ES2871503T3 - Tubo de aleación austenítica y método para producir el mismo - Google Patents

Tubo de aleación austenítica y método para producir el mismo Download PDF

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Abstract

Un tubo de aleación austenítica, que comprende una composición química consistente en: % en masa, C: de 0,004 a 0,030 %, Si: 1,00 % o menos, Mn: de 0,30 a 2,00 %, P: 0,030 o menos, S: 0,0020 % o menos, Al: de 0,001 a 0,100 %, Cu: de 0,50 a 1,50 %, Ni: de 25,00 a 55,00 %, Cr: de 20,00 a 30,00 %, Mo: de 2,00 a 10,00 %, N: de 0,005 a 0,100 %, Ti: de 0 a 0,800 %, W: de 0 a 0,30 %, Nb: de 0 a 0,050 %, Ca: de 0 a 0,0100 %, Mg: de 0 a 0,0100 % y Nd: de 0 a 0,050 %, siendo el resto Fe e impurezas, donde el valor promedio de número de tamaño de grano de cristal de austenita conforme a ASTM E112 es de 2,0 a 7,0 y la proporción de grano mixto medida de acuerdo con el capítulo "Método de medición de proporción de grano mixto" de la descripción no es superior a 5 %, en el que cuando el límite elástico obtenido por medio de ensayo de compresión conforme a ASTM E9-09 se define como YS de compresión (MPa) y el límite elástico obtenido por medio de ensayo de tracción conforme a ASTM E8M-16a se define como YS de tracción (MPa), YS de tracción es no menor que 758 MPa e YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10, y en el que el tubo de aleación austenítica tiene un diámetro externo no inferior a 170 mm.

Description

DESCRIPCIÓN
Tubo de aleación austenítica y método para producir el mismo
Campo técnico
La presente invención se refiere a un tubo de aleación austenítica y un método para producir el mismo.
Antecedente de la técnica
En los pozos de petróleo y gas (en la presente descripción, los pozos de petróleo y gas se denominan colectivamente "pozos de petróleo"), se utilizan productos tubulares para campos petrolíferos. Los tipos de productos tubulares para campos petrolíferos incluyen tubos de revestimiento, tubos para entubado y similares. Se inserta un tubo de revestimiento en un pozo de petróleo. Se rellena cemento entre el tubo de revestimiento y la pared de eje, y se fija el tubo de revestimiento al eje. El tubo para entubado se inserta en el tubo de revestimiento permitiendo que el fluido de producto, tal como petróleo crudo y gas, etc., fluya hacia el interior.
El fluido de producto puede contener gas de ácido sulfhídrico (H2S). Por lo tanto, muchos de los pozos de petróleo forman un entorno ácido que contiene ácido sulfhídrico corrosivo. En la presente descripción, entorno ácido significa un entorno acidificado que contiene ácido sulfhídrico. El entorno ácido puede contener no solo ácido sulfhídrico, sino también dióxido de carbono. Para los productos tubulares para campos petrolíferos utilizados en dicho entorno ácido, se requiere una excelente resistencia a la fisuración por corrosión bajo tensión (resistencia a SCC).
Un tubo de aleación austenítica, tipificado por un tubo de acero inoxidable austenítico, tiene una excelente resistencia a SCC. Por esa razón, los tubos de aleación austenítica se han utilizado como productos tubulares para campos petrolíferos. Sin embargo, recientemente, se demanda una excelente resistencia a SCC.
En la solicitud de patente japonesa N°. publicación 58-6928 (Bibliografía de Patente 1) y la solicitud de patente japonesa N°. publicación 63-203722 (Bibliografía de Patente 2) se propone un tubo de aleación destinado a mejorar la resistencia a SCC.
El producto tubular para campo petrolífero divulgado en la Bibliografía de Patente 1 se produce de la siguiente manera. Se prepara una aleación que tiene una composición que consiste en, en % en peso, C: 0,05 % o menos, Si: 1,0 % o menos, Mn: 2,0 % o menos, P: 0,030 % o menos, S: 0,005 % o menos, sol. Al: 0,5 % o menos, Ni: de 25 a 60 %, Cr: de 22,5 a 30 %, que además contiene uno o dos tipos de Mo elemental: menos de 8 % y W: menos de 16 %, siendo el resto Fe e impurezas inevitables, y que cumpla las condiciones de Cr(%) 10Mo(%) 5W(%) > 70 %, y 4 % < Mo(%) W(%)/2 < 8 %. La aleación preparada de este modo se somete a procesado en caliente con la condición de que la tasa de reducción de espesor de pared a una temperatura no superior a la temperatura de recristalización no sea inferior a 10 %. Después del procesado en caliente, la aleación se somete a tratamiento térmico en condiciones de un intervalo de temperatura entre una temperatura límite inferior (°C) calculada mediante 260logC (%) 1300 y una temperatura límite superior (°C) calculada mediante 16Mo(%) 10W(%) 10Cr(%) 777 durante no más de dos horas. Después del tratamiento térmico, la aleación se somete a procesado en frío a una tasa de reducción de espesor de pared de 10 a 60 %. Mediante el proceso de producción descrito anteriormente, se produce el producto tubular para campo petrolífero según la Bibliografía de Patente 1.
El miembro tubular divulgado en la Bibliografía de Patente 2 se produce de la siguiente manera. Se prepara una carcasa hueca de aleación, que tiene una composición que consiste en, en % en peso, C: 0,05 % o menos, Si: 1,0 % o menos, Mn: 2,0 % o menos, Ni: de 30 a 60 %, Cr: de 15 a 30 %, Mo: de 1,5 a 12 % y Cu: de 0,01 a 3,0 %, siendo el resto Fe e impurezas. La carcasa hueca de aleación preparada se somete a procesado de plástico a una tasa de reducción de área no inferior a 35 % en un intervalo de temperatura de 200 °C a temperatura normal. La carcasa hueca de aleación que ha sido sometida a procesado de plástico se somete al siguiente procesado de calentamientoenfriamiento-frío una o más veces. En el procesado de calentamiento-enfriamiento-frío, la carcasa hueca de aleación se calienta y se mantiene a una temperatura directamente por encima de la temperatura de recristalización. A continuación, la carcasa hueca de aleación se enfría a una tasa de enfriamiento no menor que la velocidad de enfriamiento por aire. La carcasa hueca de aleación enfriada se somete a procesado en frío.
La solicitud de patente europea N°. 2690 188 A1 (Bibliografía de Patente 3) describe un tubo de aleación austenítica que es duradero incluso si se aplica una distribución de tensión diferente según el entorno de uso. El tubo de aleación austenítica tiene un límite elástico por tracción YSLT (MPa) en la dirección axial del tubo, un límite elástico por compresión YSLC (MPa) en la dirección axial del tubo, un límite elástico por tracción YSCT (MPa) en la dirección circunferencial del tubo y un límite elástico por compresión YSCC (MPa) en la dirección circunferencial del tubo, de modo que se cumplan las siguientes fórmulas: 0,90 < YSLC / YSLT < 1,11,0,90 < YSCC / YSCT < 1,11,0,90 < YSCC / YSLT < 1,11 y 0,90 < YSCT / YSLT < 1,11.
Listado de citas
Bibliografía de Patente
Bibliografía de Patente 1: solicitud de patente japonesa N°. publicación 58-6928
Bibliografía de Patente 2: solicitud de patente japonesa N°. publicación 63-203722
Bibliografía de Patente 3: solicitud de patente europea N°. publicación 2690 188 A1
Sumario de la invención
Problema técnico
Entre los productos tubulares para campos petrolíferos, especialmente en los productos tubulares para campos petrolíferos que tienen un diámetro no inferior a 170 mm, se suele dar el caso de que se requiera una elevada resistencia no inferior a calidad 110 ksi (7733,8 kg/cm2) (el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción es de 758 a 861 MPa). Aquí, en la presente descripción, el producto tubular para campo petrolífero con un diámetro no inferior a 170 mm también se denomina "producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro". Para un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro, se requiere una excelente resistencia a SCC, así como un elevado límite elástico no inferior a 758 MPa.
Además, en los pozos de petróleo recientes, además de los barrenos tradicionales de eje vertical que se introducen en línea recta vertical descendente, los barrenos inclinados han ganado en aceptación. Un barreno de eje inclinado se genera perforando de tal manera que la dirección de avance del barreno de eje se pliegue desde el sentido descendente vertical hasta la dirección horizontal. Debido a que se incluye una parte de avance horizontal (barreno de eje horizontal), el barreno de eje inclinado puede abarcar una amplia parte del estrato en la que se entierran los fluidos de producto, tales como petróleo crudo y gas, etc., mejorando de este modo la eficiencia de producción de los fluidos de producto.
Cuando se usa un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro en dicho barreno de eje inclinado, la tensión aplicada desde direcciones distintas de la dirección de eje del tubo puede aumentar, a diferencia de cuando se emplea un barreno de eje vertical. Por ejemplo, un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro, que se utiliza en una parte curvada desde una dirección vertical a una dirección horizontal, recibe tensión procedente de una dirección diferente a la de un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro usado en la parte vertical. Por tanto, un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro utilizado en un barreno de eje inclinado preferentemente es duradero, incluso cuando se aplica tensión procedente de una dirección distinta a la vertical. Si se puede suprimir la anisotropía de resistencia del producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro, también puede resultar duradero en una parte curva de un barreno de eje inclinado y, por tanto, se puede utilizar fácilmente en un barreno de eje inclinado.
Además, en un producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro, es preferible que los defectos externos tipificados por defectos superficiales y los defectos internos tipificados por porosidades se puedan detectar antes del uso. Por tanto, es preferible una mayor capacidad de detección ultrasónica de defectos en el producto tubular para campo petrolífero de gran diámetro.
Además, un tubo de aleación austenítica contiene grandes cantidades de elementos de aleación tipificados como Ni y Cr, etc. Por ese motivo, es probable que se produzca formación de estrías, etc. durante el proceso de producción. Si se producen estrías, se generan defectos sobre la superficie del tubo de aleación austenítica. Es preferible evitar la aparición de tales defectos.
Un objetivo de la presente divulgación es proporcionar un tubo de aleación austenítica que tenga un elevado límite elástico, excelente resistencia a SCC, anisotropía de resistencia suprimida y elevada capacidad de detección ultrasónica de defectos, y un método para producir el mismo.
Solución al problema
Un tubo de aleación austenítica según la presente invención tiene una composición química que consiste en: % en masa,
C: de 0,004 a 0,030 %,
Si: 1,00 % o menos,
Mn: de 0,30 a 2,00 %,
P: 0,030 o menos,
S: 0,0020 % o menos,
Al: de 0,001 a 0,100 %,
Cu: de 0,50 a 1,50 %,
Ni: de 25,00 a 55,00 %,
Cr: de 20,00 a 30,00 %,
Mo: de 2,00 a 10,00 %,
N: de 0,005 a 0,100 %,
Ti: de 0 a 0,800 %,
W: de 0 a 0,30 %,
Nb: de 0 a 0,050 %,
Ca: de 0 a 0,0100 %,
Mg: de 0 a 0,0100 % y
Nd: de 0 a 0,050 %,
siendo el resto Fe e impurezas, donde
el valor promedio de número de tamaño de cristal de austenita conforme a ASTM E112 es de 2,0 a 7,0 y la proporción de grano mixto medida según el capítulo "Método de medición de la proporción de grano mixto" de la descripción no es mayor que 5 %, donde
cuando el límite elástico obtenido por medio de ensayo de compresión de acuerdo con ASTM E9-09 se define como YS de compresión (MPa) y el límite elástico obtenido por medio de ensayo de tracción de acuerdo con ASTM E8M-16a se define como YS de tracción (MPa), YS de tracción no es menor que 758 MPa e YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10, donde
el tubo de aleación austenítica tiene un diámetro externo no inferior a 170 mm.
Un método para producir un tubo de aleación austenítica según la presente invención incluye una etapa de producción de material de partida, una etapa de producción de carcasa hueca, una etapa intermedia de procesado en frío, una etapa de refinado de grano y una etapa final de procesado en frío.
