ES2922300T3

ES2922300T3 - Aceros de alta resistencia y alta tenacidad

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Publication number: ES2922300T3
Application number: ES18158401T
Authority: ES
Original assignee: Vallourec Deutschland GmbH
Current assignee: Vallourec Deutschland GmbH
Priority date: 2018-02-23
Filing date: 2018-02-23
Publication date: 2022-09-13
Anticipated expiration: 2038-02-23
Also published as: JP2021514424A; UA127438C2; BR112020014656A2; MX2020008783A; BR112020014656B1; US20210032715A1; CA3088648A1; RU2020125855A; CN112041468A; KR20200130327A; WO2019162463A1; EP3530761A1; SG11202006698WA; US11761051B2; JP7370992B2; EP3530761B1

Abstract

La presente invención se ocupa de los aceros aleados que tienen una resistencia de rendimiento de al menos 862 MPa (125 ksi) y exhiben una dureza y un comportamiento de dureza sobresaliente, especialmente en condiciones estrictas que pueden someterse a ciclos de liquidación de heladas y thaws, a saber, a temperaturas subzero. La invención también se relaciona con una tubería perfecta que comprende dicho acero y un método de producción de dicha tubería de la misma. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN

Aceros de alta resistencia y alta tenacidad

La presente invención trata de aceros aleados que tienen un límite elástico de al menos 862 MPa (125 ksi) y que presentan un excelente comportamiento de dureza y tenacidad, especialmente en condiciones estrictas que pueden estar sujetas a ciclos de levantamiento por congelación y asentamiento por descongelamiento, es decir, a temperaturas bajo cero.

En particular, el acero de la presente invención se puede usar en accesorios para pozos de petróleo y gas, aplicaciones en tierra o en mar abierto y aplicaciones mecánicas como cilindro hidráulico, especialmente donde se presentan condiciones medioambientales duras y temperaturas de servicio de hasta -60 °C.

Por lo tanto, el acero de la presente invención es particularmente adecuado para aplicaciones árticas bajo cero.

La invención también se refiere a una tubería sin costura que comprende dicho acero y un método de producción de dicha tubería de la misma.

El desarrollo de los yacimientos de petróleo y gas en las regiones árticas había fomentado la búsqueda de accesorios elaborados de aceros que tuvieran propiedades mecánicas buenas y estables y un comportamiento de tenacidad satisfactorio a bajas temperaturas, especialmente donde pueden tener lugar altas tensiones impuestas a temperaturas de servicio bajo cero de hasta -60 °C o incluso hasta -80 °C.

En tales aplicaciones, se han hecho varios intentos para desarrollar aceros que presenten buenas propiedades mecánicas, tales como alto límite elástico (L^e) y resistencia máxima a la tracción (RM^t), y buena tenacidad al impacto hasta temperaturas tan bajas como -60 °C con el fin de fabricar diversos productos, tales como tuberías sin costura, que se puedan usar convenientemente en el sitio de perforación.

La norma API 5CT proporciona una especificación detallada para tuberías de acero con un espesor de pared de hasta 38,1 mm (1,5"). En cuanto a los espesores de pared más espesos (p. ej., hasta 76,2 mm (3")), no existen requisitos estándar.

Sin embargo, las estrictas condiciones mencionadas anteriormente requieren la fabricación de aceros de calidad superior a aquellos usados convencionalmente, con mayor límite elástico y resistencia máxima a la tracción, que también presenten excelentes propiedades de ductilidad o tenacidad a temperaturas bajo cero, tales como temperaturas tan bajas como -60 °C o -80 °C, y sean adecuados para espesores de pared considerables.

Aunque, en la producción de placas o tuberías soldadas, las propiedades dirigidas a las calidades de acero de hasta 690 MPa, o incluso calidades superiores, se podrían lograr mediante una combinación de laminación termomecánica con una composición química ligeramente modificada y tratamiento térmico, las propiedades requeridas para las tuberías sin costura se deben lograr usando un proceso de laminación controlado, seguido de un tratamiento de temple general instantáneo y revenido en combinación con un análisis químico bien ajustado.

El tratamiento de temple general instantáneo permite la formación de una fase martensítica en la microestructura de las tuberías sin costura con el fin de mejorar sus resistencias.

El aumento requerido en la resistencia, al tiempo que se mantiene la ductilidad adecuada, de las tuberías sin costura procesadas en caliente para las aplicaciones descritas anteriormente también requiere el desarrollo de nuevos conceptos de aleación. En particular, resulta difícil lograr una alta ductilidad o tenacidad adecuada a bajas temperaturas de servicio con conceptos de aleación convencionales o procesos convencionales, especialmente en el caso de los aceros que tienen un límite elástico por encima de 690 MPa.

Los métodos típicamente conocidos para aumentar las resistencias consisten en el aumento del contenido de carbono o el equivalente de carbono mediante el uso de conceptos de aleación convencionales y/o el uso de conceptos de microaleación, basándose en el proceso de endurecimiento por precipitación.

Los elementos de microaleación, tales como el titanio, el niobio y el vanadio, en términos generales, también se emplean para aumentar la resistencia. El titanio ya se precipita parcialmente a altas temperaturas en la fase líquida como nitruro de titanio muy grueso. El niobio forma precipitados de niobio (C, N) a temperaturas más bajas. Con una disminución de la temperatura adicional, el vanadio se acumula con el carbono y el nitrógeno en forma de nitruros de carbono y, en el caso de las partículas de VC, este conduce a la fragilización del material.

No obstante, los precipitados excesivamente gruesos de estos elementos de microaleación dificultan con frecuencia la ductilidad. Por consiguiente, la concentración de estos elementos de aleación es generalmente limitada. Además, se debe tener en cuenta la concentración de carbono y nitrógeno requerida para la formación de los precipitados, lo que hace que toda la definición de composición química sea compleja.

Por lo tanto, aquellos conceptos bien conocidos podrían conducir al deterioro de la ductilidad o la tenacidad de los aceros.

Con el fin de superar estos inconvenientes mencionados anteriormente, se han investigado debidamente nuevos conceptos de aleación basándose en la adición de elementos adecuados para aumentar las resistencias mediante el endurecimiento por solución en combinación con técnicas de microaleación.

Sin embargo, las tuberías sin costura obtenidas con dichos aceros no presentan propiedades mecánicas estables y un comportamiento de ductilidad o tenacidad satisfactorio a muy bajas temperaturas de servicio, especialmente a temperaturas bajo cero, lo que los hace difíciles y tediosos de usar en aplicaciones árticas.

De hecho, la dureza de estas tuberías sin costura disminuye significativamente con el espesor de la pared, lo que implica que su microestructura, especialmente la transformación martensítica que se produce durante la etapa de temple general instantáneo, sea desigual, especialmente en la posición a la mitad de la pared. Esto significa que la dureza varía según el espesor de las tuberías sin costura, lo que dificultará gravemente su uso en aplicaciones en mar abierto en condiciones estrictas.

Además, según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm), los valores de tenacidad de las tuberías sin costura obtenidas con los aceros mencionados anteriormente descienden significativamente a temperatura bajo cero, lo que también dificulta su uso potencial en aplicaciones árticas.

Por ejemplo, los valores de tenacidad de tales aceros con un espesor de pared de aproximadamente 40 a 50 mm disminuyen casi el 43% entre 0 °C y -40 °C según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm), lo que significa que el comportamiento de tenacidad de las tuberías sin costura obtenidas con tales aceros no es estable a temperaturas bajo cero.

