ES2955421T3

ES2955421T3 - Material de acero y método para producir material de acero

Info

Publication number: ES2955421T3
Application number: ES19878430T
Authority: ES
Inventors: Yuji Arai; Shinji Yoshida; Hiroki Kamitani; Yohei Otome
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2018-10-31
Filing date: 2019-10-16
Publication date: 2023-11-30
Anticipated expiration: 2039-10-16
Also published as: WO2020090478A1; MX2021003354A; EP3875622A4; EP3875622A1; US12054798B2; BR112021002494A2; JP7088305B2; JPWO2020090478A1; AR116879A1; EP3875622B1; US20210262051A1

Abstract

La presente invención proporciona un material de acero que tiene un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más), al mismo tiempo que exhibe una excelente resistencia al SSC en un ambiente ácido. Un material de acero según la presente divulgación tiene una composición química que contiene, en % en masa, 0,15-0,45 % de C, 0,05-1,00 % de Si, 0,01-1,00 % de Mn, 0,030 % o menos de P, 0,0050 % o menos de S, 0,005-0,100% de Al, 0,60-1,80% de Cr, 0,80-2,30% de Mo, 0,002-0,020% de Ti, 0,05-0,30% de V, 0,002-0,100% de Nb, 0,0005-0,0040% de B, 0,01-0,50% de Cu, 0,01-0,50% de Ni, 0,0020-0,0100% de N y 0,0020% o menos de O, estando el resto formado por Fe e impurezas. La densidad numérica de BN en este material de acero es de 10 a 100 piezas/100 μm2. El límite elástico de este material de acero es de 758 MPa o más. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN

Material de acero y método para producir material de acero

Campo de la técnica

La presente invención se refiere a un material de acero y a un método para producir el material de acero, y más particularmente se refiere a un material de acero adecuado para su uso en un ambiente ácido y un método para producir el material de acero.

Antecedentes de la técnica

Debido a la profundización de los pozos de petróleo y de los pozos de gas (en adelante, los pozos de petróleo y pozos de gas se denominan colectivamente "pozos de petróleo"), existe una demanda para mejorar la resistencia del material de acero para pozos de petróleo representado por los tubos de acero para pozos de petróleo. En concreto, se están usando ampliamente tubos de acero para pozos de petróleo de grado 552 MPa (80 ksi) (el límite elástico es de 552 a menos de 655 MPa (80 a menos de 95 ksi)) y de grado 655 MPa (95 ksi) (el límite elástico es de 655 a menos de 758 MPa (95 a menos de 110 ksi)), y recientemente también se están empezando a solicitar tubos de acero para pozos de petróleo de grado 758 MPa (110 ksi) (el límite elástico es de 758 a menos de 862 MPa (110 a menos de 125 ksi)) y de grado 862 MPa (125 ksi) o más (el límite elástico es 862 MPa o más).

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 que contiene sulfuro de hidrógeno y está acidificado. Téngase en cuenta que un ambiente ácido puede contener dióxido de carbono. Se requiere que los tubos de acero para pozos de petróleo para su uso en tales ambientes ácidos tengan no solo alta resistencia, sino también resistencia a la fisuración bajo tensión en presencia de sulfuros (en lo sucesivo, denominada "resistencia a la SSC", por sus siglas en inglés).

La tecnología para mejorar la resistencia a la SSC de los materiales de acero tipificados como tubos de acero para pozos de petróleo se describe en las Publicaciones de Solicitudes de Patentes Japonesas de Número 62-253720 (Bibliografía de Patentes 1), Número 59-232220 (Bibliografía de Patentes 2), Número 6-322478 (Bibliografía de Patentes 3), Número 8-311551 (Bibliografía de Patentes 4), Número 2000-256783 (Bibliografía de Patentes 5), Número 2000-297344 (Bibliografía de Patentes 6), Número 2005-350754 (Bibliografía de Patentes 7), Publicación Nacional de Solicitud de Patente Internacional de Número 2012-519238 (Bibliografía de Patentes 8) y Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 2012-26030 (Bibliografía de Patentes 9).

La Bibliografía de Patentes 1 propone un método para mejorar la resistencia a la SSC del acero para pozos de petróleo mediante la reducción de impurezas tales como el Mn y el P. La Bibliografía de Patentes 2 propone un método para mejorar la resistencia a la ^sS^cdel acero mediante la realización de un templado doble para refinar los granos.

La Bibliografía de Patentes 3 propone un método para mejorar la resistencia a la SSC de un material de acero de grado 862 MPa (125 ksi) refinando la microestructura del acero mediante un tratamiento térmico usando calentamiento por inducción. La Bibliografía de Patentes 4 propone un método para mejorar la resistencia a la SSC de los tubos de acero de grados a 758 a 965 MPa (110 a 140 ksi) mejorando la templabilidad del acero mediante el uso de un proceso de templado directo y también aumentando la temperatura de revenido.

La Bibliografía de Patentes 5 y la Bibliografía de Patentes 6 proponen cada una un método para mejorar la resistencia a la SSC de un acero para productos tubulares para campos petrolíferos de baja aleación de grado 758 a 965 MPa (110 a 140 ksi) mediante el control de las formas de los carburos. La Bibliografía de Patentes 7 propone un método para mejorar la resistencia a la SSC de los materiales de acero de grado 862 MPa (125 ksi) o superior controlando la densidad de dislocaciones y el coeficiente de difusión de hidrógeno a los valores deseados. La Bibliografía de Patentes 8 propone un método para mejorar la resistencia a la SSC del acero de grado 862 MPa (125 ksi) sometiendo un acero de baja aleación que contiene del 0.3 al 0.5 % de C a templado varias veces. La Bibliografía de Patentes 9 propone un método para controlar las formas o el número de carburos empleando un proceso de revenido compuesto por un tratamiento térmico de dos etapas. Más en concreto, en la Bibliografía de Patentes 9, se propone un método que mejora la resistencia a la SSC del acero de grado 862 MPa (125 ksi) suprimiendo la densidad numérica de las partículas grandes de M3C o de M2C.

El Documento de Patente de los EE.UU. de Número US 2011/315276 A1 describe aceros de baja aleación con un alto límite elástico y un excelente comportamiento frente a la fisuración por tensión en presencia de sulfuros y que se pueden usar para productos tubulares para pozos de hidrocarburos que contienen sulfuro de hidrógeno.

Lista de citas

Bibliografía de Patentes

Bibliografía de Patentes 1: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 62-253720

Bibliografía de Patentes 2: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 59-232220

Bibliografía de Patentes 3: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 6-322478 Bibliografía de Patentes 4: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 8-311551 Bibliografía de Patentes 5: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 2000-256783 Bibliografía de Patentes 6: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 2000-297344 Bibliografía de Patentes 7: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 2005-350754 Bibliografía de Patentes 8: Publicación Nacional de Solicitud de Patente Internacional de Número 2012-519238 Bibliografía de Patentes 9: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa de Número 2012-26030 Resumen de la invención

Problema técnico

Sin embargo, un material de acero (por ejemplo, tubo de acero para pozos de petróleo) con un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y una excelente resistencia a la SSC se puede obtener mediante una técnica distinta a las técnicas descritas en las Bibliografía de Patentes 1 a 9 anteriores.

Un objetivo de la presente invención es proporcionar un material de acero con un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y con una excelente resistencia a la SSC, así como un método para producir el material de acero. Solución al problema

El material de acero según la presente invención se define en las reivindicaciones adjuntas.

El método para producir un material de acero según la presente invención se define en las reivindicaciones adjuntas.

Efectos ventajosos de la invención

El material de acero según la presente invención tiene un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más), y también tiene una excelente resistencia a la SSC.

Breve descripción de los dibujos

[FIG. 1A] La Figura 1A es una vista que ilustra la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC para los materiales de acero con un límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi).

[FIG. 1B] La Figura 1B es una vista que ilustra la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC para los materiales de acero con un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más.

[FIG. 2A] La Figura 2A muestra una vista lateral y una vista en sección transversal de un espécimen de prueba DCB que se usa en una prueba DCB en la presente invención.

[FIG. 2B] La Figura 2B es una vista en perspectiva de una cuña que se usa en la prueba DCB en la presente invención.

[FIG. 3] La Figura 3 es un diagrama esquemático que ilustra un patrón térmico durante el templado y el revenido en la presente invención.

Descripción de las realizaciones

Los presentes inventores realizaron investigaciones y estudios en relación a un método para obtener una excelente resistencia a la SSC manteniendo un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) con respecto a un material de acero que supuestamente se usará en un ambiente ácido, y obtuvieron los siguientes hallazgos.

Si se aumenta la densidad de las dislocaciones en un material de acero, aumentará el límite elástico del material de acero. Sin embargo, existe la posibilidad de que las dislocaciones ocluyan hidrógeno. Por lo tanto, si aumenta la densidad de las dislocaciones en un material de acero, existe la posibilidad de que también aumente la cantidad de hidrógeno que ocluye el material de acero. Si la concentración de hidrógeno en el material de acero aumenta como resultado del aumento de la densidad de las dislocaciones, incluso cuando se obtenga una alta resistencia, disminuirá la resistencia a la SSC del material de acero. En consecuencia, para obtener un límite elástico de 758 MPa (110 ksi) o más y una excelente resistencia a la SSC, no es preferible usar la densidad de las dislocaciones para mejorar la resistencia. Por lo tanto, los presentes inventores consideraron que, si se aumenta el límite elástico de un material de acero mediante una técnica diferente al aumento de la densidad de las dislocaciones del material de acero, se obtendrá una excelente resistencia a la SSC incluso cuando se aumente el límite elástico del material de acero hasta 758 MPa (110 ksi) o más. Por tanto, los presentes inventores se centraron en los elementos que aumentan la resistencia al reblandecimiento por revenido, y consideraron que aumentar el contenido de dichos elementos incrementará el límite elástico del material de acero después del revenido. En concreto, los presentes inventores realizaron estudios sobre el aumento del límite elástico de un material de acero, haciendo que, entre los elementos de la composición química del material de acero, el contenido de Cr sea del 0.60 % o más, el contenido de Mo sea del 0.80 % o más, y el contenido de V sea del 0.05 % o más.

Es decir, los presentes inventores descubrieron que al hacer la composición química de un material de acero una composición que consiste en, % en masa, C: del 0.15 al 0.45 %, Si: del 0.05 a 1.00 %, Mn: del 0.01 a 1.00 %, P: el 0.030 % o menos, S: el 0.0050 % o menos, Al: del 0.005 al 0.100 %, Cr: del 0.60 a 1.80 %, Mo: del 0.80 a 2.30 %, Ti: del 0.002 al 0.020 %, V: del 0.05 al 0.30 %, Nb: del 0.002 al 0.100 %, B: del 0.0005 al 0.0040 %, Cu: del 0.01 al 0.50 %, Ni: del 0.01 al 0.50 %, N: del 0.0020 al 0.0100 %, O: el 0.0020 % o menos, Ca: del 0 al 0.0100 %, Mg: del 0 al 0.0100 %, Zr: del 0 al 0.0100 %, metal de tierras raras: del 0 al 0.0100 %, Co: del 0 al 0.50 % y W: del 0 al 0.50 %, siendo el resto Fe e impurezas, debido a que aumenta la resistencia al reblandecimiento por revenido del material de acero y debido a que aumenta el límite elástico del material de acero después del revenido, existe la posibilidad de obtener una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido incluso cuando el material de acero tiene un límite elástico de 758 MPa (110 ksi) o más.

Sin embargo, en el caso de un material de acero con la composición química descrita anteriormente, en algunos casos puede precipitar una gran cantidad de precipitados gruesos en el material de acero. Como resultado de estudios adicionales realizados por los presentes inventores, se aclaró que, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente, en el caso de que precipite una gran cantidad de precipitados gruesos en el material de acero, no se obtiene una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido.

Es decir, con respecto a un material de acero con la composición química mencionada anteriormente, si se reducen los precipitados gruesos, existe la posibilidad de que se puedan obtener un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido. Por lo tanto, los presentes inventores realizaron estudios en relación a un método para reducir los precipitados gruesos en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente.

Primero, los presentes inventores encontraron que la mayoría de los precipitados gruesos precipitan en los límites de grano de los granos de la austenita previa (en adelante, los granos de la austenita anterior también se denomina como "granos de la Y-previa”; y los límites de grano de los granos de la austenita previa también se denominan como “límites de grano de la Y-previa"), y precipitan durante el revenido que se describe más adelante. Es decir, si se hace que los precipitados finos que tienen poca influencia en la resistencia a la SSC precipiten en los límites de grano de la Y-previa antes de realizar el revenido, se reducen los sitios en los que se forman los precipitados gruesos y, por lo tanto, existe la posibilidad de que se puedan reducir los precipitados gruesos en el material de acero después del revenido, y se pueda aumentar la resistencia a la SSC del material de acero en un ambiente ácido.

