ES2941112T3

ES2941112T3 - Material de acero adecuado para usar en un ambiente ácido

Info

Publication number: ES2941112T3
Application number: ES19784641T
Authority: ES
Inventors: Hiroki Kamitani; Atsushi Soma; Keiichi Kondo; Shinji Yoshida; Yuji Arai
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2018-04-09
Filing date: 2019-03-22
Publication date: 2023-05-16
Anticipated expiration: 2039-03-22
Also published as: JP6950820B2; WO2019198468A1; MX2020010540A; JPWO2019198468A1; US20210198775A1; EP3778970A1; EP3778970A4; EP3778970B1; US11434554B2; BR112020020305A2

Abstract

Se proporciona un material de acero que tiene un límite elástico de 655-1069 MPa (95-140 ksi) y una excelente resistencia SSC. Este material de acero tiene una composición química que comprende, en % en masa, 0,20%-0,50% C, 0,05%-0,50% Si, 0,05%-1,00% Mn, no más de 0,030% P, menos de 0,0050% S, 0,005-0,050 % Al, 0,10-1,50 % Cr, 0,25 %-1,80 % Mo, 0,002 %-0,050 % Ti, 0,002 %-0,100 % Nb, 0,0001 %-0,0050 % B, no más del 0,0070 % N y menos del 0,0050 % O , siendo el resto Fe e impurezas inevitables. El límite elástico es de 655-1069 MPa y el índice de elasticidad es de al menos el 85%. Al menos el 30% del área tiene un valor KAM de no más de 1°. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN

Material de acero adecuado para usar en un ambiente ácido

Campo técnico

La presente invención se refiere a un material de acero, y más particularmente se refiere a un material de acero adecuado para usar en un ambiente ácido.

Antecedentes

Debido a la profundización de los pozos de petróleo y de gas (en adelante, los pozos de petróleo y los pozos de gas se denominan colectivamente «pozos de petróleo») existe una demanda para mejorar la resistencia de los materiales de acero para pozos de petróleo representados por tuberías de acero para pozos de petróleo. Específicamente, por ejemplo, se están utilizando ampliamente tuberías de acero para pozos de petróleo de grado 80 ksi (el límite elástico es de 80 ksi a menos de 95 ksi, es decir, 552 MPa a menos de 655 MPa) y 95 ksi (el límite elástico es de 95 ksi a menos de 110 ksi, es decir, 655 MPa a menos de 758 MPa), y recientemente también se están comenzando a solicitar tuberías de acero para pozos de petróleo de grado 110 ksi (el límite elástico es de 110 ksi a menos de 125 ksi, es decir, de 758 MPa a menos de 862 MPa), grado 125 ksi (el límite elástico es de 125 ksi a menos de 140 ksi, es decir, de 862 MPa a menos de 965 MPa) y grado 140 ksi (el límite elástico es de 140 ksi a 155 ksi, es decir, de 965 MPa a 1069 MPa).

La mayoría de los pozos profundos se encuentran en un ambiente ácido que contiene sulfuro de hidrógeno corrosivo. En la presente descripción, el término «ambiente ácido» significa un ambiente acidificado que contiene sulfuro de hidrógeno. Obsérvese que, en algunos casos, un ambiente ácido también puede contener dióxido de carbono. Se requiere que las tuberías de acero para pozos de petróleo para su uso en tales ambientes ácidos tengan no solo alta resistencia, sino también resistencia al agrietamiento por tensión de sulfuro (en adelante, denominada «resistencia al SSC», por sus siglas en inglés).

La tecnología para mejorar la resistencia al SSC de los materiales de acero para pozos de petróleo, tipificados por las tuberías de acero para pozos de petróleo, se describe en la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 62-253720 (Literatura de patentes 1), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 59-232220 (Literatura de patentes 2), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 06-322478 (Literatura de patentes 3), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 08-311551 (Literatura de patentes 4), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2000-256783 (Literatura de patentes 5), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2000-297344 (Literatura de patentes 6), la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2005-350754 (Literatura de patentes 7), la Publicación Nacional de la Solicitud de Patente Internacional número 2012-519238 (Literatura de patentes 8), y la Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2012-26030 (Literatura de patentes 9).

En la Literatura de patentes 1 se propone un método para reducir impurezas tales como Mn y P y, por lo tanto, aumentar la resistencia al SSC de un acero para pozos de petróleo. En la Literatura de patentes 2 se propone un método para realizar el templado dos veces para refinar los granos del cristal y, por lo tanto, aumentar la resistencia al SSC de un acero.

En la Literatura de patentes 3 se propone un método para realizar un tratamiento de calentamiento por inducción para refinar una microestructura de acero y, por lo tanto, aumentar la resistencia al SSC de un material de acero de grado 125 ksi. En la Literatura de patentes 4 se propone un método para aumentar la templabilidad del acero mediante el uso de un procedimiento de templado directo y el aumento de la temperatura de revenido para aumentar la resistencia al SSC de una tubería de acero de un grado 110 ksi a un grado 140 ksi.

En la Literatura de patentes 5 y en la Literatura de patentes 6 se proponen en cada una métodos para controlar formas de carburos y, por lo tanto, aumentar la resistencia al SSC de un acero para productos tubulares para campos petrolíferos de baja aleación de grado 110 ksi a 140 ksi. En la Literatura de patentes 7 se propone un método para controlar la densidad de dislocaciones y el coeficiente de difusión de hidrógeno de manera que se muestren los valores deseados y, por lo tanto, aumente la resistencia al SSC de un material de acero de grado 125 ksi o más. En la Literatura de patentes 8 se propone un método para realizar templado varias veces en un acero de baja aleación que contiene del 0.3 % al 0.5 % de C y, por lo tanto, aumentando la resistencia al SSC de un acero de grado 125 ksi. En la Literatura de patentes 9 se propone un método para emplear un procedimiento de revenido que incluye un tratamiento térmico en dos etapas y, por lo tanto, controlar la morfología o una serie de carburos. Más específicamente, en la Literatura de patentes 9, se suprime una densidad numérica de gran M³C o M²C y, por lo tanto, se aumenta la resistencia al SSC de un acero de grado 125 ksi.

En la Literatura de patentes 10 se describe que una tubería de acero sin costura tiene una composición que contiene, en porcentaje en masa, C: 0.15 % a 0.50 %, Si: 0.1 % a 1.0 %, Mn: 0.3 % a 1.0 %, P: 0.015 % o menos, S: 0.005 % o menos, Al: 0.01 % a 0.1 %. N: 0.01 % o menos, Cr: 0.1 % a 1.7 %, Mo: 0.40 % a 1.1 %, V: 0.01 % a 0.12 %, Nb: 0.01 % a 0.08 %, Ti: 0.03 % o menos, y B: 0.0005 a 0.003 %, tiene una estructura compuesta por una fase martensítica revenida como fase principal con un número de tamaño de grano austenítico previo de 8.5 o más, y tiene una distribución de dureza en la que en cuatro porciones separadas 90° entre sí en la dirección circunferencial, la dureza es de 295 HV10 o menos en cualquiera de una región del lado de la superficie interior a una longitud de 2.54 mm a 3.81 mm de la superficie interior de la tubería, una región del lado de la superficie exterior a la misma distancia de la superficie exterior de la tubería, y un centro del grosor. Por ello, la tubería de acero sin costura tiene una alta resistencia de grado 110 ksi (límite elástico: 758 MPa o más) y excelente resistencia al SSC. La composición puede contener además Cu y/o W y/o Ni y/o Ca.

En la Literatura de patentes 11 se describe que una hoja de acero laminado en frío tiene una composición que contiene, en masa, (0.05-0.30) % C, <3.0 % (incluido el 0 %) Si, (0.1-5.0) % Mn, <0.1 % (incluido el 0 %) P , <0.010 % (incluyendo el 0 %) S, y (0.001-0.10) % Al, y el resto principalmente hierro, y tiene una estructura que comprende el (10-80) % de ferrita, <5 % (incluyendo el 0 %) la suma de austenita retenida y martensita, por una tasa de área, y el resto una segunda fase dura, en donde para una curva de distribución de frecuencia de valor de KAM, la relación entre la proporción X^kam<^o.4° de sitios que tienen un valor de KAM < 0.4° y la proporción de área de ferrita, Va, satisface X^kam<0.4° / Va ^ 0.8 y la proporción X^kam=⁰.⁶-⁰.⁸° de sitios que tienen un valor de KAM en el intervalo de 0.6-0.8 es el (10-20) %. En la segunda fase dura contigua a la ferrita, se dispersan por tres o menos partículas de cementita que tienen un diámetro de círculo equivalente de 0.1 pm o más por pm2 de la segunda fase dura.

Lista de citas

Literatura de patentes

Literatura de patentes 1: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 62-253720

Literatura de patentes 2: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 59-232220

Literatura de patentes 3: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 6-322478

Literatura de patentes 4: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 8-311551

Literatura de patentes 5: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2000-256783

Literatura de patentes 6: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2000-297344

Literatura de patentes 7: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2005-350754

Literatura de Patentes 8: Publicación Nacional de la Solicitud de Patente Internacional número 2012-519238 Literatura de patentes 9: Publicación de la Solicitud de Patente Japonesa número 2012-26030

Literatura de patentes 10: EP 2796587 A1

Literatura de patentes 11: JP 2010255090 A

Sumario de la invención

Problema técnico

Como se describió anteriormente, acompañando la creciente gravedad de los entornos de los pozos de petróleo en los últimos años, existe una demanda de tuberías de acero para pozos de petróleo que sean más excelentes en resistencia al SSC que las tuberías de acero para pozos de petróleo convencionales. Por ello, puede obtenerse un material de acero (por ejemplo, tubería de acero para pozos de petróleo) que tenga un límite elástico de grado 95 ksi a 140 ksi (655 MPa a 1069 MPa) y una excelente resistencia al SSC mediante una técnica distinta a las técnicas descritas en la Literatura de patentes 1 a 9 anteriores.

Un objetivo de la presente invención es proporcionar un material de acero que tenga un límite elástico de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 155 ksi, 95 ksi a 140 ksi) y que también tenga una excelente resistencia al SSC.

Solución al problema

La presente invención es como se describe en las reivindicaciones adjuntas.

Efectos ventajosos de la invención

El material de acero según la presente invención tiene un límite elástico en un intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 155 ksi, 95 ksi a 140 ksi) y también tiene una excelente resistencia al SSC.

Breve descripción de los dibujos

[Figura 1A] La figura 1A es una vista lateral y una vista en sección transversal de un espécimen de ensayo DCB usado en un ensayo DCB en una realización.

[Figura 1B] La figura 1B es una vista en perspectiva de una cuña usada en el ensayo DCB en la realización.

Descripción de realizaciones

Los presentes autores realizaron investigaciones y estudios sobre un método para obtener un límite elástico en un intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 155 ksi, 95 ksi a 140 ksi) y una excelente resistencia al SSC para un material de acero que se supone que se usará en un ambiente ácido, y encontraron los siguientes hallazgos.

Se han realizado muchos estudios con respecto a la relación entre la densidad de dislocaciones y la resistencia al SSC para un material de acero que se supone que se usará en un ambiente ácido. Específicamente, si aumenta la densidad de dislocaciones en el material de acero aumentará el límite elástico del material de acero. Por otro lado, existe la posibilidad de que las dislocaciones ocluyan hidrógeno. Por ello, en el caso de que la densidad de dislocaciones del material de acero aumente con el fin de aumentar el límite elástico del material de acero, existe la posibilidad de que la resistencia al SSC del material de acero disminuya.

Convencionalmente, se ha considerado como sigue un mecanismo por el cual la resistencia al SSC del material de acero disminuirá como resultado del aumento de la densidad de las dislocaciones. La dislocación es un tipo de defecto de red que surge en una red cristalina de la microestructura del material de acero. Se ha considerado que las dislocaciones pueden ocluir hidrógeno. Por ello, se ha considerado que el material de acero que tiene una alta densidad de dislocaciones puede ocluir hidrógeno y la resistencia al SSC disminuirá.

Por otro lado, en una microestructura de material de acero, en algunos casos se produce deformación microscópica en un cristal debido a una causa distinta a las dislocaciones. Por ejemplo, existe la posibilidad de que se produzca una deformación microscópica en un cristal en la microestructura del material de acero por un elemento disuelto. Por ejemplo, además, en el caso de que exista un precipitado e inclusiones en la microestructura del material de acero, existe la posibilidad de que se produzca una deformación microscópica en un cristal en una interfaz entre el precipitado o similar y un metal base.

Como se ve en lo anterior, la aparición de la deformación microscópica en un cristal en la microestructura del material de acero no se debe únicamente a las dislocaciones. Se considera que la deformación microscópica se produce en un cristal en la microestructura del material de acero por acciones combinadas de una pluralidad de factores tales como las dislocaciones, el elemento disuelto, el precipitado, las inclusiones y similares, así como números de ellos, grados de dispersión de ellos, y similares. Además, existe la posibilidad de que la deformación microscópica en un cristal en la microestructura del material de acero influya en la resistencia al SSC del material de acero.

Por ello, los presentes autores realizaron varios estudios con respecto a un método para observar la deformación microscópica en un cristal en la microestructura del material de acero. Como resultado de los estudios detallados, los presentes autores centraron su atención en una orientación cristalina en la microestructura del material de acero. La orientación del cristal puede determinar la deformación microscópica de un cristal que ocurre por la acumulación de los factores combinados antes mencionados.

Por ello, los presentes autores realizaron investigaciones y estudios detallados con respecto a la relación entre la orientación del cristal y la resistencia al SSC de un material de acero que se supone que se usa en un ambiente ácido y contiene una composición química que consiste en, en porcentaje en masa, C: 0.20 % a 0.50 %, Si: 0.05 % a 0.50 %, Mn: 0.05 % a 1.00 %, P: 0.030 % o menos, S: menos del 0.0050 %, Al: 0.005 % a 0.050 %, Cr: 0.10 % a 1.50 %, Mo: 0.25 % a 1.80 %, Ti: 0.002 % a 0.050 %, Nb: 0.002 % a 0.100 %, B: 0.0001 % a 0.0050 %, N: 0.0070 % o menos, O: menos del 0.0050 %, V: 0 % a 0.30 %, Ca: 0 % a 0.0100 %, Mg: 0 % a 0.0100 %, Zr: 0 % a 0.0100 %, metal de tierras raras: 0 % a 0.0100 %, Co: 0 % a 1.50 %, W: 0 % a 1.50 %, Ni: 0 % a 0.50 % y Cu: 0 % a 0.50 %, siendo el resto Fe e impurezas.

Específicamente, los presentes autores primero enfocaron su atención en un material de acero que contenía la composición química antes mencionada y un límite elástico dentro de un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado de 140 ksi) y realizaron investigaciones y estudios detallados con respecto a la relación entre la orientación del cristal y la resistencia al SSC del material de acero. La orientación del cristal del material de acero que contenía la composición química antes mencionada y el límite elástico de grado 140 ksi se determinó mediante EBSD (patrón de difracción de retrodispersión de electrones, por sus siglas en inglés) que se describe más adelante.

A continuación, los presentes autores realizaron además estudios detallados con respecto a la relación entre la orientación determinada del cristal y la deformación microscópica en el cristal. Como resultado, los presentes autores encontraron que el cálculo de una desviación de la orientación del cristal con respecto al entorno puede determinar la deformación microscópica en un cristal de la microestructura. Es decir, se calcula una distribución de deformación en lugar de un valor medio de deformación en el material de acero tipificado por la densidad de dislocaciones antes mencionada. Como resultado, para el material de acero que contiene la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de grado 140 ksi, se puede determinar la deformación microscópica en un cristal de la microestructura.

Basándose en el hallazgo anterior, los presentes autores determinaron un valor de KAM (desorientación media en el núcleo) a partir de la orientación determinada del cristal. El valor de KAM se definió de la siguiente manera.

