CN116179946A - 一种高强度耐co2蚀不锈钢、油套管及其制备方法和应用 - Google Patents

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Abstract

本发明涉及不锈钢及其制造领域，尤其涉及一种高强度耐CO2蚀不锈钢、油套管及其制备方法，所述不锈钢包含：C≤0.1%，0.1%≤Si≤0.5%，1.5%≤Mn≤5%，16.5%≤Cr≤25.0%，8.0%≤Ni≤20.0%，1.5%≤Mo≤5%，0.01%≤Al≤0.10%，0.30%≤Cu≤0.45%，Co≤0.5%，0.01%≤W≤2.00%，0.05%≤N≤0.3%，0.05%≤Re≤0.10%，余量为Fe和其他不可避免的杂质，所述成分满足条件：Creq/Nieq＜2.0，PREN≥25，其中Nieq为镍当量，Creq为铬当量，PREN为点蚀当量。本发明通过控制氮含量以及调整其它组成成分，从而使得本发明中的300系奥氏体不锈钢的性能与已有的300系奥氏体不锈钢相比有非常大的提升，特别是具备优良的抗CO2腐蚀性能和优良的抗酸化压裂液腐蚀的性能，材料的各项性能满足高温高压高含CO2环境油气井开发要求。

Description

一种高强度耐CO2蚀不锈钢、油套管及其制备方法和应用
技术领域
本发明涉及不锈钢及其制造领域，尤其涉及一种高强度耐CO2蚀不锈钢、油套管及其制备方法和应用。
背景技术
随着世界对油气资源需求的日益增长，促使油气田的开发逐渐向纵深发展，7600m(25000英尺)甚至更深的油气井不断涌现。油井管作为重要的石油装备物资，约占油气田装备总资产的60％，占建井成本的20％～30％。随着井深的日益增加，油井管服役环境也日益恶劣。在超深油气井苛刻的腐蚀环境中，如高温、CO2、H2S、Cl-等腐蚀介质的共同作用下，油气井管柱极易发生失效。超深油气资源开发，通常需要使用具有高强度、高耐蚀性能的油套管。
为了减少腐蚀，采用具有优异的耐腐蚀性的镍基合金材料作为油套管成为了一个较佳的选择，但是其也存在着一些缺点，比如材料的制作成本很高，因此考虑选用一种在工业上得到广泛应用的高强度结构材料——奥氏体不锈钢，以奥氏体不锈钢作为油套管可成为选材的方向。但以300系不锈钢为代表的奥氏体不锈钢，在耐腐蚀性能方面并不是特别优秀，例如在要求选取更佳的抗一般腐蚀和点腐蚀性能的材料时，双相不锈钢比奥氏体不锈钢更受欢迎，此外，受奥氏体不锈钢材料强度的限制，目前300系奥氏体不锈钢并没有被用做油套管的制作材料。
高温高压且含有高浓度CO2的油气井环境是油气开采过程中经常遇到的油井情况之一，针对此种井下条件，一般必须采用双相不锈钢、镍基合金等高耐蚀合金才能满足使用要求，且不是所有的耐蚀合金都能够在含有高浓度CO2的环境下使用。因此，制作相对便宜且能够针对高温、高压、含有高浓度CO2的油井环境下使用的合金材料很有必要，然后将所研制的这种合金材料用作油套管，对国民经济的发展将具有重大意义。
发明内容
本发明是为了克服现有技术中的300系奥氏体不锈钢无法用于含有高浓度CO2的油井环境，提供了一种高强度耐高温高压高含CO2蚀的不锈钢、油套管及其制备方法和应用，实现300系奥氏体不锈钢油套管在高浓度CO2环境油井中的应用要求，从而可以高效率低成本地制备出满足高温高压高含CO2环境使用要求的各种规格的油套管。
为实现上述发明目的，本发明通过以下技术方案实现：
一种高强度耐CO2蚀不锈钢，按照重量百分比计，所述不锈钢包含：C≤0.1％，0.1％≤Si≤0.5％，1.5％≤Mn≤5％，16.5％≤Cr≤25.0％，8.0％≤Ni≤20.0％，1.5％≤Mo≤5％，0.01％≤Al≤0.10％，0.30％≤Cu≤0.45％，Co≤0.5％，0.01％≤W≤2.00％，0.05％≤N≤0.3％，0.05％≤Re≤0.10％，余量为Fe和其他不可避免的杂质，所述成分满足条件：Creq/Nieq＜2.0，PREN≥25，其中Nieq为镍当量，Creq为铬当量，PREN为点蚀当量。
由于300系奥氏体不锈钢耐蚀性能、力学性能相对较弱，因此目前300系奥氏体不锈钢并没有被用作油套管使用。通过对300系奥氏体不锈钢进行改良，将300系这种相对便宜的奥氏体不锈钢用于高温高压且含有高浓度CO2的油井环境，目前还未见有相关的研究报道。因此，研究制备出一种既相对便宜，又具有高抗CO2腐蚀性能和抗酸化压裂液腐蚀性能的300系奥氏体不锈钢合金材料，并能运用于特定的高温高压高含CO2的低渗透率油气田环境，对经济的发展具有重大意义。
本发明在典型316L奥氏体不锈钢材料的基础上，对其中的组成成分进行了改善调整，特别地提高了合金中氮(N)的含量。通过在一定程度上提高合金材料中的N含量，改善了材料的强度和抗腐蚀性能，同时N还能够抑制σ相等有害相的析出。但由于过高的N将会导致铸锭中气孔等缺陷的产生，同时，还有可能导致其他有害相的析出，因此并不是氮的含量越高越好，需要对合金中的含氮量进行严格的控制，在耐CO2蚀不锈钢中N的质量百分含量控制为0.05％～0.30％。
除了合金材料中的N含量进行了严格的调整控制外，对合金中的其它成分也进行了严格的把控。合金中其它各元素的添加原理分别为：
碳元素(C)组分：C的添加可以有效地提高材料的强度，但是C含量过高容易使得合金元素碳化物在产品制造过程中晶界析出，造成晶界局部贫Cr区的出现，从而导致材料力学性能和抗腐蚀性能的下降。对于本发明的技术方案而言，C为残留元素，其应当被控制得越低越好，然而将C含量控制得无限低则会大大地增加生产成本。因此，将耐CO2蚀不锈钢合金中C的质量百分含量设定为低于0.1％。
硅元素(Si)组分：Si是有效的脱氧剂。为了提高材料的强度，需要添加一定量的Si元素，但是过多的Si容易导致材料中SiO2等非金属夹杂物的形成，造成材料韧性的降低。鉴于此，在耐CO2蚀不锈钢合金中，将Si的质量百分含量的下限设计为0.1％，并将其上限设计为0.5％。
锰元素(Mn)组分：Mn是奥氏体的形成元素，能够提高钢中N的溶解度从而提高材料强度和耐蚀性能。另外，Mn也是有效的脱氧剂，其能够起到脱S的作用。可是，过多的Mn也会促进碳化物的形成，从而降低材料的韧性和耐腐蚀性。为此，将耐CO2蚀不锈钢合金中的Mn的质量百分含量设定为1.5％～5.0％。
铬元素(Cr)组分：添加Cr能够大幅度地提高材料的抗局部腐蚀能力和均匀腐蚀能力，但是过高的Cr将会促进材料高温铁素体或σ相等有害第二相的形成，这些第二相的存在将导致材料抗酸化性能及抗应力腐蚀开裂(SCC)性能的下降。由此，需要将耐CO2蚀不锈钢合金中Cr的质量百分含量设定为16.5％～25.0％。
镍元素(Ni)组分：Ni是奥氏体的形成元素，能够提高材料的抗SCC性能及抗局部腐蚀性能，但是，过高含量的Ni不仅会降低材料的加工硬化性能，还会大幅度地提高材料成本。因此，将耐CO2蚀不锈钢合金中Ni的质量百分含量控制为8.0％～20.0％。