El Documento de patente 1 US2012/186704A1 describe un tubo sin costura de alta resistencia y su método de fabricación. Su campo de aplicación es OCTG.

El Documento de patente 2 US 2014/352836 describe un tubo sin costura de alta resistencia y su método de fabricación. Su campo de aplicación es OCTG.

Por lo tanto, existe la necesidad real de proporcionar aceros adecuados para aplicaciones árticas que presenten propiedades mecánicas buenas y estables y un comportamiento de tenacidad excelente a temperaturas de servicio bajo cero.

Además, uno de los objetivos de la presente invención consiste en proporcionar aceros que permitan la fabricación de tuberías sin costura, que se puedan usar en aplicaciones en mar abierto, tuberías de proceso en línea y aplicaciones mecánicas, donde se producen temperaturas de servicio bajo cero.

En particular, uno de los fines de la presente invención consiste en proporcionar aceros que tengan un alto límite elástico y resistencia máxima a la tracción, excelentes propiedades de impacto a temperaturas de servicio de hasta -60 °C (en direcciones transversales) en todo el espesor de pared y que sean capaces de mejorar las propiedades de dureza de las tuberías sin costura.

Más particularmente, uno de los fines de la presente invención consiste en proporcionar productos de acero de calidad que tengan límites elásticos superiores a los productos de acero de calidad P110 o Q125 (que corresponden, respectivamente, a un límite elástico de al menos 758 y 862 MPa) con propiedades mecánicas buenas y uniformes y una alta tenacidad a bajas temperaturas que les permitan usarse en las regiones árticas.

Incluso más específicamente, la presente invención tiene como objetivo, en concreto, la provisión de acero para tuberías sin costura que tenga propiedades de alta tracción y alta tenacidad a temperaturas de servicio bajo cero.

Por tanto, la presente invención se refiere a una tubería de acero sin costura según la reivindicación 1.

El acero de la presente invención presenta una baja relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción combinada con un límite elástico de al menos 862 MPa, lo que significa que tal acero también tiene una resistencia máxima a la tracción de al menos 927 MPa, preferiblemente de al menos 1.000 MPa.

En consecuencia, tal acero conduce a tuberías sin costura, que tienen una alta capacidad de tensión. En otras palabras, tales aceros pueden mejorar la capacidad de tensión de las tuberías sin costura.

Además, el acero de la presente invención muestra un excelente comportamiento de tenacidad a temperaturas de servicio bajo cero, por ejemplo, en el caso de una calidad de acero de 125 ksi (862 MPa), un valor de tenacidad en la dirección longitudinal de al menos 120 julios a -40 °C y de aproximadamente 100 julios a -60 °C y un valor de tenacidad en la dirección transversal de al menos 100 julios a -40 °C y de aproximadamente 80 julios a -60 °C, según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm).

Más particularmente, los valores de tenacidad son constantes entre 0 °C y -40 °C en las direcciones transversales según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm), lo que significa que el comportamiento de tenacidad es constante a temperaturas bajo cero.

Además, tal acero conduce a tuberías sin costura, que presentan una dureza uniforme en todo su espesor.

De hecho, el acero de la presente invención presenta una microestructura sustancialmente uniforme, es decir, en donde la cantidad de fase de martensita es de al menos el 95% en relación con la microestructura completa, preferiblemente del 99%, lo que garantiza la uniformidad de las propiedades mecánicas de las tuberías sin costura basándose en tales aceros.

Esto significa que el acero de la presente invención tiene límites elásticos más altos que los productos de acero de calidad P110 o Q125, de al menos 862 MPa (125 ksi), preferiblemente de al menos 930 MPa (135 ksi), con alta resistencia máxima a la tracción y alto comportamiento de tenacidad a bajas temperaturas.

Esto también significa que el acero de la presente invención es capaz de mejorar la dureza y la endurecibilidad de las tuberías sin costura.

Por lo tanto, el acero de la presente invención resulta particularmente adecuado en aplicaciones árticas bajo cero.

Como resultado, el acero de la presente invención es capaz de conducir a las tuberías sin costura que tienen un alto límite elástico y resistencia a la tracción, una alta capacidad de tensión, una dureza alta y uniforme, en concreto, en toda su longitud y espesor de pared, y que presentan un rendimiento de tenacidad alto y constante a temperaturas bajo cero.

En particular, el acero según la presente invención se usa ventajosamente para obtener tuberías sin costura, preferiblemente que tengan un espesor de pared por encima de 12,5 mm, más preferiblemente por encima de 20 mm e incluso más preferiblemente que varíe de 38 mm a 78 mm.

Por tanto, el acero se puede usar para obtener tuberías sin costura con altos espesores de pared cuyas propiedades mecánicas son estables, ya sea en el exterior, en el interior o a la mitad de la pared. Eso significa que las propiedades mecánicas no dependen del espesor de pared, lo que resulta una ventaja cuando se imponen altas tensiones en condiciones estrictas.

Otro objeto de la presente invención trata de un método de producción de tuberías sin costura de acero que comprende al menos las siguientes etapas sucesivas:

(i) proporcionar un acero que tiene la composición química descrita anteriormente,

(ii) una etapa en donde el acero se forma en caliente a una temperatura que varía de 1.100 °C a 1.300 °C a través de un proceso de formación en caliente para obtener una tubería, a continuación,

(iii) una etapa en donde la tubería se calienta hasta una temperatura de austenización (TA) por encima de o igual a 890 °C y se mantiene a la temperatura de austenización (TA) durante un tiempo comprendido entre 5 y 30 minutos, seguida de

(iv) una etapa en donde:

- la tubería se enfría hasta una temperatura de como máximo 100 °C para obtener una tubería sometida a temple general instantáneo, y

- dicha tubería sometida a temple general instantáneo, a continuación, se calienta y se mantiene a una temperatura de revenido (TR) que varía de 580 °C a 720 °C y se mantiene a la temperatura de revenido (TR) durante un tiempo de revenido y, a continuación, se enfría hasta una temperatura de como máximo 20 °C, con el fin de obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y revenida,

(v) una etapa en donde una medida de la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción es inferior a 0,93.

El método según la presente invención permite conducir a tuberías sin costura de acero que tienen una microestructura sustancialmente uniforme compuesta principalmente de martensita, siendo la cantidad de martensita de al menos el 95% en relación con la microestructura completa, preferiblemente del 99% en relación con toda la microestructura. La suma de ferrita, bainita y martensita es del 100%.

Como se puede observar a partir del método de la presente invención, la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción es un parámetro de control que garantizará, junto con la composición química del acero de la presente invención, la estabilidad de las propiedades mecánicas, especialmente la uniformidad de dureza en todo el espesor de pared de la tubería sin costura de acero, los altos valores de resistencia a la tracción y la alta tenacidad a temperaturas bajo cero.

En otras palabras, la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción y la composición química garantizarán los rendimientos requeridos del acero.

La invención también se refiere a una tubería sin costura elaborada del acero definido anteriormente.

Como se ha mencionado anteriormente, la tubería sin costura de acero resulta particularmente adecuada para aplicaciones árticas y se puede usar como accesorio para petróleo y gas y/o como componente mecánico, preferiblemente en aplicaciones en mar abierto en las regiones árticas.

La tubería sin costura de acero presenta las ventajas de tener buenas y estables propiedades mecánicas en toda su longitud y espesor de pared, que es la distinción de una microestructura sustancialmente uniforme, y una alta tenacidad a temperaturas bajo cero.

