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WO2024147238A1 - サワー環境での使用に適した鋼材 - Google Patents

サワー環境での使用に適した鋼材 Download PDF

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WO2024147238A1
WO2024147238A1 PCT/JP2023/042139 JP2023042139W WO2024147238A1 WO 2024147238 A1 WO2024147238 A1 WO 2024147238A1 JP 2023042139 W JP2023042139 W JP 2023042139W WO 2024147238 A1 WO2024147238 A1 WO 2024147238A1
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WO
WIPO (PCT)
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steel
precipitates
steel material
test
content
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2023/042139
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English (en)
French (fr)
Inventor
晋士 吉田
勇次 荒井
邦明 伊藤
拓哉 岡村
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel Corp
Priority date (The priority date 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 date listed.)
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Publication date
Application filed by Nippon Steel Corp filed Critical Nippon Steel Corp
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Priority to JP2024510516A priority patent/JP7486012B1/ja
Priority to CN202380089876.5A priority patent/CN120435579A/zh
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Ceased legal-status Critical Current

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    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
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    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/54—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with boron

Definitions

  • This disclosure relates to steel materials, and more particularly to steel materials suitable for use in sour environments.
  • oil wells As oil and gas wells (hereinafter, oil and gas wells will be collectively referred to simply as "oil wells") become deeper, there is a demand for higher strength steel materials for oil wells, such as oil well steel pipes.
  • 80 ksi grade yield strength 80 to less than 95 ksi, i.e., 552 to less than 655 MPa
  • 95 ksi grade yield strength 95 to less than 110 ksi, i.e., 655 to less than 758 MPa
  • oil well steel materials are widely used, and recently, there has been a demand for 110 ksi grade (yield strength 110 to less than 125 ksi, i.e., 758 to less than 862 MPa), 125 ksi grade (yield strength 125 to less than 140 ksi, i.e., 862 to less than 965 MPa), and 140 ksi or more (yield strength 140 ksi or more, i.e.
  • a sour environment means an acidic environment that contains hydrogen sulfide.
  • a sour environment may also contain carbon dioxide.
  • Oil well steel pipes used in such sour environments are required to have not only high strength but also resistance to sulfide stress cracking (hereinafter referred to as SSC resistance).
  • SSC resistance resistance to sulfide stress cracking
  • the oil well steel disclosed in Patent Document 1 contains, by mass%, C: 0.15-0.3%, Cr: 0.2-1.5%, Mo: 0.1-1%, V: 0.05-0.3%, and Nb: 0.003-0.1%.
  • This oil well steel has a total amount of precipitated carbides of 1.5-4 mass%, a ratio of MC type carbides to the total amount of carbides of 5-45 mass%, and a ratio of M23C6 type carbides of ( 200 /t) mass% or less when the wall thickness of the product is t (mm).
  • Patent Document 1 states that this oil well steel has excellent toughness and SSC resistance.
  • the objective of this disclosure is to provide a steel material that has high yield strength, excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance.
  • the steel material according to the present disclosure is In mass percent, C: more than 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.50%, Mn: 0.02 to 1.00%, P: 0.025% or less, S: 0.0100% or less, Al: 0.005 to 0.100%, Ni: more than 0.10 to 2.50%, Cr: 0.40 to 1.50%, Mo: 0.30 to 1.50%, Ti: 0.002 to 0.050%, B: 0.0001 to 0.0050%, N: 0.0100% or less, O: 0.0100% or less, V: 0 to 0.60%, Nb: 0 to 0.030%, Ca: 0 to 0.0100%, Mg: 0 to 0.0100%, Zr: 0 to 0.0100%, Rare earth elements: 0 to 0.0100%, Co: 0 to 0.50%, W: 0 to 0.50%, Cu: 0 to 0.50%, and The balance is Fe and impurities, The yield strength is 862 MPa or more, When the Cr concentration in precipitates with
  • the steel material disclosed herein has high yield strength, excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance.
  • the inventors have investigated and examined methods for obtaining high yield strength, excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance for steel materials intended for use in sour environments, and have obtained the following findings.
  • the inventors have determined that the composition is, in mass%, C: over 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.50%, Mn: 0.02 to 1.00%, P: 0.025% or less, S: 0.0100% or less, Al: 0.005 to 0.100%, Ni: over 0.10 to 2.50%, Cr: 0.40 to 1.50%, Mo: 0.30 to 1.50%, Ti: 0.002 to 0.050%, B: 0.0001 to 0.0050%, N: 0.0100% or less, O: 0.01 00%, V: 0-0.60%, Nb: 0-0.030%, Ca: 0-0.0100%, Mg: 0-0.0100%, Zr: 0-0.0100%, rare earth elements: 0-0.0100%, Co: 0-0.50%, W: 0-0.50%, Cu: 0-0.50%, and the balance being Fe and impurities, it is believed that there is a possibility of obtaining a steel material with a yield strength of 125 ksi or more, excellent low-temperature toughness
  • the inventors of the present invention have conducted various investigations, focusing on the precipitates of steel materials having the above-mentioned chemical composition. As a result, the inventors of the present invention have found that if the number density of coarse precipitates is reduced and the number density of fine precipitates is increased, it is possible to increase the low-temperature toughness and SSC resistance while maintaining a yield strength of 125 ksi or more.
  • the present inventors found that in a steel material having the above-mentioned chemical composition and a yield strength of 125 ksi or more, the number density NDF of fine precipitates can be made 0.650 particles/ ⁇ m2 or more and the number density NDC of coarse precipitates can be made 0.290 particles/ ⁇ m2 or less if the chemical composition of the steel material and the chromium (Cr) concentration in the precipitates satisfy formula (1). (0.157 ⁇ C ⁇ 0.0006 ⁇ Cr ⁇ 0.0098 ⁇ Mo ⁇ 0.0482 ⁇ V+0.0006)/ ⁇ Cr ⁇ 0.300 (1)
  • the element symbols in formula (1) are substituted with the content of the corresponding element in units of mass %. When the corresponding element is not contained, "0" is substituted for the element symbol.
  • ⁇ Cr in formula (1) is substituted with the Cr concentration in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more in units of mass fraction.
  • Fn1 (0.157 x C - 0.0006 x Cr - 0.0098 x Mo - 0.0482 x V + 0.0006) / ⁇ Cr .
  • the numerator of Fn1 is an index of the total amount of cementite precipitates.
  • the denominator ⁇ Cr of Fn1 is the Cr concentration (unit: mass fraction) in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more.
  • the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more, which is the denominator of Fn1 is an index showing the difficulty of Ostwald ripening of cementite.
  • the numerator of Fn1 is an index of the total precipitation amount of cementite.
  • the numerator of Fn1 is reduced, the number density NDC of coarse precipitates may be reduced.
  • Fn1 is an index relating to the number density NDF of fine precipitates and the number density NDC of coarse precipitates in a steel material having the above-mentioned chemical composition. If the other conditions of this embodiment are satisfied and Fn1 is 0.300 or less, the number density NDF of fine precipitates in the steel material can be set to 0.650 pieces/ ⁇ m2 or more and the number density NDC of coarse precipitates can be set to 0.290 pieces/ ⁇ m2 or less. Therefore, in this embodiment, Fn1 is 0.300 or less.
  • Fn2 is defined as (1 + 263 x C - Cr - 16 x Mo - 80 x V) / (98 - 358 x C + 159 x Cr + 15 x Mo + 96 x V).
  • Fn2 is an index showing how difficult it is for Cr to concentrate in the precipitates. If Fn2 is 0.355 or less, Cr will be sufficiently concentrated in the precipitates, making it easier to suppress Ostwald ripening of cementite. Therefore, in the steel material according to this embodiment, Fn2 is 0.355 or less.
  • Fn3 and Fn4 are indicators of SSC resistance of steel having the above-mentioned chemical composition. If Fn3 satisfies -9.0 or more and Fn4 satisfies -51.0 or more, local corrosion of the steel is suppressed and the SSC resistance of the steel can be stably improved. Therefore, the steel according to the present embodiment has the above-mentioned chemical composition, Fn1 is 0.300 or less, Fn2 is 0.355 or less, and further, Fn3 is -9.0 or more and Fn4 is -51.0 or more.
  • the steel material according to this embodiment has the above-mentioned chemical composition, Fn1 is 0.300 or less, Fn2 is 0.355 or less, Fn3 is -9.0 or more, Fn4 is -51.0 or more, has a yield strength of 862 MPa or more, and further has a number density NDF of fine precipitates in the steel material of 0.650 precipitates/ ⁇ m 2 or more, and a number density NDC of coarse precipitates of 0.290 precipitates/ ⁇ m 2 or less.
  • the steel material according to this embodiment has a high yield strength of 125 ksi or more (862 MPa or more), excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance.
  • the gist of the steel material according to this embodiment which was completed based on the above findings, is as follows:
  • a steel material In mass percent, C: more than 0.20 to 0.35%, Si: 0.05 to 1.50%, Mn: 0.02 to 1.00%, P: 0.025% or less, S: 0.0100% or less, Al: 0.005 to 0.100%, Ni: more than 0.10 to 2.50%, Cr: 0.40 to 1.50%, Mo: 0.30 to 1.50%, Ti: 0.002 to 0.050%, B: 0.0001 to 0.0050%, N: 0.0100% or less, O: 0.0100% or less, V: 0 to 0.60%, Nb: 0 to 0.030%, Ca: 0 to 0.0100%, Mg: 0 to 0.0100%, Zr: 0 to 0.0100%, Rare earth elements: 0 to 0.0100%, Co: 0 to 0.50%, W: 0 to 0.50%, Cu: 0 to 0.50%, and The balance is Fe and impurities, The yield strength is 862 MPa or more, When the Cr concentration in precipitates with a circle equivalent
  • the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 250 nm or more is substituted for NDC in formula (5) in units of particles/ ⁇ m2 , and when the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 20 to 150 nm is less than 0.001 particles/ ⁇ m2 , 0.001 is substituted for NDC.
  • the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 250 nm or more is substituted for NDC in formula (5) in units of particles/ ⁇ m2 , and when the number density of precipitates having an equivalent circle diameter of 20 to 150 nm is less than 0.001 particles/ ⁇ m2 , 0.001 is substituted for NDC.
  • the steel material according to any one of [1] to [4],
  • the steel material is a steel pipe for oil wells.
  • the shape of the steel material according to this embodiment is not particularly limited.
  • the steel material according to this embodiment may be a steel pipe, a round bar (solid material), or a steel plate.
  • the round bar refers to a steel bar having a circular cross section perpendicular to the axial direction.
  • the steel pipe may be a seamless steel pipe or a welded steel pipe.
  • Carbon (C) improves the hardenability of steel and increases the strength of the steel. C also promotes the spheroidization of carbides during tempering in the manufacturing process, and increases the SSC resistance of the steel. If the carbides are dispersed, the strength of the steel is further increased. If the C content is too low, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the C content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, the amount of carbides becomes too large, and the low-temperature toughness of the steel is reduced. If the C content is too high, quench cracks may be more likely to occur during quenching in the manufacturing process. Therefore, the C content is more than 0.20 to 0.35%.
  • the preferred lower limit of the C content is 0.22%, more preferably 0.24%, and even more preferably 0.26%.
  • the preferred upper limit of the C content is 0.32%.
  • Si 0.05 to 1.50% Silicon (Si) deoxidizes steel. If the Si content is too low, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the Si content is too high, the SSC resistance of the steel material decreases even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. Therefore, the Si content is 0.05 to 1.50%.
  • the preferred lower limit of the Si content is 0.15%, and more preferably 0.20%.
  • the preferred upper limit of the Si content is 1.40%, and more preferably 1.38%, and even more preferably 1.30%.
  • Mn 0.02 to 1.00%
  • Manganese (Mn) deoxidizes steel. Mn also improves the hardenability of steel and increases its strength. If the Mn content is too low, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the Mn content is too high, Mn segregates to the grain boundaries together with impurities such as P and S, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, and the SSC resistance of the steel decreases. Therefore, the Mn content is 0.02 to 1.00%.
  • the preferred lower limit of the Mn content is 0.03%, and more preferably 0.05%.
  • the preferred upper limit of the Mn content is 0.90%, and more preferably 0.80%.
  • S 0.0100% or less Sulfur (S) is an impurity. That is, the lower limit of the S content is more than 0%. If the S content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, S will segregate at the grain boundaries, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material will decrease. Therefore, the S content is 0.0100% or less.
  • the preferred upper limit of the S content is 0.0075%, more preferably 0.0050%, and even more preferably 0.0030%.
  • the S content is preferably as low as possible. However, an extreme reduction in the S content significantly increases the manufacturing cost. Therefore, in consideration of industrial production, the preferred lower limit of the S content is 0.0001%, more preferably 0.0002%, and even more preferably 0.0003%.
  • Al 0.005 to 0.100%
  • Aluminum (Al) deoxidizes steel. If the Al content is too low, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. As a result, the SSC resistance of the steel material is reduced. On the other hand, if the Al content is too high, coarse oxide-based inclusions are generated, and the SSC resistance of the steel material is reduced even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. Therefore, the Al content is 0.005 to 0.100%.
  • the preferred lower limit of the Al content is 0.015%, and more preferably 0.020%.
  • the preferred upper limit of the Al content is 0.080%, and more preferably 0.060%.
  • the "Al" content in this specification means the content of "acid-soluble Al", that is, "sol. Al".
  • Ni more than 0.10 to 2.50%
  • Nickel (Ni) improves the hardenability of steel and increases the strength of the steel. Ni also dissolves in steel to increase the low-temperature toughness of the steel. If the Ni content is too low, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the Ni content is too high, localized corrosion is promoted and the SSC resistance of the steel decreases even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. Therefore, the Ni content is more than 0.10 to 2.50%.
  • the preferred lower limit of the Ni content is 0.11%, more preferably 0.12%, and more preferably 0.15%.
  • the preferred upper limit of the Ni content is 2.30%, more preferably 2.00%, more preferably 1.95%, and more preferably 1.80%.
  • Chromium (Cr) improves the hardenability of steel and increases the strength of the steel. Cr further concentrates in the cementite in the steel and suppresses the Ostwald ripening of cementite. As a result, the number density NDF of fine precipitates in the steel increases and the number density NDC of coarse precipitates decreases. In this way, the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel are improved. Cr further increases the tempering softening resistance of the steel and enables high-temperature tempering. As a result, the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel are improved. If the Cr content is too low, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
  • the Cr content is 0.40 to 1.50%.
  • the preferable lower limit of the Cr content is 0.45%, and more preferably 0.50%.
  • the upper limit of the Cr content is preferably 1.30%, and more preferably 1.25%.
  • Mo 0.30 to 1.50% Molybdenum (Mo) improves the hardenability of steel and increases its strength. Mo also improves the temper softening resistance of steel and enables high-temperature tempering. As a result, the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel are improved. If the Mo content is too low, the above effects cannot be obtained sufficiently even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the Mo content is too high, the above effects are saturated. Therefore, the Mo content is 0.30 to 1.50%. The preferred lower limit of the Mo content is 0.40%, more preferably 0.50%, and even more preferably 0.55%. The preferred upper limit of the Mo content is 1.40%, more preferably 1.30%, and even more preferably 1.25%.
  • Titanium (Ti) combines with N to form nitrides, and the pinning effect refines the crystal grains of the steel material. As a result, the strength of the steel material is increased, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material are also increased. If the Ti content is too low, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the Ti content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, the Ti nitrides become coarse, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Ti content is 0.002 to 0.050%. The preferred lower limit of the Ti content is 0.003%, and more preferably 0.005%. The preferred upper limit of the Ti content is 0.030%, and more preferably 0.020%, and even more preferably 0.018%.
  • B Boron (B) dissolves in steel to improve the hardenability of the steel material and increase the strength of the steel material. If the B content is too low, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. On the other hand, if the B content is too high, coarse nitrides are generated and the SSC resistance of the steel material decreases even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. Therefore, the B content is 0.0001 to 0.0050%.
  • the preferred lower limit of the B content is 0.0003%, and more preferably 0.0007%.
  • the preferred upper limit of the B content is 0.0030%, and more preferably 0.0025%, and even more preferably 0.0020%, and even more preferably 0.0015%.
  • N Nitrogen (N) is inevitably contained. That is, the lower limit of the N content is more than 0%. N combines with Ti to form nitrides, and the grains of the steel are refined by the pinning effect. As a result, the strength of the steel is increased. However, if the N content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, coarse nitrides are formed, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel are reduced. Therefore, the N content is 0.0100% or less. The preferred upper limit of the N content is 0.0060%, more preferably 0.0050%, and even more preferably 0.0045%. The preferred lower limit of the N content to more effectively obtain the above effects is 0.0005%, more preferably 0.0010%, more preferably 0.0015%, and even more preferably 0.0020%.
  • the remainder of the chemical composition of the steel material according to this embodiment is composed of Fe and impurities.
  • impurities refer to substances that are mixed in from raw materials such as ore and scrap, or from the manufacturing environment, during the industrial production of steel material, and are acceptable to the extent that they do not adversely affect the steel material according to this embodiment.
  • the chemical composition of the steel material described above may further contain one or more elements selected from the group consisting of V and Nb in place of a portion of Fe. All of these elements are optional elements, and enhance the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material.
  • the V content is 0 to 0.60%.
  • the preferable lower limit of the V content is more than 0%, more preferably 0.01%, more preferably 0.02%, more preferably 0.04%, and even more preferably 0.06%.
  • the upper limit of the V content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%, and further preferably 0.20%.
  • Niobium (Nb) is an optional element and may not be contained. That is, the Nb content may be 0%.
  • Nb forms carbonitrides and the like. Carbonitrides and the like have a pinning effect to refine the grains of the steel material, thereby improving the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material.
  • Nb further forms fine carbides during tempering to improve the tempering softening resistance of the steel material and increase the strength of the steel material. If even a small amount of Nb is contained, the above effects can be obtained to a certain extent.
  • the Nb content is 0 to 0.030%.
  • the preferable lower limit of the Nb content is more than 0%, more preferably 0.002%, more preferably 0.003%, and even more preferably 0.007%.
  • the upper limit of the Nb content is preferably 0.025%, more preferably 0.020%, and further preferably 0.015%.
  • Ca 0 to 0.0100%
  • Ca is an optional element and may not be contained. That is, the Ca content may be 0%.
  • Ca renders S in the steel harmless as sulfides, and improves the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel. If even a small amount of Ca is contained, the above effect can be obtained to a certain extent. However, if the Ca content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, the oxides in the steel will coarsen, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel will decrease. Therefore, the Ca content is 0 to 0.0100%.
  • the preferred lower limit of the Ca content is more than 0%, more preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, more preferably 0.0006%, and more preferably 0.0010%.
  • the preferred upper limit of the Ca content is 0.0040%, more preferably 0.0025%, more preferably 0.0020%, and more preferably 0.0015%.
