ES2955719T3 - Tubo de acero y método para producir tubos de acero - Google Patents
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Abstract
La presente invención proporciona: una tubería de acero que tiene una excelente resistencia al SSC y un límite elástico de 862-965 MPa (clase 125 ksi); y un método para producir este tubo de acero. Una tubería de acero según la presente divulgación tiene una composición química que contiene, en % en masa, 0,25-0,50 % de C, 0,05-0,50 % de Si, 0,05-1,00 % de Mn, 0,025 % o menos de P, 0,0050 % o menos de S, 0,005-0,100% de Al, 0,30-1,50% de Cr, 0,25-3,00% de Mo, 0,002-0,050% de Ti, 0,0010-0,0100% de N y 0,0030% o menos de O, siendo el resto formado por Fe e impurezas. Esta tubería de acero contiene una solución sólida C en una cantidad de 0,010-0,050% en masa. Esta tubería de acero tiene un límite elástico a la tracción de 862-965 MPa en la dirección axial y en la dirección circunferencial; y este tubo de acero tiene un índice de elasticidad del 90% o más en la dirección axial. El límite elástico a la tracción en la dirección circunferencial es mayor que el límite elástico a la compresión en la dirección circunferencial en 30-80 MPa. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)
Description
DESCRIPCIÓN
Tubo de acero y método para producir tubos de acero
Campo técnico
La presente invención se refiere a un tubo de acero y a un método para producir el tubo de acero y, más particularmente, se refiere a un tubo de acero adecuado para su uso en un entorno ácido y a un método para producir el tubo de acero.
Antecedentes de la técnica
Debido a la profundidad de los pozos de petróleo y los pozos de gas (a continuación, los pozos de petróleo y los pozos de gas se denominan colectivamente “pozos de petróleo”), existe una exigencia de mejorar la resistencia de los tubos de acero para pozos de petróleo. Específicamente, se están utilizando ampliamente tubos de acero para pozos de petróleo de grado 80 ksi (el límite de elasticidad es de 80 a menos de 95 ksi, es decir, de 552 a menos de 655 MPa) y de grado 95 ksi (el límite de elasticidad es de 95 a menos de 110 ksi, es decir, de 655 a menos de 758 MPa) y, recientemente, las peticiones se comienzan a hacer también de tubos de acero para pozos de petróleo de grado 110 ksi (el límite de elasticidad es de 110 a menos de 125 ksi, es decir, de 758 a menos de 862 MPa) y de grado 125 ksi (el límite de elasticidad es de 125 a 140 ksi, es decir, de 862 a 965 MPa). Se señala que, en la presente descripción, la expresión denominada simplemente “límite de elasticidad” significa el límite de elasticidad a tracción en una dirección axial de un tubo de acero.
La mayoría de pozos profundos están en un entorno ácido, que contiene sulfuro de hidrógeno corrosivo. En la presente descripción, la expresión “entorno ácido” significa un entorno que contiene sulfuro de hidrógeno y está acidificado. Se señala que un entorno ácido puede contener dióxido de carbono. Se requiere que los tubos de acero para pozos de petróleo a usar en tales entornos ácidos tengan no solamente alta resistencia, sino también que tengan resistencia al agrietamiento por esfuerzos de sulfuro (a continuación, denominada “resistencia SSC”).
La tecnología para mejorar la resistencia SSC de tubos de acero, como se tipifica por los tubos de acero para pozos de petróleo, se describe en la Publicación de la solicitud de patente japonesa n.° 62-253720 (Bibliografía de patentes 1), la Publicación de la solicitud de patente japonesa nT 59-232220 (Bibliografía de patentes 2), la Publicación de la solicitud de patente japonesa n ° 6-322478 (Bibliografía de patentes 3), la Publicación de la solicitud de patente japonesa nT 8-311551 (Bibliografía de patentes 4), la Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 2000-256783 (Bibliografía de patentes 5), la Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 2000-297344 (Bibliografía de patentes 6), la Publicación de la solicitud de patente japonesa n ° 2005-350754 (Bibliografía de patentes 7), la Publicación nacional de la solicitud internacional de patente n° 2012-519238 (Bibliografía de patentes 8) y la Publicación de la solicitud de patente japonesa nT 2012-26030 (Bibliografía de patentes 9).
La Bibliografía de patentes 1 propone un método para mejorar la resistencia SSC del acero para pozos de petróleo al reducir las impurezas tales como Mn y P. La Bibliografía de patentes 2 propone un método para mejorar la resistencia SSC del acero al realizar el temple dos veces para refinar los granos.
La Bibliografía de patentes 3 propone un método para mejorar la resistencia SSC de un material de acero de grado 125 ksi al refinar la microestructura del acero mediante un tratamiento térmico usando calentamiento por inducción. La Bibliografía de patentes 4 propone un método para mejorar la resistencia SSC de los tubos de acero de grado 110 a 140 ksi al mejorar la templabilidad del acero utilizando un proceso de temple directo y aumentando también la temperatura de revenido.
La Bibliografía de patentes 5 y la Bibliografía de patentes 6 proponen, cada una, un método para mejorar la resistencia SSC de un acero para productos tubulares en campos petrolíferos de baja aleación de grado 110 a 140 ksi al controlar las formas de los carburos. La Bibliografía de patentes 7 propone un método para mejorar la resistencia SSC de materiales de acero de grado 125 ksi o superior al controlar hasta valores deseados la densidad de dislocaciones y el coeficiente de difusión del hidrógeno.
La Bibliografía de patentes 8 propone un método para mejorar la resistencia SSC del acero de grado 125 ksi al someter a temple muchas veces un acero de baja aleación que contiene del 0,3 al 0,5% de C. La Bibliografía de patentes 9 propone un método para controlar las formas o el número de carburos al emplear un proceso de revenido compuesto por un tratamiento térmico de dos etapas. Más específicamente, en la Bibliografíag de patentes 9, se propone un método que mejora la resistencia SSC de acero de grado 125 ksi al suprimir la densidad numérica de partículas M3C o partículas M2C grandes. El documento JP 2012 167329 divulga un tubo sin costura.
Lista de citaciones
Bibliografía de patentes
Bibliografía de patentes 1: Publicación de la solicitud de patente japonesa n ° 62-253720
Bibliografía de patentes 2: Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 59-232220
Bibliografía de patentes 3: Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 6-322478
Bibliografía de patentes 4: Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 8-311551
Bibliografía de patentes 5: Publicación de la solicitud de patente japonesa n.o 2000-256783 Bibliografía de patentes 6: Publicación de la solicitud de patente japonesa n.o 2000-297344 Bibliografía de patentes 7: Publicación de la solicitud de patente japonesa n.o 2005-350754 Bibliografía de patentes 8: Publicación nacional de la solicitud internacional de patente n ° 2012-519238 Bibliografía de patentes 9: Publicación de la solicitud de patente japonesa n° 2012-26030
Compendio de la invención
Problema técnico
Sin embargo, en el caso de un tubo de acero (por ejemplo, un tubo de acero para pozos de petróleo) con un límite de elasticidad en un intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, de grado 125 ksi), no se puede obtener establemente una resistencia SSC excelente, incluso si se aplican las técnicas divulgadas en las Bibliografías de patentes 1 a 9.
Un objetivo de la presente invención es proporcionar un tubo de acero y un método para producir el tubo de acero que tiene un límite de elasticidad dentro de un intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, de grado 125 ksi) y una resistencia SSC excelente.
Solución al problema
El tubo de acero según la presente invención está definido en las reivindicaciones adjuntas.
Un método para producir el tubo de acero según la presente invención incluye un proceso de preparación, un proceso de temple, un proceso de revenido, un proceso de enderezado en caliente, un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas y un proceso de enfriamiento rápido. En el proceso de preparación, se prepara una carcasa hueca que contiene la composición química anteriormente descrita. En el proceso de temple, después del proceso de preparación, la carcasa hueca, que está de 800 a 1.000 °C, es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 300 °C/min o más. En el proceso de revenido, la carcasa hueca, después del proceso de temple, se mantiene a una temperatura de revenido de 670 °C en un punto Ac1 de 10 a 180 minutos. En el proceso de enderezado en caliente, la carcasa hueca, después del proceso de revenido, se somete a enderezado en caliente a una temperatura de 600 °C a la temperatura de revenido. En el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, la temperatura de la carcasa hueca se mantiene en un intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C de 10 a 120 segundos después de finalizar el enderezado en caliente. En el proceso de enfriamiento rápido, la carcasa hueca, después del proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de temperaturas de la carcasa hueca de 500 a 200 °C.
Efectos ventajosos de la invención
El tubo de acero según la presente invención tiene un límite de elasticidad en un intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, de grado 125 ksi) y tiene también una resistencia SSC excelente. El método para producir un tubo de acero según la presente invención puede producir el tubo de acero anteriormente descrito.
Breve descripción de los dibujos
[FIG. 1] La Figura 1 es una vista que ilustra la relación entre la cantidad de C disuelto y la resistencia SSC. [FIG. 2A] La Figura 2A muestra una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresión-deformación en una dirección circunferencial del tubo de acero, en un caso en el que no se realiza un enderezado en caliente después de un temple y un revenido.
[FIG. 2B] La Figura 2B muestra una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresión-deformación en una dirección circunferencial del tubo de acero, en un caso en el que se realiza un enderezado en caliente después de un temple y un revenido.
[FIG. 2C] La Figura 2C muestra una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresión-deformación en una dirección circunferencial del tubo de acero, en un caso en el que se realiza un enderezado en caliente después de un temple y un revenido, y se reduce después de ello la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial del tubo de acero y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero.
[FIG. 3A] La Figura 3A muestra una vista lateral y una vista en sección transversal de una muestra de ensayo DCB que se usa en un ensayo DCB en los ejemplos.
[FIG. 3B] La Figura 3B es una vista en perspectiva de una cuña que se usa en el ensayo DCB en los ejemplos.
Descripción de realizaciones
Los presentes inventores efectuaron investigaciones y estudios con relación a un método para obtener tanto un límite de elasticidad en un intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, de grado 125 ksi) como una resistencia SSC en un tubo de acero que se supone que iba a usarse en un entorno ácido, y obtuvieron los siguientes descubrimientos.
Si se aumenta la densidad de dislocaciones de un tubo de acero, aumentará el límite de elasticidad del tubo de acero. Sin embargo, existe la posibilidad de que las dislocaciones ocluyan el hidrógeno. Por lo tanto, si la densidad de dislocaciones en un tubo de acero aumenta, existe una posibilidad de que la cantidad de hidrógeno que ocluye el tubo de acero también aumente. Si la concentración de hidrógeno en el tubo de acero aumenta como consecuencia de aumentar la densidad de dislocaciones, incluso si se obtiene alta resistencia, disminuirá la resistencia SSC del tubo de acero. Por consiguiente, a primera vista, parece que, para obtener tanto un límite de elasticidad de grado 125 ksi como una resistencia SSC excelente, no es preferible utilizar la densidad de dislocaciones para mejorar la resistencia.
Sin embargo, los presentes inventores descubrieron que ajustando la cantidad de C disuelto en un tubo de acero, se puede obtener además una resistencia SSC excelente mientras que, al mismo tiempo, se eleva el límite de elasticidad a un grado 125 ksi utilizando la densidad de dislocaciones. Aunque la razón no es segura, se considera que la misma puede ser como sigue.
Las dislocaciones incluyen dislocaciones móviles y dislocaciones sésiles, y se considera que el C disuelto en un tubo de acero inmoviliza las dislocaciones móviles para formar por ello las dislocaciones sésiles. Cuando el C disuelto inmoviliza las dislocaciones móviles, se puede impedir la desaparición de dislocaciones y, así, se puede suprimir una disminución en la densidad de dislocaciones. En este caso, se puede mantener el límite de elasticidad del tubo de acero.
Además, se considera que las dislocaciones sésiles que se forman por el C disuelto reducen la cantidad de hidrógeno ocluida en el tubo de acero más que las dislocaciones móviles. Por lo tanto, se considera que, al aumentar la densidad de las dislocaciones sésiles que se forman por el C disuelto, se reduce la cantidad de hidrógeno ocluida en el tubo de acero. Como consecuencia, se puede aumentar la resistencia SSC del tubo de acero. Se considera que, debido a este mecanismo, un tubo de acero en el que se forman dislocaciones sésiles por C disuelto puede obtener una resistencia SSC excelente incluso si tiene un límite de elasticidad de grado 125 ksi.
Como se ha descrito hasta aquí, los presentes inventores consideraron que ajustando apropiadamente la cantidad de C disuelto en un tubo de acero, se puede aumentar la resistencia SSC del tubo de acero, mientras se mantiene un límite de elasticidad de grado 125 ksi utilizando la densidad de dislocaciones. Por lo tanto, usando un tubo de acero que contiene una composición química que consiste, en % en masa, en C: del 0,25 al 0,50%, Si: del 0,05 al 0,50%, Mn: del 0,05 al 1,00%, P: el 0,025% o menos, S: el 0,0050% o menos, Al: del 0,005 al 0,100%, Cr: del 0,30 al 1,50%, Mo: del 0,25 al 3,00%,Ti: del 0,002 al 0,050%, N: del 0,0010 al 0,0100%, O: el 0,0030% o menos, V: del 0 al 0,300%, Nb: del 0 al 0,100%, B: del 0 al 0,0030%, Ca: del 0 al 0,0100%, Mg: del 0 al 0,0100%, Zr: del 0 al 0,0100%, Co: del 0 al 1,00%, W: del 0 al 1,00%, Ni: del 0 al 0,50% y Cu: del 0 al 0,50%, siendo el resto Fe e impurezas, los presentes inventores investigaron la relación entre la cantidad de C disuelto, el límite de elasticidad y la resistencia SSC.
[Relación entre la cantidad de C disuelto y la resistencia SSC]
La Figura 1 es una vista que ilustra la relación entre la cantidad de C disuelto y la resistencia SSC. La Figura 1 se obtuvo por el siguiente método. La Figura 1 se creó usando la cantidad de C disuelto (% en masa), los resultados de la evaluación de un ensayo de tracción a carga constante que se describe más adelante y los valores de tenacidad a la fractura Kissc (MPaVm) obtenidos por un ensayo DCB que se describe más adelante, obtenidos con respecto a tubos de acero para los que, entre los tubos de acero de ejemplos que se describen más adelante, unas condiciones distintas de la cantidad de C disuelto satisfacían el intervalo de la presente realización.
El límite de elasticidad de los tubos de acero mostrado en la Figura 1 estaba dentro de un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi). Se realizó el ajuste del límite de elasticidad al ajustar la temperatura de revenido. Adicionalmente, con respecto a la resistencia SSC, cuando un valor de tenacidad a la fractura K1ssc obtenido por el ensayo DCB fue 30,0 MPaVm o más, se determinó que el resultado del ensayo DCB era bueno. Se señala que el símbolo “O” en la Figura 1 muestra un tubo de acero para el que el resultado del ensayo de tracción a carga constante fue bueno. Por otro lado, el símbolo “• ” en la Figura 1 muestra un tubo de acero para el que el resultado del ensayo de tracción a carga constante no fue bueno.
Haciendo referencia a la Figura 1, cuando la cantidad de C disuelto fue el 0,010% en masa o más, en un caso en el que el límite de elasticidad se ajustó para ser de grado 125 ksi, el valor de tenacidad a la fractura Kissc fue 30,0 MPaVm o más y, adicionalmente, los resultados del ensayo de tracción a carga constante también fueron buenos. Es decir, cuando la cantidad de C disuelto fue el 0,010% en masa o más, el tubo de acero presentaba una resistencia SSC excelente.