Otro objeto de la presente invención se dirige a un accesorio de petróleo y gas y/o componente mecánico que comprende al menos una tubería sin costura, como se mencionó anteriormente.

Otros objetos y características, aspectos y ventajas de la invención resultarán incluso más evidentes con la lectura de la descripción y el ejemplo que sigue.

En el texto siguiente del presente documento, y salvo que se indique lo contrario, los límites de un intervalos de valores están incluidos en ese intervalo, en particular, en las expresiones "entre" y "varía de... a...".

Además, la expresión "al menos un/o/a" usada en la presente descripción es equivalente a la expresión "uno/a o más". Según la presente invención, la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción del acero es inferior a 0,93, lo que significa que se excluye el valor 0,93.

En una realización preferida, el acero según la presente invención tiene una relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción inferior a 0,9, preferiblemente inferior a 0,88.

Preferiblemente, la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción del acero según la presente invención varía de 0,84 a 0,93, no estando incluido el valor 0,93.

Más preferiblemente, la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción del acero según la presente invención varía de 0,84 a 0,91, incluso más preferiblemente de 0,85 a 0,90.

En una realización preferida, el acero según la presente invención tiene un límite elástico (L^e) de al menos 900 MPa, preferiblemente de al menos 930 MPa.

Preferiblemente, el límite elástico del acero varía de 862 MPa a 1.200 MPa, más preferiblemente de 900 MPa a 1.100 MPa, incluso más preferiblemente de 930 MPa a 1.100 MPa.

En una realización preferida, el acero según la presente invención tiene una resistencia máxima a la tracción (RM^t) de al menos 950 MPa, preferiblemente de al menos 1.000 MPa, más preferiblemente de al menos 1.035 MPa.

Esto significa que tal acero resulta adecuado para tuberías sin costura fabricadas que son adecuadas para soportar una alta capacidad de tensión.

Según una realización preferida, el acero según la presente invención tiene un valor de tenacidad a -40 °C en la dirección transversal, según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) de al menos:

Especialmente, el acero según la presente invención tiene un valor de tenacidad a -60 °C en la dirección transversal según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) de al menos:

125 ksi corresponden a 862 MPa, 135 ksi corresponden a 930 MPa y 155 ksi corresponden a 1.068 MPa.

Esto significa que el acero de la presente invención presenta una tenacidad mejorada a temperaturas bajo cero. Esto significa que dicho acero adopta evidentemente un comportamiento dúctil a temperaturas bajo cero.

Preferiblemente, el acero según la invención tiene una composición química que satisface la siguiente relación entre los contenidos de níquel, cromo y manganeso:

Z (Ni, Cr, Mn) > 2,2

Esto significa que el acero de la presente invención satisface ventajosamente los criterios DI de la norma ASTM A255. Incluso más preferiblemente, el acero según la invención tiene una composición química que satisface la siguiente relación entre los contenidos de níquel, cromo, manganeso y silicio:

Z (Ni, Cr, Mn, Si) > 2,4

Según una realización preferida, el acero según la invención tiene una microestructura que comprende al menos el 95% de martensita basándose en la microestructura completa, preferiblemente el 99% de martensita basándose en la microestructura completa. La suma de ferrita, bainita y martensita es del 100%.

Asimismo, en el contexto de la presente invención, la influencia de los elementos de la composición química, los rasgos microestructurales preferibles y los parámetros del proceso de producción se detallarán más adelante.

Se recuerda que los intervalos de composición química se expresan en porcentaje en peso e incluyen límites superior e inferior.

Elementos de la composición química de acero

CARBONO: del 0,27% al 0,30%

El carbono es un fuerte formador de austenita que aumenta significativamente el límite elástico y la dureza del acero según la invención. Por debajo del 0,27%, el límite elástico y la resistencia a la tracción disminuyen significativamente y existe el riesgo de que el límite elástico esté por debajo de las expectativas. Por encima del 0,30%, las propiedades, tales como la soldabilidad, la ductilidad y la tenacidad, se ven afectadas negativamente.

SILICIO: del 0,20% al 0,35%

El silicio es un elemento que desoxida el acero líquido. Un contenido de al menos el 0,20% puede producir tal efecto. El silicio también aumenta la resistencia y el alargamiento a niveles por encima del 0,20% en la invención. Por encima del 0,35%, la tenacidad del acero según la invención se ve afectada negativamente, esta disminuye. A fin de evitar tal efecto perjudicial, el contenido de Si es entre el 0,20 y el 0,35%.

Preferiblemente, el contenido de silicio varía del 0,22 al 0,30% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

MANGANESO: del 0,80% al 0,90%

El manganeso es un elemento que mejora la forjabilidad y dureza del acero y contribuye a la aptitud del acero que se va a someter a temple general instantáneo. Además, este elemento también es un fuerte formador de austenita que aumenta la resistencia del acero. En consecuencia, su contenido debe estar en un valor mínimo del 0,80%. Por encima del 0,90%, la soldabilidad y la tenacidad se pueden ver afectadas negativamente.

Además, por encima del 0,90%, se espera un aumento de la fase austenítica, que puede conducir a una microestructura desigual mediante la disminución de la cantidad de fase martensítica que impide la estabilidad de las propiedades mecánicas.

Preferiblemente, el contenido de manganeso varía del 0,80 al 0,85% en peso, preferiblemente del 0,80 al 0,83% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

ALUMINIO: del 0,015% al 0,035%

El aluminio es un potente desoxidante del acero y su presencia también potencia la desulfuración del acero. Este se añade en una cantidad de al menos el 0,015% con el fin de que tenga este efecto.

Sin embargo, por encima del 0,035%, existe un efecto de saturación con respecto al efecto mencionado anteriormente. Además, tienden a formarse nitruros de Al gruesos y perjudiciales para la ductilidad. Por estas razones, el contenido de Al debe ser entre el 0,015 y el 0,035%.

Preferiblemente, el contenido de aluminio varía del 0,017 al 0,030% en peso, preferiblemente del 0,020 al 0,028% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

COBRE: el 0,25% como máximo

El cobre es un elemento para el endurecimiento por solución, pero se sabe que este elemento generalmente es perjudicial para la tenacidad y la soldabilidad. La presencia de cobre tendrá la tendencia a impedir la tenacidad del acero. Por esta razón, la cantidad de Cu se debe limitar como máximo a 0,25.

Preferiblemente, el contenido de cobre varía del 0,1 al 0,25% en peso, preferiblemente del 0,1 al 0,2% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

CROMO: del 1,30% al 1,45%

La presencia de cromo en el acero según la invención crea precipitados de cromo que aumentan especialmente el límite elástico. Por esta razón, se necesita un contenido mínimo de Cr del 1,30% con el fin de aumentar significativamente el límite elástico. Por encima del 1,45%, la densidad de precipitación afecta negativamente a la tenacidad del acero según la invención.

Preferiblemente, el contenido de cromo varía del 1,30 al 1,40% en peso, preferiblemente del 1,35 al 1,40% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

NÍQUEL: del 0,15% al 0,25%

El níquel es un elemento muy importante para el endurecimiento por solución en el acero de la invención. El Ni aumenta el límite elástico y la resistencia a la tracción. En combinación con la presencia de Cu, este mejora las propiedades de tenacidad. Por esta razón, su contenido mínimo es del 0,15%. Por encima del 0,25%, la calidad de la superficie del acero según la invención se ve afectada negativamente por los procesos de laminación en caliente.