Por lo tanto, los presentes inventores realizaron estudios en relación a los elementos que se pueden segregar en los límites de grano de la Y-previa y que pueden formar precipitados finos a alta temperatura. Como resultado, los presentes inventores descubrieron que existe la posibilidad de que estas condiciones se puedan satisfacer por el nitruro de boro (BN) que forma el boro (B). Por lo tanto, los presentes inventores se centraron en el B entre los elementos de la composición química mencionada anteriormente, y realizaron estudios detallados sobre cómo provocar activamente la precipitación del BN para reducir así la precipitación de los precipitados gruesos y aumentar la resistencia a la SSC del material de acero. En concreto, usando un material de acero con la composición química mencionada anteriormente, los presentes inventores investigaron la relación entre la densidad numérica del BN, el límite elástico y un valor de la tenacidad a la fractura K1SSC que es un índice de la resistencia a la SSC.

[Relación entre densidad numérica del BN y resistencia a la SSC]

Los presentes inventores primero realizaron estudios detallados sobre la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC de un material de acero con un límite elástico de grado 110 ksi (758 a menos de 862 MPa). En concreto, con referencia a las figuras, se describe la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC del material de acero que contiene la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi).

La Figura 1A es una vista que ilustra la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC de un material de acero con un límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi). La Figura 1A se creó usando densidades numéricas (partículas/100 pm2) del BN obtenidas por un método que se describe más adelante y los valores de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa Vm) obtenidos por una prueba DCB que se describe más adelante, con respecto a materiales de acero para los cuales, entre los materiales de acero de los ejemplos que se describen más adelante, tenían la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi). Téngase en cuenta que, con respecto a la resistencia a la SSC, cuando el valor de la tenacidad a la fractura K issc era de 29.0 MPaVm o más, se determinó que la resistencia a la SSC era buena.

Haciendo referencia a la Figura 1A, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi), cuando la densidad numérica del BN era de 10 partículas/100 pm2 o más, el valor de la tenacidad a la fractura K1^sscera de 29.0 MPa-Vm o más y el material de acero mostró una excelente resistencia a la SSC. Por otro lado, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi), cuando la densidad numérica del BN era más de 100 partículas/100 pm2, el valor de la tenacidad a la fractura K issc era menor de 29.0 MPaVm. Es decir, en el caso de que la densidad numérica del BN fuese demasiado alta, por el contrario, disminuiría la resistencia a la SSC.

Por lo tanto, con referencia a la Figura 1A, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de grado 758 MPa (110 ksi), se aclaró que cuando la densidad numérica del BN es de 10 a 100 partículas/100 pm2, el valor de la tenacidad a la fractura K ^issces de 29.0 MPaVm o más y el material de acero exhibía una excelente resistencia a la SSC.

Los presentes inventores realizaron además estudios detallados sobre la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC de un material de acero con un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más. En concreto, con referencia a las figuras, se describe la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC del material de acero que contiene la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más.

La Figura 1B es una vista que ilustra la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC de un material de acero con un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) ) o más. La Figura 1B se creó usando las densidades numéricas (partículas/100 pm2) del BN obtenidas por un método que se describe más adelante y los valores de la tenacidad a la fractura K ^issc(MPaVm) obtenidos por una prueba DCB que se describe más adelante, con respecto a materiales de acero para los cuales, entre los materiales de acero de los ejemplos que se describen más adelante, tienen la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más. Téngase en cuenta que, con respecto a la resistencia a la SSC, cuando el valor de la tenacidad a la fractura K ^isscera de 27.0 MPaVm o más, se determinó que la resistencia a la SSC era buena.

Haciendo referencia a la Figura 1B, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más, cuando la densidad numérica del BN era de 10 partículas/100 pm2 o más, el valor de la tenacidad a la fractura K issc era de 27.0 MPa-Vm o más y el material de acero exhibía una excelente resistencia a la SSC. Por otra parte, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y un límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más, cuando la densidad numérica del BN era mayor de 100 partículas/100 pm2, el valor de la tenacidad a la fractura K issc era menor de 27.0 MPaVm. Es decir, en el caso de que la densidad numérica del BN fuese demasiado alta, por el contrario, disminuiría la resistencia a la SSC.

Por lo tanto, con referencia a la Figura 1B, en un material de acero con la composición química mencionada anteriormente y el límite elástico de 862 MPa (125 ksi) o más, se aclaró que cuando la densidad numérica del BN está dentro de un intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2, el valor de la tenacidad a la fractura K ^issces de 27.0 MPaVm o más, el material de acero exhibía una excelente resistencia a la SSC.

Téngase en cuenta que, con respecto a la relación entre la densidad numérica del BN y la resistencia a la SSC de un material de acero, los presentes inventores consideran que la razón puede ser la siguiente. Convencionalmente, el B está contenido en un material de acero con el fin de hacer que el B se disuelva en el material de acero para aumentar así la templabilidad del material de acero. Por otro lado, el B es propenso a segregarse en los límites de grano de la Y-previa y, en el intervalo de temperaturas del punto Ar3 a menos del punto Ac3 del material de acero según la presente realización, se combina con el N para formar BN. Por lo tanto, en la presente realización, en lugar de hacer que el B se disuelva en el material de acero como se hace convencionalmente, haciendo que el B precipite como BN, se pueden reducir por adelantado los sitios en los que se forman los precipitados gruesos antes del revenido. Los presentes inventores consideran que, como resultado, se reducen los precipitados gruesos en el material de acero y, por lo tanto, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero.

Como se describió anteriormente, si un material de acero tiene la composición química mencionada anteriormente y la densidad numérica del BN está en el intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2, incluso cuando el límite elástico es de 758 MPa o más (110 ksi o más), se puede obtener una excelente resistencia a la SSC. Por lo tanto, en el material de acero, la densidad numérica del BN se establece dentro del intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2.

El material de acero que se completó en base a los hallazgos anteriores tiene una composición química que consiste en, % en masa, C: del 0.15 al 0.45 %, Si: del 0.05 a 1.00 %, Mn: del 0.01 a 1.00 %, P: el 0.030 % o menos, S: el 0.0050 % o menos, Al: del 0.005 al 0.100 %, Cr: del 0.60 a 1.80 %, Mo: del 0.80 a 2.30 %, Ti: del 0.002 al 0.020 %, V: del 0.05 al 0.30 %, Nb: del 0.002 al 0.100 %, B: del 0.0005 al 0.0040 %, Cu: del 0.01 al 0.50 %, Ni: del 0.01 al 0.50 %, N: del 0.0020 al 0.0100 %, O: el 0.0020 % o menos, Ca: del 0 al 0.0100 %, Mg: del 0 al 0.0100 %, Zr: del 0 al 0.0100 %, metal de tierras raras: del 0 al 0.0100 %, Co: del 0 al 0.50 % y W: del 0 al 0.50 %, siendo el resto Fe e impurezas. La densidad numérica del BN en el material de acero está en el intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2. El límite elástico del material de acero es de 758 MPa o más.

En la presente descripción, el término "material de acero" no está particularmente limitado y, por ejemplo, se refiere a un tubo de acero o a una placa de acero.

El material de acero tiene un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y exhibe una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido.

La composición química mencionada anteriormente puede contener uno o más tipos de los elementos seleccionados del grupo que consiste en Ca: del 0.0001 al 0.0100 %, Mg: del 0.0001 al 0.0100 %, Zr: del 0.0001 al 0.0100 % y tierras raras: del 0.0001 al 0.0100 %.

La composición química mencionada anteriormente puede contener uno o más tipos de los elementos seleccionados del grupo formado por Co: del 0.02 al 0.50 % y W: del 0.02 al 0.50 %.

El material de acero antes mencionado puede ser un tubo de acero para pozos de petróleo.

En la presente descripción, el tubo de acero para pozos de petróleo puede ser un tubo de acero que se usa para un tubo de conducción o puede ser un tubo de acero que se usa para productos tubulares para campos petrolíferos (OCTG, por sus siglas en inglés). La forma del tubo de acero para pozos de petróleo no está particularmente limitada y puede ser, por ejemplo, un tubo de acero sin soldadura o un tubo de acero con soldadura. Los artículos tubulares para campos petrolíferos son, por ejemplo, tubos de acero que se usan como tubos de revestimiento o tubos de conducción.

El tubo de acero para pozos de petróleo es preferiblemente un tubo de acero sin soldadura. Cuando el tubo de acero para pozos de petróleo según la presente realización es un tubo de acero sin soldadura, incluso si el diámetro de los granos de la Y-previa (en lo sucesivo, también denominado "diámetro de grano de la Y-previa") está en el intervalo de 15 a 30 |jm, se puede obtener un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y una excelente resistencia a la SSC.

El método para producir un material de acero incluye un proceso de preparación, un proceso de templado y un proceso de revenido. En el proceso de preparación, se prepara un material de acero intermedio con la composición química mencionada anteriormente. En el proceso de templado, después del proceso de preparación, el material de acero intermedio se calienta a una temperatura de templado de 880 a 1000°C, y luego el material de acero intermedio se enfría durante 60 a 300 segundos desde la temperatura de templado hasta una temperatura de inicio de enfriamiento rápido dentro de un intervalo de un punto Ar3 del material de acero a un punto Ac3 del material de acero -10°C, y luego se enfría desde la temperatura de inicio del enfriamiento rápido a una velocidad de enfriamiento de 50°C/min o más. En el proceso de revenido, después del proceso de templado, el material de acero intermedio se mantiene a una temperatura de 620 a 720°C durante 10 a 180 minutos.

El proceso de preparación del método de producción mencionado anteriormente puede incluir un proceso de preparación del material de partida para preparar un material de partida que contenga la composición química mencionada anteriormente, y un proceso de trabajo en caliente para someter el material de partida a trabajo en caliente para producir el material de acero intermedio.

A continuación, se describe en detalle el material de acero según la presente realización. 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 contiene los siguientes elementos.

C: del 0.15 al 0.45 %

El carbono (C) mejora la templabilidad del material de acero y aumenta el límite elástico del material de acero. El C también promueve la esferoidización de los carburos durante el revenido en el proceso de producción y aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si los carburos se dispersan, la resistencia del material de 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, disminuirá la tenacidad del material de acero y es probable que ocurra la fisuración por templado. Por lo tanto, el contenido de C está dentro del intervalo del 0.15 al 0.45 %. Un límite inferior preferible del contenido de C es el 0.18 %, más preferiblemente es el 0.20 % y aún más preferiblemente es el 0.25 %. Un límite superior preferible del contenido de C es el 0.40 %, más preferiblemente es el 0.38 % y aún más preferiblemente es el 0.35 %.

Si: del 0.05 al 1.00 %

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, disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Si está dentro del intervalo del 0.05 al 1.00 %. Un límite inferior preferible del contenido de Si es el 0.10 %, y más preferiblemente es el 0.15 %. Un límite superior preferible del contenido de Si es el 0.85 %, más preferiblemente es el 0.70 % y aún más preferiblemente es el 0.60 %.

Manganeso: del 0.01 al 1.00 %

El manganeso (Mn) desoxida el acero. El Mn también mejora la templabilidad del material de acero y aumenta el límite elástico del material de acero. Si el contenido de Mn es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Mn es demasiado alto, el Mn se segrega en los límites de grano junto con impurezas tales como el P y el S. En tal caso, la resistencia a la SSC del material de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de Mn está dentro de un intervalo del 0.01 al 1.00 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mn es el 0.02 %, más preferiblemente es el 0.03 % y aún más preferiblemente es el 0.10 %. Un límite superior preferible del contenido de Mn es el 0.90 %, y más preferiblemente es el 0.80 %.

P: el 0.030 % o menos

El fósforo (P) es una impureza. En otras palabras, el contenido de P es más del 0 %. El P se segrega en los límites de grano y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de P es el 0.030 % o menos. Un límite superior preferible del contenido de P es el 0.025 %, y más preferiblemente es el 0.020 %. Preferiblemente, el contenido de P es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de P se reduce excesivamente, el costo de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de P es el 0.0001 %, más preferiblemente el 0.0003 %, aún más preferiblemente el 0.001 % y aún más preferiblemente el 0.002 %.

S: el 0.0050 % o menos

El azufre (S) es una impureza. En otras palabras, el contenido de S es más del 0 %. El S se segrega en los límites de grano y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de S es el 0.0050 % o menos. Un límite superior preferible del contenido de S es el 0.0040 %, más preferiblemente es el 0.0030 % y aún más preferiblemente es el 0.0020 %. Preferiblemente, el contenido de S es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de S se reduce excesivamente, el costo de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de S es el 0.0001 %, y más preferiblemente es el 0.0003 %.