En la etapa de producción de material de partida, una pieza colada que se produce mediante un proceso continuo de colada y que tiene la composición química descrita anteriormente se calienta a una temperatura de 1100 a 1350 °C, y a continuación se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd0 que está dentro del intervalo de 50.0 a 90,0 % y cumple la Fórmula (1) para producir un material de partida.
En la etapa de producción de la carcasa hueca, el material de partida se calienta a una temperatura de 1100 a 1300 °C, y a continuación se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd1 que está dentro del intervalo de 80.0 a 95,0 % y cumple la Fórmula (1), para producir una carcasa hueca.
En la etapa intermedia de procesado en frío, la carcasa hueca se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd2 que está dentro del intervalo de 10,0 a 30,0 % y cumple la Fórmula (1).
En la etapa de refinado de grano, la carcasa hueca, después de la etapa intermedia de procesado en frío, se mantiene a una temperatura de 1000 a 1250 °C durante 1 a 30 minutos y posteriormente se enfría de forma rápida a una tasa de enfriamiento no inferior a 1 °C/s.
En la última etapa de procesado en frío, la carcasa hueca después de la etapa de refinado de grano se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd3 de 20,0 a 35,0 % para producir el tubo de aleación austenítica con un diámetro externo no inferior a 170 mm.
5xRd0 lOxRdl 20xRd2 > 1300 (1)
Efectos ventajosos de la invención
El tubo de aleación austenítica según la presente divulgación tiene un elevado límite elástico, excelente resistencia a SCC, anisotropía de resistencia suprimida y elevada capacidad detección ultrasónica de defectos. Además, el método para producir el tubo de aleación austenítica de acuerdo con la presente divulgación permite la producción de un tubo de aleación austenítica, que tiene un elevado límite elástico, excelente resistencia a SCC, anisotropía de resistencia suprimida y elevada capacidad de detección ultrasónica de defectos, y en el cual se evita la aparición de defectos superficiales.
Breve descripción de los dibujos
La Figura 1 es un diagrama que muestra la relación entre el número de tamaño de grano de cristal de austenita y la capacidad de detección ultrasónica de defectos del tubo de aleación austenítica.
La Figura 2 es una vista en perspectiva de un tubo de aleación austenítica.
La Figura 3 es una vista en corte transversal de una muestra de ensayo de detección ultrasónica de defectos.
La Figura 4 es un diagrama que muestra la relación entre el número de tamaño de grano de cristal de austenita, el límite elástico y la anisotropía de resistencia del tubo de aleación austenítica.
Descripción de realizaciones
Los presentes inventores han llevado a cabo estudios e investigaciones sobre la resistencia, resistencia a SCC, anisotropía de resistencia y capacidad de detección ultrasónica de defectos de un tubo de aleación austenítica con un diámetro no inferior a 170 mm. Como resultado de eso, se han obtenido las siguientes apreciaciones. En lo sucesivo, en la presente descripción, el tubo de aleación austenítica con diámetro no inferior a 170 mm también se denomina "tubo de aleación austenítica de gran diámetro".
(1) Sea la composición química del tubo de aleación austenítica de gran diámetro una composición química que consiste en: % en masa, C: de 0,004 a 0,030 %, Si: 1,00 % o menos, Mn: de 0,30 a 2,00 %, P: 0,030 o menos, S: 0,0020 % o menos, Al: de 0,001 a 0,100 %, Cu: de 0,50 a 1,50 %, Ni: de 25,00 a 55,00 %, Cr: de 20,00 a 30,00 %, Mo: de 2,00 a 10,00 %, N: de 0,005 a 0,100 %, Ti: de 0 a 0,800 %, W: de 0 a 0,30 %, Nb: de 0 a 0,050 %, Ca: de 0 a 0,0100 %, Mg: de 0 a 0,0100 % y Nd: de 0 a 0,050 %, siendo el resto Fe e impurezas. En este caso, partiendo de la premisa de que se cumplen las otras condiciones descritas a continuación (se cumplen los puntos siguientes (2) a (4)), es posible lograr un límite elástico (en lo sucesivo, denominado YS de tracción, y su unidad es MPa) no inferior a una calidad de 110 ksi (7733,8 kg/cm2) (YS de tracción es de 758 a 861 MPa), que se obtiene por medio de un ensayo de tracción a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera utilizando una muestra de ensayo de tracción (con un diámetro de parte paralela de 6 mm y una longitud de parte paralela de 30 mm) especificada en ASTM E8M-16a, y también es posible lograr una excelente resistencia a SCC.
(2) En un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita anteriormente (1), si el número de tamaño de grano de cristal de austenita de acuerdo con ASTM E112 no es menor que 2,0, se mejora la capacidad de detección ultrasónica de defectos. En lo sucesivo, en la presente descripción, el número de tamaño de grano de cristal de austenita hace referencia al número de tamaño de grano de acuerdo con ASTM E112.
La Figura 1 es un diagrama que muestra la relación entre el número de tamaño de grano de cristal de austenita y la capacidad de detección (relación de intensidad de señal) ultrasónica de defectos de un tubo de aleación austenítica de gran diámetro. La Figura 1 se obtiene de la siguiente manera.
Se preparó una pluralidad de tubos de aleación austenítica de gran diámetro que tenían un diámetro externo no inferior a 170 mm, una composición química de las descritas anteriormente (1) y varios números de tamaño de grano. La Figura 2 muestra una vista en perspectiva de un tubo de aleación austenítica de gran diámetro. Como se muestra en la Figura 2, el tubo de aleación austenítica incluye una primera región 110 terminal de tubo, una segunda región 120 terminal de tubo y una región 100 de cuerpo principal. La primera región 110 terminal de tubo está dentro del intervalo de 500 mm desde un primer extremo de tubo 11 hacia el centro en dirección axial del tubo de aleación austenítica. En otras palabras, la primera región 110 terminal de tubo tiene una longitud axial de 500 mm. La segunda región 120 terminal de tubo está dentro del intervalo de 500 mm desde un segundo extremo de tubo 12, que está ubicado en el lado opuesto del primer extremo de tubo 11, hacia el centro en dirección axial del tubo de aleación austenítica. En otras palabras, la segunda región 120 terminal de tubo tiene una longitud axial de 500 mm. La región 100 de cuerpo principal es una parte del tubo de aleación austenítica de gran diámetro que excluye la primera región 110 terminal de tubo y la segunda región 120 terminal de tubo.
La región 100 de cuerpo principal de cada tubo de aleación austenítica de gran diámetro se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial (dirección longitudinal). De cada sección, se tomó una muestra anular que tenía una longitud axial de tubo de aleación austenítica de gran diámetro de 100 mm. Como se muestra en la Figura 3, se formó un defecto artificial 200, que era un orificio con forma de columna que se extendía en la dirección radial (dirección de espesor de la pared), en una parte axialmente centrada en la superficie periférica interna de cada muestra. El defecto artificial 200 tenía un diámetro de 3 mm.
Se emitió (introdujo) una onda ultrasónica hacia el defecto artificial 200 desde una superficie externa de la muestra utilizando un aparato de detección ultrasónica de defectos, se recibió una onda ultrasónica reflejada en el defecto artificial 200 y se observó como un eco. La intensidad de la onda ultrasónica ingresada fue la misma para todas las muestras. El promedio de (un total de cinco) intensidades de señal de eco del defecto artificial 200, que se obtuvieron a partir de las muestras de cada sección, se definió como la intensidad de señal en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro.
La intensidad de la señal en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro del Ensayo N°. 1 (el número de tamaño de grano fue 5,7) de la Tabla 1 que se describe a continuación se definió como 100. En otras palabras, la intensidad de la señal de un eco reflejado en un defecto artificial formado en la superficie interna del tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización, que tenía la composición química descrita anteriormente, y en la que el número de tamaño de grano era 5,7, se estableció como referencia. A continuación, se definió la proporción entre la intensidad de señal obtenida en cada uno de los tubos de aleación austenítica de gran diámetro de diversos tamaños de grano con respecto a la intensidad de señal obtenida en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro del Ensayo N°. 1 como una proporción de intensidad de señal (%). Cuando la proporción de intensidad de señal fue superior a un 50,0 %, se consideró que la capacidad de detección ultrasónica de defectos fue excelente. La Figura 1 se creó en función de las proporciones de intensidad de señal obtenidas (%) y los números de tamaño de grano.
En referencia a la Figura 1, cuando el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0, la proporción de intensidad de señal se volvió inferior a 50,0 % y la proporción de intensidad de señal disminuyó significativamente a medida que disminuyó el número de tamaño de grano. Sin embargo, cuando el número de tamaño de grano no fue inferior a 2,0, la proporción de intensidad de señal aumentó significativamente a medida que aumentaba el número de tamaño de grano. Entonces, cuando el número de tamaño de grano no fue inferior a 7,0, la proporción de intensidad de señal alcanzó 100 %, de manera que se produjo saturación. En otras palabras, en la relación entre el número de tamaño de grano y la capacidad de detección ultrasónica de defectos, hubo un punto de inflexión en las proximidades del número de tamaño de grano = 2,0.
En base a los hallazgos descritos hasta ahora, si el número de tamaño de grano correspondiente al grano de cristal de austenita es de 2,0 a 7,0 en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene un diámetro externo no inferior a 170 mm y la composición química descrita anteriormente (1) , la capacidad de detección ultrasónica de defectos mejora notablemente con la condición de que se cumplan otras condiciones (el punto (1) descrito anteriormente y el punto (4) descrito a continuación).
Téngase en cuenta que si el número de tamaño de grano es superior a 7,0 en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro, es probable que se produzca un defecto superficial en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro en el proceso de producción. Por consiguiente, se establece un límite superior del número de tamaño de grano de 7,0.
(3) Si el número de tamaño de cristal de austenita del tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita anteriormente (1) se establece en 2,0 a 7,0, no solo se mejora la capacidad de detección ultrasónica de defectos, sino también se puede evitar la anisotropía de resistencia.
La Figura 4 es un diagrama que muestra la relación entre el número de tamaño de grano de cristal de austenita, el límite elástico (YS de tracción) y la anisotropía de resistencia (YS de compresión/YS de tracción) del tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita con anterioridad (1). Un valor numérico próximo a la marca (□) de la Figura 4 muestra el número de tamaño de grano en la posición de la marca. La Figura 4 se obtuvo de la siguiente manera.
YS de tracción (MPa), que es el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción, se determinó de la siguiente manera. Se preparó una pluralidad de tubos de aleación austenítica de gran diámetro, que tenían un diámetro externo de 170 mm a 296 mm, una composición química descrita anteriormente (1) y diversos números de tamaño de grano. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. A continuación, se tomó una muestra de ensayo de tracción (un diámetro de parte paralela de 6 mm y una longitud de parte paralela de 30 mm) especificada en ASTM E8M-16a a partir de una parte media del espesor de pared de cada sección. La parte paralela de la muestra de ensayo de tracción estaba en paralelo a la dirección axial del tubo de aleación austenítica de gran diámetro. Utilizando las muestras de ensayo de tracción recogidas, se llevó a cabo un ensayo de tracción a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera para determinar el límite elástico. El límite elástico se obtuvo como tensión de prueba a un 0,2 %. Se consideró el promedio de límite elástico obtenido en cada sección como el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción (YS de tracción en unidades MPa).
YS de compresión (MPa), que es el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión, se determinó de la siguiente manera. Se tomó una muestra de ensayo de compresión en forma de columna a partir de una parte media del espesor de pared de cada sección que es una de cinco partes iguales divididas en la dirección axial de la región 100 de cuerpo principal del tubo de aleación austenítica de gran diámetro descrito con anterioridad. La muestra de ensayo de compresión tenía un diámetro de 6,35 mm y una longitud de 12,7 mm. La dirección longitudinal de la muestra de ensayo de compresión fue paralela a la dirección axial del tubo de aleación austenítica. Utilizando la muestra de ensayo de compresión recogida, se llevó a cabo el ensayo de compresión conforme a ASTM E9-09 en la atmósfera a temperatura ambiente (25 °C) para obtener el límite elástico. Se definió el promedio de límite elástico obtenido en cada sección como el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión (YS de compresión en unidades de MPa). El límite elástico se obtuvo como tensión de prueba a un 0,2 %.
