ES2710773T3

ES2710773T3 - Tubería de acero de pozos petrolíferos de baja aleación y método para fabricar la misma

Info

Publication number: ES2710773T3
Application number: ES14829364T
Authority: ES
Inventors: Yuji Arai; Tomohiko Omura; Keiichi Kondo
Original assignee: Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2013-07-26
Filing date: 2014-07-23
Publication date: 2019-04-26
Anticipated expiration: 2034-07-23
Also published as: AU2014294435A1; AR096965A1; WO2015011917A1; EA201690267A1; CN105492642B; AU2014294435B2; EP3026139A4; CN105492642A; JP5880787B2; EA029884B1; EP3026139A1; US10036078B2; MX2016001121A; BR112016000543B1; UA114046C2; CA2918673C; SA516370458B1; CA2918673A1; EP3026139B1; US20160160307A1

Abstract

Una tubería de acero de pozos petrolíferos de baja aleación que comprende: una composición química que consiste, en % en masa, en C: 0,40 a 0,65 %, Si: 0,05 a 0,50 %, Mn: 0,10 a 1,00 %, P: 0,020 % o menos, S: 0,0020 % o menos, Cu: 0,15 % o menos, Cr: 0,40 a 1,50 %, Mo: 0,50 a 2,50 %, V: 0,05 a 0,25 %, Ti: 0 a menos de 0,01 %, Nb: 0,01 a 0,2 %, Al sol.: 0,010 a 0,100 %, N: 0,006 % o menos, B: 0 a 0,0015 % y Ca: 0 a 0,003 %, siendo el resto Fe e impurezas, y una estructura consistente en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de relación en volumen de austenita retenida; en la que la tubería de acero tiene una resistencia a la fluencia de 965 MPa o más; en la que el número de tamaño de grano de un grano de austenita previo en la estructura es de 9,0 o más; y en la que, en la martensita revenida, el diámetro circular equivalente de una subestructura rodeada por un borde que tiene una diferencia de orientación cristalina de 15º o más de entre un borde de paquete, un borde de bloque y un borde de lámina es de 3 μm o menos

Description

DESCRIPCION

Tubena de acero de pozos petroKferos de baja aleacion y metodo para fabricar la misma

Campo tecnico

La presente invencion se refiere a una tubena de acero de pozos petroKferos y a un metodo para fabricar la misma y, mas espedficamente, se refiere a una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion usada para, p. ej., un revestimiento o entubado de un pozo petrolffero o un pozo de gas y a un metodo para fabricar la misma.

Tecnica antecedente

Con el aumento de la profundidad de pozos petrolfferos y pozos de gas (de aqrn en adelante en la presente memoria, se hace referencia colectiva y simplemente a los pozos petrolfferos y pozos de gas como “pozos petrolfferos”), existe la necesidad de aumentar la resistencia de las tubenas de acero de pozos petrolfferos. Convencionalmente, se ha usado ampliamente la tubena de acero de pozos petrolfferos de grado 80 ksi (esfuerzo de fluencia de 80 a 95 ksi, es decir, 551 a 654 MPa) y de grado 95 ksi (esfuerzo de fluencia de 95 a 110 ksi, es decir, 654 a 758 MPa). Sin embargo, se han puesto en uso recientemente tubenas de acero de pozos petrolffero de grado 110 ksi (esfuerzo de fluencia de 110 a 125 ksi, es decir, 758 a 862 MPa).

Muchos de los pozos profundos desarrollados recientemente contienen sulfuro de hidrogeno, que es corrosivo. Por tanto, se requiere que las tubenas de acero de pozos petrolfferos tengan no solo una alta resistencia, sino tambien resistencia a la tensofisuracion por sulfuro (a la que se hace referencia de aqrn en adelante en la presente memoria como resistencia a SSC).

Como medida para mejorar la resistencia a SSC de una tubena de acero de pozos petrolfferos de grado 95 a 110 ksi convencional, los metodos conocidos incluyen limpiar el acero y hacer la estructura del acero mas fina. Por ejemplo, la publicacion de patente japonesa n° 62-253720 propone un metodo para mejorar la resistencia a SSC reduciendo los elementos de impureza tales como Mn y P. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 59-232220 propone un metodo para mejorar la resistencia a SSC efectuando el templado dos veces para refinamiento de grano.

En respuesta a la necesidad de aumentar la resistencia de las tubenas de acero de pozos petrolfferos, recientemente se han puesto en uso tubenas de acero de pozos petrolfferos de grado 125 ksi (esfuerzo de fluencia de 862 a 965 MPa). Ademas, hay una necesidad creciente de tubenas de acero de pozos petrolfferos que tengan una resistencia a la fluencia de 140 ksi (esfuerzo de fluencia de 965 MPa) o mas.

La tensofisuracion por sulfuro (SSC) tiende a aparecer mas cuando la resistencia es mayor. Por lo tanto, las tubenas de acero de pozos petrolfferos de 140 ksi o mas tienen que tener una resistencia a SSC mejorada adicional, en comparacion con las tubenas de acero de pozos petrolfferos convencionales de grado 95 ksi, de grado 110 ksi y de grado 125 ksi.

Las publicaciones de solicitud de patente japonesa n° 6-322478, 8-311551, 11-335731, 2000-178682, 2000-256783, 2000-297344, 2000-119798, 2005-350754 y 2006-265657 proponen una medida cada una para mejorar la resistencia a SSC de un acero para una tubena de pozos petrolfferos de alta resistencia.

La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 6-322478 propone el metodo para mejorar la resistencia a SSC de un producto de acero de grado 125 ksi de proporcionar una estructura de acero mas fina por tratamiento termico usando calentamiento por induccion. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 8-311551 propone el metodo para mejorar la resistencia a SSC de una tubena de acero de grados 110 a 140 ksi de potenciar la endurecibilidad usando un proceso de templado directo y aumentando la temperatura de revenido. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 11-335731 propone el metodo para mejorar la resistencia a SSC de un acero de baja aleacion de grados 110 a 140 ksi de hacer ajustes para proporcionar una composicion qrnmica de la aleacion optima. Las publicaciones de solicitud de patente japonesa n° 2000-178682, 2000-256783 y 2000-297344 proponen cada una el metodo para mejorar la resistencia a SSC de un acero para una tubena de pozos petrolfferos de baja aleacion de grados 110 a 140 ksi de controlar las formas de los carburos. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2000 119798 propone el metodo para retardar el tiempo de aparicion de SSC en un producto de acero de grados 110 a 125 ksi de precipitacion de una gran cantidad de carburos de V finos. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2005-350754 propone el metodo para mejorar la resistencia a SSC de una tubena de acero de pozos petrolfferos de grado 125 ksi de controlar la densidad de dislocacion y el coeficiente de difusion de hidrogeno a valores deseados. La publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2006-265657 propone el metodo para mejorar la resistencia a SSC de un acero para una tubena de pozos petrolfferos de grado 125 ksi o mas de produccion de una estructura de bainita monofasica, que se proporciona al contener un gran contenido de C en el acero y, durante el enfriamiento con agua, detener el enfriamiento con agua a 400 a 600 °C y efectuar un tratamiento termico con transformacion isotermica (tratamiento de austemperizacion) a 400 a 600 °C.

La publicacion de solicitud internacional n° WO 2010/100020 A1 describe un acero de baja aleacion con alta resistencia a la fluencia y alta resistencia a la tensofisuracion por sulfuro. El acero contiene C: 0,3 % a 0,5 % en peso, y posibilita la produccion de tubos sin soldadura con una resistencia a la fluencia despues del tratamiento termico de 862 MPa o mas que exhiben resistencia a la tensofisuracion por sulfuro.