Al: del 0.005 al 0.100 %

El aluminio (Al) desoxida el acero. Si el contenido de Al es demasiado bajo, no se obtiene este efecto y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por otro lado, si el contenido de Al es demasiado alto, se forman inclusiones gruesas a base de óxidos y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Al está dentro de un intervalo del 0.005 al 0.100 %. 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 0.080 %, y más preferiblemente es el 0.060 %. En la presente descripción, el contenido de "Al" significa "Al soluble en ácido", es decir, el contenido de "Al sol.".

Cr: del 0.60 al 1.80 %

El cromo (Cr) aumenta la resistencia al reblandecimiento por revenido y aumenta el límite elástico del material de acero. Cuando la resistencia al reblandecimiento por revenido del material de acero se aumenta por el Cr, también se habilita el revenido a alta temperatura. En este caso, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si el contenido de Cr es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Cr es demasiado alto, se forman carburos gruesos en el material de acero y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Cr está dentro de un intervalo del 0.60 al 1.80 %. Un límite inferior preferible del contenido de Cr es el 0.65 %, más preferiblemente es el 0.70 % y aún más preferiblemente es el 0.75 %. Un límite superior preferible del contenido de Cr es el 1.60 %, más preferiblemente es el 1.55 % y aún más preferiblemente es el 1.50 %.

Mo: del 0.80 al 2.30 %

El molibdeno (Mo) aumenta la resistencia al reblandecimiento por revenido y aumenta el límite elástico del material de acero. Cuando la resistencia al reblandecimiento por revenido del material de acero se aumenta por el Mo, también se habilita el revenido a alta temperatura. En este caso, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si el contenido de Mo es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Mo es demasiado alto, los carburos de tipo Mo6C no se disuelven al calentarlos antes del templado y permanecen en el material de acero. Como resultado, disminuye la templabilidad del material de acero y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Mo está dentro de un intervalo del 0.80 al 2.30 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mo es el 0.85 %, y más preferiblemente es el 0.90 %. Un límite superior preferible del contenido de Mo es el 2.10 %, y más preferiblemente es el 1.80 %.

Ti: del 0.002 al 0.020 %

El titanio (Ti) forma nitruros y refina los granos de cristal mediante el efecto de fijación. De esta manera, aumenta el límite elástico del material de acero. Si el contenido de Ti es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Ti es demasiado alto, se forma una gran cantidad de nitruros de Ti y se reduce la precipitación del BN. Como resultado, disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Ti está dentro de un intervalo del 0.002 al 0.020 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ti es el 0.003 %, y más preferiblemente es el 0.004 %. Un límite superior preferible del contenido de Ti es el 0.018 %, y más preferiblemente es el 0.015 %.

V: del 0.05 al 0.30 %

El vanadio (V) se combina con el C para formar carburos y aumenta la resistencia al reblandecimiento por revenido por un efecto de endurecimiento por precipitación. Como resultado, aumenta el límite elástico del material de acero. Cuando la resistencia al reblandecimiento por revenido del material de acero aumenta por el V, también se habilita el revenido a alta temperatura. En este caso, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si el contenido de V es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de V es demasiado alto, disminuye la tenacidad del material de acero. Por lo tanto, el contenido de V está dentro del intervalo del 0.05 al 0.30 %. Un límite inferior preferible del contenido de V es más del 0.05 %, más preferiblemente es el 0.06 % y aún más preferiblemente es el 0.07 %. Un límite superior preferible del contenido de V es el 0.25 %, más preferiblemente es el 0.20 % y aún más preferiblemente es el 0.15 %.

Nb: del 0.002 al 0.100 %

El niobio (Nb) se combina con el C y/o con el N para formar carburos, nitruros o carbonitruros (en adelante, denominados "carbonitruros y similares"). Los carbonitruros y similares refinan la subestructura del material de acero por el efecto de fijación y mejoran la resistencia a la SSC del material de acero. El Nb también se combina con el C para formar carburos finos. Como resultado, aumenta el límite elástico del material de acero. Si el contenido de Nb es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Nb es demasiado alto, se forman en exceso nitruros de carbono y similares, y disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, 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 %, más preferiblemente es el 0.005 % y aún más preferiblemente es el 0.010 %. Un límite superior preferible del contenido de Nb es el 0.050 %, y más preferiblemente es el 0.030 %.

B: del 0.0005 al 0.0040 %

El boro (B) se combina con el N para formar BN en el material de acero. Como resultado, se reduce la precipitación de precipitados gruesos que precipitan en los límites de grano de la Y-previa. El B también se disuelve en el material de acero y mejora la templabilidad del material de acero. En el material de acero de la presente realización, entre estos efectos, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero haciendo que el BN precipite activamente. Si el contenido de B es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de B es demasiado alto, se formará una gran cantidad del BN en el material de acero y puede disminuir la resistencia a la SSC del material de acero. Además, si el contenido de B es demasiado alto, se puede formar una capa del BN en el material de acero y puede disminuir la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de B está dentro de un intervalo del 0.0005 al 0.0040 %. Un límite inferior preferible del contenido de B es el 0.0007 %, más preferiblemente es el 0.0010 % y aún más preferiblemente es el 0.0012 %. Un límite superior preferible del contenido de B es el 0.0035 %, más preferiblemente es el 0.0030 % y aún más preferiblemente es el 0.0025 %.

Cu: del 0.01 al 0.50 %

El cobre (Cu) mejora la templabilidad del material de acero y aumenta el límite elástico del material de acero. Si el contenido de Cu es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Cu es demasiado alto, la templabilidad del material de acero será demasiado alta y disminuirá la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Cu está en un intervalo del 0.01 al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Cu es el 0.02 %. Un límite superior preferible del contenido de Cu es el 0.40 %, más preferiblemente es el 0.30 %, aún más preferiblemente es el 0.20 % y aún más preferiblemente es el 0.15 %.

Ni: del 0.01 al 0.50 %

El níquel (Ni) mejora la templabilidad del material de acero y aumenta el límite elástico del material de acero. Si el contenido de Ni es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Ni es demasiado alto, el Ni promoverá la corrosión local y disminuirá la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Ni está dentro del intervalo del 0.01 al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ni es el 0.02 %. Un límite superior preferible del contenido de Ni es el 0.40 %, más preferiblemente es el 0.30 %, aún más preferiblemente es el 0.20 % y aún más preferiblemente es el 0.15 %.

N: del 0.0020 al 0.0100 %

El nitrógeno (N) se combina con el B para formar el BN en el material de acero. Como resultado, se reducen los precipitados gruesos que precipitan en los límites de grano de la Y-previa. El N también se combina con el Ti para formar nitruros finos y, por lo tanto, refina los granos de cristal. Si el contenido de N es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de N es demasiado alto, se puede formar una gran cantidad del BN en el material de acero y puede disminuir la resistencia a la SSC del material de acero. Además, si el contenido de N es demasiado alto, se puede formar BN grueso en el material de acero y puede disminuir la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de N está dentro del intervalo del 0.0020 al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de N es el 0.0025 %, más preferiblemente es el 0.0030 %, aún más preferiblemente es el 0.0035 % y aún más preferiblemente es el 0.0040 %. Un límite superior preferible del contenido de N es el 0.0080 %, y más preferiblemente es el 0.0070 %.

O: el 0.0020 % o menos

El oxígeno (O) es una impureza. En otras palabras, el contenido de O es más del 0 %. El O forma óxidos gruesos y reduce la resistencia a la corrosión del material de acero. Por lo tanto, el contenido de O es el 0.0020 % o menos. Un límite superior preferible del contenido de O es el 0.0018 %, y más preferiblemente es el 0.0015 %. Preferiblemente, el contenido de O es lo más bajo posible. Sin embargo, si el contenido de O se reduce excesivamente, el costo de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en cuenta la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de O es el 0.0001 %, y más preferiblemente es el 0.0003 %.

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

[Sobre elementos opcionales]

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de los elementos seleccionados del grupo que consiste en Ca, Mg, Zr y metal de tierras raras (REM, por sus siglas en ingles) en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y controla la morfología de los sulfuros en el material de acero para aumentar así la resistencia a la SSC del material de acero.

Ca: del 0 al 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 aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si contiene 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 disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Ca está dentro del intervalo del 0 al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Ca es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, aún más preferiblemente es el 0.0003 % y aún más preferiblemente es el 0.0006 %. Un límite superior preferible del contenido de Ca es el 0.0040 %, más preferiblemente es el 0.0030 % y aún más preferiblemente es el 0.0025 %.

Magnesio: del 0 al 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 aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si contiene 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 a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Mg está dentro del intervalo del 0 al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Mg es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, aún más preferiblemente es el 0.0003 % y aún más preferiblemente es el 0.0006 %. Un límite superior preferible del contenido de Mg es el 0.0040 %, más preferiblemente es el 0.0030 % y aún más preferiblemente es el 0.0025 %.

Zr: del 0 al 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 aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si contiene 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 disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Zr está dentro del intervalo del 0 al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de Zr es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, aún más preferiblemente es el 0.0003 % y aún más preferiblemente es el 0.0006 %. Un límite superior preferible del contenido de Zr es el 0.0040 %, más preferiblemente es el 0.0030 % y aún más preferiblemente es el 0.0025 %.

Metal de tierras raras (REM): del 0 al 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 aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. El REM también se combina con el P en el material de acero y suprime la segregación del P en los límites de los granos de cristal. Por lo tanto, se suprime una disminución en la tenacidad a baja temperatura y en la resistencia a la SSC del material de acero que es atribuible a la segregación del P. Si contiene 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 se vuelven más gruesos y disminuyen la tenacidad a baja temperatura y la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de REM está dentro del intervalo del 0 al 0.0100 %. Un límite inferior preferible del contenido de REM es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.0001 %, aún más preferiblemente es el 0.0003 % y aún más preferiblemente es el 0.0006 %. Un límite superior preferible del contenido de REM es el 0.0040 %, y más preferiblemente es el 0.0025 %.

Téngase en cuenta 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 el número atómico 21, itrio (Y) que es el elemento con el número atómico 39, y los elementos desde el lantano (La) de número atómico 57 hasta el lutecio (Lu) de número atómico 71 que son los lantánidos. Además, en la presente descripción, el término "contenido de REM" se refiere al contenido total de estos elementos.

La composición química del material de acero descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de los 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 y suprime la penetración de hidrógeno. De esta forma, cada uno de estos elementos aumenta la resistencia a la SSC del material de acero.

Co: del 0 al 0.50 %

El cobalto (Co) es un elemento opcional y no es necesario que esté contenido. En otras palabras, el contenido de Co puede ser el 0 %. Si está contenido, el Co forma una capa protectora contra la corrosión en un ambiente ácido y suprime la penetración de hidrógeno. Como resultado, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si contiene incluso una pequeña cantidad de Co, este efecto se obtiene hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Co es demasiado alto, disminuirá la templabilidad del material de acero y disminuirá la resistencia del material de acero. Por lo tanto, el contenido de Co está dentro del intervalo del 0 al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de Co es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.02 %, aún más preferiblemente es el 0.03 % y aún más preferiblemente es el 0.05 %. Un límite superior preferible del contenido de Co es el 0.45 %, y más preferiblemente es el 0.40 %.

W: del 0 al 0.50 %

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 W forma una capa protectora contra la corrosión en un ambiente ácido y suprime la penetración de hidrógeno. Como resultado, aumenta la resistencia a la SSC del material de acero. Si contiene 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 disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por lo tanto, el contenido de W está dentro del intervalo del 0 al 0.50 %. Un límite inferior preferible del contenido de W es más del 0 %, más preferiblemente es el 0.02 %, aún más preferiblemente es el 0.03 % y aún más preferiblemente es el 0.05 %. Un límite superior preferible del contenido de W es el 0.45 %, y más preferiblemente es el 0.40 %.

[Sobre el BN]

En el material de acero, la densidad numérica del BN contenido en el material de acero está dentro del intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2. Téngase en cuenta que, en la presente descripción, el término "BN" significa un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm en el que, entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detectan un elemento distinto de B, N, un elemento derivado de la malla laminar, y un elemento derivado de la película depositada con carbono (película de réplica). Téngase en cuenta que, en la presente descripción, el término "diámetro circular equivalente" significa el diámetro de un círculo en un caso en el que el área de un precipitado identificado en una superficie de campo visual durante la observación de la microestructura se convierte a un círculo con la misma área.

Como se describió anteriormente, en el material de acero, los contenidos de Cr, Mo y V se ajustan para aumentar la resistencia al reblandecimiento por revenido del material de acero. Es decir, el límite elástico después del revenido aumenta ajustando la composición química como se describe anteriormente. Por otro lado, en el material de acero con la composición química mencionada anteriormente, en algunos casos se confirman precipitados gruesos en los límites de los granos de la austenita previa (límites de grano de la Y-previa). En tal caso, disminuye la resistencia a la SSC del material de acero.

