特徴１～特徴４を満たした。そのため、降伏強度が７５８ＭＰａ以上であっても、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ以上であり、優れた低温靱性が得られた。さらに、優れた耐ＳＳＣ性が得られた。

一方、試験番号２６～２８では、化学組成中の各元素含有量が適切であったものの、分塊圧延工程での初回実質圧下率Ｒ１が低すぎた。そのため、特徴１、特徴２、及び、特徴３を満たしたものの、δフェライトのＬ／Ｄが１０．５を超え、特徴４を満たさなかった。その結果、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号２９では、Ｃ含有量が高すぎた。そのため、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号３０では、Ｎｉ含有量が高すぎた。そのため、降伏強度が７５８ＭＰａ未満となった。

試験番号３１では、Ｎｉ含有量が低すぎた。そのため、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった。

試験番号３２では、Ｃｒ含有量が高すぎた。そのため、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号３３では、Ｃｒ含有量が低すぎた。そのため、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった。

試験番号３４では、Ｍｏ含有量が高すぎた。そのため、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号３５では、Ｍｏ含有量が低すぎた。そのため、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった。

試験番号３６では、Ｃｕ含有量が高すぎた。そのため、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号３７では、Ｃｕ含有量が低すぎた。そのため、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった。

試験番号３８では、Ｃｏ含有量が高すぎ、δフェライトのＬ／Ｄが１０．５を超えた。そのため、－１０℃での吸収エネルギーが４０Ｊ未満であり、優れた低温靱性が得られなかった。

試験番号３９では、Ｃｏ含有量が低すぎた。そのため、優れた耐ＳＳＣ性が得られなかった。

以上、本開示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開示を実施するための例示に過ぎない。したがって、本開示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。

Claims (2)

1. マルテンサイト系ステンレス鋼材であって、
   化学組成が、質量％で、
   Ｃ：０．０３０％以下、
   Ｓｉ：１．００％以下、
   Ｍｎ：１．００％以下、
   Ｐ：０．０３０％以下、
   Ｓ：０．００５０％以下、
   Ｃｒ：１０．００～１４．００％、
   Ｎｉ：５．００～７．５０％、
   Ｍｏ：１．１０～３．５０％、
   Ａｌ：０．００５～０．０５０％、
   Ｖ：０．０１～０．３０％、
   Ｎ：０．００３０～０．０５００％、
   Ｔｉ：０．０２０～０．１５０％、
   Ｃｕ：１．００～３．５０％、
   Ｃｏ：０．０１０～０．５００％、
   Ｎｂ：０～０．１５％、
   Ｗ：０～１．５０％、
   Ｓｎ：０～０．０１００％、
   Ａｓ：０～０．０１００％、
   Ｓｂ：０～０．０１００％、
   Ｂ：０～０．００５０％、
   Ｃａ：０～０．００５０％、
   Ｍｇ：０～０．００５０％、
   希土類元素（ＲＥＭ）：０～０．０１００％、及び、
   残部がＦｅ及び不純物からなり、
   降伏強度が７５８ＭＰａ以上であり、
   前記マルテンサイト系ステンレス鋼材の圧延方向に平行な断面において、
   δフェライトの面積率は０％超５．００％以下であり、
   前記δフェライトの前記圧延方向の長さＬ（μｍ）と、複数の前記δフェライトの前記圧延方向の間隔Ｄ（μｍ）とが、式（１）を満たす、
   マルテンサイト系ステンレス鋼材。
   Ｌ／Ｄ≦１０．５ （１）
2. 請求項１に記載のマルテンサイト系ステンレス鋼材であって、
   前記化学組成は、
   Ｎｂ：０．０１～０．１５％、
   Ｗ：０．０１～１．５０％、
   Ｓｎ：０．０００１～０．０１００％、
   Ａｓ：０．０００１～０．０１００％、
   Ｓｂ：０．０００１～０．０１００％、
   Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
   Ｃａ：０．０００１～０．００５０％、
   Ｍｇ：０．０００１～０．００５０％、及び、
   希土類元素（ＲＥＭ）：０．０００１～０．０１００％、
   からなる群から選択される１元素以上を含有する、
   マルテンサイト系ステンレス鋼材。
   

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