La publicacion de solicitud europea n° EP 1862561 A1 describe un acero para una tubena de pozos petroKferos que tiene alta resistencia y excelente resistencia a SSC. El acero contiene C: 0,30 % a 0,60 % en peso y se somete a un tratamiento termico para transformacion isotermica de bainita en un intervalo de 400 a 600 °C.

La publicacion de solicitud europea n° EP 1876254 A1 describe una tubena de acero sin soldadura gruesa para tubo de conduccion. La tubena tiene una composicion qmmica que contiene C: 0,03 % a 0,08 % en peso y la tubena se somete a tratamiento termico para prevenir la generacion de austenita retenida y martensita transformada a baja temperatura para obtener una microestructura metalica homogenea.

Documentos de la tecnica anterior

Documentos de patente

Documento de patente 1: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 62-253720

Documento de patente 2: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 59-232220

Documento de patente 3: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 6-322478

Documento de patente 4: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 8-311551

Documento de patente 5: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 11-335731

Documento de patente 6 : Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2000-178682

Documento de patente 7: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2000-256783

Documento de patente 8: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2000-297344

Documento de patente 9: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2000-119798

Documento de patente 10: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2005-350754

Documento de patente 11: Publicacion de solicitud de patente japonesa n° 2006-265657

Documento de patente 12: publicacion de solicitud internacional n°WO 2010/100020 A1

Documento de patente 13: Publicacion de solicitud europea n° EP 1862561 A1

Documento de patente 14: Publicacion de solicitud europea n° EP 1876254 A1

Compendio de la invencion

Sin embargo, todas las tecnicas divulgadas en los documentos de patente fallan en poder proporcionar una tubena de acero de pozos petrolfferos que tenga una resistencia a la fluencia de 140 ksi y exhiba establemente una excelente resistencia a SSC.

Es un objeto de la presente invencion proporcionar una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tenga un esfuerzo de fluencia de 965 MPa (140 ksi) o mas y exhiba establemente una excelente resistencia a SSC.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion incluye una composicion qmmica consistente en, en % en masa: C: 0,40 a 0,65 %, Si: 0,05 a 0,50 %, Mn: 0,10 a 1,00 %, P: 0,020 % o menos, S: 0,0020 % o menos, Cu: 0,15 % o menos, Cr: 0,40 a 1,50 %, Mo: 0,50 a 2,50 %, V: 0,05 a 0,25 %, Ti: 0 a menos de 0,01 %, Nb: 0,01 a 0,2 %, Al sol.: 0,010 a 0,100 %, N: 0,006 % o menos, B: 0 a 0,0015 % y Ca: 0 a 0,003 %, siendo el resto Fe e impurezas, y una estructura consistente en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % en relacion de volumen de austenita retenida. El numero de tamano de grano de un grano de austenita previa en la estructura es de 9,0 o mas, y en la martensita revenida, el diametro circular equivalente de una subestructura rodeada por un borde que tiene una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas de entre un borde de paquete, un borde de bloque y un borde de lamina es de 3 pm o menos.

El metodo para fabricar una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion incluye una etapa de trabajo en caliente de trabajar en caliente un material de partida que tiene la composicion qmmica anteriormente descrita para formar una cubierta hueca, una etapa de templado final para someter la cubierta hueca a templado en que la tasa de enfriamiento, cuando la temperatura de la cubierta hueca esta entre 500 y 100 °C, se fija a 1 °C/s a menos de 15 °C/s y la temperatura de la cubierta hueca a la que se detiene el enfriamiento se fija en 100 °C o menos, y una etapa de revenido de la cubierta hueca templada.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene un esfuerzo de fluencia de 965 MPa (140 ksi) o mas y exhibe establemente excelente resistencia a SSC.

Breve descripcion de los dibujos

La FIG. 1 ilustra un mapa de bordes de grano de austenita previa de una estructura cuyas subestructuras tienen un diametro de grano de 2,6 pm.

La FIG. 2 ilustra un mapa de bordes de grano de angulo alto de una estructura cuyas subestructuras tienen un diametro de grano de 2,6 pm.

La FIG. 3 ilustra un mapa de bordes de grano de austenita previa de una estructura cuyas subestructuras tienen un diametro de grano de 4,1 pm.

La FIG. 4 es un mapa de bordes de grano de angulo alto de una estructura cuyas subestructuras tienen un diametro de grano de 4,1 pm.

Descripcion de realizaciones

Se describira con detalle a continuacion una realizacion de la presente invencion. En la presente descripcion, “%” significa “% en masa” a menos que se senale otra cosa.

Los presentes inventores investigaron y estudiaron las resistencias SSC de tubenas de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tienen una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas y obtuvieron los siguientes hallazgos.

(1) Para proporcionar una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion de alta resistencia que exhiba establemente una excelente resistencia a SSC, es eficaz usar un acero que tenga un alto contenido de C de 0,40 % o mas. Las razones de esto se indican a continuacion.

Generalmente, se ajusta una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion para tener una estructura metalica que incluya principalmente martensita revenida templando y reviniendo despues de laminacion en caliente. Convencionalmente, se cree que a medida que los carburos se esferizan mas en el proceso de revenido, mejora mas la resistencia a SSC. Los carburos precipitados incluyen principalmente cementita, y el resto de los carburos incluyen carburos de aleacion (carburos de Mo, carburos de V y carburos de Nb, y carburos de Ti si esta contenido Ti). Si los carburos precipitan en un borde de grano, como los carburos son mas planos, se tiende a una mayor aparicion de SSC con estos carburos como punto de partida. En otras palabras, a medida que los carburos estan mas cercanos a una forma esferica, se vuelve menos probable que los carburos en el borde de grano causen SSC, y por tanto se potencia la resistencia a SSC. Por lo tanto, para mejorar la resistencia a SSC, es deseable la esferizacion de carburos, en particular cementita.

Es conocido que los carburos pueden esferizarse por revenido a la maxima temperatura posible. Sin embargo, el revenido a alta temperatura disminuye la densidad de dislocacion del interior de la tubena de acero. La disminucion de la densidad de dislocacion misma es eficaz para la potenciacion de la resistencia a SSC. Sin embargo, en general, puede causar una disminucion de la resistencia. La dislocacion sirve como sitio de trampa para el hidrogeno y, por tanto, si la densidad de dislocacion es alta, es diffcil proporcionar establemente una excelente resistencia a s Sc . Contener elementos de aleacion que potencien la resistencia al reblandecimiento por revenido tales como Mo y V es eficaz para la supresion de la disminucion de resistencia causada por el revenido a alta temperatura. Sin embargo, tal efecto tiene un lfmite.

Si esta contenido un 0,40 % o mas de C, se acelera la esferizacion de carburos, en particular cementita, y ademas muchos carburos precipitan en el acero. Por tanto, el acero puede reforzarse por reforzamiento por precipitacion, independientemente de la densidad de dislocacion. En otras palabras, revenir un acero de baja aleacion que tiene un alto contenido de C en condiciones de revenido apropiadas posibilita la esperanza de asegurar la resistencia por el reforzamiento por precipitacion resultante de la precipitacion de muchos carburos y de asegurar la resistencia a SSC resultante de la esferizacion de los carburos.

Segun lo anterior, si el contenido de C es del 0,40 % o mas, precipita y se dispersa una gran cantidad de carburos y, por tanto, la resistencia del acero puede potenciarse ademas por reforzamiento por precipitacion, independientemente de la densidad de dislocacion. Ademas, si el contenido de C es del 0,40 % o mas, la concentracion de elementos de aleacion en la cementita disminuye y la cementita se esferiza. Por tanto, se estabiliza la resistencia a SSC mientras que se consigue una alta resistencia. Ademas, si el contenido de C es del 0,40 % o mas, aumenta la relacion en volumen de martensita en la estructura. A medida que la relacion en volumen de martensita es mayor, disminuye mas la densidad de dislocacion despues de revenido, y por tanto se estabiliza tambien la resistencia a SSC.