Haciendo referencia a la Figura 1 adicionalmente, dentro de los intervalos de la composición química y las propiedades mecánicas (el límite de elasticidad (grado 125 ksi) y el límite de elasticidad en la dirección circunferencial que se describe más adelante) de la presente realización, cuando la cantidad de C disuelto es el 0,050% en masa o menos, se puede obtener un tubo de acero con una resistencia SSC excelente. Por lo tanto, en el tubo de acero según la presente realización, la cantidad de C disuelto se fija del 0,010 al 0,050% en masa.
[Enderezado después de revenido]
Por cierto, cuando se produce un tubo de acero que se supone va a usarse en un entorno ácido, se realizan el temple y el revenido. En la presente descripción, el término “temple” significa enfriar rápidamente un tubo de acero (o una carcasa hueca) que ha sido calentado a una temperatura no menor que el punto As. Se señala que el enfriamiento rápido es, por ejemplo, un enfriamiento con aceite y un enfriamiento con agua. En la presente descripción, el término “revenido” significa recalentar y mantener un tubo de acero (o una carcasa hueca) después del temple a una temperatura menor que el punto Ac1.
En este documento, se requiere que el producto final del tubo de acero, en algunos casos, tenga rectitud en una dirección axial del tubo de acero y/o redondez de una forma en sección del tubo de acero. Por lo tanto, cuando el tubo de acero se curva en el momento del temple y/o se deforma dicha forma en sección del tubo de acero (por ejemplo, en una elipse, etc.), el tubo de acero, después del revenido, se somete al enderezado. En este documento, no está particularmente limitado un tipo de la máquina enderezadora para realizar el enderezado, y se puede usar cualquier máquina enderezadora conocida. La máquina enderezadora puede ser, por ejemplo, una máquina enderezadora del tipo de rodillos inclinados (por ejemplo, una enderezadora rotatoria, etc.) o una máquina enderezadora del tipo de carcasa rotatoria. Se señala que, una vez enderezado un tubo de acero a usar en un entorno ácido, el tubo de acero se endereza en una condición caliente (por ejemplo, de 400 °C a 700 °C). Esto se debe a que, cuando un tubo de acero se somete a enderezado en frío (por ejemplo, a temperatura normal), la densidad de dislocaciones aumenta en exceso y la resistencia SSC del tubo de acero se deteriora extremadamente.
Para mejorar establemente la resistencia SSC de un tubo de acero sometido a enderezado en tal condición caliente (en lo sucesivo, denominado simplemente “enderezado en caliente”), los presentes inventores verificaron si existió o no diferencia en la resistencia SSC entre un tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido y un tubo de acero que no se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido. Como consecuencia, se encontró que podría disminuir la resistencia SSC del tubo de acero sometido a enderezado en caliente.
Específicamente, los presentes inventores efectuaron dos clases de ensayos de resistencia SSC (un ensayo DCB de acuerdo con el Método D NACE TM0177-2005 y un ensayo de tracción a carga constante de acuerdo con el Método A NACE TM0177-2005) para un tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido y un tubo de acero que no se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido. Como consecuencia, como se muestra en la Tabla 1, tanto el tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente como el tubo de acero que no se había sometido a enderezado en caliente presentaban una resistencia SSC excelente (como se indica por “E” : Excelente en la Tabla 1) en el ensayo DCB. Por otro lado, en el ensayo de tracción a carga constante, el tubo de acero que no se había sometido a enderezado en caliente presentaba una resistencia SSC excelente (indicada por “E” en la Tabla 1), mientras que el tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente no presentaba una resistencia SSC excelente (indicada por “NA” : No Aceptable en la Tabla 1).
[Tabla 1]
TABLA 1
Por consiguiente, los presentes inventores estudiaron además la relación entre el enderezado en caliente y la resistencia SSC. Como consecuencia, se han obtenido los siguientes descubrimientos.
Como se ha descrito hasta aquí, la cantidad de dislocación introducida en un tubo de acero es menor en el enderezado en caliente en comparación con en el enderezado en frío. Sin embargo, incluso en el enderezado en caliente, una cierta cantidad de dislocaciones se introduce en el tubo de acero que se ha sometido a enderezado en comparación con el tubo de acero que no se ha sometido a enderezado. Es decir, un tubo de acero que se ha sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido puede tener una densidad de dislocaciones mayor en comparación con un tubo de acero que no se ha sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido. Como se ha descrito anteriormente, una dislocación puede ocluir el hidrógeno. Por lo tanto, si la densidad de dislocaciones en un tubo de acero aumenta, la resistencia SSC del tubo de acero puede disminuir. Es decir, si la densidad de dislocaciones
en un tubo de acero aumenta debido al enderezado en caliente que se realiza después del temple y el revenido, la resistencia SSC del tubo de acero puede disminuir.
Sin embargo, si la resistencia SSC del tubo de acero ha disminuido simplemente debido a un aumento de la densidad de dislocaciones debido al enderezado en caliente, parece que el tubo de acero que se ha sometido a enderezado en caliente no presenta una resistencia SSC excelente no solamente en el ensayo de tracción a carga constante, sino también en el ensayo DCB. Es decir, se considera que la razón por la que el tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido presentaba una resistencia SSC excelente en el ensayo DCB y, por otro lado, no presentaba una resistencia SSC excelente en el ensayo de tracción a carga constante, no era exclusivamente debido al hecho de que la densidad de dislocaciones del tubo de acero aumentaba por el enderezado en caliente.
En este documento, el ensayo de resistencia SSC se efectúa con carga de esfuerzo sobre una muestra de ensayo. El ensayo de tracción a carga constante entre los ensayos de resistencia SSC se efectúa de acuerdo con el Método A NACE TM0177-2005. Específicamente, el ensayo de tracción a carga constante se efectúa en una muestra de ensayo sacada de un tubo de acero con esfuerzo de tracción cargado en la dirección axial del tubo de acero. Por otro lado, el ensayo DCB se efectúa de acuerdo con el Método D NACE TM0177-2005. Específicamente, el ensayo DCB se efectúa en una muestra de ensayo sacada de un tubo de acero con esfuerzo cargado en una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero mediante una cuña accionada hacia dentro de la muestra de ensayo. Es decir, existe una diferencia en la dirección del esfuerzo cargado en la muestra de ensayo entre el ensayo de tracción a carga constante y el ensayo DCB.
A partir de esto, los presentes inventores consideraron que la razón por la que un tubo de acero que se había sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido presentaba una resistencia SSC excelente en los resultados del ensayo DCB, pero no presentaba una resistencia SSC excelente en el ensayo de tracción a carga constante, era que la anisotropía se generó en la propiedad mecánica del tubo de acero debido al enderezado en caliente después del temple y el revenido. Por consiguiente, los presentes inventores han estudiado con detalle sobre el límite de elasticidad a tracción y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero después del temple y el revenido.
Específicamente, los presentes inventores sometieron aceros que contienen composiciones químicas mostradas en la Tabla 2 a laminado en caliente para producir una carcasa hueca (tubo de acero sin costura) con un diámetro exterior de 340 mm y un grosor de pared de 13 mm.
[Tabla 2]
Se permitió que una carcasa hueca después de laminado en caliente se enfriara de modo que la temperatura de la carcasa hueca estuviera a temperatura normal. A continuación, la carcasa hueca se sometió a un temple en el que se calentó a 900 °C durante 30 minutos y se enfrió rápidamente después de ello. La carcasa hueca después del temple se sometió además a un revenido en el que se mantuvo a 680 °C durante 60 minutos. A continuación, el ensayo se efectuó en tres condiciones cambiando la presencia o ausencia de enderezado en caliente y las condiciones de temperatura de la carcasa hueca después del enderezado en caliente. El número de ensayo 1 no se sometió a enderezado en caliente. Los números de ensayo 2 y 3 se sometieron a enderezado en caliente. Se señala que la temperatura de comienzo del enderezado en caliente en el enderezado en caliente fue 600 °C. Después de ello, la carcasa hueca de cada número de ensayo se enfrió a una velocidad de enfriamiento de 20 °C/s. Adicionalmente, para los números de ensayo 2 y 3, el tiempo hasta que se comenzó el enfriamiento después de terminar el enderezado en caliente (tiempo transcurrido después del enderezado y antes del enfriamiento) fue como se muestra en la Tabla 3.
Después del enfriamiento, el ensayo de tracción en la dirección axial se efectuó en un tubo de acero de cada número de ensayo, basándose en el método de ensayo que se describe más adelante. El límite de elasticidad a tracción (YS (MPa)) en la dirección axial, la resistencia a la tracción (TS (MPa)) en la dirección axial y la relación elástica (YR (%)) en la dirección axial del tubo de acero de cada número de ensayo se muestran en la Tabla 3. En este documento, en la presente descripción, el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial significa el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido en el ensayo de tracción en la dirección axial.
Adicionalmente, basándose en el método de ensayo que se describe más adelante, el tubo de acero de cada número de ensayo se sometió a un ensayo de tracción en la dirección circunferencial y un ensayo de compresión en la dirección circunferencial. El límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial (tracción circunferencial YS (MPa)), el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial (compresión circunferencial YS (MPa)) y la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial (tracción YS - compresión YS (MPa)), de un tubo de acero de cada número de ensayo se muestran en la Tabla 3.
En este documento, la expresión “dirección circunferencial del tubo de acero” en la presente descripción significa una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero en cualquier posición de un tubo de acero. Es decir, en la presente descripción, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial del tubo de acero significa el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido en un ensayo de tracción en una dirección perpendicular a la dirección axial de un tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero en un punto arbitrario de dicho tubo de acero. En la presente descripción, el límite de elasticidad a compresión circunferencial de un tubo de acero significa el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido en un ensayo de compresión en una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero en un punto arbitrario de dicho tubo de acero.
Se señala que el “punto arbitrario” anteriormente descrito es preferiblemente una parte central del grosor de pared de un tubo de acero, aunque la posición en la dirección del grosor de pared del tubo de acero no está particularmente limitada. Sin embargo, cuando una muestra de ensayo que se describe más adelante no se puede sacar de una parte central del grosor de pared, el “punto arbitrario” puede estar cerca de la superficie interior del tubo de acero.
En este documento, una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresióndeformación en la dirección circunferencial del tubo de acero de Número de ensayo 1 se muestran en la Figura 2A. De modo similar, una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresión-deformación en la dirección circunferencial del tubo de acero de Número de ensayo 2 se muestran en la Figura 2B. De modo similar, una curva de esfuerzo de tracción-deformación y una curva de esfuerzo de compresión-deformación en la dirección circunferencial del tubo de acero de Número de ensayo 3 se muestran en la Figura 2C.
Adicionalmente, la cantidad de C disuelto (% en masa) se calculó basándose en un método de ensayo y un método de cálculo que se describe más adelante. Se señala que la cantidad de C disuelto se calculó a partir de la diferencia entre el contenido de C de un tubo de acero y la cantidad de C que precipitó como carburos (en lo sucesivo, denominado también una cantidad de C precipitado). La cantidad de C precipitado se calculó a partir de las cantidades residuales de Fe, Cr, Mn, Mo, V y Nb y la concentración en cementita de Fe, Cr, Mn y Mo. Las cantidades calculadas de C disuelto (% en masa) se muestran en la Tabla 3.
Adicionalmente, para un tubo de acero de cada número de ensayo, un resultado de la evaluación del ensayo de tracción a carga constante que se describe más adelante y un valor de tenacidad a la fractura K1ssc (MPaVm) obtenido por el ensayo DCB que se describe más adelante se muestran en la Tabla 3.
Haciendo referencia a la Figura 2A, en el tubo de acero de Número de ensayo 1, la curva de esfuerzo de traccióndeformación y la curva de esfuerzo de compresión-deformación en la dirección circunferencial del tubo de acero estaban casi superpuestas entre sí. Es decir, en el tubo de acero de Número de ensayo 1, apenas se reconocía la anisotropía del límite de elasticidad en la dirección circunferencial del tubo de acero. Haciendo referencia a la Tabla 3, adicionalmente en el tubo de acero de Número de ensayo 1, la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero fue 5 MPa. Como consecuencia, haciendo referencia a la Tabla 3, el tubo de acero de Número de ensayo 1 presentaba una resistencia SSC excelente tanto en el ensayo de tracción a carga constante como en el ensayo DCB.
Por otro lado, haciendo referencia a la Figura 2B, en el tubo de acero de Número de ensayo 2, aumentó la diferencia entre la curva de esfuerzo de tracción-deformación y la curva de esfuerzo de compresión-deformación en la dirección circunferencial del tubo de acero. Es decir, en el tubo de acero de Número de ensayo 2, se reconocía la anisotropía del límite de elasticidad en la dirección circunferencial del tubo de acero. Haciendo referencia a la Tabla 3, adicionalmente en el tubo de acero de Número de ensayo 2, la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero fue más de 80 MPa. Como consecuencia de esto, haciendo referencia a la Tabla 3, el tubo de acero de Número de ensayo
2 presentaba una resistencia SSC excelente en el ensayo DCB pero, por otro lado, no presentaba una resistencia SSC excelente en el ensayo de tracción a carga constante.
Adicionalmente, haciendo referencia a la Figura 2C, en el tubo de acero de Número de ensayo 3, disminuyó la diferencia entre la curva de esfuerzo de tracción-deformación y la curva de esfuerzo de compresión-deformación en la dirección circunferencial del tubo de acero. Es decir, en el tubo de acero de Número de ensayo 3, la anisotropía del límite de elasticidad en la dirección circunferencial del tubo de acero se redujo en comparación con la del tubo de acero de Número de ensayo 2. Haciendo referencia a la Tabla 3, adicionalmente en el tubo de acero de Número de ensayo 3, la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero fue 80 MPa o menos. Como consecuencia de esto, haciendo referencia a la Tabla 3, el tubo de acero de Número de ensayo 3 presentaba una resistencia SSC excelente tanto en el ensayo de tracción a carga constante como en el ensayo DCB.
Es decir, para mejorar el resultado del ensayo de tracción a carga constante de un tubo de acero que se ha sometido a enderezado en caliente después del temple y el revenido, es necesario solamente reducir la anisotropía del límite de elasticidad en la dirección circunferencial del tubo de acero. Específicamente, si la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial de un tubo de acero según la presente realización es 80 MPa o menos, es posible conseguir una resistencia SSC excelente no solamente en el ensayo DCB, sino también en el ensayo de tracción a carga constante, incluso en un caso en el que se realiza un enderezado en caliente después del temple y el revenido. Por lo tanto, la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero según la presente realización se fija en 80 MPa o menos.
Se señala que la microestructura del tubo de acero según la presente invención es una estructura compuesta principalmente por martensita templada y bainita templada. La expresión “compuesta principalmente por martensita templada y bainita templada” significa que la relación de volumen total de martensita templada y bainita templada es el 90% o más. Si la microestructura de un tubo de acero está compuesta principalmente por martensita templada y bainita templada, en el tubo de acero según la presente realización, el límite de elasticidad (que significa el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial como se ha descrito anteriormente) estará en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica (la relación del límite de elasticidad respecto a la resistencia a la tracción, es decir, una relación elástica (YR) = límite de elasticidad (YS)/ resistencia a la tracción (TS)) será el 90% o más.