Se dividió un campo visual sobre la base de un píxel hexagonal regular, y se seleccionó un píxel hexagonal regular dado en el campo visual como píxel central. Con respecto al píxel central seleccionado y seis píxeles que estaban dispuestos de manera que fueran adyacentes al exterior del píxel central se determinaron las diferencias de orientación entre los píxeles. Se determinó el valor medio de las diferencias de orientación obtenidas, y el valor medio se definió como el valor de KAM del píxel central.

Es decir, el valor de KAM definido anteriormente es un índice que representa una desviación de la orientación de un cristal con respecto al entorno en la microestructura del material de acero. Específicamente, en un punto de medición que tiene un valor de KAM grande, las diferencias en la orientación del cristal entre el entorno y el punto de medición son grandes. En este caso, en el punto de medición, la deformación microscópica en un cristal es localmente grande. Por el contrario, en un punto de medición que tiene un valor de KAM pequeño, las diferencias en la orientación del cristal entre el entorno y el punto de medición son pequeñas. En este caso, en el punto de medición, se reduce la deformación microscópica en el cristal.

A continuación, los presentes autores realizaron estudios con respecto a la determinación de una distribución de la deformación microscópica en un cristal usando el valor de KAM. Específicamente, los presentes autores calcularon el valor de KAM obtenido en el píxel dado de modo que el píxel no se extienda a través de un límite del grano y, por lo tanto, crearon un mapa que representaba los cambios en la orientación del cristal en un grano del cristal (mapa KAM). Con el mapa KAM, se puede visualizar una distribución de la deformación microscópica en un cristal de la microestructura del material de acero.

Basándose en el mapa KAM creado, los presentes autores realizaron estudios detallados sobre la relación entre la distribución de la deformación microscópica en un cristal y la resistencia al SSC en el material de acero que contenía la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de grado 140 ksi. Específicamente, los presentes autores crearon el mapa KAM anterior para el material de acero que contenía la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico dentro del intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado de 140 ksi), y crearon un histograma obtenido a partir del mapa KAM creado por un método que se describe más adelante.

Como resultado, los presentes autores encontraron que existe una correlación entre la proporción de áreas que tienen valores KAM de 1° o menos y la resistencia al SSC. Más específicamente, los presentes autores encontraron que, en el material de acero que contenía la composición química según la presente realización y el límite elástico de grado 140 ksi, la resistencia al SSC del material de acero puede aumentarse aumentando la proporción de valores KAM de 1° o menos al 30 % de área o más.

Es decir, aumentando la proporción de valores de KAM de 1° o menos al 30 % de área o más, la resistencia al SSC del material de acero se puede aumentar mientras se mantiene el límite elástico en un grado de 140 ksi. Por ello, en el caso de que el material de acero según la presente realización que contenga la composición química antes mencionada tenga un límite elástico de grado 140 ksi, la proporción de valores KAM de 1° o menos se establece en el 30 % de área o más. Como resultado, se puede obtener un límite elástico de grado 140 ksi y una excelente resistencia al SSC.

Los presentes autores también realizaron estudios de manera similar con respecto a los casos en los que los límites elásticos son diferentes. Específicamente, los presentes autores crearon el mapa KAM anterior con respecto al caso del intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado de 125 ksi), y realizaron investigaciones con respecto a la deformación microscópica y la resistencia al SSC del material de acero.

Como resultado, los presentes autores encontraron que, en el material de acero que contenía la composición química según la presente realización y el límite elástico de grado 125 ksi, la resistencia al SSC del material de acero puede aumentarse aumentando la proporción de valores KAM de 1° o menos al 35 % de área o más.

Es decir, aumentando la proporción de valores de KAM de 1° o menos al 35 % de área o más, la resistencia al SSC del material de acero se puede aumentar mientras se mantiene el límite elástico en un grado de 125 ksi. Por ello, en el caso de que el material de acero según la presente realización que contenga la composición química antes mencionada tenga un límite elástico de grado 125 ksi, la proporción de valores de KAM de 1° o menos se establece en el 35 % de área o más. Como resultado, se puede obtener un límite elástico de grado 125 ksi y una excelente resistencia al SSC.

Además, los presentes autores crearon el mapa KAM anterior con respecto al caso del intervalo de 655 MPa a menos de 862 MPa (grado de 95 ksi y grado de 110 ksi), y realizaron investigaciones con respecto a la deformación microscópica y la resistencia al SSC del material de acero.

Como resultado, los presentes autores encontraron que, en el material de acero que contenía la composición química según la presente realización y los límites elásticos de grado 95 ksi y grado 110 ksi, la resistencia al SSC del material de acero pudo aumentarse aumentando la proporción de valores de KAM de 1° o menos al 40 % de área o más.

Es decir, al aumentar la proporción de valores de KAM de 1° o menos al 40 % del área o más se puede aumentar la resistencia al SSC del material de acero mientras se mantiene el límite elástico en un grado de 95 ksi y un grado de 110 ksi. Por ello, en el caso de que el material de acero según la presente realización que contenga la composición química antes mencionada tenga límites elásticos de grado 95 ksi y grado 110 ksi, la proporción de valores de KAM de 1° o menos se establece en el 40 % del área o más. Como resultado, se pueden obtener límites elásticos de grado 95 ksi y grado 110 ksi, y excelente resistencia al SSC.

Por ello, el material de acero según la presente realización contiene la composición química mencionada anteriormente, y la proporción de valores de KAM de 1° o menos aumenta según el límite elástico previsto (grado 95 ksi, grado 110 ksi, grado 125 ksi y grado 140 ksi). Como resultado, el material de acero según la presente realización puede obtener tanto los límites elásticos deseados (95 ksi de grado, 110 ksi de grado, 125 ksi de grado y 140 ksi de grado) y una excelente resistencia al SSC.

Téngase en cuenta que una microestructura del material de acero se compone principalmente de martensita revenida y bainita revenida. El término «compuesto principalmente de martensita revenida y bainita revenida» significa que el total de las relaciones de volumen de martensita revenida y bainita revenida es del 95 % o más. Si la microestructura del material de acero se compone principalmente de martensita revenida y bainita revenida, en el material de acero según la presente realización, el límite elástico está dentro del intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 140 ksi), un límite de alargamiento (una relación entre el límite elástico y la resistencia a la tracción, es decir, un límite de alargamiento (LA) = límite elástico (LE ) / resistencia a la tracción (RT)) es del 85 % o más.

En la presente memoria descriptiva, aunque no se limita particularmente, el material de acero es, por ejemplo, una tubería de acero o una placa de acero. El material de acero es preferiblemente un material de acero para pozos de petróleo usado en un pozo de petróleo y más preferiblemente es una tubería de acero para pozos de petróleo. En la presente memoria descriptiva, el término pozo de petróleo es un término colectivo que incluye pozos de petróleo y pozos de gas, como se describió anteriormente.

La composición química antes mencionada puede contener V: 0.01 % a 0.30 %.

La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en Ca: 0.0001 % a 0.0100 %, Mg: 0.0001 % a 0.0100 %, Zr: 0.0001 % a 0.0100 % y un metal de tierras raras en una cantidad del 0.0001 % al 0.0100 %

La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en Co: 0.02 % a 1.50 % y W: 0.02 % a 1.50 %.

La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elementos seleccionados de un grupo que consiste en Ni: 0.02 % a 0.50 % y Cu: 0.02 % a 0.50 %.

En el material de acero antes mencionado, el límite elástico puede estar en un intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos puede ser el 40 % del área o más.

En el material de acero antes mencionado, el límite elástico puede estar en un intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos puede ser el 40 % del área o más.

En el material de acero antes mencionado, el límite elástico puede estar en un intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos puede ser del 35 % del área o más.

En el material de acero antes mencionado, el límite elástico puede estar en un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos puede ser del 30 % del área o más.

El material de acero antes mencionado puede ser una tubería de acero para pozos de petróleo.

En la presente descripción, la tubería de acero para pozos de petróleo puede ser una tubería de acero que se usa para un conducto o puede ser una tubería de acero que se usa para productos tubulares para campos petrolíferos. La tubería de acero del pozo de petróleo puede ser una tubería de acero sin costura o puede ser una tubería de acero soldada. Los productos tubulares para campos petrolíferos son, por ejemplo, tuberías de acero que se usan para su uso en revestimientos o tubos.

El material de acero antes mencionado puede ser una tubería de acero sin costura.

En el caso de que el material de acero según la presente realización sea una tubería de acero sin costura, incluso cuando el grosor de la pared de la misma sea de 15 mm o más, la tubería de acero para pozos de petróleo tiene un límite elástico de 655 MPa a 1069 MPa (grado 95 ksi a 140 ksi) y excelente resistencia al SSC.

En adelante, se describe en detalle el material de acero según la presente invención. El símbolo «%» en relación con un elemento significa «porcentaje en masa», a menos que se indique específicamente lo contrario.

[Composición química]

La composición química del material de acero según la presente invención contiene los siguientes elementos.

C: 0.20 % a 0.50 %

El carbono (C) mejora la templabilidad del material de acero y aumenta la resistencia del material de acero. El carbono también promueve la esferoidización de los carburos durante el revenido en el procedimiento de producción y aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Cuando el carburo se dispersa, la resistencia del acero aumenta aún más. Estos efectos no se obtendrán si el contenido de C es demasiado bajo. Por otro lado, si el contenido de C es demasiado alto, la tenacidad del material de acero disminuirá y es probable que se produzca el agrietamiento por templado. Por ello, el contenido de C está dentro del intervalo de 0.20 % a 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de C es el 0.22 %, y más preferiblemente es el 0.26 %. Un límite superior preferible del contenido de C es el 0.45 %, más preferiblemente es el 0.43 % y aún más preferiblemente es el 0.40 %.

Si: 0.05 % a 0.50 %

El silicio (Si) desoxida el acero. Si el contenido de Si es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Si es demasiado alto, la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Si está dentro del intervalo del 0.05 % al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Si es el 0.15 %, y más preferiblemente es el 0.20 %. Un límite superior preferible del contenido de Si es el 0.45 %, y más preferiblemente es el 0.40 %.

Mn: 0.05 % a 1.00 %

El manganeso (Mn) desoxida el material de acero. El manganeso también mejora la templabilidad del material de acero. Si el contenido de Mn es demasiado bajo, estos efectos no se obtienen. Por otro lado, si el contenido de Mn es demasiado alto, el manganeso se segrega en los límites del grano junto con impurezas como P y S. En tal caso, la resistencia al SSC del material de acero disminuirá. Por ello, el contenido de Mn está dentro de un intervalo del 0.05 % al 1.00 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mn es el 0.25 %, y más preferiblemente es el 0.30 %. Un límite superior preferible del contenido de Mn es el 0.90 %, y más preferiblemente es el 0.80 %.

P: 0.030 % o menos

El fósforo (P) es una impureza. En otras palabras, el contenido de P es mayor que el 0 %. El P se segrega en los límites del grano y disminuye la resistencia al SSC del material de acero. Por ello, el contenido de P es el 0.030 % o menos. Un límite superior preferible del contenido de P es el 0.020 %, y más preferiblemente es el 0.015 %. Preferiblemente, el contenido de P es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de P se reduce excesivamente, el coste de producción aumenta significativamente. Por ello, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de P es el 0.0001 %, más preferiblemente el 0.0002 % y más preferiblemente el 0.0003 %.

S: menos del 0.0050 %

El azufre (S) es una impureza. En otras palabras, el contenido de S es mayor que el 0 %. El azufre se segrega en los límites del grano y disminuye la resistencia al SSC del material de acero. Por ello, el contenido de S es menor que el 0.0050 %. Un límite superior preferible del contenido de S es el 0.0045 %, más preferiblemente es el 0.0040 % y aún más preferiblemente es el 0.0030 %. Preferiblemente, el contenido de S es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de S se reduce excesivamente, el coste de producción se incrementa significativamente. Por ello, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de S es el 0.0001 %, más preferiblemente el 0.0002 % y aún más preferiblemente el 0.0003 %.

Al: 0.005 % a 0.050 %

El aluminio (Al) desoxida el material de acero. Si el contenido de Al es demasiado bajo, este efecto no se obtiene y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por otro lado, si el contenido de Al es demasiado alto, se forman inclusiones gruesas a base de óxido y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Al está dentro de un intervalo del 0.005 % al 0.050 %. Un límite inferior preferible del contenido de Al es el 0.015 %, y más preferiblemente es el 0.020 %. Un límite superior preferible del contenido de Al es el 0.040 %, y más preferiblemente es el 0.030 %. En la presente descripción, el contenido de «Al» significa «Al soluble en ácido», es decir, el contenido de «Al sol.».

Cr: 0.10 % a 1.50 %

El cromo (Cr) mejora la templabilidad del material de acero. El cromo también aumenta la resistencia al reblandecimiento del revenido del material de acero y permite el revenido a alta temperatura. Como resultado, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si el contenido de Cr es demasiado bajo, estos efectos no se obtienen. Por otro lado, si el contenido de Cr es demasiado alto, la tenacidad y la resistencia al SSC del material de acero disminuyen. Por ello, el contenido de Cr está dentro de un intervalo del 0.10 % al 1.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Cr es el 0.25 %, y más preferiblemente es el 0.30 %. Un límite superior preferible del contenido de Cr es el 1.30 %, y más preferiblemente es el 1.20 %.

Mo: 0.25 % a 1.80 %

El molibdeno (Mo) mejora la templabilidad del material de acero. El molibdeno también forma carburos finos y aumenta la resistencia al reblandecimiento del revenido del material de acero. Como resultado, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si el contenido de Mo es demasiado bajo, estos efectos no se obtienen. Por otro lado, si el contenido de Mo es demasiado alto, los efectos antes mencionados se saturan. Por ello, el contenido de Mo está dentro de un intervalo del 0.25 % al 1.80 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mo es el 0.30 %, más preferiblemente es el 0.35 %, más preferiblemente es el 0.40 % y más preferiblemente es el 0.50 %. Un límite superior preferible del contenido de Mo es el 1.50 %, más preferiblemente es el 1.30 %, más preferiblemente es el 1.25 % y más preferiblemente es el 1.10 %.

Ti: 0.002 % al 0.050 %

El titanio (Ti) forma nitruros y refina los granos del cristal mediante el efecto de fijación. Como resultado, aumenta la resistencia del material de acero. Si el contenido de Ti es demasiado bajo, no se obtiene el efecto. Por otro lado, si el contenido de Ti es demasiado alto, los nitruros de Ti se engrosan y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Ti está dentro de un intervalo del 0.002 % al 0.050 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ti es el 0.003 %, y más preferiblemente es el 0.005 %. Un límite superior preferible del contenido de Ti es el 0.030 %, y más preferiblemente es el 0.020 %.

Nb: 0.002 % al 0.100 %

El niobio (Nb) se combina con C o N para formar carburos, nitruros o carbonitruros y similares (de ahora en adelante, denominados «carbonitruros y similares»). Estos carbonitruros y similares refinan la subestructura del material de acero por el efecto de fijación y aumentan la resistencia al SSC del material de acero. Es más, debido a que Nb también forma carburos esféricos de tipo MC, el Nb impide la formación de carburos aciculares tipo M²C y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si el contenido de Nb es demasiado bajo, no se pueden obtener estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Nb es demasiado alto, los carbonitruros y similares se forman en exceso y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Nb está dentro del intervalo del 0.002 % al 0.100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Nb es el 0.003 % y más preferiblemente el 0.007 %. Un límite superior preferible del contenido de Nb es menor que el 0.050 %, más preferiblemente el 0.035 % y aún más preferiblemente el 0.030 %.

B: 0.0001 % al 0.0050 %

El boro (B) se disuelve en el acero, mejora la templabilidad del material de acero y aumenta la resistencia del material de acero. Este efecto no se obtiene si el contenido de B es demasiado bajo. Por otro lado, si el contenido de B es demasiado alto, se forman nitruros gruesos en el material de acero y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de B está dentro de un intervalo del 0.0001 % al 0.0050 %. Un límite inferior preferible del contenido de B es el 0.0003 %, y más preferiblemente es el 0.0007 %. Un límite superior preferible del contenido de B es el 0.0035 %, y más preferiblemente es el 0.0025 %.