Para conseguir una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas, es preferible que la estructura consista sustancialmente en martensita revenida monofasica, y que la relacion en volumen de austenita retenida a la estructura completa (a la que se hace referencia de aqrn en adelante en la presente memoria como la relacion en volumen de austenida retenida) (%) sea lo mas baja posible. Si la estructura contiene alguna fase distinta de martensita revenida (p. ej., bainita), no puede conseguirse la alta resistencia anteriormente mencionada. Tambien, si la relacion en volumen de austenita retenida es alta, la resistencia vana. Por consiguiente, la estructura de la tubena de acero de pozos petroKferos de baja aleacion tiene que ser una estructura consistente en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de relacion en volumen de austenida retenida.

(2) Para proporcionar una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tenga una alta resistencia de 965 MPa o mas y exhiba establemente una excelente resistencia a SSC, la estructura de martensita revenida se hace mas fina. La martensita revenida contiene una pluralidad de granos de austenita previa, una pluralidad de paquetes, una pluralidad de bloques y una pluralidad de laminas. Mas espedficamente, la martensita revenida contiene una pluralidad de granos de austenita previa, y cada grano de austenita previa incluye una pluralidad de paquetes. Cada paquete incluye una pluralidad de bloques de tipo placa y cada bloque incluye una pluralidad de laminas.

De entre las regiones de martensita revenida definidas por bordes tales como los bordes de paquete, los bordes de bloque y los bordes de lamina, se define una region rodeada por un borde de grano de angulo alto como una “subestructura”. Ademas, de entre los bordes respectivos anteriormente mencionados (bordes de paquete, bordes de bloque y bordes de lamina), los bordes que tienen una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas se definen como “bordes de grano de angulo alto”.

Como los granos de austenita previa y las subestructuras de una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tienen una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas son mas finos, puede proporcionarse establemente una excelente resistencia a SSC. Mas espedficamente, si el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa de acuerdo con la norma ASTM E112 es de 9,0 o mas y el diametro circular equivalente de las subestructuras es de 3 pm o menos, puede proporcionarse una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tiene una alta resistencia de 965 MPa o mas y que exhibe establemente una excelente resistencia a SSC.

(3) Para hacer que el diametro circular equivalente de las subestructuras sea de 3 pm o menos, preferiblemente se controlan las condiciones de templado final durante el proceso de fabricacion. Mas espedficamente, en el templado final, la tasa de enfriamiento para un intervalo de temperatura de cubierta hueca de 500 a 100 °C se fija en 1 °C/s o mas, y la temperatura de cubierta hueca a la que se detiene el enfriamiento (a la que se hace referencia de aqm en adelante en la presente memoria como temperatura de detencion del enfriamiento) se fija en 100 °C o menos.

(4) Antes del templado final, puede efectuarse un tratamiento termico intermedio. Mas espedficamente, la cubierta hueca sometida a laminacion en caliente se sumerge en un punto que es un punto A1 o mas (un punto Ac1 o un punto An). En este caso, puesto que se produce austenita en la estructura, los granos de austenita previa se refinan adicionalmente, proporcionando una excelente resistencia a SSC.

Basandose en los hallazgos anteriores, los presentes inventores han completado la presente invencion.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion incluye una composicion qmmica consistente en: en % en masa: C: 0,40 a 0,65 %, Si: 0,05 a 0,50 %, Mn: 0,10 a 1,00 %, P: 0,020 % o menos, S: 0,0020 % o menos, Cu: 0,15 % o menos, Cr: 0,40 a 1,50 %, Mo: 0,50 a 2,50 %, V: 0,05 a 0,25 %, Ti: 0 a menos de 0,01 %, Nb: 0,01 a 0,2 %, Al sol.: 0,010 a 0,100 %, N: 0,006 % o menos, B: 0 a 0,0015 % y Ca: 0 a 0,003 %, siendo el resto Fe e impurezas, y una estructura consistente en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de relacion en volumen de austenita retenida, y el numero de tamano de grano de austenita previa en la estructura es de 9,0 o mas, y en la martensita revenida, el diametro circular equivalente de una subestructura rodeada por un borde que tiene una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas de entre un borde de paquete, un borde de bloque y un borde de lamina es de 3 pm o menos.

El metodo para fabricar la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion incluye una etapa de trabajo en caliente en que se trabaja en caliente un material de partida que tiene la composicion qmmica anteriormente descrita formando una cubierta hueca, una etapa de templado final que somete la cubierta hueca a templado, en que se fija una tasa de enfriamiento para la cubierta hueca a entre 500 y 100 °C en 1 °C/s a menos de 15 °C/s, y la temperatura de la cubierta hueca a la que se detiene el enfriamiento se fija en 100 °C o menos y una etapa de revenido de la cubierta hueca templada.

El metodo de fabricacion anterior puede incluir ademas una etapa de tratamiento termico intermedio de sumergir la cubierta hueca a una temperatura de un punto A1 o mas despues de la etapa de trabajo en caliente y antes de la etapa de templado final.

Se describiran con detalle a continuacion la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion y el metodo para fabricar la misma

[Composicion qmmica]

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene la siguiente composicion qmmica.

C: 0,40 a 0,65 %

La tubena de acero de pozos petroKferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene un contenido de carbono (C) que es mayor que el de tubenas de acero de pozos petroKferos de baja aleacion convencionales. Como resultado de la gran cantidad de C que esta contenido, se dispersan en el acero una gran cantidad de carburos finos y se potencia asf la resistencia del acero. Los ejemplos de carburos incluyen cementita y carburos de aleacion (p. ej., carburos de Mo, carburos de V, carburos de Nb y carburos de Ti). Ademas, se hacen mas finas las subestructuras y aumenta asf la resistencia a SSC. Si el contenido de C es demasiado bajo, no puede obtenerse el efecto anteriormente mencionado. Por otro lado, si el contenido de C es demasiado alto, disminuye la dureza del acero en condicion templada, dando como resultado un aumento de la susceptibilidad de fisuracion por templado. Por lo tanto, el contenido de C es de 0,40 a 0,65 %. El lfmite inferior del contenido de C es preferiblemente de 0,50 %, mas preferiblemente mas de 0,50 %, aun mas preferiblemente de 0,55 %. El lfmite superior del contenido de C es preferiblemente de 0,62 %, mas preferiblemente de 0,60 %.

Si: 0,05 a 0,50 %

El silicio (Si) desoxida el acero. Si el contenido de Si es demasiado bajo, este efecto no puede conseguirse. Por otro lado, si el contenido de Si es demasiado alto, disminuye la resistencia a SSC. Por lo tanto, el contenido de Si es de 0,05 a 0,50 %. El lfmite inferior del contenido de Si es preferiblemente de 0,10 %, mas preferiblemente de 0,20 %. El lfmite superior del contenido de Si es preferiblemente de 0,40 %, mas preferiblemente de 0,35 %.

Mn: 0,10 a 1,00%

El manganeso (Mn) desoxida el acero. Si el contenido de Mn es demasiado bajo, este efecto no puede conseguirse. Por otro lado, si el contenido de Mn es demasiado alto, el manganeso se segrega en los bordes de grano junto con elementos de impurezas tales como fosforo (P) y azufre (S). Como resultado, disminuye la resistencia a SSC del acero. Por lo tanto, el contenido de Mn es de 0,10 a 1,00 %. El lfmite inferior del contenido de Mn es preferiblemente de 0,20 %, mas preferiblemente de 0,28 %. El lfmite superior del contenido de Mn es preferiblemente de 0,80 %, mas preferiblemente de 0,50 %.