Preferiblemente, el contenido de níquel varía del 0,15 al 0,20% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

MOLIBDENO: del 0,65% al 0,75%

El molibdeno aumenta tanto el límite elástico como la resistencia a la tracción y favorece la homogeneidad de las propiedades mecánicas, la microestructura y la tenacidad en el material de base a través de la longitud y el espesor de la tubería. Por debajo del 0,65%, los efectos descritos anteriormente no son lo suficientemente eficaces. Por encima del 0,75%, el comportamiento del acero en cuanto a la tenacidad se ve afectado negativamente.

Preferiblemente, el contenido de molibdeno varía del 0,65 al 0,70% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

NIOBIO: del 0,020% al 0,030%

La presencia de niobio conduce a precipitados de carburo y/o nitruro que conducen a una microestructura de tamaño de grano fino mediante los efectos de fijación de límites de grano y resistencia a la tracción mejorada. Por todos estos efectos, se necesita un mínimo del 0,020% de Nb en el acero de la presente invención. Por encima del 0,030%, se necesita un control estricto del contenido de nitrógeno para evitar el efecto de fragilización de NbC. Además, por encima del 0,030%, se espera una disminución del comportamiento de tenacidad en el acero según la invención. Preferiblemente, el contenido de niobio varía del 0,020 al 0,025% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

BORO: del 0,001% al 0,0025%

La presencia de boro potencia la endurecibilidad en la tubería sin costura.

Por debajo del 0,0025%, este favorece la homogeneidad de las propiedades mecánicas, la microestructura y la tenacidad en el material de base a través de la longitud y el espesor de la tubería. Por debajo del 0,001%, el efecto positivo desaparece.

Preferiblemente, el contenido de boro está comprendido entre el 0,001 y el 0,0025%, más preferiblemente entre el 0,001 y el 0,0018% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

VANADIO: < 0,05%

Por encima del 0,05%, los precipitados de vanadio aumentan el riesgo de tener una dispersión en los valores de tenacidad a bajas temperaturas y/o un cambio de las temperaturas de transición a temperaturas más altas. En consecuencia, las propiedades de tenacidad se ven negativamente afectadas por los contenidos de vanadio por encima del 0,05%. Preferiblemente, el contenido de vanadio está estrictamente por debajo del 0,02% en peso.

TITANIO: del 0.024% al 0,038%

La presencia de Ti conduce a precipitados de carburo y/o nitruro. Los TiN se crean preferentemente en BN. Por lo tanto, el B está principalmente en forma atómica, aumentando, por tanto, los rendimientos de endurecibilidad. Por encima del 0,038%, el TiN y el TiC reducen el comportamiento de tenacidad. Por debajo del 0,024%, el efecto descrito anteriormente no es lo suficientemente eficaz.

Preferiblemente, el contenido de titanio varía del 0,028 al 0,038% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

NITRÓGENO: < 0,012%

Por encima del 0,012%, se esperan precipitaciones de nitruros de gran tamaño y estos precipitados afectarán negativamente el comportamiento de tenacidad mediante el cambio de la temperatura de transición en el intervalo superior.

Preferiblemente, el contenido de nitrógeno varía del 0,001 al 0,010% en peso, basándose en el peso total de la composición química de acero.

ELEMENTOS RESIDUALES

El resto se elabora de Fe e impurezas inevitables resultantes de los procesos de producción y colada del acero. Los contenidos de los principales elementos de impureza están limitados como se define a continuación para el fósforo, azufre e hidrógeno:

P < 0,015%, preferiblemente P < 0,012%, más preferiblemente P < 0,010%,

S < 0,003%, preferiblemente S < 0,002%

H < 0,003%

Otros elementos, tales como Ca y REM (minerales de tierras raras), también pueden estar presentes como impurezas inevitables.

La suma de los contenidos de elementos de impurezas inevitables es inferior al 0,1%.

COMPOSICIÓN QUÍMICA

Según una realización preferida, la composición química consiste en:

C: del 0,27 al 0,30% en peso,

Si: del 0,20 al 0,35% en peso,

Mn: del 0,80 al 0,90% en peso,

Cr: del 1,30 al 1,45% en peso,

Mo: del 0,65 al 0,75% en peso,

Ni: del 0,15 al 0,25% en peso,

Cu: del 0,10 al 0,25% en peso,

Al: del 0,015 al 0,035% en peso,

Ti: del 0,024 al 0,038% en peso,

N: del 0,001 al 0,012% en peso,

V: del 0,001 al 0,050% en peso,

B: del 0,001 al 0,0025% en peso,

Nb: del 0,02 al 0,03% en peso,

en donde el resto de dicho acero es hierro e impurezas inevitables del procesamiento industrial.

Según esta realización, las impurezas inevitables se eligen entre:

P < 0,015% en peso, preferiblemente P < 0,012% en peso, más preferiblemente P < 0,010% en peso,

S < 0,003% en peso, preferiblemente S < 0,002% en peso

sobre el peso total de la composición química.

En una realización más preferida, la composición química consiste en:

C: del 0,27 al 0,30% en peso,

Si: del 0,22 al 0,30% en peso,

Mn: del 0,80 al 0,85% en peso,

Cr: del 1,30 al 1,40% en peso,

Mo: del 0,65 al 0,70% en peso,

Ni: del 0,15 al 0,20% en peso,

Cu: del 0,10 al 0,20% en peso,

Al: del 0,017 al 0,030% en peso,

Ti: del 0,028 al 0,038% en peso,

N: del 0,001 al 0,010% en peso,

V: del 0,001 al 0,020% en peso,

B: del 0,0010 al 0,0018% en peso,

Nb: del 0,020 al 0,025% en peso,

Según esta realización, las impurezas inevitables se eligen entre los elementos mencionados anteriormente.

Método de producción

Como se mencionó anteriormente, el método de la presente invención comprende al menos las siguientes etapas sucesivas:

(iv) una etapa en donde:

Según este método, se produce una tubería sin costura.

El método de la presente invención tiene la ventaja de generar microestructuras capaces de lograr relaciones del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción inferiores a 0,93.

De hecho, si el acero tiene una relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción superior a 0,93, entonces se impedirá la estabilidad de las propiedades mecánicas y la tenacidad a bajas temperaturas.

El método según la invención comprende las siguientes etapas sucesivas enumeradas a continuación.

Se obtiene un acero que tiene la composición química descrita anteriormente según los métodos de colada conocidos en la técnica.

A continuación, se calienta el acero a una temperatura entre 1.100 °C y 1.300 °C, de modo que, en todos los puntos, la temperatura alcanzada resulta favorable a las altas tasas de deformación que experimentará el acero durante la formación en caliente. Este intervalo de temperatura es necesario que esté en el intervalo austenítico. Preferiblemente, la temperatura máxima es inferior a 1.300 °C.

A continuación, el lingote o la palanquilla se forma en caliente en al menos una etapa con los procesos de formación en caliente comunes usados en todo el mundo, p. ej., el forjado, el proceso de laminación a paso de peregrino, mandril continuo, proceso de acabado de primera calidad, hasta dar una tubería con las dimensiones deseadas.

La relación de deformación mínima será de al menos 2,8.