Por lo tanto, en el material de acero, se hace que el BN se disperse en el material de acero. Como se mencionó anteriormente, el B es susceptible de segregarse en los límites de grano de la Y-previa. El B también se combina con el N para formar BN y precipitar en el material de acero. Por lo tanto, provocando activamente la precipitación del BN, se puede inhibir la precipitación de precipitados gruesos. En este caso, se puede aumentar la resistencia a la SSC del material de acero. Por otro lado, si precipita demasiado BN, por el contrario, disminuirá la resistencia a la SSC del material de acero. Los presentes inventores consideran que la razón de esto es que el material de acero se fragiliza debido a que la cantidad de precipitados es demasiado grande.

Por lo tanto, en el material de acero, la densidad numérica del BN contenido en el material de acero está en el intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2. Un límite inferior preferible de la densidad numérica del BN en el material de acero es de 12 partículas/100 pm2. Un límite superior preferible de la densidad numérica del BN en el material de acero es de 90 partículas/100 pm2, y más preferiblemente es de 80 partículas/100 pm2.

La densidad numérica del BN en el material de acero se puede determinar mediante el siguiente método. Del material de acero se toma un micro espécimen de prueba para crear una réplica de extracción. Si el material de acero es una placa de acero, el micro espécimen de prueba se toma de una parte central del espesor. Si el material de acero es un tubo de acero, el micro espécimen de prueba se toma de una parte central del espesor de la pared. Después de pulir la superficie del micro espécimen de prueba para obtener una superficie de espejo, el micro espécimen de prueba se sumerge durante 600 segundos en un reactivo nital de decapado al 3.0 % a una temperatura de 25 ± 1°C para decapar la superficie. A continuación, la superficie decapada se cubre con una película de carbón depositado. El micro espécimen de prueba cuya superficie está cubierta con la película depositada se sumerge durante 1200 segundos en un reactivo nital de decapado al 5.0 % a una temperatura de 25±1°C. La película depositada se despega del micro espécimen de prueba sumergido. La película depositada despegada del micro espécimen de prueba se limpia con etanol y, a continuación, se recoge con una malla laminar hecha de Cu y se seca.

La película depositada (película de réplica) se observa usando un microscopio electrónico de transmisión (TEM, por sus siglas en inglés). En concreto, se identifican cuatro ubicaciones arbitrarias, y la observación se lleva a cabo usando un aumento de observación de *30000 y un voltaje de aceleración de 200 kV, y se generan imágenes fotográficas. Además, con respecto a los mismos campos visuales de observación, se realiza un análisis elemental mediante espectrometría de rayos X de dispersión de energía (en lo sucesivo, también denominada "EDS", por sus siglas en inglés), y se genera un mapa de elementos. Téngase en cuenta que cada campo visual es de 5 pm * 5 pm. Además, los precipitados se pueden identificar basándose en el contraste y se puede realizar el procesamiento de imágenes para las imágenes fotográficas obtenidas para identificar que el diámetro circular equivalente está en el intervalo de 10 a 100 nm.

Téngase en cuenta que, en el análisis por EDS, debido a las características del aparato, entre los elementos de la composición química del material acero, aunque se detectan elementos que excluyen al B y al N, tales como Fe, Cr, Mn, Mo, V y Nb, en algunos casos no se detectan el B ni el N. Sin embargo, entre los precipitados con un diámetro circular equivalente de 10 a 100 nm, los precipitados que no incluyen un elemento distinto del B y del N entre los elementos de la composición química del material de acero son casi todos BN. Además, como se mencionó anteriormente, cuando se realiza un análisis elemental por EDS, se usa una malla laminar hecha de Cu. Por lo tanto, en el análisis elemental por EDS, se detecta Cu a un nivel que es más que un nivel de impureza. Además, como se mencionó anteriormente, sobre los precipitados capturados en una película depositada de carbono (película de réplica) se realizan análisis elementales por EDS. Por lo tanto, en el análisis elemental por EDS, también se detecta el C a un nivel que es más que un nivel de impureza en algunos casos.

Así, el BN se define como un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm en el que, entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detecta un elemento distinto de B, N, un elemento derivado de la malla laminar y ni un elemento derivado de una película depositada de carbono (película de réplica). Téngase en cuenta que, el B, el N, un elemento derivado de la malla laminar y un elemento derivado de la película depositada con carbono (película de réplica) se pueden detectar por EDS y es posible que no se detecten. Por ejemplo, para un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, cuando se detecta solo un elemento derivado de la malla laminar por EDS, entonces se determina como BN. Por ejemplo, para un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, cuando se detectan B, N, un elemento derivado de la malla laminar y un elemento derivado de la película depositada de carbono (película réplica), y no se detectan los otros elementos, entonces se determina como BN. Por lo tanto, para un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, en el que no se detecta por EDS cualquier otro elemento distinto de B, N, un elemento derivado de la malla laminar y un elemento derivado de la película depositada de carbono (película réplica), se determina entonces como BN. Además, un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, en el que el EDS no detecta ningún elemento, también se determina como BN.

Como se mencionó anteriormente, la frase "elemento derivado de la malla laminar" se refiere al Cu. Además, la frase "un elemento derivado de la película depositada de carbono (película de réplica)" se refiere al C. Por lo tanto, en la práctica el término "BN" significa un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm en el que, entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detecta un elemento distinto de B, N, Cu y C. Téngase en cuenta que, en la presente descripción, la descripción "entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detecta un elemento distinto de B, N, Cu y C" significa que en un análisis elemental por EDS, entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detecta un elemento distinto de B, N, Cu y C a un nivel más del nivel de impureza.

Téngase en cuenta que, en algunos casos, una malla laminar que se usa durante la observación TEM puede estar constituida por un elemento distinto del Cu. Por ejemplo, en el caso de que se use una malla laminar hecha de Ni, el Ni se detectará inevitablemente en un análisis elemental por EDS. En este caso, BN significa un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm en el que, entre los elementos de la composición química del material de acero, no se detecta un elemento distinto de B, N, Ni y C.

Se comparan los precipitados con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm que se identifican a partir de las imágenes fotográficas mencionadas anteriormente y el mapa de elementos, y entre los precipitados con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, se identifican los precipitados (BN) en los que no se detecta un elemento diferente de B, N, Cu y C entre los elementos de la composición química del material de acero. La densidad numérica del BN (partículas/100 pm2) se puede determinar en función del número total de precipitados del BN identificados en los cuatro campos visuales y en el área total de los cuatro campos visuales.

[Límite elástico del material de acero]

El límite elástico del material de acero es de 758 MPa o más (110 ksi o más). En la presente descripción, el término "límite elástico" significa una tensión de prueba para un 0.2 % de compensación obtenida en una prueba de tracción. Aunque el material de acero según la presente realización tiene un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más), al satisfacer las condiciones relativas a la composición química y a la densidad numérica del BN que se describen anteriormente, el material de acero tiene una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido.

El límite elástico del material de acero se puede determinar mediante el siguiente método. Se lleva a cabo una prueba de tracción en un método según la norma ASTM E8/E8M (2013). Se toma un espécimen de prueba en forma de una barra redonda de un material de acero. Si el material de acero es una placa de acero, se toma un espécimen de prueba en forma de barra redonda de una parte central del espesor. Si el material de acero es un tubo de acero, se toma un espécimen de prueba en forma de barra redonda de una parte central del espesor de la pared. El tamaño del espécimen de prueba en forma de barra redonda es, por ejemplo, 4 mm de diámetro en la porción paralela y 35 mm de largo en la porción paralela. La dirección axial del espécimen de prueba en forma de barra redonda es paralela a la dirección de laminación del material de acero. Se realiza una prueba de tracción en atmósfera a temperatura normal (25°C) usando el espécimen de prueba en forma de barra redonda, y se obtiene una tensión de prueba para el 0.2 % de compensación que se define como el límite elástico (MPa).

[Microestructura]

La microestructura del material de acero se compone principalmente de martensita revenida y bainita revenida. En concreto, el total de las relaciones volumétricas de la martensita revenida y de la bainita revenida es del 90 % o más en la microestructura. El resto de la microestructura es, por ejemplo, ferrita o perlita. Si la microestructura del material de acero con la composición química mencionada anteriormente contiene martensita revenida y bainita revenida en una cantidad equivalente a una relación volumétrica total del 90 % o más, con la condición de que se cumplan los demás requisitos, el límite elástico del material de acero será de 758 MPa o más (110 ksi o más).

Las relaciones volumétricas totales de la martensita revenida y de la bainita revenida se pueden determinar mediante la observación de la microestructura. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del laminado y 10 mm en la dirección del espesor de una porción central del espesor. Además, en caso de que el material de acero sea una placa de acero con un espesor menor de 10 mm, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección de laminación y del espesor de la placa de acero en la dirección del espesor. En el caso de que el material de acero sea un tubo de acero, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje del tubo y 10 mm en la dirección radial del tubo de una parte central del espesor de la pared. Además, en caso de que el material de acero sea un tubo de acero con un espesor de pared menor de 10 mm, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje del tubo y del espesor de la pared del tubo de acero en la dirección radial del tubo. Después de pulir la superficie de observación para obtener una superficie de espejo, el espécimen de prueba se sumerge durante aproximadamente 10 segundos en un reactivo nital de decapado al 2 %, para revelar la microestructura mediante decapado. La superficie de observación decapada se observa por medio de una imagen electrónica secundaria obtenida usando un microscopio electrónico de barrido (SEM, por sus siglas en inglés), y la observación se realiza para 10 campos visuales. El área de cada campo visual es de 400 pm2 (aumento de *5000).

En cada campo visual, la martensita revenida y la bainita revenida se pueden distinguir de otras fases (ferrita o perlita) en función del contraste. Por lo tanto, en cada campo visual se identifican por contraste la martensita revenida y la bainita revenida. A continuación se determina un total de las fracciones de las áreas de la martensita revenida y de la bainita revenida identificadas. El valor medio aritmético de los totales de las fracciones de las áreas de la martensita revenida y de la bainita revenida determinadas en todos los campos visuales se hace que sea la relación volumétrica total de la martensita revenida y de la bainita revenida.

[Diámetro de grano de la austenita previa]

En la microestructura del material de acero, el diámetro de grano de la austenita previa (diámetro de grano de la ^y-previa) no está particularmente limitado. En un caso en el que el material de acero sea un tubo de acero para un pozo de petróleo, un diámetro de grano de la Y-previa preferible en la microestructura es de 30 pm o menos. Normalmente, en un material de acero, si el diámetro de grano de la Y-previa es fino, aumentan de manera estable el límite elástico y la resistencia a la SSC. Sin embargo, debido a que el material de acero satisface las condiciones con respecto a la composición química y a la densidad numérica del BN que se describen anteriormente, incluso cuando el diámetro de grano de la Y-previa está dentro del intervalo de 15 a 30 pm, el material de acero tiene un límite elástico de 758 MPa o más (110 ksi o más) y tiene una excelente resistencia a la SSC.

El diámetro de grano de la Y-previa se puede determinar mediante el siguiente método. En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del laminado y 10 mm en la dirección del espesor de una porción central del espesor. Además, en el caso de que el material de acero sea una placa de acero con un espesor menor de 10 mm, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección de laminación y del espesor de la placa de acero en la dirección del espesor. En el caso de que el material de acero sea un tubo de acero, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje del tubo y de 10 mm en la dirección radial del tubo de una parte central del espesor de la pared. Además, en caso de que el material de acero sea un tubo de acero con un espesor de pared menor de 10 mm, se corta un espécimen de prueba con una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje del tubo y del espesor de pared del tubo de acero en la dirección radial del tubo. Después el espécimen de prueba se incrusta en una resina, se pule la superficie de observación del espécimen de prueba para obtener una superficie de espejo y se sumerge durante aproximadamente 60 segundos en una disolución acuosa saturada con ácido pícrico, para revelar los límites de grano de la Y-previa mediante decapado.

La superficie de observación decapada se observa por medio de una imagen de electrones secundarios obtenida usando un SEM, y se realiza la observación para 10 campos visuales, y se generan las imágenes fotográficas. Las áreas de los respectivos granos de la Y-previa se determinan en función de las imágenes fotográficas generadas, y se determina el diámetro circular equivalente de cada grano de la Y-previa en función de las áreas de los granos de la ^y-previa. El valor medio aritmético de los diámetros circulares equivalentes de los granos de la Y-previa que se determinan en los 10 campos visuales se define como el diámetro de grano de la Y-previa (pm).