P: 0,020 % o menos

El fosforo (P) es una impureza. El fosforo se segrega en los bordes de grano y disminuye asf la resistencia a SSC del acero. Por tanto, el contenido de P es preferiblemente lo mas bajo posible. Por lo tanto, el contenido de P es de 0,020 % o menos. El contenido de P es preferiblemente de 0,015 % o menos, mas preferiblemente de 0,012 % o menos.

S: 0,0020 % o menos

El azufre (S) es una impureza como el fosforo. El azufre se segrega en los bordes de grano y disminuye asf la resistencia a SSC del acero. Por tanto, el contenido de S es preferiblemente lo mas bajo posible. Por lo tanto, el contenido de S es de 0,0020 % o menos. El contenido de S es preferiblemente de 0,0015 % o menos, mas preferiblemente de 0,0010 % o menos.

Cu: 0,15 % o menos

El cobre (Cu) es una impureza. El cobre fragiliza el acero y disminuye asf la resistencia a SSC del acero. Por tanto, el contenido de Cu es preferiblemente lo mas bajo posible. Por lo tanto, el contenido de Cu es de 0,15 % o menos. El lfmite superior del contenido de Cu es preferiblemente menor de 0,03 %, mas preferiblemente de 0,02 %, aun mas preferiblemente de 0,01 %.

Cr: 0,40 a 1,50 %

El cromo (Cr) potencia la endurecibilidad del acero y la resistencia del acero. Por otro lado, si esta contenida una cantidad excesiva de Cr, disminuye la dureza del acero y disminuye la resistencia a SSC del acero. Por lo tanto, el contenido de Cr es de 0,40 a 1,50 %. El lfmite inferior del contenido de Cr es preferiblemente de 0,45 %. El lfmite superior del contenido de Cr es preferiblemente de 1,30 %, mas preferiblemente de 1,00 %.

Mo: 0,50 a 2,50%

El molibdeno (Mo), como se describe anteriormente, forma carburos y potencia asf la resistencia al reblandecimiento por revenido, y en consecuencia contribuye a la potenciacion de la resistencia a SSC por revenido a alta temperatura. Si el contenido de Mo es demasiado bajo, este efecto no puede conseguirse. Por otro lado, si el contenido de Mo es demasiado alto, se satura el efecto anterior. Por lo tanto, el contenido de Mo es de 0,50 a 2,50 %. El lfmite inferior del contenido de Mo es preferiblemente de 0,60 %, mas preferiblemente de 0,65 %. El lfmite superior del contenido de Mo es de 2,0 % mas preferiblemente de 1,6 %.

V: 0,05 a 0,25 %

El vanadio (V), como se describe anteriormente, forma carburos y potencia asf la resistencia al reblandecimiento por revenido, y en consecuencia contribuye a la potenciacion de la resistencia a SSC por revenido a alta temperature. Si el contenido de V es demasiado bajo, este efecto no puede conseguirse. Por otro lado, si el contenido de V es demasiado alto, disminuye la dureza del acero. Por lo tanto, el contenido de V es de 0,05 a 0,25 %. El lfmite inferior del contenido de V es preferiblemente de 0,07 %. El lfmite superior del contenido de V es preferiblemente de 0,15 %, mas preferiblemente de 0,12 %.

Nb: 0,01 a 0,2%

El niobio (Nb) se combina con C y/o N formando carburos, nitruros o carbonitruros. Estos precipitados (los carburos, nitruros y carbonitruros) someten las subestructuras de un acero a refinamiento de grano por el efecto de fijacion y potencian asf la resistencia a SSC del acero. Si el contenido de Nb es demasiado bajo, este efecto no puede conseguirse. Por otro lado, si el contenido de Nb es demasiado alto, se producen nitruros en exceso y asf se desestabiliza la resistencia a SSC del acero. Por lo tanto, el contenido de Nb es de 0,01 a 0,2 %. El lfmite inferior del contenido de Nb es preferiblemente de 0,012 %, mas preferiblemente de 0,015 %. El lfmite superior del contenido de Nb es preferiblemente de 0,10 %, mas preferiblemente de 0,05 %.

Al sol.: 0,010 a 0,100 %

El aluminio (Al) desoxida el acero. Si el contenido de Al es demasiado bajo, la desoxidacion del acero es insuficiente, dando como resultado una disminucion de la resistencia a SSC del acero. Por otro lado, si el contenido de Al es demasiado alto, se producen oxidos, dando como resultado un disminucion de la resistencia a SSC del acero. Por lo tanto, el contenido de Al es de 0,010 a 0,100 %. El lfmite inferior del contenido de Al es preferiblemente de 0,015 %, mas preferiblemente de 0,020 %. El lfmite superior del contenido de Al es preferiblemente de 0,080 %, mas preferiblemente de 0,050 %. En la presente descripcion, el contenido de “Al” significa el contenido de “Al soluble en acido”, es decir, “Al sol.”.

N: 0,006 % o menos

El nitrogeno (N) es una impureza. El nitrogeno forma un nitruro y desestabiliza asf la resistencia a SSC del acero. Por tanto, el contenido de N es preferiblemente lo mas bajo posible. Por lo tanto, el contenido de N es de 0,006 % o menos. El contenido de N es preferiblemente de 0,005 % o menos, mas preferiblemente de 0,004 % o menos.

El resto de la composicion qrnmica de la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion es Fe e impurezas. Las impurezas a las que se hace referencia en la presente memoria son elementos que se incorporan a partir de mineral y chatarra usados como materiales brutos de acero o, p. ej., a partir del entorno en el proceso de fabricacion.

[Respecto a los elementos opcionales]

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion puede contener ademas Ti en lugar de una parte del Fe.

Ti: 0 a menos de 0,01 %

El titanio (Ti) es un elemento opcional. El Ti forma nitruros y somete asf al acero a refinamiento de grano. El Ti suprime ademas la fisuracion de superficie de una pieza colada que se genera ocasionalmente durante la colada continua. Durante la colada continua, el N disuelto se combina con Al en una pieza colada y los nitruros de Al precipitan debido a la induccion de tension. En este caso, la superficie de la pieza colada tiende a la fisuracion. El Ti se combina preferentemente con el N disuelto formando nitruros de Ti, y suprime asf la precipitacion de nitruros de Al. Por tanto, se suprime la fisuracion de superficie de la pieza colada durante la colada continua. Incluso si esta contenida solo una pequena cantidad de Ti, pueden conseguirse estos efectos. Sin embargo, si el contenido de Ti es demasiado alto, el TiN se endurece y desestabiliza asf la resistencia a SSC del acero. Por lo tanto, el contenido de Ti es de 0 a menos de 0,01 %. El lfmite inferior de contenido de Ti es preferiblemente de 0,001 %, mas preferiblemente de 0,003 %. El lfmite superior del contenido de Ti es preferiblemente de 0,008 %, mas preferiblemente de 0,006 %.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion puede contener ademas B en lugar de una parte del Fe.

B: 0 a 0,0015 %

El boro (B) es un elemento opcional. El boro potencia la endurecibilidad y potencia la resistencia del acero. Incluso si esta contenida solo una pequena cantidad de B, puede conseguirse el efecto anterior. Sin embargo, si el contenido de B es demasiado alto, se forma M23CB6 en los bordes de grano, dando como resultado una disminucion de la resistencia a SSC del acero. Por tanto, es preferible un bajo contenido de B incluso si esta contenido B. Por lo tanto, el contenido de B es de 0 a 0,0015 % o menos. El lfmite inferior del contenido de B es preferiblemente de 0,0003 %, mas preferiblemente de 0,0005 %. El lfmite superior del contenido de B es preferiblemente de 0,0012 %, mas preferiblemente de 0,0010 %.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion puede contener ademas Ca en lugar de una parte del Fe.