N: 0.0070 % o menos

El nitrógeno (N) está inevitablemente contenido. En otras palabras, el contenido de N es mayor que el 0 %. El nitrógeno se combina con Ti para formar nitruros y, por lo tanto, refina los granos de cristal del material de acero mediante el efecto de fijación. Sin embargo, si el contenido de N es demasiado alto, el N forma nitruros gruesos y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de N es el 0.0070 % o menos. Un límite superior preferible del contenido de N es el 0.0050 %, y más preferiblemente es el 0.0040 %. El límite inferior del contenido de N para obtener los efectos antes mencionados de forma más eficaz es el 0.0005 %, más preferiblemente es el 0.0010 % y más preferiblemente es el 0.0020 %.

O: menos del 0.0050 %

El oxígeno (O) es una impureza. En otras palabras, el contenido de O es mayor que el 0 %. El oxígeno forma óxidos gruesos y reduce la resistencia a la corrosión del material de acero. Por ello, el contenido de O es menor que el 0.0050 %. Un límite superior preferible del contenido de O es el 0.0030 %, y más preferiblemente es el 0.0020 %. Preferiblemente, el contenido de O es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de O se reduce excesivamente, el coste de producción aumenta significativamente. Por ello, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de O es el 0.0001 %, más preferiblemente el 0.0002 % y aún más preferiblemente el 0.0003 %.

El resto de la composición química del material de acero según la presente realización es Fe e impurezas. En la presente memoria, el término «impurezas» se refiere a elementos que, durante la producción industrial del material de acero, se mezclan con el mineral o la chatarra que se usa como materia prima del material de acero, o del entorno de producción o similar, y que están permitidos dentro de un intervalo que no afecta negativamente al material de acero según la presente realización.

[Sobre elementos opcionales]

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además V en lugar de una parte de Fe.

V: 0 % a 0.30 %

El vanadio (V) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de V puede ser el 0 %. Si está contenido, el vanadio forma carbonitruros y similares. Estos carbonitruros y similares refinan la subestructura del material de acero por el efecto de fijación y mejoran la resistencia al SSC del acero. El vanadio también forma carburos finos durante el revenido. Los carburos finos aumentan la resistencia al reblandecimiento del revenido del material de acero y aumentan la resistencia del material de acero. Es más, debido a que el vanadio también forma carburos esféricos de tipo MC, el vanadio impide la formación de carburos aciculares tipo M²C y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de V, estos efectos se obtienen hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de V es demasiado alto, la tenacidad del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de V está dentro del intervalo del 0 % al 0.30 %. Un límite inferior preferible del contenido de V es más del 0 %, más preferiblemente es del 0.01 % y aún más preferiblemente es del 0.02 %. En caso de que se pretenda obtener un límite elástico de 965 MPa o más, es preferible que el material de acero contenga V en una cantidad del 0.01 % o más. Cuando el vanadio está contenido en una cantidad del 0.01 % o más, el límite elástico del material de acero se hace estable a 965 MPa o más. Por ello, en el caso de que el límite elástico esté dentro de un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa, un límite inferior preferible del contenido de V es el 0.01 %, más preferiblemente el 0.02 %, más preferiblemente el 0.04 % y más preferiblemente el 0.05 %. Un límite superior preferible del contenido de V es el 0.20 %, más preferiblemente es el 0.15 % y aún más preferiblemente el 0.12 %.

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en Ca, Mg, Zr y metales de tierras raras (REM) en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y aumenta la resistencia al SSC del material de acero.

Ca: 0 % a 0.0100 %

El calcio (Ca) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Ca puede ser el 0 %. Si está contenido, el Ca hace que el S en el material de acero sea inofensivo al formar sulfuros y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Ca, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Ca es demasiado alto, los óxidos en el material de acero se vuelven más gruesos y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Ca está dentro del intervalo del 0 % al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ca es mayor que el 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, más preferiblemente es el 0.0003 %, más preferiblemente es el 0.0006 % y más preferiblemente es el 0.0010 %. Un límite superior preferible del contenido de Ca es el 0.0025 %, y más preferiblemente es el 0.0020 %.

Mg: 0 % a 0.0100 %

El magnesio (Mg) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Mg puede ser el 0 %. Si está contenido, el Mg hace que el S en el material de acero sea inofensivo al formar sulfuros y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Mg, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Mg es demasiado alto, los óxidos en el material de acero se vuelven más gruesos y disminuye la resistencia al SSC del material de acero. Por ello, el contenido de Mg está dentro del intervalo del 0 % al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mg es mayor que el 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, más preferiblemente es el 0.0003 %, más preferiblemente es el 0.0006 % y más preferiblemente es el 0.0010 %. Un límite superior preferible del contenido de Mg es el 0.0025 %, y más preferiblemente es el 0.0020 %.

Zr: 0 % a 0.0100 %

El circonio (Zr) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Zr puede ser el 0 %. Si está contenido, el Zr hace que el S en el material de acero sea inofensivo al formar sulfuros y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Zr, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Zr es demasiado alto, los óxidos en el material de acero se vuelven más gruesos y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de Zr está dentro del intervalo del 0 % al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Zr es mayor que el 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, más preferiblemente es el 0.0003 %, más preferiblemente es el 0.0006 % y más preferiblemente es el 0.0010 %. Un límite superior preferible del contenido de Zr es el 0.0025 %, y más preferiblemente es el 0.0020 %.

Metal de tierras raras (REM): 0 % a 0.0100 %

El metal de tierras raras (REM) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de REM puede ser el 0 %. Si está contenido, el REM hace que el S en el material de acero sea inofensivo al formar sulfuros y, por lo tanto, aumenta la resistencia al SSC del material de acero. El REM también se combina con P en el material de acero e impide la segregación de P en los límites del grano. Por ello, se impide una disminución en la resistencia al SSC del material de acero que es atribuible a la segregación de P. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de REM, estos efectos se obtienen hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de REM es demasiado alto, los óxidos en el material de acero se vuelven más gruesos y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de REM está dentro del intervalo del 0 % al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de REM es mayor que el 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, más preferiblemente es el 0.0003 %, más preferiblemente es el 0.0006 % y más preferiblemente es el 0.0010 %. Un límite superior preferible del contenido de ^rE^mes el 0.0025 %, y más preferiblemente es el 0.0020 %.

Obsérvese que, en la presente descripción, el término «REM» se refiere a uno o más tipos de elementos seleccionados de un grupo que consiste en escandio (Sc) que es el elemento con número atómico 21, itrio (Y) que es el elemento con número atómico 39, y los elementos desde el lantano (La) de número atómico 57 hasta el lutecio (Lu) de número atómico 71 que son lantanoides. Además, en la presente descripción, el término «contenido de REM» se refiere al contenido total de estos elementos.

En el caso de que estén contenidos en combinación dos o más tipos de elementos seleccionados del grupo mencionado anteriormente que contiene Ca, Mg, Zr y REM, la cantidad total de estos elementos es preferiblemente el 0.0100 % o menos, y más preferiblemente es el 0.0050 % o menos.

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en Co y W en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional que forma una capa protectora contra la corrosión en un ambiente ácido e impide la penetración de hidrógeno en el material de acero. De esta forma, cada uno de estos elementos aumenta la resistencia al SSC del material de acero.

Co: 0 % a 1.50 %

El cobalto (Co) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Co puede ser del 0 %. Si está contenido, el Co forma una capa protectora contra la corrosión en un ambiente ácido e impide la penetración de hidrógeno en el material de acero. De esta forma, el Co aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Co, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Co es demasiado alto, la templabilidad del material de acero disminuirá y la resistencia del material de acero disminuirá. Por ello, el contenido de Co está dentro del intervalo del 0 % al 1.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Co es mayor que el 0 %, más preferiblemente es el 0.02 % y aún más preferiblemente es el 0.05 %. Un límite superior preferible del contenido de Co es el 1.25 %, más preferiblemente el 1.00 %, más preferiblemente el 0.80 %, más preferiblemente el 0.60 % y más preferiblemente el 0.50 %.

W: 0 % a 1.50 %

El tungsteno (W) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de W puede ser del 0 %. Si está contenido, el tungsteno forma una capa protectora contra la corrosión en un ambiente ácido e impide la penetración de hidrógeno en el material de acero. De esta forma, el tungsteno aumenta la resistencia al SSC del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de W, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de W es demasiado alto, se forman carburos gruesos en el material de acero y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, el contenido de W está dentro del intervalo del 0 % al 1.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de W es mayor que el 0 %, más preferiblemente es del 0.02 % y aún más preferiblemente es del 0.05 %. Un límite superior preferible del contenido de W es el 1.25 %, más preferiblemente es el 1.00 %, más preferiblemente es el 0.80 %, más preferiblemente es el 0.60 % y más preferiblemente es el 0.50 %.

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en Ni y Cu en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y aumenta la templabilidad del material de acero.

Ni: 0 % al 0.50 %

El níquel (Ni) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Ni puede ser el 0 %. Si está contenido, el Ni mejora la templabilidad del material de acero y aumenta la resistencia del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Ni, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Ni es demasiado alto, el Ni promoverá la corrosión local y la resistencia al SSC del material de acero disminuirá. Por ello, el contenido de Ni está dentro del intervalo del 0 % al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ni es mayor que el 0 %, y más preferiblemente es del 0.02 %. Un límite superior preferible del contenido de Ni es el 0.35 %, y más preferiblemente es el 0.25 %.

Cu: 0 % al 0.50 %

El cobre (Cu) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Cu puede ser del 0 %. Si está contenido, el Cu mejora la templabilidad del material de acero y aumenta la resistencia del material de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Cu, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Cu es demasiado alto, la templabilidad del material de acero será demasiado alta y la resistencia al SSC del material de acero disminuirá. Por ello, el contenido de Cu está dentro del intervalo del 0 % al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Cu es mayor que el 0 %, y más preferiblemente es del 0.02 %. Un límite superior preferible del contenido de Cu es el 0.35 %, y más preferiblemente es el 0.25 %.

[Valor de KAM]

En el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico de 655 MPa a menos de 862 MPa (grado 95 ksi y grado 110 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 40 % del área o más. Además, en el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado 125 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 35 % del área o más. Además, en el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico de 965 MPa a 1069 MPa (grado 140 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 30 % del área o más.

Como se describió anteriormente, el valor de KAM es un índice que representa una desviación de la orientación de un cristal del entorno en la microestructura del material de acero. En un punto de medición que tiene un valor de KAM grande, las diferencias en la orientación del cristal entre los alrededores y el punto de medición son grandes. En este caso, en el punto de medición, la deformación microscópica en un cristal es localmente grande. Por el contrario, en un punto de medición que tiene un valor de KAM pequeño, las diferencias en la orientación del cristal entre el entorno y el punto de medición son pequeñas. En este caso, en el punto de medición, se reduce la deformación microscópica en el cristal.

Con el mapa de KAM creado en base al valor de KAM, se puede visualizar una distribución de la deformación microscópica en un cristal de la microestructura del material de acero. Por ello, en el material de acero según la presente realización, se aumenta la proporción de valores de KAM de 1° o menos que se visualiza mediante el mapa de KAM. Como resultado, el material de acero según la presente realización puede aumentar la resistencia al SSC.

Es decir, se usa como índice una distribución de la deformación microscópica en un cristal en lugar del valor medio de la deformación microscópica en un cristal tipificado por la densidad de dislocaciones que se ha usado convencionalmente. El campo usado para crear el mapa de KAM para determinar la proporción de valores de KAM de 1° o menos, que es el índice de la distribución de la deformación microscópica en un cristal, no está particularmente limitado, pero es, por ejemplo, 100 pm * 100 pm. El mapa de KAM creado dentro del campo hasta cierto punto se correlaciona con la distribución de la deformación microscópica en un cristal con alta precisión.

En resumen, la proporción de áreas que tienen valores de KAM de 1° o menos del material de acero según la presente realización no se compara simplemente con la densidad de dislocaciones. Por ejemplo, puede darse el caso de que la proporción de áreas que tengan valores de KAM de 1° o menos sea baja mientras que la densidad de dislocaciones sea alta. Por otro lado, puede darse el caso de que la proporción de áreas que tengan valores de KAM de 1° o menos sea alta mientras que la densidad de dislocaciones sea baja.

Como se describió anteriormente, la proporción de valores de KAM de 1° o menos es un índice que representa la deformación microscópica en la microestructura del material de acero. Si la proporción de valores de KAM de 1° o menos es demasiado baja, la deformación microscópica no se reduce lo suficiente en la microestructura del material de acero. Como resultado, el material de acero no ejerce una excelente resistencia al SSC. Por ello, para el material de acero según la presente realización, la proporción de valores de KAM de 1° o menos se aumenta para cada límite elástico que se pretende obtener.

En un caso donde el límite elástico está dentro del intervalo de 655 MPa a menos de 862 MPa (grado 95 ksi y grado 110 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 40 % del área o más. En este caso, un límite inferior preferible de la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 45 % del área, más preferiblemente el 47 % del área, más preferiblemente el 50 % del área y más preferiblemente el 53 % del área.

En un caso donde el límite elástico está dentro del intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado 125 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 35 % del área o más. En este caso, un límite inferior preferible de la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 37 % del área, más preferiblemente el 40 % del área, más preferiblemente el 42 % del área y más preferiblemente el 45 % del área.

En un caso donde el límite elástico está dentro del intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado 140 ksi), la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 30 % del área o más. En este caso, un límite inferior preferible de la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 32 % del área, más preferiblemente el 35 % del área, más preferiblemente el 37 % del área y más preferiblemente el 40 % del área.

Obsérvese que, preferiblemente, la proporción de valores de KAM de 1° o menos es lo más alta posible. Es decir, un límite superior de la proporción de valores de KAM de 1° o menos no está particularmente limitado. En resumen, la proporción de valores de KAM de 1° o menos puede ser del 100 % del área.

Sin embargo, en el método EBSD según la presente realización, una región rodeada por diferencias de orientación de cristales adyacentes de 5° o más se reconoce como un grano del cristal. Por ello, cerca de los límites de los granos del cristal, el valor de KAM puede llegar a ser grande. Obsérvese que, en el material de acero según la presente realización que se supone que se usa en un entorno ácido, los límites de los granos del cristal se observan en un campo de observación a través de un área de campo de observación en un método de medición que se describe más adelante. Por ello, en el material de acero según la presente realización, el límite superior de la proporción de valores de KAM de 1° o menos es sustancialmente menor que el 100 % del área.

El valor de KAM del material de acero según la presente realización se puede determinar mediante el siguiente método. Se toma del material de acero un espécimen de ensayo para uso en la medición del valor de KAM según la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, se toma un espécimen de ensayo de una parte central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, se toma un espécimen de ensayo de una parte central del grosor de la pared. El tamaño de la muestra de ensayo no está particularmente limitado siempre que el espécimen de ensayo tenga una superficie de observación de 100 pm * 100 pm centrada en la parte central del grosor de la placa o la parte central del grosor de la pared.

Se realiza un pulido de espejo en la superficie de observación antes mencionada, y se acaba la superficie. En un espécimen de ensayo cuya superficie está acabada, la medición EBSD se realiza en un campo de 100 pm * 100 pm con un paso de 0.3 pm. En la medición EBSD se establece un voltaje de aceleración de 20 kV. A partir del valor de medición EBSD determinado, se determina el valor de KAM.

El valor de KAM se define como arriba. Específicamente, un campo de 100 pm * 100 pm se divide sobre la base de un píxel hexagonal regular. Uno de los lados del píxel tiene una longitud de 0.15 pm. Un píxel hexagonal regular determinado se selecciona como píxel central. Con respecto al píxel central seleccionado y seis píxeles que están dispuestos de manera que sean adyacentes al exterior del píxel central, se determinan las diferencias de orientación entre los píxeles. Se determina el valor medio de las diferencias de orientación obtenidas, y el valor medio se define como el valor de KAM del píxel central. Se usa el mismo método para cada píxel dentro del campo de 100 pm * 100 pm y se determina el valor de KAM.