[Forma del material de acero]

La forma del material de acero no está particularmente limitada. El material de acero es, por ejemplo, un tubo de acero o una placa de acero. En el caso de que el material de acero sea un tubo de acero para pozos de petróleo, un espesor de pared preferible es de 9 a 60 mm. Más preferiblemente, el material de acero es adecuado para su uso como tubo de acero sin soldadura de pared gruesa. Más en concreto, incluso si el material de acero es un tubo de acero sin soldadura con una pared gruesa con un espesor de 15 mm o más o, adicionalmente, de 20 mm o más, el material de acero muestra una excelente resistencia mecánica y una excelente resistencia a la SSC.

[Resistencia a la SSC del material de acero]

En el material de acero, se determina una excelente resistencia a la SSC para cada límite elástico. Téngase en cuenta que, para cada límite elástico, la resistencia a la SSC del material de acero se puede evaluar mediante una prueba DCB realizada según el "Método D" descrito en la norma NACE TM0177-2005.

[Resistencia a la SSC cuando el límite elástico es de 758 a menos de 862 MPa]

En caso de que el límite elástico del material de acero esté dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa, grado 758 MPa (de 110 a menos 125 ksi, grado de 110 ksi), la resistencia a la SSC del material de acero se puede evaluar mediante el siguiente método. Se adopta como disolución de prueba una disolución acuosa que contiene un 5.0 % en masa de cloruro de sodio. Del material de acero se toma un espécimen de prueba DCB como el ilustrado en la Figura 2A.

En el caso de que el material de acero sea una placa de acero, el espécimen de prueba DCB se toma de una parte central del espesor. En el caso de que el material de acero sea un tubo de acero, el espécimen de prueba DCB se toma de una parte central del espesor de la pared. La dirección longitudinal del espécimen de prueba DCB es paralela a la dirección de laminación del material de acero. Del material de acero también se toma una cuña como la ilustrada en la Figura 2B. Un espesor t de la cuña es de 3.10 (mm).

Haciendo referencia a la Figura 2A, la cuña mencionada anteriormente se introduce entre los brazos del espécimen de prueba DCB. El espécimen de prueba DCB en el que se clavó la cuña se encierra luego dentro de un recipiente de prueba. A continuación, la disolución de prueba mencionada anteriormente se vierte en el recipiente de prueba para dejar una parte en fase de vapor y se adopta como baño de prueba. La cantidad adoptada para el baño de prueba es de 1 l por espécimen de prueba. A continuación se hace burbujear N₂gas en el baño de prueba durante tres horas para desgasificar el baño de prueba hasta que el oxígeno disuelto en el baño de prueba sea de 20 ppb o menos.

Se hace burbujear H₂S gas a 0.5 MPa (5 atm) en el baño de prueba desgasificado para convertirlo en un ambiente corrosivo. El pH del baño de prueba se ajusta dentro del intervalo de 3.5 a 4.0 durante todo el período de inmersión. El interior del recipiente de prueba se mantiene a 24±3°C durante 14 días (336 horas) mientras se agita el baño de prueba. Después de ser mantenido en el baño, se saca el espécimen de prueba DCB del recipiente de prueba.

Se inserta un pasador en un agujero formado en la punta de los brazos de cada espécimen de prueba DCB que se saca y se abre una porción de la muesca con una máquina de prueba de tracción, y se mide un esfuerzo de liberación de la cuña P. Además, la muesca en el espécimen de prueba DCB se libera en nitrógeno líquido, y se mide una longitud de propagación de la fisura "a" con respecto a la propagación de la fisura que se produjo durante la inmersión. La longitud de propagación de la fisura "a" se mide visualmente usando calibres vernier. Se determina un valor de la tenacidad a la fractura K1^ssc(MPa-Vm) usando la Fórmula (1) en función de la tensión de liberación de la cuña obtenida P y de la longitud de propagación de la fisura "a".

En la Fórmula (1), h representa la altura (mm) de cada brazo del espécimen de prueba DCB, B representa el espesor (mm) del espécimen de prueba DCB y Bn representa el espesor de la red (mm) del espécimen de prueba DCB. Estos se definen en el "Método D" de la norma NACE TM0177-2005. Para el material de acero, en caso de que el límite elástico esté dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa, el valor de la tenacidad a la fractura K1^sscque se determina en la prueba DCB mencionada anteriormente es de 29.0 MPa-Vm o más.

[Resistencia a la SSC cuando el límite elástico es de 862 MPa o más]

En caso de que el límite elástico del material de acero sea de 862 MPa o más (125 ksi o más), la resistencia a la SSC del material de acero se puede evaluar mediante el siguiente método. Se adopta como una disolución de prueba una disolución acuosa mixta que contiene un 5.0 % en masa de cloruro de sodio, un 2.5 % en masa de ácido acético y un 0.41 % en masa de acetato de sodio (NACE disolución B). De manera similar al caso donde el límite elástico está dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa, se toman del material de acero un espécimen de prueba DCB como el ilustrado en la Figura 2A y una cuña como la ilustrada en la Figura 2B. Téngase en cuenta que el espesor t de la cuña es de 3.10 (mm).

De manera similar al caso en el que el límite elástico está dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa, el espécimen de prueba DCB en el que se clavó la cuña entre los brazos luego se coloca dentro de un recipiente de prueba. A continuación, se vierte la disolución de prueba mencionada anteriormente en el recipiente de prueba para dejar una parte en fase de vapor y esta se adopta como baño de prueba. La cantidad adoptada para el baño de prueba es de 1 l por espécimen de prueba. A continuación se hace burbujear N₂gas en el baño de prueba durante tres horas para desgasificar el baño de prueba hasta que el oxígeno disuelto en el baño de prueba sea de 20 ppb o menos. Se hace burbujear un gas mixto que contiene H₂S a 0.03 MPa (0.3 atm) y CO2 a 0.07 MPa (0.7 atm) en el baño de prueba desgasificado para convertir el baño de prueba en un ambiente corrosivo. El pH del baño de prueba se ajusta dentro del intervalo de 3.5 a 4.0 durante todo el período de inmersión. El interior del recipiente de prueba se mantiene a 24±3°C durante 17 días (408 horas) mientras se agita el baño de prueba. Después de ser mantenido en el recipiente, se saca el espécimen de prueba DCB del recipiente de prueba.

De manera similar al caso donde el límite de elasticidad está dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa, se determina un valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) usando la Fórmula (1) basándose en la tensión de liberación de la cuña P obtenida y la longitud de propagación de la fisura "a". Para el material de acero, en el caso de que el límite elástico sea de 862 MPa o más, el valor de la tenacidad a la fractura K1^sscque se determina en la prueba DCB mencionada anteriormente es de 27.0 MPa-Vm o más.

[Método de producción]

A continuación se describe el método para producir un material de acero. El método para producir un material de acero incluye un proceso de preparación, un proceso de templado y un proceso de revenido. El proceso de preparación puede incluir un proceso de preparación del material de partida y un proceso de trabajo en caliente. Se describirá un método para producir un tubo de acero sin soldadura como un ejemplo de un método para producir un material de acero. El método para producir un tubo de acero sin soldadura incluye un proceso de preparación de una carcasa hueca (proceso de preparación) y un proceso de someter la carcasa hueca a templado y revenido para hacer un tubo de acero sin soldadura (proceso de templado y proceso de revenido). A continuación se describen en detalle cada uno de estos procesos.

[Proceso de preparación]

En el proceso de preparación, se prepara un material de acero intermedio con la composición química mencionada anteriormente. El método para producir el material de acero intermedio no está particularmente limitado siempre que el material de acero intermedio tenga la composición química mencionada anteriormente. Como se usa en la presente invención, el término "material de acero intermedio" se refiere a un material de acero en forma de placa en el caso en que el producto final sea una placa de acero, y se refiere a una carcasa hueca en el caso en que el producto final sea un tubo de acero.

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

[Proceso de preparación del material de partida]

En el proceso de preparación del material de partida, se produce un material de partida usando acero fundido con la composición química mencionada anteriormente. El método para producir el material de partida no está particularmente limitado y se puede usar un método bien conocido. En concreto, se produce una pieza fundida (un planchón, un tocho o una palanquilla) mediante un proceso de colada continua usando el acero fundido. También se puede producir un lingote mediante un proceso de fabricación de lingotes usando el acero fundido. Según sea necesario, el planchón, el tocho o el lingote se pueden someter a desbaste para producir un tocho. El material de partida (un planchón, un tocho o una palanquilla) se produce mediante el proceso descrito anteriormente.

[Proceso de trabajo en caliente]

En el proceso 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 un tubo de acero, el material de acero intermedio corresponde a una carcasa 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 a 1300°C. La palanquilla que se extrae del horno de calentamiento se somete a trabajo en caliente para producir una carcasa hueca (tubo de acero sin soldadura). El método para realizar el trabajo en caliente no está particularmente limitado y se puede usar un método bien conocido. Por ejemplo, el proceso Mannesmann se realiza como trabajo en caliente para producir la carcasa hueca. En este caso, una palanquilla redonda se lamina-perfora con una máquina perforadora. Cuando se realiza el laminado-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 al proceso de laminación-perforación se lamina en caliente adicionalmente para formar una carcasa hueca usando un tren de hormo, un reductor, un tren de laminación o similar. La reducción acumulada del área en el proceso de trabajo en caliente es, por ejemplo, del 20 al 70 %.

También se puede producir una carcasa 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 y de una longitud corta, tal como un acoplamiento, se puede producir una carcasa hueca mediante forja, tal como mediante el proceso de Ehrhardt. Se produce una cáscara hueca mediante el proceso anterior. Aunque no está particularmente limitado, el espesor de la pared de la carcasa hueca es, por ejemplo, de 9 a 60 mm.

La cáscara hueca producida por trabajo en caliente se puede enfriar con aire (similar al laminado). La cáscara hueca producida por el trabajo en caliente se puede someter a templado directo después del trabajo en caliente sin enfriarla a la temperatura normal, o se puede someter a enfriamiento después de someterla a un calentamiento adicional (recalentamiento) después del trabajo en caliente. Sin embargo, en el caso de realizar un templado directo o un templado después de un calentamiento adicional, es preferible detener el enfriamiento a la mitad del proceso de templado y realizar un enfriamiento lento con el fin de suprimir la fisuración por templado.

En el caso de que el templado directo se realice después del trabajo en caliente, o que el templado se realice después del calentamiento adicional después del trabajo en caliente, con el fin de eliminar la tensión residual, es preferible realizar un tratamiento de alivio de tensión (tratamiento SR, por sus siglas en inglés) en un momento posterior al templado y antes de un tratamiento térmico (revenido o similar) del proceso siguiente.

Como se describió anteriormente, en el proceso de preparación se prepara un material de acero intermedio. El material de acero intermedio se puede producir por el proceso preferible antes mencionado, o puede ser un material de acero intermedio que se produjo por un tercero, o un material de acero intermedio que se produjo en otra fábrica que no sea la fábrica en la que se llevarán a cabo un proceso de templado y un proceso de revenido que se describen más adelante, o en un lugar de trabajo diferente. A continuación se describe en detalle el proceso de templado.

[Proceso de templado]

En el proceso de templado, el material de acero intermedio (carcasa hueca) preparado se somete a templado. En la presente descripción, el término "templado" significa que, después de que el material de acero intermedio se calienta por primera vez a una temperatura no menor del punto Ac3, el material de acero intermedio se enfría rápidamente es decir, a una temperatura no menor del punto Ar3. Además, en el templado, el material intermedio que contiene la microestructura compuesta principalmente por austenita se enfría rápidamente. Como resultado, después del templado, se puede obtener el material de acero intermedio manteniendo la microestructura es decir compuesta principalmente de martensita y/o bainita. Es decir, en un caso en el que la microestructura del material de acero intermedio no esté compuesta principalmente de austenita, incluso si el material de acero intermedio se enfría rápidamente, no se obtiene el efecto del templado. Por lo tanto, en el templado, generalmente el material de acero intermedio se calienta al punto Ac3 o más antes de enfriarse rápidamente.

La Figura 3 es un diagrama esquemático que ilustra un patrón térmico en un proceso de templado y en un proceso de revenido en el método de producción de la presente invención. En la Figura 3, después de someter el material de acero intermedio a templado ("Q" en la Figura 3), el material de acero intermedio se somete a revenido ("T" en la Figura 3). A continuación, se describe el proceso de templado con referencia a la Figura 3.

En concreto, un patrón térmico de un proceso de templado convencional se indica mediante una línea discontinua en la Figura 3. Por otro lado, el patrón térmico del proceso de templado según la presente invención se indica mediante una línea continua en la Figura 3.

