MXPA05008339A

MXPA05008339A - Acero de alta resistencia para tubos de acero soldables y sin costura.

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Publication number: MXPA05008339A
Application number: MXPA05008339A
Authority: MX
Inventors: Alfonso Izquierdo Garcia; Hector Manuel Quintani Carmona; Marco Mario Tivelli; Ettore Anelli; Andrea Di Schino
Original assignee: Tenaris Connections Ag
Priority date: 2005-08-04
Filing date: 2005-08-04
Publication date: 2007-02-05
Also published as: NO20080599L; US20080314481A1; CA2617818C; AU2006278845B2; EP1954847B1; WO2007017161A1; CN101238235B; CN101238235A; BRPI0614604B1; CA2617818A1; AU2006278845A1; NO341654B1; BRPI0614604A2; JP5553508B2; EP1954847A1; JP2009503262A; US8007603B2

Abstract

Un acero de aleacion baja que comprende, en porcentaje de peso, C 0.03%-0.13%, Mn 0.90%-1.80%, Si ( 0.40%, P ( 0.020%, S ( 0.005%, Ni 0.10-1.00%, Cr 0.20-1.20%, Mo 0.15-0.80%, Ca ( 0.040%, V ( 0.10%, Nb ( 0.040, Ti ( 0.020 y N ( 0.011 para fabricar tubo de acero sin costura y soldable de alta resistencia, caracterizado en que la microestructura del acero de aleacion es una mezcla de bainita y martensita y el limite elastico es de por lo menos 621 Mpa (90 ksi). Es un segundo objeto de la presente invencion proporcionar un tubo de acero son costura y soldable de alta resistencia, que comprende un acero de aleacion que contiene, en porcentaje de peso, C 0.03%-0.13%, Mn 0.90%-1.80%, Si ( 0.40%, P ( 0.020%, S ( 0.005%, Ni 0.10-1.00%, Cr 0.20-1.20%, Mo 0.15-0.80%, Ca ( 0.040%, V ( 0.10%, Nb ( 0.040, Ti ( 0.020 y N ( 0.011, caracterizado tambien en que la microestructura del acero de aleacion es predominantemente martensita y el limite elastico es de por lo menos 690 Mpa (100 ksi).