A continuación, la tubería se austeniza, es decir, se calienta hasta una temperatura (TA) donde la microestructura es austenítica. La temperatura de austenización (TA) está por encima de Ac3, preferiblemente por encima de 890 °C, más preferiblemente a 910 °C.

La tubería elaborada de acero según la invención se mantiene, a continuación, a la temperatura de austenización (TA) durante un tiempo de austenización (tA) de al menos 5 minutos, siendo el objetivo que, en todos los puntos de la tubería, la temperatura alcanzada sea al menos igual a la temperatura de austenización, para asegurarse de que la temperatura sea homogénea en toda la tubería. El tiempo de austenización (tA) no deberá ser por encima de 30 minutos porque, por encima de tal duración, los granos de austenita crecen grandes de manera no deseable y conducen a una estructura final más gruesa. Esto resultaría perjudicial para la tenacidad.

Preferiblemente, el tiempo de austenización (tA) varía de 5 a 15 minutos.

A continuación, la tubería elaborada de acero según la invención se enfría hasta una temperatura de como máximo 100 °C, preferiblemente usando el temple general instantáneo con agua. En otras palabras, la tubería se enfría hasta una temperatura de no más de 100 °C, preferiblemente hasta una temperatura de 20 °C.

A continuación, la tubería sometida a temple general instantáneo elaborada de acero según la invención se somete a revenido preferiblemente, es decir, se calienta y se mantiene a una temperatura de revenido (TR) comprendida entre 580 °C y 720 °C, especialmente entre 600 °C y 680 °C.

Tal revenido se realiza durante un tiempo de revenido (tR) que puede estar comprendido entre 10 y 60 minutos, especialmente durante 15 minutos.

Por último, la tubería según la invención se enfría hasta una temperatura de como máximo 20 °C, preferiblemente 20 °C, usando enfriamiento por aire con el fin de obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y revenido. De esta manera, se obtiene una tubería sometida a temple general instantáneo y revenido elaborada de acero que contiene en área al menos el 95% de martensita en relación con toda la microestructura, preferiblemente el 99%. La suma de ferrita, bainita y martensita es del 100%.

En particular, el método de la presente invención comprende preferiblemente al menos las siguientes etapas sucesivas:

(iv) una etapa en donde:

- la tubería se enfría hasta una temperatura de 100 °C o menos para obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y, a continuación,

- dicha tubería sometida a temple general instantáneo se calienta y se mantiene a una temperatura de revenido (TR) que varía de 580 °C a 720 °C y se mantiene a la temperatura de revenido (TR) durante un tiempo de revenido y, a continuación, se enfría hasta una temperatura de como máximo 20 °C, con el fin de obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y revenida,

Según la Etapa (v) del método de la presente invención, se realiza la medida de la relación del límite elástico respecto a la resistencia máxima a la tracción con el fin de verificar que el resultado sea inferior a 0,93.

Rasgos microestructurales

Martensita

El contenido de martensita en el acero según la invención depende de la velocidad de enfriamiento durante la operación de temple general instantáneo, en combinación con la composición química. El contenido de martensita es de al menos el 95%, preferiblemente el 99%. El resto hasta el 100% es ferrita y bainita.

Ferrita

En una realización preferida, la tubería de acero sometida a temple general instantáneo y revenido según la invención, después del enfriamiento final, presenta una microestructura con menos del 1% de ferrita en fracción en volumen. De manera ideal, no existe ferrita en el acero, dado que esta afectaría negativamente al límite elástico (L^e) y la resistencia máxima a la tracción (RM^t) según la invención.

Además, la presencia de ferrita también puede impedir la homogeneidad de las propiedades mecánicas, especialmente la dureza, a través del espesor de pared.

Bainita

El contenido de bainita en el acero según la invención depende de la velocidad de enfriamiento durante la operación de temple general instantáneo, en combinación con la composición química. Su contenido está limitado a un máximo del 1%. El resto hasta el 100% es ferrita y martensita.

Componente mecánico

Como se mencionó anteriormente, la invención se refiere a una tubería sin costura que comprende el acero definido anteriormente.

Preferiblemente, la tubería sin costura se elabora de dicho acero.

En una realización preferida, la presente invención se dirige a una tubería sin costura de acero que comprende el acero como se definió anteriormente, preferiblemente elaborada de dicho acero.

Según una realización preferida, la tubería sin costura de acero tiene un espesor de pared por encima de 12,5 mm, preferiblemente por encima de 20 mm y más preferiblemente que varía de 38 mm (inferior a 1,5 pulgadas) a 78 mm (superior a 3 pulgadas).

Preferiblemente, la tubería sin costura de acero tiene un diámetro externo que varía de 80 mm a 660 mm.

Como se mencionó anteriormente, la invención también se refiere a un accesorio de petróleo y gas y/o un componente mecánico que comprende el acero definido anteriormente.

Uso de acero

La presente invención también se dirige al uso del acero descrito anteriormente para producir una tubería sin costura. En particular, la invención se refiere al uso de dicho acero con el fin de mejorar la endurecibilidad de una tubería sin costura.

Según la presente invención, la endurecibilidad de un producto se define como la capacidad del producto para endurecerse cuando se somete a temple general instantáneo y está relacionada con la profundidad y distribución de la dureza a lo largo de una sección transversal.

Según la presente invención, la endurecibilidad se mide con el ensayo de temple general instantáneo de Jominy. La presente invención también se dirige al uso del acero descrito anteriormente en la fabricación de un accesorio de petróleo y gas y/o un componente mecánico.

Especialmente, la invención se dirige al uso del acero descrito anteriormente en la fabricación de un accesorio de petróleo y gas.

Los Ejemplos siguientes se proporcionan como ilustraciones de la presente invención.

Ejemplos

I. Acero A (según la invención)

El proceso corriente arriba, es decir, desde la fundición hasta la formación en caliente, se realiza con el método de fabricación comúnmente conocido para tuberías de acero sin costura.

Por ejemplo, resulta deseable que el acero fundido de la siguiente composición constituyente se funda mediante las prácticas de fundición comúnmente usadas. Los métodos comunes implicados son el proceso de colada continua o de lingotes.

La Tabla 1 ilustra la composición química de un acero según la presente invención (las cantidades indicadas se calculan en porcentaje en peso, siendo el resto de dicha composición elaborado con hierro).

Tabla 1: Composición química del Acero A

A continuación, estos materiales se calientan a una temperatura entre 1.100 °C y 1.300 °C y, a continuación, se fabrican en tuberías, p. ej., mediante trabajo en caliente mediante forjado, el proceso de laminador cerrado sobre mandril o de laminación a paso de peregrino, que son métodos de fabricación comúnmente conocidos, de la composición constituyente anterior en las dimensiones deseadas.

La composición descrita en la Tabla 1, a continuación, se somete a un proceso de producción que se puede resumir en la Tabla 2, a continuación, con los rasgos de etapa que se describen a continuación:

- la tubería se calienta hasta una temperatura de austenización (TA) de 910 °C y se mantiene a esta temperatura durante 10 minutos (tA: tiempo de austenización), a continuación,

- la tubería se enfría con agua hasta una temperatura de 100 °C o inferior para obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y, a continuación, dicha tubería sometida a temple general instantáneo se calienta y se mantiene a una temperatura de revenido (TR) durante 15 minutos y, a continuación, se enfría hasta una temperatura de 20 °C o inferior con el fin de obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y revenido,

- la relación del límite elástico (L^e) respecto a la resistencia máxima a la tracción (RM^t) se controla después de la etapa de revenido.