El tubo de acero según la invención está definido en las reivindicaciones adjuntas.
La composición química anteriormente descrita puede contener uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en V: del 0,010 al 0,300% y Nb: del 0,002 al 0,100%.
La composición química anteriormente descrita puede contener B: del 0,0001 al 0,0030%.
La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en Ca: del 0,0001 al 0,0100%, Mg: del 0,0001 al 0,0100% y Zr: del 0,0001 al 0,0100%.
La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en Co: del 0,02 al 1,00% y W: del 0,02 al 1,00%.
La composición química antes mencionada puede contener uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en Ni: del 0,02 al 0,50% y Cu: del 0,01 al 0,50%.
El tubo 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 canalización o puede ser un tubo de acero que se usa para productos tubulares para campos petrolíferos (OCTG). La forma del tubo de acero para pozos de petróleo no está particularmente limitada y puede ser, por ejemplo, un tubo de acero sin costura o un tubo de acero soldado. Los productos tubulares para campos petrolíferos son, por ejemplo, tubos de acero que se usan como tubos de entubación o tubos de tuberías.
El tubo de acero antes mencionado puede ser un tubo de acero sin costura.
Si el tubo de acero según la presente invención es un tubo de acero sin costura, incluso si el grosor de pared es 15 mm o más, el tubo de acero para pozos de petróleo tendrá un límite de elasticidad dentro de un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y una resistencia SSC excelente.
La expresión “resistencia SSC excelente” mencionada anteriormente se puede evaluar, específicamente, con el ensayo DCB de acuerdo con el Método D NACE TM0177-2005 y el ensayo de tracción a carga constante de acuerdo con el Método A NACE TM0177-2005.
En el ensayo DCB, una solución acuosa mezclada, que contiene el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico que se ajusta a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE), se emplea como la solución de ensayo. Una cuña, que se saca de un tubo de acero, se impulsa en una muestra de ensayo que se saca del tubo de acero, encerrándose entonces la muestra de ensayo, hacia dentro de la que se impulsa la cuña, en un recipiente de ensayo.
La solución de ensayo se vierte en el recipiente de ensayo a fin de dejar una parte en fase vapor, y se adopta como el baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, una mezcla gaseosa que consiste en H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se sopla hacia dentro del recipiente de ensayo para hacer que el baño de ensayo sea un entorno corrosivo. Después de que el baño de ensayo, en el que está sumergida la muestra de ensayo, se mantenga a una temperatura de 24 °C durante 17 días (408 horas) mientras se revuelve el baño de ensayo, el valor de tenacidad a la fractura Kissc se obtiene de la muestra de ensayo que se saca del recipiente de ensayo.
En el ensayo de tracción a carga constante, una solución acuosa mezclada, que contiene el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico que se ajusta a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE), se emplea como la solución de ensayo. Se aplica un esfuerzo (776 MPa) correspondiente al 90% de 125 ksi (862 MPa) a una muestra de ensayo que se saca de un tubo de acero.
La solución de ensayo se vierte en un recipiente de ensayo de modo que la muestra de ensayo a la que se ha aplicado el esfuerzo se sumerge en la misma, y este se adopta como un baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, un gas mezclado de H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se sopla hacia dentro del baño de ensayo y se hace que sature en el baño de ensayo. El baño de ensayo, en el que se sumerge la muestra de ensayo, se mantiene durante 720 horas a 24 °C.
En un tubo de acero según la presente realización, el valor de tenacidad a la fractura K1SSC determinado bajo el ensayo DCB anterior es 30,0 MPaVm o más y, adicionalmente, no se confirma el agrietamiento después del transcurso de 720 horas en una condición del ensayo de tracción a carga constante antes mencionado.
Adicionalmente, la expresión “cantidad de C disuelto” mencionada anteriormente significa la diferencia entre la cantidad de C (% en masa) en carburos en el tubo de acero y el contenido de C de la composición química del tubo de acero. La cantidad de C en carburos en el tubo de acero se determina por la Fórmula (1) a la Fórmula (5) usando una concentración de Fe <Fe>a, una concentración de Cr <Cr>a, una concentración de Mn <Mn>a, una concentración de Mo <Mo>a, una concentración de V <V>a y una concentración de Nb <Nb>a en carburos (cementita y carburos de tipo MC) obtenidos como residuo cuando se realiza un análisis de los residuos de extracción en el tubo de acero, y una concentración de Fe <Fe>b, una concentración de Cr <Cr>b, una concentración de Mn <Mn>b y una concentración de Mo <Mo>b en cementita obtenida al realizar un análisis puntual mediante espectrometría por rayos X de energía dispersiva (a continuación, denominada también "EDS") con respecto a la cementita identificada al realizar una observación con microscopio electrónico de transmisión (a continuación, denominado también "TEM") de una película de réplica obtenida por un método de réplica por extracción.
<Mo>c = (<Fe>a+<Cr>a+<Mn>a)x<Mo>b/(<Fe>b+<Cr>b+<Mn>b) (1)
<Mo>d = <Mo>a-<Mo>c (2)
<C>a=(<Fe>a/55,85+<Cr>a/52+<Mn>a/53,94+<Mo>c/95,9)/3x12 (3)
<C>b = (<V>a/50,94+<Mo>d/95,9+<Nb>a/92,9)x12 (4)
(cantidad de C disuelto) = <C>-(<C>a+<C>b) (5)
Se señala que, en la presente descripción, el término “cementita” significa carburos que contienen un contenido de Fe del 50% en masa o más.
Un método para producir un tubo de acero según la presente invención incluye un proceso de preparación, un proceso de temple, un proceso de revenido, un proceso de enderezado en caliente, un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas y un proceso de enfriamiento rápido. En el proceso de preparación, se prepara una carcasa hueca que contiene la composición química antes mencionada. En el proceso de temple, después del proceso de preparación, la carcasa hueca, que está a una temperatura en un intervalo de 800 a 1.000 °C, es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 300 °C/min o más. En el proceso de revenido, la carcasa hueca, después del proceso de temple, se mantiene a una temperatura de revenido de 670 °C en un punto Ac1 de 10 a 180 minutos. En el proceso de enderezado en caliente, la carcasa hueca, después del proceso de revenido, se somete a un enderezado en caliente a una temperatura de 600 °C a la temperatura de revenido. En el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, la temperatura de la carcasa hueca se mantiene en un intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C de 10 a 120 segundos después de finalizar el enderezado en caliente. En el proceso de enfriamiento rápido, la carcasa hueca, después del proceso de ajuste de
temperatura de carcasas huecas, es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de temperaturas de la carcasa hueca de 500 a 200 °C.
El proceso de preparación del método de producción antes mencionado puede incluir un proceso de preparación del material de partida para preparar un material de partida que contiene la composición química antes mencionada y un proceso de trabajo en caliente para someter el material de partida a un trabajo en caliente para producir una carcasa hueca.
A continuación, se describe con detalle el tubo de acero según la presente invención. El símbolo ''%" con relación a un elemento significa “por ciento en masa”, a menos que se indique específicamente de otro modo.
[Composición química]
La composición química del tubo de acero según la presente invención contiene los siguientes elementos.
C: del 0,25 al 0,50%
El carbono (C) mejora la templabilidad del tubo de acero y aumenta la resistencia del tubo de acero. Por consiguiente, si el contenido de C es demasiado bajo, no se puede obtener en algunos casos un límite de elasticidad no menor que 826 MPa. El C favorece también la esferoidización de carburos durante el revenido en el proceso de producción y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si los carburos se dispersan, la resistencia del tubo de acero aumenta más. Estos efectos no se obtendrán si el contenido de C es demasiado bajo. Por otro lado, si el contenido de C es demasiado alto, la tenacidad del tubo de acero disminuirá y es tendente a ocurrir el agrietamiento por temple. Por lo tanto, el contenido de C está dentro del intervalo del 0,25 al 0,50%. Un límite superior preferible del contenido de C es el 0,45% y, más preferiblemente, es el 0,40%.
Si: del 0,05 al 0,50%
El silicio (Si) desoxida el acero. Si el contenido de Si es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Si es demasiado alto, la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de Si está dentro del intervalo del 0,05 al 0,50%. Un límite inferior preferible del contenido de Si es el 0,15% y, más preferiblemente, es el 0,20%. Un límite superior preferible del contenido de Si es el 0,45% y, más preferiblemente, es el 0,40%.
Mn: del 0,05 al 1,00%
El manganeso (Mn) desoxida el acero. El Mn mejora también la templabilidad del tubo 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 contornos de grano junto con impurezas tales como P y S. En tal caso, la resistencia SSC del tubo de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de Mn está dentro del intervalo del 0,05 al 1,00%. Un límite inferior preferible del contenido de Mn es el 0,25% y, más preferiblemente, es el 0,30%. Un límite superior preferible del contenido de Mn es el 0,90% y, más preferiblemente, es el 0,80%.
P: el 0,025% 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 contornos de grano y disminuye la resistencia SSC del tubo de acero. Por lo tanto, el contenido de P es el 0,025% o menos. Un límite superior preferible del contenido de P es el 0,020% y, más preferiblemente, es el 0,015%. Preferiblemente, el contenido de P es tan bajo como sea posible. Sin embargo, si se reduce en exceso el contenido de P, el coste de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en consideración la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de P es el 0,0001%, más preferiblemente, es el 0,0003% y, más preferiblemente, es el 0,001%.
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 contornos de grano y disminuye la resistencia SSC del tubo 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% y, más preferiblemente, es el 0,0030%. Preferiblemente, el contenido de S es tan bajo como sea posible. Sin embargo, si se reduce en exceso el contenido de S, el coste de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en consideración la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de S es el 0,0001%, más preferiblemente, es el 0,0002% 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 la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por otro lado, si el contenido de Al es demasiado alto, se forman inclusiones basadas en óxido bastas y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de Al está dentro del 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 "sol. de Al".
Cr: del 0,30 al 1,50%
El cromo (Cr) mejora la templabilidad del tubo de acero. El Cr aumenta también la resistencia al reblandecimiento por revenido y permite el revenido a alta temperatura. Como consecuencia, la resistencia SSC del tubo de acero aumenta. Si el contenido de Cr es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Cr es demasiado alto, la tenacidad y la resistencia SSC del tubo de acero disminuyen. Por lo tanto, el contenido de Cr está dentro del intervalo del 0,30 al 1,50%. Un límite inferior preferible del contenido de Cr es el 0,35% y, más preferiblemente, es el 0,40%. Un límite superior preferible del contenido de Cr es el 1,30%.
Mo: del 0,25 al 3,00%
El molibdeno (Mo) mejora la templabilidad del tubo de acero. El Mo forma también carburos finos y aumenta la resistencia al reblandecimiento por revenido del tubo de acero. Como consecuencia, el Mo aumenta la resistencia SSC del tubo de acero por revenido a alta temperatura. Si el contenido de Mo es demasiado bajo, no se obtienen estos efectos. Por otro lado, si el contenido de Mo es demasiado alto, se saturan los efectos antes mencionados. Por lo tanto, el contenido de Mo está dentro del intervalo del 0,25 al 3,00%. Un límite inferior preferible del contenido de Mo es el 0,50%, más preferiblemente, es el 0,55% y, más preferiblemente, es el 0,65%. Un límite superior preferible del contenido de Mo es el 2,50% y, más preferiblemente, es el 2,00%.
Ti: del 0,002 al 0,050%
El titanio (Ti) forma nitruros y refina granos cristalinos por el efecto de fijación. Como consecuencia, la resistencia del tubo de acero aumenta. Si el contenido de Ti es demasiado bajo, no se obtiene este efecto. Por otro lado, si el contenido de Ti es demasiado alto, los nitruros de Ti engrosan y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de Ti está dentro del intervalo del 0,002 al 0,050%. Un límite inferior preferible del contenido de Ti es el 0,003% y, más preferiblemente, es el 0,005%. Un límite superior preferible del contenido de Ti es el 0,030% y, más preferiblemente, es el 0,020%.
N: del 0,0010 al 0,0100%
El nitrógeno (N) combina con el Ti para formar nitruros finos y refina por ello los granos cristalinos. Si el contenido de N es demasiado bajo, no se puede obtener este efecto. Por otro lado, si el contenido de N es demasiado alto, el N formará nitruros bastos y la resistencia SSC del tubo de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de N está dentro del intervalo del 0,0010 al 0,0100%. Un límite superior preferible del contenido de N es el 0,0050% y, más preferiblemente, es el 0,0040%. Un límite inferior preferible del contenido de N es el 0,0015%.
O: el 0,0030% o menos
El oxígeno (O) es una impureza. En otras palabras, el contenido de O es más del 0%. El O forma óxidos bastos y reduce la resistencia a la corrosión del tubo de acero. Por lo tanto, el contenido de O es el 0,0030% o menos. Un límite superior preferible del contenido de O es el 0,0020%. Preferiblemente, el contenido de O es tan bajo como sea posible. Sin embargo, si se reduce en exceso el contenido de O, el coste de producción aumenta significativamente. Por lo tanto, cuando se tiene en consideración la producción industrial, un límite inferior preferible del contenido de O es el 0,0001%, más preferiblemente, es el 0,0002% y, más preferiblemente, es el 0,0003%.
El resto de la composición química del tubo de acero según la presente realización es Fe e impurezas. En este documento, el término “impurezas” hace referencia a elementos que, durante la producción industrial del tubo de acero, se mezclan desde mena o retal que se usa como materia prima del tubo de acero, o desde el entorno de producción o similar, y que se permite dentro de un intervalo que no afecta desfavorablemente al tubo de acero según la presente realización.
[Con relación a elementos opcionales]
La composición química del tubo de acero que se ha descrito anteriormente puede contener además uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en V y Nb en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero.
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El vanadio (V) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de V puede ser del 0%. Si está contenido, el V combina con el C o el N para formar carburos, nitruros o carbonitruros (en lo sucesivo, denominados “carbonitruros y similares”). Los carbonitruros y similares refinan la subestructura del tubo de acero por el efecto de fijación y mejoran la resistencia SSC del tubo de acero. El V forma también carburos finos durante el revenido. Los carburos finos aumentan la resistencia al reblandecimiento por revenido del tubo de acero y aumentan la resistencia del tubo de acero. Además, puesto que el V forma también carburos de tipo MC esféricos, el V suprime la formación de carburos de tipo M2C aciculares y aumenta por ello la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de V, se obtienen los efectos antes mencionados hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de V es demasiado alto, la tenacidad del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de V está dentro del intervalo del 0 al 0,300%. Un límite inferior preferible del contenido de V es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,010% y, más preferiblemente, es el 0,020%. Un límite superior preferible del contenido de V es el 0,200%, más preferiblemente, es el 0,150% y, más preferiblemente, es el 0,120%.
Nb: del 0 al 0,100%
El niobio (Nb) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Nb puede ser el 0%. Si está contenido, el Nb forma carbonitruros y similares. Los carbonitruros y similares refinan la subestructura del tubo de acero por el efecto de fijación y aumentan la resistencia SSC del tubo de acero. Además, puesto que el Nb forma también carburos de tipo MC esféricos, el Nb suprime la formación de carburos de tipo M2C aciculares y aumenta por ello la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Nb, se obtienen los efectos antes mencionados hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Nb es demasiado alto, se forman en exceso carbonitruros y similares y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de Nb está dentro del intervalo del 0 al 0,100%. Un límite inferior preferible del contenido de Nb es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,002%, más preferiblemente, es el 0,003% y, más preferiblemente, es el 0,007%. Un límite superior preferible del contenido de Nb es el 0,075% y, más preferiblemente, es el 0,050%.