Ca: 0 a 0,003 %

El calcio (Ca) es un elemento opcional. El calcio se combina con S en un acero formando sulfuros, y mejora asf las formas de inclusiones y potencia la dureza del acero. Incluso si esta contenida solo una pequena cantidad de Ca, puede conseguirse el efecto anterior. Por otro lado, si el contenido de Ca es demasiado alto, este efecto se satura. Por lo tanto, el contenido de Ca es de 0 a 0,003 %. El lfmite inferior del contenido de Ca es preferiblemente de 0,0005 %, mas preferiblemente de 0,0010 %. EL lfmite superior del contenido de Ca es preferiblemente de 0,0025 %, mas preferiblemente de 0,0020 %.

[Estructura (microestructura)]

La estructura de la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion incluye principalmente martensita revenida. Mas espedficamente, la matriz en la estructura consiste en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de relacion en volumen de austenita retenida.

Para la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion, la tasa de enfriamiento en el templado esta restringida desde la perspectiva de la prevencion de fisuracion por templado debida al contenido relativamente alto de C en el acero. Por tanto, puede permanecer austenita retenida en la tubena de acero despues del templado. En el producto final (estado despues de revenido), la austenita retenida causa una gran variacion de la resistencia. Por lo tanto, la relacion en volumen de austenita retenida es preferiblemente la mas baja posible. La relacion en volumen de austenita retenida es preferiblemente menor del 1 %. La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene mas preferiblemente una estructura consistente en martensita revenida, siendo la relacion en volumen de austenita retenida del 0 %.

La relacion en volumen de austenita retenida se mide como sigue usando difractometna de rayos X. Se recoge una muestra que incluye una parte central del grosor de pared de una tubena de acero de pozos petrolfferos producida. Se pule qmmicamente la superficie de la muestra recogida. Se somete la superficie pulida qmmicamente a difraccion de rayos X usando un rayo de CoKa como rayo X incidente. A partir de las intensidades integradas en superficie de la superficie (211), la superficie (200) y la superficie (110) de ferrita y las intensidades integradas en superficie de la superficie (220), la superficie (200) y la superficie (111) de austenita, se determina y obtiene la relacion en volumen de austenita retenida.

[Tamano de grano de granos de austenita previa]

El numero de tamano de grano de granos de austenita previa en la estructura anterior es de 9,0 o mas. El numero de tamano de grano de granos de austenita previa al que se hace referencia en la presente descripcion se mide conforme a la norma ASTM E112. Si el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa es de 9,0 o mas, el acero exhibe una excelente resistencia a SSC incluso si el acero tiene una resistencia a la fluencia de 965 MPa (140 ksi) o mas. Si el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa es menor de 9,0, el acero tiene baja resistencia a SSC cuando el acero tiene la resistencia anteriormente mencionada. El numero de tamano de grano de los granos de austenita previa es preferiblemente de mas de 9,0, mas preferiblemente de 10,0 o mas.

El numero de tamano de grano de los granos de austenita previa puede medirse usando un producto de acero despues de templado y antes de revenido (lo que se denomina producto templado) o puede medirse tambien usando un producto de acero revenido. El uso de cualquiera de estos productos de acero no proporciona cambios en el tamano de los granos de austenita previa.

[Tamano de subestructuras]

Como se describe anteriormente, la martensita revenida contiene una pluralidad de granos de austenita previa, una pluralidad de paquetes, una pluralidad de bloques y una pluralidad de laminas. De entre las regiones de martensita revenida que estan definidas por los bordes que son bordes de paquete, bordes de bloque y bordes de lamina, el diametro circular equivalente de una subestructura rodeada por un borde con una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas (borde de grano de angulo alto) es de 3 pm o menos.

La resistencia a SSC de un acero que tiene una alta resistencia de 965 MPa o mas depende no solo del tamano de grano de la austenita previa, sino tambien del tamano de la subestructura. Si el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa es de 9,0 o mas y el diametro circular equivalente de las subestructuras es de 3 pm o menos, puede proporcionarse una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tiene una alta resistencia de 965 MPa o mas y exhibe establemente una excelente resistencia a SSC. El diametro circular equivalentes de las subestructuras es preferiblemente de 2,5 pm o menos, mas preferiblemente de 2,0 pm o menos.

El diametro circular equivalente de las subestructuras se mide mediante el siguiente metodo. Se recoge una muestra que incluye una superficie de observacion de 25 pm x 25 pm con el centro en el grosor de pared como centro de una superficie transversal arbitraria de una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion (una superficie perpendicular a la direccion axial de la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion).

Se somete la superficie de observacion a analisis de orientacion cristalina por imagenologfa de difraccion de electrones retrodispersados (EBSP). Entonces, basandose en los resultados del analisis, se trazan los bordes que tienen una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas sobre la superficie de observacion para identificar una subestructura.

Se mide el diametro circular equivalente de cada una de las subestructuras especificadas. El diametro circular equivalente significa el diametro de un drculo donde el area de la subestructura se convierte en un drculo que tiene la misma area. El diametro circular equivalente puede medirse, por ejemplo, empleando el metodo de medida de la longitud de intercepcion media de granos cristalinos definida en la norma JIS G 0551 para obtener el tamano medio de grano. El promedio de los diametros circulares equivalentes obtenidos de las subestructuras respectivas se define como el diametro circular equivalente de las subestructuras a las que se hace referencia en la presente descripcion.

Las FIG. 1 y 2 ilustran una estructura ejemplar cada una cuyo diametro circular equivalente de las subestructuras es de 2,6 pm. La FIG. 1 es un mapa de bordes de grano de austenita previa y la FIG. 2 es un mapa de bordes de grano de angulo alto. La estructura es la obtenida a partir de un acero que tiene un numero de tamano de grano de austenita previa de 10,5 y que contiene C: 0,51 %, Si: 0,31 %, Mn: 0,47 %, P: 0,012 %, S: 0,0014 %, Cu: 0,02 %, Cr: 1,06 %, Mo: 0,67 %, V: 0,098 %, Ti: 0,008 %, Nb: 0,012 %, Ca: 0,0018 %, B: 0,0001 %, Al sol.: 0,029 % y N: 0,0034 %, siendo el resto Fe e impurezas.

Las FIG. 3 y 4 ilustran una estructura ejemplar cada una cuyo diametro de grano de las subestructuras es de 4,1 pm. La FIG. 3 es un mapa de bordes de grano de austenita previa, y la FIG. 4 es un mapa de bordes de grano de angulo alto. La estructura es la obtenida a partir de un acero que tiene un numero de tamano de grano de austenita previa de 11,5 y que contiene C: 0,26 %, Si: 0,19 %, Mn: 0,82 %, P: 0,013 %, S: 0,0008 %, Cu: 0,01 %, Cr: 0,52 %, Mo: 0,70 %, V: 0,11 %, Ti: 0,018 %, Nb: 0,013 %, Ca: 0,0001 %, B: 0,000 1 %, Al sol.: 0,040 % y N: 0,0041 %, siendo el resto Fe e impurezas.

[Resistencia a la fluencia]

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas (140 ksi o mas). La resistencia a la fluencia se define basandose en un esfuerzo de fluencia del 0,2 %. Aunque el lfmite superior de la resistencia a la fluencia no se limita espedficamente, el Kmite superior de la resistencia a la fluencia es, por ejemplo, de 1150 MPa.