  • Mg 0 to 0.0100%
  • Magnesium (Mg) is an optional element and may not be contained. That is, the Mg content may be 0%. When contained, Mg renders S in the steel harmless as sulfides, and improves the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel. If even a small amount of Mg is contained, the above effect can be obtained to a certain extent. However, if the Mg content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, the oxides in the steel will coarsen, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel will decrease. Therefore, the Mg content is 0 to 0.0100%.
  • the preferred lower limit of the Mg content is more than 0%, more preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, more preferably 0.0006%, and more preferably 0.0010%.
  • the preferred upper limit of the Mg content is 0.0040%, more preferably 0.0025%, more preferably 0.0020%, and more preferably 0.0015%.
  • the preferred lower limit of the Zr content is more than 0%, more preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, more preferably 0.0006%, and more preferably 0.0010%.
  • the preferred upper limit of the Zr content is 0.0040%, more preferably 0.0025%, and more preferably 0.0020%.
  • Rare earth elements are optional elements and may not be contained. That is, the REM content may be 0%. When contained, REM renders S in the steel harmless as sulfides, and enhances the SSC resistance of the steel. REM further binds to P in the steel to suppress the segregation of P at the grain boundaries. Therefore, the deterioration of the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel caused by the segregation of P is suppressed. If even a small amount of REM is contained, the above effect can be obtained to some extent even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
  • the REM content is 0 to 0.0100%.
  • the preferable lower limit of the REM content is more than 0%, more preferably 0.0001%, more preferably 0.0003%, and even more preferably 0.0006%.
  • the upper limit of the REM content is preferably 0.0040%, more preferably 0.0025%, and further preferably 0.0020%.
  • REM refers to one or more elements selected from the group consisting of scandium (Sc), atomic number 21; yttrium (Y), atomic number 39; and the lanthanides lanthanum (La), atomic number 57, to lutetium (Lu), atomic number 71.
  • the REM content in this specification refers to the total content of these elements.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel may further contain, in place of a portion of Fe, one or more elements selected from the group consisting of Co and W. All of these elements are optional, and form a protective corrosion film in sour environments and inhibit the penetration of hydrogen into the steel. As a result, these elements increase the SSC resistance of the steel.
  • Co is an optional element and may not be contained. That is, the Co content may be 0%. When contained, Co forms a protective corrosion film in a sour environment and suppresses the penetration of hydrogen into the steel material. As a result, the SSC resistance of the steel material is increased. If even a small amount of Co is contained, the above effect can be obtained to a certain extent. However, if the Co content is too high, the hardenability of the steel material decreases and the strength of the steel material decreases even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. Therefore, the Co content is 0 to 0.50%.
  • the preferred lower limit of the Co content is more than 0%, more preferably 0.02%, more preferably 0.03%, and even more preferably 0.05%.
  • the preferred upper limit of the Co content is 0.45%, and even more preferably 0.40%.
  • W 0 to 0.50%
  • Tungsten (W) is an optional element and may not be contained. That is, the W content may be 0%.
  • W forms a protective corrosion film in a sour environment and suppresses the penetration of hydrogen into the steel material. As a result, the SSC resistance of the steel material is improved. If even a small amount of W is contained, the above effect can be obtained to a certain extent. However, if the W content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, coarse carbides are generated in the steel material, and the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material are reduced. Therefore, the W content is 0 to 0.50%.
  • the preferred lower limit of the W content is more than 0%, more preferably 0.02%, more preferably 0.03%, and even more preferably 0.05%.
  • the preferred upper limit of the W content is 0.45%, and even more preferably 0.40%.
  • the chemical composition of the above-mentioned steel may further contain Cu instead of part of the Fe.
  • Cu 0 to 0.50% Copper (Cu) is an optional element and may not be contained. That is, the Cu content may be 0%. When contained, Cu increases the hardenability of the steel material and increases the strength of the steel material. If even a small amount of Cu is contained, the above effect can be obtained to a certain extent. However, if the Cu content is too high, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, the hardenability of the steel material becomes too high, and the SSC resistance of the steel material decreases. Therefore, the Cu content is 0 to 0.50%.
  • the preferred lower limit of the Cu content is more than 0%, more preferably 0.01%, more preferably 0.02%, and even more preferably 0.05%.
  • the preferred upper limit of the Cu content is 0.35%, and even more preferably 0.25%.
  • the content of elements in the steel material and the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates having an equivalent circle diameter of 20 nm or more satisfy the following formula (1). (0.157 ⁇ C ⁇ 0.0006 ⁇ Cr ⁇ 0.0098 ⁇ Mo ⁇ 0.0482 ⁇ V+0.0006)/ ⁇ Cr ⁇ 0.300 (1)
  • the element symbols in formula (1) are substituted with the content of the corresponding element in units of mass %. When the corresponding element is not contained, "0" is substituted for the element symbol.
  • ⁇ Cr in formula (1) is substituted with the Cr concentration in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more in units of mass fraction.
  • Cr concentrates in cementite and can suppress the Ostwald ripening of cementite. Specifically, by concentrating Cr in cementite, it is possible to suppress the dissolution of fine cementite into the matrix during the tempering process in the manufacturing process described below. As a result, it is possible to suppress the coarsening of cementite due to Ostwald ripening.
  • the precipitates having an equivalent circle diameter of 20 nm or more are cementite.
  • the precipitates having an equivalent circle diameter of less than 20 nm may contain MC type carbides and M2C type carbides. Therefore, in the formula (1) of the steel material according to the present embodiment, the Cr concentration ⁇ Cr in the precipitates having an equivalent circle diameter of 20 nm or more is specified. As a result, in the formula (1) of the steel material according to the present embodiment, the Cr concentration in the cementite can be substantially specified.
  • the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more, which is the denominator of Fn1 is an index showing the difficulty of Ostwald ripening of cementite.
  • ⁇ Cr which is the denominator of Fn1
  • the numerator of Fn1 is an index of the total precipitation amount of cementite. In steel materials having the above-mentioned chemical composition, the greater the total precipitation amount of cementite, the more likely it is that coarse cementite will be formed. In other words, by reducing the numerator of Fn1, the number density NDC of coarse precipitates may be reduced.
  • Fn1 is 0.300 or less
  • the number density NDF of fine precipitates in the steel material can be set to 0.650 pieces/ ⁇ m 2 or more, and the number density NDC of coarse precipitates can be set to 0.290 pieces/ ⁇ m 2 or less, provided that the other configurations of this embodiment are satisfied. Therefore, in the steel material according to this embodiment, Fn1 is 0.300 or less.
  • a preferred upper limit of Fn1 is 0.295, more preferably 0.290, more preferably 0.285, more preferably 0.280, more preferably 0.260, and more preferably 0.240.
  • the lower limit of Fn1 is not particularly limited.
  • the lower limit of Fn1 is, for example, 0. Note that Fn1 is obtained by rounding off the fourth decimal place of the obtained numerical value.
  • the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more can be determined by the following method.
  • a micro test piece for making an extraction replica is prepared from the steel material according to this embodiment. If the steel material is a steel plate, a micro test piece is prepared from the center of the plate thickness. If the steel material is a steel pipe, a micro test piece is prepared from the center of the wall thickness. If the steel material is a round bar, a micro test piece is prepared from the R/2 position. In this specification, the R/2 position means the center position of the radius R in a cross section perpendicular to the axial direction of the round bar.
  • the micro-test specimen After mirror-polishing the surface of the micro-test specimen, the micro-test specimen is immersed in a 3% Nital etching solution for 10 minutes to etch the surface. The etched surface is covered with a carbon vapor deposition film. The micro-test specimen with its surface covered with the vapor deposition film is immersed in a 5% Nital etching solution for 20 minutes. The vapor deposition film is peeled off from the immersed micro-test specimen. The vapor deposition film peeled off from the micro-test specimen is washed with ethanol, scooped up with a sheet mesh, and dried.
  • This deposition film (replica film) is observed with a transmission electron microscope (TEM). Specifically, an arbitrary position is identified from the deposition film, and the observation is performed at a magnification of 10,000 times and an acceleration voltage of 200 kV. The number of positions identified is not particularly limited, as long as it is at least three or more.
  • the observation field is, for example, 8 ⁇ m x 8 ⁇ m.
  • 20 precipitates with a circle equivalent diameter of 20 nm or more are identified in total across the entire field, and defined as "specific precipitates.”
  • the precipitates can be identified from the contrast.
  • the circle equivalent diameter of the precipitates can be determined by image analysis of the observation image in the TEM observation.
  • a point analysis is performed on the specific precipitates (precipitates having a circle equivalent diameter of 20 nm or more) by energy dispersive X-ray spectrometry (EDS).
  • the Cr concentration is quantified in mass% when the total of alloy elements excluding carbon contained in each precipitate is taken as 100% by the EDS point analysis.
  • the Cr concentration is quantified for 20 specific precipitates, and the arithmetic average value is defined as the Cr concentration ⁇ Cr (unit: mass fraction) in the specific precipitates.
  • the Cr concentration ⁇ Cr in the specific precipitates is obtained by rounding off the obtained value to the fifth decimal place.
  • the content of elements in the steel material satisfies the following formula (2) within the range of the content of elements in the steel material described above. (1 + 263 ⁇ C - Cr - 16 ⁇ Mo - 80 ⁇ V) / (98 - 358 ⁇ C + 159 ⁇ Cr + 15 ⁇ Mo + 96 ⁇ V) ⁇ 0.355 (2)
  • the element symbols in formula (2) are substituted with the content of the corresponding element in mass %. When the corresponding element is not contained, "0" is substituted for the element symbol.
  • the preferred upper limit of Fn2 is 0.350, more preferably 0.340, more preferably 0.330, more preferably 0.320, more preferably 0.310, and more preferably 0.300.
  • the lower limit of Fn2 is 0. Note that Fn2 is calculated by rounding the obtained numerical value to the fourth decimal place.
  • the content of elements in the steel material satisfies the following formula (3) within the range of the content of elements in the steel material described above. ⁇ 9.7 ⁇ Mn ⁇ 104 ⁇ S+0.8 ⁇ Mo+0.08 ⁇ Ni2 ⁇ 4.1 ⁇ Ni ⁇ 5.1 ⁇ Ti ⁇ 9.0 (3)
  • the element symbols in formula (3) are substituted with the contents of the corresponding elements in mass %.
  • the preferred lower limit of Fn3 is -8.7, and more preferably -8.5.
  • the upper limit of Fn3 is not particularly limited.
  • the upper limit of Fn3 is 0.5. Note that Fn3 is calculated by rounding the obtained numerical value to one decimal place.
  • the yield strength of the steel material according to this embodiment is 862 MPa or more (125 ksi or more).
  • the yield strength in this specification means the 0.2% offset proof stress obtained in a tensile test according to ASTM E8/E8M (2021).
  • the upper limit of the yield strength of the steel material according to this embodiment is not particularly limited. However, it has been proven by the examples described later that the steel material according to this embodiment has excellent low-temperature toughness and excellent SSC resistance at least in the range of yield strength of 862 to 1069 MPa. Therefore, the yield strength of the steel material according to this embodiment includes at least 862 to 1069 MPa (125 to 155 ksi). That is, the yield strength of the steel material according to this embodiment includes at least 862 to less than 965 MPa (125 ksi class) and 965 to 1069 MPa (140 ksi class).
  • the yield strength of the steel material according to this embodiment can be determined by the following method. Specifically, a tensile test is performed according to a method in accordance with ASTM E8/E8M (2021).
  • a round bar test piece is prepared from the steel material according to this embodiment.
  • the round bar test piece is prepared from the center of the plate thickness. In this case, the axial direction of the round bar test piece is parallel to the rolling direction of the steel plate.
  • the round bar test piece is prepared from the center of the wall thickness. In this case, the axial direction of the round bar test piece is parallel to the axial direction of the steel pipe.
  • the round bar test piece is prepared from the R/2 position.
  • the axial direction of the round bar test piece is parallel to the axial direction of the round steel bar.
  • the size of the round bar test piece is, for example, 4 mm in parallel part diameter and 16 mm in gauge length.
  • a tensile test is performed on a round bar test piece at room temperature (25°C) in the air, and the obtained 0.2% offset yield strength is defined as the yield strength (MPa).
  • the yield strength (MPa) is calculated by rounding the obtained value to the nearest tenth.
  • the steel material according to this embodiment within the ranges of the element contents of the steel material described above, the element contents of the steel material and the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates having an equivalent circle diameter of 20 nm or more satisfy the formulas (1) to (4), and the steel material has a yield strength of 862 MPa or more, and further, the number density NDF of precipitates having an equivalent circle diameter of 20 to 150 nm is 0.650 pieces/ ⁇ m 2 or more and the number density NDC of precipitates having an equivalent circle diameter of 250 nm or more is 0.290 pieces/ ⁇ m 2 or less. As a result, the steel material according to this embodiment has a yield strength of 125 ksi or more (862 MPa or more), excellent low temperature toughness, and excellent SSC resistance.
  • precipitates with an equivalent circle diameter of 20 to 150 nm are defined as “fine precipitates,” and precipitates with an equivalent circle diameter of 250 nm or more are defined as “coarse precipitates.”
  • most of the precipitates with an equivalent circle diameter of 20 nm or more are cementite.
  • a large amount of fine cementite is precipitated, while the precipitation of coarse cementite is suppressed.
  • a steel material having a yield strength of 125 ksi or more, excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance is obtained.
  • the preferred lower limit of the number density NDF of fine precipitates is 0.700 pieces/ ⁇ m 2 , and more preferably 0.750 pieces/ ⁇ m 2.
  • the upper limit of the number density NDF of fine precipitates is not particularly limited.
  • the upper limit of the number density NDF of fine precipitates may be, for example, 20.000 pieces/ ⁇ m 2 , 15.000 pieces/ ⁇ m 2 , or 10.000 pieces/ ⁇ m 2.
  • the preferred upper limit of the number density NDC of coarse precipitates is 0.285 pieces/ ⁇ m 2 , and more preferably 0.280 pieces/ ⁇ m 2 , and even more preferably 0.275 pieces/ ⁇ m 2.
  • the lower limit of the number density NDC of coarse precipitates is not particularly limited.
  • the lower limit of the number density NDC of coarse precipitates may be, for example, 0 particles/ ⁇ m 2 , 0.001 particles/ ⁇ m 2 , or 0.010 particles/ ⁇ m 2 .
  • the number density NDF of fine precipitates and the number density NDC of coarse precipitates can be determined by the following method.
  • a test piece is prepared from the steel material according to this embodiment. Specifically, if the steel material is a steel plate, a test piece is prepared having an observation surface 10 mm in the rolling direction and 10 mm in the plate thickness direction from the center of the plate thickness. If the steel material is a steel pipe, a test piece is prepared having an observation surface 10 mm in the pipe axial direction and 8 mm in the wall thickness (pipe diameter) direction from the center of the wall thickness. If the steel material is a round bar, a test piece is prepared having an observation surface that includes the R/2 position in the center and is 10 mm in the axial direction and 8 mm in the radial direction.
  • the observation surface of the test piece is polished to a mirror finish, it is immersed in a picral etching solution (a 2.0 mass% picric acid-ethanol solution) for 60 seconds to reveal the structure by etching.
  • the etched observation surface is subjected to three-dimensional roughness measurement using a scanning electron microscope (SEM) to obtain a three-dimensional roughness profile of each field of view. If the number of observation fields is three or more and the total area of the observation fields is 300 ⁇ m 2 or more, the reproducibility of the measurement of the number density of fine precipitates and coarse precipitates is improved. Therefore, in this embodiment, the number of observation fields is three or more.
  • the field area is, for example, 12 ⁇ m ⁇ 9 ⁇ m, 108 ⁇ m 2 (magnification 10,000 times).
  • the number of pixels into which the field of view is divided is not particularly limited, but in order to obtain stable measurement accuracy, it is preferable that one pixel be 0.020 ⁇ m x 0.020 ⁇ m or less.
  • one pixel is 0.020 ⁇ m x 0.020 ⁇ m, i.e., 20 nm x 20 nm, it becomes possible to detect precipitates of 20 nm or more by three-dimensional roughness measurement. Note that when one pixel is 0.020 ⁇ m x 0.020 ⁇ m in the above field of view area, the field of view area is divided into 270,000 pixels (600 x 450).
  • the method of performing the three-dimensional roughness measurement is not particularly limited, and may be a well-known method.
  • the SEM four secondary electron detectors may be installed, and the detection results may be combined to obtain a three-dimensional roughness profile.
  • the direction of the focal depth of the SEM observation is defined as the "height direction”.
  • a plane perpendicular to the height direction is further defined as the "observation surface”.
  • the direction from the observation surface toward the electron beam source is defined as the positive direction (the direction in which the height increases).
  • the area ratio Z h (%) of the steel material to the field area of the observation surface at the position h ( ⁇ m) in the height direction is obtained.
  • the resolution in the height direction is, for example, 1 nm.
  • the volume fraction of cementite having an equivalent circle diameter of 20 nm or more are cementite. Furthermore, the volume fraction of cementite having an equivalent circle diameter of less than 20 nm is negligibly small. Therefore, the area fraction S (%) of precipitates in each observation field can be approximated to the volume fraction V ⁇ (%) of cementite in the steel material according to this embodiment. From the above, in this embodiment, the volume fraction V ⁇ (%) of cementite is calculated as the area fraction S (%) of precipitates in each observation field.
  • the two-dimensional information of the distribution of steel in the observation field includes the area occupied by steel and voids.
  • the area occupied by steel is the area occupied by precipitates. Therefore, by analyzing the acquired two-dimensional information, the circular equivalent diameter of each precipitate in the observation field can be obtained. In this way, the circular equivalent diameter of all precipitates in the observation field is obtained. From the obtained circular equivalent diameter of each precipitate, the number of precipitates with a circular equivalent diameter of 20 to 150 nm (fine precipitates) and the number of precipitates with a circular equivalent diameter of 250 nm or more (coarse precipitates) are counted.
  • Fn5 is preferably 4.0 or more.
  • a more preferable lower limit of Fn5 is 4.2, and even more preferable is 4.3.
  • the upper limit of Fn5 is not particularly limited, but is, for example, 90000.0.
  • the upper limit of Fn5 may be 30000.0, 3000.0, 300.0, 200.0, or 150.0.
  • the steel material according to the present embodiment within the range of the content of the elements of the steel material described above, the content of the elements of the steel material and the Cr concentration ⁇ Cr in precipitates having a circle equivalent diameter of 20 nm or more satisfy the formulas (1) to (4), and the steel material has a yield strength of 862 MPa or more, and further, the number density NDF of fine precipitates is 0.650 pieces/ ⁇ m 2 or more, and the number density NDC of coarse precipitates is 0.290 pieces/ ⁇ m 2 or less.
  • the steel material according to the present embodiment has a yield strength of 125 ksi or more (862 MPa or more), excellent low-temperature toughness, and excellent SSC resistance.
  • the low-temperature toughness of the steel material is evaluated by a Charpy impact test in accordance with JIS Z 2242 (2016). Specifically, in this embodiment, the fact that the steel material has excellent low-temperature toughness is defined as follows.
  • the yield strength of the steel is 965 MPa or more, if no cracks are found after 720 hours in the SSC resistance test carried out under the above conditions, the steel is judged to have excellent SSC resistance.