El contenido total del V y el Nb antes mencionados es preferiblemente el 0,300% o menos y, más preferiblemente, es el 0,200% o menos.
La composición química del tubo de acero descrita anteriormente puede contener además B en lugar de una parte de Fe.
B: del 0 al 0,0030%
El boro (B) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de B puede ser el 0%. Si está contenido, el B se disuelve en el acero y mejora la templabilidad de un tubo de acero, aumentando por ello la resistencia del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de B, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de B es demasiado alto, se forma un nitruro basto y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de B es del 0 al 0,0030%. El límite inferior preferible del contenido de B es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,0001%, más preferiblemente, es el 0,0003% y, más preferiblemente, es el 0,0007%. El límite superior preferible del contenido de B es el 0,0025%.
La composición química del tubo de acero descrita anteriormente puede contener además uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en Ca, Mg y Zr en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero.
Ca: del 0 al 0,0100%
El calcio (Ca) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Ca puede ser el 0%. Si está contenido, el Ca deja S en el tubo de acero inocuo formando sulfuros y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Ca, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Ca es demasiado alto, los óxidos en el tubo de acero engrosan y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. 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%, más preferiblemente, es el 0,0003%, más preferiblemente, es el 0,0006% y, más preferiblemente, es el 0,0010%. Un límite superior preferible del contenido de Ca es el 0,0025% y, más preferiblemente, es el 0,0020%.
Mg: del 0 al 0,0100%
El magnesio (Mg) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Mg puede ser el 0%. Si está contenido, el Mg deja S en el tubo de acero inocuo formando sulfuros y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Mg, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Mg es demasiado alto, los óxidos en el tubo de acero engrosan y disminuye la resistencia SSC del tubo 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%, más
preferiblemente, es el 0,0003% y, más preferiblemente, es el 0,0006% e, incluso más preferiblemente, es el 0,0010%. Un límite superior preferible del contenido de Mg es el 0,0025% y, más preferiblemente, es el 0,0020%.
Zr: del 0 al 0,0100%
El circonio (Zr) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Zr puede ser el 0%. Si está contenido, el Zr deja S en el tubo de acero inocuo formando sulfuros y aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Zr, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Zr es demasiado alto, los óxidos en el tubo de acero engrosan y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. 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%, más preferiblemente, es el 0,0003%, más preferiblemente, es el 0,0006% y, más preferiblemente, es el 0,0010%. Un límite superior preferible del contenido de Zr es el 0,0025% y, más preferiblemente, es el 0,0020%.
En un caso en el que dos o más tipos de elemento seleccionados del grupo antes mencionado que contiene Ca, Mg y Zr están contenidos en combinación, el contenido total de estos elementos es preferiblemente el 0,0100% o menos y, más preferiblemente, es el 0,0050% o menos.
La composición química del tubo de acero descrita anteriormente puede contener además uno o más tipos de elemento 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 un revestimiento protector contra la corrosión en el entorno ácido y suprime la penetración de hidrógeno. Gracias a esto, cada uno de estos elementos aumenta la resistencia SSC del tubo de acero.
Co: del 0 al 1,00%
El cobalto (Co) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Co puede ser el 0%. Si está contenido, el Co forma un revestimiento protector contra la corrosión en el entorno ácido y suprime la penetración de hidrógeno. Gracias a esto, el Co aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Co, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Co es demasiado alto, la templabilidad del tubo de acero disminuirá y la resistencia del tubo de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de Co está dentro del intervalo del 0 al 1,00%. Un límite inferior preferible del contenido de Co es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,02% y, más preferiblemente, es el 0,05%. Un límite superior preferible del contenido de Co es el 0,80% y, más preferiblemente, es el 0,70%.
W: del 0 al 1,00%
El volframio (W) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de W puede ser el 0%. Si está contenido, el W forma un revestimiento protector contra la corrosión en el entorno ácido y suprime la penetración de hidrógeno. Gracias a esto, el W aumenta la resistencia SSC del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de W, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de W es demasiado alto, se forman carburos bastos en el tubo de acero y la resistencia SSC del tubo de acero disminuye. Por lo tanto, el contenido de W está dentro del intervalo del 0 al 1,00%. Un límite inferior preferible del contenido de W es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,02% y, más preferiblemente, es el 0,05%. Un límite superior preferible del contenido de W es el 0,80% y, más preferiblemente, es el 0,70%.
La composición química del tubo de acero descrita anteriormente puede contener además uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en Ni y Cu en lugar de una parte de Fe. Cada uno de estos elementos es un elemento opcional y aumenta la templabilidad del tubo de acero.
Ni: del 0 al 0,50%
El níquel (Ni) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Ni puede ser el 0%. Si está contenido, el Ni mejora la templabilidad del tubo de acero y aumenta la resistencia del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Ni, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Ni es demasiado alto, el Ni favorecerá la corrosión local y la resistencia SSC del tubo de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de Ni está dentro del intervalo del 0 al 0,50%. Un límite inferior preferible del contenido de Ni es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,01%, más preferiblemente, es el 0,02% y, más preferiblemente, es el 0,05%. Un límite superior preferible del contenido de Ni es el 0,35% y, más preferiblemente, es el 0,25%.
Cu: del 0 al 0,50%
El cobre (Cu) es un elemento opcional y no tiene que estar contenido. En otras palabras, el contenido de Cu puede ser el 0%. Si está contenido, el Cu mejora la templabilidad del tubo de acero y aumenta la resistencia del tubo de acero. Si está contenida incluso una pequeña cantidad de Cu, se obtiene el efecto antes mencionado hasta cierto punto. Sin embargo, si el contenido de Cu es demasiado alto, la templabilidad del tubo de acero será demasiada alta
y la resistencia SSC del tubo de acero disminuirá. Por lo tanto, el contenido de Cu está dentro del intervalo del 0 al 0,50%. Un límite inferior preferible del contenido de Cu es más del 0%, más preferiblemente, es el 0,01%, más preferiblemente, es el 0,02% y, más preferiblemente, es el 0,05%. Un límite superior preferible del contenido de Cu es el 0,35% y, más preferiblemente, es el 0,25%.
[Cantidad de C disuelto]
El tubo de acero según la presente invención contiene una cantidad de C disuelto que está dentro del intervalo del 0,010 al 0,050% en masa. Si la cantidad de C disuelto es menor que el 0,010% en masa, será insuficiente la inmovilización de dislocaciones en el tubo de acero y no se obtendrá el tubo de acero con una resistencia SSC excelente. Se señala que, en los intervalos de la composición química y las propiedades mecánicas (límite de elasticidad (grado 125 ksi) y límite de elasticidad en la dirección circunferencial que se describe más adelante) de la presente realización, si la cantidad de C disuelto es el 0,050% en masa o menos, se puede obtener un tubo de acero con una resistencia SSC excelente. Por lo tanto, la cantidad de C disuelto está dentro del intervalo del 0,010 al 0,050% en masa. Un límite inferior preferible de la cantidad de C disuelto es el 0,015% en masa y, más preferiblemente, es el 0,020% en masa.
[Método para calcular la cantidad de C disuelto]
La expresión “cantidad de C disuelto” significa la diferencia entre la cantidad de C (% en masa) en carburos en el tubo de acero y el contenido de C de la composición química del tubo de acero. La cantidad de C en carburos en el tubo de acero se determina por la Fórmula (1) a la Fórmula (5) usando una concentración de Fe <Fe>a, una concentración de Cr <Cr>a, una concentración de Mn <Mn>a, una concentración de Mo <Mo>a, una concentración de V <V>a y una concentración de Nb <Nb>a en carburos (cementita y carburos de tipo MC) obtenidos como residuo cuando se realiza un análisis de los residuos de extracción en el tubo de acero, y una concentración de Fe <Fe>b, una concentración de Cr <Cr>b, una concentración de Mn <Mn>b y una concentración de Mo <Mo>b en cementita obtenida al realizar un análisis puntual por EDS con respecto a la cementita identificada al realizar una observación TEM de una película de réplica obtenida por un método de réplica por extracción.
<Mo>c = (<Fe>a+<Cr>a+<Mn>a)x<Mo>b/(<Fe>b+<Cr>b+<Mn>b) (1)
<Mo>d = <Mo>a-<Mo>c (2)
<C>a=(<Fe>a/55,85+<Cr>a/52+<Mn>a/53,94+<Mo>c/95,9)/3x12 (3)
<C>b = (<V>a/50,94+<Mo>d/95,9+<Nb>a/92,9)x12 (4)
(cantidad de C disuelto) = <C>-(<C>a+<C>b) (5)
Se señala que, en la presente descripción, el término “cementita” significa carburos que contienen un contenido de Fe del 50% en masa o más. A continuación, se describe con detalle el método para calcular la cantidad de C disuelto.
[Determinación del contenido de C del tubo de acero]
Una muestra de análisis que tiene la forma de una viruta mecanizada se saca de una parte central del grosor de pared del tubo de acero. El contenido de C (% en masa) se analiza mediante un método de absorción infrarroja por combustión de corrientes de oxígeno. El valor resultante se consideró que era el contenido de C (<C>) del tubo de acero.
[Cálculo de la cantidad de C que precipita como carburos (cantidad de C precipitado)]
La cantidad de C precipitado se calcula mediante los procedimientos 1 a 4 siguientes. Específicamente, en el procedimiento 1, se realiza un análisis de los residuos de extracción. En el procedimiento 2, un método de réplica por extracción usando un TEM y un análisis de la concentración de elementos (a continuación, denominado “análisis EDS”) de elementos en cementita se realiza mediante EDS. En el procedimiento 3, se ajusta el contenido de Mo. En el procedimiento 4, se calcula la cantidad de C precipitado.
[Procedimiento 1. Determinación de las cantidades residuales de Fe, Cr, Mn, Mo, V y Nb por análisis de residuos de extracción]
En el procedimiento 1, los carburos en el tubo de acero se retienen como residuo, y se determinan los contenidos de Fe, Cr, Mn, Mo, V y Nb en el residuo. En este documento, el término “carburos” es un término genérico para cementita (carburos de tipo MsC) y carburos de tipo MC. El procedimiento específico es como sigue. Una muestra de ensayo cilíndrica con un diámetro de 6 mm y una longitud de 50 mm se extrae de una parte central del grosor de pared del tubo de acero de tal manera que el centro del grosor de pared llega a ser el centro de la sección transversal. La superficie de la muestra de ensayo extraída se pule para eliminar aproximadamente 50 |um mediante electropulido
preliminar para obtener una superficie recién formada. La muestra de ensayo electropulida se somete a electrólisis en una solución de electrolito del 10% de acetilacetona 1 % de tetraamonio metanol. La solución de electrolito después de la electrólisis se hace pasar a través de un filtro de 0,2 μm para retener el residuo. El residuo obtenido se somete a descomposición ácida y las concentraciones de Fe, Cr, Mn, Mo, V y Nb se determinan en unidades de tanto por ciento en masa mediante espectrometría por emisión óptica ICP (plasma acoplado de modo inductivo). Las concentraciones se definen como <Fe>a, <Cr>a, <Mn>a, <Mo>a, <V>a y <Nb>a, respectivamente.
[Procedimiento 2. Determinación del contenido de Fe, Cr, Mn y Mo en cementita por un método de réplica por extracción y EDS]
En el procedimiento 2, se determina el contenido de cada uno de Fe, Cr, Mn y Mo en cementita. El procedimiento específico es como sigue. Una micromuestra de ensayo se recorta de una parte central del grosor de pared del tubo de acero y la superficie de la micromuestra de ensayo se acaba mediante pulido de espejo. La muestra de ensayo se sumerge durante 10 minutos en un reactivo de ataque químico al 3% de nital para atacar químicamente la superficie. Su superficie se cubre con una película depositada de carbono. La muestra de ensayo, cuya superficie está cubierta con la película depositada, se sumerge en un reactivo de ataque químico al 5% de nital y se mantiene en el mismo durante 20 minutos para hacer que se desprenda la película depositada. La película depositada que se desprende se limpia con etanol y, después de ello, se recoge con una malla laminar y se seca. La película depositada (película réplica) se observa usando un TEM y se realiza un análisis puntual mediante EDS con respecto a 20 partículas de cementita. La concentración de cada uno de Fe, Cr, Mn y Mo se determina en unidades de tanto por ciento en masa cuando se considera el total de los elementos de aleación, excluyendo el carbono, en la cementita como el 100%. Las concentraciones se determinan para 20 partículas de cementita, y los valores medios aritméticos para los elementos respectivos se definen como <Fe>b, <Cr>b, <Mn>b y <Mo>b.
[Procedimiento 3. Ajuste de la cantidad de Mo]
A continuación, se determina la concentración de Mo en los carburos. En este caso, el Fe, Cr, Mn y Mo se concentran en cementita. Por otro lado, el V, Nb y Mo se concentran en carburos de tipo MC. En otras palabras, se hace que el Mo se concentre tanto en cementita como en carburos de tipo MC por revenido. Por lo tanto, la cantidad de Mo se calcula separadamente para cementita y para carburos de tipo MC. Se señala que, en algunos casos, una parte del V se concentra también en cementita. Sin embargo, la cantidad de V que se concentra en cementita es insignificantemente pequeña en comparación con la cantidad de V que se concentra en carburos de tipo MC. Por lo tanto, cuando se determina la cantidad de C disuelto, se considera que el V se concentra solamente en carburos de tipo MC.
Específicamente, la cantidad de Mo que precipita como cementita (<Mo>c) se calcula por la Fórmula (1).
<Mo>c = (<Fe>a+<Cr>a+<Mn>a)x<Mo>b/(<Fe>b+<Cr>b+<Mn>b) (1)
Por otro lado, la cantidad de Mo que precipita como carburos de tipo MC (<Mo>d) se calcula en unidades de tanto por ciento en masa por la Fórmula (2).
<Mo>d = <Mo>a-<Mo>c (2)
[Procedimiento 4. Cálculo de la cantidad de C precipitado]
La cantidad de C precipitado se calcula como el total de la cantidad de C que precipita como cementita (<C>a) y la cantidad de C que precipita como carburos de tipo MC (<C>b). <C>a y <C>b se calculan en unidades de tanto por ciento en masa por la Fórmula (3) y la Fórmula (4), respectivamente. Se señala que, la Fórmula (3) es una fórmula que se obtiene del hecho de que la estructura de cementita es una estructura de tipo M3C (M incluye Fe, Cr, Mn y Mo).
<C>a = (<Fe>a/55,85+<Cr>a/52+<Mn>a/53,94+<Mo>c/95,9)/3x12 (3)
<C>b = (<V>a/50,94+<Mo>d/95,9+<Nb>a/92,9)x12 (4)
Así, la cantidad de C precipitado es <C>a+<C>b.
[Cálculo de la cantidad de C disuelto]
La cantidad de C disuelto (a continuación, denominada también "<C>c") se calcula en unidades de tanto por ciento en masa por la Fórmula (5) como diferencia entre el contenido de C (<C>) y la cantidad de C precipitado del tubo de acero.