Description

ACERO DE ALTA RESISTENCIA PARA TUBOS DE ACERO SOLDABLES SIN COSTURA La presente invención se refiere generalmente a acero utilizado para hacer un material de tubos de acero sin costura, como tubos para pozos petroleros o tubos de línea y, más específicamente, a aceros de aleación de alta resistencia utilizados para fabricar tubos sin costura de acero soldable ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN La evolución tecnológica en el sector marítimo tiende a un uso cada vez mayor de aceros de alta resistencia con resistencia a la tracción en el rango de 80 a 100 ksi para líneas de conducción y secciones verticales de tubo (risers). En este contexto, un componente clave es el sistema de secciones verticales de tubería (riser), que se convierte en un factor más significativo a medida que la profundidad del agua aumenta. Los costos del sistema de secciones verticales de tubería (riser) dependen mucho de la profundidad del agua. A pesar de que las condiciones en servicio y la sensibilidad de las cargas ambientales (es decir, onda y corriente) son diferentes para los dos tipos de secciones verticales de tubo (riser): Tubo Tensionado desde la Superficie (Top Tensión Risers) (TTRs) y Tubos Ascendentes en forma Catenaria (Steel Catenary Risers) (SCRs) para ambientes submarinos ultra-profundos, el requisito de reducir el peso de elevación es muy importante. Al reducir el peso de la línea, hay una disminución en el costo del tubo y un impacto significativo en el sistema de tensionamiento utilizado para soportar la sección vertical del tubo (riser). Además, el uso de aceros de aleación de alta resistencia puede disminuir el espesor de pared de un tubo hasta un 30% debido al diseño más eficiente. Para sistemas de sección vertical de tubo (riser), que dependen de la flotabilidad en la forma de cápsulas de aire para tensionado desde la superficie, el tubo de pared más delgado disponible con acero de alta resistencia cumple los requisitos de flotabilidad reducida que, a su vez, puede reducir la carga hidrodinámica en estos componentes y, por lo tanto, mejorar la respuesta de la sección vertical del tubo (riser). Los sistemas de sección vertical del tubo (riser) en donde la tensión reacciona mediante el beneficio de la instalación huésped del acero de alta resistencia a medida que la carga se reduce. En años anteriores, ha habido varios tipos de aceros de aleación de alta resistencia desarrollados en el campo de tubos sin costura templados y enfriados rápidamente (QT). Estos tubos sin costura combinan tanto alta resistencia como la buena tenacidad y la buena resistencia a la tracción. Sin embargo, estos tubos sin costura tienen espesores de pared de hasta 40 mm y diámetro exterior no superior a los 55.8 cm (22 pulgadas) y, por lo tanto, son muy costosos y sólo pueden lograr una resistencia a la tracción por debajo de 100 ksi después del temple y enfriamiento rápido. Por ejemplo, los aceros de alta resistencia, soldables para tubos sin costura son conocidos de la Patente Estadunidense No. 6,217,676, la cual describe un acero de aleación que puede alcanzar grados de hasta X80 después del enfriamiento rápido y el temple y tiene excelente resistencia a la corrosión por dióxido de carbono líquido y a la corrosión marina, comprendiendo en porcentaje de peso más de 0.10 y 0.30 C, 0.10 a 1.0 Si, 0.1 a 3.0 Mn, 2.5 a menos de 7.0 Cr y 0.01 a 0.10 Al, el resto incluye Fe e impurezas incidentales que incluyen no más de 0.03% P. Sin embargo, estos tipos de aceros no pueden alcanzar grados superiores a X80 y son muy costosos debido a su alto contenido de Cr. De manera similar, la Solicitud de Patente Estadunidense 09/341 ,722 publicada el 31 de enero de 2002, describe un método para fabricar tubos de línea sin costura dentro del rango de resistencia a la tracción del grado X52 a 90 ksi, con un límite elástico estable a altas temperaturas de aplicación mediante laminado en caliente de una pieza de tubo en bruto hecha de un acero que contiene 0.06-018% C, Si < 0.40%, 0.80-1 .40% Mn, P < 0.025%, S < 0.010%, 0.010-0.060% Al, Mo < 0.50%, Ca < 0.040%, V< 0.10%, Nb < 0.10%, N < 0.015%, y 0.30-1 .00%W. Sin embargo, estos tipos de aceros no pueden alcanzar una resistencia a la tracción superior a 100 ksi y no son soldables en un amplio rango de aportes de calor.

Por lo tanto, es deseable y ventajoso proporcionar un acero de aleación soldable de alta resistencia mejorado para tubos sin costura que van a utilizarse en un sistema de la sección vertical del tubo (riser) con resistencia a la tracción muy por encima de 90 ksi y con una relación de espesor de pared (WT) a diámetro exterior (OD) adecuada al desempeño de colapso esperado que evita las fallas del arte previo y que es capaz de cumplir con buenas propiedades mecánicas en el cuerpo del tubo soldadura.

BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN Los detalles característicos del acero de aleación novedoso de la presente invención se muestran claramente en la sig u iente descripción , tab las y d ib ujos . Es un p rimer objetivo de la presente invención propo rcionar acero de aleación que contiene, en porcentaje de peso, C 0.03-0.13%, Mn 0.90-1 .80%, Si < 0.40%, P < 0.020%, S < 0.005%, Ni 0.10-1 .00%, Cr 0.20-1 .20%, Mo 0.15-0.80%, Ca < 0.040%, V < 0.10%, Nb < 0.040%, Ti = 0.020% y N < 0.01 1 % para fabricar tubo de acero sin costura, soldable de alta resistencia, caracterizado porque la mícroestructura del acero de aleación es una mezcla de bainita y martensita y el límite elástico es de por lo menos 621 MPa (90 ksi), soldable en un amplio rango de aportes de calor, que comprende una composición química que es capaz de lograr excelentes propiedades mecánicas del cuerpo de tubo y buenas características mecánicas de la resistencia a la tracción. Es un segundo objeto de la presente invención proporcionar un tubo de acero sin costura soldable de alta resistencia, que comprende un acero de aleación que contiene, en porcentaje en peso, C 0.03-0.13%, Mn 0.90-1 .80%, Si < 0.40%, P < 0.020%, S < 0.005%, Ni 0.10-1 .00%, Cr 0.20-1 .20%, Mo 0.15-0.80% , Ca < 0.040%, V <; < 0.10%, Nb < 0.040%, Ti < 0.020% y N 0.01 1 % también caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es de por lo menos 690 MPa (100 ksi).

DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LOS DIBUJOS Los detalles que se mencionan en los dibujos se describen a continuación para una mejor comprensión de la presente invención: La Figura 1 muestra el efecto del grosor y contenido de Mo en la resistencia a la tracción (YS) y Temperatura de Transición de Apariencia de Fractura (FATT) de materiales de la presente invención. La Figura 2 ¡lustra el efecto de la velocidad de enfriamiento (CR) y contenido de Mo en YS y FATT en un tubo de 15 mm de espesor de pared de la presente invención.

La Figura 3 muestra el efecto de tamaño medio de subgrano en la resistencia a la tracción de aceros Q&T (templados y enfriados rápidamente) de la presente invención. La Figura 4 muestra las relaciones entre el cambio FATT y la raíz cuadrada inversa del tamaño de paquete para aceros Q&T con diversas cantidades de martensita. La Figura 5 muestra el tamaño de paquete para aceros Q&T de la presente invención con una microestructura corno-enfriada rápidamente constituida de martensita (M > 30%). La Figura 6 muestra que en los materiales objeto de la presente invención, con una estructura predominantemente martensítica, el tamaño de paquete es prácticamente independiente del tamaño de grano de austenita previo (PAGS).

DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN De acuerdo con un primer aspecto de la invención, un acero de aleación que comprende, por porcentaje en peso, C 0.03-0.13% Mn 0.90-1 .80% Si < 0.40% P < 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-0.80% Ca < 0.040% V < 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % para fabricar tubos de acero sin costura de alta resistencia, soldables en un amplio rango de aportes de calor. La composición química de la presente invención proporciona un tubo de acero de aleación sin costura soldable de alta resistencia mejorado que va a utilizarse en un sistema de sección vertical del tubo (riser) con una resistencia a la tracción superior a 90 ksi y con una relación de espesor de pared a diámetro exterior que es lo suficientemente alta para el límite de fabricación de un tubo soldado como un riser y en donde el espesor de pared de línea de conducción incrementa para proporcionar suficiente resistencia para presiones operativas que más frecuentemente son superiores a 10 ksi. Las razones para seleccionar la composición química de la presente invención se describen a continuación: Carbono: 0.03%-0.13% El carbono es el elemento menos costoso y con mayor impacto en la resistencia mecánica del acero, por lo tanto, su porcentaje de contenido no puede ser demasiado bajo. Asimismo, el carbono es necesario para mejorar la templabilidad del acero y entre menos sea su contenido en el acero, más soldable es el acero y más alto es el nivel de elementos de aleación que pueden utilizarse. Por lo tanto, la cantidad seleccionada de carbono se selecciona en el rango de 0.03 a 0.13%. Manganeso: 0.90%-1.80% El manganeso es un elemento que aumenta la templabilidad del acero. Es necesaria una cantidad no menor al 0.9% de manganeso para aumentar la resistencia y tenacidad del acero. Sin embargo, más de un 1 .80% disminuye la resistencia a la corrosión por dióxido de carbono, tenacidad y soldabilidad del acero. Silicio: Menos de 0.40% El silicio se utiliza como un agente desoxidante y su contenido por debajo del 0.40% contribuye a incrementar la resistencia y la resistencia al ablandamiento durante el temple. Más de 0.40% tiene un efecto desfavorable para la ductilidad y tenacidad del acero. Fósforo: Menos de 0.020% El fósforo está inevitablemente contenido en el acero. Sin embargo, debido a que este elemento se segrega en los límites de grano y disminuye la tenacidad del material base, la zona afectada por el calor (HAZ) y el metal de soldadura (WM), su contenido se limita a 0.020%.