  • the microstructure is determined to have a total volume fraction of tempered martensite and tempered bainite of 90% or more.
  • a method for manufacturing a steel material according to this embodiment will be described.
  • a method for manufacturing a seamless steel pipe will be described as an example of a steel material according to this embodiment.
  • the method for manufacturing a seamless steel pipe includes a step of preparing a mother pipe (preparation step), and a step of quenching and tempering the mother pipe to produce a seamless steel pipe (quenching step and tempering step).
  • the manufacturing method according to this embodiment is not limited to the manufacturing method described below. Each step will be described in detail below.
  • tempering is performed at high temperature for a short period of time, followed by cold working to form a large number of cementite nuclei. Then, tempering is performed at a temperature slightly lower than that of the high-temperature tempering (hereinafter also referred to as "medium-temperature tempering") to grow the large number of cementite nuclei that have formed.
  • the steel material according to this embodiment is capable of forming a large number of fine cementite.
  • two-stage tempering is performed in the order of high-temperature tempering, cold working, and medium-temperature tempering, with cold working in between. Each step is described in detail below.
  • the tempering temperature in the high-temperature tempering process is too low, the nuclei of cementite do not precipitate sufficiently during the tempering, and the cementite may become coarse by the intermediate-temperature tempering process described later.
  • the number density NDC of the coarse precipitates in the steel material after the intermediate-temperature tempering process becomes too high, and the number density NDF of the fine precipitates decreases.
  • the low-temperature toughness and SSC resistance of the steel material decrease.
  • the tempering temperature in the high-temperature tempering process is too high, the tempering temperature may exceed the A C1 point. In this case, austenite is mixed into the microstructure of the intermediate steel material.
  • the microstructure of the steel material after the intermediate-temperature tempering process described later is not mainly composed of tempered martensite and tempered bainite, and the mechanical properties specified in this embodiment cannot be obtained.
  • the preferred tempering temperature is 695 to 720°C.
  • a more preferred lower limit for the tempering temperature in the high-temperature tempering process is 700°C.
  • a more preferred upper limit for the tempering temperature in the high-temperature tempering process is 715°C.
  • the above manufacturing method makes it possible to manufacture the steel material according to this embodiment.
  • a method for manufacturing a seamless steel pipe has been described as one example.
  • the steel material according to this embodiment may be a steel plate or other shape.
  • a manufacturing method for a steel plate or other shape also includes, for example, a preparation step, a quenching step, and a tempering step.
  • the above manufacturing method is one example, and the steel material may be manufactured by other manufacturing methods. Below, the present disclosure will be explained in more detail using examples.
  • the steel plates of test numbers 1-1 to 1-44 were tempered.
  • tempering the steel plates of test numbers 1-1 to 1-28, 1-31 to 1-38, and 1-41 to 1-44 were subjected to a first tempering, cold working, and a second tempering.
  • the steel plates of test numbers 1-29 and 1-30 were subjected to a first tempering and cold working.
  • the steel plates of test numbers 1-39 and 1-40 were subjected to a first tempering and a second tempering. In this example, cold rolling was performed as the cold working.
  • the tempering temperature was defined as the temperature of the heat treatment furnace in which tempering was performed.
  • the tempering time was defined as the time from when the temperature of the steel plate of each test number reached a specified tempering temperature until it was extracted from the heat treatment furnace.
  • the area ratio S (%) of the precipitates in the observation field was calculated as the volume ratio V ⁇ (%) of cementite obtained by thermodynamic calculation using the chemical composition of the steel plate of each test number and the first and second tempering temperatures.
  • the thermodynamic calculation software Thermo-Calc Thermo-Calc Software, Inc., version: 2017a
  • the database used was TCFE8.
  • the number density NDF (pieces/ ⁇ m 2 ) of fine precipitates was calculated from the total number of fine precipitates obtained in the three visual fields and the total area ( ⁇ m 2 ) of the three visual fields.
  • the number density NDC (pieces/ ⁇ m 2 ) of coarse precipitates was calculated from the total number of coarse precipitates obtained in the three visual fields and the total area ( ⁇ m 2 ) of the three visual fields.
  • the number density NDF (pieces/ ⁇ m 2 ) of fine precipitates and the number density NDC (pieces/ ⁇ m 2 ) of coarse precipitates obtained for the steel plates of test numbers 1-1 to 1-44 are shown in Table 3.
  • test solution used was a mixed aqueous solution of 5.0 mass% sodium chloride and 0.5 mass% acetic acid (NACE solution A).
  • the test solution at 24°C was poured into three test vessels to form test baths.
  • the three round bar test pieces to which stress was applied were immersed one by one in the test baths of different test vessels.
  • a mixed gas of 0.15 atm H2S gas and 0.85 atm N2 gas was blown into the test baths to saturate them.
  • the test baths saturated with the mixed gas were held at 24°C for 720 hours.
  • Steel plates with test numbers 1-1 to 1-17 also had an Fn5 of 4.0 or more. As a result, these steel plates had an absorbed energy vE (-80°C) of 115 J or more, demonstrating even better low-temperature toughness.
  • the steel plates of test numbers 1-20, 1-21, and 1-23 to 1-25 had Fn3 less than -9.0. As a result, these steel plates did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate of test number 1-28 had Fn2 exceeding 0.355 and Fn1 exceeding 0.300.
  • the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2
  • the number density NDC of coarse precipitates exceeded 0.290 pieces/ ⁇ m2 .
  • the absorbed energy vE (-80°C) of this steel plate was less than 105 J, and the steel plate did not exhibit excellent low-temperature toughness.
  • this steel plate did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate of test number 1-30 had too low Ni content. Furthermore, the second tempering was not performed. As a result, the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2 , and the number density NDC of coarse precipitates was more than 0.290 pieces/ ⁇ m2 . As a result, the absorbed energy vE (-80°C) of this steel plate was less than 105 J, and it did not show excellent low-temperature toughness.
  • the steel plate of test number 1-34 had too low a Cr content. Furthermore, Fn2 exceeded 0.355, and Fn1 exceeded 0.300. As a result, the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m 2 , and the number density NDC of coarse precipitates exceeded 0.290 pieces/ ⁇ m 2. As a result, the absorbed energy vE (-80°C) of this steel plate was less than 105 J, and it did not show excellent low-temperature toughness. Furthermore, this steel plate did not show excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate of test number 1-35 had too low Mo content. Furthermore, Fn2 exceeded 0.355, and Fn1 exceeded 0.300. As a result, the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m 2 , and the number density NDC of coarse precipitates exceeded 0.290 pieces/ ⁇ m 2. As a result, the absorbed energy vE (-80°C) of this steel plate was less than 105 J, and it did not show excellent low-temperature toughness. Furthermore, this steel plate did not show excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate with test number 1-36 had too high a Mn content. Furthermore, Fn3 was less than -9.0 and Fn4 was less than -51.0. As a result, this steel plate did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate with test number 1-37 had too high a N content.
  • the absorbed energy vE (-80°C) of this steel plate was less than 105 J, and it did not exhibit good low-temperature toughness.
  • this steel plate did not exhibit good SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plates of test numbers 1-39 and 1-40 were not subjected to cold working between the first and second tempering.
  • the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2
  • the number density NDC of coarse precipitates was more than 0.290 pieces/ ⁇ m2 .
  • these steel plates had absorbed energy vE (-80°C) of less than 105 J, and did not exhibit excellent low-temperature toughness.
  • these steel plates did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plates of test numbers 1-43 and 1-44 had too high a reduction in area in the cold working between the first and second tempering.
  • the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2
  • the number density NDC of coarse precipitates was more than 0.290 pieces/ ⁇ m2 .
  • these steel plates had an absorbed energy vE (-80°C) of less than 105 J, and did not exhibit excellent low-temperature toughness.
  • these steel plates did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • Example 2 steel materials having a yield strength of 965 MPa or more were investigated. Specifically, 180 kg of molten steel was produced having the chemical composition shown in Tables 4-1, 4-2, and 4-3. Table 4-3 shows Fn2 calculated from the obtained chemical composition (mass%) and formula (2), Fn3 calculated from the obtained chemical composition (mass%) and formula (3), and Fn4 calculated from the obtained chemical composition (mass%) and formula (4). Note that "-" in Tables 4-2 and 4-3 means that the content of each element is at the impurity level. Specifically, the V content, Co content, W content, and Cu content of Test No. 2-3 were rounded off to the third decimal place and were 0%. Furthermore, the Nb content of Test No. 2-1 was rounded off to the fourth decimal place and was 0%. The Ca content, Mg content, Zr content, and REM content of test number 2-1 were rounded to the nearest 5 decimal places and were 0%.
  • Ingots were produced using the molten steel of test numbers 2-1 to 2-44.
  • the produced ingots were hot-rolled to produce steel plates with a thickness of 15 mm.
  • the steel plates of test numbers 2-1 to 2-44 after hot rolling were allowed to cool to room temperature (25°C).
  • the steel plates of test numbers 2-1 to 2-44 after cooling were held at the quenching temperature (920°C) for 20 minutes, and then quenched by immersing the steel plates in a water tank.
  • the cooling rate during quenching (CR 800-500 ) was 600°C/min in all cases.
  • the quenching temperature and the cooling rate during quenching CR 800-500 were measured using a sheath-type K thermocouple that was previously inserted in the center of the thickness of the steel plate.
  • Table 5 shows the tempering temperature (°C) and tempering time (min) for the first tempering for the steel plates of each test number. Similarly, Table 5 shows the area reduction rate (%) of cold working for the steel plates of each test number. Table 5 shows the tempering temperature (°C) and tempering time (min) for the second tempering for the steel plates of each test number.
  • a "-" in the "Cold working” column means that cold working was not performed.
  • a "-" in the "Second tempering” column means that a second tempering was not performed.
  • the number density NDF (pieces/ ⁇ m 2 ) of fine precipitates was calculated from the total number of fine precipitates obtained in the three visual fields and the total area ( ⁇ m 2 ) of the three visual fields.
  • the number density NDC (pieces/ ⁇ m 2 ) of coarse precipitates was calculated from the total number of coarse precipitates obtained in the three visual fields and the total area ( ⁇ m 2 ) of the three visual fields.
  • the number density NDF (pieces/ ⁇ m 2 ) of fine precipitates and the number density NDC (pieces/ ⁇ m 2 ) of coarse precipitates obtained are shown in Table 6.
  • the arithmetic average value of the obtained absorbed energy was defined as the absorbed energy vE (-65 ° C) (J).
  • the obtained absorbed energy vE (-65 ° C) (J) for the steel plates of test numbers 2-1 to 2-44 is shown in Table 6.
  • SSC resistance test The SSC resistance of the steel plates of test numbers 2-1 to 2-44 was evaluated by a method conforming to NACE TM0177-2016 Method A. Specifically, round bar test pieces with a diameter of 6.35 mm and a parallel part length of 25.4 mm were prepared from the center of the plate thickness of the steel plates of test numbers 2-1 to 2-44. The round bar test pieces were prepared so that the axial direction was parallel to the rolling direction of the steel plate. A tensile stress was applied in the axial direction of the round bar test pieces of each test number. At this time, the applied stress was adjusted to be 85% (85% AYS) of the actual yield stress of the steel plate of the corresponding test number.
  • test solution used was a mixed aqueous solution of 5.0 mass% sodium chloride and 0.5 mass% acetic acid (NACE solution A).
  • the test solution at 24°C was poured into three test vessels to form test baths.
  • the three round bar test pieces to which stress was applied were immersed one by one in the test baths of different test vessels.
  • a mixed gas of 0.01 atm H2S gas and 0.99 atm N2 gas was blown into the test baths to saturate them.
  • the test baths saturated with the mixed gas were held at 24°C for 720 hours.
  • the round bar test pieces of each test number were observed for the occurrence of sulfide stress cracking (SSC). Specifically, the round bar test pieces after 720 hours of immersion were observed with the naked eye and with a 10x magnification projector. As a result of the observation, test pieces in which no cracks were found in any of the three test pieces were judged to be "E” (Excellent). On the other hand, test pieces in which cracks were found in at least one test piece were judged to be "NA" (Not Acceptable).
  • SSC sulfide stress cracking
  • the steel plates with test numbers 2-20 to 2-24 had Fn3 of less than -9.0. As a result, these steel plates did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate of test number 2-28 had Fn2 exceeding 0.355 and Fn1 exceeding 0.300.
  • the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2
  • the number density NDC of coarse precipitates exceeded 0.290 pieces/ ⁇ m2 .
  • the absorbed energy vE (-65°C) of this steel plate was less than 75 J, and the steel plate did not exhibit excellent low-temperature toughness. Furthermore, this steel plate did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.
  • the steel plate of test number 2-30 had too low Ni content. Furthermore, the second tempering was not performed. As a result, the number density of fine precipitates NDF was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2 , and the number density of coarse precipitates NDC exceeded 0.290 pieces/ ⁇ m2 . As a result, the absorbed energy vE (-65°C) of this steel plate was less than 75 J, and it did not show excellent low-temperature toughness.
  • the steel plates of test numbers 2-43 and 2-44 had too high a reduction in area in the cold working between the first and second tempering.
  • the number density NDF of fine precipitates was less than 0.650 pieces/ ⁇ m2
  • the number density NDC of coarse precipitates was more than 0.290 pieces/ ⁇ m2 .
  • these steel plates had an absorbed energy vE (-65°C) of less than 75 J, and did not exhibit excellent low-temperature toughness.
  • these steel plates did not exhibit excellent SSC resistance in the SSC resistance test.