Usando YS de tracción e YS de compresión obtenidos, se determinó un índice de anisotropía AN en base a la siguiente fórmula.
Índice de Anisotropía AN = YS de compresión/YS de tracción
La Figura 4 se creó basándose en el índice de anisotropía AN obtenido (= YS de compresión/YS de tracción), el número de tamaño de grano e YS de tracción. La ordenada de la Figura 4 es el índice de anisotropía AN (= YS de compresión/YS de tracción) y la abscisa es YS de tracción (MPa). Se aprecia que a medida que YS de compresión/YS de tracción se aproxima a 1,00, se evita de forma adicional la anisotropía de resistencia. Nótese que el número de tamaño de grano de una aleación austenítica de gran diámetro de cada marca se determinó de la manera descrita en los ejemplos que se describen a continuación.
En referencia a la Figura 4, cuando YS de tracción no es inferior a 758 MPa, si el número de tamaño de grano no es inferior a 2,0, el índice de anisotropía AN (= YS de compresión/YS de tracción) permanece dentro de un intervalo de 0,85 a 1,10 y, por tanto, se evita la anisotropía de resistencia.
En base a los hallazgos descritos anteriormente, en un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tenga un diámetro exterior no inferior a 170 mm y la composición química de lo descrito anteriormente (1), si el número de tamaño de grano de cristal de austenita es de 2,0 a 7,0 , no sólo se mejora notablemente la capacidad de detección ultrasónica de defectos, sino que también se puede evitar la anisotropía de resistencia con la condición de que se cumplan otras condiciones (el punto (1) descrito anteriormente y el punto (4) descrito a continuación). Específicamente, la proporción entre el límite elástico por compresión (YS de compresión) obtenido mediante ensayo de compresión conforme a ASTM E9-09 con respecto al límite elástico por tracción (YS de tracción) obtenido mediante ensayo de tracción conforme a ASTM E8M-16a es de 0,85 a 1,10.
(4) En un tubo de aleación austenítica de gran diámetro, que tiene una composición química descrita anteriormente (1), cuyo grado de resistencia no es inferior a 110 ksi (7733,8 kg/cm2) (YS de tracción es 758 MPa), y cuyo número de tamaño de grano es de 2,0 a 7,0, si, además, su microestructura se encuentra sustancialmente en un estado de grano regulado, el tubo de aleación austenítica también tendrá una excelente resistencia a SCC.
En otras palabras, incluso cuando el número de tamaño de grano es de 2,0 a 7,0 en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita anteriormente (1), si la microestructura está en un estado de grano mixto, es probable que se produzca SCC en las fronteras de grano con diferente tamaño de grano.
Si, entre veinte muestras recogidas a partir de tubos de aleación austenítica de gran diámetro que tienen la composición química, resistencia y número de tamaño de grano descritos anteriormente, por medio del método descrito a continuación, la proporción de número de muestras en las que se encuentra un estado de "grano mixto" (proporción de grano mixto) no es superior a un 5 %, la microestructura del tubo de aleación austenítica de gran diámetro está sustancialmente en un estado de grano regulado, exhibiendo así una excelente resistencia a SCC.
(5) Un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la configuración descrita anteriormente se puede producir llevando a cabo, por ejemplo, el siguiente método de producción. El presente método de producción incluye una etapa de producción de material de partida, una etapa de producción de carcasa hueca, una etapa intermedia de procesado en frío, una etapa de refinado de grano y una etapa final de procesado en frío. En la etapa de producción de material de partida, se somete una pieza colada producida mediante un proceso continuo de colada a procesado en caliente para producir un material de partida. En la etapa de producción de la carcasa hueca, el material de partida se somete a procesado en caliente para generar una carcasa hueca. En la etapa intermedia de procesado en frío, la carcasa hueca se somete a trefilado en frío.
La reducción de área en la etapa de producción de material de partida se define como reducción de área Rd0. La reducción de área en la etapa de producción de la carcasa hueca se define como reducción de área Rd1. La reducción de área en la etapa intermedia de procesado en frío se define como reducción de área Rd2. La reducción de área en la etapa final de procesado en frío se define como reducción de área Rd3. Al ajustar las reducciones de área Rd0 a Rd3 en el intervalo apropiado, es posible ajustar el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica de gran diámetro y lograr una microestructura en estado de grano regulado. Por ejemplo, cuando la reducción de área Rd0 de la etapa de producción de material de partida y la reducción de área Rd1 de la etapa de producción de carcasa hueca son demasiado bajas, aunque el número de tamaño de grano se pueda ajustar para que no sea inferior a 2,0, es posible un estado en el que no se consiga grano, incluso si se aumenta la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío. Además, la reducción de área Rd2 de la etapa intermedia de procesado en frío se vuelve demasiado elevada, se producen estrías en los troqueles y los defectos permanecen en la superficie del tubo de aleación austenítica después de la última etapa de procesado en frío.
Por consiguiente, en la presente realización, se realizan ajustes de manera que la reducción de área Rd0 en la etapa de producción de material de partida sea de 50,0 a 90,0 %; la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca es de 80,0 a 95,0 %; y la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío sea de 10,0 a 30,0 %, y además de tal manera que la reducción de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío después de la etapa de refinado de grano sea de 20,0 a 35,0 %.
Además, en la presente realización, la reducción de área Rd0 en la etapa de producción del material de partida, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca y la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío se ajustan para cumplir la Fórmula (1).
5xRd0 lOxRdl 20xRd2 > 1300 (1)
Donde, "Rd0" en la Fórmula (1) se sustituye por la reducción de área Rd0 (%) en la etapa de producción de material de partida. "Rd1" se sustituye por la reducción de área Rd1 (%) en la etapa de producción de carcasa hueca. "Rd2" se sustituye por la reducción de área Rd2 (%) en la etapa intermedia de procesado en frío. Cuando la definición se hace como F1 = 5xRd0 10xRd1 20xRd2, la cifra de la primera posición decimal del valor obtenido de F1 se redondea.
En este caso, en el tubo de aleación austenítica de composición química descrita anteriormente, se evitan las estrías y, por tanto, se evita la aparición de defectos en la superficie del tubo de aleación austenítica como resultado de que el número de tamaño de grano se sitúa dentro del intervalo de 2,0 a 7,0, y la proporción de granos mixtos no pasa de un 5 %, y además se evita que la reducción de área Rd2 sea excesiva. Además, al ajustar la resistencia dentro de un intervalo de reducción de área Rd3 de 20,0 a 35,0 % en la etapa final de procesado en frío, YS de tracción del tubo de aleación austenítica no será menor que 758 MPa y el índice de anisotropía AN (= YS de compresión/YS de tracción) estará dentro del intervalo de 0,85 a 1,10.
El tubo de aleación austenítica según la presente realización que se ha completado en base a los hallazgos descritos anteriormente tiene una composición química que consiste en: % en masa,
C: de 0,004 a 0,030 %,
Si: 1,00 % o menos,
Mn: de 0,30 a 2,00 %,
P: 0.030 o menos,
S: 0,0020 % o menos,
Al: de 0,001 a 0,100 %,
Cu: de 0,50 a 1,50 %,
Ni: de 25,00 a 55,00 %,
Cr: de 20,00 a 30,00 %,
Mo: de 2,00 a 10,00 %,
N: de 0,005 a 0,100 %,
Ti: de 0 a 0,800 %,
W: de 0 a 0,30 %,
Nb: de 0 a 0,050 %,
Ca: de 0 a 0.0100 %,
Mg: de 0 a 0.0100 % y
Nd: de 0 a 0.050 %,
siendo el resto Fe e impurezas, donde
el número de tamaño de grano de cristal de austenita es de 2,0 a 7,0, y la proporción de grano mixto no es mayor que 5 % ,donde
cuando el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión se define como YS de compresión (MPa) y el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción como YS de tracción (MPa), YS de tracción no es inferior a 758 MPa e YS de compresión/tracción YS es de 0,85 a 1,10, y donde
el tubo de aleación austenítica tiene un diámetro externo de 170 mm como mínimo.
La composición química del tubo de aleación austenítica descrito anteriormente puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en
Ti: de 0,005 a 0,800 %,
W: de 0,02 a 0,30 % y
Nb: de 0,001 a 0,050 %.
La composición química del tubo de aleación austenítica descrito anteriormente puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en:
Ca: de 0,0003 a 0,0100 %,
Mg: de 0,0005 a 0,0100 % y
Nd: de 0,010 a 0,050 %.
Un método para producir un tubo de aleación austenítica según la presente realización incluye una etapa de producción de material de partida, una etapa de producción de carcasa hueca, una etapa intermedia de procesado en frío, una etapa de refinado de grano y una etapa final de procesado en frío.
En la etapa de producción del material de partida, se calienta una pieza colada producida mediante un proceso continuo de colada y que tiene la composición química descrita anteriormente a una temperatura de 1100 a 1350 °C, y posteriormente se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd0 que está dentro del intervalo de 50.0 a 90,0 % y cumple la Fórmula (1) para producir un material de partida.
En la etapa de producción de carcasa hueca, el material de partida se calienta a una temperatura de 1100 a 1300 °C, y luego se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd1 que está dentro de un intervalo de 80,0 a 95.0 % y cumple la Fórmula (1), para producir una carcasa hueca.
En la etapa intermedia de procesado en frío, la carcasa hueca se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd2 que está dentro de un intervalo de 10,0 a 30,0 % y cumple la Fórmula (1).
En la etapa de refinado del grano, la carcasa hueca, después de la etapa intermedia de procesado en frío, se mantiene a una temperatura entre 1000 y 1250 °C durante 1 a 30 minutos y luego se enfría de forma rápida.
En la etapa final de procesado en frío, la carcasa hueca después de la etapa de refinado de grano se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd3 de 20,0 a 35,0 % para producir un tubo de aleación austenítica con un diámetro externo no inferior a 170 mm.
5xRd0 lOxRdl 20xRd2 > 1300 (1)
A continuación, se describe en detalle el tubo de aleación austenítica de la presente realización. Nótese que "%", tal como se usa en la presente memoria en relación a un elemento químico, significa, a menos que se indique lo contrario, % en masa.
Diámetro externo del tubo de aleación austenítica
El tubo de aleación austenítica de la presente realización está destinado al denominado tubo de aleación de gran diámetro. Específicamente, el tubo de aleación austenítica de la presente realización tiene un diámetro no inferior a 170 mm. El límite inferior de diámetro del tubo de aleación austenítica es preferentemente, por ejemplo, 180 mm, más preferentemente 190 mm, más preferentemente 200 mm, y más preferentemente 210 mm, e incluso más preferentemente 220 mm. El límite superior del diámetro de tubo de aleación austenítica de la presente realización es, aunque no está particularmente limitado, por ejemplo, 350 mm. El límite superior del diámetro de tubo de aleación austenítica es preferentemente, por ejemplo, 340 mm y más preferentemente 320 mm. El espesor de pared del tubo de aleación austenítica de la presente realización es, aunque no está particularmente limitado, por ejemplo, de 7 a 40 mm.
Composición química del tubo de aleación austenítica
La composición química del tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización contiene los siguientes elementos.
Elementos esenciales
C: de 0,004 a 0,030 %
El carbono (C) aumenta la resistencia del tubo de aleación austenítica de gran diámetro. Cuando el contenido de C es menor que 0,004 %, no se puede lograr el efecto descrito anteriormente de manera suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de C es superior a 0,030 %, se forma carburo de Cr en las fronteras de grano. El carburo de Cr aumenta la susceptibilidad a la fisuración en las fronteras de grano. Como resultado de ello, la resistencia a SCC del tubo de aleación austenítica de gran diámetro se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de C es de 0,004 a 0,030 %. Preferentemente, el límite inferior de contenido de C es de 0,006 %, más preferiblemente 0,007 % y más preferiblemente 0,008 %. Preferentemente, el límite superior de contenido de C es 0,024 %, más preferiblemente 0,023 % y más preferiblemente 0,020 %.