Azufre: Menos de 0.005% El azufre también está inevitablemente contenido en el acero y se combina con el manganeso para formar sulfuro de manganeso, el cual deteriora la tenacidad del material base, zona afectada por el calor (HAZ) y el metal de soldadura (WM). Por lo tanto, el contenido de azufre se limita a no más de 0.005%. Níquel: 0.10% a 1.00% El níquel es un elemento que incrementa la tenacidad del material base, la zona afectada por el calor (HAZ) y el .metal de soldadura (WM); sin embargo, por encima de un contenido dado este efecto positivo se reduce gradualmente debido a la saturación. Por lo tanto, el rango de contenido óptimo del níquel es de 0.10 a 1.00%. Cromo: 0.20% a 1.20% El cromo mejora la templabilidad del acero para incrementar la resistencia y la resistencia a la corrosión en un ambiente de dióxido de carbono líquido y marítimo. Grandes cantidades de cromo causan que el acero resulte costoso y aumentan el riesgo de precipitación indeseada de nitruros y carburos ricos en Cr que pueden reducir la tenacidad y la resistencia al agrietamiento por hidrógeno. Por lo tanto, el rango preferido es entre 0.20 y 1.20%. Molibdeno: 0.15% a 0.80% El molibdeno contribuye a incrementar la resistencia mediante solución sólida y endurecimiento por precipitación, y aumenta la resistencia al ablandamiento durante el temple del acero.

Evita la segregación de elementos perjudiciales de trampa en los límites de grano austenítico. La adición de molibdeno es esencial para mejorar la templabilidad y endurecimiento de la solución sólida, y con el fin de ejercer el efecto del mismo, el contenido de Mo debe ser de 0.15% o más. Si el contenido de Mo excede 0.80%, la tenacidad en las juntas soldadas es particularmente de baja calidad porque este elemento promueve la formación de islas de martensita con alto contenido de C, que contienen austenita retenida (constituyente MA). Por lo tanto, el rango de contenido óptimo para este elemento es de 0.15% a 0.80%. Calcio: Menos de 0.040% El calcio se combina con el azufre y el oxígeno para crear sulfuros y óxidos y luego éstos transforman los compuestos de óxido de punto de fusión alto y duro en un punto de fusión bajo y compuestos de óxido suave que mejoran la resistencia a la fatiga del acero. La adición excesiva de calcio causa las inclusiones duras indeseadas en el producto de acero. Además de estos efectos del calcio, cuando se agrega calcio, su contenido se limita a no más del 0.040%. Vanadio: Menos de 0.10% El vanadio se precipita desde solución sólida como carburos y nitruros, por lo tanto, aumenta la resistencia del material mediante endurecimiento por precipitación. Sin embargo, para evitar un exceso de carburos o carbonitruros en la soldadura, su contenido se limita a no más de 0.10%. Niobio: Menos de 0.040% El niobio también se precipita de solución sólida en la forma de carburos o nitruros y, por lo tanto, aumenta la resistencia del material. La precipitación de carburos o nitruros ricos en niobio también inhibe el excesivo crecimiento de grano. Sin embargo, cuando el contenido de Nb excede el 0.04 %, se da la precipitación excesiva indeseable con consecuencias perjudiciales en la tenacidad. Por lo tanto, el contenido preferente de este elemento no debe exceder el 0.040%. Titanio: Menos de 0.020% El titanio es un agente desoxidante que también se utiliza para refinar granos a través de precipitados de nitruro, que impiden el movimiento de límite de grano mediante inmovilización. Cantidades superiores al 0.020% en la presencia de elementos tales como el nitrógeno y el carbono promueven la formación de carbonitruros o nitruros duros de titanio que afectan la tenacidad (es decir, aumentan la temperatura de transición). Por lo tanto, el contenido de este elemento no debe exceder 0.020%. Nitrógeno: Menos de 0.010% La cantidad de nitrógeno debe mantenerse debajo del 0.010% para desarrollar en el acero una cantidad de precipitados que no disminuya la tenacidad del material.

De acuerdo con un segundo aspecto de la invención, un tubo de acero sin costura soldable de alta resistencia que comprende un acero de aleación que contiene, por porcentaje en peso, C 0.03-0.13% Mn 0.90-1 .80% Si < 0.40% P < 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-0.80% Ca < 0.040% V < 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % que también está caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es por lo menos de 690 MPa (100 ksi). El tubo sin costura es soldable en un rango de aportación de calor entre 15 KJ/in y 40KJ/in y muestra buenas características de resistencia a la fractura (Desplazamiento de la Abertura del Extremo de la Grieta (CTOD)) tanto en el cuerpo del tubo como en la zona afectada por el calor.