[Relacion de fluencia]

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion, que tiene la composicion qmmica y estructura anteriormente descritas, tiene una relacion de fluencia YR (= resistencia a la fluencia YS/resistencia a la traccion TS) de 0,90 o mas. Si la relacion de fluencia YR es menor de 0,90, esta contenida una fase distinta de martensita revenida (por ejemplo bainita) en la estructura. En este caso, disminuye la resistencia a SSC. La relacion de fluencia YR de la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion es de 0,90 mas, y la estructura consiste en la monofase de martensita revenida, o martensita templada, y de 0 a menos de 2 % de austenita retenida. Por tanto, la tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion tiene una alta resistencia a la fluencia (965 MPa o mas) asf como una excelente resistencia a SSC.

[Metodo de fabricacion]

Se describira un ejemplo de metodo de fabricacion de tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion. En este ejemplo, se describira un metodo de fabricacion de una tubena de acero sin soldadura (tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion).

Se funde y refina un acero que tiene la composicion qmmica anteriormente descrita mediante un metodo bien conocido. Posteriormente, se elabora con el acero fundido un material de colada continua por el proceso de colada continua. El material colado continuo puede ser, por ejemplo, una plancha, un tocho o una palanquilla. Tambien con el acero fundido puede elaborarse un lingote mediante un proceso de elaboracion de lingote.

La plancha, el tocho o el lingote se trabajan en caliente hasta una palanquilla. La palanquilla puede formarse por laminacion en caliente o forjado en caliente.

La palanquilla se trabaja en caliente produciendo una cubierta hueca. En primer lugar, se calienta la palanquilla en un horno de calentamiento. Se somete la palanquilla extrafda del horno de calentamiento a trabajo en caliente produciendo una cubierta hueca (tubena de acero sin soldadura). Por ejemplo, se efectua el proceso de Mannesmann como trabajo en caliente produciendo la cubierta hueca. En este caso, se lamina por perforacion una palanquilla redonda usando una maquina perforadora. Se lamina en caliente adicionalmente la palanquilla redonda laminada por perforacion hasta una cubierta hueca usando, p. ej., un laminador de mandril, un reductor o laminador de acabado. La cubierta hueca puede producirse a partir de la palanquilla mediante cualquier otro proceso de trabajo en caliente.

Se somete la cubierta hueca trabajada en caliente a templado mediante al menos un recalentamiento y revenido.

La temperatura de templado en el templado es una temperatura bien conocida (temperatura de un punto Ac3 o mas).

El Ifmite superior de la temperature de templado es preferiblemente de 900 °C o menos. En este caso, los granos de austenita previa se hacen aun mas finos.

El templado puede efectuarse una vez o una pluralidad de veces. La temperatura de cubierta hueca a la que se detiene el enfriamiento durante el templado final (es decir, la temperatura de detencion del enfriamiento) es de 100 °C o menos. Si la temperatura de detencion del enfriamiento es mayor de 100 °C, el diametro circular equivalente de las subestructuras se vuelve mayor de 3 pm.

Ademas, en el templado final, la tasa de enfriamiento cuando la temperatura de la cubierta hueca esta entre 500 y 100 °C se fija en 1 °C/s a menos de 15 °C/s. Si la tasa de enfriamiento para el intervalo de temperatura anteriormente mencionado es menor de 1 °C/s, el diametro circular equivalente de las subestructuras se vuelve mayor de 3 pm. Ademas, en la estructura se produce no solo martensita sino tambien bainita. Por otro lado, si la tasa de enfriamiento es de 15 °C/s o mas, tiende a aparecer fisuracion por templado. Si la tasa de enfriamiento cuando la temperatura de cubierta hueca esta entre 500 y 100 °C es de 1 °C/s a menos de 15 °C/s, el diametro circular equivalente de las subestructuras se vuelve de 3,0 pm o menor y tiende a aparecer menor fisuracion por templado. El lfmite inferior de la tasa de enfriamiento es preferiblemente de 2 °C/s, mas preferiblemente de 3 °C/s.

Despues de efectuar el templado final, se efectua el revenido a una temperatura de revenido de menos del punto de Ac1. La temperatura de revenido se ajusta arbitrariamente segun la composicion qmmica de la cubierta hueca y la resistencia a la fluencia pretendida. La temperatura de revenido es preferiblemente de 650 a 700 °C y el periodo de inmersion para la temperatura de revenido es preferiblemente de 15 a 120 minutos. La relacion en volumen de austenita retenida puede reducirse tambien ajustando la temperatura de revenido. Como resultado del revenido, la resistencia a la fluencia de la cubierta hueca se vuelve de 965 MPa o mas. Pueden efectuarse templado y revenido una pluralidad de veces.

La tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion segun la presente invencion se produce mediante el proceso de fabricacion anteriormente descrito.

[Proceso de tratamiento termico intermedio]

En el procedimiento de fabricacion anteriormente descrito, se efectua el templado despues del trabajo en caliente. Sin embargo, puede efectuarse otro tratamiento termico (tratamiento termico intermedio) despues del trabajo en caliente.

Por ejemplo, la cubierta trabajada en caliente puede someterse a normalizacion. Mas espedficamente, la cubierta hueca trabajada en caliente se mantiene a una temperatura que es mayor del punto A3 (por ejemplo, 850 a 950 °C) durante un periodo dado de tiempo y entonces se deja enfriar naturalmente. El periodo de mantenimiento es, por ejemplo, de 15 a 120 minutos. Para normalizacion, generalmente despues de trabajo en caliente, se enfna la cubierta hueca a temperatura normal y se calienta entonces al punto Ac3 o mas. Sin embargo, en la presente invencion, la normalizacion puede efectuarse manteniendo la cubierta hueca tal cual a la temperatura del punto Ac3 o mas despues del trabajo en caliente.

Si se efectua normalizacion, se refinan adicionalmente los granos (granos de austenita previa) del acero. Mas espedficamente, si se templa la cubierta hueca normalizada, el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa del material templado se vuelve 10,0 o mas.

Tambien, en lugar de la normalizacion anteriormente descrita, puede efectuarse templado. En este caso, como se describe anteriormente, se efectua el templado una pluralidad de veces.

Tambien el tratamiento termico intermedio proporciona un efecto similar al anterior incluso si es un tratamiento termico en un intervalo de temperatura de dos fases, ferrita austenita (al que se hace referencia de aqu en adelante en la presente memoria como “calentamiento en el intervalo bifasico”). En el tratamiento termico intermedio, si al menos una parte de la estructura del acero se transforma en austenita, puede conseguirse un efecto que es favorable para el refinamiento de grano. Por consiguiente, en el tratamiento termico intermedio, es preferible que al menos la cubierta hueca se sumerja a la temperatura del punto Aci o mas.

Si el tratamiento termico intermedio se efectua antes del templado final, los granos de austenita previa se refinan adicionalmente y la resistencia a SSC se potencia adicionalmente.

Como se describe anteriormente, la temperatura de detencion del enfriamiento en el templado final se fija en 100 °C o menos y la tasa de enfriamiento cuando la temperatura de cubierta hueca esta entre 500 y 100 °C se fija en 1 °C/s a menos de 15 °C/s, con lo que el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa se vuelve 9,0 o mas, y el diametro circular equivalente de las subestructuras se vuelve 3,0 pm o mas. Por tanto, puede proporcionarse una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion que tiene una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas y exhibe establemente una excelente resistencia a SSC.

[Ejemplo]

Se produjeron lingotes de aceros A a K que tienen las composiciones qmmicas respectivas indicadas en la Tabla 1.