Si: 1,00 % o menos
El silicio (Si) está presente de manera inevitable. Por tanto, el contenido de Si es superior a 0 %. Si se utiliza para desoxidar la aleación y, como resultado de ello, está presente en el tubo de aleación austenítica de gran diámetro. Cuando el contenido de Si es superior a 1,00 %, la elaborabilidad en caliente del tubo de aleación austenítica de gran diámetro se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Si no es superior a 1,00 %. Preferentemente, el límite superior de contenido de Si es 0,80 %, más preferentemente 0,60 % y más preferentemente 0,50 %. El límite inferior de contenido de Si no está particularmente limitado. Sin embargo, una disminución excesiva del contenido de Si aumenta el coste de producción. Por tanto, considerando una operación industrial, el límite inferior de contenido de Si es preferentemente de 0,0005 %, más preferentemente 0,005 %, más preferentemente 0,10 % y más preferentemente 0,20 %.
Mn: de 0,30 a 2,00 %
El manganeso (Mn) es un elemento formador de austenita y estabiliza la austenita en la aleación. Mn aumenta aún más la solubilidad de N en la aleación. Por tanto, Mn evita particularmente la generación de poros cerca de la superficie del tubo de aleación austenítica de gran diámetro cuando se aumenta el contenido de N para aumentar la resistencia de la aleación. Cuando el contenido de Mn es inferior a 0,30 %, dichos efectos no se pueden conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Mn es superior a 2,00 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación austenítica de gran diámetro se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Mn es de 0,30 a 2,00 %. El límite inferior de contenido de Mn es preferentemente 0,40 %, más preferentemente 0,45 % y más preferentemente 0,50 %. El límite superior de contenido de Mn es preferentemente 1,50 %, más preferentemente 1,20 %, más preferentemente 0,90 % y más preferiblemente 0,80 %.
P: 0,030 % o menos
El fósforo (P) es una impureza presente de manera inevitable. En otras palabras, el contenido de P es superior a 0 %. P aumenta la susceptibilidad a la fisuración por corrosión bajo tensión de la aleación en entornos ácidos. Por consiguiente, el contenido de P es 0,030 % o menos. El límite superior de contenido de P es preferentemente 0,028 % y más preferentemente 0,025 %. Preferentemente, el contenido de P es el mínimo posible. Sin embargo, la reducción excesiva de contenido de P aumenta el coste de producción. Por tanto, considerando la fabricación industrial, el límite inferior de contenido de P es preferentemente 0,0001 %, más preferentemente 0,0005 % y más preferentemente 0,001 %.
S: 0,0020 % o menos
El azufre (S) es una impureza presente de forma inevitable. En otras palabras, el contenido de S es superior a 0 %. S deteriora la elaborabilidad en caliente de la aleación. Por consiguiente, el contenido de S es 0,0020 % o menos. El límite superior de contenido de S es preferentemente 0,0015 %, más preferentemente 0,0012 %, más preferentemente 0,0009 % y más preferentemente 0,0008 %. Preferentemente, el contenido de S es el más bajo posible. Sin embargo, una disminución excesiva de contenido de P aumenta el coste de producción. Por lo tanto, considerando la fabricación industrial, el límite inferior de contenido de P es preferentemente 0,0001 %, más preferentemente 0,0003 % y más preferentemente 0,0005 %.
Al: de 0,001 a 0,100 %
El aluminio (Al) desoxida la aleación. Al forma óxido para inmovilizar oxígeno, evitando así la formación de óxido de Si y óxido de Mn. Esto mejora la elaborabilidad en caliente de la aleación. Cuando el contenido de Al es inferior a un 0,001 %, este efecto no se puede conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Al es superior a 0,100 %, se forma óxido de Al de manera excesiva, lo que deteriora bastante la elaborabilidad en caliente de la aleación. Por consiguiente, el contenido de Al es de 0,001 a 0,100 %. El límite inferior de contenido de Al es preferentemente de 0,005 %, más preferentemente de 0,010 % y más preferentemente de 0,012 %. El límite superior de contenido de Al es preferentemente 0,080 %, más preferentemente 0,060 % y más preferentemente 0,050 %.
Cu: de 0,50 a 1,50 %
El cobre (Cu) mejora la resistencia a SCC de la aleación en entorno ácido. Cuando el contenido de Cu es inferior a 0,50 %, este efecto no se puede conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Cu es superior a 1,50 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Cu es, en % en masa, de 0,50 a 1,50 %. El límite inferior de contenido de Cu es preferentemente 0,60 %, más preferentemente 0,65 % y más preferentemente 0,70 %. El límite superior de contenido de Cu es preferentemente 1,40 %, más preferentemente 1,20 % y más preferentemente 1,00 %.
Ni: de 25,00 a 55,00 %
El níquel (Ni) es un elemento formador de austenita y estabiliza la austenita en la aleación. Ni forma además una película de sulfuro de Ni en la superficie de la aleación, mejorando así la resistencia a SCC de la aleación. Cuando el contenido de Ni es inferior a 25,00 %, estos efectos no se pueden conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Ni es superior a 55,00 %, el límite de solubilidad de N disminuye, reduciéndose así la resistencia del tubo de aleación austenítica. Por consiguiente, el contenido de Ni es de 25,00 a 55,00 %. El límite inferior de contenido de Ni es preferentemente 27,00 %, más preferentemente 28,00 % y más preferentemente 29,00 %. El límite superior de contenido de Ni es preferentemente 53,00 %, más preferentemente 52,0 % y más preferentemente 51,00 %.
Cr: de 20,00 a 30,00 %
El cromo (Cr) mejora la resistencia a SCC de la aleación en coexistencia con Ni. Cr aumenta aún más la resistencia de la aleación mediante el fortalecimiento en disolución-sólido. Cuando el contenido de Cr es inferior a 20,00 %, estos efectos no se pueden conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Cr es superior a 30,00 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Cr es de 20,00 a 30,00 %. El límite inferior de contenido de Cr es preferentemente 21,00 %, más preferentemente 22,00 % y más preferentemente 23,00 %. El límite superior de contenido de Cr es preferentemente 29,00 %, más preferentemente 27.00 % y más preferentemente 26,00 %.
Mo: de 2,00 a 10,00 %
El molibdeno (Mo) mejora la resistencia a SCC de la aleación en coexistencia con Cr y Ni. Además, Mo aumenta la resistencia de la aleación mediante el fortalecimiento en disolución-sólido. Cuando el contenido de Mo es inferior a 2.00 %, estos efectos no se pueden conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de Mo es superior a 10,00 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Mo es de 2,00 a 10,00 %. El límite inferior de contenido de Mo es preferentemente 2,20 %, más preferentemente 2,40 % y más preferentemente 2,50 %. El límite superior de contenido de Mo es preferentemente 9,50 %, más preferentemente 9,00 % y más preferentemente 7,00 %.
N: de 0,005 a 0,100 %
El nitrógeno (N) aumenta la resistencia de la aleación mediante el fortalecimiento en disolución-ácido. En el tubo de aleación austenítica según la presente realización, se evita que el contenido de C sea bajo para mejorar la resistencia a SCC. Por ese motivo, N está presente en gran cantidad en lugar de C, para aumentar la resistencia de la aleación. Cuando el contenido de N es inferior a 0,005 %, estos efectos no se pueden conseguir de forma suficiente. Por otro lado, cuando el contenido de N es superior a 0,100 %, es probable que se generen poros cerca de la superficie de la aleación cuando ésta solidifica. Cuando el contenido de N es superior a 0,100 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada aún más. Por consiguiente, el contenido de N es de 0,005 a 0,100 %. El límite inferior de contenido de N es preferentemente 0,008 % y más preferentemente 0,010 %. El límite superior de contenido de N es preferentemente 0,095 % y más preferentemente 0,090 %.
El resto de la composición química del tubo de aleación austenítica según la presente realización consiste en Fe e impurezas. Donde, el término "impurezas" significa aquellos elementos mixtos procedentes de minerales y residuos usados como materia prima, o procedentes del entorno de producción, etc. cuando el tubo de aleación austenítica de gran diámetro se produce de forma industrial, y que están permitidos dentro de un intervalo que no afecte de manera notable y adversa a las ventajas operativas del tubo de aleación austenítica de la presente realización.
Las impurezas descritas anteriormente pueden incluir O (oxígeno). Cuando O está presente como impureza, el límite superior de contenido de O es, por ejemplo, el siguiente.
O: 0,0010 % o menos
Elementos opcionales
La composición química del tubo de aleación austenítica según la presente realización puede contener además uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en Ti, W y Nb. Todos estos elementos aumentan la resistencia de la aleación.
Ti: de 0 a 0,800 %
Puede suceder que titanio (Ti), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de Ti puede ser 0 %. Cuando está presente, Ti facilita el refinado de grano en la coexistencia con C y N. Además, Ti aumenta la resistencia de la aleación mediante fortalecimiento por precipitación. Sin embargo, cuando el contenido de Ti es superior a 0,800 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Ti es, en % en masa, de 0 a 0,800 %. El límite inferior de contenido de Ti es preferentemente mayor que 0 %, más preferentemente 0,005 %, más preferentemente 0,030 % y más preferentemente 0,050 %. El límite superior de contenido de Ti es preferentemente 0,750 % y más preferentemente 0,700 %.
W: de 0 a 0,30 %
Es posible que tungsteno (W), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de W puede ser 0 %. Cuando está presente, W mejora la resistencia a SCC de la aleación en coexistencia con Cr y Ni. Además, W aumenta la resistencia de la aleación mediante fortalecimiento en disolución-sólido. Sin embargo, el contenido de W es superior a 0,30 %, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de W es, en % en masa, de 0 a 0,30 %. El límite inferior de contenido de W es preferentemente más de 0 %, más preferentemente 0,02 % y más preferentemente 0,04 %. El límite superior de contenido de W es preferentemente 0,25 % y más preferentemente 0,20 %.
Nb: de 0 a 0,050 %
Es posible que niobio (Nb), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de Nb puede ser de 0 %. Cuando está presente, Nb facilita el refinado de grano en coexistencia con C y N. Además, Nb aumenta la resistencia de la aleación mediante el fortalecimiento por precipitación. Sin embargo, cuando el contenido de Nb es demasiado alto, la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Nb es de 0 a 0,050 %. El límite inferior de contenido de Nb es preferentemente mayor que 0 %, más preferentemente 0,001 %, más preferentemente 0,008 % y más preferentemente 0,010 %. El límite superior de contenido de Nb es preferentemente 0,045 % y más preferentemente 0,040 %.
La composición química del tubo de aleación austenítica según la presente realización puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en Ca, Mg y Nd. Todos estos elementos mejoran la elaborabilidad en caliente de la aleación.
Ca: de 0 a 0,0100 %
Es posible que calcio (Ca), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de Ca puede ser de 0 %. Cuando está presente, Ca se combina con S para formar sulfuro, disminuyendo así el S disuelto. Como resultado de esto, Ca mejora la elaborabilidad en caliente de la aleación. Sin embargo, cuando el contenido de Ca es superior a 0,0100 %, se forma un óxido basto y la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve bastante deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Ca es de 0 a 0,0100 %. El límite inferior de contenido de Ca es preferentemente mayor que 0 %, más preferentemente 0,0003 % y más preferentemente 0,0005 %. El límite superior de contenido de Ca es preferentemente 0,0080 % y más preferentemente 0,0060 %.
Mg: de 0 a 0,0100 %
Es posible que magnesio (Mg), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de Mg puede ser de 0 %. Cuando está presente, Mg, como con Ca, se combina con S para formar sulfuro, disminuyendo así el S disuelto. Como resultado de ello, Mg mejora la elaborabilidad en caliente de la aleación. Sin embargo, cuando el contenido de Mg es superior a 0,0100 %, se forma un óxido basto y la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve bastante deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Mg es de 0 a 0,0100 %. El límite inferior de contenido de Mg es preferentemente mayor que 0 %, más preferentemente 0,0005 % y más preferentemente 0,0007 %. El límite superior de contenido de Ca es preferentemente 0,0080 %, más preferentemente 0,0060 % y más preferentemente 0. 0050 %.