钼元素(Mo)组分：Mo能够有效地提高材料在高Cl-环境中的抗点蚀、抗缝隙腐蚀性能和抗SCC性能。但是，Mo是铁素体形成元素，含量过多的Mo将导致材料高温铁素体或σ相等有害第二相的形成，这些第二相的存在将导致材料抗点蚀性能及抗SCC性能的下降。基于本发明的技术方案，应当将Mo的质量百分含量控制为1.5％～5.0％。
铝元素(Al)组分：Al是有效的脱氧剂，是炼钢过程中难以避免的合金元素。在本发明的技术方案中，一旦Al的质量百分含量超过0.10％将会破坏材料的韧性和热加工性。因此，耐CO2蚀不锈钢合金中Al的质量百分含量需要设定在0.01％～0.10％范围之间。
铜元素(Cu)组分：向不锈钢中添加Cu元素有助于提高材料的抗腐蚀性能。此外，Cu也是奥氏体的形成元素。然而，过高的Cu含量会降低材料的加工硬化性能。为此，耐CO2蚀不锈钢合金中的Cu的质量百分含量需要控制为0.30％～0.45％。
钴元素(Co)组分：Co元素能增加材料的抗氧化性和耐腐蚀性，能显著提高材料的高温力学性能，是不锈钢、耐热钢、高温合金的重要合金元素。然而Co是稀有的贵重金属，价格昂贵，因此耐CO2蚀不锈钢合金中Co的质量百分含量需要控制为低于0.5％。
钨元素(W)组分：W的添加有助于提高材料的抗硫化物应力腐蚀开裂性能，同时，W元素还可以有效地提高材料的高温力学性能。为此，将耐CO2蚀不锈钢合金中W的质量百分含量设定为0.01％～2.00％。
稀土元素组分：Re的添加能够有效地提高材料的韧性。对于本发明的技术方案来说，当稀土元素Re的质量百分含量超过0.10％时，则会降低材料的焊接性能。由此，耐CO2蚀不锈钢合金中，稀土元素Re的质量百分含量控制在0.05％～0.10％范围之间。
此外，由于不锈钢中的不可避免的杂质元素主要为P和S，这两种杂质元素需要控制得越低越好。
作为优选，所述高强度耐CO2蚀不锈钢成分还满足条件：Creq/Nieq＜2.0，PREN≥25，其中Nieq为镍当量，Creq为铬当量，PREN为点蚀当量。所述Nieq、Creq、PREN的计算公式分别为：
①Nieq＝Ni+Co+0.1Mn-0.01Mn2+18N+30C
②Creq＝Cr+1.5Mo+1.5W+0.48Si+2.3V+1.75Nb+2.5Al
③PREN＝Cr+3.3×(Mo+0.5W)+16×N
镍当量是反映不锈钢焊缝金属组织奥氏体化程度的指标，铬当量是反映焊缝金属组织的铁素体化程度的指标，通过铬镍当量可定性地估计奥氏体不锈钢中铁素体形成的可能性及相对含量。由于铁素体和奥氏体基体之间的化学成分、力学性能以及热稳定性等方面的差异，在某些场合下铁素体的出现会对奥氏体不锈钢的性能带来不利影响，因此，可通过Creq/Nieq对铁素体的含量进行估算，从而控制铁素体的出现，由于铁素体在本耐CO2蚀不锈钢合金中属于有害相，因此应尽可能低地控制其含量，这里将合金中的成分含量设计为满足Creq/Nieq＜2.0。
PREN是一种以金属中某些元素的质量分数为基础进行计算的一套算法，是用来定量评定与标示不锈钢综合耐腐蚀性能的重要参数，具有较高的PREN值的金属表现出比PREN值低的金属更耐局部腐蚀。用这个公式计算出来的值，基本表现了相对耐点腐蚀程度。在这里将合金中的成分含量设计为满足PREN≥25。
作为优选，按照重量百分比计，所述不锈钢成分中还至少包含：0＜Nb≤0.1％，0＜V≤0.1％，0＜Ti≤0.1％其中之一。
Nb、V、Ti与C、N具有强烈的结合能力，Nb、V、Ti能够与C、N形成各自的碳化物、氮化物或碳氮化物，此类化合物有助于提高材料的力学性能。另外，Ti还能够增强材料的抗腐蚀性能。但是，就本发明的技术方案来说，一旦Nb、V、Ti其中之一的质量百分含量超过0.1％时，就会使得析出相的颗粒粗大，并且使得材料中的非金属夹杂增多，反而破坏了材料的强度；同时，还会降低材料的焊接性能。故而，本发明所述的不锈钢耐蚀合金中的Nb、V、Ti的质量百分含量均不得超过0.1％。
一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，包括以下步骤：
(1)冶炼：按照前面所述的高强度耐CO2蚀不锈钢的配方，采用AOD或AOD+ESR的冶炼工艺冶炼得到钢水；
(2)制作管坯：对步骤(1)中冶炼得到的钢水进行模铸，随后热锻成型得到挤压用管坯，或对步骤(1)中冶炼得到的钢水进行连铸，随后热轧成型得到穿孔用管坯；
(3)加热制管：对步骤(2)中的管坯进行热挤压或热穿孔处理，制成无缝荒管；
(4)热处理：对步骤(3)中的荒管采用固溶热处理，得到固溶态挤压或穿孔荒管；
(5)冷轧：对步骤(4)中的固溶态挤压或穿孔荒管采用冷变形方式制成要求规格和强度的管材。
本发明中的耐蚀不锈钢合金，其合金成分设计，尤其是N元素含量，对最终的产品力学性能、耐蚀性能具有较大的影响。因此本发明推荐了原材料冶炼工艺，推荐使用非真空的冶炼工艺对原材料进行冶炼，可使用AOD/VOD的工艺对原材料进行冶炼，以保证原材料N元素含量。为进一步提高产品纯净度、提高产品耐蚀性能，可在AOD/VOD冶炼工艺结束后，进一步采用ESR的重熔工艺对原材料进行二次冶炼，以提升原材料整体品质。
作为优选，所述步骤(2)中在热锻成型过程中锻造比不小于3.0。
本发明中在热锻成型过程中将锻造比限定在不小于3.0的范围内，其能够使得锻造圆钢内部的元素分布的更均匀，晶粒组织也分布的更均匀，从而提升了耐蚀不锈钢合金材料的耐腐蚀性能以及力学性能。当锻造比小于3.0之后，其中各元素及晶粒组织的分布会出现分散不均匀的现象，将导致其耐腐蚀性能以及力学性能均会出现不同程度的下降。
作为优选，所述步骤(3)中热挤压或热穿孔处理时的挤压或穿孔温度为1150～1200℃。
本发明中的热挤压或热穿孔过程中的挤压或穿孔温度为1150～1200℃，高于圆钢管坯的再结晶温度，在此温度范围内，圆钢的变形抗力大幅降低更容易塑形。当挤压或穿孔温度低于1150℃时，材料热变形抗力大，容易发生穿孔机、挤压机闷车或管材开裂的现象。当挤压或穿孔温度大于1200℃时，虽然材料热变形抗力得到了降低，但材料塑性也大大降低，容易发生管材开裂的现象。同时，经过挤压或穿孔后，材料晶粒破碎严重，晶粒细化充分，能得到材料各项性能都均匀的微观组织。
作为优选，所述步骤(3)中，在进行热挤压或热穿孔处理时，首先将管坯预加热至850～900℃，预热1～2小时，使合金完全奥氏体化，然后再加热至挤压或穿孔温度。
在热挤压或热穿孔前先进行预热能够软化管坯，提高其塑形，降低对模具以及设备的要求。
作为优选，所述步骤(4)中固溶热处理温度为980～1200℃。
作为优选，所述步骤(5)中冷轧过程中单次压下量为10～60％。