Después de calcular el valor de KAM de cada píxel en el campo de observación, se crea un mapa de KAM que representa el valor de KAM de cada píxel. En el mapa de KAM obtenido, se resumen los valores de KAM de todos los píxeles. Entre los valores de KAM de todos los píxeles, se determina la proporción de valores de KAM de 1° o menos. La proporción se define como una proporción de valores de KAM de 1° o menos (% de área).

Como programa de análisis EBSD para determinar el valor de KAM se puede usar un programa bien conocido. Por ejemplo, se puede usar OIM Data Collection/Analysis 6.2.0 fabricado por RTL solutions Ltd.

[Microestructura]

La microestructura del material de acero según la presente realización se compone principalmente de martensita revenida y bainita revenida. Más específicamente, la relación de volumen de martensita revenida y/o bainita revenida en la microestructura es del 95 % o más. En otras palabras, el total de las relaciones de volumen de martensita revenida y bainita revenida en la microestructura es del 95 % o más. El resto de la microestructura es, por ejemplo, ferrita o perlita.

Si la microestructura del material de acero que contiene la composición química antes mencionada contiene martensita revenida y bainita revenida en una cantidad equivalente a una relación de volumen total del 95 % o más, el límite elástico estará en el intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado 95 ksi a 140 ksi), y el límite de alargamiento será del 85 % o más.

En la presente realización, si el límite elástico está en el intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 140 ksi) y el límite de alargamiento es del 85 % o más, se supone que la microestructura contiene martensita revenida y bainita revenida en una cantidad equivalente al 95 % o más. Preferiblemente, la microestructura se compone únicamente de martensita revenida y/o bainita revenida. En otras palabras, la relación de volumen total de martensita revenida y bainita revenida en la microestructura puede ser del 100 %.

Obsérvese que, en el caso de que el total de las relaciones de volumen de martensita revenida y bainita revenida se determine por observación, el total puede determinarse mediante el siguiente método. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, se corta un espécimen de ensayo que tenga una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del laminado y 10 mm en la dirección del grosor de una porción central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, se corta un espécimen de ensayo que tiene una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje de la tubería y 10 mm en la dirección del grosor de la pared de una parte central del grosor de la pared.

Después de pulir la superficie de observación del espécimen de ensayo para obtener una superficie de espejo, el espécimen de ensayo se sumerge durante aproximadamente 10 segundos en un reactivo de grabado nital para revelar la microestructura mediante el grabado. La superficie de observación grabada se observa realizando una observación con respecto a 10 campos visuales por medio de una imagen electrónica secundaria obtenida usando un microscopio electrónico de barrido (SEM). El área del campo visual es de 400 pm2 (aumento de *5000).

La martensita revenida y la bainita revenida se identifican en función del contraste en cada campo visual. Se determinan los totales de las fracciones de área de la martensita revenida y la bainita revenida identificadas. En la presente realización, el valor medio aritmético de los totales de las fracciones de área de martensita revenida y bainita revenida determinadas en todos los campos visuales se define como la relación de volumen (%) de martensita revenida y bainita revenida.

[Conformación de material de acero]

La conformación del material de acero según la presente realización no está particularmente limitada. El material de acero es, por ejemplo, una tubería de acero o una placa de acero. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero para pozos de petróleo, el material de acero es preferiblemente una tubería de acero sin costura. Es más, en el caso de que el material de acero sea una tubería de acero para pozos de petróleo, el grosor de la pared no está particularmente limitado y está, por ejemplo, dentro de un intervalo de 9 mm a 60 mm. El material de acero según la presente realización es adecuado para su uso como tubería de acero sin costura de pared gruesa. Más específicamente, incluso si el material de acero según la presente invención es una tubería de acero sin costura que tiene una pared gruesa con un grosor de 15 mm o más o, aún más, 20 mm o más, se puede obtener un límite elástico en un intervalo de grado 95 ksi a 140 ksi y una excelente resistencia al SSC.

[Límite elástico y límite de alargamiento del material de acero]

El material de acero según la presente realización tiene un límite elástico dentro del intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 140 ksi) y un límite de alargamiento del 85 % o más. En resumen, el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de cualquiera de grado 95 ksi, grado 110 ksi, grado 125 ksi y grado 140 ksi, y un límite de alargamiento del 85 % o más.

El límite elástico del material de acero según la presente realización se define según API 5CT (2011). Específicamente, el límite elástico del material de acero según la presente realización se define para cada intervalo de límite elástico. Más específicamente, en un caso en el que el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico dentro de un intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa (grado 95 ksi), el límite elástico significa una tensión que se obtiene en un ensayo de tracción en un momento del 0.5 % de elongación (0.5 % de tensión de prueba). En el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico dentro de un intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa (grado 110 ksi), el límite elástico significa una tensión que se obtiene en un ensayo de tracción en un momento del 0.7 % de elongación (0.7 % de tensión de prueba).

En el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico dentro de un intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado 125 ksi), el límite elástico significa una tensión que se obtiene en un ensayo de tracción en un momento del 0.65 % de elongación (0.65 % de tensión de prueba). En el caso de que el material de acero según la presente realización tenga un límite elástico dentro de un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado 140 ksi), el límite elástico significa una tensión que se obtiene en un ensayo de tracción en un momento del 0.65 % de elongación (0.65 % de tensión de prueba).

Incluso el material de acero según la presente realización se ajusta para tener un límite elástico de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 140 ksi), el material de acero tiene una excelente resistencia al SSC al satisfacer la composición química antes mencionada, la proporción de valores de KAM de 1 ° o menos, y la microestructura. Obsérvese que el límite de alargamiento (LA) es una relación entre el límite elástico (LE) y la resistencia a la tracción (RT) (LA = LE/RT).

El límite elástico y el límite de alargamiento del material de acero según la presente realización se pueden determinar mediante el siguiente método. Específicamente, se realiza un ensayo de tracción según la norma ASTM E8 (2013). Se toma un espécimen de ensayo de barra redonda del material de acero según la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, el espécimen de ensayo de barra redonda se toma de la parte central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, el espécimen de ensayo de barra redonda se toma de la parte central del grosor de la pared.

En cuanto al tamaño del espécimen de barra redonda, por ejemplo, el espécimen de barra redonda tiene un diámetro de parte paralela de 8.9 mm y una longitud de parte paralela de 35.6 mm. Obsérvese que la dirección axial del espécimen de ensayo de barra redonda es paralela a la dirección de laminado del material de acero. Usando el espécimen de barra redonda, el ensayo de tracción se realiza en la atmósfera a temperatura normal (25 °C).

En un caso en el que la tensión obtenida en el momento del 0.5 % de elongación (0.5 % de tensión de prueba) está dentro del intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa (grado 95 ksi), la tensión de prueba del 0.5 % se define como el límite elástico. En un caso en el que la tensión obtenida en el momento del 0.7 % de elongación (0.7 % de tensión de prueba) está dentro del intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa (grado 110 ksi), la tensión de prueba del 0.7 % se define como el límite elástico. En un caso en el que la tensión obtenida en el momento de la elongación del 0.65 % (0.65 % de tensión de prueba) está dentro del intervalo de 862 MPa a 1069 MPa (grado 125 ksi o grado 140 ksi), la tensión de prueba del 0.65 % se define como el límite elástico.

Además, una tensión máxima en una elongación uniforme se define como la resistencia a la tracción (MPa). El límite de alargamiento (LA) (%) se puede determinar como la relación entre el límite elástico (LE) y la resistencia a la tracción (RT) (LA = LE/RT).

[Resistencia al SSC del material de acero]

Como se describió anteriormente, existe la posibilidad de que las dislocaciones en el material de acero ocluyan hidrógeno. Por ello, se ha pensado que la resistencia al SSC del material de acero disminuye a medida que aumenta el límite elástico del material de acero. Por ello, también en la presente realización, se define una excelente resistencia al SSC para cada grado de límite elástico. Específicamente, la excelente resistencia al SSC se define como sigue.

[Resistencia al SSC cuando el límite elástico es de grado 95 ksi]

En caso de que el límite elástico del material de acero sea de grado 95 ksi, la resistencia al SSC del material de acero se puede evaluar por medio de un método según un ensayo de flexión de cuatro puntos. En adelante, se describe en detalle una excelente resistencia al SSC en un caso en el que el límite elástico del material de acero es de un grado 95 ksi.

Se toman especímenes de ensayo del material de acero según la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, los especímenes de ensayo se toman de una parte central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, los especímenes de ensayo se toman de una parte central del grosor de la pared. El tamaño del espécimen de ensayo es, por ejemplo, de 2 mm de grosor, 10 mm de ancho y 75 mm de largo. La dirección longitudinal del espécimen de ensayo es paralela a la dirección de laminado del material de acero.

Como solución de ensayo se emplea una solución acuosa que contiene el 5.0 % en masa de cloruro de sodio. Según ASTM G39-99 (2011), la tensión se aplica a los especímenes de ensayo mediante una flexión de cuatro puntos, de modo que la tensión aplicada a cada espécimen de ensayo se convierte en el 95 % de la tensión de fluencia real.

Los especímenes de ensayo a los que se ha aplicado tensión se encierran en un autoclave, junto con la plantilla de ensayo. La solución de ensayo se vierte en el autoclave de manera que quede una parte en fase de vapor y se adopta como baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, se sella bajo presión en el autoclave 15 atm de gas H²S y el baño de ensayo se agita para hacer que se sature el gas H²S. Después de sellar el autoclave, el baño de ensayo se agita a 24 °C.

Si el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de grado 95 ksi, si no se confirma el agrietamiento después de 720 horas (30 días) en el ensayo de flexión de cuatro puntos descrito anteriormente, se determina que el material de acero tiene una excelente resistencia al SSC. Obsérvese que, en la presente descripción, el término «no se confirma el agrietamiento» significa que no se confirma el agrietamiento en un espécimen de ensayo en un caso en el que el espécimen de ensayo se observó a simple vista después del ensayo.

[Resistencia al SSC cuando el límite elástico es de grado 110 ksi]

En el caso de que el límite elástico del material de acero sea de grado 110 ksi, la resistencia al SSC del material de acero se puede evaluar mediante el ensayo de flexión de cuatro puntos. En adelante, se describe en detalle una excelente resistencia al SSC en un caso en el que el límite elástico del material de acero es de un grado de 110 ksi.

Se toman especímenes de ensayo del material de acero de acuerdo con la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, se toma un espécimen de ensayo de una parte central del espesor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, se toma un espécimen de ensayo de una parte central del espesor de la pared. El tamaño del espécimen de ensayo es, por ejemplo, 2 mm de espesor, 10 mm de ancho y 75 mm de largo. La dirección longitudinal del espécimen de ensayo es paralela a la dirección de laminación del material de acero.

Como solución de ensayo se emplea una solución acuosa que contiene el 5.0 % en masa de cloruro de sodio. De acuerdo con ASTM G39-99 (2011), la tensión se aplica a los especímenes de ensayo mediante una flexión de cuatro puntos, de modo que la tensión aplicada a cada espécimen de ensayo se convierte en el 90 % de la tensión de fluencia real.

Los especímenes de ensayo a los que se ha aplicado tensión se encierran en un autoclave junto con la plantilla de ensayo. La solución de ensayo se vierte en el autoclave de manera que quede una parte en fase de vapor y se adopta como baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, se sellan bajo presión en el autoclave 15 atm de gas H²S y el baño de ensayo se agita para hacer que se sature el gas H²S. Después de sellar el autoclave, el baño de ensayo se agita a 24 °C.

Si el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de grado 110 ksi, si no se confirma el agrietamiento después de 720 horas (30 días) en el ensayo de flexión de cuatro puntos descrito anteriormente, se determina que el material de acero tiene una excelente resistencia al SSC. Obsérvese que, en la presente descripción, el término «no se confirma el agrietamiento» significa que no se confirma el agrietamiento en un espécimen de ensayo en un caso en el que el espécimen de ensayo se observó a simple vista después del ensayo.

[Resistencia al SSC cuando el límite elástico es de grado 125 ksi]

En caso de que el límite elástico del material de acero sea de grado 125 ksi, la resistencia al SSC del material de acero se puede evaluar mediante el ensayo DCB según el «Método D» especificado en NACE TM0177-2005. En adelante, se describe en detalle la excelente resistencia al SSC en un caso en el que el límite elástico del material de acero es de grado 125 ksi.

Se toma un espécimen de ensayo DCB ilustrado en la FIG. 1A del material de acero según la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, el espécimen de ensayo DCB se toma de una parte central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, el espécimen de ensayo DCB se toma de una parte central del grosor de la pared. Una dirección longitudinal del espécimen de ensayo dCb es paralela a la dirección de laminación del material de acero.

Es más, se toma una cuña, ilustrada en la FIG. 1B, del material de acero según la presente realización. El grosor, t, de la cuña es de 2.82 (mm). Haciendo referencia a la fig. 1A, la cuña antes mencionada se introduce entre los brazos del espécimen de ensayo DCB. El espécimen de ensayo DCB con la cuña introducida está encerrado en un recipiente de ensayo.

Como solución de ensayo se emplea una solución acuosa mixta que contiene el 5.0 % en masa de cloruro de sodio y el 0.4 % en masa de acetato de sodio que se ajusta a pH 3.5 usando ácido acético (solución B NACE). La solución de ensayo se vierte en el recipiente de ensayo con el espécimen de ensayo DCB encerrado de manera que deja una parte de fase de vapor, y se adopta como un baño de ensayo.

Después de desgasificar el baño de ensayo, se descarga una mezcla gaseosa de 0.03 atm de H²S y 0.97 atm de CO²en el recipiente de ensayo para convertir el baño de ensayo en un ambiente corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantiene a una temperatura de 4 °C durante 408 horas (17 días) mientras se agita el baño de ensayo. Después de esto, el espécimen de ensayo DCB se saca del recipiente de ensayo.

Se inserta un pasador en un orificio formado en la punta del brazo de cada espécimen de ensayo DCB que se extrae y se abre una parte de muesca con una máquina de ensayo de tracción y se mide una tensión P de liberación de la cuña. Es más, la muesca en el espécimen de ensayo DCB se libera en nitrógeno líquido, y se mide una longitud «a» de propagación de grietas con respecto a la propagación de grietas que se produjo durante la inmersión. La longitud «a» de propagación de grietas se puede medir visualmente usando calibres vernier. Se determina un valor de tenacidad a la fractura K¹ssc (MPaVm) usando la fórmula (1) en función de la tensión P de liberación de la cuña obtenida y la longitud «a» de propagación de grietas.

En la fórmula (1), h representa la altura (mm) de cada brazo del espécimen de ensayo DCB, B representa el grosor (mm) del espécimen de ensayo DCB y Bn representa el grosor de la banda (mm) del espécimen de ensayo DCB. Estos se definen en el «Método D» de NACE TM0177-2005.

Si el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de grado 125 ksi, si el valor de tenacidad a la fractura K^1sscdeterminado en el ensayo DCB antes mencionado es de 15 MPaVm o más, se determina que el material de acero tiene una excelente resistencia al SSC.

[Resistencia al SSC cuando el límite elástico es 140 ksi]

En caso de que el límite elástico del material de acero sea de 140 ksi, la resistencia al SSC del material de acero se puede evaluar mediante el ensayo DCB según el «Método D» especificado en NACE TM0177-2005. En adelante, se describe en detalle la excelente resistencia al SSC en un caso en el que el límite elástico del material de acero es de 140 ksi.

Se toma un espécimen de ensayo DCB ilustrado en la FIG. 1A del material de acero según la presente realización. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, el espécimen de ensayo DCB se toma de una parte central del grosor. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, el espécimen de ensayo DCB se toma de una parte central del grosor de la pared. Una dirección longitudinal del espécimen de ensayo ^dC^bes paralela a la dirección de laminación del material de acero.