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Abstract

高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を提供する。　本開示による鋼材は、明細書に記載の化学組成を有し、降伏強度が８６２ＭＰａ以上であり、式（１）～（４）を満たす。鋼材中において、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）

Description

サワー環境での使用に適した鋼材
　本開示は、鋼材に関し、さらに詳しくは、サワー環境での使用に適した鋼材に関する。
　油井及びガス井（以下、油井及びガス井を総称して、単に「油井」という）の深井戸化により、油井用鋼管に代表される油井用鋼材の高強度化が求められている。具体的には、８０ｋｓｉ級（降伏強度が８０～９５ｋｓｉ未満、つまり、５５２～６５５ＭＰａ未満）や、９５ｋｓｉ級（降伏強度が９５～１１０ｋｓｉ未満、つまり、６５５～７５８ＭＰａ未満）の油井用鋼材が広く利用されており、最近ではさらに、１１０ｋｓｉ級（降伏強度が１１０～１２５ｋｓｉ未満、つまり、７５８～８６２ＭＰａ未満）、１２５ｋｓｉ級（降伏強度が１２５～１４０ｋｓｉ未満、つまり、８６２～９６５ＭＰａ未満）、及び、１４０ｋｓｉ以上（降伏強度が１４０ｋｓｉ以上、つまり、９６５ＭＰａ以上）の油井用鋼管が求められ始めている。
　一方、近年、海面下の深井戸についても開発が活発になってきている。たとえば、水深２０００ｍ以上のいわゆる深海の海底油田では、水温が低い。このような過酷な環境で使用される油井用鋼材は、高強度だけでなく、優れた低温靭性も求められる。しかしながら、鋼材の降伏強度を過度に高めれば、鋼材の低温靭性の低下が懸念される。
　さらに、深井戸の多くは、腐食性を有する硫化水素を含有するサワー環境である。本明細書において、サワー環境とは、硫化水素を含み、酸性化した環境を意味する。なお、サワー環境では、二酸化炭素を含む場合もある。このようなサワー環境で使用される油井用鋼管は、高強度だけでなく、耐硫化物応力割れ性（耐Ｓｕｌｆｉｄｅ　Ｓｔｒｅｓｓ　Ｃｒａｃｋｉｎｇ性：以下、耐ＳＳＣ性という）も要求される。このように、高強度であり、優れた低温靭性を有し、優れた耐ＳＳＣ性を有する、鋼材が求められ始めている。
　油井用鋼管に代表される鋼材の低温靭性と耐ＳＳＣ性とを高める技術が、特開２０００－２９７３４４号公報（特許文献１）、特開２００１－２７１１３４号公報（特許文献２）、及び、国際公開第２００８／１２３４２２号（特許文献３）に提案されている。
　特許文献１に開示されている油井用鋼は、質量％で、Ｃ：０．１５～０．３％、Ｃｒ：０．２～１．５％、Ｍｏ：０．１～１％、Ｖ：０．０５～０．３％、Ｎｂ：０．００３～０．１％を含有する。この油井用鋼は、析出している炭化物の総量が１．５～４質量％、炭化物の総量に占めるＭＣ型炭化物の割合が５～４５質量％、Ｍ23Ｃ6型炭化物の割合が製品の肉厚をｔ（ｍｍ）とした時（２００／ｔ）質量％以下である。この油井用鋼は、靭性及び耐ＳＳＣ性に優れる、と特許文献１には記載されている。
　特許文献２に開示されている低合金鋼材は、質量％で、Ｃ：０．２～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～０．５％、Ｍｎ：０．１～１％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１％以下、Ｃｒ：０．１～１．２％、Ｍｏ：０．１～１％、Ｂ：０．０００１～０．００５％、Ａｌ：０．００５～０．１％、Ｎ：０．０１％以下、Ｖ：０．０５～０．５％、Ｎｉ：０．１％以下、Ｗ：１．０％以下、Ｏ：０．０１％以下を含有し、残部Ｆｅ及び不純物からなり、式（０．０３≦Ｍｏ×Ｖ≦０．３）、及び、式（０．５×Ｍｏ－Ｖ＋ＧＳ／１０≧１）を満たし、降伏強度が１０６０ＭＰａ以上である。なお、式中のＧＳとは、旧オーステナイト粒のＡＳＴＭ粒度番号を意味する。この低合金鋼材は、耐ＳＳＣ性及び靭性に優れる、と特許文献２には記載されている。
　特許文献３に開示されている低合金鋼は、質量％で、Ｃ：０．１０～０．２０％、Ｓｉ：０．０５～１．０％、Ｍｎ：０．０５～１．５％、Ｃｒ：１．０～２．０％、Ｍｏ：０．０５～２．０％、Ａｌ：０．１０％以下、及び、Ｔｉ：０．００２～０．０５％を含有し、かつ、Ｃｅｑ（＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５）が０．６５以上であり、残部がＦｅ及び不純物からなり、不純物中、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ｎ：０．００７％以下、Ｂ：０．０００３％未満である。この低合金鋼は、粒径が１μｍ以上のＭ23Ｃ6型析出物が０．１個／ｍｍ2以下である。この低合金鋼は、靭性が確保され、耐ＳＳＣ性が向上されている、と特許文献３には記載されている。
特開２０００－２９７３４４号公報 特開２００１－２７１１３４号公報 国際公開第２００８／１２３４２２号
　上記特許文献１～３では、優れた靭性と優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を提案する。しかしながら、上記特許文献１～３に開示された技術以外の他の技術によって、高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材（たとえば油井用鋼材）が得られてもよい。
　本開示の目的は、高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を提供することである。
　本開示による鋼材は、
　質量％で、
　Ｃ：０．２０超～０．３５％、
　Ｓｉ：０．０５～１．５０％、
　Ｍｎ：０．０２～１．００％、
　Ｐ：０．０２５％以下、
　Ｓ：０．０１００％以下、
　Ａｌ：０．００５～０．１００％、
　Ｎｉ：０．１０超～２．５０％、
　Ｃｒ：０．４０～１．５０％、
　Ｍｏ：０．３０～１．５０％、
　Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、
　Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
　Ｎ：０．０１００％以下、
　Ｏ：０．０１００％以下、
　Ｖ：０～０．６０％、
　Ｎｂ：０～０．０３０％、
　Ｃａ：０～０．０１００％、
　Ｍｇ：０～０．０１００％、
　Ｚｒ：０～０．０１００％、
　希土類元素：０～０．０１００％、
　Ｃｏ：０～０．５０％、
　Ｗ：０～０．５０％、
　Ｃｕ：０～０．５０％、及び、
　残部がＦｅ及び不純物からなり、
　降伏強度が８６２ＭＰａ以上であり、
　円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度をθCrと定義したとき、
　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが、式（１）～（４）を満たし、
　前記鋼材中において、
　円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、
　円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。
　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）
　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）
　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）
　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）
　ここで、式（１）～（４）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。また、式（１）中のθCrには、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度が、単位：質量分率で代入される。
　本開示による鋼材は、高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。
　本発明者らは、サワー環境での使用が想定された鋼材について、高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを得る方法について調査及び検討を行い、次の知見を得た。
　本発明者らは具体的に、高い降伏強度として８６２ＭＰａ以上（１２５ｋｓｉ以上）の降伏強度を有する鋼材を得ようとした。そこで本発明者らは、まず、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を、化学組成の観点から検討した。その結果、本発明者らは、Ｎｉ含有量を０．１０超～２．５０％にまで高めれば、鋼材の低温靭性を高められる可能性があることを知見した。
　すなわち、本発明者らは、質量％で、Ｃ：０．２０超～０．３５％、Ｓｉ：０．０５～１．５０％、Ｍｎ：０．０２～１．００％、Ｐ：０．０２５％以下、Ｓ：０．０１００％以下、Ａｌ：０．００５～０．１００％、Ｎｉ：０．１０超～２．５０％、Ｃｒ：０．４０～１．５０％、Ｍｏ：０．３０～１．５０％、Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、Ｂ：０．０００１～０．００５０％、Ｎ：０．０１００％以下、Ｏ：０．０１００％以下、Ｖ：０～０．６０％、Ｎｂ：０～０．０３０％、Ｃａ：０～０．０１００％、Ｍｇ：０～０．０１００％、Ｚｒ：０～０．０１００％、希土類元素：０～０．０１００％、Ｃｏ：０～０．５０％、Ｗ：０～０．５０％、Ｃｕ：０～０．５０％、及び、残部がＦｅ及び不純物からなる鋼材であれば、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材を得られる可能性があると考えた。
　一方、Ｎｉ含有量を０．１０超～２．５０％にまで高めた、上述の化学組成を有する鋼材では、サワー環境において局所的な腐食が促進され、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する懸念がある。また、Ｎｉ含有量を０．１０超～２．５０％にまで高め、鋼材の低温靭性を高めた上述の化学組成を有する鋼材について、さらに低温靭性を高められると好ましい。そこで本発明者らは、上述の化学組成を有する鋼材について、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度を維持したまま、低温靭性と耐ＳＳＣ性とを高める手法を種々検討した。具体的に本発明者らは、上述の化学組成を有する鋼材の析出物に着目して、種々検討を行った。その結果、本発明者らは、粗大な析出物の個数密度を減らした上で、微細な析出物の個数密度を高めれば、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度を維持したまま、低温靭性と耐ＳＳＣ性とを高められる可能性があることを見出した。
　上述の化学組成を有する鋼材では、微細な析出物を多くすれば、鋼材の強度を維持したまま、鋼材の低温靭性を高められる可能性がある。上述の化学組成を有する鋼材ではさらに、粗大な析出物を少なくすれば、鋼材の耐ＳＳＣ性の低下を抑制できる可能性がある。要するに、粗大な析出物の代わりに微細な析出物を多く析出させられれば、上述の化学組成を有する鋼材では、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度を維持したまま、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高められる可能性がある。
　以上の知見を考慮した、本発明者らによるさらなる詳細な検討の結果、上述の化学組成と、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度とを有する鋼材では、具体的に、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、かつ、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下であれば、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを両立できることが明らかになった。以下、本明細書において、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物を「微細析出物」と定義し、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物を「粗大析出物」と定義する。
　本発明者らはさらに、上述の化学組成と、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度とを有する鋼材において、微細析出物の個数密度ＮＤＦを０．６５０個／μｍ2以上とし、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを０．２９０個／μｍ2以下とする手法について、種々検討した。その結果、本発明者らは、上述の化学組成と、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度とを有する鋼材では、鋼材の化学組成と析出物中のクロム（Ｃｒ）濃度とが式（１）を満たせば、微細析出物の個数密度ＮＤＦを０．６５０個／μｍ2以上とし、さらに、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを０．２９０個／μｍ2以下とできることを見出した。
　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）
　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。また、式（１）中のθCrには、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度が、単位：質量分率（ｍａｓｓ　ｆｒａｃｔｉｏｎ）で代入される。
　Ｆｎ１＝（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCrと定義する。Ｆｎ１の分子は、セメンタイトの総析出量の指標である。Ｆｎ１の分母θCrは、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度（単位は質量分率）である。
　ここで、上述の化学組成を有する鋼材では、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物は、そのほとんどがセメンタイトである。そのため、上述の化学組成を有する鋼材では、後述する焼戻し工程において、セメンタイトがオストワルド成長によって粗大化しやすい。オストワルド成長では、鋼材中の複数の微細なセメンタイトから、１つの粗大なセメンタイトが形成される。すなわち、セメンタイトのオストワルド成長を抑制できれば、微細析出物の個数密度ＮＤＦを高め、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを低減できる可能性がある。
　また、オストワルド成長では、セメンタイトの析出が完了した後、微細なセメンタイトが母相に溶解し、比較的大きなセメンタイトがさらに成長する。すなわち、微細なセメンタイトの母相への溶解を抑制できれば、セメンタイトの粗大化を抑制できる可能性がある。一方、Ｃｒはセメンタイトに濃化して、セメンタイトを安定化させる。すなわち、Ｃｒ濃度が高まったセメンタイトは、鋼材中に溶解しにくくなる。その結果、セメンタイトのオストワルド成長が抑制されると考えられる。
　すなわち、Ｆｎ１の分母である円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとは、セメンタイトのオストワルド成長のしにくさを示す指標である。Ｆｎ１の分母（θCr）が大きいほど、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦが高まり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが低下する可能性がある。また、上述のとおり、Ｆｎ１の分子は、セメンタイトの総析出量の指標である。また、上述の化学組成を有する鋼材では、セメンタイトの総析出量が多いほど、粗大なセメンタイトが形成されやすくなる。すなわち、Ｆｎ１の分子を低減すれば、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを低減できる可能性がある。
　要するに、Ｆｎ１は、上述の化学組成を有する鋼材中における、微細析出物の個数密度ＮＤＦと粗大析出物の個数密度ＮＤＣとに関する指標である。本実施形態のその他の条件を満たし、さらにＦｎ１が０．３００以下であれば、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦを０．６５０個／μｍ2以上にし、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを０．２９０個／μｍ2以下にすることができる。したがって、本実施形態において、Ｆｎ１は０．３００以下である。
　さらに本発明者らは、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrを高める方法を検討した。その結果、本実施形態の他の条件を満たすことを前提に、上述の化学組成がさらに次の式（２）を満たせば、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrを高められることを、本発明者らは見出した。
　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）
　ここで、式（２）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
　Ｆｎ２＝（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）と定義する。Ｆｎ２は析出物中へのＣｒの濃化のしにくさを示す指標である。Ｆｎ２が０．３５５以下であれば、析出物中にＣｒが十分に濃化して、セメンタイトのオストワルド成長が抑制されやすくなる。したがって、本実施形態による鋼材において、Ｆｎ２は０．３５５以下である。
　ところで、上述のとおり、Ｎｉ含有量を０．１０超～２．５０％にまで高めた、上述の化学組成を有する鋼材では、サワー環境において局所的な腐食が促進され、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する懸念がある。そこで本発明者らは、Ｎｉ含有量を高めた上述の化学組成を有する鋼材について、耐ＳＳＣ性を安定して高める手法を検討した。その結果、上述の化学組成がさらに次の式（３）及び式（４）を満たせば、鋼材の耐ＳＳＣ性が安定して高められることを、本発明者らは見出した。
　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）
　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）
　ここで、式（３）及び式（４）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。
　Ｆｎ３＝－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉと定義する。Ｆｎ４＝１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉと定義する。Ｆｎ３及びＦｎ４は、上述の化学組成を有する鋼材の耐ＳＳＣ性の指標である。Ｆｎ３が－９．０以上を満たし、かつ、Ｆｎ４が－５１．０以上を満たせば、鋼材の局所的な腐食が抑制され、鋼材の耐ＳＳＣ性を安定して高めることができる。したがって、本実施形態による鋼材は、上述の化学組成を有し、Ｆｎ１が０．３００以下であり、Ｆｎ２が０．３５５以下であり、さらに、Ｆｎ３が－９．０以上かつＦｎ４が－５１．０以上である。
　したがって、本実施形態による鋼材は、上述の化学組成を有し、Ｆｎ１が０．３００以下であり、Ｆｎ２が０．３５５以下であり、Ｆｎ３が－９．０以上であり、Ｆｎ４が－５１．０以上であり、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有し、さらに、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。その結果、本実施形態による鋼材は、１２５ｋｓｉ以上（８６２ＭＰａ以上）の高い降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。
　以上の知見に基づいて完成した本実施形態による鋼材の要旨は、次のとおりである。
　［１］
　鋼材であって、
　質量％で、
　Ｃ：０．２０超～０．３５％、
　Ｓｉ：０．０５～１．５０％、
　Ｍｎ：０．０２～１．００％、
　Ｐ：０．０２５％以下、
　Ｓ：０．０１００％以下、
　Ａｌ：０．００５～０．１００％、
　Ｎｉ：０．１０超～２．５０％、
　Ｃｒ：０．４０～１．５０％、
　Ｍｏ：０．３０～１．５０％、
　Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、
　Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
　Ｎ：０．０１００％以下、
　Ｏ：０．０１００％以下、
　Ｖ：０～０．６０％、
　Ｎｂ：０～０．０３０％、
　Ｃａ：０～０．０１００％、
　Ｍｇ：０～０．０１００％、
　Ｚｒ：０～０．０１００％、
　希土類元素：０～０．０１００％、
　Ｃｏ：０～０．５０％、
　Ｗ：０～０．５０％、
　Ｃｕ：０～０．５０％、及び、
　残部がＦｅ及び不純物からなり、
　降伏強度が８６２ＭＰａ以上であり、
　円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度をθCrと定義したとき、
　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが、式（１）～（４）を満たし、
　前記鋼材中において、
　円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、
　円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である、
　鋼材。
　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）
　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）
　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）
　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）
　ここで、式（１）～（４）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。また、式（１）中のθCrには、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度が、単位：質量分率で代入される。
　［２］
　［１］に記載の鋼材であって、
　Ｖ：０．０１～０．６０％、
　Ｎｂ：０．００１～０．０３０％、
　Ｃａ：０．０００１～０．０１００％、
　Ｍｇ：０．０００１～０．０１００％、
　Ｚｒ：０．０００１～０．０１００％、
　希土類元素：０．０００１～０．０１００％、
　Ｃｏ：０．０１～０．５０％、
　Ｗ：０．０１～０．５０％、及び、
　Ｃｕ：０．０１～０．５０％、からなる群から選択される１元素以上を含有する、
　鋼材。
　［３］
　［１］に記載の鋼材であって、
　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、前記円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦと、前記円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たす、
　鋼材。
　（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）≧４．０　（５）
　ここで、式（５）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。また、式（５）中のＮＤＦには、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入される。さらに、式（５）中のＮＤＣには、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入され、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が０．００１個／μｍ2未満の場合、ＮＤＣには０．００１が代入される。
　［４］
　［２］に記載の鋼材であって、
　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、前記円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦと、前記円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たす、
　鋼材。
　（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）≧４．０　（５）
　ここで、式（５）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。また、式（５）中のＮＤＦには、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入される。さらに、式（５）中のＮＤＣには、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入され、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が０．００１個／μｍ2未満の場合、ＮＤＣには０．００１が代入される。
　［５］
　［１］～［４］のいずれか１項に記載の鋼材であって、
　前記鋼材は、油井用鋼管である、鋼材。
　なお、本実施形態による鋼材の形状は、特に限定されない。本実施形態による鋼材は、鋼管であってもよく、丸鋼（中実材）であってもよく、鋼板であってもよい。なお、丸鋼とは、軸方向に垂直な断面が円形状の棒鋼を意味する。また、鋼管とは、継目無鋼管であってもよく、溶接鋼管であってもよい。
　以下、本実施形態による鋼材について詳述する。
　［化学組成］
　本実施形態による鋼材の化学組成は、次の元素を含有する。元素に関する「％」は、特に断りがない限り、質量％を意味する。
　Ｃ：０．２０超～０．３５％
　炭素（Ｃ）は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃはさらに、製造工程中の焼戻しにおいて炭化物の球状化を促進し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。炭化物が分散されればさらに、鋼材の強度が高まる。Ｃ含有量が低すぎれば、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、Ｃ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、炭化物が多くなりすぎ、鋼材の低温靭性が低下する。Ｃ含有量が高すぎればさらに、製造工程中の焼入れにおいて、焼割れが発生しやすくなる場合がある。したがって、Ｃ含有量は０．２０超～０．３５％である。Ｃ含有量の好ましい下限は０．２２％であり、さらに好ましくは０．２４％であり、さらに好ましくは０．２６％である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．３２％である。
　Ｓｉ：０．０５～１．５０％
　ケイ素（Ｓｉ）は鋼を脱酸する。Ｓｉ含有量が低すぎれば、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、Ｓｉ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．０５～１．５０％である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は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１．４０％であり、さらに好ましくは１．３８％であり、さらに好ましくは１．３０％である。
　Ｍｎ：０．０２～１．００％