La presente invención es capaz de cumplir los requisitos mecánicos para proyectos de aguas poco profundas y muy profundas y logra las siguientes propiedades mecánicas del tubo y de la resistencia a la tracción, como se muestra en las Tablas 1 y 2 respectivamente, con respecto a la resistencia, la dureza, y la tenacidad. TABLA 1 PROPIEDADES MECÁNICAS DEL TUBO PRINCIPAL TABLA 2 PROPIEDADES MECÁNICAS DE SOLDADURA Los rangos críticos de tamaño, peso, presión, composición mecánica y química aplican a un tubo sin costura de hasta 40.64 cm (16 pulgadas) de diámetro exterior que está en el rango entre 12 mm a 30 mm de espesor de pared, respectivamente, para Enfriamiento Rápido & Temple (Q&T) de tubos sin costura con resistencia a la tracción superior de 100 ksi. Las características se lograron a través de un diseño metalúrgico a la medida de tubos de alta resistencia por medio de diseño metalúrgico, pruebas de laboratorio, y pruebas industriales. Los resultados muestran que la fabricación de tubos sin costura Q&T con resistencia a la tracción superior a 100 ksi es posible por lo menos dentro de un cierto rango dimensional. Para lograr el tubo sin costura Q&T de alta resistencia de la presente invención , con resistencia a la tracción superior a 100 ksi, en acero soldable, se realizaron pruebas en aceros de geometría de tubo en el siguiente rango: diámetro exterior (OD) que varía de 15.24 cm (6 pulgadas) a 40.64 cm (16 pulgadas) y espesor de pared (WT) que varía de 12 a 30 mm. La geometría representativa se definió debido al hecho de que la composición química de la presente invención está unida a la relación OD/WT. Los aceros más prometedores se identificaron como aquellos que tienen microadición de Nb con contenido de carbono de 0.07 a 0.1 1 %, en donde entre menos contenido de carbono haya en el acero, más alto será el nivel de elementos de aleación que van a utilizarse, 1 -1 .6% Mn, así como adiciones optimizadas de Mo, Ni, Cr y V; el equivalente de carbono (Ceq = C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5+ (Cu+Ni)/15) varía de 0.45% a 0.59%. El laminado en caliente y diversos tratamientos Q&T se realizaron en aceros de laboratorio con composición base 0.085% C, 1.6% Mn, 0.4% Ni, 0.22% Cr, 0.05% V y 0.03% Nb y 017% Mo así como contenido de Mo de 0.29%. El resultado de las pruebas condujo a una relación tracción a tensil (Y/T) siempre por debajo de 0.95. El acero con 0.29% de Mo permitió producir un acero Q&T sin costura con una resistencia a la tracción (YS) cercana a 100 ksi (680 MPa) con una Temperatura de Transición de Apariencia de Fractura (FATT) de - 50 °C (austenitización a 920 °C y temple a 600 °C a 620 °C). Como se ilustra en las Figuras 1 y 2, las propiedades mecánicas no son tan sensibles a las temperaturas de temple a pesar de la tenacidad ligeramente mejorada con el aumento de esta resistencia restante de parámetro a niveles adecuados. Como se muestra en la Figura 1 , el comportamiento FATT vs YS se reporta para muestras de 15 mm y 25 mm de contenido de Mo de 0.17% y 0.30%. Estas muestras se enfriaron rápidamente reproduciendo la misma velocidad de enfriamiento. Los resultados de la prueba demostraron que YS depende del contenido de Mo (entre más alto sea el contenido de Mo, mayor será la Resistencia a la tracción) debido a la templabilidad mejorada, si se considera la misma velocidad de enfriamiento. El efecto de la velocidad de enfriamiento también se evaluó en aceros con 0.17% y 0.30% de Mo después de la austenitización a 920 °C y temple a 620 °C. Como puede observarse en la Tabla 3, si la tenacidad, medida como valor FATT normalizado a una resistencia a la tracción dada, se considera, la velocidad de enfriamiento en aumento mejora la resistencia sin efectos negativos significativos en la tenacidad del material para ambos contenidos de Mo. 10 TABLA 3 De acuerdo con esta imagen emergente, dos pruebas industriales, codificadas T1 y D1 (Tabla 4), se produjeron con una composición química similar, comparable a la del acero de laboratorio 15 con altas cantidades de Mo. TABLA 4 Se produjeron tubos con OD (Diámetro exterior) = 323.9 mm y WT (Espesor de pared) = 15-16 mm. Estos tubos se austenitizaron a 900 - 920 °C y templaron a 610 - 630 °C. De manera similar, se 5 fabricaron tubos de 25 mm de espesor y se austenitizaron a 900 °C y templaron a 600 °C. Con base en los resultados de la primera prueba, se emitieron otras dos pruebas, codificadas T2 y D2 (Tabla 4), con una composición química similar más rica (0.3% Mo; 0.5% Cr; 0.5% Ni; 0 0.05% V; 0.026% Nb), salvo por los contenidos de C y Mn, que fueron respectivamente más bajo y más alto en la prueba T2 (0.07%C; 1 .67%Mn) comparado con la prueba D2 (0.1 1 %C; 1 .48%Mn).