El método mencionado anteriormente se ha llevado a cabo para obtener dos tuberías sin costura (A-1.1 y A-1.2), teniendo cada una un espesor de pared de 38,1 mm (que corresponde a 1,5 pulgadas), y dos tuberías sin costura (A-2.1 y A-2.2), teniendo cada una un espesor de pared de 76,2 mm (que corresponde a 3 pulgadas).

Los parámetros del método anterior se resumen en la Tabla 2, a continuación:

Tabla 2: Condiciones de proceso de los Ejemplos después de la laminación en caliente

Los parámetros de proceso descritos en la Tabla 2 son consistentes con la presente invención.

Esto condujo a tuberías de acero sometidas a temple general instantáneo y revenido que, después del enfriamiento final desde la temperatura de revenido, presentan una microestructura que comprende al menos el 99% de martensita basándose en la microestructura.

Además, las tuberías de acero sometidas a temple general instantáneo y revenido obtenidas tienen un diámetro externo de 304,8 mm.

1. Propiedades mecánicas

1.1. Dureza en la tubería sin costura sometida a temple general instantáneo

La dureza basándose en la escala de Rockwell (HRC) se mide en los cuatro cuadrantes (C1, C2, C3 y C4) de la tubería sin costura de acero sometida a temple general instantáneo y revenido (muestra A-1.1; espesor de pared que corresponde a 38,1 mm) obtenida a partir de la composición descrita en la Tabla 1 (composición de acero A). Cada cuadrante representa una orientación angular de 90°.

En cada cuadrante, la dureza se ha medido tres veces en el exterior, el interior o a la mitad de la pared de la tubería sin costura de acero.

Los resultados se resumen en la Tabla 3:

Tabla 3: Dureza (escala de Rockwell HRC)

La Figura 1 ilustra los valores de dureza resumidos en la Tabla 3 en cada cuadrante en función de la localización donde se ha determinado la medición de dureza en la pared de tubería, es decir, el exterior, el interior y a la mitad de la pared.

Estos resultados muestran que la dureza es homogénea en toda la tubería sin costura.

1.2. Determinación del al límite elástico (L^e) y la resistencia máxima a la tracción (RM^t)

1.2.1. Espesor de pared: 38,1 mm (1,5 pulgadas)

Se ha tomado un conjunto de dos muestras, una en cada extremo de la tubería sin costura, de la tubería sin costura A-1.1 (espesor de pared: 38,1 mm) y la tubería sin costura A-1.2 (espesor de pared: 38,1 mm).

En cada muestra, el límite elástico (L^een MPa), la resistencia máxima a la tracción (RM^ten MPa), el alargamiento a la rotura (% de A) y el área de reducción (% mín.) se han evaluado en dos cuadrantes: a 0° y 180° en dirección longitudinal.

Los resultados sobre las propiedades mecánicas se resumen en la Tabla 4:

Tabla 4: Propiedades mecánicas (L^e, RM^t, A (%) y área de reducción)

Las muestras completas presentan una relación entre el límite elástico y la resistencia máxima a la tracción inferior a 0,93.

A partir de estos resultados, se puede observar que cada muestra tiene alto límite elástico y resistencia máxima a la tracción, un alto alargamiento a la rotura y un área de reducción de al menos el 60% antes de la rotura.

Por lo tanto, esto significa que las muestras elaboradas del acero de la presente invención pueden soportar una deformación por tensión alta.

1.2.2. Espesor de pared: 76,2 mm (3 pulgadas)

Se ha tomado un conjunto de dos muestras, una en cada extremo de la tubería sin costura, de la tubería sin costura A-2.1 (espesor de pared: 76,2 mm) y la tubería sin costura A-2.2 (espesor de pared: 76,2 mm).

Los resultados sobre las propiedades mecánicas se resumen en la Tabla 5:

Tabla 5: Propiedades mecánicas (L^e, RM^t, A (%) y área de reducción)

A partir de estos resultados, se puede observar que cada muestra tiene alto límite elástico y resistencia máxima a la tracción, un alto alargamiento a la rotura y un área de reducción de aproximadamente el 60% antes de la rotura. Por lo tanto, esto significa que las muestras elaboradas del acero de la presente invención pueden soportar una deformación por tensión alta.

2. Resultados de energía de impacto (espesor de pared: 38,1 mm)

La tenacidad a bajas temperaturas se ha evaluado en cada muestra anterior que tiene un espesor de pared de 38,1 mm.

2.2. Dirección transversal

En cada muestra, los valores de energía de impacto en julios (Kcv) se han determinado en la dirección transversal según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) a -20 °C.

En cada muestra, aquellos parámetros se han determinado tres veces. El promedio (Prom) se determina para los valores de energía de impacto. Los resultados se resumen en la Tabla 6:

Tabla 6: Tenacidad a bajas temperaturas (transversal)

2.3. Valores de transición Charpy en función de las temperaturas

Se ha tomado una muestra de la tubería sin costura A-1.1 (espesor de pared: 38,1 mm) con el fin de ser estandarizados en dimensión y forma para las pruebas Charpy.

Los valores de energía de impacto en julios (Kcv) en función de las temperaturas que varían de 0 °C a -60 °C también se han evaluado en esta muestra en la dirección transversal. Este parámetro se ha determinado tres veces a cada temperatura. Los resultados se resumen en la Tabla 7:

Tabla 7: Valores de transición Charpy

La Figura 2 ilustra las curvas de transición Charpy (julios) en función de las temperaturas en la dirección transversal basándose en los valores descritos en la Tabla 7 y representativas de una tubería sin costura de acero según la presente invención con un espesor de pared de 38,1 mm (1,5 pulgadas).

Los resultados descritos en las Tablas 7 muestran claramente que el acero tiene un comportamiento dúctil a temperaturas bajo cero. Especialmente, la muestra presenta altos valores de energía de impacto por encima de 90 julios a -60 °C y un comportamiento constante.

3. Resultados de energía de impacto (espesor de pared: 76,2 mm)

Se ha evaluado la tenacidad a bajas temperaturas en las muestras A-2.1.a, A-2.1.b y A-2.2.a descritas anteriormente. Para los fines de la presente evaluación, también se ha extraído una muestra adicional de la tubería sin costura A-2 (muestra A-2.2.c).

Las mediciones se han llevado a cabo en direcciones transversales.

En cada muestra anterior, los valores de energía de impacto en julios (Kcv) se han determinado en la dirección transversal según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) realizados a -20 °C.

En cada muestra, este parámetro se ha determinado tres veces. El promedio (Prom) se determina para los valores de energía de impacto. Los resultados se resumen en la Tabla 8:

Tabla 8: Tenacidad a bajas temperaturas (transversal)

A partir de estos resultados, se puede observar que se obtienen valores altos de la energía de impacto a -20 °C (superiores a 100 julios), lo que significa que cada muestra tiene un comportamiento resistente a temperaturas bajo cero.

3.3. Valores de transición Charpy en función de las temperaturas

Los valores de energía de impacto en julios (Kcv) en función de las temperaturas que varían de 0 °C a -60 °C también se han evaluado en la muestra A-2.2.c en la dirección transversal. Este parámetro se ha determinado tres veces a cada temperatura. Los resultados se resumen en la Tabla 9:

Tabla 9: Valores de transición Charpy

La Figura 3 ilustra las curvas de transición Charpy (julios) en función de las temperaturas en la dirección transversal basándose en los valores descritos en la Tabla 9 y representativas de una tubería sin costura de acero según la presente invención con un espesor de pared de 76,2 mm (3 pulgadas).