　マンガン（Ｍｎ）は鋼を脱酸する。Ｍｎはさらに、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｍｎ含有量が低すぎれば、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、Ｍｎ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、ＭｎがＰ及びＳ等の不純物とともに結晶粒界に偏析して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．０２～１．００％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．０３％であり、さらに好ましくは０．０５％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％である。
　Ｐ：０．０２５％以下
　リン（Ｐ）は不純物である。すなわち、Ｐ含有量の下限は０％超である。Ｐ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｐが結晶粒界に偏析して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０２５％以下である。Ｐ含有量の好ましい上限は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。ただし、Ｐ含有量の極端な低減は、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０．００３％である。
　Ｓ：０．０１００％以下
　硫黄（Ｓ）は不純物である。すなわち、Ｓ含有量の下限は０％超である。Ｓ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｓが結晶粒界に偏析して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｓ含有量は０．０１００％以下である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．００７５％であり、さらに好ましくは０．００５０％であり、さらに好ましくは０．００３０％である。Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。ただし、Ｓ含有量の極端な低減は、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％である。
　Ａｌ：０．００５～０．１００％
　アルミニウム（Ａｌ）は鋼を脱酸する。Ａｌ含有量が低すぎれば、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。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。一方、Ａｌ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な酸化物系介在物が生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ａｌ含有量は０．００５～０．１００％である。Ａｌ含有量の好ましい下限は０．０１５％であり、さらに好ましくは０．０２０％である。Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０８０％であり、さらに好ましくは０．０６０％である。本明細書にいう「Ａｌ」含有量は「酸可溶Ａｌ」、つまり、「ｓｏｌ．Ａｌ」の含有量を意味する。
　Ｎｉ：０．１０超～２．５０％
　ニッケル（Ｎｉ）は鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｎｉはさらに、鋼に固溶して、鋼材の低温靭性を高める。Ｎｉ含有量が低すぎれば、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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、局部的な腐食が促進され、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は０．１０超～２．５０％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は０．１１％であり、さらに好ましくは０．１２％であり、さらに好ましくは０．１５％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は２．３０％であり、さらに好ましくは２．００％であり、さらに好ましくは１．９５％であり、さらに好ましくは１．８０％である。
　Ｃｒ：０．４０～１．５０％
　クロム（Ｃｒ）は鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃｒはさらに、鋼材中のセメンタイトに濃化して、セメンタイトのオストワルド成長を抑制する。その結果、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦが高まり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが低下する。このようにして、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が高まる。Ｃｒはさらに、鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、高温焼戻しを可能にする。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が高まる。Ｃｒ含有量が低すぎれば、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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は０．４０～１．５０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は０．４５％であり、さらに好ましくは０．５０％である。Ｃｒ含有量の好ましい上限は１．３０％であり、さらに好ましくは１．２５％である。
　Ｍｏ：０．３０～１．５０％
　モリブデン（Ｍｏ）は鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｍｏはさらに、鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、高温焼戻しを可能にする。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が高まる。Ｍｏ含有量が低すぎれば、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含有量が高すぎれば、上記効果が飽和する。したがって、Ｍｏ含有量は０．３０～１．５０％である。Ｍｏ含有量の好ましい下限は０．４０％であり、さらに好ましくは０．５０％であり、さらに好ましくは０．５５％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は１．４０％であり、さらに好ましくは１．３０％であり、さらに好ましくは１．２５％である。
　Ｔｉ：０．００２～０．０５０％
　チタン（Ｔｉ）はＮと結合して窒化物を形成し、ピンニング効果により、鋼材の結晶粒を微細化する。その結果、鋼材の強度が高まり、さらに鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が高まる。Ｔｉ含有量が低すぎれば、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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ｔｉ窒化物が粗大化して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｔｉ含有量は０．００２～０．０５０％である。Ｔｉ含有量の好ましい下限は０．００３％であり、さらに好ましくは０．００５％である。Ｔｉ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０．０１８％である。
　Ｂ：０．０００１～０．００５０％
　ホウ素（Ｂ）は鋼に固溶して鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｂ含有量が低すぎれば、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、Ｂ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な窒化物が生成して、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｂ含有量は０．０００１～０．００５０％である。Ｂ含有量の好ましい下限は０．０００３％であり、さらに好ましくは０．０００７％である。Ｂ含有量の好ましい上限は０．００３０％であり、さらに好ましくは０．００２５％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。
　Ｎ：０．０１００％以下
　窒素（Ｎ）は不可避に含有される。すなわち、Ｎ含有量の下限は０％超である。ＮはＴｉと結合して窒化物を形成し、ピンニング効果により、鋼材の結晶粒を微細化する。その結果、鋼材の強度が高まる。しかしながら、Ｎ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な窒化物が形成され、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．０１００％以下である。Ｎ含有量の好ましい上限は０．００６０％であり、さらに好ましくは０．００５０％であり、さらに好ましくは０．００４５％である。上記効果をより有効に得るためのＮ含有量の好ましい下限は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％であり、さらに好ましくは０．００２０％である。
　Ｏ：０．０１００％以下
　酸素（Ｏ）は不純物である。すなわち、Ｏ含有量の下限は０％超である。Ｏ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な酸化物が形成し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｏ含有量は０．０１００％以下である。Ｏ含有量の好ましい上限は０．００５０％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％である。Ｏ含有量はなるべく低い方が好ましい。ただし、Ｏ含有量の極端な低減は、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、Ｏ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％である。
　本実施形態による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、鋼材を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、又は、製造環境などから混入されるものであって、本実施形態による鋼材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］
　上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｖ、及び、Ｎｂ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、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。
　Ｖ：０～０．６０％
　バナジウム（Ｖ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｖ含有量は０％であってもよい。含有される場合、ＶはＣ又はＮと結合して、炭化物、窒化物、又は、炭窒化物（以下、「炭窒化物等」という）を形成する。炭窒化物等は、ピンニング効果により、鋼材の結晶粒を微細化し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。Ｖはさらに、焼戻し時に微細な炭化物を形成して鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、鋼材の強度を高める。Ｖ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、Ｖ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の低温靭性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０～０．６０％である。Ｖ含有量の好ましい下限は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０．０４％であり、さらに好ましくは０．０６％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．４０％であり、さらに好ましくは０．３０％であり、さらに好ましくは０．２０％である。
　Ｎｂ：０～０．０３０％
　ニオブ（Ｎｂ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｎｂ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｎｂは炭窒化物等を形成する。炭窒化物等はピンニング効果により、鋼材の結晶粒を微細化し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。Ｎｂはさらに、焼戻し時に微細な炭化物を形成して鋼材の焼戻し軟化抵抗を高め、鋼材の強度を高める。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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、炭窒化物等が過剰に生成して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０～０．０３０％である。Ｎｂ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは０．００２％であり、さらに好ましくは０．００３％であり、さらに好ましくは０．００７％である。Ｎｂ含有量の好ましい上限は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。
　上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃａ、Ｍｇ、Ｚｒ、及び、希土類元素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、鋼材中のＳを硫化物として無害化する。その結果、これらの元素は鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。
　Ｃａ：０～０．０１００％
　カルシウム（Ｃａ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃａ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃａは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃａ含有量は０～０．０１００％である。Ｃａ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは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０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。Ｃａ含有量の好ましい上限は０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００２５％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。
　Ｍｇ：０～０．０１００％
　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。すなわち、Ｍｇ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｍｇは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｍｇ含有量は０～０．０１００％である。Ｍｇ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは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０．０００６％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０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００２５％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。
　Ｚｒ：０～０．０１００％
　ジルコニウム（Ｚｒ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｚｒ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｚｒは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める。Ｚｒ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、Ｚｒ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｚｒ含有量は０～０．０１００％である。Ｚｒ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは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０．０００６％であり、さらに好ましくは０．００１０％である。Ｚｒ含有量の好ましい上限は０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００２５％であり、さらに好ましくは０．００２０％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。すなわち、ＲＥＭ含有量は０％であってもよい。含有される場合、ＲＥＭは鋼材中のＳを硫化物として無害化し、鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。ＲＥＭはさらに、鋼材中のＰと結合して、結晶粒界におけるＰの偏析を抑制する。そのため、Ｐの偏析に起因した鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性の低下が抑制される。ＲＥＭが少しでも含有されれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果がある程度得られる。しかしながら、ＲＥＭ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中の酸化物が粗大化して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ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％超であり、さらに好ましくは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０．０００６％である。ＲＥＭ含有量の好ましい上限は０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００２５％であり、さらに好ましくは０．００２０％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種以上の元素を意味する。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を意味する。
　上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｏ、及び、Ｗ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、サワー環境において保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。その結果、これらの元素は鋼材の耐ＳＳＣ性を高める。
　Ｃｏ：０～０．５０％
　コバルト（Ｃｏ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃｏ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｏはサワー環境において、保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。その結果、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。Ｃｏ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、Ｃｏ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の焼入れ性が低下して、鋼材の強度が低下する。したがって、Ｃｏ含有量は０～０．５０％である。Ｃｏ含有量の好ましい下限は０％超であり、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０．０５％である。Ｃｏ含有量の好ましい上限は０．４５％であり、さらに好ましくは０．４０％である。
　Ｗ：０～０．５０％
　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。すなわち、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、保護性の腐食被膜を形成し、鋼材への水素の侵入を抑制する。その結果、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含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中に粗大な炭化物が生成して、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｗ含有量は０～０．５０％である。Ｗ含有量の好ましい下限は０％超であり、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０．０５％である。Ｗ含有量の好ましい上限は０．４５％であり、さらに好ましくは０．４０％である。
　上述の鋼材の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｕを含有してもよい。
　Ｃｕ：０～０．５０％
　銅（Ｃｕ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。すなわち、Ｃｕ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｕは鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃｕ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、Ｃｕ含有量が高すぎれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の焼入れ性が高くなりすぎ、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０～０．５０％である。Ｃｕ含有量の好ましい下限は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０．０５％である。Ｃｕ含有量の好ましい上限は０．３５％であり、さらに好ましくは０．２５％である。
　［Ｆｎ１］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが、次の式（１）を満たす。
　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）
　ここで、式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。また、式（１）中のθCrには、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度が、単位：質量分率で代入される。
　Ｆｎ１（＝（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr）は、上述の化学組成を有する鋼材中における、微細析出物の個数密度ＮＤＦと粗大析出物の個数密度ＮＤＣとに関する指標である。本実施形態のその他の条件を満たし、さらにＦｎ１が０．３００以下であれば、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦを０．６５０個／μｍ2以上にし、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを０．２９０個／μｍ2以下にすることができる。
　Ｃｒはセメンタイトに濃化して、セメンタイトのオストワルド成長を抑制することができる。具体的には、Ｃｒがセメンタイトに濃化することにより、後述する製造工程中の焼戻し工程において、微細なセメンタイトの母相への溶解を抑制することができる。その結果、オストワルド成長によるセメンタイトの粗大化を抑制することができる。
　ここで、上述の化学組成を有する鋼材では、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物は、そのほとんどがセメンタイトである。一方、上述の化学組成を有する鋼材においては、円相当径が２０ｎｍ未満の析出物には、ＭＣ型炭化物及びＭ2Ｃ型炭化物を含む可能性がある。そのため、本実施形態による鋼材の式（１）においては、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrを規定する。その結果、本実施形態による鋼材の式（１）では、実質的にセメンタイト中のＣｒ濃度を規定することができる。
　以上のとおり、Ｆｎ１の分母である円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとは、セメンタイトのオストワルド成長のしにくさを示す指標である。Ｆｎ１の分母であるθCrを高めれば、セメンタイトの粗大化が抑制され、微細析出物の個数密度ＮＤＦを高め、かつ粗大析出物の個数密度ＮＤＣを低減できる可能性がある。また、上述のとおり、Ｆｎ１の分子は、セメンタイトの総析出量の指標である。上述の化学組成を有する鋼材においては、セメンタイトの総析出量が多いほど、粗大なセメンタイトが形成されやすくなる。すなわち、Ｆｎ１の分子を低減すれば、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを低減できる可能性がある。
　要するに、Ｆｎ１が０．３００以下であれば、本実施形態のその他の構成を満たすことを条件に、鋼材中の微細析出物の個数密度ＮＤＦを０．６５０個／μｍ2以上にし、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣを０．２９０個／μｍ2以下にすることができる。したがって、本実施形態による鋼材において、Ｆｎ１は０．３００以下である。Ｆｎ１の好ましい上限は０．２９５であり、さらに好ましくは０．２９０であり、さらに好ましくは０．２８５であり、さらに好ましくは０．２８０であり、さらに好ましくは０．２６０であり、さらに好ましくは０．２４０である。Ｆｎ１の下限は特に限定されない。Ｆｎ１の下限は、たとえば、０である。なお、Ｆｎ１は、得られた数値の小数第四位を四捨五入して求める。
　円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrは、次の方法で求めることができる。本実施形態による鋼材から、抽出レプリカ作製用のミクロ試験片を作製する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部からミクロ試験片を作製する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部からミクロ試験片を作製する。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置からミクロ試験片を作製する。なお、本明細書において、Ｒ／２位置とは、丸鋼の軸方向に垂直な断面における半径Ｒの中心位置を意味する。
　ミクロ試験片の表面を鏡面研磨した後、ミクロ試験片を３％ナイタール腐食液に１０分浸漬し、表面を腐食する。腐食させた表面を、カーボン蒸着膜で覆う。蒸着膜で表面を覆ったミクロ試験片を、５％ナイタール腐食液に２０分浸漬する。浸漬したミクロ試験片から、蒸着膜を剥離する。ミクロ試験片から剥離した蒸着膜を、エタノールで洗浄した後、シートメッシュですくい取り、乾燥する。