<C>c = <C>-(<C>a+<C>b) (5)
[Microestructura]
La microestructura del tubo de acero según la presente invención está compuesta principalmente por martensita templada y bainita templada. Más específicamente, la relación volumétrica de martensita templada y bainita templada en la microestructura es el 90% o más. En otras palabras, las relaciones volumétricas de martensita templada y bainita templada en la microestructura son el 90% o más. El resto de la microestructura es, por ejemplo, ferrita o perlita. Si la martensita templada y la bainita templada están contenidas en una cantidad del 90% o más en relación volumétrica en la microestructura de un tubo de acero que contiene la composición química antes mencionada, el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial del tubo de acero estará en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica será el 90% o más.
En la presente invención, si el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial está en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica es el 90% o más, se supone que la relación volumétrica de martensita templada y bainita templada en la microestructura es el 90% o más. Preferiblemente, la microestructura está compuesta solamente por martensita templada y bainita templada. En otras palabras, la relación volumétrica total de martensita templada y bainita templada en la microestructura puede ser el 100%.
Se señala que el siguiente método se puede adoptar en el caso de determinar las relaciones volumétricas de martensita templada y bainita templada por observación de la microestructura. Una muestra de ensayo que tiene una superficie de observación con dimensiones de 10 mm en la dirección del eje del tubo y 10 mm en la dirección circunferencial del tubo se recorta de una parte central del grosor de pared del tubo de acero. Después de pulir la superficie de observación de la muestra de ensayo para obtener una superficie de espejo, la muestra de ensayo se sumerge durante aproximadamente 10 segundos en un reactivo de ataque químico de nital para poner de manifiesto la microestructura por ataque químico. La superficie de observación atacada químicamente se observa mediante una imagen electrónica secundaria obtenida usando un microscopio electrónico de barrido (SEM), y se realiza la observación para 10 campos visuales. El área de cada campo visual es 400 gm2 (aumento de x5000).
En cada campo visual, se pueden distinguir martensita templada y bainita templada de otras fases (ferrita o perlita), basándose en el contraste. Así, en cada campo visual, se identifican martensita templada y bainita templada. Entonces, se determina el total de fracciones de área de la martensita templada y la bainita templada identificadas. En la presente realización, un valor medio aritmético de los totales de fracciones de área de martensita templada y bainita templada determinadas en todos los campos visuales se define como una relación volumétrica total (%) de martensita templada y bainita templada.
[Carburo de £ (Fe2,4C)]
En un tubo de acero según la presente realización, el número de partículas de carburo de £ contenidas en la microestructura es preferiblemente 30/gm3 o menos. Cuando la densidad numérica de partículas de carburo de £ es más de 30/gm3, la resistencia SSC del tubo de acero disminuirá. Preferiblemente, el carburo de £ contenido es tan bajo como sea posible. En otras palabras, la densidad numérica de partículas de carburo de £ puede ser 0/gm3. Sin embargo, es aceptable incluso si 30/gm3 de partículas de carburo de £ están contenidas en un tubo de acero. Por lo tanto, la densidad numérica de partículas de carburo de £ es preferiblemente 30/gm3 o menos.
Se considera que precipita carburo de £ al mantenerse en una condición caliente de, principalmente, alrededor de 200 °C. Por esta razón, no es probable que los elementos de aleación se concentren en carburo de £. Por lo tanto, en la presente realización, un precipitado en el que el 97% en masa o más de elementos constituyentes, exceptuando el carbono, es Fe, cuando se realiza un análisis de la composición, se define como carburo de £.
La densidad numérica de partículas de carburo de £ en la microestructura de un tubo de acero según la presente realización, basándose en la definición antes mencionada, se puede determinar por el siguiente método. Una muestra de película delgada (grosor de 100 nm a 200 nm) para observar la estructura se saca de cualquier posición de una sección del tubo de acero. Más específicamente, una muestra de película delgada para observar la estructura se saca de una parte central del grosor de pared del tubo de acero y se identifican cinco campos visuales arbitrarios. Para 5 campos visuales identificados, se efectúa una observación de la estructura por un TEM a un aumento de 10.000 veces. Específicamente, se identifica cualquiera de los 5 campos visuales (1 gm x 1 gm) como el campo visual de observación. A continuación, se identifican los precipitados, basándose en el contraste procedente de cada campo visual.
Para los precipitados identificados, se efectúa un análisis de la composición por EDS de un TEM. Como consecuencia del análisis de la composición por EDS, un precipitado en el que un 97% en masa o más de los elementos constituyentes, exceptuando el carbono, es Fe se identifica como carburo de £. Se determina el número total de partículas de carburo de £ que se identifican en los 5 campos visuales. A partir del número total así determinado de partículas de carburo de £ y el volumen de la muestra de película delgada, se determina la densidad numérica de partículas de carburo de £ (/gm3). Se señala que el volumen de la muestra de película delgada se puede determinar a partir del área de campo visual de observación antes mencionada de un TEM y un grosor de la muestra de película
delgada determinado por análisis usando Espectroscopia de pérdida de energía de electrones (denominada también en lo sucesivo "EELS") asociada con un TEM.
[Límite de elasticidad a tracción y relación elástica en la dirección axial del tubo de acero]
El límite de elasticidad a tracción en la dirección axial de un tubo de acero según la presente invención está en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica en la dirección axial de un tubo de acero es el 90% o más. Como se ha descrito anteriormente, el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial, como se usa en la presente descripción, hace referencia al esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido por un ensayo de tracción en la dirección axial de un tubo de acero. En resumen, el límite de elasticidad de un tubo de acero según la presente realización es de grado 125 ksi.
El límite de elasticidad a tracción en la dirección axial del tubo de acero según la presente invención se puede determinar por el siguiente método. Específicamente, se efectúa un ensayo de tracción en un método de acuerdo con ASTM E8 (2013). Una muestra de ensayo en forma de barra redonda se saca de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero según la presente realización. El tamaño de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es, por ejemplo, 4 mm en el diámetro de la parte paralela y 35 mm en la longitud de la parte paralela. La dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es paralela a la dirección axial del tubo de acero.
El esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido al efectuar un ensayo de tracción usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda a temperatura normal (25 °C) en la atmósfera se define como el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial (MPa). Además, el esfuerzo máximo durante un alargamiento uniforme se define como la resistencia a la tracción (MPa). Una relación elástica YR (%) se puede determinar como la relación del límite de elasticidad YS respecto a la resistencia a la tracción TS (YR = YS/TS).
[Límite de elasticidad a tracción y límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero]
El límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero según la presente invención está en un intervalo de 862 a 965 MPa y el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero es de 30 a 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero. Como se ha descrito hasta aquí, la dirección circunferencial de un tubo de acero, como se usa en la presente descripción, significa una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero, en cualquier punto en el tubo de acero.
Por lo tanto, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero significa el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido por un ensayo de tracción en una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero, en cualquier punto en el tubo de acero. El límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial de un tubo de acero significa el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido por un ensayo de compresión en una dirección perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero, en cualquier punto en el tubo de acero.
Cuando el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero es más de 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero, no se obtendrá una resistencia SSC excelente en el ensayo de tracción a carga constante incluso si se obtiene una resistencia SSC excelente en el ensayo DCB. Por otro lado, si la rectitud y/o redondez de un tubo de acero después del revenido se mejora por enderezado en caliente, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero es, en algunos casos, 30 MPa o más mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero. Por lo tanto, en un tubo de acero según la presente realización, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial del tubo de acero es de 30 a 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero.
El límite inferior preferible de la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial de un tubo de acero es 31 MPa, más preferiblemente, es 33 MPa, más preferiblemente, es 40 MPa e, incluso más preferiblemente, es 50 MPa. Un tubo de acero según la presente realización tiene una resistencia SSC excelente como consecuencia de satisfacer la composición química antes mencionada, la cantidad de C disuelto, la microestructura y las propiedades mecánicas, incluso si se somete a enderezado en caliente después del revenido.
El límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de un tubo de acero según la presente realización se puede medir por el siguiente método. Específicamente, se realiza un ensayo de tracción en un método de acuerdo con ASTM E8 (2013). Una muestra de ensayo en forma de barra redonda se saca de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero según la presente invención. El tamaño de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es, por ejemplo, 4 mm en el diámetro de la parte paralela y 35 mm en la longitud de la parte paralela.
Se señala que la muestra de ensayo en forma de barra redonda se saca de tal modo que la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es perpendicular a la dirección axial del tubo de acero y, también, perpendicular a la dirección radial del tubo de acero, en una parte central de la muestra de ensayo en forma de barra redonda. En otras palabras, la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es paralela a la dirección circunferencial del tubo de acero en la parte central de la muestra de ensayo en forma de barra redonda. El esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido al efectuar un ensayo de tracción usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera se define como el límite de elasticidad a tracción (MPa) en la dirección circunferencial.
El límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial de un tubo de acero según la presente invención se puede medir por el siguiente método. Una muestra de ensayo en forma de barra redonda se saca de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero según la presente invención como en el método de medición antes mencionado del límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial. El esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido al efectuar un ensayo de compresión usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda a temperatura ambiente (25 °C) en la atmósfera se define como el límite de elasticidad a compresión (MPa) en la dirección circunferencial.
Un tubo de acero según la presente invención tiene las propiedades mecánicas antes mencionadas. En este documento, las propiedades mecánicas antes mencionadas significan específicamente que, en un tubo de acero según la presente realización, el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial está en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi), la relación elástica en la dirección axial es el 90% o más, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial está en un intervalo de 862 a 965 MPa y, adicionalmente, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial es de 30 a 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial.
Tales propiedades mecánicas son dependientes de la microestructura (fases, precipitados e inclusiones) del tubo de acero, y/o la estructura cristalina y/o la disposición atómica del cristal metálico y, adicionalmente, el equilibrio del mismo. En los últimos años, los instrumentos de medida han experimentado progresos notables. Sin embargo, no se ha encontrado ninguna técnica de medición que puede reconocer diferencias en la microestructura, la estructura cristalina y la disposición atómica del cristal metálico con una alta reproducibilidad y una alta resolución como en las propiedades mecánicas.
En otras palabras, la técnica de medición deseada en el campo de las aleaciones es una técnica de medición que puede reconocer diferencias en la microestructura, la estructura cristalina y la disposición atómica del cristal metálico con una reproducibilidad más alta y una alta resolución. Por lo tanto, un tubo de acero que satisface esas propiedades mecánicas y un tubo de acero que no satisface esas propiedades mecánicas son claramente diferentes en la microestructura, y/o la estructura cristalina y/o la disposición atómica del cristal metálico. Por lo tanto, un tubo de acero que satisface las propiedades mecánicas antes mencionadas puede conseguir eficazmente una resistencia SSC excelente.
[Forma del tubo de acero]
La forma de un tubo de acero según la presente invención no estará particularmente limitada. Cuando el tubo de acero es un tubo de acero para pozos de petróleo, el tubo de acero es preferiblemente un tubo de acero sin costura. Adicionalmente, en este caso, un grosor preferible de pared es de 9 a 60 mm. El tubo de acero según la presente invención es particularmente adecuado para su uso como un tubo de acero sin costura de paredes pesadas. Más específicamente, incluso cuando el tubo de acero según la presente invención es un tubo de acero sin costura, con un grosor de pared de 15 mm o más y, adicionalmente, 20 mm o más, presenta un límite de elasticidad en un intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, de grado 125 ksi) y una resistencia SSC excelente.
[Resistencia SSC del tubo de acero]
La resistencia SSC de un tubo de acero según la presente realización se puede evaluar por un ensayo DCB de acuerdo con el Método D NACE TM0177-2005 y un ensayo de tracción a carga constante de acuerdo con el Método A NACE TM0177-2005.
En el ensayo DCB, una solución acuosa mezclada que contiene el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico que se ajusta a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE), se emplea como la solución de ensayo. Una muestra de ensayo DCB ilustrada en la Figura 3A se saca de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero según la presente realización. La dirección longitudinal de la muestra de ensayo DCB es paralela con la dirección axial del tubo de acero. Una cuña, ilustrada en la Figura 3B, se saca también del tubo de acero según la presente realización. Un grosor t de la cuña es 3,10 (mm).
Haciendo referencia a la Figura 3A, la cuña antes mencionada se impulsa entre los brazos de la muestra de ensayo DCB. La muestra de ensayo DCB, hacia dentro de la que se impulsa la cuña, se encierra entonces en un recipiente de ensayo. Después de ello, la solución de ensayo antes mencionada se vierte en el recipiente de ensayo a fin de
dejar una parte en fase vapor, y se adopta como un baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, una mezcla gaseosa que consiste en H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se sopla hacia dentro del recipiente de ensayo para hacer que el baño de ensayo sea un entorno corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantiene a una temperatura de 24 °C durante 17 días (408 horas) mientras se revuelve el baño de ensayo. Después de mantenerse durante 408 horas, la muestra de ensayo DCB se saca del recipiente de ensayo.
Se inserta un pasador en un agujero formado en la punta de los brazos de cada muestra de ensayo DCB que se saca y una parte entallada se abre con una máquina de ensayo de tracción, y se mide un esfuerzo P de liberación de la cuña. Además, la entalla en la muestra de ensayo DCB se libera en nitrógeno líquido, y se mide una longitud de propagación de grietas “a” con respecto a la propagación de grietas que ocurrió durante la inmersión. La longitud de propagación de grietas “a” se mide visualmente usando calibres vernier. Un valor de tenacidad a la fractura Kissc (MPaVm) se determina usando la Fórmula (6), basándose en el esfuerzo P de liberación de la cuña obtenido y la longitud de propagación de grietas “a”.
En la Fórmula (6), h representa la altura (mm) de cada brazo de la muestra de ensayo DCB, B representa el grosor (mm) de la muestra de ensayo DCB y Bn representa el grosor de lámina (mm) de la muestra de ensayo DCB. Estos parámetros están definidos en el “Método D” de NACE TM0177-2005.
En el ensayo de tracción a carga constante, una solución acuosa mezclada que contiene el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico, que se ajusta a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE), se emplea como la solución de ensayo. Se sacan muestras de ensayo en forma de barra redonda de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero según la presente realización. El tamaño de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es, por ejemplo, 6,35 mm de diámetro, con una longitud de parte paralela de 25,4 mm. Se señala que la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda es paralela a la dirección axial del tubo de acero.
Un esfuerzo (776 MPa) correspondiente al 90% de 125 ksi (862 MPa) se aplica a la muestra de ensayo en forma de barra redonda. La solución de ensayo a 24 °C se vierte en un recipiente de ensayo de modo que la muestra de ensayo en forma de barra redonda a la que se ha aplicado el esfuerzo se sumerge en el mismo, y se adopta como un baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, una mezcla gaseosa que consiste en H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se sopla hacia dentro del recipiente de ensayo para hacer que el baño de ensayo sea un entorno corrosivo. El baño de ensayo, en el que se sumerge la muestra de ensayo con forma de barra redonda, se mantiene a 24 °C durante 720 horas.
En el tubo de acero según la presente realización, el valor de tenacidad a la fractura K1SSC determinado bajo el ensayo DCB es 30,0 MPaVm o más y, adicionalmente, no se confirma el agrietamiento después del transcurso de 720 horas en una condición del ensayo de tracción a carga constante antes mencionado. Se señala que, en la presente descripción, la declaración "no se confirma el agrietamiento” significa que el agrietamiento no está confirmado en un caso en el que se observó a simple vista la muestra de ensayo después del ensayo.