Nd: de 0 a 0,050 %
Es posible que neodimio (Nd), que es un elemento opcional, no esté presente. En otras palabras, el contenido de Nd puede ser de 0 %. Cuando está presente, Nd, como con Ca y Mg, se combina con S para formar sulfuro, disminuyendo así el S disuelto. Como resultado de ello, Nd mejora la elaborabilidad en caliente de la aleación. Sin embargo, cuando el contenido de Nd es superior a 0,050 %, se forma un óxido basto y la elaborabilidad en caliente de la aleación se ve bastante deteriorada. Por consiguiente, el contenido de Nd es de 0 a 0,050 %. El límite inferior de contenido de Nd es preferentemente mayor que 0 %, más preferentemente 0,010 % y más preferentemente 0,020 %. El límite superior de contenido de Nd es preferentemente 0,040 % y más preferentemente 0,035 %.
Tamaño de grano
En la microestructura del tubo de aleación austenítica de la presente realización, el número de tamaño de grano de cristal de austenita conforme a ASTM E112 es de 2,0 a 7,0. Además, en la microestructura del tubo de aleación austenítica de la presente realización, la proporción de grano mixto no es superior a 5 %.
Si el número de tamaño de grano de cristal de austenita es menor que 2,0 en el tubo de aleación austenítica de composición química descrita anteriormente, la anisotropía de resistencia aumenta como se muestra en la Figura 4. Específicamente, la proporción de límite elástico (YS de compresión) obtenido mediante ensayo de compresión con respecto a límite elástico (YS de tracción) obtenido mediante ensayo de tracción (= YS de compresión/YS de tracción) será menor que 0,85. En este caso, el tubo de aleación austenítica puede no resultar apropiado para su uso como producto tubular para campos petrolíferos destinado a barrenos de eje inclinado. Además, como se muestra en la Figura 1, la capacidad de detección ultrasónica de defectos se ve deteriorada de forma notable. Por otro lado, cuando el número de tamaño de grano es mayor que 7,0, se requiere una elevada reducción de área en el procesado en frío, y es probable que se produzcan defectos tales como estrías en la superficie del tubo de aleación austenítica durante el proceso de producción. El tubo de aleación austenítica de la presente realización tiene un número de tamaño de grano de cristal de austenita conforme a ASTM E112 de 2,0 a 7,0. Por ese motivo, la anisotropía de resistencia es pequeña, y específicamente la proporción entre el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión (YS de compresión) y el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción (YS de tracción) (= YS de compresión/YS de tracción) será de 0,85 a 1,10. Por ese motivo, el tubo de aleación austenítica exhibe una excelente durabilidad incluso cuando se usa en diversos entornos en los que se aplica tensión de diferente manera. Además, exhibe una excelente capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, en el proceso de producción se evita la aparición de defectos tales como estrías en la superficie del tubo de aleación austenítica. El límite inferior del número de tamaño de grano es preferentemente 2,1, más preferentemente 2,5, más preferentemente 2,7 y más preferentemente 3,0. El límite superior del número de tamaño de grano es preferentemente 6,9, más preferentemente 6,8 y más preferentemente 6,7.
Método de medición del número de tamaño de grano
El método de medición del número de tamaño de grano de cristal de austenita en el tubo de aleación austenítica es el siguiente. La región 100 de cuerpo principal que se muestra en la Figura 2 se divide en cinco partes iguales en la dirección axial. En cada sección, las posiciones de toma de muestra se seleccionan con inclinación de 90 grados en la dirección circunferencial del tubo. Las muestras se toman a partir de una parte media del espesor de pared de cada una de las posiciones de toma de muestra seleccionadas. La superficie de observación de la muestra es una sección perpendicular a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica, y el área de la superficie de observación es, por ejemplo, 40 mm2.
De la manera descrita anteriormente, se toman cuatro muestras en cada sección y veinte (5 secciones x cuatro) muestras en todas las secciones. La superficie de observación de cada muestra tomada se somete a ataque químico con disolución de Kalling para revelar las fronteras de grano de austenita en la superficie. Se observa la superficie de observación sometida a ataque químico para determinar el número de tamaño de grano de cristal de austenita conforme a ASTM E112.
El valor promedio del número de tamaño de grano de cristal de austenita determinado a partir de veinte muestras se define como el número de tamaño de grano conforme a ASTM E112 en el tubo de aleación austenítica.
Proporción de grano mixto
Además, en el tubo de aleación austenítica de la presente realización, la microestructura está sustancialmente en un estado de grano regulado. Más específicamente, entre las veinte muestras tomadas a partir de las partes medias del espesor de pared del tubo de aleación austenítica, la proporción (proporción de grano mixto) del número de muestras en las que tiene lugar un estado de "grano mixto" no es superior a 5 %.
Cuando la proporción de grano mixto es superior a 5 %, la variación de tamaño de grano en el tubo de aleación austenítica es elevada. En tal caso, la resistencia a SCC se ve deteriorada en la aleación austenítica de la composición química descrita con anterioridad.
La microestructura del tubo de aleación austenítica de la presente realización tiene una proporción de grano mixto no mayor que 5 % y está sustancialmente en un estado de grano regulado. Por ese motivo, incluso un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita anteriormente y un diámetro externo no menor que 170 mm presenta una excelente resistencia a SCC. Una proporción de grano mixto preferida es 0 %.
Método de medición de proporción de grano mixto
La proporción de grano mixto se puede determinar de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se divide en cinco partes iguales en la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación. En cada sección, las posiciones de toma de muestra se seleccionan con una inclinación de 90 grados en la dirección circunferencial del tubo. Se toma una muestra a partir de la parte media del espesor de pared de cada una de las posiciones de toma de muestra seleccionadas. La superficie de observación de la muestra es una sección perpendicular a la dirección axial del tubo de aleación austenítica y el área de la superficie de observación es, por ejemplo, 40 mm2.
De la manera descrita anteriormente, se tomaron cuatro muestras en cada sección y veinte muestras en todas las secciones. La superficie de observación de cada muestra tomada se sometió a ataque químico con disolución de Kalling para revelar las fronteras de grano en la superficie. Se observó la superficie de observación sometida a ataque químico para determinar el número de tamaño de grano conforme a ASTM E112.
En esta ocasión, en la superficie de observación de cada muestra, el grano que tiene un número de tamaño de grano que difiere en 3 puntos o más con respecto al grano que tiene un número de tamaño de grano con una frecuencia máxima se identifica como "grano heterogéneo". Cuando la fracción de área de grano heterogéneo no es menor que 20 % en la superficie de observación, se reconoce un estado de "grano mixto" en esa muestra.
Entre las veinte muestras descritas anteriormente, la muestra en la que tiene lugar un estado de grano mixto se define como "muestra de grano mixto". Como se muestra en la siguiente fórmula, la proporción entre el número total de muestras de grano mixto con respecto al número total de muestras (20) se define como la proporción de grano mixto (%).
Proporción de grano mixto (%) = Número total de muestras de grano mixto/número total de muestras x 100 Como se ha descrito hasta el momento, cuando en cada una de las veinte muestras tomadas a partir de las posiciones medias del espesor de pared del tubo de aleación austenítica se determinan los números de tamaño de grano conforme a ASTM E112, y una muestra, en la que el área de granos que tienen un número de tamaño de grano que difiere en 3 puntos o más con respecto a un grano que tiene un número de tamaño de grano con frecuencia máxima no es inferior a 20 %, se define como una muestra de grano mixto, la proporción (%) del número total de muestras de grano mixto con respecto al número total de muestras se define como proporción de grano mixto.
En el tubo de aleación austenítica de la presente realización, la proporción de grano mixto no es superior a 5 %. En otras palabras, se encuentra aproximadamente en estado de grano regulado. Cuando la proporción de grano mixto es superior a 5 %, puede suceder que la resistencia a SCC se vuelva baja. Dado que la proporción de grano mixto del tubo de aleación austenítica de la presente realización no es superior a 5 %, se puede lograr una excelente resistencia a SCC basándose en la premisa de que se cumplen otros requisitos.
Límite de elasticidad e YS de compresión/YS de tracción
En el tubo de aleación austenítica de la presente realización, cuando el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción se define como "YS de tracción", YS de tracción no es inferior a 758 MPa. Además, cuando el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión se define como "YS de compresión", YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10.
El tubo de aleación austenítica de la presente realización tiene un límite elástico de calidad no inferior a 110 ksi (7733,8 kg/cm2) (YS de tracción es de 758 a 861 MPa). Además, tiene un índice de anisotropía AN (YS de compresión/YS de tracción) de 0,85 a 1,10, al tiempo que tiene un límite elástico de calidad no inferior a 110 ksi (7733,8 kg/cm2). Por ese motivo, el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización que tiene un diámetro no menor que 170 mm es duradero para usos en diversos entornos en los que la distribución de la tensión aplicada es diferente.
Preferentemente, el límite inferior de YS de tracción es 760 MPa, más preferentemente 770 MPa y más preferentemente 780 MPa. El límite superior de YS de tracción es, aunque no está particularmente limitado, por ejemplo, 1000 MPa. El límite superior de YS de tracción puede ser, por ejemplo, 965 MPa.
Preferentemente, el límite inferior de YS de compresión/YS de tracción es 0,86, más preferentemente 0,87 y más preferentemente 0,88. El límite superior de YS de compresión/YS de tracción es preferentemente 1,08, más preferentemente 1,07 y más preferentemente 1,06.
YS de tracción se mide de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se divide en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. Las muestras de ensayo de tracción se toman a partir de las partes medias del espesor de pared de cada sección. La muestra de ensayo de tracción cumple con la especificación ASTM E8M-16a y tiene un diámetro de parte paralela de 6 mm y una longitud de parte paralela de 30 mm. La parte paralela de la muestra de ensayo de tracción es paralela a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica. El ensayo de tracción se lleva a cabo de acuerdo con ASTM E8M-16a a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera. El promedio de los cinco límites elásticos obtenidos se define como el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción (YS de tracción en unidades de MPa). Donde, el límite elástico hace referencia a una tensión de prueba de 0,2 %.
YS de compresión se mide de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se divide en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. Las muestras de ensayo de compresión se toman a partir de las partes medias del espesor de pared de cada sección. La muestra de ensayo de compresión tiene forma de columna y tiene un diámetro de 6,35 mm y una longitud de 12,7 mm. La dirección longitudinal de la muestra de ensayo de compresión es paralela a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica. Usando una máquina de ensayo de compresión tipo Instron, se realiza el ensayo de compresión según ASTM E9-09 a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera. El promedio de los cinco límites elásticos obtenidos se define como el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión (YS de compresión en unidades de MPa). Donde, el límite elástico hace referencia a una tensión de prueba de 0,2 %.
Utilizando YS de tracción e YS de compresión obtenidos, se determina el índice de anisotropía AN (= YS de compresión/YS de tracción).
Método de producción
Se describirá un ejemplo del método para producir el tubo de aleación austenítica de la presente realización. Nótese que el método para producir el tubo de aleación austenítica de la presente realización no se limita a este método de producción.
El método para producir el tubo de aleación austenítica de la presente realización incluye una etapa de producción de material de partida, una etapa de producción de carcasa hueca, una etapa intermedia de procesado en frío, una etapa de refinado de grano y una etapa final de procesado en frío. En el método de producción de la presente realización, se ajustan respectivamente la reducción de área Rd0 en la etapa de producción de material de partida, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca, la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío y la reducción de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío, y también se ajustan de modo que las reducciones de área Rd0 a Rd2 cumplan una relación particular. A continuación, se describirá con detalle cada etapa de producción del método de producción de la presente realización.
Etapa de producción de material de partida
En la etapa de producción de material de partida, se somete una pieza colada producida mediante un proceso continuo de colada a procesado en caliente para generar un material de partida. El material de partida que se va a producir en la etapa de producción de material de partida es, por ejemplo, un tocho redondo. A continuación, se describirá la etapa de producción de material de partida.
En la etapa de producción de material de partida, en primer lugar, se calienta una pieza colada preparada. El calentamiento de la pieza colada se realiza en un horno de recalentamiento u horno de retención. La temperatura de calentamiento es, por ejemplo, de 1100 a 1350 °C. El tiempo de retención a esta temperatura de calentamiento es, por ejemplo, de 2,0 a 5,0 horas. La pieza colada y calentada se somete a procesado en caliente para producir un material de partida. El procesado en caliente se puede realizar mediante el uso de un molino desbastador, forja en caliente mediante la utilización de un molino de forja.