Es más, se toma una cuña, ilustrada en la FIG. 1B, del material de acero según la presente realización. El grosor, t, de la cuña es de 3.13 (mm). Haciendo referencia a la fig. 1A, la cuña antes mencionada se introduce entre los brazos del espécimen de ensayo DCB. El espécimen de ensayo DCB con la cuña introducida está encerrado en un recipiente de ensayo.

Como solución de ensayo se emplea una solución acuosa mixta que contiene el 5.0 % en masa de cloruro de sodio y el 0.4 % en masa de acetato de sodio que se ajusta a pH 4.0 usando ácido acético. La solución de ensayo se vierte en el recipiente de ensayo con el espécimen de ensayo DCB encerrado de manera que deja una parte de fase de vapor, y se adopta como un baño de ensayo.

Después de desgasificar el baño de ensayo, una mezcla gaseosa de 0.003 atm de H²S y 0.997 atm de CO²se descarga en el recipiente de ensayo para convertir el baño de ensayo en un ambiente corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantiene a una temperatura de 4 °C durante 408 horas (17 días) mientras se agita el baño de ensayo. Después de esto, el espécimen de ensayo DCB se saca del recipiente de ensayo.

Se inserta un pasador en un orificio formado en la punta del brazo de cada espécimen de ensayo DCB que se extrae y se abre una parte de muesca con una máquina de ensayo de tracción y se mide una tensión, P, de liberación de la cuña. Es más, la muesca en el espécimen de ensayo DCB se libera en nitrógeno líquido, y se mide una longitud «a» de propagación de grietas con respecto a la propagación de grietas que se produjo durante la inmersión. La longitud «a» de propagación de grietas se puede medir visualmente usando calibres vernier. Se determina un valor de tenacidad a la fractura K^1ssc(MPaVm) usando la Fórmula (1) en función de la tensión P de liberación de la cuña obtenida y la longitud «a» de propagación de grietas.

Si el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de 140 ksi, si el valor de tenacidad a la fractura K^1sscdeterminado en el ensayo DCB antes mencionado es de 24 MPaVmo más, se determina que el material de acero tiene una excelente resistencia al SSC.

[Método de producción]

A continuación, se describirá un método para producir el material de acero según la presente realización. El método de producción descrito en adelante es un método para producir una tubería de acero sin costura como un ejemplo del material de acero según la presente realización. El método para producir una tubería de acero sin costura incluye un procedimiento de preparación de una cubierta hueca (procedimiento de preparación), un procedimiento de sometimiento de la cubierta hueca a templado y revenido (procedimiento de templado y procedimiento de revenido), un procedimiento de enderezamiento en caliente, un procedimiento de ajuste de temperatura de la cubierta hueca, y un procedimiento de enfriamiento rápido. Obsérvese que un método de producción según la presente realización no se limita al método de producción descrito en adelante.

[Procedimiento de preparación]

En el procedimiento de preparación se prepara un material intermedio de acero que contiene la composición química antes mencionada. El método para producir el material de acero intermedio no está particularmente limitado siempre que el material de acero intermedio contenga la composición química mencionada anteriormente. Como se usa en la presente memoria, el término «material de acero intermedio» se refiere a un material de acero en conformación de placa en el caso en que el producto final sea una placa de acero, y se refiere a una cubierta hueca en el caso en que el producto final sea una tubería de acero.

El procedimiento de preparación puede incluir un procedimiento en el que se prepara un material de partida (procedimiento de preparación del material de partida) y un procedimiento en el que el material de partida se somete a trabajo en caliente para producir un material de acero intermedio (procedimiento de trabajo en caliente). En adelante, se describe en detalle un caso en el que el procedimiento de preparación incluye el procedimiento de preparación del material de partida y el procedimiento de trabajo en caliente.

[Procedimiento de preparación del material de partida]

En el procedimiento de preparación del material de partida se produce un material de partida usando acero fundido que contiene la composición química antes mencionada. El método para producir el material de partida no está particularmente limitado y se puede usar un método bien conocido. Específicamente, se produce una pieza colada (un desbaste plano, un desbaste cuadrado o una palanquilla) mediante un procedimiento de colada continua usando el acero fundido. También se puede producir un lingote mediante un procedimiento de fabricación de lingotes usando el acero fundido. Según sea necesario, el desbaste plano, el desbaste cuadrado o el lingote pueden someterse a desbastado para producir una palanquilla. El material de partida (un desbaste plano, un desbaste cuadrado o una palanquilla) se produce mediante el procedimiento descrito anteriormente.

[Procedimiento de trabajo en caliente]

En el procedimiento de trabajo en caliente, el material de partida que se preparó se somete a trabajo en caliente para producir un material de acero intermedio. En el caso de que el material de acero sea una tubería de acero sin costura, el material de acero intermedio corresponde a una cubierta hueca. Primero, la palanquilla se calienta en un horno de calentamiento. Aunque la temperatura de calentamiento no está particularmente limitada, por ejemplo, la temperatura de calentamiento está dentro de un intervalo de 1100 °C a 1300 °C. La palanquilla que se extrae del horno de calentamiento se somete a trabajo en caliente para producir una cubierta hueca (tubería de acero sin costura). El método para realizar el trabajo en caliente no está particularmente limitado y puede usarse un método bien conocido.

Por ejemplo, el procedimiento Mannesmann se puede realizar como trabajo en caliente para producir la cubierta hueca. En este caso, una palanquilla redonda se lamina con una máquina perforadora. Cuando se realiza el laminado de perforación, aunque la relación de perforación no está particularmente limitada, la relación de perforación está, por ejemplo, dentro de un intervalo de 1.0 a 4.0. La palanquilla redonda que se sometió a laminación perforante se lamina en caliente adicionalmente para formar una cubierta hueca usando un molino de mandril, un reductor, un molino de dimensionamiento o similar. La reducción acumulada de área en el procedimiento de trabajo en caliente es, por ejemplo, del 20 % al 70 %.

También se puede producir una cubierta hueca a partir de la palanquilla mediante otro método de trabajo en caliente. Por ejemplo, en el caso de un material de acero de pared gruesa de longitud corta, como un acoplamiento, se puede producir una cubierta hueca mediante forja mediante el procedimiento de Ehrhardt o similar. Se produce una cubierta hueca mediante el procedimiento anterior. Aunque no está particularmente limitado, el grosor de la pared de la cubierta hueca es, por ejemplo, de 9 mm a 60 mm.

La cubierta hueca producida por trabajo en caliente puede enfriarse con aire (como laminado). La cubierta hueca producida por trabajo en caliente puede someterse a templado directo después del trabajo en caliente sin enfriarse a la temperatura normal, o puede someterse a templado después de someterse a un calentamiento adicional (recalentamiento) después del trabajo en caliente.

En el caso de que el templado directo se realice después del trabajo en caliente, o el templado se realice después de un calentamiento adicional, se puede detener el enfriamiento o realizar un enfriamiento suave en medio del templado. En este caso, se puede evitar la aparición de grietas por templado en una cubierta hueca. Además, en el caso de que el templado directo se realice después del trabajo en caliente, o el templado se realice después del calentamiento adicional, se puede realizar un tratamiento de alivio de tensión (tratamiento SR) en un momento posterior al templado y antes del tratamiento térmico del siguiente procedimiento. En este caso, se elimina la tensión residual en la cubierta hueca.

Como se describió anteriormente, se prepara un material de acero intermedio en el procedimiento de preparación. El material de acero intermedio puede ser producido por el procedimiento preferible antes mencionado, o puede ser un material de acero intermedio que fue producido por un tercero, o un material de acero intermedio que fue producido en otra fábrica que no sea la fábrica en la que se llevó a cabo un procedimiento de templado y un procedimiento de revenido que se describen más adelante, o en una obra diferente. El procedimiento de templado se describe en detalle en adelante.

[Procedimiento de templado]

En el procedimiento de templado, el material de acero intermedio que se preparó se somete a templado. En la presente descripción, el término «templado» significa enfriar rápidamente el material de acero intermedio que se encuentra a una temperatura no inferior al punto A³. Una temperatura de templado preferible es de 850 °C a 1000 °C. Si la temperatura de templado es demasiado alta, en algunos casos los granos anteriores a y se vuelven gruesos y la resistencia al SSC del material de acero disminuye. Por ello, es preferible una temperatura de templado en el intervalo de 850 °C a 1000 °C.

En caso de que el templado directo se realice después del trabajo en caliente, la temperatura de templado, en la presente memoria, corresponde a la temperatura superficial del material de acero intermedio que se mide con un termómetro colocado en el lado de salida del aparato que realiza el trabajo en caliente final. Además, en el caso de que el templado se realice después del calentamiento o el calentamiento complementario después del trabajo en caliente, la temperatura de templado corresponde a la temperatura de un horno en el que se realiza el calentamiento complementario.

En el método de templado, por ejemplo, se enfría continuamente el material de acero intermedio (cubierta hueca) desde la temperatura inicial de templado y disminuye continuamente la temperatura de la cubierta hueca. El método para realizar el tratamiento de enfriamiento continuo no está particularmente limitado y se puede usar un método bien conocido. El método para realizar el tratamiento de enfriamiento continuo es, por ejemplo, un método en que se enfría la cubierta hueca sumergiendo la cubierta hueca en un baño de agua, o un método en que se enfría la cubierta hueca de manera acelerada mediante enfriamiento con agua de ducha o enfriamiento por nebulización.

Si la velocidad de enfriamiento durante el templado es demasiado lenta, en algunos casos la microestructura no se convierte en una compuesta principalmente de martensita y bainita. En este caso, para el material de acero después del procedimiento de revenido que se describe más adelante, las propiedades mecánicas definidas en la presente realización (es decir, un límite elástico dentro de un intervalo de grado 95 ksi a 140 ksi y un límite alargamiento del 85 % o más) no se pueden obtener.

Por ello, en el método para producir el material de acero según la presente realización, el material de acero intermedio (cubierta hueca) se enfría rápidamente durante el templado. Específicamente, en el procedimiento de templado, la velocidad de enfriamiento media cuando la temperatura del material de acero intermedio (cubierta hueca) está dentro del intervalo de 800 °C a 500 °C se define como una velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500.

En el procedimiento de templado según la presente realización, una velocidad de enfriamiento preferible durante el templado CR^800-500es 300 °C/min o más. Un límite inferior más preferible de la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500es 450 °C/min, y más preferiblemente es 600 °C/min. Un límite superior de la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500no está particularmente limitado, pero es, por ejemplo, 60000 °C/min.

Obsérvese que la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500se puede determinar en función de una temperatura que se mide en una región que se enfría más lentamente dentro de una sección transversal del material de acero intermedio que se está templando (por ejemplo, en el caso de enfriamiento forzado de ambas superficies, la velocidad de enfriamiento se mide en la parte central del grosor del material de acero intermedio).

Preferiblemente, el templado se realiza después de realizar el calentamiento de la cubierta hueca en la zona de austenita varias veces. En este caso, la resistencia al SSC del material de acero aumenta porque los granos de austenita se refinan antes del templado. El calentamiento en la zona de austenita se puede repetir varias veces realizando un templado varias veces, o el calentamiento en la zona de austenita se puede repetir varias veces realizando un normalizado y un templado. El templado y el revenido que se describen más adelante se pueden realizar en combinación varias veces. Por ello, tanto el templado como el revenido se pueden realizar varias veces. En este caso, la resistencia al SSC se incrementa aún más. En adelante, el procedimiento de revenido se describe en detalle.

[Procedimiento de revenido]

El procedimiento de revenido se lleva a cabo realizando un revenido después de realizar el templado antes mencionado. En la presente descripción, el término «revenido» significa recalentar el material de acero intermedio después del templado a una temperatura que no supera el punto Ac¹y manteniendo el material de acero intermedio a esa temperatura. La temperatura de revenido se ajusta adecuadamente según la composición química del material de acero y el límite elástico que se desea obtener. En la presente memoria, la temperatura de revenido corresponde a la temperatura del horno cuando el material de acero intermedio después del templado se calienta y se mantiene a la temperatura correspondiente.

Es decir, en el procedimiento de revenido según la presente realización, con respecto al material de acero intermedio (cubierta hueca) que contiene la composición química antes mencionada, la temperatura de revenido se ajusta para ajustar el límite elástico del material de acero dentro del intervalo de 655 MPa a 1069 MPa (grado de 95 ksi a 140 ksi). En adelante, se describen en detalle las temperaturas de revenido en un caso en el que se pretenden obtener límites elásticos de grado 95 ksi, grado 110 ksi, grado 125 ksi y grado 140 ksi.

[Temperatura de revenido cuando el límite elástico es de grado 95 ksi]

En un caso en el que se pretenda obtener un límite elástico de grado 95 ksi (655 MPa a menos de 758 MPa), una temperatura de revenido preferible está dentro del intervalo de 650 °C a 740 °C. Si la temperatura de revenido es demasiado alta, en algunos casos la densidad de dislocaciones se reduce demasiado y no se puede obtener un límite elástico de grado 95 ksi. Por otro lado, si la temperatura de revenido es demasiado baja, en algunos casos la densidad de dislocaciones no puede reducirse adecuadamente. En tal caso, el límite elástico del material de acero se vuelve demasiado alto y/o la resistencia al SSC del material de acero disminuye.

En consecuencia, en el caso en que se pretenda obtener un límite elástico de grado 95 ksi, es preferible ajustar la temperatura de revenido dentro del intervalo de 650 °C a 740 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 95 ksi, un límite inferior más preferible de la temperatura de revenido es 670 °C, y aún más preferiblemente es 680 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 95 ksi, un límite superior más preferible de la temperatura de templado es 730 °C, y aún más preferiblemente es 720 °C.

[Temperatura de revenido cuando el límite elástico es de grado 110 ksi]

En un caso en el que se pretende obtener un límite elástico de grado 110 ksi (758 MPa a menos de 862 MPa), una temperatura de revenido preferible está dentro del intervalo de 650 °C a 720 °C. Si la temperatura de revenido es demasiado alta, en algunos casos la densidad de dislocaciones se reduce demasiado y no se puede obtener un límite elástico de grado 110 ksi. Por otro lado, si la temperatura de revenido es demasiado baja, en algunos casos la densidad de dislocaciones no puede reducirse adecuadamente. En tal caso, el límite elástico del material de acero se vuelve demasiado alto y/o la resistencia al SSC del material de acero disminuye.

Por consiguiente, en el caso en que se pretenda obtener un límite elástico de grado 110 ksi, es preferible ajustar la temperatura de revenido dentro del intervalo de 650 °C a 720 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 110 ksi, un límite inferior más preferible de la temperatura de revenido es 660 °C, y aún más preferiblemente es 670 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 110 ksi, un límite superior más preferible de la temperatura de revenido es 715 °C, y aún más preferiblemente es 710 °C.

[Temperatura de revenido cuando el límite elástico es de 125 ksi]

En un caso en el que se pretende obtener un límite elástico de grado 125 ksi (862 MPa a menos de 965 MPa), una temperatura de revenido preferible está dentro del intervalo de 650 °C a 720 °C. Si la temperatura de revenido es demasiado alta, en algunos casos la densidad de dislocaciones se reduce demasiado y no se puede obtener un límite elástico de grado 125 ksi. Por otro lado, si la temperatura de revenido es demasiado baja, en algunos casos la densidad de dislocaciones no puede reducirse adecuadamente. En tal caso, el límite elástico del material de acero se vuelve demasiado alto y/o la resistencia al SSC del material de acero disminuye.

En consecuencia, en el caso en que se pretenda obtener un límite elástico de grado 125 ksi, es preferible ajustar la temperatura de revenido dentro del intervalo de 650 °C a 720 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 125 ksi, un límite inferior más preferible de la temperatura de revenido es 660 °C, y aún más preferiblemente es 670 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 125 ksi, un límite superior más preferible de la temperatura de revenido es 715 °C, y aún más preferiblemente es 710 °C.