[Método de producción]
El método para producir un tubo de acero según la presente invención incluye un proceso de preparación, un proceso de temple, un proceso de revenido, un proceso de enderezado en caliente, un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas y un proceso de enfriamiento rápido. El proceso de preparación puede incluir un proceso de preparación del material de partida y un proceso de trabajo en caliente. En la presente invención, un método para producir un tubo de acero sin costura se describirá como un ejemplo de un método para producir un tubo de acero. El método para producir un tubo de acero sin costura incluye un proceso para preparar una carcasa hueca (proceso de preparación), un proceso para someter la carcasa hueca a temple y revenido (proceso de temple y proceso de revenido), un proceso de enderezado en caliente, un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas y un proceso de enfriamiento rápido. A continuación, se describe con detalle cada uno de estos procesos.
[Proceso de preparación]
En el proceso de preparación, se prepara una carcasa hueca que contiene la composición química antes mencionada. El método para producir la carcasa hueca no está particularmente limitado, siempre que la carcasa hueca contenga la composición química antes mencionada.
El proceso de preparación puede incluir preferiblemente 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 una carcasa hueca (proceso de trabajo en caliente). A continuación, se describe con 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 que contiene la composición química antes mencionada. El método para producir el material de partida no está particularmente limitado y se puede usar un método bien conocido. Específicamente, se produce una pieza colada (una petaca, un desbaste cuadrado o una palanquilla) por un proceso de colada continua usando el acero fundido. Se puede producir también un lingote por un proceso de realización de lingotes usando el acero fundido. Según sea necesario, la petaca, el desbaste cuadrado o el lingote se puede someter a desbaste cuadrado para producir una palanquilla. El material de partida (una petaca, un desbaste cuadrado o una palanquilla) se produce por el proceso anteriormente descrito.
[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 una carcasa hueca. En primer lugar, 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 del intervalo de 1.100 a 1.300 °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 costura). El método de trabajo en caliente no está particularmente limitado, y se puede usar un método bien conocido.
Por ejemplo, el proceso Mannesmann se puede realizar como el trabajo en caliente para producir la carcasa hueca. En este caso, se lamina perforando una palanquilla redonda usando una máquina perforadora. Cuando se realiza una perforación-laminación, aunque la relación de perforación no está particularmente limitada, la relación de perforación está, por ejemplo, dentro del intervalo de 1,0 a 4,0. La palanquilla redonda que experimentó laminación perforante se lamina en caliente adicionalmente para formar una carcasa hueca usando una fresa de mandril, una reductora, una fresa de dimensionamiento o similar. La reducción acumulativa de área en el proceso de trabajo en caliente es, por ejemplo, del 20 al 70%.
Se puede producir también una carcasa hueca a partir de la palanquilla por otro método de trabajo en caliente. Por ejemplo, en el caso de un tubo de acero de paredes pesadas de una longitud corta, tal como un acoplamiento, se puede producir una carcasa hueca por forjado, tal como un proceso Ehrhardt. Se produce una carcasa hueca por el proceso anterior. Aunque no está particularmente limitado, el grosor de pared de la carcasa hueca es, por ejemplo, de 9 a 60 mm.
La carcasa hueca producida por trabajo en caliente puede enfriarse por aire (mientras se lamina). La carcasa hueca producida por trabajo en caliente se puede someter a temple directo después del trabajo en caliente sin enfriarse a temperatura normal, o se puede someter a temple después de experimentar un calentamiento suplementario (recalentamiento) después del trabajo en caliente.
En el caso de realizar un temple directo o un temple después de un calentamiento suplementario, es preferible detener el enfriamiento a medio camino del proceso de temple y efectuar un enfriamiento lento. En este caso, puede suprimirse el agrietamiento por temple. En un caso en el que se realiza un temple directo después del trabajo en caliente, o se realiza un temple después de un calentamiento suplementario después del trabajo en caliente, con el fin de eliminar esfuerzos residuales, se puede realizar un tratamiento de alivio de esfuerzos (tratamiento SR) en un momento después del temple y antes del tratamiento térmico del siguiente proceso. En este caso, pueden eliminarse los esfuerzos residuales de la carcasa hueca.
Como se ha descrito anteriormente, se prepara una carcasa hueca en el proceso de preparación. La carcasa hueca se puede producir por el proceso preferible antes mencionado, o puede ser una carcasa hueca producida por un tercero, o una carcasa hueca producida en otra fábrica distinta de la fábrica en la que se realizan un proceso de temple y un proceso de revenido que se describen más adelante, o en trabajos diferentes. A continuación, se describe con detalle el proceso de temple.
[Proceso de temple]
En el proceso de temple, la carcasa hueca que se preparó se somete a temple. Como se ha descrito anteriormente, el término “temple”, como se usa en la presente descripción, significa enfriar rápidamente la carcasa hueca que ha sido calentada a una temperatura no menor que el punto A3. Una temperatura de temple es de 800 a 1.000 °C en el proceso de temple de la presente realización.
En un caso en el que se realiza un temple directo después del trabajo en caliente, la temperatura de temple corresponde a la temperatura superficial de la carcasa hueca que mide un termómetro colocado sobre el lado de salida del aparato que realiza el trabajo en caliente final. Adicionalmente, en un caso en el que se realiza un temple después de realizar un calentamiento o recalentamiento suplementario después del trabajo en caliente, la temperatura de temple corresponde a la temperatura del horno que realiza el calentamiento o recalentamiento suplementario.
El método de temple, por ejemplo, enfría continuamente la carcasa hueca desde la temperatura de comienzo de temple y disminuye continuamente la temperatura 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 de enfriamiento continuo es, por ejemplo, un método que enfría la carcasa hueca al sumergir dicha carcasa hueca en un baño de agua, o un método que enfría la carcasa hueca de manera acelerada por enfriamiento con agua de ducha o enfriamiento con neblina.
Si la velocidad de enfriamiento durante el temple es demasiado lenta, la microestructura no llega a ser una que está compuesta principalmente por martensita y bainita, y no se obtiene la propiedad mecánica definida en la presente realización. Por lo tanto, como se ha descrito anteriormente, en el método para producir el tubo de acero según la presente realización, la carcasa hueca es enfriada rápidamente durante el temple. Específicamente, en el proceso de temple, la velocidad de enfriamiento media, cuando la temperatura de la carcasa hueca está dentro del intervalo de 800 a 500 °C durante el temple, se define como una velocidad de enfriamiento durante el temple CR800-500.
La velocidad de enfriamiento durante el temple CR800-500 se determina a partir de la temperatura medida en una zona que es enfriada más lentamente en una sección de la carcasa hueca a templar (por ejemplo, una parte central del grosor de pared de la carcasa hueca cuando son enfriadas forzadamente la superficie exterior y la superficie interior de la carcasa hueca).
En el proceso de temple de la presente realización, la velocidad de enfriamiento durante el temple CR800-500 es 300 °C/min o más. Un límite inferior preferible de la velocidad de enfriamiento durante el temple CR800-500 es 400 °C/min y, más preferiblemente, es 600 °C/min. Aunque un límite superior de la velocidad de enfriamiento durante el temple CR800-500 no está particularmente definido, por ejemplo, el límite superior es 60.000 °C/min.
Preferiblemente, se realiza un temple después de realizar un calentamiento de la carcasa hueca en la zona austenítica una pluralidad de veces. En este caso, la resistencia SSC del tubo de acero aumenta más porque los granos de austenita se refinan antes del temple. El calentamiento en la zona austenítica se puede repetir una pluralidad de veces realizando el temple una pluralidad de veces o el calentamiento en la zona austenítica se puede repetir una pluralidad de veces realizando la normalización y el temple. A continuación, se describirá con detalle el proceso de revenido.
[Proceso de revenido]
En el proceso de revenido, se realiza el revenido en la carcasa hueca que se ha sometido al temple antes mencionado. Como se ha descrito anteriormente, el término “revenido”, como se usa en la presente descripción, significa recalentar y mantener la carcasa hueca después del temple a una temperatura menor que el punto Ac1. La temperatura de revenido se ajusta apropiadamente de acuerdo con la composición química de la carcasa hueca y el límite de elasticidad en la dirección axial del tubo de acero a obtener.
Es decir, la temperatura de revenido se ajusta para la carcasa hueca que contiene una composición química de la presente invención de manera que el límite de elasticidad en la dirección axial de un tubo de acero está en un intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica en la dirección axial del tubo de acero es el 90% o más. Se señala que la temperatura de revenido significa la temperatura del horno para realizar el revenido.
En el proceso de revenido de la presente invención, la temperatura de revenido es 670 °C para el punto Ac1. Si la temperatura de revenido es 670 °C o más, se esferoidizan suficientemente los carburos y se aumenta más la resistencia SSC del tubo de acero.
En el proceso de revenido de la presente invención, el tiempo de mantenimiento en la temperatura de revenido (tiempo de revenido) es de 10 a 180 minutos. Si el tiempo de revenido es demasiado corto, no se esferoidizan suficientemente los carburos, así, disminuye la resistencia SSC del tubo de acero. Además, si el tiempo de revenido es demasiado largo, se satura el efecto antes mencionado. Adicionalmente, en comparación con otras formas, son tendentes a ocurrir variaciones de temperatura con respecto al tubo de acero mientras se mantiene el revenido. Por lo tanto, un límite inferior preferible del tiempo de mantenimiento para el revenido es 15 minutos. En este documento, el tiempo de revenido (tiempo de mantenimiento) significa el período de tiempo desde la inserción del material de acero intermedio en el horno hasta la extracción del horno.
Un límite superior preferible del tiempo de revenido es 90 minutos, más preferiblemente, es 70 minutos y, más preferiblemente, es 60 minutos. Un experto en la técnica será suficientemente capaz de hacer que el límite de elasticidad del tubo de acero que contiene la composición química de la presente realización esté comprendido en el intervalo de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) al ajustar apropiadamente el tiempo de mantenimiento antes mencionado
en la temperatura de revenido antes mencionada. En lo sucesivo, se describirá con detalle el proceso de enderezado en caliente.
[Proceso de enderezado en caliente]
En el proceso de enderezado en caliente, se efectúa el enderezado en una condición caliente (enderezado en caliente) en la carcasa hueca que ha sido sometida al revenido antes mencionado. En el proceso de enderezado en caliente de la presente invención, una temperatura para comenzar el enderezado en caliente (temperatura de comienzo del enderezado en caliente) es 600 °C a la temperatura de revenido. Como se ha descrito anteriormente, si la temperatura para realizar el enderezado en caliente es demasiado baja, ocurre un excesivo endurecimiento por medios mecánicos, así, disminuye la resistencia SSC del tubo de acero. En este caso, el límite de elasticidad en la dirección axial y/o la dirección circunferencial del tubo de acero pueden llegar a ser demasiado altos en algunos casos. Por esta razón, en el proceso de enderezado en caliente de la presente invención, la temperatura de comienzo del enderezado en caliente se fija en 600 °C o más.
Por otro lado, cuando la temperatura de comienzo del enderezado en caliente es mayor que la temperatura de revenido, llega a ser necesario un calentamiento suplementario. Por lo tanto, en el proceso de enderezado en caliente de la presente invención, la temperatura de comienzo del enderezado en caliente se fija en 600 °C a la temperatura de revenido. La temperatura de comienzo del enderezado en caliente, como se usa en la presente descripción, significa una temperatura superficial de la carcasa hueca en el lado de entrada de la máquina enderezadora. La temperatura superficial de la carcasa hueca en lado de entrada de la máquina enderezadora se puede medir por un termómetro (por ejemplo, un termómetro de radiación) colocado en el lado de entrada de la máquina enderezadora.
Como se ha descrito anteriormente, el tipo de la máquina enderezadora para realizar el enderezado en caliente no está particularmente limitado y se puede usar una máquina enderezadora bien conocida. La máquina enderezadora puede ser, por ejemplo, una máquina enderezadora del tipo de rodillos inclinados (por ejemplo, una enderezadora rotatoria, etc.) o una máquina enderezadora del tipo de carcasa rotatoria. Es decir, en la presente realización, el enderezado en caliente se puede realizar en un método bien conocido sin ninguna limitación particular.
La velocidad de reducción en el enderezado en caliente es, por ejemplo, del 10 al 50%. Un experto en la técnica en el campo de los tubos de acero para pozos de petróleo puede realizar un enderezado en caliente en un tubo de acero a una velocidad de reducción apropiada, mejorando por ello la rectitud en la dirección axial del tubo de acero y/o la redondez de la forma en sección del tubo de acero. A continuación, se describirá el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas.
[Proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas]
En el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, la temperatura de la carcasa hueca se ajusta después de efectuar el proceso de enderezado en caliente antes mencionado. En el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas de la presente realización, la temperatura de la carcasa hueca se mantiene en un intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C de 10 a 120 segundos después de finalizar el enderezado en caliente.
En la presente descripción, se puede realizar “mantener la temperatura de la carcasa hueca” al enfriar la carcasa hueca a una velocidad de enfriamiento no mayor que el enfriamiento por aire (enfriamiento por aire, enfriamiento lento, etc.) para mantener la temperatura de la carcasa hueca en un intervalo desde la temperatura en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C. Además, la temperatura de la carcasa hueca puede mantenerse en un intervalo desde la temperatura en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C al calentar la carcasa hueca usando un horno suplementario de calentamiento o un horno de calentamiento por alta frecuencia. En otras palabras, en el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, la carcasa hueca se puede enfriar por aire o enfriar lentamente y, también, se puede mantener o calentar.
Como se ha descrito anteriormente, se considera que la densidad de dislocaciones de una carcasa hueca se aumenta por enderezado en caliente. Por lo tanto, en el método para producir un tubo de acero según la presente realización, la temperatura de la carcasa hueca se mantiene después de finalizar el enderezado en caliente, hasta que comienza el enfriamiento rápido que se describe más adelante. Como consecuencia de esto, se reduce la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial. Los presentes inventores consideran este mecanismo como sigue.
El enderezado en caliente induce la anisotropía de la resistencia en la dirección circunferencial de la carcasa hueca. Específicamente, se aumenta el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial de la carcasa hueca y se disminuye el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial. Donde, cuando se introduce una dislocación por el enderezado en caliente, la dislocación recientemente introducida es una dislocación móvil. Por lo tanto, se considera que el C disuelto se adhiere a la dislocación móvil recientemente introducida al mantener la carcasa hueca en una condición caliente después del enderezado en caliente. En este caso, el efecto Cottrell se presenta en la carcasa hueca. Como consecuencia de esto, aumentan el límite de elasticidad a tracción y el límite de elasticidad a
compresión en la dirección circunferencial de la carcasa hueca. Por otro lado, mantener una carcasa hueca en una condición caliente disminuye la densidad de dislocaciones de la carcasa hueca en cierta medida. Como consecuencia de tal equilibrio, se puede disminuir la diferencia entre el límite de elasticidad a tracción y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial.
Basándose en el mecanismo descrito hasta aquí, si el tiempo para mantener la temperatura de la carcasa hueca (tiempo de mantenimiento) después de finalizar el enderezado en caliente, hasta el comienzo de un enfriamiento rápido, es demasiado corto, las dislocaciones no pueden convertirse en dislocaciones sésiles por el C disuelto y, así, no es posible mejorar suficientemente la resistencia SSC del tubo de acero en algunos casos. Por otro lado, si el tiempo de mantenimiento es demasiado largo, el C disuelto puede precipitar como carburos. En este caso, la cantidad de C disuelto llega a ser demasiado baja, la resistencia SSC del tubo de acero más bien disminuye. Por lo tanto, en el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas de la presente invención, el tiempo de mantenimiento es de 10 a 120 segundos.