　この蒸着膜（レプリカ膜）を、透過電子顕微鏡（ＴＥＭ：Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ　Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）で観察する。具体的には、蒸着膜から任意の位置を特定し、観察倍率を１万倍、加速電圧を２００ｋＶとして観察する。なお、特定する位置の数は少なくとも３以上であればよく、特に限定されない。また、観察視野は、たとえば、８μｍ×８μｍである。各観察視野において、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物を、全視野の合計で２０個特定し、「特定析出物」と定義する。なお、析出物であることは、コントラストから特定可能である。また、析出物の円相当径は、ＴＥＭ観察における観察画像を画像解析することによって求めることができる。
　特定析出物（円相当径が２０ｎｍ以上の析出物）に対して、エネルギー分散型Ｘ線分析法（ＥＤＳ：Ｅｎｅｒｇｙ　Ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ　Ｘ－ｒａｙ　Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｒｙ）による点分析を行う。ＥＤＳの点分析により、各析出物中に含まれる炭素を除く合金元素の合計を１００％とした場合の、Ｃｒ濃度を質量％単位で定量する。２０個の特定析出物についてＣｒ濃度を定量し、その算術平均値を特定析出物中のＣｒ濃度θCr（単位は質量分率）と定義する。なお、本実施形態では、特定析出物中のＣｒ濃度θCrは、得られた数値の小数第五位を四捨五入して求める。
　［Ｆｎ２］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量が、次の式（２）を満たす。
　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）
　ここで、式（２）中の元素記号には、対応する元素の含有量が質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。
　Ｆｎ２（＝（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ））は析出物中へのＣｒの濃化のしにくさを示す指標である。Ｆｎ２が０．３５５以下であれば、析出物中にＣｒが十分に濃化して、セメンタイトのオストワルド成長を抑制させやすくなる。したがって、本実施形態による鋼材において、Ｆｎ２は０．３５５以下である。
　Ｆｎ２の好ましい上限は０．３５０であり、さらに好ましくは０．３４０であり、さらに好ましくは０．３３０であり、さらに好ましくは０．３２０であり、さらに好ましくは０．３１０であり、さらに好ましくは０．３００である。Ｆｎ２の下限は特に限定されない。Ｆｎ２の下限は、たとえば、０である。なお、Ｆｎ２は、得られた数値の小数第四位を四捨五入して求める。
　［Ｆｎ３］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量が、次の式（３）を満たす。
　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）
　ここで、式（３）中の元素記号には、対応する元素の含有量が質量％で代入される。
　Ｆｎ３（＝－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ）は、耐ＳＳＣ性の指標である。Ｆｎ３が－９．０以上を満たせば、本実施形態のその他の構成を満たすことを条件に、鋼材の局所的な腐食が抑制され、鋼材の耐ＳＳＣ性を安定して高めることができる。したがって、本実施形態による鋼材において、Ｆｎ３は－９．０以上である。
　Ｆｎ３の好ましい下限は－８．７であり、さらに好ましくは－８．５である。Ｆｎ３の上限は特に限定されない。Ｆｎ３の上限は、たとえば、０．５である。なお、Ｆｎ３は、得られた数値の小数第二位を四捨五入して求める。
　［Ｆｎ４］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量が、次の式（４）を満たす。
　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）
　ここで、式（４）中の元素記号には、対応する元素の含有量が質量％で代入される。
　Ｆｎ４（＝１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ）は、Ｆｎ３と同様に、耐ＳＳＣ性の指標である。Ｆｎ３が－９．０以上を満たすことを前提に、Ｆｎ４が－５１．０以上を満たせば、本実施形態のその他の構成を満たすことを条件に、鋼材の局所的な腐食が抑制され、鋼材の耐ＳＳＣ性を安定して高めることができる。したがって、本実施形態による鋼材において、Ｆｎ４は－５１．０以上である。
　Ｆｎ４の好ましい下限は－５０．９であり、さらに好ましくは－５０．７であり、さらに好ましくは－５０．５である。Ｆｎ４の上限は特に限定されない。Ｆｎ４の上限は、たとえば、２０．１である。なお、Ｆｎ４は、得られた数値の小数第二位を四捨五入して求める。
　［降伏強度］
　本実施形態による鋼材の降伏強度は８６２ＭＰａ以上（１２５ｋｓｉ以上）である。本明細書でいう降伏強度は、ＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠した引張試験で得られた０．２％オフセット耐力を意味する。なお、本実施形態による鋼材の降伏強度の上限は、特に限定されない。しかしながら、少なくとも降伏強度が８６２～１０６９ＭＰａの範囲において、本実施形態による鋼材が優れた低温靭性と優れた耐ＳＳＣ性とを有することは、後述する実施例によって証明されている。したがって、本実施形態による鋼材の降伏強度は、少なくとも８６２～１０６９ＭＰａ（１２５～１５５ｋｓｉ）を含む。すなわち、本実施形態による鋼材の降伏強度は、少なくとも、８６２～９６５ＭＰａ未満（１２５ｋｓｉ級）と、９６５～１０６９ＭＰａ（１４０ｋｓｉ級）とを含む。
　本実施形態による鋼材の降伏強度は、次の方法で求めることができる。具体的に、ＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠した方法で、引張試験を行う。本実施形態による鋼材から、丸棒試験片を作製する。鋼材が鋼板の場合、板厚中央部から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向とする。鋼材が鋼管の場合、肉厚中央部から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、鋼管の管軸方向に平行な方向とする。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、丸鋼の軸方向に平行な方向とする。丸棒試験片の大きさは、たとえば、平行部直径４ｍｍ、標点距離１６ｍｍである。丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中で引張試験を実施して、得られた０．２％オフセット耐力を、降伏強度（ＭＰａ）と定義する。なお、本実施形態において降伏強度（ＭＰａ）は、得られた数値の小数第一位を四捨五入して求める。
　［析出物の個数密度］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが式（１）～（４）を満たし、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有し、さらに、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、かつ、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。その結果、本実施形態による鋼材は、１２５ｋｓｉ以上（８６２ＭＰａ以上）の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。
　上述のとおり、本明細書において、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物を「微細析出物」と定義し、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物を「粗大析出物」と定義する。また、上述のとおり、上述の化学組成を有する鋼材では、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物は、そのほとんどがセメンタイトである。つまり、本実施形態による鋼材では、微細なセメンタイトを多数析出させると同時に、粗大なセメンタイトの析出を抑制する。その結果、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する鋼材が得られる。
　微細析出物の個数密度ＮＤＦの好ましい下限は０．７００個／μｍ2であり、さらに好ましくは０．７５０個／μｍ2である。微細析出物の個数密度ＮＤＦの上限は特に限定されない。微細析出物の個数密度ＮＤＦの上限は、たとえば、２０．０００個／μｍ2であってもよく、１５．０００個／μｍ2であってもよく、１０．０００個／μｍ2であってもよい。粗大析出物の個数密度ＮＤＣの好ましい上限は０．２８５個／μｍ2であり、さらに好ましくは０．２８０個／μｍ2であり、さらに好ましくは０．２７５個／μｍ2である。粗大析出物の個数密度ＮＤＣの下限は特に限定されない。粗大析出物の個数密度ＮＤＣの下限は、たとえば、０個／μｍ2であってもよく、０．００１個／μｍ2であってもよく、０．０１０個／μｍ2であってもよい。
　本実施形態による鋼材において、微細析出物の個数密度ＮＤＦ、及び、粗大析出物の個数密度ＮＤＣは、次の方法で求めることができる。本実施形態による鋼材から、試験片を作製する。具体的に、鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から圧延方向１０ｍｍ、板厚方向１０ｍｍの観察面を有する試験片を作製する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から管軸方向１０ｍｍ、肉厚（管径）方向８ｍｍの観察面を有する試験片を作製する。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置を中央に含み、軸方向１０ｍｍ、径方向８ｍｍの観察面を有する試験片を作製する。
　試験片の観察面を鏡面に研磨した後、ピクラール腐食液（２．０質量％ピクリン酸－エタノール溶液）に６０秒間浸漬して、エッチングによる組織現出を行う。エッチングした観察面を、走査電子顕微鏡（ＳＥＭ：Ｓｃａｎｎｉｎｇ　Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）を用いて、三次元粗さ測定を行い、各視野の三次元粗さプロファイルを得る。観察視野が３視野以上であり、かつ、観察視野の面積の合計が３００μｍ2以上であれば、微細析出物及び粗大析出物の個数密度の測定における再現性が高まる。したがって、本実施形態では、観察視野は３視野以上とする。さらに、視野面積は、たとえば、１２μｍ×９μｍの１０８μｍ2（倍率１００００倍）とする。
　視野面積を分割するピクセル（画素）数は特に限定されないが、安定した測定精度を得るためには、１ピクセルを０．０２０μｍ×０．０２０μｍ以下とするのが好ましい。１ピクセルが０．０２０μｍ×０．０２０μｍ、すなわち、２０ｎｍ×２０ｎｍである場合、三次元粗さ測定によって、２０ｎｍ以上の析出物を検出することが可能となる。なお、上述の視野面積において１ピクセルを０．０２０μｍ×０．０２０μｍとした場合、視野面積は、６００×４５０の２７万ピクセルに分割される。
　三次元粗さ測定を実施する方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。たとえば、ＳＥＭにおいて、二次電子検出器を４個設置して、その検出結果を組み合わせることにより、三次元粗さプロファイルを得てもよい。各観察視野において、ＳＥＭ観察の焦点深度の方向を「高さ方向」と定義する。各観察視野においてさらに、高さ方向に垂直な平面を「観察面」と定義する。さらに、上記高さ方向において、観察面から電子線源に向かう方向を正の方向（高さが増す方向）と定義する。上述の方法で求めた三次元粗さプロファイルから、高さ方向の位置ｈ（μｍ）における、観察面の視野面積のうち、鋼材が占める面積率Ｚh（％）を求める。このとき、高さ方向の分解能は、たとえば、１ｎｍである。
　ここで、各観察視野における、最低高さｈ0と最高高さｈ1とを特定する。ｈ0は、対応する面積率Ｚh0＝１００．０％であり、かつ、Ｚh＝１００．０％となる高さｈのうち、最大値を意味する。ｈ1は、対応する面積率Ｚh1＝０．０％であり、かつ、Ｚh＝０．０％となる高さｈのうち、最小値を意味する。
　各観察視野において、高さ方向の位置ｈ（μｍ）を横軸とし、鋼材が占める面積率Ｚh（％）を縦軸としたプロットを作成する。なお、このとき、高さ方向の位置ｈの範囲は、ｈ0～ｈ1とする。
　次に、各観察視野における析出物の面積率Ｓ（％）を求める。本実施形態では、鋼材中の析出物の体積率（％）を求め、各観察視野における析出物の面積率Ｓ（％）とする。さらに、本実施形態においては、上述のとおり、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物を検出する。したがって、本実施形態において、各観察視野における析出物の面積率Ｓ（％）とは、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物の体積率（％）を意味する。
　また、上述のとおり、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物は、そのほとんどがセメンタイトである。さらに、セメンタイトの体積率のうち、円相当径が２０ｎｍ未満のセメンタイトの体積率は、無視できるほど小さい。そのため、各観察視野における析出物の面積率Ｓ（％）とは、本実施形態による鋼材のうち、セメンタイトの体積率Ｖθ（％）に近似できる。以上より、本実施形態においては、各観察視野における析出物の面積率Ｓ（％）として、セメンタイトの体積率Ｖθ（％）を求める。
　セメンタイトの体積率Ｖθを求める方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。Ｖθは、たとえば、熱力学計算によって求めてもよい。この場合、化学組成と後述する製造工程における焼戻し温度とを用いて熱力学計算を実施することにより、セメンタイトが系全体（母相、セメンタイト、及び、その他の析出物、介在物等を含めた全体）の体積に占める割合を求めることができる。なお、熱力学計算を実施する場合、周知の熱力学計算ソフトウエアを用いて実施してもよい。このようにして、熱力学計算によってセメンタイトの体積率Ｖθ（％）を求めることは、当業者であれば十分に可能である。
　セメンタイトの体積率Ｖθはさらに、抽出残渣を捕捉することによって求めてもよい。この場合、次の方法で求めることができる。本実施形態による鋼材から、円柱試験片を作製する。鋼材が鋼板である場合、板厚中央部から円柱試験片を作製する。鋼材が鋼管である場合、肉厚中央部から円柱試験片を作製する。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置から円柱試験片を作製する。円柱試験片の大きさは、たとえば、直径６ｍｍ、長さ５０ｍｍである。作製した円柱試験片の表面を、予備の電解研磨によって５０μｍ程度研磨して、新生面を得る。新生面が得られた試験片に対して、電解液（１０％アセチルアセトン＋１％テトラアンモニウム＋メタノール）を用いて電解する。電解後の電解液を０．２μｍのフィルターに通して、残渣を捕捉する。
　得られた残渣を酸分解し、ＩＣＰ（誘導結合プラズマ）発光分析を行い、セメンタイト中の炭素を除く合金元素の濃度を単位：質量％で定量する。得られたセメンタイト中の炭素を除く合金元素の濃度と、次の式（Ａ）とから、セメンタイトの体積率Ｖθ（％）を求める。
　Ｖθ＝（セメンタイト中の各合金元素のモル分率の和）×（１／３）×（Ｖmθ／Ｖm）　（Ａ）
　なお、式（Ａ）における「セメンタイト中の各合金元素のモル分率」は、次の方法で求めることができる。抽出残渣の分析によって、セメンタイト中に溶けていた各合金元素の量を取得できる。取得した各合金元素の量を、電解した全体量で割ることにより、セメンタイト中の各合金元素のモル分率を求めることができる。
　また、式（Ａ）中のＶmθは、セメンタイトのモル体積（ｍ3／ｍｏｌ）である。式（Ａ）中のＶmは、系全体（母相、セメンタイト、及び、その他の析出物、介在物等を含めた全体）のモル体積（ｍ3／ｍｏｌ）である。なお、Ｖmθ及びＶmはいずれも、周知の熱力学計算ソフトによって、得ることができる。
　以上のとおり、本実施形態において、セメンタイトの体積率Ｖθを求める方法は、特に限定されず、上述の熱力学計算による方法を用いてもよく、上述の抽出残渣を捕捉する方法を用いてもよい。また、上述の化学組成を有する本実施形態による鋼材においては、熱力学計算による方法と、抽出残渣を捕捉する方法とで、得られる析出物の面積率Ｓ（すなわち、セメンタイトの体積率Ｖθ）は、ほとんど差がない。そのため、どちらの方法を用いても、各視野面積における析出物の面積率Ｓ（％）を求めることができる。
　求めた析出物の面積率Ｓ（％）と、上述の方法で求めた高さｈ（μｍ）及び面積率Ｚh（％）のプロットと、上述の方法で得られた三次元粗さプロファイルとから、各析出物の円相当径及び個数密度を求める。具体的には、次のように求めることができる。上記プロットから、面積率Ｚh（％）が面積率Ｓ（％）と最も近くなる高さを特定し、ｈt（μｍ）と定義する。得られた高さｈtと、三次元粗さプロファイルとから、高さｈtにおける観察視野中の鋼材の分布を二次元情報として取得する。
　観察視野中の鋼材の分布の二次元情報には、鋼材が占める領域と、空隙とが含まれる。このとき、鋼材が占める領域とは、すなわち、析出物が占める領域である。したがって、取得した二次元情報を解析することにより、観察視野中の析出物の円相当径を、それぞれ求めることができる。このようにして観察視野中の全ての析出物の円相当径を求める。得られた各析出物の円相当径から、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物（微細析出物）の個数と、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数とを計数する。
　上述の方法を、各観察視野において実施して、各観察視野における微細析出物の個数と、粗大析出物の個数とを計数する。全ての観察視野における、微細析出物の個数の合計と、観察視野の総面積（μｍ2）とを用いて、微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）を求める。同様に、全ての観察視野における、粗大析出物の個数の合計と、観察視野の総面積（μｍ2）とを用いて、粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）を求める。なお、本実施形態において、微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）及び粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）は、得られた数値の小数第四位を四捨五入して求める。
　［Ｆｎ５］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物（微細析出物）の個数密度ＮＤＦと、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たしてもよい。この場合、本実施形態による鋼材は、１２５ｋｓｉ以上（８６２ＭＰａ以上）の降伏強度と、優れた耐ＳＳＣ性とに加えて、さらに優れた低温靭性も有する。
　（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）≧４．０　（５）
　ここで、式（５）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。また、式（５）中のＮＤＦには、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入される。さらに、式（５）中のＮＤＣには、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入され、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が０．００１個／μｍ2未満の場合、ＮＤＣには０．００１が代入される。
　Ｆｎ５＝（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）と定義する。Ｆｎ５は、上述の化学組成を有し、式（１）～（４）を満たし、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上かつ粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下を満たす鋼材における低温靭性の指標である。具体的に、本実施形態の他の構成を満たすことを前提に、Ｆｎ５が４．０以上を満たせば、鋼材はさらに優れた低温靭性を有する。
　したがって、本実施形態において、Ｆｎ５は４．０以上であるのが好ましい。Ｆｎ５のさらに好ましい下限は４．２であり、さらに好ましくは４．３である。Ｆｎ５の上限は特に限定されないが、たとえば、９００００．０である。Ｆｎ５の上限は３００００．０であってもよく、３０００．０であってもよく、３００．０であってもよく、２００．０であってもよく、１５０．０であってもよい。
　なお、本実施形態による鋼材では、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０個／μｍ2であり、Ｆｎ５が定義できない場合もあり得る。そこで、本実施形態では、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．００１個／μｍ2未満の場合、式（５）中のＮＤＣには０．００１を代入する。なお、Ｆｎ５は、得られた数値の小数第二位を四捨五入して求める。
　［低温靭性］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが式（１）～（４）を満たし、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有し、さらに、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。その結果、本実施形態による鋼材は、１２５ｋｓｉ以上（８６２ＭＰａ以上）の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。本実施形態において、鋼材の低温靭性は、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験によって評価される。具体的に、本実施形態において、鋼材が優れた低温靭性を有するとは、以下のとおりに定義される。
　まず、本実施形態による鋼材から、ＡＰＩ　５ＣＴ（２０１９）に準拠して、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。ここで、鋼材が鋼板の場合、鋼板の圧延方向を「Ｌ方向」（Ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ）と定義し、鋼板の板幅方向を「Ｔ方向」（Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ）と定義する。鋼材が鋼管の場合、鋼管の管径方向を「Ｃ方向」と定義し、鋼管の管軸方向を「Ｌ方向」と定義し、Ｃ方向とＬ方向とに垂直な方向を「Ｔ方向」と定義する。鋼材が丸鋼の場合、丸鋼の断面径方向を「Ｃ方向」と定義し、丸鋼の軸方向を「Ｌ方向」と定義し、Ｃ方向とＬ方向とに垂直な方向を「Ｔ方向」と定義する。鋼材が作製されたＶノッチ試験片に対して、以下に記載のとおり、降伏強度ごとに、優れた低温靭性を定義する。
　［降伏強度が９６５ＭＰａ未満の場合の低温靭性］
　作製されたＶノッチ試験片に対して、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、－８０℃での吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）（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　５ＣＴ（２０１９）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、－８０℃での吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）（Ｊ）は、得られた数値の小数第一位を四捨五入する。本実施形態では、鋼材の降伏強度が９６５ＭＰａ未満の場合、以上の方法で求めた－８０℃での吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ以上であれば、鋼材が優れた低温靭性を有すると判断する。
　［降伏強度が９６５ＭＰａ以上の場合の低温靭性］
　作製されたＶノッチ試験片に対して、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、－６５℃での吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）（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　５ＣＴ（２０１９）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、－６５℃での吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）（Ｊ）は、得られた数値の小数第一位を四捨五入する。本実施形態では、鋼材の降伏強度が９６５ＭＰａ以上の場合、以上の方法で求めた－６５℃での吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ以上であれば、鋼材が優れた低温靭性を有すると判断する。
　本実施形態ではさらに、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、微細析出物の個数密度ＮＤＦと、粗大析出物の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たす場合、鋼材はさらに優れた低温靭性を有する。本実施形態において、鋼材がさらに優れた低温靭性を有するとは、以下のとおりに定義される。降伏強度が９６５ＭＰａ未満の場合、上述の方法で求めた－８０℃での吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１１５Ｊ以上であれば、鋼材がさらに優れた低温靭性を有すると判断する。降伏強度が９６５ＭＰａ以上の場合、上述の方法で求めた－６５℃での吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７８Ｊ以上であれば、鋼材がさらに優れた低温靭性を有すると判断する。
　［耐ＳＳＣ性］
　本実施形態による鋼材は、上述の鋼材の元素の含有量の範囲内において、鋼材の元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが式（１）～（４）を満たし、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有し、さらに、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、かつ、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である。その結果、本実施形態による鋼材は、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有する。本実施形態において、鋼材の耐ＳＳＣ性は、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２０１６　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって評価される。具体的に、本実施形態において、鋼材が優れた耐ＳＳＣ性を有するとは、以下のとおりに定義される。
　本実施形態による鋼材から、丸棒試験片を作製する。鋼材が鋼板の場合、板厚中央部から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向に平行な方向とする。鋼材が鋼管の場合、肉厚中央部から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、鋼管の管軸方向に平行な方向とする。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置から丸棒試験片を作製する。この場合、丸棒試験片の軸方向は、丸鋼の軸方向に平行な方向とする。丸棒試験片の大きさは、たとえば、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍである。
　［降伏強度が９６５ＭＰａ未満の場合の耐ＳＳＣ性］