本发明中的冷变形过程是保证材料尺寸精度及力学性能的关键步骤。单次变形量可在10～60％之间变化，可根据最终成品力学性能要求优选其最终冷变形量。中间过程优先推荐大的冷变形量，以细化、均匀化晶粒组织。中间热处理温度为980～1200℃，与材料固溶处理温度相同，以使不锈钢油套管中的微观组织转变为单一固溶态奥氏体组织并消除前期冷加工过程中形成的残余应力，为下一道冷变形做好组织准备。冷轧处理后还需对所得到的管材进行精整处理。
一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管，其通过上述方法制备得到。
该油套管具有优异的抗腐蚀性能，特别是抗CO2腐蚀性能和抗酸化压裂液腐蚀性能，且具有较高的强度，强度范围覆盖广，其强度范围为52KSI～135KSI。
一种上述高强度耐CO2蚀不锈钢油套管在石油、天然气开采领域，以及地热资源开发等高温领域中的应用。
本发明具有以下有益效果：
(1)本发明中的不锈钢合金具有较高的强度，内部为均一的奥氏体组织，以及极少量的非金属夹杂物和其他第二相。较之于现有技术中的马氏体不锈钢，具有奥氏体微观组织的不锈钢合金通过形变强化使得该材料具备高强度和强度可控的特点，可以通过后序冷轧工艺的控制达到不同强度以满足不同的强度需求；
(2)本发明通过控制氮含量以及调整其它组成成分，使得具有奥氏体微观组织的300系不锈钢还具备优良的抗腐蚀性能，特别是具备优良的抗CO2腐蚀性能和优良的抗酸化压裂液腐蚀的性能；
(3)本发明所制备的不锈钢油套管表面质量好，强度高，抗CO2腐蚀性能好，抗酸化压裂液腐蚀性能优异且焊接性能佳，材料的各项性能满足高温高压高含CO2环境油气井开发要求，可适合用于石油、天然气开采领域，以及地热资源开发等高温领域。
附图说明
图1为本发明实施例1的微观组织(高倍)照片。
图2为本发明实施例1的微观组织(低倍)照片。
具体实施方式
下面结合说明书附图以及具体实施例对本发明做进一步描述。本领域普通技术人员在基于这些说明的情况下将能够实现本发明。此外，下述说明中涉及到的本发明的实施例通常仅是本发明一部分的实施例，而不是全部的实施例。因此，基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都应当属于本发明保护的范围。
实施例1
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为3.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表1所示，该合金的Creq/Nieq为1.5，PREN为26.5。
表1不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.012 1.62 0.11 0.0025 0.22 12.16 17.3 2.42 /
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.076 0.022 / 0.024 0.0003 0.007 0.013 0.012 0.013
。
把直径为241mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行850℃预热1.5小时，再在一次感应加热炉中加热到1170℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.1，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*20mm荒管，之后对荒管在1040℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*20mm轧到Φ114*13mm，冷变形量为50.27％，去油、退火，退火温度为1040℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ114*13mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为54.41％。精整后得到125KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
对实施例1中的不锈钢油套管通过扫描电子显微镜进行组织检测，其管材组织照片如图1和图2所示。
图1、图2显示了本发明实施例1的金相组织。从图中可以看出，其微观组织为均匀细小的奥氏体组织，几乎没有σ相和其他有害相的存在。
实施例2
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为4.0。锻造后圆钢直径为255mm，其成分如表2所示，该合金的Creq/Nieq为1.7，PREN为26.5。
表2不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.033 2.12 0.12 0.0036 0.11 11.13 20.1 1.52 /
N Cu V Co B Nb W Al Y(Re)
0.068 0.45 / 0.027 0.0002 0.006 0.17 0.031 0.015
。
把直径为255mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行900℃预热1小时，再在一次感应加热炉中加热到1170℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.3，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*25mm荒管，之后对荒管在1040℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*25mm轧到Φ127*15mm，冷变形量为47.09％，去油、退火，退火温度为1040℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ127*15mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为64.37％。精整后得到115KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例3
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为5.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表3所示，该合金的Creq/Nieq为1.1，PREN为25.6。