El límite inferior preferible del tiempo de mantenimiento es 20 segundos. El límite superior preferible del tiempo de mantenimiento es 100 segundos.
En este documento, en el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas de la presente invención, la temperatura de la carcasa hueca a mantener (temperatura de mantenimiento) está dentro del intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C. Si la temperatura de mantenimiento es demasiado baja, puede precipitarse carburo de £. En este caso, se deteriorará la resistencia SSC del tubo de acero. Por otro lado, si la temperatura de mantenimiento es demasiado alta, en algunos casos, la densidad de dislocaciones del tubo de acero puede disminuir en exceso. En este caso, no se puede obtener el límite de elasticidad a tracción deseado en la dirección axial. Por lo tanto, en el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas de la presente realización, la temperatura de mantenimiento está dentro del intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C.
En la presente descripción, la expresión “temperatura de mantenimiento” significa la temperatura superficial de la carcasa hueca en un intervalo desde el lado de entrada de una máquina enderezadora hasta el lado de entrada de una instalación de enfriamiento rápido que se usa en el proceso de enfriamiento rápido que se describe más adelante. La temperatura superficial de la carcasa hueca en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido se puede medir mediante, por ejemplo, un termómetro (por ejemplo, un termómetro de radiación) colocado en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido. A continuación, se describirá con detalle el proceso de enfriamiento rápido.
[Proceso de enfriamiento rápido]
En el proceso de enfriamiento rápido, la carcasa hueca es enfriada después de efectuar el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas antes mencionado. En el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, la carcasa hueca es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de temperaturas de la carcasa hueca de 500 a 200 °C. La velocidad de enfriamiento después de realizar un enderezado en caliente no se controló convencionalmente. Sin embargo, de 500 °C a 200 °C es un intervalo de temperaturas en el que la difusión de C es relativamente rápida. Por lo tanto, si la velocidad de enfriamiento de la carcasa hueca después del proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas es lenta, la mayoría del C disuelto precipitará mientras está disminuyendo la temperatura.
Es decir, si la velocidad de enfriamiento de la carcasa hueca después del proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas es lenta, la cantidad de C disuelto llegará a ser casi el 0% en masa. Por consiguiente, en la presente invención, la carcasa hueca después del enderezado en caliente es enfriada rápidamente. En el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, la carcasa hueca es enfriada a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de temperaturas de la carcasa hueca de 500 a 200 °C.
Adicionalmente, como se ha descrito anteriormente, en el proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas de la presente invención, la temperatura de mantenimiento es 500 °C o más. Por lo tanto, en el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, el enfriamiento rápido comienza desde 500 °C o más. Por otro lado, como se ha descrito anteriormente, si la temperatura de mantenimiento es demasiado baja, precipita carburo de £ en algunos casos. Por lo tanto, en el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, el enfriamiento rápido se realiza hasta 200 °C o menos. En otras palabras, en el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, una temperatura de comienzo del enfriamiento es 500 °C o más y, adicionalmente, una temperatura de parada del enfriamiento es 200 °C o menos.
Por lo tanto, en el proceso de enfriamiento rápido de la presente invención, el intervalo de temperaturas en el que se realiza el enfriamiento rápido incluye al menos un intervalo de 500 a 200 °C. Por consiguiente, en la presente descripción, una velocidad de enfriamiento media en un proceso de enfriamiento rápido desde la temperatura de comienzo del enfriamiento hasta la temperatura de parada del enfriamiento se define como una velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido.
En la presente invención, la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido es de 5 a 100 °C/s. Si la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido de la presente invención se fija de 5 a 100 °C/s, es posible realizar el enfriamiento a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de 500 °C o más a 200 °C o menos. Como consecuencia de esto, la cantidad de C disuelto del tubo de acero de la presente invención será del 0,010 al 0,050% en masa.
Por lo tanto, en la presente invención, la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido es de 5 a 100 °C/s. El límite inferior preferible de la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido es 10 °C/s y, más preferiblemente, es 15 °C/s. Un límite superior preferible de la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido es 75 °C/s y, más preferiblemente, es 50 °C/s.
En la presente invención, un método para enfriar de modo que la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido está dentro del intervalo de 5 a 100 °C/s no está particularmente limitada, y se puede usar un método bien conocido. El método de enfriamiento, por ejemplo, es un método que realiza el enfriamiento forzado de una carcasa hueca continuamente desde 500 °C o más para disminuir continuamente por ello la temperatura de la carcasa hueca. Los ejemplos de esta clase de tratamiento de enfriamiento continuo incluyen un método que enfría la carcasa hueca por inmersión en un baño de agua o un baño de aceite, y un método que enfría la carcasa hueca de manera acelerada por enfriamiento con agua de ducha, enfriamiento con neblina o enfriamiento con aire forzado. En este documento, la instalación para efectuar el tratamiento de enfriamiento continuo se denomina también una “instalación de enfriamiento rápido”.
Se señala que la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido se puede determinar basándose en la temperatura superficial de la carcasa hueca en el lado de entrada y el lado de salida de la instalación de enfriamiento rápido. En este documento, la temperatura superficial de la carcasa hueca en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido (temperatura de comienzo del enfriamiento) se puede medir por un termómetro (por ejemplo, un termómetro de radiación) colocado en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido. La temperatura superficial de la carcasa hueca en el lado de salida de la instalación de enfriamiento rápido (temperatura de parada del enfriamiento) se puede medir por un termómetro (por ejemplo, un termómetro de radiación) colocado en el lado de salida de la instalación de enfriamiento rápido, por ejemplo.
Un método para producir un tubo de acero sin costura se ha descrito como un ejemplo del método de producción antes mencionado. Sin embargo, el tubo de acero según la presente invención puede tener otra forma. El método para producir otras formas incluye también, como el método de producción anteriormente descrito, por ejemplo, un proceso de preparación, un proceso de temple, un proceso de revenido, un proceso de enderezado en caliente, un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas y un proceso de enfriamiento rápido. Sin embargo, el método de producción antes mencionado es un ejemplo, y el tubo de acero según la presente realización se puede producir mediante otro método de producción.
Ejemplos
Se produjeron aceros fundidos que contienen las composiciones químicas mostradas en la Tabla 4.
TABLA 4
Se produjeron lingotes usando los aceros fundidos antes mencionados. El lingote se sometió a laminación en caliente (laminación Mannesmann con mandriles) para producir una carcasa hueca (tubo de acero sin costura) con un diámetro exterior de 340 mm y un grosor de pared de 13 mm.
La carcasa hueca de cada número de ensayo después de laminación en caliente se enfrió por aire de manera que la carcasa hueca tenía una temperatura normal (25 °C).
Después de ser enfriada con aire, la carcasa hueca de cada número de ensayo se recalentó de manera que la temperatura de la carcasa hueca fue una temperatura de temple (900 °C, a la que se obtuvo una única fase de austenita), y se mantuvo durante 30 minutos. Donde la temperatura del horno con la que se realizó el recalentamiento se fijó en la temperatura de temple (°C). Después de mantenerse, la carcasa hueca se sumergió en un baño de agua para su temple. La velocidad de enfriamiento durante el temple se determinó a partir de la temperatura medida por un termopar K de un tipo de funda que se insertó con antelación en una parte central del grosor de pared de la carcasa hueca. La velocidad de enfriamiento durante el temple (CR800-500) de cada número de ensayo estaba dentro del intervalo de 300 a 6.000 °C/min.
Después del temple, las carcasas huecas de cada número de ensayo se sometieron a revenido. En el revenido, la temperatura de revenido se ajustó de modo que los tubos de acero llegaron a ser de grado 125 ksi, como se especifica en las normas API (límite de elasticidad de 862 a 965 MPa). La temperatura de revenido (°C) y el tiempo de revenido (min) para la carcasa hueca de cada número de ensayo se muestran en la Tabla 5. Donde la temperatura del horno con la que se realizó el revenido se supuso que era la temperatura de revenido (°C). Se señala que cualquiera de los puntos Ac1 de las carcasas huecas de cada número de ensayo estaba en un intervalo de 730 a 750 °C, y la temperatura de revenido se fijó para ser menor que el punto Ac1.
[Tabla 5]
TABLA 5
Después de ser sometida a tratamiento térmico en cada temperatura de revenido, la carcasa hueca de cada número de ensayo se sometió a enderezado en caliente. El enderezado en caliente se realizó por una máquina enderezadora del tipo de rodillos inclinados (una enderezadora rotatoria). Las temperaturas de comienzo (°C) del enderezado en caliente en el enderezado en caliente de las carcasas huecas de cada número de ensayo se muestran en la Tabla 5. Se señala que la temperatura superficial de la carcasa hueca, que se midió con un termómetro de radiación colocado
en el lado de entrada de la máquina enderezadora para realizar el enderezado en caliente, se adoptó como la temperatura de comienzo (°C) del enderezado en caliente.
La carcasa hueca de cada número de ensayo, que se había sometido a enderezado en caliente, fue enfriada. El enfriamiento se realizó con agua de neblina desde un tubo en forma de anillo en el que estaban dispuestas 24 boquillas en la dirección circunferencial de la carcasa hueca. En lo sucesivo, el tubo en forma de anillo se denomina una “instalación de enfriamiento rápido”. La instalación de enfriamiento rápido estaba dispuesta en el lado de salida de la máquina enderezadora. Se ajustó el tiempo para el comienzo del enfriamiento rápido después del enderezado en caliente (tiempo de mantenimiento)(s) ajustando la temporización del rociado de agua. Adicionalmente, la temperatura superficial de la carcasa hueca de cada número de ensayo se midió con un termómetro de radiación colocado en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido y un termómetro de radiación colocado en el lado de salida de la instalación de enfriamiento rápido.
A partir de las temperaturas medidas, la velocidad de enfriamiento CR500-200 (°C/s) del proceso de enfriamiento rápido se determinó para la carcasa hueca de cada número de ensayo. El tiempo de mantenimiento (s), la temperatura de comienzo (°C) del proceso de enfriamiento rápido y la velocidad de enfriamiento CR500-200 (°C/s) del proceso de enfriamiento rápido se muestran en la Tabla 5. Se señala que la temperatura superficial de la carcasa hueca medida con el termómetro de radiación colocado en el lado de entrada de la instalación de enfriamiento rápido se adoptó como la temperatura de comienzo (°C) del proceso de enfriamiento rápido.
[Ensayo de evaluación]
El tubo de acero de cada número de ensayo, que había sido enfriado después del enderezado en caliente antes mencionado, se sometió a un ensayo de tracción en la dirección axial, un ensayo de tracción y un ensayo de compresión en la dirección circunferencial, un ensayo de medición de la cantidad de C disuelto, una observación de la microestructura, un ensayo DCB y un ensayo de tracción a carga constante, como se describe en lo que sigue.
[Ensayo de tracción en la dirección axial]
Se efectuó un ensayo de tracción en la dirección axial de acuerdo con la ASTM E8 (2013). Específicamente, una muestra de ensayo en forma de barra redonda, que tenía 6,35 mm de diámetro de una parte paralela y 35 mm de longitud de la parte paralela, se sacó de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero de cada número de ensayo. La dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda era paralela a la dirección de laminado (dirección axial) del tubo de acero.
Se realizó un ensayo de tracción a temperatura normal (25 °C) en la atmósfera usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo y se obtuvieron un límite de elasticidad (MPa) y una resistencia a la tracción (MPa). Se señala que el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido en el ensayo de tracción se adoptó como el límite de elasticidad (MPa) de cada número de ensayo. El esfuerzo máximo durante un alargamiento uniforme se consideró como la resistencia a la tracción (MPa). La relación del límite de elasticidad (YS) determinado respecto a una resistencia a la tracción (TS) se adoptó como una relación elástica (YR) (%). El YS (MPa), el TS (MPa) y el YR (%) así determinados se muestran en la Tabla 6.
[Ensayo de tracción y ensayo de compresión en la dirección circunferencial]
Se efectuó un ensayo de tracción en la dirección circunferencial de acuerdo con la ASTM E8 (2013), como en el ensayo de tracción en la dirección axial. Específicamente, una muestra de ensayo en forma de barra redonda, que tenía 6,35 mm de diámetro de una parte paralela y 35 mm de longitud de la parte paralela, se sacó de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero de cada número de ensayo. La muestra de ensayo en forma de barra redonda se sacó de manera que la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda y la dirección circunferencial del tubo de acero eran paralelas entre sí en una parte central de la muestra de ensayo en forma de barra redonda.
Se efectuó un ensayo de tracción a temperatura normal (25 °C) en la atmósfera usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo y se obtuvo un límite de elasticidad a tracción (MPa) en la dirección circunferencial. Se señala que, como se ha descrito anteriormente, el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido por el ensayo de tracción se adoptó como el límite de elasticidad a tracción (MPa) en la dirección circunferencial de cada número de ensayo.
El ensayo de compresión en la dirección circunferencial se efectuó del siguiente modo. Una muestra de ensayo en forma de barra redonda, que tenía 6,35 mm de diámetro de una parte paralela y 35 mm de longitud de la parte paralela, se sacó de una parte central del grosor de pared de un tubo de acero de cada número de ensayo. La muestra de ensayo en forma de barra redonda se sacó de manera que la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda y la dirección circunferencial del tubo de acero eran paralelas entre sí en una parte central de la muestra de ensayo en forma de barra redonda.
Se efectuó un ensayo de compresión a temperatura normal (25 °C) en la atmósfera usando la muestra de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo y se obtuvo un límite de elasticidad a compresión (MPa) en la dirección circunferencial. Se señala que, como se ha descrito anteriormente, el esfuerzo de prueba, desplazado un 0,2%, obtenido por el ensayo de compresión se adoptó como el límite de elasticidad a compresión (MPa) en la dirección circunferencial de cada número de ensayo.
El límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial (tracción circunferencial YS) (MPa), el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial (compresión circunferencial YS) (MPa), y una diferencia entre el límite de elasticidad a tracción y el límite de elasticidad a compresión (YS de tracción - YS de compresión) (MPa) en la dirección circunferencial así determinados se muestran en la Tabla 6.
[Ensayo de medición de la cantidad de C disuelto]
Con respecto a los tubos de acero de cada número de ensayo, la cantidad de C disuelto (% en masa) se midió y se calculó mediante el método de medición descrito anteriormente. Se señala que, el TEM utilizado fue el JEM-2010 fabricado por la firma JEOL Ltd., el voltaje de aceleración se fijó en 200 kV. Para el análisis puntual EDS, la corriente de irradiación fue 2,56 nA, y se realizó una medición durante 60 segundos en cada punto. Las zonas de observación para la observación TEM eran 8 μm x 8 μm, y se realizó la observación con respecto a 10 campos visuales arbitrarios. Las cantidades residuales de cada elemento y las concentraciones de cada elemento en cementita que se usaron para calcular la cantidad de C disuelto fueron como se enumeran en la Tabla 7.
[Tabla 7]
TABLA 7
[Observación de la microestructura]
Para la microestructura del tubo de acero de cada número de ensayo, se determinó que la relación volumétrica total de martensita templada y bainita templada fue el 90% o más, ya que el límite de elasticidad fue de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica fue el 90% o más.