　試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）とする。試験溶液の温度は２４℃とする。丸棒試験片に対し、実降伏応力の８０％（８０％ＡＹＳ）に相当する応力を負荷する。試験容器に２４℃の試験溶液を、応力を付加し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、０．１５ａｔｍのＨ2Ｓガスと０．８５ａｔｍのＮ2ガスとの混合ガスを試験浴に吹き込み、試験浴に飽和させる。試験浴を、２４℃で７２０時間保持する。
　本実施形態では、鋼材の降伏強度が９６５ＭＰａ未満の場合、上記条件で実施した耐ＳＳＣ性試験において、７２０時間経過後に割れが確認されなければ、優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。なお、本明細書において、「割れが確認されない」とは、試験後の試験片を肉眼及び倍率１０倍の投影機によって観察した場合、試験片に割れが確認されないことを意味する。
　［降伏強度が９６５ＭＰａ以上の場合の耐ＳＳＣ性］
　試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）とする。試験溶液の温度は２４℃とする。丸棒試験片に対し、実降伏応力の８５％（８５％ＡＹＳ）に相当する応力を負荷する。試験容器に２４℃の試験溶液を、応力を付加し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、０．０１ａｔｍのＨ2Ｓガスと０．９９ａｔｍのＮ2ガスとの混合ガスを試験浴に吹き込み、試験浴に飽和させる。試験浴を、２４℃で７２０時間保持する。
　本実施形態では、鋼材の降伏強度が９６５ＭＰａ以上の場合、上記条件で実施した耐ＳＳＣ性試験において、７２０時間経過後に割れが確認されなければ、鋼材は優れた耐ＳＳＣ性を有すると判断する。
　［ミクロ組織］
　本実施形態による鋼材のミクロ組織は、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９０％以上である。ミクロ組織の残部はたとえば、フェライト、又は、パーライトである。上述の化学組成を有する鋼材のミクロ組織が、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９０％以上を含有すれば、本実施形態の他の構成を満たすことを条件に、降伏強度が８６２ＭＰａ（１２５ｋｓｉ）以上となり、優れた低温靭性を示し、サワー環境において優れた耐ＳＳＣ性を示す。すなわち、本実施形態では、鋼材が８６２ＭＰａ（１２５ｋｓｉ）以上の降伏強度と優れた低温靭性と優れた耐ＳＳＣ性とを有していれば、ミクロ組織は焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９０％以上であると判断する。
　なお、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率を観察により求める場合、以下の方法で求めることができる。まず、本実施形態による鋼材から、観察面を有する試験片を作製する。鋼材が鋼板の場合、板厚中央部から、圧延方向と板厚方向とを含む面を観察面とする試験片を作製する。鋼材が鋼管の場合、肉厚中央部から、管軸方向と管径方向とを含む面を観察面とする試験片を作製する。鋼材が丸鋼である場合、Ｒ／２位置を中央に含み、軸方向と径方向とを含む面を観察面とする試験片を作製する。
　試験片の観察面を鏡面に研磨した後、ナイタール腐食液に１０秒程度浸漬して、エッチングによる組織現出を行う。エッチングした観察面を、ＳＥＭを用いて、二次電子像にて１０視野観察する。視野面積は、たとえば、０．０１ｍｍ2（倍率１０００倍）である。各視野において、コントラストから焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトを特定する。特定した焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの面積率を求める。面積率を求める方法は特に限定されず、周知の方法でよい。たとえば、画像解析によって、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの面積率を求めることができる。本実施形態では、全ての視野で求めた、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの面積率の算術平均値を、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率と定義する。
　［鋼材の形状］
　上述のとおり、本実施形態による鋼材の形状は特に限定されない。鋼材は、たとえば、鋼管、鋼板、及び、丸鋼である。鋼材が油井用鋼管である場合、好ましい肉厚は９～６０ｍｍである。より好ましくは、本実施形態による鋼材は、継目無鋼管である。本実施形態による鋼材が継目無鋼管である場合、肉厚が１５ｍｍ以上の厚肉の継目無鋼管であっても、１２５ｋｓｉ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、サワー環境における優れた耐ＳＳＣ性を有する。
　［製造方法］
　本実施形態による鋼材の製造方法を説明する。以下、本実施形態による鋼材の一例として、継目無鋼管の製造方法を説明する。継目無鋼管の製造方法は、素管を準備する工程（準備工程）と、素管に対して焼入れ及び焼戻しを実施して、継目無鋼管とする工程（焼入れ工程及び焼戻し工程）とを備える。なお、本実施形態による製造方法は、以下に説明する製造方法に限定されない。以下、各工程について詳述する。
　［準備工程］
　準備工程では、上述の化学組成を有する中間鋼材を準備する。中間鋼材が上記化学組成を有していれば、中間鋼材の製造方法は特に限定されない。ここでいう中間鋼材は、最終製品が鋼板の場合は、板状の鋼材であり、最終製品が鋼管の場合は素管であり、最終製品が丸鋼の場合は軸方向に垂直な断面が円形の鋼材である。
　準備工程は、素材を準備する工程（素材準備工程）と、素材を熱間加工して中間鋼材を製造する工程（熱間加工工程）とを含んでもよい。以下、素材準備工程と、熱間加工工程を含む場合について、詳述する。
　［素材準備工程］
　素材準備工程では、上述の化学組成を有する溶鋼を用いて素材を製造する。素材の製造方法は特に限定されず、周知の方法でよい。具体的には、溶鋼を用いて連続鋳造法により鋳片（スラブ、ブルーム、又は、ビレット）を製造してもよい。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。必要に応じて、スラブ、ブルーム又はインゴットを分塊圧延して、ビレットを製造してもよい。以上の工程により素材（スラブ、ブルーム、又は、ビレット）を製造する。
　［熱間加工工程］
　熱間加工工程では、準備された素材を熱間加工して中間鋼材を製造する。鋼材が継目無鋼管である場合、中間鋼材は素管に相当する。始めに、ビレットを加熱炉で加熱する。加熱温度は特に限定されないが、たとえば、１１００～１３００℃である。加熱炉から抽出されたビレットに対して熱間加工を実施して、素管（継目無鋼管）を製造する。熱間加工の方法は、特に限定されず、周知の方法でよい。
　たとえば、熱間加工としてマンネスマン法を実施して、素管を製造してもよい。この場合、穿孔機により丸ビレットを穿孔圧延する。穿孔圧延する場合、穿孔比は特に限定されないが、たとえば、１．０～４．０である。穿孔圧延された丸ビレットをさらに、マンドレルミル、レデューサー、サイジングミル等により熱間圧延して素管にする。熱間加工工程での累積の減面率はたとえば、２０～７０％である。
　他の熱間加工方法を実施して、ビレットから素管を製造してもよい。たとえば、カップリングのように短尺の厚肉鋼材である場合、エルハルト法等の鍛造により素管を製造してもよい。以上の工程により素管が製造される。素管の肉厚は特に限定されないが、たとえば、９～６０ｍｍである。
　鋼材が丸鋼の場合、初めに、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、たとえば、１１００～１３００℃である。加熱炉から抽出された素材に対して熱間加工を実施して、軸方向に垂直な断面が円形の中間鋼材を製造する。熱間加工はたとえば、分塊圧延機による分塊圧延、又は、連続圧延機による熱間圧延である。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。
　鋼材が鋼板の場合、初めに、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、たとえば、１１００～１３００℃である。加熱炉から抽出された素材に対して、分塊圧延機、及び、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、鋼板形状の中間鋼材を製造する。
　熱間加工により製造された素管は空冷されてもよい（Ａｓ－Ｒｏｌｌｅｄ）。熱間加工により製造された素管は、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、補熱した後焼入れを実施する場合、焼入れ途中に冷却の停止、又は、緩冷却を実施してもよい。この場合、素管に焼割れが発生するのを抑制できる。熱間加工後に直接焼入れ、又は、補熱した後焼入れを実施する場合さらに、焼入れ後であって次工程の熱処理前に、応力除去焼鈍（ＳＲ）を実施してもよい。この場合、素管の残留応力が除去される。
　以上のとおり、準備工程では中間鋼材を準備する。中間鋼材は、上述の好ましい工程により製造されてもよく、第三者により製造された中間鋼材、又は、後述の焼入れ工程及び焼戻し工程が実施される工場以外の他の工場、他の事業所にて製造された中間鋼材を準備してもよい。以下、焼入れ工程について詳述する。
　［焼入れ工程］
　焼入れ工程では、準備された中間鋼材（素管）に対して、焼入れを実施する。本明細書において、「焼入れ」とは、Ａ3点以上の中間鋼材を急冷することを意味する。好ましい焼入れ温度は８００～１０００℃である。焼入れ温度が高すぎれば、旧γ粒の結晶粒が粗大になり、鋼材の耐ＳＳＣ性が低下する場合がある。したがって、焼入れ温度は８００～１０００℃であるのが好ましい。
　本明細書において、焼入れ温度とは、熱間加工後に直接焼入れを実施する場合、最終の熱間加工を実施する装置の出側に設置された温度計で測定された、中間鋼材の表面温度に相当する。焼入れ温度とはさらに、熱間加工後に補熱又は再加熱した後、焼入れを実施する場合、補熱又は再加熱を実施する炉の温度に相当する。
　焼入れ方法はたとえば、焼入れ開始温度から中間鋼材（素管）を連続的に冷却し、素管の表面温度を連続的に低下させる。連続冷却処理の方法は特に限定されず、周知の方法でよい。連続冷却処理の方法はたとえば、水槽に素管を浸漬して冷却する方法や、シャワー水冷又はミスト冷却により素管を加速冷却する方法である。
　焼入れ時の冷却速度が遅すぎれば、マルテンサイト及びベイナイト主体のミクロ組織とならない場合がある。この場合、本実施形態で規定する機械的特性（１２５ｋｓｉ以上の降伏強度）が得られない。この場合さらに、優れた低温靭性及び優れた耐ＳＳＣ性が得られない。
　したがって、上述のとおり、本実施形態による鋼材の製造方法では、焼入れ時に中間鋼材を急冷する。具体的には、焼入れ工程において、焼入れ時の中間鋼材（素管）の表面温度が８００～５００℃の範囲における平均冷却速度を、焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500と定義する。より具体的には、焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は、焼入れされる中間鋼材の断面内で最も遅く冷却される部位（たとえば、両表面を強制冷却する場合、中間鋼材厚さの中心部）において測定された温度から決定される。
　好ましい焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500は３００℃／分以上である。より好ましい焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500の下限は４５０℃／分であり、さらに好ましくは６００℃／分である。焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500の上限は特に規定しないが、たとえば、６００００℃／分である。
　好ましくは、素管に対してオーステナイト域での加熱を複数回実施した後、焼入れを実施する。この場合、焼入れ前のオーステナイト粒が微細化されるため、鋼材の耐ＳＳＣ性が高まる。複数回焼入れを実施することにより、オーステナイト域での加熱を複数回繰り返してもよいし、焼準及び焼入れを実施することにより、オーステナイト域での加熱を複数回繰り返してもよい。また、焼入れと後述する焼戻しとを組合せて、複数回実施してもよい。すなわち、複数回の焼入れ焼戻しを実施してもよい。この場合、鋼材の耐ＳＳＣ性がさらに高まる。以下、焼戻し工程について詳述する。
　［焼戻し工程］
　焼戻し工程では、上述の焼入れを実施した後、焼戻しを実施する。本明細書において、「焼戻し」とは、焼入れ後の中間鋼材をＡc1点未満の温度で再加熱して、保持することを意味する。ここで、焼戻し温度とは、焼入れ後の中間鋼材を加熱して、保持する際の炉の温度に相当する。焼戻し時間とは、中間鋼材の温度が所定の焼戻し温度に到達してから、熱処理炉から抽出されるまでの時間を意味する。
　上述のとおり、本実施形態による鋼材では、円相当径２０ｎｍ以上の析出物は、そのほとんどがセメンタイトである。さらに、セメンタイトは焼戻しの保持において、オストワルド成長によって粗大化しやすい。特に、油井用途に用いられる鋼材を製造する場合、低温靭性及び耐ＳＳＣ性を高める目的で、焼戻し温度を６００～７３０℃とする。このような高温での焼戻しでは、セメンタイトはよりオストワルド成長によって粗大化しやすい傾向がある。
　そこで本実施形態による焼戻し工程では、高温での焼戻しを短時間行い、その後、冷間加工を実施して、セメンタイトの核を多数形成する。その後、高温焼戻しよりも少し温度を下げた焼戻し（以下、「中温焼戻し」ともいう）を行い、上記多数形成されたセメンタイトの核を成長させる。その結果、本実施形態による鋼材は、微細なセメンタイトを多数形成することができる。すなわち、本実施形態による焼戻し工程では、高温焼戻し、冷間加工、中温焼戻しの順に、二段階の焼戻しと、その間の冷間加工とを実施する。以下、各工程について詳述する。
　［高温焼戻し工程］
　高温焼戻し工程では、焼入れされた中間鋼材（素管）を室温から焼戻し温度まで加熱した後、焼戻し温度で焼戻し時間だけ保持する。高温焼戻し工程では、高温での保持中に、セメンタイトの核が析出する。そのため、後述する中温焼戻し工程によって、セメンタイトの粗大化を抑制することができる。
　高温焼戻し工程における焼戻し温度が低すぎれば、焼戻しの保持中にセメンタイトの核が十分に析出せず、後述する中温焼戻し工程によって、セメンタイトが粗大化する場合がある。この場合、中温焼戻し工程後の鋼材中における、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが高くなりすぎ、かつ、微細析出物の個数密度ＮＤＦが低下する。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。一方、高温焼戻し工程における焼戻し温度が高すぎれば、焼戻し温度がＡC1点を超える場合がある。この場合、中間鋼材のミクロ組織にオーステナイトが混入する。その結果、後述する中温焼戻し工程後の鋼材のミクロ組織が焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイト主体とならず、本実施形態で規定する機械的特性が得られない。
　したがって、本実施形態による高温焼戻し工程では、好ましい焼戻し温度は６９５～７２０℃である。高温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい下限は７００℃である。高温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい上限は７１５℃である。
　焼戻し時間が短すぎれば、焼戻しの保持中にセメンタイトの核が十分に析出せず、後述する中温焼戻し工程によって、セメンタイトが粗大化する場合がある。この場合、中温焼戻し工程後の鋼材中における、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが高くなりすぎ、かつ、微細析出物の個数密度ＮＤＦが低下する。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。一方、高温焼戻し工程における焼戻し時間が長すぎれば、焼戻しの保持中にセメンタイトが粗大化する場合がある。この場合、中温焼戻し工程後の鋼材中において、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが高くなりすぎ、かつ、微細析出物の個数密度ＮＤＦが低下する。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。焼戻し時間が長すぎればさらに、降伏強度が低下する場合がある。
　したがって、本実施形態による高温焼戻し工程では、好ましい焼戻し時間は２～２０分未満である。高温焼戻し工程における焼戻し時間のより好ましい上限は１５分である。高温焼戻し工程における焼戻し時間のより好ましい下限は３分であり、さらに好ましくは５分である。以下、冷間加工工程について詳述する。
　［冷間加工工程］
　冷間加工工程では、高温焼戻し工程で高温に保持された中間鋼材（素管）に対して、冷間加工を実施する。冷間加工工程では、中間鋼材に冷間加工を実施することによって、中間鋼材にひずみが導入される。その結果、高温焼戻し工程で析出したセメンタイトの核に加えて、さらに多数の核生成サイトが導入される。そのため、後述する中温焼戻し工程によって、セメンタイトの粗大化をさらに抑制することができる。なお、冷間加工は、周知の方法で実施することができる。つまり、冷間加工とは、冷間圧延であってもよく、冷間引抜であってもよく、拡管であってもよい。また、冷間加工における中間鋼材の温度は、たとえば、０～２５０℃である。
　冷間圧延を実施する場合において、好ましい断面減少率は５～２０％である。断面減少率が低すぎれば、中間鋼材にひずみが十分に入らず、セメンタイトの核生成サイトが十分に導入されない場合がある。この場合、中温焼戻し工程後の鋼材中における、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが高くなりすぎ、かつ、微細析出物の個数密度ＮＤＦが低下する。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。一方、断面減少率が高すぎれば、中間鋼材にひずみが入りすぎ、中温焼戻し工程で再結晶が生じやすくなる場合がある。ここで、中温焼戻し工程で再結晶が生じると、鋼材の強度が低くなりすぎる可能性がある。また、必要強度が確保できるような条件で中温焼戻しを実施すれば、転位が十分に低減されない可能性がある。この場合さらに、中温焼戻し工程において、再結晶が部分的に生じやすくなる。その結果、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが高くなりすぎ、かつ、微細析出物の個数密度ＮＤＦが低下する。その結果、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。
　したがって、本実施形態において、冷間加工工程で冷間圧延を実施する場合、断面減少率は５～２０％とするのが好ましい。なお、本実施形態において、冷間圧延を実施する場合の断面減少率とは、次の式（Ｂ）で定義される。
　断面減少率（％）＝｛１－（冷間加工工程後の中間鋼材の加工方向に垂直な断面積／冷間加工前の中間鋼材の加工方向に垂直な断面積）｝×１００　（Ｂ）
　［中温焼戻し工程］
　中温焼戻し工程では、高温焼戻し工程が実施された中間鋼材（素管）を、高温焼戻し工程よりも少し低い温度域の焼戻し温度で焼戻し時間だけ保持する。中温焼戻し工程では、鋼材の降伏強度を８６２ＭＰａ以上（１２５ｋｓｉ以上）に調整する。
　中温焼戻し工程における焼戻し温度が低すぎれば、焼戻し後の鋼材の降伏強度が高くなりすぎる場合がある。その結果、強度が高くなりすぎ、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。一方、中温焼戻し工程における焼戻し温度が高すぎれば、焼戻し後の鋼材の降伏強度が低くなりすぎる場合がある。その結果、８６２ＭＰａ以上の降伏強度が得られない。したがって、本実施形態による中温焼戻し工程では、好ましい焼戻し温度は６００～６９０℃である。中温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい上限は６９０℃未満であり、さらに好ましくは６８５℃である。中温焼戻し工程における焼戻し温度のより好ましい下限は６２０℃であり、さらに好ましくは６４０℃である。
　中温焼戻し工程における焼戻し時間が短すぎれば、焼戻し後の鋼材の降伏強度が高くなりすぎる場合がある。その結果、強度が高くなりすぎ、鋼材の低温靭性及び耐ＳＳＣ性が低下する。一方、焼戻し時間が長すぎても、上記効果は飽和する。したがって、本実施形態において、中温焼戻し工程における好ましい焼戻し時間は１０～１８０分である。焼戻し時間のより好ましい上限は１２０分であり、さらに好ましくは９０分である。焼戻し時間のより好ましい下限は１５分であり、さらに好ましくは２０分である。なお、鋼材が鋼管である場合、他の形状と比較して、焼戻しの保持中に鋼管の温度ばらつきが発生しやすい。したがって、鋼材が鋼管である場合、焼戻し時間は１５～１８０分とするのが好ましい。
　上述のとおり、中温焼戻し工程では、焼戻し温度と焼戻し時間とを調整して、８６２ＭＰａ以上の降伏強度を有する鋼材を得る。ここで、本実施形態の化学組成の中間鋼材（素管）に対して、上記焼戻し温度と上記焼戻し時間とを適宜調整した中温焼戻しを実施することにより、降伏強度を８６２ＭＰａ以上にすることは、当業者であれば十分に可能である。
　以上の製造方法によれば、本実施形態による鋼材を製造することができる。上述の製造方法では、一例として継目無鋼管の製造方法を説明した。しかしながら、本実施形態による鋼材は、鋼板や他の形状であってもよい。鋼板や他の形状の製造方法も、上述の製造方法と同様に、たとえば、準備工程と、焼入れ工程と、焼戻し工程とを備える。しかしながら、上述の製造方法は一例であり、他の製造方法によって製造されてもよい。以下、実施例によって本開示をより具体的に説明する。
　実施例１では、９６５ＭＰａ未満の降伏強度を有する鋼材について調査した。具体的に、表１－１、表１－２及び表１－３に示す化学組成を有する１８０ｋｇの溶鋼を製造した。得られた化学組成（質量％）と式（２）とから求めたＦｎ２、得られた化学組成（質量％）と式（３）とから求めたＦｎ３、及び、得られた化学組成（質量％）と式（４）とから求めたＦｎ４を、表１－３に示す。なお、表１－２及び表１－３中の「－」は、各元素の含有量が不純物レベルであることを意味する。具体的に、試験番号１－３のＶ含有量、Ｃｏ含有量、Ｗ含有量、及び、Ｃｕ含有量は、小数第三位を四捨五入して、０％であったことを意味する。さらに、試験番号１－１のＮｂ含有量は、小数第四位を四捨五入して、０％であったことを意味する。試験番号１－１のＣａ含有量、Ｍｇ含有量、Ｚｒ含有量、及び、ＲＥＭ含有量は、小数第五位を四捨五入して、０％であったことを意味する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　試験番号１－１～１－４４の溶鋼を用いて、インゴットを製造した。製造されたインゴットを熱間圧延して、板厚１５ｍｍの鋼板を製造した。熱間圧延後の試験番号１－１～１－４４の鋼板を放冷して、鋼板の温度を常温（２５℃）とした。放冷後の試験番号１－１～１－４４の鋼板を焼入れ温度（９２０℃）で２０分保持した後、鋼板を水槽に浸漬する焼入れを実施した。このとき、焼入れ時冷却速度（ＣＲ800-500）は、いずれも６００℃／分であった。なお、あらかじめ鋼板の板厚中央部に装入したシース型のＫ熱電対により、焼入れ温度及び焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500を測定した。
　焼入れ後、試験番号１－１～１－４４の鋼板に対して、焼戻しを実施した。焼戻しでは、試験番号１－１～１－２８、１－３１～１－３８、及び、１－４１～１－４４の鋼板に対して、１回目の焼戻しと、冷間加工と、２回目の焼戻しとを実施した。一方、試験番号１－２９及び１－３０の鋼板に対して、１回の焼戻しと、冷間加工とを実施した。試験番号１－３９及び１－４０の鋼板に対して、１回目の焼戻しと、２回目の焼戻しとを実施した。なお、本実施例では、冷間加工として冷間圧延を実施した。
　各試験番号の鋼板について、１回目の焼戻しにおける焼戻し温度（℃）と焼戻し時間（分）とを、表２に示す。同様に、各試験番号の鋼板について、冷間加工の断面減少率（％）を、表２に示す。各試験番号の鋼板について、２回目の焼戻しにおける焼戻し温度（℃）と焼戻し時間（分）とを、表２に示す。なお、表２中、「冷間加工」欄の「－」は、冷間加工を実施しなかったことを意味する。同様に、表２中、「２回目の焼戻し」欄の「－」は、２回目の焼戻しを実施しなかったことを意味する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　ここで、本実施例において焼戻し温度とは、焼戻しを実施する熱処理炉の温度とした。さらに、本実施例において焼戻し時間とは、各試験番号の鋼板の温度が所定の焼戻し温度に到達してから、熱処理炉から抽出されるまでとした。
　［評価試験］
　焼戻しが実施された試験番号１－１～１－４４の鋼板に対して、以下に説明する引張試験、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度測定試験、析出物の個数密度測定試験、シャルピー衝撃試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
　［引張試験］
　試験番号１－１～１－４４の鋼板について、上述の方法により、引張試験を実施した。具体的に、試験番号１－１～１－４４の鋼板の板厚中央から、平行部直径４ｍｍ、標点距離１６ｍｍの丸棒引張試験片を作製した。丸棒引張試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向と平行であった。試験番号１－１～１－４４の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて、ＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠した引張試験を実施して、試験番号１－１～１－４４の鋼板の降伏強度（ＭＰａ）を得た。得られた降伏強度を「ＹＳ（ＭＰａ）」として表３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　［円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度測定試験］
　試験番号１－１～１－４４の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度を測定及び算出した。なお、ＴＥＭは日本電子（株）製ＪＥＭ－２０１０で、加速電圧は２００ｋＶとした。試験番号１－１～１－４４の鋼板における、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度を「θCr（質量分率）」として表３に示す。さらに、試験番号１－１～１－４４の化学組成（質量％）と、θCr（質量分率）と、式（１）から求めたＦｎ１を、表３に示す。
　［析出物の個数密度測定試験］
　試験番号１－１～１－４４の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物（微細析出物）の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）と、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）とを算出した。なお、ＳＥＭはＥＬＩＯＮＩＸ社製ＥＲＡ－８９００ＦＥを用いて、加速電圧は５ｋＶ、ワーキングディスタンスは１５ｍｍとした。観察視野は１２μｍ×９μｍ（倍率１００００倍）とし、３視野観察した。観察視野中の析出物の面積率Ｓ（％）は、各試験番号の鋼板の化学組成と、１回目及び２回目の焼戻し温度とを用いた熱力学計算によって得られたセメンタイトの体積率Ｖθ（％）として求めた。なお、熱力学計算には熱力学計算ソフトウエアＴｈｅｒｍｏ－Ｃａｌｃ（Ｔｈｅｒｍｏ－Ｃａｌｃ　Ｓｏｆｔｗａｒｅ社製、バージョン：２０１７ａ）を用い、データベースはＴＣＦＥ８を使用した。
　３視野で得られた微細析出物の個数の合計と、３視野の総面積（μｍ2）とから、微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）を求めた。同様に、３視野で得られた粗大析出物の個数の合計と、３視野の総面積（μｍ2）とから、粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）を求めた。試験番号１－１～１－４４の鋼板について、得られた微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）及び粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）を表３に示す。さらに、試験番号１－１～１－４４の化学組成（質量％）と、得られた微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）と、粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）と、式（５）とから求めたＦｎ５を、表３に示す。