A partir de estos resultados, se puede observar que se obtienen valores altos de la energía de impacto a -60 °C (al menos aproximadamente 80 julios en promedio), lo que significa que cada muestra tiene un comportamiento resistente a temperaturas bajo cero.

Además, el acero de la presente invención muestra un excelente comportamiento de tenacidad a temperaturas de servicio bajo cero, por ejemplo, un valor de tenacidad en la dirección longitudinal de al menos 130 julios a -40 °C y de al menos aproximadamente 100 julios a -60 °C y un valor de tenacidad en la dirección transversal de al menos 100 julios a -40 °C y de aproximadamente 80 julios a -60 °C, según los ensayos de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm), en el caso de una calidad de acero de 150 ksi. Como consecuencia, las muestras según la presente invención tienen un comportamiento tenaz y dúctil a temperaturas bajo cero tanto si el espesor de pared corresponde a 38,1 mm como a 76,2 mm.

5. Resultados de energía de impacto (espesor de pared: 50,8 mm)

El método mencionado anteriormente se ha llevado a cabo para obtener una tubería sin costura (A-3) que tiene un espesor de pared de 50,8 mm (que corresponde a 2 pulgadas) a partir de la composición química descrita en la Tabla 1 (acero A según la presente invención).

Los parámetros del método anterior se resumen en la Tabla 10, a continuación:

Los valores de energía de impacto en julios (Kcv) en función de las temperaturas que varían de 0 °C a -60 °C se han evaluado en esta muestra.

La Figura 4 ilustra las curvas de transición Charpy (julios) en la dirección transversal en esta muestra.

A partir de estos resultados, se puede observar que se obtienen altos valores de energía de impacto a -60 °C (al menos aproximadamente 90 julios), lo que ilustra el comportamiento de tenacidad de la muestra sometida a ensayo a temperaturas bajo cero.

II. Acero B (acero comparativo)

La Tabla 11 ilustra la composición química de un acero comparativo (las cantidades indicadas se calculan en porcentaje en peso, siendo el resto de dicha composición elaborado con hierro).

Tabla 11: Composición química del Acero B

El proceso corriente arriba y el proceso de producción implementado para el Acero B son idénticos a aquellos descritos para el Acero A.

El método implementado se ha llevado a cabo para obtener una tubería sin costura (B-1) que tiene un espesor de pared de 76,2 mm (que corresponde a 3 pulgadas).

Los parámetros del método anterior se resumen en la Tabla 12, a continuación:

Tabla 12: Condiciones de proceso de los Ejemplos después de la laminación en caliente

1. Propiedades mecánicas

1.1. Límite elástico y resistencia máxima a la tracción

Se ha tomado un conjunto de tres muestras de la tubería sin costura B-1.

En cada muestra, el límite elástico (L^een MPa), la resistencia máxima a la tracción (RM^ten MPa) y el alargamiento a la rotura (% de A) se han evaluado en la dirección longitudinal.

En particular, la evaluación de estas propiedades se ha realizado en la pared externa de las muestras B-1.2 y B-1.3 y en la pared interna de la muestra B-1.5.

Los resultados sobre las propiedades mecánicas se resumen en la Tabla 13:

Tabla 13: Propiedades mecánicas (L^e, RM^ty A (%))

2. Resultados de energía de impacto

Un conjunto de tres muestras se ha tomado de la tubería sin costura B-1 según el ensayo de impacto Charpy de la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm).

La tenacidad de cada muestra se ha evaluado mediante la determinación de los valores de energía de impacto en dirección transversal a 0 °C. En cada muestra, los valores de energía de impacto se han determinado tres veces. Los resultados se proporcionan a continuación:

Tabla 14: Valores de energía de impacto a 0 °C

En la muestra B-1.8, las mediciones se han determinado en el exterior, el interior y a la mitad de la pared de la muestra.

Tabla 15: Valores de energía de impacto a 0 °C

3. Valores de transición Charpy en función de las temperaturas

Los valores de energía de impacto en julios (Kcv) en función de las temperaturas que varían de 20 °C a -40 °C se han evaluado en la muestra B-1.6 en la dirección transversal. Este parámetro se ha determinado tres veces a cada temperatura. Los resultados se resumen en la Tabla 16:

Tabla 16: Valores de transición Charpy

La Figura 5 ilustra las curvas de transición Charpy (julios) en la dirección transversal en esta muestra.

Según estos resultados, se puede observar que los valores de energía de impacto son superiores a 110 julios a 20 °C, pero, a continuación, descienden significativamente a temperaturas bajo cero, especialmente a -40 °C. De hecho, la energía del impacto es de aproximadamente 75 julios a -40 °C.

Por lo tanto, la tenacidad de la muestra sometida a ensayo disminuye significativamente a temperaturas muy bajas. IV. Acero D según la invención

La Tabla 17 ilustra la composición química de un acero según la presente invención (las cantidades indicadas se calculan en porcentaje en peso, siendo el resto de dicha composición elaborado con hierro).

Tabla 17: Composición química del Acero D

El proceso corriente arriba y el proceso de producción implementado para el Acero D son idénticos a aquellos descritos para el Acero A.

En particular, el método implementado se ha llevado a cabo para obtener una tubería sin costura (D-1) que tiene un espesor de pared de 38,1 mm (que corresponde a 1,5 pulgadas).

Los parámetros del método anterior se resumen en la Tabla 18, a continuación:

Tabla 18: Condiciones de proceso de los Ejemplos después de la laminación en caliente

El método condujo a una tubería de acero sometida a temple general instantáneo y revenido que, después del enfriamiento final desde la temperatura de revenido, presenta una microestructura que comprende el 99% de martensita, siendo el resto ferrita y bainita.

Además, la tubería de acero sometida a temple general instantáneo y revenido obtenida tiene un diámetro externo de 374,65 mm.

1. Determinación del al límite elástico (L^e) y la resistencia máxima a la tracción (RM^t)

Se ha tomado una muestra de la tubería sin costura D-1. El límite elástico (L^een MPa), la resistencia máxima a la tracción (RM^ten MPa) y el alargamiento a la rotura (% en A) se han evaluado en la dirección longitudinal.

Los resultados sobre las propiedades mecánicas se resumen en la Tabla 19:

Tabla 19: Propiedades mecánicas (L^e, RM^ty A (%))

2. Endurecibilidad según los ensayos de Jominy

La endurecibilidad (basándose en la escala de Rockwell) de una muestra obtenida a partir de la composición descrita en la Tabla 17 se ha estudiado según los ensayos de Jominy.

2.1. Procedimiento

La forma y dimensión de la muestra se han estandarizado según los requisitos del ensayo de Jominy (norma ASTM A255).

El ensayo de Jominy se realizó después de la austenización a una temperatura de austenización (TA) de 910 °C y se mantuvo a esta temperatura durante 10 minutos (tA: tiempo de austenización).

Estos ensayos se realizaron mediante el temple general instantáneo de un extremo de la muestra con temple general instantáneo con agua, la medición de la dureza de la muestra en incrementos de 1,5 mm (aproximadamente un dieciseisavo de pulgada) a partir del extremo sometido a temple general instantáneo y, a continuación, la preparación de un gráfico de las mediciones de dureza frente a la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo.