表3不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.045 1.51 0.09 0.0045 0.37 17.6 19.8 1.51 /
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.051 0.37 / 0.31 0.0003 0.097 0.015 0.052 0.082
。
把直径为241mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行850℃预热1.2小时，再在一次感应加热炉中加热到1130℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1150℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.1，热挤压温度为1150℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*20mm荒管，之后对荒管在980℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*20mm轧到Φ114*13mm，冷变形量为50.27％，去油、退火，退火温度为980℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ114*13mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为54.41％。精整后得到115KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例4
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为6.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表4所示，该合金的Creq/Nieq为0.9，PREN为25.7。
表4不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.031 3.11 0.08 0.0032 0.49 19.2 16.2 2.5 /
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.074 0.41 0.021 0.5 0.0005 / 0.021 0.011 0.081
。
把直径为241mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的穿孔坯料，把穿孔坯料进行钻定位孔、检验修磨、去油清洗，之后在斜底加热炉中进行1180℃加热2小时，随后进行斜轧穿孔，轧制比3.1，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ255*20mm荒管，之后对荒管在1200℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ255*20mm轧到Φ215*15mm，冷变形量为36.17％，去油、退火，退火温度为1200℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ215*15mm轧到Φ178*10.36mm，冷变形量为42.11％。精整后得到115KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例5
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为4.0。锻造后圆钢直径为255mm，其成分如表5所示，该合金的Creq/Nieq为1.8，PREN为28.9。
表5不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.051 2.79 0.15 0.0029 0.32 10.1 17.1 2.31 /
N Cu V Co B Nb W Al Y(Re)
0.053 0.35 0.035 0.25 0.0004 / 1.99 0.077 0.05
。
把直径为255mm，长度为7m的圆钢，切割为40cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行890℃预热1.2小时，再在一次感应加热炉中加热到1150℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.3，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*25mm荒管，之后对荒管在990℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*25mm轧到Φ127*15mm，冷变形量为47.09％，去油、退火，退火温度为990℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做第二道次冷轧，将管材规格由Φ127*15mm轧到Φ92*8mm，冷变形量为60.00％，随后去油、退火，退火温度为990℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
对处理好的荒管进行最终道次冷拔，将管材规格由Φ92*8mm冷拔到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为10.92％，随后去油、退火，退火温度为990℃，保温25分钟，酸洗、矫直。精整后得到52KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例6
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为5.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表6所示，该合金的Creq/Nieq为1.2，PREN为42.0。
表6不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.067 4.1 0.13 0.0041 0.49 19.7 23.5 3.82 /
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.27 0.30 0.098 0.42 0.0006 / 0.93 0.097 0.074
。