El área de la sección (sección transversal) perpendicular a la dirección axial (dirección longitudinal) de la pieza colada antes del procesado en caliente de la etapa de producción de material de partida se define como Acc, y el área de la sección (sección transversal) perpendicular a la dirección axial (dirección longitudinal) del material de partida después del procesado en caliente de la etapa de producción de material de partida se define como Arm. En este caso, la reducción de área Rd0 (%) en el procesado en caliente de la etapa de producción de material de partida se define mediante la siguiente fórmula.
Reducción de área Rd0 = {1 - (Arm/Acc)} x 100
La reducción de área Rd0 en el procesado en caliente en la etapa de producción de material de partida es de 50,0 a 90,0 %. Cuando la reducción de área Rd0 es menor que 50,0 %, el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica después de la etapa final de procesado en frío puede llegar a ser menor que 2,0, incluso si se cumplen otras condiciones de producción, o la proporción de grano mixto puede llegar a ser mayor que 5 %, incluso si el número de tamaño de grano está dentro de un intervalo de 2,0 a 7,0. En consecuencia, la reducción de área Rd0 no es inferior a 50,0 %. Preferentemente, el límite inferior de la reducción de área Rd0 es 55,0 % y más preferentemente 60,0 %.
Téngase en cuenta que, si la reducción de área Rd0 es demasiado elevada, la reducción de área en el procesado en caliente de la etapa de producción de material de partida será demasiado elevada. Esto provocará que sea más probable que se produzcan defectos en la superficie de la carcasa hueca después del procesado en caliente. En tal caso, pueden quedar defectos en la superficie del tubo de aleación austenítica después de la última etapa de procesado en frío. Por consiguiente, el límite superior de la reducción de área Rd0 es de 90,0 %. Preferentemente, el límite superior de la reducción de área Rd0 es 88,0 % y más preferentemente 85,0 %.
Etapa de producción de carcasa hueca
En la etapa de producción de la carcasa hueca, el material de partida se somete a procesado en caliente para producir una carcasa hueca. Específicamente, se calienta el material de partida preparado. El calentamiento del material de partida se realiza, por ejemplo, mediante un horno de recalentamiento u horno de retención. La temperatura de calentamiento del material de partida es, por ejemplo, de 1100 a 1300 °C.
Para el procesado en caliente, se puede adoptar un proceso Mannesmann, o se puede adoptar extrusión en caliente tipificada mediante el proceso de Ugine-Sejournet. Cuando se adopta el proceso de Mannesmann, la carcasa hueca se produce sometiendo el material de partida a perforación y laminado mediante el uso de una máquina perforadora con una pluralidad de rodillos oblicuos y un tapón. La carcasa hueca producida por la máquina perforadora se puede además someter a trefilado y laminado mediante el uso de un molino de mandril, etc. Además, la carcasa hueca, después del trefilado y laminado, se puede someter a laminado con ajuste de diámetro mediante el uso de un calibrador, un reductor y similares.
El área de la sección transversal del material de partida antes del procesado en caliente de la etapa de producción de carcasa hueca se define como Arm, y el área de la sección (sección transversal) perpendicular a la dirección axial de la carcasa hueca después del procesado en caliente de la carcasa hueca se define como Ahs1. En este caso, la reducción de área Rd1 (%) en el procesado en caliente en la etapa de producción de carcasa hueca se define mediante la siguiente fórmula.
Reducción de área Rd1 = {1 - (Ash1/Arm)} x 100
La reducción de área Rd1 en el procesado en caliente en la etapa de producción de carcasa hueca es de 80,0 a 95,0 %. Cuando la reducción de área Rd1 es menor que 80,0 %, el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica después de la etapa final de procesado en frío puede llegar a ser menor que 2,0, incluso si se cumplen otras condiciones de producción, o la proporción de grano mixto puede llegar a ser mayor que 5 %, incluso si el número de tamaño de grano está dentro de un intervalo de 2,0 a 7,0. Además, YS de tracción puede llegar a ser inferior a 758 MPa incluso si se cumplen otras condiciones de producción. Por consiguiente, la reducción de área Rd1 no es inferior a 80,0 %. Preferentemente, el límite inferior de la reducción de área Rd1 es 82,0 % y más preferentemente 85,0 %.
Por otro lado, cuando la reducción de área Rd1 es demasiado elevada, la reducción de área en el procesado en caliente en la etapa de producción de la carcasa hueca será demasiado elevada. En tal caso, es probable que se produzcan defectos en la superficie de la carcasa hueca. Como resultado de eso, pueden quedar defectos en la superficie del tubo de aleación austenítica después de la última etapa de procesado en frío. En consecuencia, el límite superior de reducción de área Rd1 es de 95,0 %. Preferentemente, el límite superior de reducción de área Rd1 es 93,0 % y más preferentemente 90,0 %.
Etapa intermedia de procesado en frío
En la etapa intermedia de procesado en frío, la carcasa hueca producida se somete además a procesado en frío. Esto introduce tensión en la carcasa hueca y provoca la recristalización en la siguiente etapa de refinado de grano, provocando de este modo el refinando de los granos. El procesado en frío es trefilado en frío.
El área de la sección transversal de la carcasa hueca antes del procesado en frío de la etapa intermedia de procesado en frío se define como Ahs1, y el área de sección transversal de la carcasa hueca después del procesado en frío de la etapa intermedia de procesado en frío se define como Ahs2. En este caso, la reducción de área Rd2 (%) en el procesado en frío en la etapa intermedia de procesado en frío se define mediante la siguiente fórmula.
Reducción de área Rd2 = {1 - (Ash2/Ash1)} x 100
La reducción de área Rd2 en el procesado en frío de la etapa intermedia de procesado en frío es de 10,0 a 30,0 %. Cuando la reducción de área Rd2 es inferior a 10,0 %, el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica después de la etapa final de procesado en frío puede llegar a ser inferior a 2,0, e YS de tracción puede llegar a ser inferior a 758 MPa, incluso si se cumplen otras condiciones de producción. En consecuencia, la reducción de área Rd2 no es inferior a 10,0 %. Preferentemente, el límite inferior de la reducción de área Rd2 es 11,0 % y más preferentemente 13,0 %.
Por otro lado, cuando la reducción de área Rd2 es demasiado elevada, se aplicará una carga excesiva a los troqueles para el trefilado en frío. En este caso, se producirán estrías en los troqueles y se generarán defectos en la superficie de la carcasa hueca después de la etapa intermedia de procesado en frío. Como resultado de eso, los defectos permanecerán en la superficie del tubo de aleación austenítica después de la última etapa de procesado en frío. En consecuencia, el límite superior de la reducción de área Rd2 es de 30,0 %. Preferentemente, el límite superior de la reducción de área Rd2 es 29,0 %, más preferentemente 28,0 % y más preferentemente 26,0 %.
Etapa de refinado de grano
La carcasa hueca después del procesado en frío intermedio se somete a un tratamiento de refinado de grano. Específicamente, se calienta la carcasa hueca después del procesado en frío intermedio. La temperatura de calentamiento es de 1000 a 1250 °C. Cuando la temperatura de calentamiento es inferior a 1000 °C, la resistencia a SCC de la carcasa hueca se puede ver deteriorada. Por otro lado, cuando la temperatura de calentamiento es superior a 1250 °C, los granos recristalizados se vuelven más gruesos y el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica después del procesado en frío final será inferior a 2,0. En consecuencia, la temperatura de calentamiento en el tratamiento de refinado de grano es de 1000 a 1250 °C. Preferentemente, el límite inferior de la temperatura de calentamiento en el tratamiento de refinado de grano es 1050 °C. Preferentemente, el límite superior de la temperatura de calentamiento en el tratamiento de refinado de grano es 1200 °C, y más preferentemente 1150 °C. El tiempo de retención a la temperatura de calentamiento descrita anteriormente es de 1 a 30 minutos. Cuando el tiempo de retención es demasiado breve, la recristalización no se ve suficientemente favorecida. Por otro lado, cuando el tiempo de retención es demasiado prolongado, los granos recristalizados se vuelven más gruesos y el número de tamaño de grano del tubo de aleación austenítica después de la etapa final de procesado en frío es menor que 2,0. Además, YS de tracción puede llegar a ser inferior a 758 MPa. En consecuencia, el tiempo de retención a la temperatura de calentamiento descrita anteriormente es de 1 a 30 minutos.
Una vez transcurrido el tiempo de retención descrito anteriormente la carcasa hueca se enfría rápidamente hasta temperatura normal (25 °C). La tasa de enfriamiento es, por ejemplo, no inferior a 1 °C/s. El método de enfriamiento es, aunque no de forma particularmente limitada, por ejemplo, enfriamiento por agua. El método de enfriamiento por agua incluye un método en el que la carcasa hueca se sumerge en un tanque de agua para el enfriamiento, un método en el que la carcasa hueca se enfría mediante enfriamiento por ducha, y similares. El enfriamiento rápido de la carcasa hueca se puede llevar a cabo por cualquier otro método.
Etapa final de procesado en frío
La carcasa hueca, después del tratamiento de refinado de grano, se somete además a procesado en frío para producir un tubo de aleación austenítica que tiene un diámetro no inferior a 170 mm. Esta etapa final de procesado en frío está destinada a ajustar el diámetro externo y el límite elástico del tubo de aleación austenítica.
Cuando el área de la sección transversal de la carcasa hueca antes del procesado en frío de la etapa final de procesado en frío se define como Ahs2, y el área de la sección (sección transversal) perpendicular a la dirección axial del tubo de aleación austenítica después del procesado en frío de la etapa final de procesado en frío se define como Ahs3, la reducción de área Rd3 (%) en el procesado en frío de la etapa final de procesado en frío se define mediante la siguiente fórmula.
Reducción de área Rd3 = {1 - (Ash3/Ash2)} x 100
La reducción de área Rd3 en el procesado en frío de la etapa final de procesado en frío es de 20,0 a 35,0 %. Cuando la reducción de área Rd3 es inferior a 20,0 %, el límite elástico (MPa) obtenido mediante el ensayo de tracción del tubo de aleación austenítica después del procesado en frío final puede llegar a ser inferior a 758 MPa, incluso si se cumplen otras condiciones de producción. Por otro lado, si la reducción de área Rd3 es superior a 35,0 %, se aplica una carga excesiva a los troqueles de trefilado en frío. En este caso, se producen estrías en los troqueles y se generan defectos en la superficie de la carcasa hueca después de la última etapa de procesado en frío. Además, el grano se extiende en la dirección axial, aumentando de este modo la anisotropía. En este caso, el índice de anisotropía AN (= YS de compresión/YS de tracción) puede llegar a ser inferior a 0,85. Por consiguiente, la reducción de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío es de 20,0 a 35,0 %. Preferentemente, el límite inferior de reducción de área Rd3 es 22,0 % y más preferentemente 24,0 %. Preferentemente, el límite superior de reducción de área Rd3 es 33,0 %, más preferentemente 31,0 % y más preferentemente 29,0 %.
Fórmula 1
Además, en la etapa de producción descrita anteriormente, la reducción de área Rd0 en la etapa de producción del material de partida, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca y la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío se ajustan para cumplir la Fórmula (1).
5xRd0 lOxRdl 20xRd2 > 1300 (1)
Donde, "Rd0" en la Fórmula (1) se sustituye por la reducción de área Rd0 (%) en la etapa de producción de material de partida. "Rd1" se sustituye por la reducción de área Rd1 (%) en la etapa de producción de carcasa hueca. "Rd2" se sustituye por la reducción de área Rd2 (%) en la etapa intermedia de procesado en frío.
En el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización, para refinar el tamaño de grano de austenita y evitar la aparición de grano mixto, no solo se cumplen las condiciones en cada una de las etapas de producción descritas anteriormente, sino también se ajustan las reducciones de área Rd0, Rd1 y Rd2 para cumplir la Fórmula (1) en las tres etapas de producción (la etapa de producción de material de partida, la etapa de producción de carcasa hueca y la etapa intermedia de procesado en frío) antes de la etapa de refinado de grano. Como resultado de esto, en un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene la composición química descrita anteriormente, el número de tamaño de grano estará dentro de un intervalo de 2,0 a 7,0, y la proporción de grano mixto no será superior a 5 %.