Haciendo referencia a la Figura 3, en el proceso de templado convencional, el material de acero intermedio se calienta a no menos del punto Ac3 (H1 en la Figura 3). Como se describió anteriormente, la microestructura del material de acero intermedio se convierte en austenita al calentar el material de acero intermedio al punto Ac3 o más. A continuación, después de que el material de acero intermedio se haya mantenido a una temperatura no menor del punto Ac3, el material de acero intermedio se somete a un rápido enfriamiento desde una temperatura no menor del punto Ac3 (C1 en la Figura 3).

Por otro lado, en el proceso de templado según la presente invención, el material de acero intermedio se calienta a no menos del punto Ac3 (H1 en la Figura 3), de manera similar al proceso de templado convencional. A continuación, el material de acero intermedio se somete a un primer enfriamiento desde una temperatura no menor del punto Ac3 (C1 en la Figura 3) a una temperatura dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C (C₂en la Figura 3). Después del primer enfriamiento, el material de acero intermedio se somete a un segundo enfriamiento desde la temperatura dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C (C₂en la Figura 3).

Como se ilustra en la Figura 3, el proceso de templado según la presente invención incluye un proceso de calentamiento del material de acero intermedio y mantenimiento del material de acero intermedio a la temperatura de calentamiento (proceso de calentamiento y mantenimiento), un proceso de enfriamiento del material de acero intermedio desde la temperatura a la que se calentó el material de acero intermedio y se mantuvo a una temperatura dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C (primer proceso de enfriamiento), y un proceso de enfriamiento rápido del material de acero intermedio desde la temperatura dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C (segundo proceso de enfriamiento). Cada uno de estos procesos se describe en detalle a continuación.

[Proceso de calentamiento y mantenimiento]

En el proceso de calentamiento y mantenimiento, el material de acero intermedio se calienta a no menos del punto Ac3. En concreto, en el proceso de calentamiento y mantenimiento, la temperatura de calentamiento antes del templado (es decir, la temperatura de templado) está dentro del intervalo de 880 a 1000°C. En la presente descripción, la temperatura de templado corresponde a la temperatura de un horno de calentamiento complementario o de un horno de tratamiento térmico que se usa para recalentar el material de acero intermedio después del trabajo en caliente.

Si la temperatura de templado es demasiado alta, los diámetros de grano de la Y-previa pueden llegar a ser demasiado grandes. En tal caso, disminuirá la resistencia a la SSC del material de acero. Por otro lado, si la temperatura de templado es demasiado baja, en algunos casos la microestructura no se convierte en una que esté compuesta principalmente por martensita y bainita después del templado. En tal caso, no se obtienen las propiedades mecánicas descritas en la presente realización en el material de acero. Por lo tanto, en el proceso de templado, la temperatura de templado está dentro del intervalo de 880 a 1000°C.

[Primer proceso de templado]

En el primer proceso de templado, el material de acero intermedio después del proceso de calentamiento se enfría durante 60 a 300 segundos desde la temperatura del material de acero intermedio calentado (es decir, la temperatura de templado) hasta una temperatura de inicio del enfriamiento rápido del segundo proceso de templado que se describe más adelante.

Como se mencionó anteriormente, en un material de acero con la composición química según la presente invención, en algunos casos se pueden formar precipitados gruesos en los límites de grano de la Y-previa. En tal caso, disminuye la resistencia a la SSC del material de acero. Por otro lado, el BN se forma en el material de acero en un intervalo de temperaturas desde el punto Ar3 a menos del punto Ac3 del material de acero. El BN también se puede formar en los límites de grano de la Y-previa. Es decir, si el material de acero intermedio se mantiene hasta cierto punto dentro de un intervalo de temperaturas desde el punto Ar3 a menos del punto Ac3, el BN precipita en el material de acero intermedio y aumenta la resistencia a la SSC del material de acero.

Por lo tanto, en el primer proceso de enfriamiento, el material de acero intermedio se enfría durante un período de 60 a 300 segundos desde la temperatura de templado hasta una temperatura de inicio del enfriamiento rápido. Como se mencionó anteriormente, la temperatura de templado no es menor que el punto Ac3. Además, la temperatura de inicio del enfriamiento rápido está dentro de un intervalo del punto Ar3 del material de acero al punto Ac3 del material de acero -10°C. Por lo tanto, al enfriar el material de acero intermedio desde la temperatura de templado a la temperatura de inicio del enfriamiento rápido durante un período de 60 a 300 segundos, el material de acero intermedio se mantiene hasta cierto punto en un intervalo de temperaturas del punto Ar3 a menos del punto Ac3. Como resultado, se puede hacer que el BN precipite en el material de acero intermedio.

Como se ha descrito anteriormente, en el proceso de templado se provoca activamente que el BN precipite en el material de acero intermedio. Haciendo que el BN precipite durante el primer proceso de enfriamiento, se puede inhibir la precipitación de precipitados gruesos durante un proceso de templado que se describe más adelante. Como resultado, se reducen los precipitados gruesos en el material de acero y el material de acero muestra una excelente resistencia a la SSC.

Si el período de tiempo en el que la temperatura del material de acero intermedio se enfría desde la temperatura de templado hasta la temperatura de inicio del enfriamiento rápido (primer período del tiempo de enfriamiento) es demasiado corto, no se formará suficiente BN en el material de acero. Por lo tanto, la densidad numérica del BN en el material de acero será demasiado baja y no se obtendrá la resistencia a la SSC del material de acero. Por otro lado, si el primer período del tiempo de enfriamiento es demasiado largo, se formará demasiado BN en el material de acero. En tal caso, la densidad numérica del BN en el material de acero será demasiado alta y no se obtendrá la resistencia a la SSC del material de acero.

Por lo tanto, en el primer proceso de enfriamiento rápido, el primer período del tiempo de enfriamiento rápido está dentro del intervalo de 60 a 300 segundos. Un límite inferior preferible del primer período del tiempo de enfriamiento rápido es de 65 segundos, y más preferiblemente de 70 segundos. Un límite superior preferible del primer período del tiempo de enfriamiento rápido es de 250 segundos, y más preferiblemente de 200 segundos.

Téngase en cuenta que el método de enfriamiento en el primer proceso de enfriamiento no está particularmente limitado siempre que el enfriamiento se pueda realizar desde la temperatura de templado mencionada anteriormente hasta la temperatura de inicio del enfriamiento rápido durante un período dentro del intervalo de 60 a 300 segundos. El método de enfriamiento en el primer proceso de enfriamiento es, por ejemplo, enfriamiento por aire, enfriamiento libre o enfriamiento lento.

[Segundo proceso de enfriamiento]

En el segundo proceso de enfriamiento, el material de acero intermedio que se enfrió por el primer proceso de enfriamiento se enfría rápidamente. En el segundo proceso de enfriamiento, la temperatura a la que se inicia el enfriamiento (es decir, una temperatura de inicio del enfriamiento rápido) está dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C. En la presente descripción, el término “temperatura de inicio del enfriamiento rápido” significa la temperatura de la superficie del material de acero intermedio en el lado de la entrada al equipo de enfriamiento para enfriar rápidamente el material de acero intermedio.

Si la temperatura de inicio del enfriamiento rápido es demasiado baja, en algunos casos la microestructura no se convierte en una compuesta principalmente de martensita y bainita después del templado. En tal caso, no se obtienen las propiedades mecánicas descritas en la presente realización en el material de acero. Por otro lado, si la temperatura de inicio del enfriamiento rápido es demasiado alta, el período de tiempo durante el cual la temperatura del material de acero intermedio se mantiene en un intervalo de temperatura (punto Ar3 al punto Ac3) se acortarán los precipitados del BN. En tal caso, no se formará suficiente BN en el material de acero y no se obtendrá la resistencia a la SSC del material de acero.

Por lo tanto, en el segundo proceso de enfriamiento, la temperatura de inicio del enfriamiento rápido está dentro del intervalo del punto Ar3 al punto Ac3 -10°C. Un límite inferior preferible de la temperatura de inicio del enfriamiento rápido es el punto Ar3 5°C, y más preferiblemente es el punto Ar3 10°C. Un límite superior preferible de la temperatura de inicio del enfriamiento rápido es el punto Ac3 -15°C, y más preferiblemente es el punto Ac3 -20°C.

En el segundo proceso de enfriamiento, el método usado para enfriar rápidamente el material de acero intermedio es, por ejemplo, enfriar continuamente el material de acero intermedio (carcasa hueca) desde la temperatura de inicio del templado, para así disminuir continuamente la temperatura de la superficie de la carcasa 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 del enfriamiento continuo es, por ejemplo, un método que enfría el material de acero intermedio sumergiendo el material de acero intermedio en un baño de agua, o un método que enfría el material de acero intermedio de una manera acelerada mediante enfriamiento por ducha de agua o enfriamiento por niebla.

Si la velocidad de enfriamiento en el segundo proceso de enfriamiento rápido es demasiado lenta, en algunos casos la microestructura no se convierte en una que esté compuesta principalmente de martensita y bainita después del templado. En tal caso, no se obtienen las propiedades mecánicas descritas en la presente invención en el material de acero. Por lo tanto, como se ha descrito anteriormente, en el método para producir un material de acero, el material de acero intermedio se somete a un enfriamiento rápido en el segundo proceso de enfriamiento. En concreto, en el segundo proceso de enfriamiento, la velocidad de enfriamiento promedio cuando la temperatura de la superficie del material de acero intermedio (carcasa hueca) está dentro del intervalo del punto Ar3 a 500°C durante el templado se define como la velocidad de enfriamiento durante el templado.

En el proceso de templado, la velocidad de enfriamiento durante el templado es de 50°C/min o más. Un límite inferior preferible de la velocidad de enfriamiento durante el templado es de 100°C/min. Aunque no se define particularmente un límite superior de la velocidad de enfriamiento durante el templado, por ejemplo, el límite superior es de 60000°C/min.

Como se describió anteriormente, debido a que el material de acero satisface las condiciones con respecto a la composición química y a la densidad numérica del BN que se describen anteriormente, incluso cuando el diámetro de grano de la Y-previa está dentro del intervalo de 15 a 30 pm, el material de acero tiene un límite de elasticidad de 758 MPa o más (110 ksi o más) y tiene una excelente resistencia a la SSC en un ambiente ácido. Téngase en cuenta que el proceso de templado se puede realizar solo una vez. Por otro lado, el templado se puede realizar después de realizar el calentamiento del material de acero intermedio en la zona de la austenita una pluralidad de veces. En este caso, la resistencia a la SSC del material de acero aumenta aún más porque los granos de la austenita se refinan antes del templado. El calentamiento en la zona de la austenita se puede repetir una pluralidad de veces realizando el templado una pluralidad de veces, o el calentamiento en la zona de la austenita se puede repetir una pluralidad de veces realizando un normalizado y un templado. A continuación, se describirá en detalle el proceso de revenido.

[Proceso de revenido]

En el proceso de revenido, el revenido se realiza sobre el material de acero intermedio que ha sido sometido al proceso de templado antes mencionado. Tal como se usa en la presente descripción, el término "revenido" significa recalentar y mantener el material de acero intermedio después del templado a una temperatura que no es más alta del punto Ac1. En concreto, como se ilustra en la Figura 3, la temperatura de revenido en el proceso de revenido no es más alta del punto Ac1. La temperatura de revenido se ajusta adecuadamente según la composición química del material de acero y el límite elástico que se desea obtener. Es decir, la temperatura de revenido se ajusta para el material de acero intermedio con la composición química de la presente invención, de modo que el límite elástico del material de acero se ajuste dentro del intervalo de 758 MPa o más (110 ksi o más). En la presente invención, el término "temperatura de revenido" se corresponde a la temperatura del horno cuando el material de acero intermedio después del templado se calienta y mantiene a la temperatura relevante.

Como se describió anteriormente, en el proceso de revenido, la temperatura de revenido no es más alta del punto Ac1. En concreto, en el proceso de revenido la temperatura de revenido se establece dentro del intervalo de 620 a 720°C. Si la temperatura de revenido es de 620°C o más, los carburos están suficientemente esferoidizados y la resistencia a la SSC aumenta aún más. Un límite inferior preferible de la temperatura de revenido es 630°C, y aún más preferiblemente es 650°C. Un límite superior más preferible de la temperatura de revenido es 715°C, y aún más preferiblemente es 710°C.

En la presente descripción, el término "tiempo de mantenimiento para el revenido (tiempo de revenido)" significa el período de tiempo desde el momento en que el material de acero intermedio se inserta en el horno cuando se calienta y se mantiene el material de acero intermedio después del templado hasta el momento en que el material de acero intermedio se saca del horno. Si el tiempo de revenido es demasiado corto, en algunos casos no se puede obtener una microestructura que esté compuesta principalmente por martensita revenida y/o bainita revenida. Por el contrario, si el tiempo de revenido es demasiado largo, se satura el efecto mencionado. Además, si el tiempo de revenido es demasiado largo, en algunos casos es posible que no se obtenga el límite elástico deseado. Por lo tanto, en el proceso de revenido de la presente realización, el tiempo de revenido se establece 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 100 minutos.