El sfmbolo "-" en la Tabla 1 indica que el contenido es sustancialmente “0”. Haciendo referencia a la Tabla 1, las composiciones qmmicas de los aceros A a H eran aquellas que entran dentro del alcance de la presente invencion. Por otro lado, el contenido de C en el acero I era menor que el lfmite inferior del contenido de C de la presente invencion. El contenido de Ti en el acero J era mayor que el lfmite superior del contenido de Ti en la presente invencion. El contenido de Mn en el acero K era mayor que el lfmite superior del contenido de Mn en la presente invencion.

Despues de calentar los lingotes respectivos, se produjeron por trabajo en caliente (laminado por perforacion) tubenas de acero sin soldaduras calentadas que tienen cada una un diametro externo de 244,5 mm y un grosor de pared de 13,8 mm. Se sometieron las tubenas de acero sin soldaduras al tratamiento termico intermedio y al templado final por recalentamiento de las tubenas a las temperaturas indicadas en la Tabla 2.

La columna de “tratamiento termico intermedio” de la Tabla 2 indica los conte4nidos de los tratamientos termicos intermedios efectuados para tubenas de acero sin soldaduras trabajadas en caliente de los numeros de prueba respectivos. Mas espedficamente, la columna “tipo” en la columna de “tratamiento termico intermedio” indica el tipo de tratamiento termico efectuado (normalizacion, calentamiento de la region bifasica o templado). Por ejemplo, en el caso del numero 2, se indica que se efectuo normalizacion a una temperatura de tratamiento termico de 920 °C como tratamiento termico intermedio y que el metodo de enfriamiento fue enfriamiento natural. En el caso del numero 3, se indica que se efectuo el templado a una temperatura de templado de 920 °C y se efectuo enfriamiento forzado usando pulverizacion de niebla. En el caso del numero 4, se indica que se calento la tubena de acero sin soldadura relevante a una temperatura que es el punto Aci o mas y se dejo enfriar entonces naturalmente. En el caso del numero 7, se indica que se sumerge la cubierta hueca en un tanque de aceite en el templado para enfriamiento reforzado, y en el caso del numero 18, se indica que se sumerge la cubierta hueca en un tanque de agua para enfriamiento reforzado.

La columna de “templado final” de la Tabla 2 indica los contenidos del templado final efectuado para la tubena de acero sin soldadura de los numeros de prueba respectivos, que se han sometido a los tratamientos termicos intermedios respectivos. Mas espedficamente, la columna de “tasa de enfriamiento” indica las tasas de enfriamiento (°C/s) cuando las temperaturas de las tubenas de acero sin soldadura respectivas estaban entre 500 y 100 °C.

En la Tabla 2, el sfmbolo “-” en la columna de “tratamiento termico intermedio” indica que no se efectuo un tratamiento termico intermedio para el numero relevante.

[Prueba de tamano de grano de austenita previa]

Usando las tubenas de acero sin soldadura (productos templados) sometidas al templado final, se realizo una prueba de tamano de grano de austenita previa. Mas espedficamente, se recogieron muestras cortando los productos templados en la direccion del grosor de pared. Se embebieron entonces las muestras en resina y se grabo una superficie de cada muestra que corresponde a la superficie de corte perpendicular a la direccion axial de la tubena de acero sin soldadura (a la que se hace referencia de aqrn en adelante en la presente memoria como superficie de observacion) usando acido pfcrico. Se observo la superficie de observacion grabada y se determino el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa conforme a la norma ASTM E112.

[Revenido]

Se sometieron a revenido a las temperaturas de revenido respectivas (°C) las tubenas de acero sin soldadura sometidas al templado final durante el periodo de inmersion (minutos) indicado en la Tabla 3, para ajustar las tubenas de acero sin soldadura de los numeros respectivos a que tengan una resistencia de fluencia de 965 MPa (140 ksi) o mas.

[Prueba de evaluacion de tubenas de acero sin soldadura sometidas a revenido]

[Prueba de observacion de la microestructura y medida de la relacion en volumen de austenita retenida]

Se realizo la siguiente prueba de observacion de la microestructura para la tubena de acero sin soldadura de cada numero que se ha sometido a revenido. Se grabo usando nital una parte central del grosor de pared de una seccion transversal de cada tubena de acero sin soldadura (superficie perpendicular a la direccion axial de la tubena de acero sin soldadura). Se observaron tres campos visuales arbitrarios (que tiene cada uno un area de 100 pm x 100 pm) en la parte central grabada del grosor de pared. Para la observacion, se uso un microscopio de barrido electronico (SEM). Como resultado del grabado, se confirmo la martensita revenida.

Se indican en la Tabla 3 los resultados de la observacion de la microestructura. El sfmbolo “M” en la tabla significa que la microestructura del numero relevante consiste en martensita revenida o martensita revenida y austenita retenida. El sfmbolo “B” en la tabla significa que la microestructura de numero relevante es una estructura de bainita.

En cada uno de los numeros 1 a 21, la microestructura era una estructura consistente en martensita revenida o martensita revenida y austenita retenida. En el numero 22, se observo una estructura de bainita.

Mediante la difractometna de rayos X anteriormente mencionada se midio la relacion en volumen (%) de la austenita retenida en cada acero. Mas espedficamente, se recogio una muestra que incluye una parte central del grosor de pared de cada tubena de acero sin soldadura. Se pulieron qmmicamente las superficies de la muestra recogida. Se sometio la superficie pulida qmmicamente a difraccion de rayos X usando un rayo de CoKa como rayo X incidente. A partir de las intensidades integradas en superficie de la superficie (211), la superficie (200) y la superficie (110) de ferrita y las intensidades integradas en superficie de la superficie (220), la superficie (200) y la superficie (111) de la austenita, se determino la relacion en volumen (%) de austenita retenida.

Se indican en la Tabla 3 los resultados de la determinacion. En cada uno de los numeros, la relacion en volumen de austenita retenida era menor del 2 %.

[Prueba de medida del diametro circular equivalente de subestructuras]

Se sometio a analisis de orientacion cristalina la tubena de acero sin soldadura de cada numero, que se ha sometido a revenido, usando EBSP mediante el metodo anteriormente descrito, obteniendo el diametro circular equivalente de la subestructura.

[Prueba de esfuerzo de fluencia]

A partir de cada una de las tubenas de acero sin soldadura sometidas a revenido, se recogio un especimen de prueba de tension de barra redonda que tiene una parte paralela que mide 6 mm de diametro externo y 40 mm de longitud. La parte paralela era paralela a la direccion axial de la tubena de acero sin soldadura. Usando cada uno de los espedmenes de prueba de tension de barra redonda recogidos, se realizo una prueba de tension a temperatura normal (25 °C), obteniendo la resistencia a la fluencia YS (0,2 % de esfuerzo de prueba) (MPa) y la resistencia a la traccion TS (MPa). Como resultado, como se indica en la Tabla 3, la resistencia a la fluencia era de 965 MPA (140 ksi) o mas en cada uno de los numeros.

[Prueba de resistencia a SSC]

Se efectuo la siguiente prueba de tension a carga constante para la tubena de acero sin soldadura de cada numero. A partir de la tubena de acero sin soldadura de cada numero, se recogieron tres espedmenes de prueba de tension de barra redonda que inclman cada uno una parte paralela que se extiende en la direccion axial. La parte paralela de cada especimen de prueba de tension de barra redonda media 6,35 mm de diametro externo y 25,4 mm de longitud. Se realizo una prueba de tension a carga constante a temperatura normal (24 °C) en un bano de prueba basado en el metodo NACE TM0177A. Para el bano de prueba, se uso una solucion acuosa de 5 % de NaCl 0,5 % de CH3COOH cargada con gas sulfuro de hidrogeno a 10 kPa (0,1 bar) (siendo el resto gas CO2). En condiciones de pH 3,5, se impuso una carga constante que es el 90 % de la resistencia a la fluencia medida en la prueba de tension a cada uno de los espedmenes de prueba (tres en total) en el bano de prueba. Se determino que no apareda SSC si el especimen de prueba no se rompfa incluso despues de pasar 720 horas, y se determino que apareda SSC si el especimen de prueba se rompfa durante la prueba (es decir, durante las 720 horas).