　［シャルピー衝撃試験］
　試験番号１－１～１－４４の鋼板について、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、低温靭性を評価した。具体的には、試験番号１－１～１－４４の鋼板の板厚中央部から、フルサイズのＶノッチ試験片を作製した。試験片の長手方向は、板幅方向に平行であった。試験片のノッチ面は、鋼板の圧延方向と垂直であった。作製した５本の試験片を、－８０℃に冷却した。冷却された試験片に対して、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。求めた吸収エネルギーの算術平均値を、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）（Ｊ）と定義した。試験番号１－１～１－４４の鋼板について、得られた吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）（Ｊ）を表３に示す。
　［耐ＳＳＣ性試験］
　試験番号１－１～１－４４の鋼板について、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２０１６　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって、耐ＳＳＣ性を評価した。具体的には、試験番号１－１～１－４４の鋼板の板厚中央部から、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片は、軸方向が鋼板の圧延方向と平行になるように作製した。各試験番号の丸棒試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、与えられる応力が、対応する試験番号の鋼板の実降伏応力の８０％（８０％ＡＹＳ）になるように調整した。
　試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を用いた。３つの試験容器に２４℃の試験溶液を注入し、試験浴とした。応力が付加された３本の丸棒試験片を、１本ずつ異なる試験容器の試験浴に浸漬した。各試験浴を脱気した後、０．１５ａｔｍのＨ2Ｓガスと０．８５ａｔｍのＮ2ガスとの混合ガスを試験浴に吹き込み、飽和させた。混合ガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持した。
　７２０時間保持後の各試験番号の丸棒試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、７２０時間浸漬後の丸棒試験片を肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての試験片に割れが確認されなかったものを、「Ｅ」（Ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ）と判断した。一方、少なくとも１本の試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ　Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
　［試験結果］
　表３に試験結果を示す。
　表１－１、表１－２、表１－３、表２、及び、表３を参照して、試験番号１－１～１－１９の鋼板の化学組成は適切であり、降伏強度が８６２ＭＰａ以上（１２５ｋｓｉ以上）であった。さらに、Ｆｎ１が０．３００以下であり、Ｆｎ２が０．３５５以下であり、Ｆｎ３が－９．０以上であり、Ｆｎ４が－５１．０以上であった。さらに、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下であった。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ以上となり、優れた低温靭性を示した。さらに、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。なお、８６２ＭＰａ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有していたことから、これらの鋼板のミクロ組織は焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９０％以上であると判断した。
　試験番号１－１～１－１７の鋼板はさらに、Ｆｎ５が４．０以上であった。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１１５Ｊ以上となり、さらに優れた低温靭性を示した。
　一方、試験番号１－２０、１－２１、及び、１－２３～１－２５の鋼板は、Ｆｎ３が－９．０未満であった。その結果、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２２の鋼板は、Ｆｎ３が－９．０未満であり、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２６及び１－２７の鋼板は、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２８の鋼板は、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－２９の鋼板は、２回目の焼戻しを実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３０の鋼板は、Ｎｉ含有量が低すぎた。さらに、２回目の焼戻しを実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。
　試験番号１－３１の鋼板は、高温焼戻しの焼戻し時間が長すぎた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３２及び１－３３の鋼板は、Ｎｉ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。
　試験番号１－３４の鋼板は、Ｃｒ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３５の鋼板は、Ｍｏ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３６の鋼板は、Ｍｎ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ３が－９．０未満であり、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３７の鋼板は、Ｎ含有量が高すぎた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３８の鋼板は、Ｐ含有量が高すぎた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－３９及び１－４０の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間に、冷間加工を実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－４１及び１－４２の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間の冷間加工の断面減少率が低すぎた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号１－４３及び１－４４の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間の冷間加工の断面減少率が高すぎた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－８０℃）が１０５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　実施例２では、９６５ＭＰａ以上の降伏強度を有する鋼材について調査した。具体的に、表４－１、表４－２及び表４－３に示す化学組成を有する１８０ｋｇの溶鋼を製造した。得られた化学組成（質量％）と式（２）とから求めたＦｎ２、得られた化学組成（質量％）と式（３）とから求めたＦｎ３、及び、得られた化学組成（質量％）と式（４）とから求めたＦｎ４を、表４－３に示す。なお、表４－２及び表４－３中の「－」は、各元素の含有量が不純物レベルであることを意味する。具体的に、試験番号２－３のＶ含有量、Ｃｏ含有量、Ｗ含有量、及び、Ｃｕ含有量は、小数第三位を四捨五入して、０％であったことを意味する。さらに、試験番号２－１のＮｂ含有量は、小数第四位を四捨五入して、０％であったことを意味する。試験番号２－１のＣａ含有量、Ｍｇ含有量、Ｚｒ含有量、及び、ＲＥＭ含有量は、小数第五位を四捨五入して、０％であったことを意味する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　試験番号２－１～２－４４の溶鋼を用いて、インゴットを製造した。製造されたインゴットを熱間圧延して、板厚１５ｍｍの鋼板を製造した。熱間圧延後の試験番号２－１～２－４４の鋼板を放冷して、鋼板の温度を常温（２５℃）とした。放冷後の試験番号２－１～２－４４の鋼板を焼入れ温度（９２０℃）で２０分保持した後、鋼板を水槽に浸漬する焼入れを実施した。このとき、焼入れ時冷却速度（ＣＲ800-500）は、いずれも６００℃／分であった。なお、あらかじめ鋼板の板厚中央部に装入したシース型のＫ熱電対により、焼入れ温度及び焼入れ時冷却速度ＣＲ800-500を測定した。
　焼入れ後、試験番号２－１～２－４４の鋼板に対して、焼戻しを実施した。焼戻しでは、試験番号２－１～２－２８、２－３１～２－３８、及び、２－４１～２－４４の鋼板に対して、１回目の焼戻しと、冷間加工と、２回目の焼戻しとを実施した。一方、試験番号２－２９及び２－３０の鋼板に対して、１回の焼戻しと、冷間加工とを実施した。試験番号２－３９及び２－４０の鋼板に対して、１回目の焼戻しと、２回目の焼戻しとを実施した。なお、本実施例では、冷間加工として冷間圧延を実施した。
　各試験番号の鋼板について、１回目の焼戻しにおける焼戻し温度（℃）と焼戻し時間（分）とを、表５に示す。同様に、各試験番号の鋼板について、冷間加工の断面減少率（％）を、表５に示す。各試験番号の鋼板について、２回目の焼戻しにおける焼戻し温度（℃）と焼戻し時間（分）とを、表５に示す。なお、表５中、「冷間加工」欄の「－」は、冷間加工を実施しなかったことを意味する。同様に、表５中、「２回目の焼戻し」欄の「－」は、２回目の焼戻しを実施しなかったことを意味する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
　ここで、本実施例において焼戻し温度とは、焼戻しを実施する熱処理炉の温度とした。さらに、本実施例において焼戻し時間とは、各試験番号の鋼板の温度が所定の焼戻し温度に到達してから、熱処理炉から抽出されるまでとした。
　［評価試験］
　焼戻しが実施された試験番号２－１～２－４４の鋼板に対して、以下に説明する引張試験、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度測定試験、析出物の個数密度測定試験、シャルピー衝撃試験、及び、耐ＳＳＣ性試験を実施した。
　［引張試験］
　試験番号２－１～２－４４の鋼板について、上述の方法により、引張試験を実施した。具体的に、試験番号２－１～２－４４の鋼板の板厚中央から、平行部直径４ｍｍ、標点距離１６ｍｍの丸棒引張試験片を作製した。丸棒引張試験片の軸方向は、鋼板の圧延方向と平行であった。試験番号２－１～２－４４の丸棒試験片を用いて、常温（２５℃）、大気中にて、ＡＳＴＭ　Ｅ８／Ｅ８Ｍ（２０２１）に準拠した引張試験を実施して、試験番号２－１～２－４４の鋼板の降伏強度（ＭＰａ）を得た。得られた降伏強度を「ＹＳ（ＭＰａ）」として表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　［円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度測定試験］
　試験番号２－１～２－４４の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度を測定及び算出した。なお、ＴＥＭは日本電子（株）製ＪＥＭ－２０１０で、加速電圧は２００ｋＶとした。試験番号２－１～２－４４の鋼板における、円相当径が２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度を「θCr（質量分率）」として表６に示す。さらに、試験番号２－１～２－４４の化学組成（質量％）と、θCr（質量分率）と、式（１）から求めたＦｎ１を、表６に示す。
　［析出物の個数密度測定試験］
　試験番号２－１～２－４４の鋼板について、上述の測定方法により、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物（微細析出物）の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）と、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物（粗大析出物）の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）とを算出した。なお、ＳＥＭはＥＬＩＯＮＩＸ社製ＥＲＡ－８９００ＦＥを用いて、加速電圧は５ｋＶ、ワーキングディスタンスは１５ｍｍとした。観察視野は１２μｍ×９μｍ（倍率１００００倍）とし、３視野観察した。観察視野中の析出物の面積率Ｓ（％）は、各試験番号の鋼板の化学組成と、１回目及び２回目の焼戻し温度とを用いた熱力学計算によって得られたセメンタイトの体積率Ｖθ（％）として求めた。なお、熱力学計算には熱力学計算ソフトウエアＴｈｅｒｍｏ－Ｃａｌｃ（Ｔｈｅｒｍｏ－Ｃａｌｃ　Ｓｏｆｔｗａｒｅ社製、バージョン：２０１７ａ）を用い、データベースはＴＣＦＥ８を使用した。
　３視野で得られた微細析出物の個数の合計と、３視野の総面積（μｍ2）とから、微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）を求めた。同様に、３視野で得られた粗大析出物の個数の合計と、３視野の総面積（μｍ2）とから、粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）を求めた。試験番号２－１～２－４４の鋼板について、得られた微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）及び粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）を表６に示す。さらに、試験番号２－１～２－４４の化学組成（質量％）と、得られた微細析出物の個数密度ＮＤＦ（個／μｍ2）と、粗大析出物の個数密度ＮＤＣ（個／μｍ2）と、式（５）とから求めたＦｎ５を、表６に示す。
　［シャルピー衝撃試験］
　試験番号２－１～２－４４の鋼板について、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、低温靭性を評価した。具体的には、試験番号２－１～２－４４の鋼板の板厚中央部から、フルサイズのＶノッチ試験片を作製した。試験片の長手方向は、板幅方向に平行であった。試験片のノッチ面は、鋼板の圧延方向と垂直であった。作製した５本の試験片を、－６５℃に冷却した。冷却された試験片に対して、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１８）に準拠したシャルピー衝撃試験を実施して、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。求めた吸収エネルギーの算術平均値を、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）（Ｊ）と定義した。試験番号２－１～２－４４の鋼板について、得られた吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）（Ｊ）を表６に示す。
　［耐ＳＳＣ性試験］
　試験番号２－１～２－４４の鋼板について、ＮＡＣＥ　ＴＭ０１７７－２０１６　Ｍｅｔｈｏｄ　Ａに準拠した方法によって、耐ＳＳＣ性を評価した。具体的には、試験番号２－１～２－４４の鋼板の板厚中央部から、径６．３５ｍｍ、平行部の長さ２５．４ｍｍの丸棒試験片を作製した。丸棒試験片は、軸方向が鋼板の圧延方向と平行になるように作製した。各試験番号の丸棒試験片の軸方向に引張応力を負荷した。このとき、与えられる応力が、対応する試験番号の鋼板の実降伏応力の８５％（８５％ＡＹＳ）になるように調整した。
　試験溶液は、５．０質量％塩化ナトリウムと０．５質量％酢酸との混合水溶液（ＮＡＣＥ　ｓｏｌｕｔｉｏｎ　Ａ）を用いた。３つの試験容器に２４℃の試験溶液を注入し、試験浴とした。応力が付加された３本の丸棒試験片を、１本ずつ異なる試験容器の試験浴に浸漬した。各試験浴を脱気した後、０．０１ａｔｍのＨ2Ｓガスと０．９９ａｔｍのＮ2ガスとの混合ガスを試験浴に吹き込み、飽和させた。混合ガスが飽和した試験浴を、２４℃で７２０時間保持した。
　７２０時間保持後の各試験番号の丸棒試験片に対して、硫化物応力割れ（ＳＳＣ）の発生の有無を観察した。具体的には、７２０時間浸漬後の丸棒試験片を肉眼及び倍率１０倍の投影機を用いて観察した。観察の結果、３本全ての試験片に割れが確認されなかったものを、「Ｅ」（Ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ）と判断した。一方、少なくとも１本の試験片に割れが確認されたものを、「ＮＡ」（Ｎｏｔ　Ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ）と判断した。
　［試験結果］
　表６に試験結果を示す。
　表４－１、表４－２、表４－３、表５、及び、表６を参照して、試験番号２－１～２－１９の鋼板の化学組成は適切であり、降伏強度が９６５ＭＰａ以上（１４０ｋｓｉ以上）であった。さらに、Ｆｎ１が０．３００以下であり、Ｆｎ２が０．３５５以下であり、Ｆｎ３が－９．０以上であり、Ｆｎ４が－５１．０以上であった。さらに、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下であった。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ以上となり、優れた低温靭性を示した。さらに、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示した。なお、８６２ＭＰａ以上の降伏強度と、優れた低温靭性と、優れた耐ＳＳＣ性とを有していたことから、これらの鋼板のミクロ組織は焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトの体積率の合計が９０％以上であると判断した。
　試験番号２－１～２－１７の鋼板はさらに、Ｆｎ５が４．０以上であった。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７８Ｊ以上となり、さらに優れた低温靭性を示した。
　一方、試験番号２－２０～２－２４の鋼板は、Ｆｎ３が－９．０未満であった。その結果、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２５の鋼板は、Ｆｎ３が－９．０未満であり、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２６及び２－２７の鋼板は、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、これらの鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２８の鋼板は、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－２９の鋼板は、２回目の焼戻しを実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３０の鋼板は、Ｎｉ含有量が低すぎた。さらに、２回目の焼戻しを実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。
　試験番号２－３１の鋼板は、高温焼戻しの焼戻し時間が長すぎた。その結果、降伏強度が９６５ＭＰａ未満となった。さらに、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。
　試験番号２－３２及び２－３３の鋼板は、Ｎｉ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。
　試験番号２－３４の鋼板は、Ｃｒ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３５の鋼板は、Ｍｏ含有量が低すぎた。さらに、Ｆｎ２が０．３５５を超え、Ｆｎ１が０．３００を超えた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３６の鋼板は、Ｍｎ含有量が高すぎた。さらに、Ｆｎ３が－９．０未満であり、Ｆｎ４が－５１．０未満であった。その結果、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３７の鋼板は、Ｎ含有量が高すぎた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３８の鋼板は、Ｐ含有量が高すぎた。その結果、この鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－３９及び２－４０の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間に、冷間加工を実施しなかった。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－４１及び２－４２の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間の冷間加工の断面減少率が低すぎた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　試験番号２－４３及び２－４４の鋼板は、１回目の焼戻しと２回目の焼戻しとの間の冷間加工の断面減少率が高すぎた。その結果、微細析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2未満となり、粗大析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2を超えた。その結果、これらの鋼板は、吸収エネルギーｖＥ（－６５℃）が７５Ｊ未満となり、優れた低温靭性を示さなかった。さらに、この鋼板は、耐ＳＳＣ性試験において、優れた耐ＳＳＣ性を示さなかった。
　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 (5)

  1. 　鋼材であって、
    　質量％で、
    　Ｃ：０．２０超～０．３５％、
    　Ｓｉ：０．０５～１．５０％、
    　Ｍｎ：０．０２～１．００％、
    　Ｐ：０．０２５％以下、
    　Ｓ：０．０１００％以下、
    　Ａｌ：０．００５～０．１００％、
    　Ｎｉ：０．１０超～２．５０％、
    　Ｃｒ：０．４０～１．５０％、
    　Ｍｏ：０．３０～１．５０％、
    　Ｔｉ：０．００２～０．０５０％、
    　Ｂ：０．０００１～０．００５０％、
    　Ｎ：０．０１００％以下、
    　Ｏ：０．０１００％以下、
    　Ｖ：０～０．６０％、
    　Ｎｂ：０～０．０３０％、
    　Ｃａ：０～０．０１００％、
    　Ｍｇ：０～０．０１００％、
    　Ｚｒ：０～０．０１００％、
    　希土類元素：０～０．０１００％、
    　Ｃｏ：０～０．５０％、
    　Ｗ：０～０．５０％、
    　Ｃｕ：０～０．５０％、及び、
    　残部がＦｅ及び不純物からなり、
    　降伏強度が８６２ＭＰａ以上であり、
    　円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度をθCrと定義したとき、
    　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度θCrとが、式（１）～（４）を満たし、
    　前記鋼材中において、
    　円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦが０．６５０個／μｍ2以上であり、
    　円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣが０．２９０個／μｍ2以下である、
    　鋼材。
    　（０．１５７×Ｃ－０．０００６×Ｃｒ－０．００９８×Ｍｏ－０．０４８２×Ｖ＋０．０００６）／θCr≦０．３００　（１）
    　（１＋２６３×Ｃ－Ｃｒ－１６×Ｍｏ－８０×Ｖ）／（９８－３５８×Ｃ＋１５９×Ｃｒ＋１５×Ｍｏ＋９６×Ｖ）≦０．３５５　（２）
    　－９．７×Ｍｎ－１０４×Ｓ＋０．８×Ｍｏ＋０．０８×Ｎｉ2－４．１×Ｎｉ－５．１×Ｔｉ≧－９．０　（３）
    　１５．８×Ｓｉ－３３．８×Ｍｎ－２８．８×Ｎｉ≧－５１．０　（４）
    　ここで、式（１）～（４）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「０」が代入される。また、式（１）中のθCrには、円相当径２０ｎｍ以上の析出物中のＣｒ濃度が、単位：質量分率で代入される。
  2. 　請求項１に記載の鋼材であって、
    　Ｖ：０．０１～０．６０％、
    　Ｎｂ：０．００１～０．０３０％、
    　Ｃａ：０．０００１～０．０１００％、
    　Ｍｇ：０．０００１～０．０１００％、
    　Ｚｒ：０．０００１～０．０１００％、
    　希土類元素：０．０００１～０．０１００％、
    　Ｃｏ：０．０１～０．５０％、
    　Ｗ：０．０１～０．５０％、及び、
    　Ｃｕ：０．０１～０．５０％、からなる群から選択される１元素以上を含有する、
    　鋼材。
  3. 　請求項１に記載の鋼材であって、
    　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、前記円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦと、前記円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たす、
    　鋼材。
    　（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）≧４．０　（５）
    　ここで、式（５）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。また、式（５）中のＮＤＦには、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入される。さらに、式（５）中のＮＤＣには、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入され、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が０．００１個／μｍ2未満の場合、ＮＤＣには０．００１が代入される。
  4. 　請求項２に記載の鋼材であって、
    　前記鋼材の元素の含有量の範囲内において、前記鋼材の前記元素の含有量と、前記円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度ＮＤＦと、前記円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度ＮＤＣとが、式（５）を満たす、
    　鋼材。
    　（－Ｍｎ－２０×Ｐ＋１１×Ｎｉ＋Ｍｏ）×（ＮＤＦ2／ＮＤＣ1/2）≧４．０　（５）
    　ここで、式（５）中の元素記号には、対応する元素の含有量が、単位：質量％で代入される。また、式（５）中のＮＤＦには、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入される。さらに、式（５）中のＮＤＣには、円相当径２５０ｎｍ以上の析出物の個数密度が、単位：個／μｍ2で代入され、円相当径２０～１５０ｎｍの析出物の個数密度が０．００１個／μｍ2未満の場合、ＮＤＣには０．００１が代入される。
  5. 　請求項１～４のいずれか１項に記載の鋼材であって、
    　前記鋼材は、油井用鋼管である、鋼材。
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