把直径为241mm，长度为7m的圆钢，切割为40cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行850℃预热1.5小时，再在一次感应加热炉中加热到1140℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1150℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.1，热挤压温度为1150℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*20mm荒管，之后对荒管在1100℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*20mm轧到Φ114*13mm，冷变形量为50.27％，去油、退火，退火温度为1100℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ114*13mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为54.41％。精整后得到110KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例7
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为5.0。锻造后圆钢直径为255mm，其成分如表7所示，该合金的Creq/Nieq为1.3，PREN为40.0。
表7不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.01 3.72 0.09 0.0037 0.36 20.0 24.1 4.11 0.003
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.14 0.33 / 0.025 0.0006 / 0.01 0.081 0.092
。
把直径为255mm，长度为6m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行860℃预热1.5小时，再在一次感应加热炉中加热到1120℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1160℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.3，热挤压温度为1160℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*25mm荒管，之后对荒管在1120℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*25mm轧到Φ127*15mm，冷变形量为47.09％，去油、退火，退火温度为1120℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ127*15mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为64.37％。精整后得到135KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例8
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为6.0。锻造后圆钢直径为263mm，其成分如表8所示，该合金的Creq/Nieq为1.2，PREN为37.6。
表8不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.034 5.0 0.11 0.0039 0.46 16.5 21.8 2.78 0.042
N Cu V Co B Nb W Al Y(Re)
0.29 0.37 / 0.29 0.0008 / 1.23 0.058 0.076
。
把直径为263mm，长度为6m的圆钢，切割为40cm的穿孔坯料，把穿孔坯料进行钻定位孔、检验修磨、去油清洗，之后在斜底加热炉中进行1180℃加热2小时，随后进行斜轧穿孔，轧制比2.0，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ280*35mm荒管，之后对荒管在1060℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ280*35mm轧到Φ250*30mm，冷变形量为23.03％，去油、退火，退火温度为1060℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ250*30mm轧到Φ199.9*25.4mm，冷变形量为32.84％。精整后得到120KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例9
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为3.0。锻造后圆钢直径为255mm，其成分如表9所示，该合金的Creq/Nieq为1.4，PREN为43.2。
表9不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.076 4.72 0.13 0.0027 0.18 18.8 24.9 4.32 0.1
N Cu V Co B Nb W Al Ce(Re)
0.16 0.33 / 0.14 0.0007 / 0.87 0.091 0.098
。
把直径为255mm，长度为8m的圆钢，切割为40cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行900℃预热1小时，再在一次感应加热炉中加热到1160℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.3，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*25mm荒管，之后对荒管在1000℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*25mm轧到Φ127*15mm，冷变形量为47.09％，去油、退火，退火温度为1000℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ127*15mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为64.37％。精整后得到135KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例10