[Temperatura de revenido cuando el límite elástico es de 140 ksi]

En un caso en el que se pretende obtener un límite elástico de grado 140 ksi (965 MPa a 1069 MPa), una temperatura de revenido preferible está dentro del intervalo de 620 °C a 720 °C. Si la temperatura de revenido es demasiado alta, en algunos casos la densidad de dislocaciones se reduce demasiado y no se puede obtener un límite elástico de grado 140 ksi. Por otro lado, si la temperatura de revenido es demasiado baja, en algunos casos la densidad de dislocaciones no puede reducirse adecuadamente. En tal caso, el límite elástico del material de acero se vuelve demasiado alto y/o la resistencia al SSC del material de acero disminuye.

En consecuencia, en el caso en que se pretenda obtener un límite elástico de grado 140 ksi, es preferible ajustar la temperatura de revenido dentro del intervalo de 620 °C a 720 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 140 ksi, un límite inferior más preferible de la temperatura de revenido es 640 °C, y aún más preferiblemente es 650 °C. Cuando se pretende obtener un límite elástico de grado 140 ksi, un límite superior más preferible de la temperatura de revenido es 700 °C, y aún más preferiblemente es 690 °C.

Como se describió anteriormente, en el procedimiento de revenido según la presente realización, la temperatura de revenido se controla apropiadamente según el límite elástico que se pretende obtener (grado 95 ksi, grado 110 ksi, grado 125 ksi y grado 140 ksi). Obsérvese que un experto en la materia será suficientemente capaz de hacer que el límite elástico del material de acero que contiene la composición química antes mencionada esté dentro del intervalo deseado ajustando adecuadamente el tiempo de mantenimiento mencionado a continuación a la temperatura de revenido mencionada anteriormente.

En el procedimiento de revenido según la presente realización, un tiempo de mantenimiento preferible para el revenido (tiempo de revenido) está dentro del intervalo de 10 a 180 minutos. En la presente memoria, el tiempo de revenido (tiempo de mantenimiento) significa el periodo de tiempo desde la inserción del material de acero intermedio en el horno de tratamiento térmico hasta la extracción.

Si el tiempo de revenido es demasiado corto, en algunos casos no se obtiene la microestructura compuesta principalmente por martensita revenida y bainita revenida. Por otro lado, si el tiempo de revenido es demasiado largo, los efectos antes mencionados se saturan. Si el tiempo de revenido es demasiado largo, en algunos casos no se puede obtener el límite elástico deseado. Por ello, en el procedimiento de revenido según la presente realización, el tiempo de revenido se ajusta preferiblemente dentro del intervalo de 10 a 180 minutos.

Un límite inferior más preferible del tiempo de revenido es de 15 minutos. Un límite superior más preferible del tiempo de revenido es de 120 minutos, y más preferiblemente de 90 minutos. Obsérvese que, en el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, en comparación con otras conformaciones, es posible que se produzcan variaciones de temperatura con respecto a la tubería de acero durante el mantenimiento para el revenido. Por ello, en el caso de que el material de acero sea una tubería de acero, el tiempo de revenido se establece preferiblemente dentro de un intervalo de 15 a 180 minutos.

[Con respecto a la velocidad de calentamiento en el revenido y la velocidad de enfriamiento después del revenido]

En un procedimiento de revenido convencional, las propiedades mecánicas deseadas se obtienen controlando únicamente la temperatura de revenido y el tiempo de revenido. Sin embargo, si solo se controlan la temperatura de revenido y el tiempo de revenido, en algunos casos precipita una gran cantidad de carburos en el enfriamiento después del revenido. Alrededor de los carburos que precipitan, la deformación se produce en una orientación cristalina.

Es decir, en el caso de controlar solo la temperatura de revenido y el tiempo de revenido se produce deformación alrededor de una gran cantidad de precipitados, y en algunos casos disminuye la proporción de valores de KAM de 1° o menos del material de acero. En tal caso, la resistencia al SSC del material de acero disminuirá. Por otro lado, si se aumenta la velocidad de enfriamiento después del revenido, se puede reducir la cantidad de precipitación de carburos en la microestructura del material de acero después del revenido. En este caso, en la microestructura del material de acero se incrementa la proporción de la región que tiene valores de KAM de 1° o menos, y se puede mejorar la resistencia al SSC del material de acero.

Además, alrededor de los carburos gruesos, la deformación microscópica puede llegar a ser grande. Obsérvese que, entre los carburos que precipitan, los carburos que precipitan en los límites del grano se vuelven fácilmente gruesos. Los presentes autores consideran que la razón de esto es la siguiente.

En la microestructura del material de acero después del templado, casi todo el carbono (C) se disuelve. Luego, cuando se realiza el revenido, los carburos finos precipitan desde los límites del grano hasta que la temperatura alcanza la temperatura de revenido. Los carburos que precipitan desde los límites del grano crecen y se hacen gradualmente más grandes durante el subsiguiente mantenimiento a la temperatura de revenido y el subsiguiente enfriamiento permitido. Como resultado, una gran cantidad de carburos gruesos precipitan en los límites del grano.

Mediante el mecanismo mencionado anteriormente, si se incrementa la velocidad de calentamiento en el procedimiento de revenido, se reduce la precipitación de los carburos y se puede suprimir el engrosamiento de los carburos en la microestructura del material de acero. Como resultado, se incrementa la proporción de la región que tiene valores de KAM de 1° o menos del material de acero, y se puede mejorar la resistencia al SSC del material de acero.

Por ello, en un método para producir el material de acero según la presente realización, tanto la velocidad de calentamiento del revenido como la velocidad de enfriamiento después del revenido se controlan en el procedimiento de revenido. Es decir, en el procedimiento de revenido según la presente realización, controlando la velocidad de calentamiento en el revenido y la velocidad de enfriamiento después del revenido, las regiones que tienen cada una un valor de KAM de 1° o menos aumentan en la microestructura del material de acero.

Específicamente, la velocidad de calentamiento en el momento del revenido se controla como sigue. En el procedimiento de revenido, la velocidad media de calentamiento cuando la temperatura del material de acero intermedio (cubierta hueca) está dentro del intervalo de 100 °C a 600 °C durante el revenido se define como una velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600.

Si la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600es demasiado baja, como se describió anteriormente, en algunos casos los carburos después del revenido se vuelven gruesos. En este caso, en la microestructura del material de acero disminuye la proporción de la región que tiene valores de KAM de 1° o menos, y disminuye la resistencia al SSC del material de acero. Por otro lado, también si la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600es demasiado alta, los efectos antes mencionados están saturados.

Por ello, en el procedimiento de revenido según la presente realización, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600se ajusta preferiblemente dentro del intervalo de más de 10 °C/min a 50 °C/min. Obsérvese que la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600se mide en una región que se enfría más lentamente dentro de una sección transversal del material de acero intermedio que se está sometiendo a revenido (por ejemplo, en el caso de enfriamiento forzado de ambas superficies, la velocidad de enfriamiento se mide en la parte central del grosor del material de acero intermedio).

Un límite inferior más preferible de la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600es 13 °C/min, y más preferiblemente es 15 °C/min. Un límite superior más preferible de la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600es 40 °C/min, y más preferiblemente es 30 °C/min.

La velocidad de enfriamiento después del revenido se controla de la siguiente manera. En el procedimiento de revenido, la velocidad media de enfriamiento cuando la temperatura del material de acero intermedio (cubierta hueca) está dentro del intervalo de 600 °C a 200 °C después del revenido se define como una velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200.

Como se describió anteriormente, si la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200es demasiado baja, en algunos casos precipita una gran cantidad de carburos en la microestructura del material de acero. En este caso, en la microestructura del material de acero disminuye la región que tiene un valor de KAM de 1° o menos, y disminuye la resistencia al SSC del material de acero.

Por ello, en el procedimiento de revenido según la presente realización, la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200se establece preferiblemente dentro del intervalo de 5 °C/s a 100 °C/s. Obsérvese que la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200se mide en una región que se enfría más lentamente dentro de una sección transversal del material de acero intermedio que se está sometiendo a revenido (por ejemplo, en el caso de enfriamiento forzado de ambas superficies, la velocidad de enfriamiento se mide en la parte central del grosor del material de acero intermedio).

Un límite inferior más preferible de la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200es 10 °C/s, y más preferiblemente es 15 °C/s. Un límite superior más preferible de la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200es menor que 100 °C/s, y más preferiblemente es 70 °C/s.

El método de calentamiento en el que la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600se establece dentro del intervalo de más de 10 °C/min a 50 °C/min no está particularmente limitado, y se puede usar un método bien conocido. El método de enfriamiento en el que la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200se establece dentro del intervalo de 5 °C/s a 100 °C/s no está particularmente limitado, y se puede usar un método bien conocido. En el método de enfriamiento, por ejemplo, se enfría forzadamente de forma continua la cubierta hueca desde la temperatura de revenido y disminuye continuamente la temperatura de la superficie de la cubierta hueca. Como tal tratamiento de enfriamiento continuo, por ejemplo, existe un método en que se enfría la cubierta hueca sumergiendo la cubierta hueca en un baño de agua, o un método en que se enfría la cubierta hueca de manera acelerada mediante enfriamiento con agua de ducha, enfriamiento por nebulización o enfriamiento por aire forzado.

Obsérvese que, en el caso de que el revenido se realice varias veces, se puede controlar el enfriamiento después del revenido final. Es decir, el enfriamiento después del revenido excepto el revenido final se puede realizar de la misma manera convencional.

El material de acero según la presente realización se puede producir mediante el método de producción que se describió anteriormente. Se ha descrito un método para producir una tubería de acero sin costura como un ejemplo del método de producción mencionado anteriormente. Sin embargo, el material de acero según la presente realización puede ser una placa de acero u otra conformación. Un método para producir una placa de acero o un material de acero de otra conformación también incluye, por ejemplo, un procedimiento de preparación, un procedimiento de templado y un procedimiento de revenido, similar al método de producción descrito anteriormente. Sin embargo, el método de producción antes mencionado es un ejemplo, y el material de acero según la presente realización también se puede producir mediante otro método de producción.

En adelante, la presente invención se describe más específicamente a modo de ejemplos.

Ejemplo 1

En el Ejemplo 1 se investigó la resistencia al SSC de un material de acero que tenía un límite elástico de grado 95 ksi (655 MPa a menos de 758 MPa). Específicamente, se produjeron aceros fundidos que contenían las composiciones químicas que se muestran en la Tabla 1.

Se produjeron palanquillas con un diámetro exterior de 310 mm cada una usando los aceros fundidos antes mencionados. Las palanquillas producidas se calentaron a 1250 °C y, posteriormente, se laminaron en caliente para producir tuberías de acero sin costura, cada una con un diámetro exterior de 244.48 mm y un grosor de pared de 13.84 mm. Se tomaron materiales de muestra que tenían un grosor de 13.84 mm en conformación de placa de las tuberías de acero sin costura producidas de tal manera que los materiales de muestra tuvieran un tamaño suficiente para tomar especímenes para usar en ensayos de evaluación, que se describirán más adelante.

El templado y el revenido se repitieron dos veces en el material de muestra de cada número de ensayo. La temperatura de templado (°C) en los presentes ejemplos se llevó a la temperatura del horno en el que se realizó el calentamiento antes del templado. El tiempo de mantenimiento (min) en los presentes ejemplos se tomó como el periodo de tiempo desde la inserción del material de muestra de cada número de ensayo en el horno de tratamiento térmico en el que se realizó el calentamiento antes del templado hasta la extracción. La temperatura de revenido (°C) en los presentes ejemplos se llevó a la temperatura del horno en el que se realizó el revenido. El tiempo de revenido (min) en los presentes ejemplos se tomó como el periodo de tiempo desde la inserción del material de muestra de cada número de ensayo en el horno de tratamiento térmico, revenido que se realizó hasta la extracción.

Específicamente, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a una temperatura de templado de 920 °C durante 10 minutos. El material de muestra de cada número de ensayo después del mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento con agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del primer templado fue de 300 °C/min para el material de muestra de cada número de ensayo. La velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500se determinó en función de una temperatura que se midió con un termopar tipo K de tipo vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

El primer revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado. En el primer templado, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a la temperatura de revenido de 700 °C durante un tiempo de revenido de 30 minutos, y después se dejó enfriar hasta la temperatura normal.

El segundo revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado y el primer revenido. Específicamente, en el segundo templado realizado en el material de muestra de cada número de ensayo, la temperatura de templado (°C) y el tiempo de mantenimiento (min) fueron los que se muestran en la Tabla 2. El material de muestra de cada número de ensayo después del mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento por agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del segundo templado fue de 300 °C/min.

[Tabla 2]

A continuación, se realizó el segundo templado en el material de muestra de cada número de ensayo después del segundo templado. Específicamente, en el segundo templado realizado en un material de muestra de cada número de ensayo, la velocidad de calentamiento durante el templado HR^100-600(°C/min), la temperatura de templado (°C) y el tiempo de templado (min) se muestran en la Tabla 2.

Después de realizar el tratamiento térmico a cada temperatura de templado, se enfrió el material de muestra de cada número de ensayo. Para el enfriamiento, se realizó un enfriamiento controlado por enfriamiento con agua nebulizada desde ambos lados del material de acero. En el revenido realizado en el material de muestra de cada número de ensayo, la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200(°C/s) fue la que se muestra en la Tabla 2. La velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min) y la velocidad de enfriamiento después del templado CR^600-200se determinaron en función de una temperatura que se midió con un termopar tipo K de un tipo de vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

[Ensayos de evaluación]

El ensayo de tracción, el ensayo de determinación de la microestructura, el ensayo de medición del valor de KAM y el ensayo de resistencia al SSC que se describen en adelante se realizaron en el material de muestra de cada número de ensayo después del revenido mencionado anteriormente.

[Ensayo de tracción]

El ensayo de tracción se realizó según la norma ASTM E8 (2013). Se tomaron especímenes de ensayo de tracción de barra redonda que tenían un diámetro de 8.9 mm y una longitud de la parte paralela de 35.6 mm desde la porción central del grosor de los materiales de muestra de cada número de ensayo. La dirección axial del espécimen de ensayo de barra redonda era paralela a la dirección de laminación del material de muestra (es decir, la dirección axial de la tubería de acero sin costura). El ensayo de tracción se realizó en la atmósfera a temperatura normal (25 °C) usando el espécimen de ensayo de barra redonda de cada número de ensayo, y se obtuvieron el límite elástico (MPa) y la resistencia a la tracción (MPa).

Obsérvese que, en el presente ejemplo 1, el 0.5 % de la tensión de prueba obtenida en el ensayo de tracción se definió como el límite elástico de cada número de ensayo. La tensión máxima en una elongación uniforme se definió como la resistencia a la tracción. La relación (LE/RT) entre el límite elástico (LE) determinado y la resistencia a la tracción (RT) determinada se definió como el límite de alargamiento LA (%). El límite elástico (LE) determinado, la resistencia a la tracción (RT) determinada y el límite de alargamiento (LA) determinado se muestran en la Tabla 2.

[Ensayo de determinación de la microestructura]

El material de muestra de cada número de ensayo tenía un límite elástico dentro del intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa (grado 95 ksi) y un límite de alargamiento del 85 % o más. Por ello, en la microestructura del material de muestra de cada número de ensayo se determinó que la relación de volumen total de la martensita revenida y la bainita revenida era del 95 % o más.

[Ensayo de medición del valor de KAM]

Se determinó la proporción de valores de KAM de 1° o menos para el material de muestra de cada número de ensayo. La proporción de valores de KAM de 1° o menos se determinó por el método mencionado anteriormente. La proporción determinada de valores de KAM de 1° o menos se muestra en la Tabla 2 como «Proporción de KAM < 1° (% de área)».

[Ensayo de resistencia al SSC]

El ensayo de flexión de cuatro puntos se realizó usando el material de muestra de cada número de ensayo para evaluar la resistencia al SSC. Se prepararon especímenes de ensayo, cada uno de los cuales tenía un grosor de 2 mm, una anchura de 10 mm y una longitud de 75 mm, a partir de la parte central del grosor del material de muestra de cada número de ensayo. La dirección longitudinal del espécimen de ensayo era paralela a la dirección de laminación del material de muestra (es decir, la dirección axial de la tubería de acero sin costura).