Un descenso rápido de la dureza a medida que aumenta la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo es indicativo de una baja endurecibilidad (dureza). Por tanto, cuanto más cerca está la curva de Jominy de una línea horizontal, mayor es la endurecibilidad (dureza).

Generalmente, la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo con agua en el que la dureza se vuelve inferior a Rockwell 50 HRC se denomina en el presente documento profundidad de Jominy.

2.2. Resultados

La Figura 6 ilustra la curva de Jominy (dureza basándose en la escala de Rockwell) en donde se representan las mediciones de dureza frente a la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo con agua.

Los resultados de esta figura muestran que la curva de Jominy permanece plana, aproximadamente a alrededor de 50 HRC, hasta una distancia de 40 mm desde el extremo sometido a temple general instantáneo de la muestra. Estos resultados demuestran que la dureza se mantiene estable a lo largo de la longitud de la muestra sometida a ensayo que muestra una alta endurecibilidad.

Se estima que tal capacidad de temple general instantáneo podría permitir la obtención de una estructura completamente martensítica (99,9%) para una tubería de 40 mm de espesor de pared sometida a temple general instantáneo con agua.

En otras palabras, la producción de una estructura puramente martensítica para la muestra elaborada con el acero de la presente invención se corroboró, además, por su curva de Jominy de endurecibilidad.

3. Comparación de endurecibilidad con aceros comparativos

3.1. Composición de acero

La Tabla 20 ilustra la composición química de un acero comparativo (las cantidades indicadas se calculan en porcentaje en peso, siendo el resto de dicha composición elaborado con hierro).

Tabla 20: Composición química del Acero F

3.2. Procedimiento

La muestra emitida a partir de composiciones de acero F se ha estandarizado según los requisitos del ensayo de Jominy.

3.3. Resultados

La Figura 7 ilustra las curvas de Jominy (dureza basándose en la escala de Rockwell) de la muestra de la composición de acero F en donde se representan las mediciones de dureza frente a la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo con agua.

Los resultados de esta figura muestran que la curva de Jominy de esta muestra no es plana y desciende significativamente a medida que aumenta la distancia desde el extremo sometido a temple general instantáneo. En particular, la curva de la sonda obtenida a partir de la composición de acero F tiene un punto de inflexión de aproximadamente 15 mm antes de remojarse significativamente.

Estos resultados muestran claramente que la dureza no es estable a lo largo de las muestras sometidas a ensayo. Estos resultados también corroboran el hecho de que la capacidad de temple general instantáneo realizada no es capaz de conducir a una estructura completamente martensítica. De hecho, la estructura de esta muestra está compuesta de menos del 90% de martensita a una distancia de 40 mm del extremo sometido a temple general instantáneo.

En particular, esto significa que tal capacidad de temple general instantáneo no permitirá la obtención de una estructura completamente martensítica (99,9%) para una tubería de 40 mm de espesor de pared sometida a temple general instantáneo con agua (ya sea medida con un temple general instantáneo externo o con un temple general instantáneo externo e interno), sino más bien una estructura que tenga menos del 90% de martensita.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Una tubería de acero sin costura que tiene la siguiente composición química que consiste en, en porcentaje en peso:

C: del 0,27 al 0,30% en peso,

Si: del 0,20 al 0,35% en peso,

Mn: del 0,80 al 0,90% en peso,

Cr: del 1,30 al 1,45% en peso,

Mo: del 0,65 al 0,75% en peso,

Ni: del 0,15 al 0,25% en peso,

Cu: máximo el 0,25% en peso,

Al: del 0,015 al 0,035% en peso,

Ti: del 0.024 al 0,038% en peso,

N: máximo el 0,012% en peso,

V: máximo el 0,05% en peso,

B: del 0,001 al 0,0025% en peso,

Nb: del 0,02 al 0,03% en peso,

en donde el resto de dicho acero es hierro e impurezas inevitables del procesamiento industrial, incluyendo los elementos P, S y H; cuyas cantidades, expresadas en % en peso, con respecto al peso total de dicha composición química, son las siguientes:

P < 0,015%,

S < 0,003% y

H < 0,003%; y

que tiene un límite elástico (L^e) de al menos 862 MPa y una resistencia máxima a la tracción (RM^t), en donde la relación entre el límite elástico (L^e) y la resistencia máxima a la tracción (RM^t) es inferior a 0,93, en donde la microestructura comprende al menos el 95% de martensita en relación con la microestructura completa.

2. La tubería de acero sin costura según la reivindicación 1, en donde la composición química consiste en, en porcentaje en peso:

C: del 0,27 al 0,30% en peso,

Si: del 0,22 al 0,30% en peso,

Mn: del 0,80 al 0,85% en peso,

Cr: del 1,30 al 1,40% en peso,

Mo: del 0,65 al 0,70% en peso,

Ni: del 0,15 al 0,20% en peso,

Cu: del 0,10 al 0,20% en peso,

Al: del 0,017 al 0,030% en peso,

Ti: del 0.028 al 0,038% en peso,

N: del 0,001 al 0,010% en peso,

V: del 0,001 al 0,020% en peso,

B: del 0,0010 al 0,0018% en peso,

Nb: del 0,020 al 0,025% en peso,

3. La tubería de acero sin costura según la reivindicación 1 o 2, en donde la relación entre el límite elástico (L^e) y la resistencia máxima a la tracción (RM^t) es inferior a 0,90.

4. La tubería de acero sin costura según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en donde el límite elástico (L^e) es de al menos 900 MPa.

5. La tubería de acero sin costura según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en donde la resistencia máxima a la tracción (RM^t) es de al menos 950 MPa, preferiblemente de al menos 1.035 MPa.

6. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en donde el acero tiene un valor de tenacidad Kcv según la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) en la dirección transversal a -40 °C que es al menos:

7. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en donde el acero tiene un valor de tenacidad según la norma ASTM E23, Tipo A, en una muestra de tamaño completo (10x10 mm) en la dirección transversal a -60 °C que es al menos:

8. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en donde la composición satisface la siguiente relación entre los contenidos de níquel, cromo y manganeso:

Z (Ni, Cr, Mn) > 2,2

9. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en donde la composición satisface la siguiente relación entre los contenidos de níquel, cromo, manganeso y silicio:

Z (Ni, Cr, Mn, Si) > 2,4

10. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en donde su microestructura comprende el 99% de martensita en relación con la microestructura completa.

11. Método de producción de tubería sin costura de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1-10, que comprende al menos las siguientes etapas sucesivas:

(i) proporcionar un acero que tiene la composición química definida según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10, (ii) una etapa en donde el acero se forma en caliente a una temperatura que varía de 1.100 °C a 1.300 °C a través de un proceso de formación en caliente para obtener una tubería, a continuación,

(iv) una etapa en donde:

- dicha tubería sometida a temple general instantáneo, a continuación, se calienta y se mantiene a una temperatura de revenido (TR) que varía de 580 °C a 720 °C y se mantiene a la temperatura de revenido (TR) durante un tiempo de revenido c y, a continuación, se enfría hasta una temperatura de como máximo 20 °C, con el fin de obtener una tubería sometida a temple general instantáneo y revenida,

12. La tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10, en donde la tubería sin costura de acero tiene un espesor de pared que varía de 38 a 78 milímetros.

13. Accesorio de petróleo y gas y/o componente mecánico que comprende al menos una tubería de acero sin costura según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10.

14. Uso de una tubería de acero sin costura según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10 en la fabricación de un accesorio de petróleo y gas y/o un componente mecánico.