[Resultados de la prueba]

La Tabla 3 indica los resultados de la prueba. El sfmbolo “NF” en la columna de “prueba de resistencia a SSC” en la Tabla 3 indica que el especimen de prueba relevante no se rompio incluso despues del paso de 720 horas (es decir, no aparecio SSC). El sfmbolo “F” indica que el especimen relevante se rompio durante la prueba (es decir, aparecio SSC).

En cada uno de los numeros 1 a 4, 6 a 10 y 12 a 17, la composicion qmmica del material de partida estaba dentro del alcance de la presente invencion y las condiciones de produccion (la tasa de enfriamiento y la temperatura de detencion del enfriamiento en el revenido final) eran apropiadas. Por tanto, la estructura consistfa en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de austenita retenida, y el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa era de 9,0 o mas. Ademas, el diametro circular equivalente de las subestructuras era de 3,0 pm o menos. Ademas, la relacion de fluencia YR era de 0,90 o mas. Por tanto, en la prueba de resistencia a SSC, ninguno de los tres espedmenes de prueba se rompfa y se obtema establemente una excelente resistencia a SSC.

En particular, en cada uno de los numeros 2 a 4, 6 a 8 , 10, 12 a 14, 16 y 17, se efectuo la normalizacion, templado o calentamiento en el intervalo bifasico como tratamiento termico intermedio. Por tanto, el numero de tamano de grano de los granos de austenita previa de la tubena de acero sin soldadura de cada uno de estos numeros era de 10,0 o mas, que es mayor que la de los numeros 1, 9 y 15 en que no se efectuo tratamiento termico intermedio.

Por otro lado, en cada uno de los numeros 5 y 11, aunque la composicion qmmica del material de partida y la tasa de enfriamiento en el templado final eran apropiadas, la temperatura de detencion del enfriamiento era de mas de 100 °C. Por tanto, el diametro circular equivalente de las subestructuras era de mas de 3,0 pm y, en la prueba de resistencia a SSC, los tres espedmenes de prueba se rompieron.

En el numero 18, el contenido de C del material de partida era demasiado bajo. Ademas, la tasa de enfriamiento en el templado final era de mas de 15 °C/s. Puesto que el contenido de C era bajo, no aparecio fisuracion por templado, pero el diametro circular equivalente de las subestructuras era de mas de 3,0 pm y, en la prueba de resistencia a SSC, los tres espedmenes de prueba se rompieron.

En el numero 19, el contenido de Ti en el material de partida era demasiado alto. Por tanto, en la prueba de resistencia a SSC, dos de los tres espedmenes de prueba se rompieron y la resistencia a SSC era inestable.

En el numero 20, el contenido de Mn en el material de partida era demasiado alto. Por tanto, en la prueba de resistencia a SSC, dos de los tres espedmenes de prueba se rompieron y la resistencia a SSC era inestable.

En el numero 21, aunque la composicion qmmica del material de partida estaba dentro del alcance de la presente invencion, la tasa de enfriamiento en el templado final era demasiado alta. Por tanto, apareda fisuracion por templado.

En el numero 22, aunque la composicion qmmica del material de partida estaba dentro del alcance de la presente invencion, la tasa de enfriamiento en el templado final era demasiado baja. Por tanto, la estructura se vuelve una estructura de bainita y la relacion de fluencia YR era menor de 0,90. Por tanto, en la prueba de resistencia a SSC, los tres espedmenes de prueba se rompieron.

Aunque se ha descrito anteriormente la realizacion de la presente invencion, la realizacion anteriormente descrita es una mera ilustracion para llevar a cabo la presente invencion. Por lo tanto la presente invencion no esta limitada a la realizacion, y la presente invencion puede llevarse a cabo con la realizacion modificada arbitrariamente sin apartarse de espmtu de la realizacion.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Una tubena de acero de pozos petroKferos de baja aleacion que comprende:

una composicion qmmica que consiste, en % en masa, en

C: 0,40 a 0,65 %,

Si: 0,05 a 0,50 %,

Mn: 0,10 a 1,00 %,

P: 0,020 % o menos,

S: 0,0020 % o menos,

Cu: 0,15 % o menos,

Cr: 0,40 a 1,50 %,

Mo: 0,50 a 2,50 %,

V: 0,05 a 0,25 %,

Ti: 0 a menos de 0,01 %,

Nb: 0,01 a 0,2 %,

Al sol.: 0,010 a 0,100 %,

N: 0,006 % o menos,

B: 0 a 0,0015 % y

Ca: 0 a 0,003 %,

siendo el resto Fe e impurezas, y

una estructura consistente en martensita revenida y de 0 a menos de 2 % de relacion en volumen de austenita retenida; en la que la tubena de acero tiene una resistencia a la fluencia de 965 MPa o mas;

en la que el numero de tamano de grano de un grano de austenita previo en la estructura es de 9,0 o mas; y en la que, en la martensita revenida, el diametro circular equivalente de una subestructura rodeada por un borde que tiene una diferencia de orientacion cristalina de 15° o mas de entre un borde de paquete, un borde de bloque y un borde de lamina es de 3 pm o menos.

2. Un metodo para fabricar una tubena de acero de pozos petrolfferos de baja aleacion caracterizado por comprender: una etapa de trabajo en caliente de un material de partida que tiene la composicion qmmica segun la reivindicacion 1, formando una cubierta hueca;

una etapa de templado final de someter la cubierta hueca a templado, en que la tasa de enfriamiento cuando la temperatura de la cubierta hueca esta entre 500 y 100 °C se fija en 10 °C/s o menos de 15 °C/s y la temperatura de la cubierta hueca a la que se detiene el enfriamiento se fija en 100 °C o menos; y

una etapa de revenido de la cubierta hueca templada.

3. El metodo segun la reivindicacion 2, caracterizado porque el metodo comprende ademas una etapa de tratamiento termico intermedio de inmersion de la cubierta hueca a una temperatura de punto de A1 o mas despues de la etapa de trabajo en caliente y antes de la etapa de templado final.

4. El metodo segun la reivindicacion 2 o 3, caracterizado porque se efectuan las siguientes etapas antes de formar el material de partida una cubierta hueca:

- se funde y refina un material de acero que tiene la composicion qmmica segun la reivindicacion 1;

- se elabora con el material de acero fundido un material colado continuo, tal como una plancha, un tocho o una palanquilla, mediante un proceso de colada continua, o se elabora un lingote mediante un proceso de elaboracion de lingotes;

- en caso de que el material de colada sin soldadura sea una plancha, un tocho o un lingote, se trabaja en caliente hasta una palanquilla;

- se trabaja en caliente entonces la palanquilla produciendo una cubierta hueca.

5. El metodo segun la reivindicacion 4, caracterizado por que el trabajo en caliente de la palanquilla incluye las siguientes etapas:

- se calienta la palanquilla en un horno de calentamiento;

- se somete la palanquilla extrafda del horno de calentamiento al proceso de Mannesmann produciendo la cubierta hueca.

6. El metodo segun una cualquiera de las reivindicaciones anteriores, caracterizado porque la temperatura de templado es la temperatura de un punto Ac3 o mas y de 900 °C o menos.

7. El metodo segun una cualquiera de las reivindicaciones anteriores, caracterizado porque, despues del templado final, se efectua revenido a una temperatura de revenido de menos del punto Aci, preferiblemente en el intervalo de 650 a 700 °C, durante un periodo de inmersion de 15 a 120 minutos.