Se aplicó una tensión mediante flexión de cuatro puntos a los especímenes de ensayo de cada número de ensayo según ASTM G39-99 (2011) de modo que la tensión aplicada a los especímenes de ensayo fuera equivalente al 95 % de la tensión de fluencia real del material de muestra de cada número de ensayo. Dos especímenes de ensayo a los que se aplicó la tensión se encerraron en un autoclave junto con la plantilla de ensayo.

Como solución de ensayo se empleó una solución acuosa que contenía el 5.0 % en masa de cloruro de sodio. La solución de ensayo a 24 °C se vertió en el autoclave de manera que dejara una parte en fase de vapor, y esta se adoptó como baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, se sellaron bajo presión 15 atm de H²S y el baño de ensayo se agitó para hacer que se saturara el gas H²S en el baño de ensayo. Después de sellar el autoclave, el baño de ensayo se agitó a 24 °C durante 720 horas (30 días).

Después de permanecer durante 720 horas (30 días) se observaron los especímenes de ensayo de cada número de ensayo para determinar si se había producido o no agrietamiento por tensión de sulfuro (SSC, por sus siglas en inglés).

Específicamente, después de permanecer durante 720 horas (30 días) los especímenes de ensayo se observaron a simple vista. Los materiales de muestra para los que no se confirmó el agrietamiento en ninguno de los especímenes de ensayo como resultado de la observación se determinaron como «E» (excelente). Por otro lado, los materiales de muestra para los que se confirmó el agrietamiento en al menos uno de los especímenes de ensayo se determinaron como «NA» (no aceptable).

[Resultados del ensayo]

Los resultados del ensayo se muestran en la Tabla 2.

Con referencia a la Tabla 1 y la Tabla 2, la composición química de los respectivos materiales de muestra de los números de ensayo 1-1, 1-4 a 1-15, 1-21 y 1-22 fue adecuada, el límite elástico estuvo dentro del intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa (grado 95 ksi), y el límite de alargamiento fue del 85 % o más. Es más, la proporción de KAM < 1° fue del 40 % del área o más. Como resultado, los materiales de muestra antes mencionados exhibieron una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Por otro lado, para los materiales de muestra de los números de ensayo 1-2 y 1-3, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Es más, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, los materiales de muestra antes mencionados no exhibieron una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Para el material de muestra del número de ensayo 1-16, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Para el material de muestra del número de ensayo 1-17, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

En el material de muestra del número de ensayo 1-18, el contenido de Mo era demasiado bajo. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

En el material de muestra del número de ensayo 1-19, el contenido de S era demasiado alto. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

En el material de muestra del número de ensayo 1-20, el contenido de O era demasiado alto. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Ejemplo 2

En el Ejemplo 2, se investigó la resistencia al SSC de un material de acero que tenía un límite elástico de grado 110 ksi (758 MPa a menos de 862 MPa). Específicamente, se produjeron aceros fundidos que contenían las composiciones químicas que se muestran en la Tabla 3.

Se produjeron palanquillas, cada una con un diámetro exterior de 310 mm a 360 mm, usando los aceros fundidos antes mencionados. Las palanquillas producidas se calentaron a 1250 °C, y luego se laminaron en caliente para producir tuberías de acero sin costura, cada una con un diámetro exterior de 244.48 mm a 346.08 mm y un grosor de pared de 13.84 mm a 15.88 mm. A partir de las tuberías de acero sin costura producidas se tomaron materiales de muestra que eran lo suficientemente grandes como para permitir que se tomaran especímenes de ensayo usados en el ensayo de evaluación que se describe más adelante, y que tenían un grosor de 13.84 mm a 15.88 mm.

El templado y el revenido se repitieron dos veces en el material de muestra de cada número de ensayo. La temperatura de templado (°C) en los presentes ejemplos se llevó a la temperatura del horno en el que se realizó el calentamiento antes del templado. De manera similar al Ejemplo 1, el tiempo de mantenimiento (min) en los presentes ejemplos se tomó como el periodo de tiempo desde la inserción del material de muestra de cada número de ensayo en el horno de tratamiento térmico en el que se realizó el calentamiento antes del templado hasta la extracción. La temperatura de revenido (°C) en los presentes ejemplos se llevó a la temperatura del horno en el que se realizó el revenido. El tiempo de revenido (min) en los presentes ejemplos se tomó como el periodo de tiempo desde la inserción del material de muestra de cada número de ensayo en el horno de tratamiento térmico, revenido que se realizó hasta la extracción.

El primer revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer revenido. En el primer revenido, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a la temperatura de revenido de 700 °C durante un tiempo de revenido de 30 minutos, y después se dejó enfriar hasta la temperatura normal.

El segundo revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado y el primer revenido. Específicamente, en el segundo templado realizado en el material de muestra de cada número de ensayo la temperatura de templado (°C) y el tiempo de mantenimiento (min) fueron los que se muestran en la Tabla 4. El material de muestra de cada número de ensayo después del mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento por agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del segundo templado fue de 300 °C/min.

[Tabla 4]

2

A continuación, se realizó el segundo revenido en el material de muestra de cada número de ensayo después del segundo templado. Específicamente, en el segundo templado realizado en un material de muestra de cada número de ensayo, la velocidad de calentamiento durante el templado HR^100-600(°C/min), la temperatura de revenido (°C) y el tiempo de revenido (min) fueron los que se muestran en la Tabla 4.

Después de realizar el tratamiento térmico a cada temperatura de revenido se enfrió el material de muestra de cada número de ensayo. Para el enfriamiento se realizó un enfriamiento controlado por enfriamiento con agua nebulizada desde ambos lados del material de acero. En el revenido realizado en el material de muestra de cada número de ensayo la velocidad de enfriamiento CR^600-200(°C/s) después del revenido fue la que se muestra en la Tabla 4. Obsérvese que la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min) y la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200se determinaron en función de una temperatura que se midió con un termopar tipo K de tipo vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

[Ensayos de evaluación]

[Ensayo de tracción]

Se realizó un ensayo de tracción según la norma ASTM E8 (2013) de manera similar al Ejemplo 1. El ensayo de tracción se realizó en la atmósfera a temperatura normal (25 °C) usando el espécimen de ensayo de barra redonda de cada número de ensayo preparado de manera similar al Ejemplo 1, y se obtuvieron el límite elástico (MPa) y la resistencia a la tracción (MPa).

Obsérvese que, en los presentes ejemplos, el 0.7 % de la tensión de prueba obtenida en el ensayo de tracción se definió como el límite elástico de cada número de ensayo. La tensión máxima en una elongación uniforme se definió como la resistencia a la tracción. La relación (LE/RT) entre el límite elástico (LE) determinado y la resistencia a la tracción (RT) determinada se definió como el límite de alargamiento LA (%). El límite elástico (LE) determinado, la resistencia a la tracción (RT) determinada y el límite de alargamiento (LA) determinado se muestran en la Tabla 4.

[Ensayo de determinación de la microestructura]

El material de muestra de cada número de ensayo tenía un límite elástico dentro del intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa (grado 110 ksi) y un límite de alargamiento del 85 % o más. Por ello, en la microestructura del material de muestra de cada número de ensayo se determinó que la relación de volumen total de la martensita revenida y la bainita revenida era del 95 % o más.

[Ensayo de medición del valor de KAM]

Se determinó la proporción de valores de KAM de 1° o menos para el material de muestra de cada número de ensayo. La proporción de valores de KAM de 1° o menos se determinó por el método mencionado anteriormente. La proporción determinada de valores de KAM de 1° o menos se muestra en la Tabla 4 como «PROPORCIÓN DE KAM < 1° (% de área)»).

[Ensayo de resistencia al SSC]

El ensayo de flexión de cuatro puntos se realizó usando el material de muestra de cada número de ensayo para evaluar la resistencia al SSC. Los especímenes de ensayo de cada número de ensayo se prepararon de manera similar al Ejemplo 1. Se aplicó una tensión mediante flexión de cuatro puntos a los especímenes de ensayo de cada número de ensayo según ASTM G39-99 (2011) para que la tensión aplicada a los especímenes de ensayo fuera equivalente al 90 % del límite elástico real del material de muestra de cada número de ensayo. Dos especímenes de ensayo a los que se aplicó la tensión se encerraron en un autoclave junto con la plantilla de ensayo.

Como solución de ensayo se empleó una solución acuosa que contenía el 5.0 % en masa de cloruro de sodio. La solución de ensayo a 24 °C se vertió en el autoclave de manera que dejara una parte en fase de vapor, y esta se adoptó como baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, se sellaron bajo presión 15 atm de gas H²S y el baño de ensayo se agitó para hacer que se saturara el gas H²S en el baño de ensayo. Después de sellar el autoclave, el baño de ensayo se agitó a 24 °C durante 720 horas (30 días).

Después de permanecer durante 720 horas (30 días) se observaron los especímenes de ensayo de cada número de ensayo para determinar si se había producido o no agrietamiento por tensión de sulfuro (SSC). Específicamente, después de permanecer durante 720 horas (30 días) los especímenes de ensayo se observaron a simple vista. Los materiales de muestra para los que no se confirmó el agrietamiento en ninguno de los especímenes de ensayo como resultado de la observación se determinaron como «E» (excelente). Por otro lado, los materiales de muestra para los que se confirmó el agrietamiento en al menos uno de los especímenes de ensayo se determinaron como «NA» (no aceptable).

[Resultados del ensayo]

Los resultados del ensayo se muestran en la Tabla 4.

Con referencia a la Tabla 3 y la Tabla 4, la composición química de los respectivos materiales de muestra de los números de ensayo 2-1, 2-3 y 2-5 a 2-27 fue adecuada, el límite elástico estuvo dentro del intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa (grado 110 ksi), y el límite de alargamiento fue del 85 % o más. Es más, la proporción de KAM < 1° fue del 40 % del área o más. Como resultado, los materiales de muestra antes mencionados exhibieron una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Por otro lado, para el material de muestra del ensayo número 2-2, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Es más, la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Para el material de muestra del ensayo número 2-4 el tiempo de revenido fue demasiado bajo. En consecuencia, el límite elástico fue menor que 758 MPa. Es decir, no se obtuvo el límite elástico del grado 110 ksi.

En el material de muestra del ensayo número 2-28 el contenido de O era demasiado alto. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

En el material de muestra del ensayo número 2-29 el contenido de Mo era demasiado bajo. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

En el material de muestra del ensayo número 2-30 el contenido de S era demasiado bajo. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Para el material de muestra del ensayo número 2-31 la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Para el material de muestra del número de ensayo 2-32 la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 40 % del área. Como resultado, el material de muestra antes mencionado no exhibió una excelente resistencia al SSC en el ensayo de flexión de cuatro puntos.

Ejemplo 3

En el Ejemplo 3 se investigó la resistencia al SSC de un material de acero que tenía un límite elástico de grado 125 ksi (862 MPa a menos de 965 MPa). Específicamente, se produjeron aceros fundidos que contenían las composiciones químicas que se muestran en la Tabla 5.

Se produjeron palanquillas con un diámetro exterior de 310 mm, cada una usando los aceros fundidos antes mencionados. Las palanquillas producidas se calentaron a 1250 °C y, posteriormente, se laminaron en caliente para producir tuberías de acero sin costura, cada una con un diámetro exterior de 244.48 mm y un grosor de pared de 13.84 mm. Los materiales de muestra se tomaron de las tuberías de acero sin costura producidas de tal manera que los materiales de muestra tuvieran un tamaño suficiente para tomar especímenes para usar en los ensayos de evaluación, que se describirán más adelante, y se tomó un grosor de 13.84 mm.

El primer revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado. En el primer templado, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a la temperatura de revenido de 670 °C durante un tiempo de revenido de 30 minutos, y después se dejó enfriar hasta la temperatura normal.

El segundo revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado y el primer revenido. Específicamente, en el segundo templado realizado en el material de muestra de cada número de ensayo la temperatura de templado (°C) y el tiempo de mantenimiento (min) fueron los que se muestran en la Tabla 6. El material de muestra de cada número de ensayo después del mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento por agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del segundo templado fue de 300 °C/min.

[Tabla 6]

A continuación, se realizó el segundo revenido en el material de muestra de cada número de ensayo después del segundo templado. Específicamente, en el segundo revenido realizado en un material de muestra de cada número de ensayo la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min), la temperatura de revenido (°C) y el tiempo de revenido (min) fueron los que se muestran en la Tabla 6.

Después de realizar el tratamiento térmico a cada temperatura de revenido se enfrió el material de muestra de cada número de ensayo. Para el enfriamiento, se realizó un enfriamiento controlado por enfriamiento con agua nebulizada desde ambos lados del material de acero. En el revenido realizado en el material de muestra de cada número de ensayo la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200(°C/s) fue la que se muestra en la Tabla 6. Obsérvese que la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min) y la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200se determinaron en función de una temperatura que se midió con un termopar tipo K de tipo vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

[Ensayos de evaluación]

[Ensayo de tracción]

Se realizó un ensayo de tracción según la norma ASTM E8 (2013) de manera similar al Ejemplo 1. El ensayo de tracción se realizó en la atmósfera a temperatura normal (25 °C) usando el espécimen de ensayo de barra redonda de cada número de ensayo preparada de manera similar al Ejemplo 1, y se obtuvieron el límite elástico (MPa) y la resistencia a la tracción (MPa).

Obsérvese que, en el Ejemplo 3, el 0.65 % de la tensión de prueba obtenida en el ensayo de tracción se definió como el límite elástico de cada número de ensayo. La tensión máxima en una elongación uniforme se definió como la resistencia a la tracción. La relación (LE/RT) entre el límite elástico (LE) determinado y la resistencia a la tracción (RT) determinada se definió como el límite de alargamiento LA (%). El límite elástico (LE) determinado, la resistencia a la tracción (RT) determinada y el límite de alargamiento (LA) determinado se muestran en la Tabla 6.

[Ensayo de determinación de la microestructura]

El material de muestra de cada número de ensayo tenía un límite elástico dentro del intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado 125 ksi) y un límite de alargamiento del 85 % o más. Por ello, en la microestructura del material de muestra de cada número de ensayo se determinó que la relación de volumen total de la martensita revenida y la bainita revenida era del 95 % o más.

[Ensayo de medición del valor de KAM]

Se determinó la proporción de valores de KAM de 1° o menos para el material de muestra de cada número de ensayo. La proporción de valores de KAM de 1° o menos se determinó por el método mencionado anteriormente. La proporción determinada de valores de KAM de 1° o menos se muestra en la Tabla 6 como «PROPORCIÓN DE KAM < 1° (% de área)».

[Ensayo de resistencia al SSC]

Se realizó un ensayo DCB según el «Método D» de NACE TM0177-2005 usando el material de muestra de cada número de ensayo y se evaluó la resistencia al SSC. Se prepararon tres especímenes de ensayo DCB ilustrados en la FIG. 1A a partir de la parte central del grosor del material de muestra de cada número de ensayo. La dirección longitudinal del espécimen de ensayo DCB fue paralela a la dirección de laminación del material de muestra (es decir, la dirección axial de la tubería de acero sin costura). Es más, se preparó una cuña ilustrada en la FIG. 1B a partir del material de muestra de cada número de ensayo. La cuña tenía un grosor t de 2.82 mm. La cuña antes mencionada se introdujo entre los brazos del espécimen de ensayo DCB.

Se empleó como solución de ensayo una solución acuosa mixta que contenía el 5.0 % en masa de cloruro de sodio y el 0.4 % en masa de acetato de sodio que se ajustó a pH 3.5 usando ácido acético (solución B NACE). La solución de ensayo se vertió en el recipiente de ensayo con el espécimen de ensayo DCB con la cuña introducida encerrada de manera que dejara una porción de fase de vapor, y se adoptó como un baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, se descargó una mezcla gaseosa de 0.03 atm de H²S y 0.97 atm de CO²en el recipiente de ensayo para convertir el baño de ensayo en un ambiente corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantuvo a una temperatura de 4 °C durante 408 horas (17 días) mientras se agitaba el baño de ensayo. Después de esto, el espécimen de ensayo DCB se sacó del recipiente de ensayo.