Téngase en cuenta que, en el caso de que el material de acero sea un tubo de acero, en comparación con otras formas, es posible que se produzcan variaciones en la temperatura del tubo de acero durante la etapa de mantenimiento para el revenido. Por lo tanto, en el caso de que el material de acero sea un tubo de acero, el tiempo de revenido se establece preferentemente dentro del intervalo de 15 a 180 minutos. Un experto en la técnica será suficientemente capaz de hacer que el límite elástico del material de acero con la composición química de la presente invención caiga dentro del intervalo de 758 MPa o más ajustando apropiadamente la temperatura de revenido y el tiempo de mantenimiento antes mencionados.

El material de acero se puede producir mediante el método de producción descrito anteriormente. Téngase en cuenta que se ha descrito un método para producir un tubo de acero sin soldadura como un ejemplo del método de producción mencionado anteriormente. Sin embargo, el material de acero puede ser una placa de acero u otra forma. El método para producir una placa de acero y otras formas también incluye, como el método de producción descrito anteriormente, por ejemplo, un proceso de preparación, un proceso de templado y un proceso de revenido.

A continuación, se describe más en concreto la presente invención por medio de Ejemplos.

Ejemplo 1

En el Ejemplo 1, en un caso en el que el límite elástico del material de acero está dentro de un intervalo de 758 a menos de 862 MPa (grado de 110 ksi), se investigó la resistencia a la SSC. En concreto, se produjeron aceros fundidos que contenían las composiciones químicas que se muestran en la Tabla 1.

Los aceros fundidos de los Aceros A a M se refinaron usando el método RH (Ruhrstahl-Hausen), y posteriormente se produjeron palanquillas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 mediante un proceso de colada continua. Las palanquillas así producidas se mantuvieron a 1250°C durante una hora, y luego se sometieron a laminación en caliente (trabajo en caliente) mediante el proceso de laminación-Mannesmann para producir una carcasa hueca (tubo de acero sin soldadura). Las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 después del laminado en caliente se enfriaron con aire de manera que las carcasas huecas tuvieran una temperatura normal (25°C).

Después de dejar que se enfriaran, las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 se calentaron y se mantuvieron durante 20 minutos a la temperatura de templado (°C) que se muestra en la Tabla 2. En la presente invención, la temperatura del horno en el que se realizó el recalentamiento se tomó como la temperatura de templado (°C). Después de dejar enfriar las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 después del recalentamiento, se llevó a cabo el enfriamiento con agua por medio de un equipo de enfriamiento con agua. El período de tiempo desde que se sacaron del horno las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 que se sometieron a recalentamiento hasta el momento de entrar al equipo de enfriamiento por agua se muestra en la Tabla 2 como " período de tiempo del primer enfriamiento (segundos)". Las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 que se midieron con un termómetro de radiación instalado en el lado de la entrada del equipo de enfriamiento por agua se muestran en la Tabla 2 como "temperatura de inicio del enfriamiento rápido (°C)". Téngase en cuenta que, los puntos Ac3 de las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 estaban todos dentro del intervalo de 850 a 870°C, y los puntos Ar3 de las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 estaban todos dentro del intervalo de 650 a 700°C.

Las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 que se midieron con un termómetro de radiación instalado en el lado de la entrada del equipo de enfriamiento por agua fueron todas inferiores a 100°C. La velocidad de enfriamiento en el segundo proceso de enfriamiento para las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 se determinó en función de la temperatura de inicio del enfriamiento rápido, de las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 en el lado de impulsión del equipo de enfriamiento por agua, y del tiempo requerido para moverlas desde el lado de la entrada al lado de impulsión del equipo de enfriamiento por agua. La velocidad de enfriamiento en el segundo proceso de templado para las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 era de 10°C/s o más. Por lo tanto, se consideró que la velocidad de enfriamiento durante el templado para los Números de Prueba 1-1 a 1-13 era de 10°C/s o más (es decir, 600°C/minutos o más). A continuación, se realizó un revenido en el que se mantuvieron las carcasas huecas con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 durante 100 minutos a las temperaturas de revenido que se muestran en la Tabla 2, para así producir tubos de acero (tubo de acero sin soldadura) con los Números de Prueba 1-1. 1 a 1-13. Téngase en cuenta que las temperaturas de revenido que se muestran en la Tabla 2 fueron todas menores que los puntos Ac1 del acero correspondiente.

[Pruebas de evaluación]

Los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 después del revenido antes mencionado se sometieron a la observación de su microestructura, a la prueba de medición de la densidad numérica del BN, a la prueba de tracción y a la prueba de evaluación de la resistencia a la SSC que se describen a continuación.

[Observación de la microestructura]

Los diámetros de grano de la Y-previa de los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 se midieron mediante el método descrito anteriormente. En la Tabla 2 se muestran los diámetros de grano de la Y-previa (pm) de los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13.

[Prueba de medición de la densidad numérica del BN]

Para los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13, se midieron y calcularon las densidades numéricas del BN mediante el método de medición descrito anteriormente. El TEM usado para la medición fue el fabricado por JEOL Ltd. (nombre de modelo: JEM-2010) y el voltaje de aceleración se fijó en 200 kV. En la Tabla 2 se muestran las densidades numéricas del BN (partículas/100 pm2) para los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13.

[Prueba de tracción]

Los límites elásticos de los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13 se midieron mediante el método descrito anteriormente. En concreto, se realizó una prueba de tracción de conformidad con la norma ASTM E8/E8M (2013). Se prepararon especímenes de prueba de barra redonda con un diámetro en la porción paralela de 4 mm y una longitud de la porción paralela de 35 mm a partir de la porción central del espesor de la pared de los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13. La dirección axial de los especímenes de barra redonda era paralela a la dirección del laminado (dirección del eje del tubo) del tubo de acero. Se realizó una prueba de tracción en atmósfera a temperatura normal (25°C) usando los especímenes de prueba de barra redonda de los Números de Prueba 1-1 a 1 13, y se obtuvieron el límite elástico (MPa) y la resistencia a la tracción (MPa) del tubo de acero de cada Número de Prueba. Téngase en cuenta que, en los presentes Ejemplos, se definió el límite elástico para cada Número de Prueba como la tensión de prueba para un 0.2 % de compensación. La mayor tensión durante el alargamiento uniforme obtenida en la prueba de tracción se definió como la resistencia a la tracción para cada Número de Prueba. En la Tabla 2 se muestran los límites de elasticidad obtenidos como "YS (MPa)" y las resistencias a la tracción como "TS (MPa)".

[Prueba para evaluar la resistencia a la SSC del material de acero]

La resistencia a la SSC se evaluó realizando una prueba DCB de conformidad con la norma NACE TM0177-2005 Método D, usando los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13. En concreto, se tomaron tres especímenes de prueba DCB como los ilustrados en la Figura 2A de una porción central del espesor de la pared de los tubos de acero con Números de Prueba 1-1 a 1-13. Los especímenes de prueba DCB se tomaron de tal manera que la dirección longitudinal de cada espécimen de prueba DCB fuese paralela a la dirección de laminación (dirección del eje del tubo) del tubo de acero. Además se tomó una cuña como la ilustrada en la Figura 2B de los tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-13. El espesor t de la cuña era de 3.10 mm. La cuña mencionada anteriormente se introdujo entre los brazos del espécimen de prueba DCB.

Como la disolución de ensayo se usó una disolución acuosa que contenía un 5.0 % en masa de cloruro de sodio. La disolución de prueba se vertió en el recipiente de prueba que contenía el espécimen de prueba DCB en el que se había introducido la cuña para dejar una parte en fase de vapor, y se adoptó como baño de prueba. La cantidad adoptada para el baño de prueba era de 1 l por espécimen de prueba.

A continuación, se hizo burbujear N₂gas en el baño de prueba durante tres horas para desgasificar el baño de prueba hasta que el oxígeno disuelto en el baño de prueba llegó a 20 ppb o menos. Se hizo burbujear H₂S gas a 0.5 MPa (5 atm) en el baño de prueba desgasificado para convertirlo en un ambiente corrosivo. El pH del baño de prueba se ajustó dentro del intervalo de 3.5 a 4.0 durante todo el período de inmersión. El interior del recipiente de prueba se mantuvo a 24±3°C durante 14 días (336 horas) mientras se agitaba el baño de prueba. Después de mantenerlo en el baño, se sacó el espécimen de prueba DCB del recipiente de prueba.

Se insertó un pasador en un orificio formado en la punta de los brazos del espécimen de prueba DCB que se sacó y se abrió una porción de la muesca con una máquina de prueba de tracción, y se midió una tensión de liberación de la cuña P. Además, la muesca en el espécimen de prueba DCB sumergida en el baño de prueba se liberó en nitrógeno líquido y se midió una longitud de propagación de la fisura "a" con respecto a la propagación de la fisura que se produjo durante la inmersión. La longitud de propagación de la fisura "a" se puede medir visualmente usando calibres vernier. Se determinó un valor de la tenacidad a la fractura Kissc (MPa-Vm) usando la Fórmula (1) basada en la tensión de liberación de la cuña P medida y en la longitud de propagación de la fisura "a". Se determinó un valor promedio aritmético de los tres valores de la tenacidad a la fractura Kissc (MPa-Vm) obtenidos y se definió como el valor de la tenacidad a la fractura K^issc(MPa-Vm) del tubo de acero del Número de Prueba.

Téngase en cuenta que en la Fórmula (1), h (mm) representa la altura de cada brazo del espécimen de prueba DCB, B (mm) representa el espesor del espécimen de prueba DCB y Bn (mm) representa el espesor de la red del espécimen de prueba DCB. Estos parámetros se definen en el "Método D" de la norma NACE TM0177-2005.

[Resultados de la prueba]

En la Tabla 2 se muestran los resultados de la prueba.

Con referencia a la Tabla 1 y la Tabla 2, la composición química de los respectivos tubos de acero con los Números de Prueba 1-1 a 1-9 era la adecuada, la densidad numérica del BN estaba dentro del intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2, y el límite elástico estaba dentro del intervalo de 758 a menos de 862 MPa. Como resultado, aunque el diámetro de grano de la Y-previa estaba dentro del intervalo de 15 a 30 pm, en la prueba de resistencia a la SSC el valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) era de 29.0 o más y, por lo tanto, se mostró una excelente resistencia a SSC.

En contraste, para el tubo de acero con el Número de Prueba 1-10. el primer período de tiempo de enfriamiento era demasiado corto. Además, la temperatura de inicio del enfriamiento rápido era demasiado alta. Por lo tanto, la densidad numérica del BN era menor de 10 partículas/100 pm2. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPaVm) era menor de 29.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

Para el tubo de acero con el Número de Prueba 1-11, el primer período de tiempo de enfriamiento era demasiado largo. Por lo tanto, la densidad numérica del BN era de más de 100 partículas/100 pm2. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) era menor de 29.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

En el tubo de acero con el Número de Prueba 1-12, el contenido de Cr era demasiado alto. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) era menor de 29.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

En el tubo de acero con el Número de Prueba 1-13, el contenido de Mo era demasiado alto. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) era menor de 29.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

Ejemplo 2

En el Ejemplo 2, en un caso donde el límite elástico del material de acero es de 862 MPa o más (862 MPa (125 ksi) o más), se investigó la resistencia a la SSC. En concreto, usando los Aceros A a M con la composición química descrita en la Tabla 1 en el Ejemplo 1, se investigó la resistencia a la SSC del material de acero con un límite elástico de 862 MPa o más.

De manera similar al Ejemplo 1, los aceros fundidos de los Aceros A a M se refinaron usando el método RH (Ruhrstahl-Hausen), y luego se produjeron palanquillas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 mediante un proceso de colada continua. Las palanquillas así producidas se mantuvieron a 1250°C durante una hora, y luego se sometieron a laminación en caliente (trabajo en caliente) mediante el proceso de laminado Mannesmann para producir una carcasa hueca (tubo de acero sin soldadura). Las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 después del laminado en caliente se enfriaron con aire de manera que las carcasas huecas tuvieran una temperatura normal (25°C).

De manera similar al Ejemplo 1, después de dejarlas enfriar, las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 se calentaron y mantuvieron durante 20 minutos a la temperatura de templado (°C) que se muestra en la Tabla 3. En la presente invención, se tomó como la temperatura de templado (°C) la temperatura del horno en el que se realizó el recalentamiento. Después de dejar enfriar las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 después del recalentamiento, se llevó a cabo el enfriamiento con agua por medio de un equipo de enfriamiento con agua. El período de tiempo desde que se sacaron del horno las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2 13 que se sometieron a recalentamiento hasta el momento de entrar al equipo de enfriamiento por agua se muestra en la Tabla 3 como "Período de tiempo del primer enfriamiento (segundos)". Las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 que se midieron con un termómetro de radiación instalado en el lado de la entrada del equipo de enfriamiento por agua se muestran en la Tabla 3 como "Temperatura de inicio del enfriamiento rápido (°C)". Téngase en cuenta que, los puntos Ac3 de las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 estaban todos dentro del intervalo de 850 a 870°C, y los puntos Ar3 de las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 estaban todos dentro del intervalo de 650 a 700°C.