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为4.0。锻造后圆钢直径为302mm，其成分如表10所示，该合金的Creq/Nieq为1.5，PREN为39.1。
表10不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.049 1.81 0.11 0.0034 0.33 15.3 18.2 5.0 /
N Cu V Co B Nb W Al Y(Re)
0.12 0.42 0.044 0.35 0.0007 / 1.52 0.072 0.067
。
把直径为302mm，长度为6m的圆钢，切割为45cm的穿孔坯料，把穿孔坯料进行钻定位孔、检验修磨、去油清洗，之后在斜底加热炉中进行1180℃加热2小时，随后进行斜轧穿孔，轧制比2.0，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ355*35mm荒管，之后对荒管在1190℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ355*35mm轧到Φ310*25mm，冷变形量为36.38％，去油、退火，退火温度为1190℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ310*25mm轧到Φ273*14mm，冷变形量为49.11％。精整后得到125KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
实施例11
采用AOD的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，随后连铸热轧后车光交货，棒材直径为302mm，其成分如表11所示，该合金的Creq/Nieq为1.2，PREN为28.3。
表11不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.017 1.6 0.018 0.002 0.22 14.9 17.5 2.71 /
N Cu V Co B Nb W Al Y(Re)
0.11 0.33 / 0.28 0.0005 0.009 0.041 0.0029 0.071
。
把直径为302mm，长度为6m的圆钢，切割为45cm的穿孔坯料，把穿孔坯料进行钻定位孔、检验修磨、去油清洗，之后在斜底加热炉中进行1180℃加热2小时，随后进行斜轧穿孔，轧制比2.0，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ355*35mm荒管，之后对荒管在1190℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ355*35mm轧到Φ310*25mm，冷变形量为36.38％，去油、退火，退火温度为1190℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ310*25mm轧到Φ273*14mm，冷变形量为49.11％。精整后得到120KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
【性能检测与检测结果】
对实施例1～11中制备得到的高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管取样，进行力学性能检测，其试验结果分别如表12～14所示。
表12实施例1～11的室温拉伸性能
序号 温度/℃ Rm/MPa Rp0.2/MPa A/％
1 25 985 875 20
2 25 924 796 19
3 25 942 823 22
4 25 956 825 23
5(固溶态) 25 566 376 31
6 25 932 778 23
7 25 1078 955 19
8 25 963 843 20
9 25 1063 962 18
10 25 993 892 20
11 25 946 853 19
。
表13实施例1～11的硬度检测(HRC)
序号 单个值1 单个值2 单个值3 平均值
1 26.6 28.2 28.3 27.7
2 27.2 27.9 28.1 27.7
3 28.3 28.5 28.4 28.4
4 28.6 28.3 28.5 28.5
5(固溶态) 21.3 22.4 21.7 21.8
6 27.9 28.3 28.7 28.3
7 31.2 31.1 30.6 31.0
8 28.6 28.3 28.5 28.5
9 30.9 31.3 31.4 31.2
10 29.1 28.9 29.4 29.1
11 27.6 27.9 28.3 27.9
。
表14实施例1～11的低温冲击性能(KV8，J)
序号 试样尺寸mm 试验温度℃ 单个值1 单个值2 单个值3 平均值
1 10*10*55 -10 248.26 251.74 254.59 251.53
2 10*10*55 -10 246.34 248.92 247.87 247.71
3 10*10*55 -10 256.67 258.32 258.91 257.97
4 10*10*55 -10 261.62 259.23 264.78 261.88
5(固溶态) 10*10*55 -10 293.46 295.87 296.39 295.24
6 10*10*55 -10 253.58 254.59 253.42 253.86
7 10*10*55 -10 229.67 227.72 234.03 230.47
8 10*10*55 -10 245.86 251.63 248.74 248.74
9 10*10*55 -10 234.74 232.19 229.94 232.29
10 10*10*55 -10 249.56 256.49 253.45 253.17
11 10*10*55 -10 228.57 232.9 234.14 231.88
。
对实施例1～11中制备得到的高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管取样，使用失重法进行抗CO2腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见表15，测试结果列于表17中；对实施例1～11中制备得到的高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管取样，使用失重法进行抗酸化液腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见如表16所示，测试结果列于表17中。