La definición se hace de manera que F1 = 5xRd0 10xRd1 20xRd2. Incluso si la reducción de área Rd0 es de 50,0 a 90,0 %, y la reducción de área Rd1 es de 80,0 a 95,0 %, y la reducción de área Rd2 es de 10,0 a 30,0 %, si F1 es menor que 1300, los granos no se refinan lo suficiente en la etapa de refinado de grano. Como resultado de eso, el número de tamaño de grano de cristal de austenita será inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto será superior a 5 %. Ajustando de manera que la reducción de área Rd0 sea de 50,0 a 90,0 %, y la reducción de área Rd1 sea de 80,0 a 95,0 %, y la reducción de área Rd2 sea de 10,0 a 30,0 %, y además de tal manera que F1 no sea menor que 1300, es posible hacer que el número de tamaño de grano de cristal de austenita no sea inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto no sea superior a 5 % en la microestructura de tubo de aleación austenítica de gran diámetro descrita con anterioridad. Preferentemente, el límite inferior de F1 es 1350, y más preferentemente 1370. Nótese que el valor numérico de F1 se obtiene redondeando el primer decimal de un valor obtenido mediante cálculo.
Mediante las etapas de producción descritas hasta ahora, es posible producir un tubo de aleación austenítica de gran diámetro que tiene un diámetro externo no inferior a 170 mm. A pesar de que el tubo de aleación austenítica de gran diámetro producido es un tubo de gran diámetro que tiene un diámetro no inferior a 170 mm, el número de tamaño de grano de cristal de austenita es de 2,0 a 7,0, y la proporción de grano mixto no es mayor que 5 %. Además, YS de tracción no es inferior a 758 MPa, e YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10. Por ese motivo, incluso si el tubo de aleación austenítica tiene una elevada capacidad de detección ultrasónica de defectos y una elevada resistencia de calidad no inferior a 110 ksi (7733,8 kg/cm2) (de 758 MPa a 861 MPa), se puede suprimir la anisotropía. Además, dado que su microestructura se encuentra sustancialmente en un estado de grano regulado, exhibe una excelente resistencia a SCC. Además, a pesar de que el número de tamaño de grano es de 2,0 a 7,0, no es probable que se produzcan defectos en la superficie.
Nótese que, el método de producción descrito anteriormente es simplemente un ejemplo, el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización se puede producir mediante cualquier otro método de producción. En otras palabras, el método de producción no está particularmente limitado siempre que se pueda producir el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización, que tiene la composición química descrita anteriormente, y en el que el número de tamaño de grano de cristal de austenita es de 2,0 a 7,0, la proporción de grano mixto no es mayor que 5 %, YS de tracción no es inferior a 758 MPa, YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10, y el diámetro externo no es inferior a 170 mm. El método de producción descrito anteriormente es un ejemplo preferido para producir el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización.
Ejemplos
A continuación, se describen más específicamente los efectos del tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización por medio de los ejemplos. Una condición en un ejemplo es una condición a modo de ejemplo que se adopta para confirmar la viabilidad y los efectos del tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización. Por tanto, el tubo de aleación austenítica de gran diámetro de la presente realización no se limita a esta condición a modo de ejemplo.
Método de producción
Se produjeron desbastes o lingotes que tenían las composiciones químicas de la Tabla 1.
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Mediante el uso de desbastes o lingotes, se produjeron tubos de aleación austenítica con tamaños de diámetro externo (mm) mostrados en la Tabla 2, llevando a cabo cada una de las etapas de producción de material de partida, una etapa de producción de carcasa hueca, una etapa intermedia de procesado en frío, una etapa de refinado de grano y una etapa final de procesado en frío, por este orden.
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El símbolo "CC" en la columna "Material de partida" de la columna "Etapa de producción de material de partida" de la Tabla 2 significa que el material de partida era un desbaste producido mediante un proceso continuo de colada. El símbolo "It" significa que el material de partida era un lingote. En la etapa de producción de material de partida, la temperatura de calentamiento fue de 1270 °C para los desbastes de todos los números de ensayo, y la temperatura de calentamiento también fue de 1270 °C para los lingotes de todos los números de ensayo, y el tiempo de retención fue de 2,0 a 5,0 horas. Los desbastes y lingotes de los Ensayos Nos. 1 a 12 y 15 a 27 después del calentamiento se sometieron a desbaste para producir tochos redondos. Las reducciones de área Rd0 (%) por desbaste en cada número de ensayo fueron las que se muestran en la Tabla 2. Téngase en cuenta que los tochos redondos de los Ensayos Nos.
11 y 12 se sometieron a procesado de corte para formar un orificio pasante en el eje central de cada tocho redondo.
En la etapa de producción de carcasa hueca, el material de partida (tocho redondo) producido en la etapa de producción de material de partida se sometió a procesado en caliente mediante el método de producción que se muestra en la Tabla 2. Téngase en cuenta que la temperatura de calentamiento del material de partida fue de 1100 a 1300 °C en cualquier número de ensayo. El símbolo "MM" en la columna "Tipo" de la columna "Etapa de producción de carcasa hueca" de la Tabla 2 significa que se llevó a cabo el procesado en caliente mediante el proceso Mannesmann en el material de partida de número de ensayo correspondiente. En el proceso Mannesmann del presente ejemplo, se produjo una carcasa hueca realizando una perforación y laminado con una máquina perforadora. Por otro lado, el símbolo "US" significa que se llevó a cabo la extrusión en caliente mediante el proceso Ugine-Sejournet en el material de partida de número de ensayo correspondiente. Las reducciones de área Rd1 en el procesado en caliente de la etapa de producción de carcasa hueca fueron las que se muestran en la Tabla 2.
En la etapa intermedia de procesado en frío, la carcasa hueca producida por la etapa de producción de la carcasa hueca se sometió a procesado en frío (trefilado en frío). Las reducciones de área Rd2 de la etapa intermedia de procesado en frío de cada número de ensayo fueron las que se muestran en la Tabla 2.
En la etapa de refinado de grano, las carcasas huecas de cada número de ensayo se calentaron a una temperatura de calentamiento (°C) que se muestra en la Tabla 2 durante 20 minutos y, a continuación, se enfriaron con agua.
En la etapa final de procesado en frío, cada carcasa hueca, después de la etapa de refinado de grano, se sometió a procesado en frío (trefilado en frío) para producir un tubo de aleación austenítica. Las reducciones de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío de cada número de ensayo fueron las que se muestran en la Tabla 2.
A través de las etapas de producción descritas hasta ahora, se produjeron tubos de aleación austenítica de Ensayos Nos. 1 a 27. Se tomó una muestra en cualquier posición de cada uno de los tubos de aleación austenítica y se sometió a análisis de componentes bien conocido. Específicamente, se determinaron C y S en la composición química en base a un método de absorción infrarroja-combustión (JIS G1121, JIS G1215), se determinó N en base a un método de conductividad térmica-fusión de gas inerte (TCD), y se determinaron otros elementos en base a espectroscopía de masas ICP (JIS G1256). Como resultado de eso, la composición química del tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo fue la que se muestra en la Tabla 1.
Ensayo de evaluación
Ensayo de medición de número de tamaño de grano
En el tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo, la región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. A continuación, en cada sección, se seleccionan las posiciones de toma de muestra con una inclinación de 90 grados en la dirección circunferencial del tubo. Se tomó una muestra de una parte media del espesor de pared de cada una de las posiciones de toma de muestra seleccionadas (cuatro ubicaciones). La superficie de observación de la muestra fue una sección perpendicular a la dirección axial del tubo de aleación austenítica, y el área de la superficie de observación fue de 40 mm2.
De la manera descrita anteriormente, se tomaron cuatro muestras en cada sección y veinte muestras en todas las secciones. La superficie de observación de cada muestra tomada se sometió a ataque químico con disolución de Kalling para revelar las fronteras de grano en la superficie. Se observó la superficie de observación sometida a ataque químico para determinar el número de tamaño de grano conforme a ASTM E112. Se definió el valor promedio de los números de tamaño de grano determinados a partir de veinte muestras como el número de tamaño de grano conforme a ASTM E112 en el tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo.
Ensayo de medición de proporción de grano mixto
Se determinó la proporción de grano mixto del tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. A continuación, en cada sección, se seleccionaron posiciones de toma de muestra con una inclinación de 90 grados en la dirección circunferencial del tubo. Se tomó una muestra de una parte media del espesor de pared de cada una de las posiciones de toma de muestra seleccionadas (cuatro ubicaciones). La superficie de observación de la muestra fue una sección perpendicular a la dirección axial del tubo de aleación austenítica, y el área de la superficie de observación fue de 40 mm2.
De la manera descrita anteriormente, se tomaron cuatro muestras en cada sección y veinte muestras en todas las secciones. La superficie de observación de cada muestra tomada se sometió a ataque químico con disolución de Kalling para revelar las fronteras de grano en la superficie. Se observó la superficie de observación sometida a ataque químico para determinar el número de tamaño de grano. En esta ocasión, en la superficie de observación de cada muestra, se identificó como “grano heterogéneo” al grano con número de tamaño de grano que difería en 3 puntos o más con respecto al grano con número de tamaño de grano con frecuencia máxima. Cuando la fracción de área de grano heterogéneo no fue inferior a 20 % en la superficie de observación, se reconoció que existía un estado de "grano mixto" en esa muestra.
Entre las veinte muestras descritas anteriormente, se definió la muestra en la que existía un estado de grano mixto como "muestra de grano mixto". A continuación, como se muestra en la siguiente fórmula, la proporción entre el número total de muestras de grano mixto y el número total (20) de muestras se definió como la proporción de grano mixto (%).
Proporción de grano mixto (%) = Número total de muestras de grano mixto/Número total de muestras x 100
Ensayo de tracción
Se midió YS de tracción del tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. Se tomó una muestra de ensayo de tracción a partir de la parte media del espesor de pared de cada sección. En otras palabras, se tomaron cinco muestras de ensayo de tracción de un tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo. La muestra de ensayo de tracción tenía los tamaños especificados en ASTM E8M-16a, y específicamente tenía un diámetro de parte paralela de 6 mm y una longitud de parte paralela de 30 mm. La parte paralela de la muestra de ensayo de tracción era paralela a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica. Mediante el uso de cinco muestras de ensayo de tracción recogidas, se llevó a cabo el ensayo de tracción conforme a ASTM E8M-16a a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera. Se definió el promedio de los cinco límites elásticos obtenidos (tensión de prueba de 0,2 %) como el límite elástico obtenido mediante ensayo de tracción (YS de tracción en unidades de MPa).
Ensayo de compresión
Se midió YS de compresión del tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo de la siguiente manera. La región 100 de cuerpo principal mostrada en la Figura 2 se dividió en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. Se tomó una muestra de ensayo de compresión a partir de la parte media del espesor de pared de cada sección. En otras palabras, se tomaron cinco muestras de ensayo de compresión de un tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo. La muestra de ensayo de compresión tenía forma de columna y tenía un diámetro de 6,35 mm y una longitud de 12,7 mm. La dirección longitudinal de la muestra de ensayo de compresión fue paralela a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica. Las cinco muestras de ensayo de compresión recogidas se sometieron a ensayo de compresión conforme a ASTM E9-09 a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera mediante el uso de una máquina de ensayo de compresión tipo Instron. Se definió el promedio de los cinco límites elásticos obtenidos (tensión de prueba de 0,2 %) como el límite elástico obtenido mediante ensayo de compresión (YS de compresión en unidades de MPa).
Mediante el uso de YS de tracción e YS de compresión, que se obtuvieron mediante ensayo de tracción y ensayo de compresión descritos hasta ahora, se determinó el índice de anisotropía AN = YS de compresión/YS de tracción.
Ensayo de medición de capacidad de detección ultrasónica de defectos
Se dividió la región 100 de cuerpo principal del tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo en cinco partes iguales en la dirección axial del tubo de aleación. De cada sección, se tomó una muestra anular que tenía una longitud axial de 100 mm de tubo de aleación. Como se muestra en la Figura 3, se realizó un defecto (agujero) artificial 200 que se extendía en la dirección del espesor de pared en una parte media axial de la superficie interna de cada muestra. El defecto artificial 200 tenía un diámetro de 3 mm.