De manera similar al Ejemplo 1, las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 que se midieron con un termómetro de radiación instalado en el lado de suministro al equipo de enfriamiento por agua fueron inferiores a 100°C. La velocidad de enfriamiento en el segundo proceso de enfriamiento para las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 se determinó en función de la temperatura de inicio del enfriamiento rápido, de las temperaturas de la superficie de las carcasas huecas con los Números de Prueba 2-1 a 2 13 en el lado de impulsión del equipo de enfriamiento por agua, y del tiempo requerido para moverlas desde el lado de entrada al lado de impulsión del equipo de enfriamiento por agua. La velocidad de enfriamiento en el segundo proceso de enfriamiento para las carcasas huecas con Números de Prueba 2-1 a 2-13 fue de 10°C/s o más. Por lo tanto, se consideró que la velocidad de enfriamiento durante el templado para los Números de Prueba 2-1 a 2-13 era de 10°C/s o más (es decir, 600°C/minutos o más). A continuación, se realizó un revenido en el que se mantuvieron las carcasas huecas con Números de prueba 2-1 a 2-13 durante 100 minutos a las temperaturas de revenido que se muestran en la Tabla 3, para así producir tubos de acero (tubo de acero sin soldadura) con los Números de Prueba 2 1 a 2-13. Téngase en cuenta que las temperaturas de revenido que se muestran en la Tabla 3 fueron todas menores que los puntos Ac1 del acero correspondiente.

[Pruebas de evaluación]

De manera similar al Ejemplo 1, los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 después del revenido antes mencionado se sometieron a la observación de su microestructura, a una prueba de medición de la densidad numérica del BN, a una prueba de tracción y a una prueba de evaluación de resistencia a la SSC que se describen a continuación.

[Observación de la microestructura]

De manera similar al Ejemplo 1, se midieron los diámetros de grano de la Y-previa de los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13 mediante el método descrito anteriormente. En la Tabla se muestran los diámetros de grano de la Y-previa (pm) de los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13.

[Prueba de medición de la densidad numérica del BN]

De manera similar al Ejemplo 1, para los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13, se midieron y calcularon las densidades numéricas del BN mediante el método de medición descrito anteriormente. El TEM usado para la medición fue el fabricado por JEOL Ltd. (nombre de modelo JEM-2010) y el voltaje de aceleración se fijó en 200 kV. En la Tabla 3 se muestran las densidades numéricas del BN (partículas/100 pm2) para los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13.

[Prueba de tracción]

De manera similar al Ejemplo 1, se midieron los límites elásticos de los tubos de acero con los Números de Prueba 2 1 a 2-13 mediante el método descrito anteriormente. En concreto, se realizó una prueba de tracción de conformidad con la norma ASTM E8/E8M (2013). Se prepararon especímenes de prueba de barra redonda con un diámetro de la porción paralela de 4 mm y una longitud de la porción paralela de 35 mm a partir de la porción central del espesor de la pared de los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13. La dirección axial de los especímenes de prueba de barra redonda era paralela a la dirección de laminación (dirección del eje del tubo) del tubo de acero. Se realizó una prueba de tracción en la atmósfera a temperatura normal (25°C) usando los especímenes de prueba de barra redonda con los Números de Prueba 2-1 a 2-13, y se obtuvieron el límite de elasticidad (MPa) y la resistencia a la tracción (MPa) del tubo de acero de cada Número de Prueba. Téngase en cuenta que, en los presentes Ejemplos, se definió el límite elástico para cada Número de Prueba como la tensión de prueba para un 0.2 % de compensación para cada Número de Prueba. La mayor tensión durante el alargamiento uniforme obtenida en la prueba de tracción se definió como la resistencia a la tracción para cada Número de Prueba. En la Tabla 3 se muestran los límites de elasticidad obtenidos como "YS (MPa)" y las resistencias a la tracción como "TS (MPa)".

[Prueba para evaluar la resistencia a la SSC del material de acero]

La resistencia a la SSC se evaluó realizando una prueba DCB de conformidad con la norma NACE TM0177-2005 Método D, usando los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13. En concreto, se tomaron tres muestras de prueba DCB como las ilustradas en la Figura 2A de una porción central del espesor de la pared de los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13. Los especímenes de prueba de DCB se tomaron de tal manera que la dirección longitudinal de cada espécimen de prueba DCB era paralela a la dirección de laminación (dirección del eje del tubo) del tubo de acero. Además se tomó una cuña como la ilustrada en la Figura 2B de los tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-13. El espesor t de la cuña era de 3.10 mm. La cuña mencionada anteriormente se introdujo entre los brazos del espécimen de prueba DCB.

Como la disolución de prueba se usó una disolución acuosa mixta que contenía un 5.0 % en masa de cloruro sódico, un 2.5 % en masa de ácido acético y un 0.41 % en masa de acetato sódico (NACE disolución B). La disolución de prueba se vertió en el recipiente de prueba que contenía el espécimen de prueba DCB en el que se había introducido la cuña para dejar una parte en fase de vapor, y se adoptó como baño de prueba. La cantidad adoptada para el baño de prueba era de 1 l por espécimen de prueba.

A continuación se hizo burbujear N₂gas en el baño de prueba durante tres horas para desgasificar el baño de prueba hasta que el oxígeno disuelto en el baño de prueba llegó a 20 ppb o menos. Se hizo burbujear un gas mixto que contenía H₂S a 0.03 MPa (0.3 atm) y CO₂a 0.07 MPa (0.7 atm) en el baño de prueba desgasificado para convertir el baño de prueba en un ambiente corrosivo. El pH del baño de prueba se ajustó dentro del intervalo de 3.5 a 4.0 durante todo el período de inmersión. El interior del recipiente de prueba se mantuvo a 24±3°C durante 17 días (408 horas) mientras se agitaba el baño de prueba. Después de ser mantenida en el baño, se sacó el espécimen de prueba DCB del recipiente de prueba.

De manera similar al Ejemplo 1, se insertó un pasador en un orificio formado en la punta de los brazos del espécimen de prueba DCB que se sacó y se abrió una porción de muesca con una máquina de prueba de tracción, y se midió una tensión de liberación de la cuña P. Además, la muesca en el espécimen de prueba DCB sumergida en el baño de prueba se liberó en nitrógeno líquido y se midió una longitud de propagación de la fisura "a" con respecto a la propagación de la fisura que se produjo durante la inmersión. La longitud de propagación de la fisura "a" se podía medir visualmente usando calibres vernier. Se determinó un valor de la tenacidad a la fractura K1^ssc(MPa-Vm) usando la Fórmula (1) mencionada anteriormente en base a la tensión de liberación de la cuña P medida y a la longitud de propagación de la fisura "a". Se determinó un valor promedio aritmético de los tres valores de la tenacidad a la fractura K1ssc (MPa-Vm) obtenidos y se definió como el valor de la tenacidad a la fractura K issc (MPa-Vm) del tubo de acero del Número de Prueba.

[Resultados de la prueba]

En la Tabla 3 se muestran los resultados de la prueba.

Con referencia a la Tabla 1 y a la Tabla 3, la composición química de los respectivos tubos de acero con los Números de Prueba 2-1 a 2-9 era la adecuada, la densidad numérica del BN estaba dentro del intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2, y el límite elástico era de 862 MPa o más. Como resultado, aunque el diámetro de grano de la ^y-previa estaba dentro del intervalo de 15 a 30 pm, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K issc (MPa-Vm) era de 27.0 o más y, por lo tanto, se mostró una excelente resistencia a la SSC.

Por el contrario, para el tubo de acero con el Número de Prueba 2-10. el primer período del tiempo de enfriamiento era demasiado corto. Además, la temperatura de inicio del enfriamiento rápido era demasiado alta. Por lo tanto, la densidad numérica del BN era menor de 10 partículas/100 pm2. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K issc (MPa-Vm) era menor de 27.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

Para el tubo de acero con el Número de Prueba 2-11, el primer período del tiempo de enfriamiento era demasiado largo. Por lo tanto, la densidad numérica del BN era de más de 100 partículas/100 pm2. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K issc (MPa-Vm) era menor de 27.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

En el tubo de acero con el Número de Prueba 2-12, el contenido de Cr era demasiado alto. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K ^issc(MPa-Vm) era menor de 27.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

En el tubo de acero con el Número de Prueba 2-13, el contenido de Mo era demasiado alto. Como resultado, en la prueba de resistencia a la SSC, el valor de la tenacidad a la fractura K issc (MPa-Vm) era menor de 27.0 y no se mostró una excelente resistencia a la SSC.

Aplicabilidad industrial

El material de acero según la presente invención es ampliamente aplicable a los materiales de acero que se usarán en un ambiente severo, tal como una región polar, y preferiblemente se puede usar como un material de acero que se usa en un ambiente de pozos de petróleo, y más preferiblemente se puede usar como un material de acero para tubos de revestimiento, tubos de tubería o tubos de conducción o similares.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Un material de acero que comprende:

una composición química que consiste en, % en masa,

C: del 0.15 al 0.45 %,

Si: del 0.05 al 1.00 %,

Mn: del 0.01 al 1.00 %,

P: el 0.030 % o menos,

S: el 0.0050 % o menos,

Al: del 0.005 al 0.100 %,

Cr: del 0.60 al 1.80 %,

Mo: del 0.80 al 2.30 %,

Ti: del 0.002 al 0.020 %,

V: del 0.05 al 0.30 %,

Nb: del 0.002 al 0.100 %,

B: del 0.0005 al 0.0040 %,

Cu: del 0.01 al 0.50 %,

Ni: del 0.01 al 0.50 %,

N: del 0.0020 al 0.0100 %,

O: el 0.0020 % o menos,

Ca: del 0 al 0.0100 %,

Mg: del 0 al 0.0100 %,

Zr: del 0 al 0.0100 %,

metal de tierras raras: del 0 al 0.0100 %,

Co: del 0 al 0.50 %, y

W: del 0 al 0.50 %,

siendo el resto Fe e impurezas,

en donde

en el material de acero, una densidad numérica del BN está dentro de un intervalo de 10 a 100 partículas/100 pm2, y

un límite elástico es de 758 MPa o más, medido según el método descrito en la descripción,

donde, BN se define como un precipitado con un diámetro circular equivalente dentro de un intervalo de 10 a 100 nm, y la densidad numérica del BN se mide según el método descrito en la descripción.

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

Ca: del 0.0001 al 0.0100 %,

Mg: del 0.0001 al 0.0100 %,

Zr: del 0.0001 al 0.0100 %, y

metal de tierras raras: del 0.0001 al 0.0100 %.

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

Co: del 0.02 al 0.50 %, y

W: del 0.02 al 0.50 %.

4. El material de acero según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en donde el material de acero es un tubo de acero para pozos de petróleo.

5. Un método para producir un material de acero, que comprende:

un proceso de preparación para preparar un material de acero intermedio con una composición química según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3;

un proceso de calentar el material de acero intermedio a una temperatura de templado de 880 a 1000°C, después del proceso de preparación, luego enfriar desde la temperatura de templado hasta una temperatura de inicio del enfriamiento rápido durante 60 a 300 segundos, y luego enfriar desde la temperatura de inicio del enfriamiento rápido a una velocidad de enfriamiento de 50°C/min o más; y

un proceso de revenido en el que, después del proceso de templado, se mantiene el material de acero intermedio a una temperatura de 620 a 720°C durante 10 a 180 minutos,

donde, la temperatura de inicio del enfriamiento rápido se define como la temperatura de la superficie del material de acero intermedio en el lado de la entrada del equipo de enfriamiento rápido y la temperatura de inicio del enfriamiento rápido está dentro de un intervalo de un punto Ar3 del material de acero a un punto Ac3 del material de acero -10°C,

la velocidad de enfriamiento del proceso de templado se define como la velocidad de enfriamiento promedio de la temperatura de la superficie del material de acero intermedio dentro del intervalo del punto Ar3 a 500°C durante el templado, y

el límite inferior de la temperatura de templado no es menor del punto Ac3.

6. El método para producir un material de acero según la reivindicación 5, en donde el proceso de preparación incluye:

un proceso de preparación de un material de partida para preparar un material de partida con una composición química según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, y

un proceso de trabajo en caliente de someter el material de partida a trabajo en caliente para producir el material de acero intermedio.