表15实施例1～11的抗CO2腐蚀性能检测条件
Figure BDA0004056849010000151
表16实施例1～11的抗酸化压裂液腐蚀性能检测条件
介质(鲜酸) 10％HCl+1.5％HF+3％HAc+5.1％高温酸化缓蚀剂
温度(℃) 140
用量 ≥20ml/cm2
试验时间(h) 6
总压(MPa) 10
。
表17实施例1～11的耐蚀性能
序号 模拟CO2腐蚀介质下的腐蚀速率(mm/a) 模拟酸化压裂腐蚀介质下的腐蚀速率(mm/a)
1 0.0051 6.9764
2 0.0051 7.1208
3 0.0049 6.9371
4 0.0052 7.0973
5 0.0049 6.9298
6 0.0039 5.6834
7 0.0041 6.3402
8 0.0042 6.4529
9 0.0037 5.5974
10 0.0041 6.1974
11 0.0052 7.1432
。
对比例1
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为3.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表18所示，该合金的Creq/Nieq为1.7，PREN为25.2。
表18不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.015 2.13 0.12 0.0025 0.35 11.81 18.7 1.83 0
N Cu V Co B Nb W Al Re
0.032 0.37 0 0.25 0.0003 0.045 0.19 0.052 0.061
。
把直径为241mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行850℃预热1.5小时，再在一次感应加热炉中加热到1170℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.1，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*20mm荒管，之后对荒管在1040℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*20mm轧到Φ114*13mm，冷变形量为50.27％，去油、退火，退火温度为1040℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ114*13mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为54.41％。精整后得到105KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
对比例2
采用AOD+ESR的工艺进行管坯(即圆钢)冶炼，热锻后车光交货，锻压比为3.0。锻造后圆钢直径为241mm，其成分如表19所示，该合金的Creq/Nieq为1.0，PREN为32.5。
表19不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.017 1.93 0.11 0.0042 0.22 12.13 17.5 1.83 0
N Cu V Co B Nb W Al Re
0.51 0.41 0 0.16 0.0007 0.034 0.46 0.058 0.059
。
把直径为241mm，长度为8m的圆钢，切割为45cm的挤压坯料，把挤压坯料进行钻孔、端面倒角、检验修磨、去油清洗，之后在环形加热炉中进行850℃预热1.5小时，再在一次感应加热炉中加热到1170℃，之后扩孔，然后在进行二次感应加热到1180℃，最终在4200t热挤压机上进行挤压，挤压比4.1，热挤压温度为1180℃，获得表面质量良好，表面均匀无明显缺陷的Φ152*20mm荒管，之后对荒管在1040℃下进行固溶热处理。
对处理好的荒管进行冷轧，将管材规格由Φ152*20mm轧到Φ114*13mm，冷变形量为50.27％，去油、退火，退火温度为1040℃，保温25分钟，酸洗、矫直。
随后对上到次中间品管做最终冷轧，将管材规格由Φ114*13mm轧到Φ88.9*7.34mm，冷变形量为54.41％。精整后得到140KSI高强度耐CO2蚀不锈钢合金无缝油套管。
对比例3
该对比例选用马氏体不锈钢制作油套管，其成分如表20所示。
表20不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.015 0.41 0.0115 0.0031 0.35 5.04 12.51 1.71 0.0251
N Cu V Co B Nb W Al Re
0.0544 0.0559 0.0593 / / / / / /
。
对比例4
该对比例选用双相不锈钢制作油套管，其成分如表21所示。
表21不锈钢合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.015 0.668 0.0238 0.001 0.45 5.45 22.38 3.42 /
N Cu V Co B Nb W Al Re
0.187 / / / / / / / /
。
对比例5
该对比例选用耐腐蚀性能较强的15Cr马氏体不锈钢制作油套管，其成分如表22所示。
表22合金中的各化学成分(质量分数％，余量为Fe和其他不可避免的杂质)
C Mn P S Si Ni Cr Mo Ti
0.24 0.18 0.013 0.004 0.28 6.11 14.22 1.83 /
N Cu V Co B Nb W Al Re
/ 0.4 / / / / / / /
。
【性能检测与检测结果】
对对比例1～5中制备得到合金油套管取样，进行力学性能检测，其试验结果分别如表23～25所示。
表23对比例1～5的室温拉伸性能
序号 温度/℃ Rm/MPa Rp0.2/MPa A/％
1 25 873 739 22
2 25 1077 982 19
3 25 945 876 20
4 25 1055 847 19
5 25 824 692 21
。
表24对比例1～5的硬度检测(HRC)
序号 单个值1 单个值2 单个值3 平均值
1 26.6 27.3 26.9 26.9
2 30.2 30.9 31.1 30.7
3 25.2 25.9 28.1 26.5
4 27.4 26.3 27.8 27.0
5 23.8 23.8 24.5 24.0
。
表25对比例1～5的低温冲击性能(KV8，J)