Adicionalmente, para tubos de acero de cada número de ensayo, la densidad numérica de partículas de carburo de £ se calculó mediante el método antes mencionado. Se señala que el TEM fue el JEM-2010 fabricado por la firma JEOL Ltd. y el voltaje de aceleración se fijó en 200 kV. Para el análisis puntual EDS, la corriente de irradiación fue 2,56 nA, y se realizó una medición durante 60 segundos en cada punto. Las zonas de observación para la observación TEM fueron de 1 ^m x 1 ^m, y se realizó la observación con respecto a cinco campos visuales arbitrarios. Las densidades numéricas (/| j m3) así determinadas de partículas de carburo de £ se muestran en la Tabla 6.
[Ensayo DCB]
Para tubos de acero de cada número de ensayo, se efectuó un ensayo DCB de acuerdo con el “Método D” de NACE TM0177-2005. Específicamente, tres de las muestras de ensayo DCB ilustradas en la Figura 3A se sacaron de una parte central del grosor de pared de los tubos de acero de cada número de ensayo. Las muestras de ensayo DCB se sacaron de una manera tal que la dirección longitudinal de cada muestra de ensayo DCB era paralela con la dirección axial del tubo de acero. Una cuña, ilustrada en la Figura 3B, se sacó adicionalmente de los tubos de acero de cada número de ensayo. Un grosor t de la cuña fue 3,10 mm. La cuña antes mencionada se impulsó entre los brazos de la muestra de ensayo DCB.
Se usó como la solución de ensayo Una solución acuosa mezclada que contenía el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico que se había ajustado a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE). La solución de ensayo se vertió en el recipiente de ensayo, encerrándose la muestra de ensayo DCB, hacia dentro de la que se había accionado la cuña, para dejar una parte en fase vapor, y se adoptó como el baño de ensayo. Después de desgasificar el baño de ensayo, una mezcla gaseosa que consistía en H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se introdujo por soplado en el recipiente de ensayo para hacer que el baño de ensayo fuese un entorno corrosivo. El interior del recipiente de ensayo se mantuvo a una temperatura de 24 °C durante 17 días (408 horas) mientras se revolvía el baño de ensayo. Después de mantenerse durante 408 horas, la muestra de ensayo DCB se sacó del recipiente de ensayo.
Se insertó un pasador en un agujero formado en la punta de los brazos de la muestra de ensayo DCB que se sacó y se abrió una parte entallada con una máquina de ensayo de tracción, y se midió un esfuerzo P de liberación de la cuña. Además, la entalla en la muestra de ensayo DCB sumergida en el baño de ensayo se liberó en nitrógeno líquido, y se midió una longitud de propagación de grietas “a” con respecto a la propagación de grietas que ocurrió durante la inmersión. La longitud de propagación de grietas “a” se pudo medir visualmente usando calibres vernier. Se determinó un valor de tenacidad a la fractura Kissc (MPaVm) usando la Fórmula (6), basándose en el esfuerzo P de liberación de la cuña medido y la longitud de propagación de grietas “a”. Se determinó un valor medio aritmético de tres valores de tenacidad a la fractura K1SSC (MPaVm) obtenidos y se definió como el valor de tenacidad a la fractura K1SSC (MPaVm) del tubo de acero del número de ensayo.
Se señala que, en la Fórmula (6), h (mm) representa una altura de cada brazo de la muestra de ensayo DCB, B (mm) representa un grosor de la muestra de ensayo DCB y Bn (mm) representa un grosor de lámina de la muestra de ensayo DCB. Estos parámetros están definidos en el “Método D” de NACE TM0177-2005.
Para los tubos de acero de cada número de ensayo, los valores de tenacidad a la fractura K1SSC obtenidos se muestran en la Tabla 6. Cuando el valor de tenacidad a la fractura K1ssc, que se define como se ha descrito anteriormente, fue 30,0 MPaVm o más, se determinó que el resultado del ensayo DCB era bueno. Se señala que, la holgura entre los brazos cuando la cuña se impulsa hacia dentro, antes de la inmersión en el baño de ensayo, influye en el valor K1ssc. Por consiguiente, la medición real de la holgura entre los brazos se realizó con antelación usando un micrómetro, y se confirmó que la holgura estaba dentro del intervalo en las normas API.
[Ensayo de tracción a carga constante]
Para tubos de acero de cada número de ensayo distinto del Número de ensayo 20, se efectuó un ensayo de tracción a carga constante en un método de acuerdo con el Método A NACE TM0177-2005. Específicamente, unas muestras de ensayo en forma de barra redonda con un diámetro de 6,35 mm y una longitud de 25,4 mm en la parte paralela se sacaron de una parte central del grosor de pared del tubo de acero de cada número de ensayo. La dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda era paralela a la dirección axial del tubo de acero. Se aplicó esfuerzo de tracción en la dirección axial de la muestra de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo. En esta ocasión, se ajustó de manera que el esfuerzo a aplicar a la muestra de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo fue el 90% de 125 ksi (862 MPa), es decir, 776 MPa.
Se usó como la solución de ensayo una solución acuosa mezclada que contenía el 5,0% en masa de cloruro sódico y el 0,4% en masa de acetato sódico, que se había ajustado a un 3,5 de pH usando ácido acético (solución B NACE). La solución de ensayo de 24 °C se vertió en tres recipientes de ensayo, y estos se adoptaron como baños de ensayo. Las tres muestras de ensayo en forma de barra redonda, a las que se aplicó el esfuerzo, se sumergieron individualmente en recipientes de ensayo mutuamente diferentes como baños de ensayo. Después de desgasificar cada baño de ensayo, una mezcla gaseosa que consistía en H2S a 0,1 atm y CO2 a 0,9 atm se introdujo por soplado en los baños de ensayo respectivos y se hizo saturar. El baño de ensayo se mantuvo a 24 °C durante 720 horas.
Después de mantenerse durante 720 horas, las muestras de ensayo en forma de barra redonda de cada número de ensayo se observaron para determinar si había ocurrido o no agrietamiento por esfuerzos de sulfuro (SSC). Los tubos de acero para los que no se confirmó el agrietamiento en las tres muestras de ensayo en forma de barra redonda como resultado de la observación se determinaron como que fueron “E” (Excelentes). Por otro lado, los tubos de acero para los que se confirmó el agrietamiento al menos en una muestra de ensayo en forma de barra redonda se determinaron como que fueron “NA” (No aceptables). Se señala que, para el Número de ensayo 20, ya que el límite de elasticidad no era de grado de 125 ksi, no se podía efectuar el ensayo de tracción a carga constante.
[Resultados de ensayo]
Los resultados de ensayo se muestran en la Tabla 6.
Haciendo referencia a las Tablas 4 a 6, para los tubos de acero de Números de ensayo 1 a 14, era apropiada la composición química, el límite de elasticidad en la dirección axial fue de 862 a 965 MPa (grado 125 ksi) y la relación elástica fue el 90% o más. Adicionalmente, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial fue de 862 a 965 MPa y el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial fue de 30 a 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial. Adicionalmente, la cantidad de C disuelto fue del 0,010 al 0,050% en masa. Además, la densidad numérica de partículas de carburo de £ fue 30/pm3 o menos. Como consecuencia, el valor K1SSC fue 30,0 MPaVm o más y no se confirmó el agrietamiento en las tres muestras de ensayo, en el ensayo de tracción a carga constante. En otras palabras, se presentó una resistencia SSC excelente.
Por otro lado, en el tubo de acero de Número de ensayo 15, la temperatura de comienzo del enderezado en caliente fue demasiado baja. Por esta razón, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial fue más de 965 MPa. Como consecuencia, el valor K1SSC fue menor que 30,0 MpaVm, y se confirmó un agrietamiento adicional en el ensayo de tracción a carga constante. En otras palabras, no se presentó una resistencia SSC excelente.
En el tubo de acero de Número de ensayo 16, el tiempo de mantenimiento después del enderezado en caliente fue demasiado corto. Por esta razón, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial fue más de 80 MPa
mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial. Como consecuencia, se confirmó el agrietamiento en el ensayo de tracción a carga constante. En otras palabras, no se presentó una resistencia SSC excelente.
En el tubo de acero de Número de ensayo 17, el tiempo de mantenimiento después del enderezado en caliente fue demasiado largo. Por esta razón, la cantidad de C disuelto fue menor que el 0,010%. Como consecuencia, el valor K1SSC fue menor que 30,0 MpaVm y se confirmó un agrietamiento adicional en el ensayo de tracción a carga constante. Es decir, no se presentó una resistencia SSC excelente.
En el tubo de acero de Número de ensayo 18, la temperatura de comienzo del enfriamiento rápido después del enderezado en caliente fue demasiado baja. Por esta razón, la cantidad de C disuelto fue menor que el 0,010%. Adicionalmente, la densidad numérica de partículas de carburo de £ fue más de 30/gm3. Como consecuencia, el valor K1 ssc fue menor que 30,0 MPaVm y se confirmó un agrietamiento adicional en el ensayo de tracción a carga constante. Es decir, no se presentó una resistencia SSC excelente.
En el tubo de acero de Número de ensayo 19, la velocidad de enfriamiento CR500-200 del proceso de enfriamiento rápido fue demasiado lenta. Por esta razón, la cantidad de C disuelto fue menor que el 0,010%. Adicionalmente, la densidad numérica de partículas de carburo de £ fue más de 30/gm3. Como consecuencia, el valor K1SSC fue menor que 30,0 MPaVm y se confirmó el agrietamiento en el ensayo de tracción a carga constante. En otras palabras, no se presentó una resistencia SSC excelente.
En el tubo de acero de Número de ensayo 20, el contenido de C fue demasiado bajo. Por esta razón, la cantidad de C disuelto fue menor que el 0,010%. Por esta razón, tanto el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial como el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial fueron menores que 862 MPa. Por lo tanto, no se obtuvo un límite de elasticidad de grado 125 ksi.
En el tubo de acero de Número de ensayo 21, el contenido de Si fue demasiado alto. Como consecuencia, el valor K1 ssc fue menor que 30,0 MPaVm y se confirmó un agrietamiento adicional en el ensayo de tracción a carga constante. En otras palabras, no se presentó una resistencia SSC excelente.
Se ha descrito anteriormente una realización de la presente invención. Sin embargo, la realización descrita anteriormente es simplemente un ejemplo para implementar la presente invención. Por consiguiente, la presente invención no está limitada a la realización anterior, y la realización anterior se puede modificar y llevar a cabo apropiadamente dentro de un intervalo que no se desvíe de la esencia de la presente invención.
Aplicabilidad industrial
El tubo de acero según la presente invención es ampliamente aplicable a tubos de acero que se van a utilizar en un entorno ácido, y se puede utilizar preferiblemente como un tubo de acero para pozos de petróleo utilizable en un entorno de pozos de petróleo, y se puede utilizar preferiblemente además como otros tubos de acero para pozos de petróleo, tales como entubados, tuberías y tubos de canalización.
Claims (10)
1. Un tubo de acero, que comprende:
una composición química que consiste, en % en masa, en
C: del 0,25 al 0,50%,
Si: del 0,05 al 0,50%,
Mn: del 0,05 al 1,00%,
P: el 0,025% o menos,
S: el 0,0050% o menos,
Al: del 0,005 al 0,100%,
Cr: del 0,30 al 1,50%,
Mo: del 0,25 al 3,00%,
Ti: del 0,002 al 0,050%,
N: del 0,0010 al 0,0100%,
O: el 0,0030% o menos,
V: del 0 al 0,300%,
Nb: del 0 al 0,100%,
B: del 0 al 0,0030%,
Ca: del 0 al 0,0100%,
Mg: del 0 al 0,0100%,
Zr: del 0 al 0,0100%,
Co: del 0 al 1,00%,
W: del 0 al 1,00%,
Ni: del 0 al 0,50%,
Cu: del 0 al 0,50%, y
siendo el resto Fe e impurezas,
una cantidad de C disuelto dentro de un intervalo del 0,010 al 0,050% en masa, como se calcula según el método descrito en la descripción,
en el que
una relación volumétrica total de martensita templada respecto a bainita templada en una microestructura del tubo de acero es el 90% o más, como se mide según el método descrito en la descripción,
el límite de elasticidad a tracción en una dirección axial del tubo de acero es de 862 a 965 MPa y la relación elástica en la dirección axial del tubo de acero es el 90% o más,
el límite de elasticidad a tracción en una dirección circunferencial del tubo de acero es de 862 a 965 MPa, y el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial del tubo de acero es de 30 a 80 MPa mayor que el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial del tubo de acero,
en el que el límite de elasticidad a tracción en la dirección axial, el límite de elasticidad a tracción en la dirección circunferencial y el límite de elasticidad a compresión en la dirección circunferencial se miden por los métodos respectivos descritos en la descripción.
2. El tubo de acero según la reivindicación 1, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en:
V: del 0,010 al 0,300%, y
Nb: del 0,002 al 0,100%.
3. El tubo de acero según la reivindicación 1 o 2, en el que la composición química contiene:
B: del 0,0001 al 0,0030%.
4. El tubo de acero según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 3, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en:
Ca: del 0,0001 al 0,0100%,
Mg: del 0,0001 al 0,0100%, y
Zr: del 0,0001 al 0,0100%.
5. El tubo de acero según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 4, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en:
Co: del 0,02 al 1,00%, y
W: del 0,02 al 1,00%.
6. El tubo de acero según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 5, en el que la composición química contiene uno o más tipos de elemento seleccionados del grupo que consiste en:
Ni: del 0,02 al 0,50%, y
Cu: del 0,01 al 0,50%.
7. El tubo de acero según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 6, en el que
el tubo de acero es un tubo de acero para pozos de petróleo.
8. El tubo de acero según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 7, en el que
el tubo de acero es un tubo de acero sin costura.
9. Un método para producir el tubo de acero según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 8, comprendiendo el método:
un proceso de preparación para preparar una carcasa hueca que contiene una composición química según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 6;
un proceso de temple para, después del proceso de preparación, enfriar la carcasa hueca, que está de 800 a 1.000 °C, a una velocidad de enfriamiento de 300 °C/min o más;
un proceso de revenido para mantener la carcasa hueca, después del proceso de temple, a una temperatura de revenido de 670 °C en un punto Ac1 de 10 a 180 minutos;
un proceso de enderezado en caliente para someter la carcasa hueca, después del proceso de revenido a enderezado en caliente, a una temperatura de 600 °C a la temperatura de revenido;
un proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas para mantener una temperatura de la carcasa hueca dentro de un intervalo desde la temperatura de la carcasa hueca en el momento de finalizar el enderezado en caliente hasta 500 °C de 10 a 120 segundos después de finalizar el enderezado en caliente; y
un proceso de enfriamiento rápido para enfriar la carcasa hueca, después del proceso de ajuste de temperatura de carcasas huecas, a una velocidad de enfriamiento de 5 a 100 °C/s en un intervalo de temperaturas de la carcasa hueca de 500 a 200 °C.
10. El método según la reivindicación 9, en el que el proceso de preparación incluye:
un proceso de preparación del material de partida para preparar un material de partida que contiene una composición química según una cualquiera de la reivindicación 1 a la reivindicación 6, y
un proceso de trabajo en caliente para someter el material de partida a un trabajo en caliente para producir la carcasa hueca.
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