Se insertó un pasador en un orificio formado en la punta de los brazos de cada espécimen de ensayo DCB que se sacó y se abrió una parte de muesca con una máquina de ensayo de tracción, y se midió una tensión P de liberación de la cuña. Es más, la muesca en el espécimen de ensayo DCB sumergido en el baño de ensayo se liberó en nitrógeno líquido y se midió una longitud «a» de propagación de grietas con respecto a la propagación de grietas que se produjo durante la inmersión. La longitud «a» de propagación de grietas pudo medirse visualmente usando calibres vernier. Se determinó un valor K^1ssc(MPaVm) de tenacidad a la fractura usando la Fórmula (1) en función de la tensión P de liberación de la cuña obtenida y la longitud «a» de propagación de grietas. Se determinó la media aritmética de los tres valores de K¹ssc (MPaVm) de tenacidad a la fractura, y se definió como el valor K¹ssc (MPaVm) de tenacidad a la fractura del material de muestra del número de ensayo relevante.

En la fórmula (1), h (mm) representa la altura de cada brazo del espécimen de ensayo DCB, B (mm) representa el grosor del espécimen de ensayo DCB y Bn (mm) representa el grosor de la red de la muestra de ensayo DCB. Estos se definen en el «Método D» de NACE TM0177-2005.

Para el material de muestra de cada número de ensayo, los valores de tenacidad a la fractura K¹ssc obtenidos se muestran en la Tabla 6. Si el valor de tenacidad a la fractura K¹ssc que se definió como se describió anteriormente era de 15 MPaVm o más se determinó que la resistencia al SSC era buena. Obsérvese que la holgura entre los brazos cuando se introdujo la cuña antes de la inmersión en el baño de ensayo influía en el valor de K^1ssc. En consecuencia, la medición real de la holgura entre los brazos se realizó por adelantado usando un micrómetro, y también se confirmó que la holgura estaba dentro del intervalo de los estándares API.

[Resultados del ensayo]

Los resultados del ensayo se muestran en la Tabla 6.

Con referencia a la Tabla 5 y la Tabla 6, la composición química de los materiales de muestra respectivos de los números de ensayo 3-1 a 3-10 fue adecuada, el límite elástico estuvo dentro del intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa (grado 125 ksi), y el límite de alargamiento fue del 85 % o más. Es más, la proporción de KAM < 1° fue del 35 % del área o más. Como resultado, el valor de tenacidad a la fractura K^1sscfue de 15 MPaVm o más, y el material de la muestra exhibió una excelente resistencia al SSC.

Por otro lado, para el material de muestra del ensayo número 3-11, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Es más, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 35 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K¹ssc fue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no mostró una excelente resistencia al SSC. Para el material de muestra del número de ensayo 3-12, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 35 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^1sscfue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no mostró una excelente resistencia al ssC .

Para el material de muestra del ensayo número 3-13, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Es más, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 35 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^1sscfue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no mostró una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 3-14, el contenido de O era demasiado alto. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K¹ssc fue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 3-15, el contenido de S era demasiado alto. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^1sscfue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 3-16, el contenido de Al era demasiado alto. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K¹ssc fue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al ssC .

En el material de muestra del ensayo número 3-17, el contenido de N era demasiado alto. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K¹ssc fue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

Para el material de muestra del ensayo número 3-18, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 35 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K ^isscfue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no mostró una excelente resistencia al SSC.

Para el material de muestra del ensayo número 3-19, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 35 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K issc fue menor que 15 MPaVm, y el material de muestra no mostró una excelente resistencia al SSC.

Ejemplo 4

En el Ejemplo 4 se investigó la resistencia al SSC de un material de acero que tenía un límite elástico de grado 140 ksi (965 MPa a 1069 MPa). Específicamente, se produjeron aceros fundidos que contenían las composiciones químicas que se muestran en la Tabla 7.

Se produjeron palanquillas, cada una con un diámetro exterior de 310 mm a 360 mm, usando los aceros fundidos antes mencionados. Las palanquillas producidas se calentaron a 1250 °C, y luego se laminaron en caliente para producir tuberías de acero sin costura, cada una con un diámetro exterior de 244.48 mm a 346.08 mm y un grosor de pared de 13.84 mm a 15.88 mm. De las tuberías de acero sin costura producidas, se tomaron materiales de muestra que eran lo suficientemente grandes como para permitir que se tomaran especímenes de ensayo usados en el ensayo de evaluación que se describe más adelante, y que tenían un grosor de 13.84 mm a 15.88 mm.

Específicamente, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a una temperatura de templado de 920 °C durante 10 minutos. El material de muestra de cada número de ensayo después de mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento con agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del primer templado fue de 300 °C/min para el material de muestra de cada número de ensayo. La velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500se determinó en función de una temperatura que se midió con un termopar tipo K de tipo vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

El primer revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado. En el primer revenido, el material de muestra de cada número de ensayo se mantuvo a la temperatura de revenido de 700 °C durante un tiempo de revenido de 30 minutos, y después se dejó enfriar hasta la temperatura normal.

El segundo revenido se realizó sobre el material de muestra de cada número de ensayo después del primer templado y el primer revenido. Específicamente, en el segundo templado realizado en el material de muestra de cada número de ensayo la temperatura de templado (°C) y el tiempo de mantenimiento (min) fueron los que se muestran en la Tabla 8. El material de muestra de cada número de ensayo después del mantenimiento se sumergió en un baño de agua para realizar el enfriamiento por agua. En este momento, la velocidad de enfriamiento durante el templado CR^800-500del segundo templado fue de 300 °C/min.

[Tabla 8]

A continuación, se realizó el segundo revenido en el material de muestra de cada número de ensayo después del segundo templado. Específicamente, en el segundo revenido realizado en un material de muestra de cada número de ensayo la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min), la temperatura de revenido (°C) y el tiempo de revenido (min) fueron como se muestra en la Tabla 8.

Después de realizar el tratamiento térmico a cada temperatura de revenido se enfrió el material de muestra de cada número de ensayo. Para el enfriamiento, se realizó un enfriamiento controlado por enfriamiento con agua nebulizada desde ambos lados del material de acero. En el revenido realizado en el material de muestra de cada número de ensayo, la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200(°C/s) fue la que se muestran en la Tabla 8. Obsérvese que la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600(°C/min) y la velocidad de enfriamiento después del revenido CR^600-200se determinaron en función de la temperatura que se midió con un termopar tipo K de tipo vaina que se insertó en la parte central del grosor del material de muestra con anticipación.

[Ensayos de evaluación]

[Ensayo de tracción]

Obsérvese que, en el Ejemplo 4, el 0.65 % de la tensión de prueba obtenida en el ensayo de tracción se definió como el límite elástico de cada número de ensayo. La tensión máxima en una elongación uniforme se definió como la resistencia a la tracción. La relación (LE/RT) entre el límite elástico (LE) determinado y la resistencia a la tracción (RT) determinada se definió como el límite de alargamiento LA (%). El límite elástico (LE) determinado, la resistencia a la tracción (RT) determinada y el límite de alargamiento (LA) determinado se muestran en la Tabla 8.

[Ensayo de determinación de la microestructura]

El material de muestra de cada número de ensayo tenía un límite elástico dentro del intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado 140 ksi) y un límite de alargamiento del 85 % o más. Por ello, en la microestructura del material de muestra de cada número de ensayo, se determinó que la relación de volumen total de la martensita revenida y la bainita revenida era del 95 % o más.

[Ensayo de medición del valor de KAM]

Se determinó la proporción de valores de KAM de 1° o menos para el material de muestra de cada número de ensayo. La proporción de valores de KAM de 1° o menos se determinó por el método mencionado anteriormente. La proporción determinada de valores de KAM de 1° o menos se muestra en la Tabla 8 como «PROPORCIÓN DE KAM < 1° (% de área)».

[Ensayo de resistencia al SSC]

Se realizó un ensayo DCB según el «Método D» de NACE TM0177-2005 usando el material de muestra de cada número de ensayo y se evaluó la resistencia al SSC. De manera similar al Ejemplo 3, se prepararon tres especímenes de ensayo DCB ilustrados en la FIG. 1A a partir de la parte central del grosor del material de muestra de cada número de ensayo. La dirección longitudinal del espécimen de ensayo DCB fue paralela a la dirección de laminación del material de muestra (es decir, la dirección axial de la tubería de acero sin costura). Es más, se preparó una cuña, ilustrada en la FIG. 1B, a partir del material de muestra de cada número de ensayo. La cuña tenía un grosor, t, de 3.13 mm. La cuña antes mencionada se introdujo entre los brazos de la muestra de ensayo DCB.

Se empleó como solución de ensayo una solución acuosa mixta que contenía el 5.0 % en masa de cloruro de sodio y el 0.4 % en masa de acetato de sodio que se ajustó a pH 4.0 usando ácido acético. La solución de ensayo se vertió en el recipiente de ensayo con el espécimen de ensayo DCB con la cuña introducida encerrada de manera que dejara una porción de fase de vapor, y se adoptó como un baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo se descargó una mezcla gaseosa de 0.003 atm de H²S y 0.997 atm de CO²en el recipiente de ensayo para convertir el baño de ensayo en un ambiente corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantuvo a una temperatura de 4 °C durante 408 horas (17 días) mientras se agitaba el baño de ensayo. Después de esto, el espécimen de ensayo DCB se sacó del recipiente de ensayo.

El método para determinar el valor de la tenacidad a la fractura K^1ssc(MPaVm) del espécimen de ensayo DCB tomado se realizó de manera similar al Ejemplo 3. Se determinó una media de los valores de tenacidad a la fractura de los tres valores de tenacidad a la fractura K^1ssc(MPaVm) determinados y se definió como el valor de tenacidad a la fractura Kissc (MPaVm) de la tubería de acero del número de ensayo. Los valores de la tenacidad a la fractura Kissc obtenidos para el material de muestra de cada número de ensayo se muestran en la Tabla 8. Cuando el valor de la tenacidad a la fractura K issc definido anteriormente fue de 24 MPaVm o más, se determinó el resultado del ensayo DCB en la tubería de acero sin costura como bueno.

[Resultados del ensayo]

Los resultados del ensayo se muestran en la Tabla 8.

Con referencia a la Tabla 7 y la Tabla 8, la composición química de los respectivos materiales de muestra de los números de ensayo 4-1 a 4-8, 4-10 y 4-16 fue adecuada, el límite elástico estuvo dentro del intervalo de 965 MPa a 1069 MPa (grado 140 ksi), y el límite de alargamiento fue del 85 % o más. Es más, la proporción de KAM < 1° fue del 30 % del área o más. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^isscfue de 24 MPaVmo más, y los materiales de muestra exhibieron una excelente resistencia al SSC.

Por otro lado, para el material de muestra del ensayo número 4-9, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 30 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura Kissc fue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 4-11, el contenido de O era demasiado alto. Es más, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 30 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura Kissc fue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 4-12, el contenido de Mo era demasiado bajo. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^isscfue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

En el material de muestra del ensayo número 4-13, el contenido de S era demasiado alto. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^isscfue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

Para el material de muestra del ensayo número 4-14, la velocidad de calentamiento durante el revenido HR^100-600era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 30 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^isscfue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

Para el material de muestra del ensayo número 4-15, la velocidad de enfriamiento después de revenido CR^600-200era demasiado baja. Por ello, la proporción de KAM < 1° fue menor que el 30 % del área. Como resultado, el valor de la tenacidad a la fractura K^isscfue menor que 24 MPaVm, y el material de muestra no exhibió una excelente resistencia al SSC.

Anteriormente se ha descrito una realización de la presente invención. Sin embargo, la realización descrita anteriormente es simplemente un ejemplo para implementar la presente invención. En consecuencia, la presente invención no se limita a la realización anterior, y la realización anterior se puede modificar y realizar de manera apropiada dentro de un intervalo que no se desvíe de la esencia de la presente invención.

Aplicabilidad industrial

El material de acero según la presente invención es ampliamente aplicable a los materiales de acero que se utilizarán en un entorno ácido y preferiblemente se puede utilizar como un material de acero para pozos de petróleo que se utiliza en un entorno de pozo de petróleo, y más preferiblemente se puede utilizar como tuberías de acero para pozos de petróleo para revestimiento, tubos o conductos o similares.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Un material de acero que comprende:

una composición química que consiste en, en porcentaje en masa,

C: 0.20 % a 0.50 %,

Si: 0.05 % a 0.50 %,

Mn: 0.05 % a 1.00 %,

P: 0.030 % o menos,

S: menos del 0.0050 %,

Al: 0.005 % a 0.050 %,

Cr: 0.10 % a 1.50 %,

Mo: 0.25 % a 1.80 %,

Ti: 0.002 % a 0.050 %,

Nb: 0.002 % a 0.100 %,

B: 0.0001 % a 0.0050 %,

N: 0.0070 % o menos,

O: menos del 0.0050 %,

V: 0 % a 0.30 %,

Ca: 0 % a 0.0100 %,

Mg: 0 % a 0.0100 %,

Zr: 0 % a 0.0100 %,

metal de tierras raras: 0 % a 0.0100 %,

Co: 0 % a 1.50 %,

W: 0 % a 1.50 %,

Ni: 0 % a 0.50 %,

Cu: 0 % a 0.50 %, y

siendo el resto Fe e impurezas, en donde

un límite elástico está dentro de un intervalo de 655 MPa a 1069 MPa, medido según el método descrito en la descripción, la relación de volumen de martensita revenida y/o bainita revenida en la microestructura es del 95 % o más, medida según el método descrito en la descripción,

un límite de alargamiento del 85 % o más,

una proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 30 % del área o más,

en caso de que el límite elástico esté dentro de un intervalo de 655 MPa a menos de 862 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 40 % del área o más,

en caso de que el límite elástico esté dentro de un intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa, la proporción de valores de kA m de 1° o menos es el 35 % del área o más, y

en un caso donde el límite elástico esté dentro de un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa, la proporción de valores de KAM de 1° o menos es el 30 % del área o más,

el valor de KAM se define como se describe en la descripción,

la proporción de valores de KAM de 1° o menos se mide según el método descrito en la descripción.

2. El material de acero según la reivindicación 1, en donde la composición química contiene: V: 0.01 % a 0.30 %.

3. El material de acero según la reivindicación 1 o la reivindicación 2, en donde la composición química contiene uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en:

Ca: 0.0001 % a 0.0100 %,

Mg: 0.0001 % a 0.0100 %,

Zr: 0.0001 % a 0.0100 %, y

metal de tierras raras: 0.0001 % a 0.0100 %.

4. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en donde la composición química contiene uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en:

Co: 0.02 % a 1.50 %, y

W: 0.02 % a 1.50 %.

5. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4, en donde la composición química contiene uno o más tipos de elementos seleccionados del grupo que consiste en:

Ni: 0.02 % a 0.50 %, y

Cu: 0.02 % a 0.50 %.

6. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, en donde el límite elástico está dentro de un intervalo de 655 MPa a menos de 758 MPa, y la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 40 % del área o más.

7. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, en donde el límite elástico está dentro de un intervalo de 758 MPa a menos de 862 MPa, y la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 40 % del área o más.

8. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, en donde el límite elástico está dentro de un intervalo de 862 MPa a menos de 965 MPa, y la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 35 % del área o más.

9. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, en donde el límite elástico está dentro de un intervalo de 965 MPa a 1069 MPa, y la proporción de valores de KAM de 1° o menos es del 30 % del área o más.

10. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 9, en donde el material de acero es una tubería de acero para pozos de petróleo.

11. El material de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10, en donde el material de acero es una tubería de acero sin costura.