序号 试样尺寸mm 试验温度℃ 单个值1 单个值2 单个值3 平均值
1 10*10*55 -10 258.62 261.37 267.07 262.35
2 10*10*55 -10 231.32 232.97 228.26 230.85
3 10*10*55 -10 158.85 155.65 157.04 157.18
4 10*10*55 -10 91.65 116.07 107.58 105.1
5 10*10*55 -10 167.32 171.23 174.59 171.05
。
对对比例1～5中制备得到合金油套管取样，使用失重法进行抗CO2腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见表26，测试结果列于表28中；对对比例1～5中制备得到合金油套管取样，使用失重法进行抗酸化液腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见如表27所示，测试结果列于表28中。
表26对比例1～5的抗CO2腐蚀性能检测条件
Figure BDA0004056849010000181
表27对比例1～5的抗酸化压裂液腐蚀性能检测条件
介质(鲜酸) 10％HCl+1.5％HF+3％HAc+5.1％高温酸化缓蚀剂
温度(℃) 140
用量 ≥20ml/cm2
试验时间(h) 6
总压(MPa) 10
。
表28对比例1～5的耐蚀性能
序号 模拟CO2腐蚀介质下的腐蚀速率(mm/a) 模拟酸化压裂腐蚀介质下的腐蚀速率(mm/a)
1 0.0053 7.0358
2 0.0046 6.7239
3 0.2987 18.8893
4 0.0018 59.8746
5 0.1602 13.5527
。
对实施例1～11及对比例1～5中的高强度耐CO2蚀不锈钢合金油套管取样，进行力学性能检测，试验结果分别如表11～13，表22～24所示。使用失重法对实施例1～11及对比例1～5中的不锈钢油套管取样进行抗CO2腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见表15和表26，测试结果列于表17和表28中。使用失重法对实施例1～11及对比例1～5中的不锈钢油套管取样进行抗酸化液腐蚀性能测试，详细试验条件和溶液介质成分见如表16和表27所示，测试结果列于表17和表28中。
从表12～14和表23～25可以看出，本发明所述的高强度耐CO2蚀不锈钢合金油套管具有较高的强度和良好的冲击韧性，其强度级别达到了52-135KSI。对比实施例1～11及对比例1～2力学性能可以发现，N元素含量在材料冷变形过程中，对材料力学性能的强化有着非常显著的影响。当N含量小于0.05时，同样的变形量无法将材料强化至110KSI；而当N含量大于0.3时，同样的变形量，材料强度超过140KSI。在抗CO2腐蚀性能测试中，实施例1～11的腐蚀速率低于对比例3、对比例5的腐蚀速率，与对比例4的腐蚀速率相当。对比实施例1与对比例1～2可以发现，N元素含量对材料耐CO2腐蚀性能有着显著的影响，N含量越高，材料耐CO2腐蚀性能越优异。在抗酸化压裂液腐蚀性能测试中，相较于对比例3～5，实施例1-11表现出了更优异的腐蚀速率。为此，较之于对比例3～5，实施例1-11的抗酸化压裂液腐蚀性能更为优良。同样，对比实施例1与对比例1～2可以发现，N含量越高，材料耐酸化压裂液腐蚀性能越优异。

Claims (10)

1.一种高强度耐CO2蚀不锈钢，其特征在于，按照重量百分比计，所述不锈钢包含：C≤0.1%，0.1%≤Si≤0.5%，1.5%≤Mn≤5%，16.5%≤Cr≤25.0%，8.0%≤Ni≤20.0%，1.5%≤Mo≤5%，0.01%≤Al≤0.10%，0.30%≤Cu≤0.45%，Co≤0.5%，0.01%≤W≤2.00%，0.05%≤N≤0.3%，0.05%≤Re≤0.10%，余量为Fe和其他不可避免的杂质，所述成分满足条件：Creq/Nieq＜2.0，PREN≥25，其中Nieq为镍当量，Creq为铬当量，PREN为点蚀当量。
2.如权利要求1所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢，其特征在于，按照重量百分比计，所述不锈钢成分中还至少包含：0＜Nb≤0.1%，0＜V≤0.1%，0＜Ti≤0.1%其中之一。
3.一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，包括以下步骤：
（1）冶炼：按照权利要求1~2中任意一项所述的高强度耐CO2蚀不锈钢的配方，采用AOD或AOD+ESR的冶炼工艺冶炼得到钢水；
（2）制作管坯：对步骤（1）中冶炼得到的钢水进行模铸，随后热锻成型得到挤压用管坯，或对步骤（1）中冶炼得到的钢水进行连铸，随后热轧成型得到穿孔用管坯；
（3）加热制管：对步骤（2）中的管坯进行热挤压或热穿孔处理，制成无缝荒管；
（4）热处理：对步骤（3）中的荒管采用固溶热处理，得到固溶态挤压或穿孔荒管；
（5）冷轧：对步骤（4）中的固溶态挤压或穿孔荒管采用冷变形方式制成要求规格和强度的管材。
4.如权利要求3所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，所述步骤（2）中在热锻成型过程中的锻造比不小于3.0。
5.如权利要求3所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，所述步骤（3）中热挤压或热穿孔处理时的挤压或穿孔温度为1150~1200 ℃。
6.如权利要求3或5所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，所述步骤（3）中，在进行热挤压或热穿孔处理时，首先将管坯预加热至850~900 ℃，预热1~2小时，使合金完全奥氏体化，然后再加热至挤压或穿孔温度。
7.如权利要求3所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，所述步骤（4）中固溶热处理温度为980~1200 ℃。
8.如权利要求3所述的一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管的制备方法，其特征在于，所述步骤（5）中冷轧过程中单次压下量为10~60%。
9.一种高强度耐CO2蚀不锈钢油套管，其特征在于，其通过如权利要求 3~8中任意一项所述方法制备得到。
10.权利要求9所述的高强度耐CO2蚀不锈钢油套管在石油、天然气开采领域中的应用。
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