Se utilizó un detector ultrasónico de defectos para emitir una onda ultrasónica hacia (para incidir sobre) el defecto artificial desde la superficie externa de la muestra, y la onda ultrasónica reflejada en el defecto artificial se recogió y observó como un eco. La intensidad de la onda ultrasónica incidente fue la misma para cada número de ensayo.
El promedio de intensidades de señal (un total de cinco) del eco de defecto artificial, que se obtuvieron a partir de las muestras tomadas en cada sección, se definió como la intensidad de señal de ese tubo de aleación austenítica.
La intensidad de señal del tubo de aleación austenítica del Ensayo N°. 1 (el tamaño de grano fue 5,7) de la Tabla 1 se definió como 100. A continuación, se definió como proporción de intensidad de señal (%) la proporción entre la intensidad de señal obtenida en el tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo y la intensidad de señal del Ensayo N°. 1. Cuando la proporción de intensidad de señal fue superior a 50,0 %, se consideró que la muestra de ensayo era excelente en cuanto a capacidad de detección ultrasónica de defectos.
Ensayo de evaluación de resistencia a SCC (ensayo SSRT)
Se tomaron dos muestras de ensayo de tracción a partir de la parte media del espesor de pared de la región 100 de cuerpo principal de un tubo de aleación austenítica de cada número de ensayo. La muestra de ensayo de tracción se conformó para dar lugar a la muestra de ensayo especificada en NACE TM0198 (2016), en la que el diámetro de la parte paralela fue de 3,81 mm y la longitud de la parte paralela fue de 25,4 mm. La parte paralela de la muestra de ensayo de tracción era paralela a la dirección axial (dirección longitudinal) del tubo de aleación austenítica.
Mediante el uso de un dispositivo de ensayo de velocidad de deformación lenta (SSRT), se sometieron las muestras de ensayo de tracción a un ensayo de tracción a una tasa de deformación de 4x10'6/s en atmósfera de gas H2S a 200 °C (400 °F) y 100 psi (0,69 MPa) mientras se sumergía la muestra de ensayo en una disolución de NaCl al 25 % para determinar la reducción de área de ruptura (%). Se define el promedio de las reducciones de área de ruptura de (dos) muestras de ensayo de tracción recogidas en cada número de ensayo como la reducción de área de ruptura (%) del número de ensayo. Además, se confirmó visualmente si se había producido fisuración (fisura secundaria) en las partes reducidas de las dos muestras de ensayo. Cuando no hubo fisuración en ninguna de las partes reducidas de las dos muestras de ensayo, se reconoció que no había fisura secundaria alguna. Cuando hubo fisuración en al menos una de las dos muestras de ensayo, se reconoció que había fisura secundaria. Cuando la reducción de área de ruptura no fue inferior a 60,0 % y no se apreció fisura secundaria alguna en el ensayo de SSRT, se consideró que la muestra de ensayo tenía una excelente resistencia a SCC.
Resultados de ensayo
Los resultados de ensayo se muestran en la Tabla 3.
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Con referencia a la Tabla 3, en los tubos de aleación austenítica de los Ensayos Nos. 1 a 10 y 23 a 27, la composición química era adecuada y también las condiciones de producción. Por ese motivo, aunque el diámetro externo no era inferior a 170 mm, el número de tamaño de grano fue de 2,0 a 7,0 y la proporción de grano mixto no fue superior a 5 %. Por ese motivo, la proporción de intensidad de señal no fue inferior a 50,0 %, mostrando una excelente capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, en el ensayo SSRT, el valor de reducción de área de ruptura no fue inferior a 60,0 % y no se produjo ninguna fisura secundaria, exhibiendo así una excelente resistencia a SCC. Además, YS de tracción no fue inferior a 758 MPa. Además, el índice de anisotropía AN (YS de compresión/YS de tracción) fue de 0,85 a 1,10 y, por tanto, se suprimió la anisotropía de resistencia. Además, no se observó ningún defecto en la superficie.
Por otro lado, en el Ensayo N°. 11, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca fue demasiado baja, y la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío fue demasiado elevada. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue superior a 7,0 y se observó un defecto en la superficie. Dado que la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío fue demasiado elevada, es posible que se produjeran estrías en los troqueles y, como resultado de ello, un defecto en la superficie.
En el Ensayo N°. 12, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca fue demasiado baja. Por ese motivo, aunque el número de tamaño de grano estaba dentro del intervalo de 2,0 a 7,0, la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Como resultado de eso, en el ensayo SSRT, la reducción de área de ruptura fue inferior a 60.0 % y se confirmó una fisura secundaria, que exhibía poca resistencia a SCC.
En los Ensayos Nos. 13 y 14, la etapa de producción de material de partida no se llevó a cabo y la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío fue baja. Como resultado de eso, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Por ese motivo, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía. Además, la proporción de intensidad de la señal fue inferior a 50,0 %, mostrando una baja capacidad detección ultrasónica de defectos. Además, la reducción de área de ruptura fue inferior a 60.0 % en el ensayo SSRT, o se produjo una fisura secundaria, que exhibía una escasa resistencia a SCC.
En el Ensayo N°. 15, la reducción de área Rd0 en la etapa de producción del material de partida fue baja. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Por ese motivo, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía. Además, la intensidad de señal fue inferior a 50,0 %, por lo que mostró una baja capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, la reducción de área de ruptura en el ensayo SSRT fue inferior a 60,0 % y se produjo una fisura secundaria, exhibiendo así una pobre resistencia a SCC.
En el Ensayo N°. 16, la reducción de área Rd1 en la etapa de producción de carcasa hueca fue baja. Como resultado de eso, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Por ese motivo, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía. Además, la intensidad de la señal fue inferior a 50,0 %, por lo que mostró una baja capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, la reducción de área de ruptura en el ensayo SSRT fue inferior a 60,0 %, por lo que mostró una escasa resistencia a SCC. Además, YS de tracción fue inferior a 758 MPa.
En el Ensayo N°. 17, la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío fue elevada. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue superior a 7,0 y se produjo un defecto en la superficie.
En el Ensayo N°. 18, la reducción de área Rd2 en la etapa intermedia de procesado en frío fue baja. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Por ese motivo, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía de resistencia. Además, la intensidad de la señal fue inferior a 50,0 %, por lo que mostró una baja capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, la reducción de área de ruptura en el ensayo SSRT fue inferior a 60,0 %, por lo que mostró una escasa resistencia a SCC. Además, YS de tracción fue inferior a 758 MPa.
En el Ensayo N°. 19, la temperatura de calentamiento en la etapa de refinado del grano fue demasiado elevada. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 e YS de tracción fue inferior a 758 MPa. Por ese motivo, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía. Además, la intensidad de la señal fue inferior a 50,0 %, por lo que mostró una baja capacidad de detección ultrasónica de defectos.
En el Ensayo N°. 20, la reducción de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío fue demasiado elevada. Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue superior a 7,0. Como resultado de eso, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía. Esto se debió posiblemente a que el grano se extendió demasiado en la dirección axial. Además, se produjo un defecto en la superficie en el Ensayo N°. 20.
En el Ensayo N°. 21, la reducción de área Rd3 en la etapa final de procesado en frío fue demasiado baja. Por ese motivo, YS de tracción fue menor que 758 MPa.
En el Ensayo N°. 22, F1 no cumplió la Fórmula (1). Por ese motivo, el número de tamaño de grano fue inferior a 2,0 y la proporción de grano mixto fue superior a 5 %. Como resultado de eso, YS de compresión/YS de tracción fue menor que 0,85, exhibiendo así una fuerte anisotropía de resistencia. Además, la proporción de intensidad de la señal fue inferior a 50,0 %, mostrando así una baja capacidad de detección ultrasónica de defectos. Además, la reducción de área de ruptura en el ensayo SSRT fue inferior a 60,0 %, por lo que mostró una escasa resistencia a SCC. Además, YS de tracción fue inferior a 758 MPa.
Hasta ahora se han descrito realizaciones de la presente invención. Sin embargo, las realizaciones descritas anteriormente son simplemente ejemplos para llevar a cabo la presente invención. Por lo tanto, la presente invención se puede llevar a cabo, sin limitarse a las realizaciones descritas anteriormente, modificando apropiadamente las realizaciones descritas anteriores dentro de un intervalo que no se aparte de las reivindicaciones adjuntas.
Listado de signos de referencia
11 Primer extremo de tubo
12 Segundo extremo de tubo
100 Región de cuerpo principal
110 Primera región de extremo de tubo
120 Segunda región de extremo del tubo

Claims (4)

  1. REIVINDICACIONES
    1 Un tubo de aleación austenítica, que comprende
    una composición química consistente en: % en masa,
    C: de 0,004 a 0,030 %,
    Si: 1,00 % o menos,
    Mn: de 0,30 a 2,00 %,
    P: 0,030 o menos,
    S: 0,0020 % o menos,
    Al: de 0,001 a 0,100 %,
    Cu: de 0,50 a 1,50 %,
    Ni: de 25,00 a 55,00 %,
    Cr: de 20,00 a 30,00 %,
    Mo: de 2,00 a 10,00 %,
    N: de 0,005 a 0,100 %,
    Ti: de 0 a 0,800 %,
    W: de 0 a 0,30 %,
    Nb: de 0 a 0,050 %,
    Ca: de 0 a 0,0100 %,
    Mg: de 0 a 0,0100 % y
    Nd: de 0 a 0,050 %,
    siendo el resto Fe e impurezas, donde
    el valor promedio de número de tamaño de grano de cristal de austenita conforme a ASTM E112 es de 2,0 a 7,0 y la proporción de grano mixto medida de acuerdo con el capítulo "Método de medición de proporción de grano mixto" de la descripción no es superior a 5 %, en el que
    cuando el límite elástico obtenido por medio de ensayo de compresión conforme a ASTM E9-09 se define como YS de compresión (MPa) y el límite elástico obtenido por medio de ensayo de tracción conforme a ASTM E8M-16a se define como YS de tracción (MPa), YS de tracción es no menor que 758 MPa e YS de compresión/YS de tracción es de 0,85 a 1,10, y en el que
    el tubo de aleación austenítica tiene un diámetro externo no inferior a 170 mm.
  2. 2. - El tubo de aleación austenítica según la reivindicación 1, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en
    Ti: de 0,005 a 0,800 %,
    W: de 0,02 a 0,30 % y
    Nb: de 0,001 a 0,050 %.
  3. 3. - El tubo de aleación austenítica de acuerdo con la reivindicación 1 o 2, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elementos seleccionados entre el grupo que consiste en:
    Ca: de 0,0003 a 0,0100 %,
    Mg: de 0,0005 a 0,0100 % y
    Nd: de 0,010 a 0,050 %.
  4. 4. - Un método para producir un tubo de aleación austenítica, que comprende:
    una etapa de producción de material de partida, en la que una pieza colada que se ha sido producido mediante un proceso continuo de colada y tiene la composición química de acuerdo con la reivindicación 1 se calienta a una temperatura de 1100 a 1350 °C, y posteriormente se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd0 que está dentro del intervalo de 50,0 a 90,0 % y cumple la Fórmula (1) para producir un material de partida; una etapa de producción de carcasa hueca, en la que el material de partida se calienta a una temperatura de 1100 a 1300 °C, y a continuación se somete a procesado en caliente con una reducción de área Rd1 que está dentro del intervalo de 80,0 a 95,0 % y cumple la Fórmula (1), para producir una carcasa hueca;
    una etapa intermedia de procesado en frío, en la que la carcasa hueca se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd2 que está dentro del intervalo de 10,0 a 30,0 % y cumple la fórmula (1);
    una etapa de refinado de grano, en la que la carcasa hueca después de la etapa intermedia de procesado en frío se mantiene entre 1000 y 1250 °C durante 1 a 30 minutos y posteriormente se enfría rápidamente a una tasa de enfriamiento no inferior a 1 °C/s; y
    una última etapa de procesado en frío, en la que la carcasa hueca después de la etapa de refinado de grano se somete a trefilado en frío con una reducción de área Rd3 de 20,0 a 35,0 % para producir el tubo de aleación austenítica con diámetro externo no inferior a 170 mm.
    5xRd0 lOxRdl 20xRd2 > 1300 (1)
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