Finalmente, una tercera prueba (T3 en Tabla 4) se diseñó específicamente para alcanzar contenidos muy elevados de 5 martensíta después del enfriado rápido y, por lo tanto, valores de resistencia a la tracción superiores a 100 ksi en tubos sin costura de WT (espesor de pared) de 25-30 mm. Una de las características notables del acero de aleación de acuerdo con la presente invención es su microestructura 0 caracterizada por la cantidad de martensita y el tamaño de paquetes y subgranos.

Con el fin de relacionar el comportamiento de resistencia y tenacidad a la microestructura, se han considerado los materiales de laboratorio y pruebas industriales para una investigación metalográfica más profunda. De manera similar, los materiales de grado X65 y X80 convencionales se incluyeron en este análisis. Se utilizó Microscopía Óptica (OM) con el fin de medir el tamaño promedio de los granos de austenita previos (PAGS), mientras que se aplicó la microscopía electrónica de barrido (SEM) y la microscopía electrónica de transmisión (TEM) para reconocer y evaluar el contenido de martensita. Además de estas técnicas, también se aplicó la Microscopía de Formación de Imágenes de Orientación (OIM) para dar información cuantitativa acerca de orientación local y cristalografía. En específico, esta técnica permitía detectar subgranos (límites de ángulo bajo con desorientación < 5o) y paquetes (delimitados por límites de ángulo alto con desorientación > 50°). El tamaño medio de subgrano es el parámetro microestructural clave en la definición de la resistencia a la tracción de estos materiales de acuerdo con una relación casi lineal con la raíz cuadrada inversa de este parámetro (Figura 3). Por otro lado, la tenacidad de los diferentes materiales se relacionó con la raíz cuadrada inversa del tamaño de paquete. Específicamente, se ha introducido un FATT normalizado referido a un mismo nivel de resistencia a la tracción, utilizando la relación ?FATT/?YS = - 0.3 °C/MPa. Los resultados muestran una mejora en la tenacidad con un refinamiento en el tamaño de paquete (Figura 4). Se obtienen tamaños de paquetes más finos (Figura 5) cuando la microestructura corno-enfriada rápidamente comprende principalmente martensita baja en C (M > 60%). La Figura 6 muestra que el tamaño de paquete es prácticamente independiente del tamaño de grano de austenita previo (PAGS) en materiales con una estructura predominantemente martensítica (M>60%). Por lo tanto, no se requiere un control severo de temperaturas austenitizantes para mantener los PAGS finos cuando se realiza el tratamiento térmico en aceros que son capaces de desarrollar una estructura predominantemente martensítica. Todos los aceros de la Tabla 4 de acuerdo con los ejemplos de la presente invención cumplen con la resistencia a la tracción de por lo menos 90 ksi y buen nivel de tenacidad (es decir FATT < - 30 °C) porque fueron diseñados para desarrollar una microestructura con M > 30% durante el enfriado rápido industrial de tubos sin costura de espesor de pared de 12 a 30 mm. También se desarrollaron cantidades de martensita superiores a 60% para formar después del temple una microestructura con subgranos menores a 1 .1 µm capaces de desarrollar niveles de resistencia a la tracción superiores a 750 MPa y paquetes con un tamaño menor a 3 µm que son adecuados para alcanzar valores FATT muy inferiores (< - 80 °C).

Ejemplo 1 Utilizando una prueba con composición química que comprende 0.09% C, 1 .51 % Mn, 0.24% Si, 0.010%P, 16 ppm S, 0.25% Mo, 0.26% Cr, 0.44% Ni, 0.06% V y 0.029% Nb y tubos con diámetro exterior de 323.9 mm y espesor de pared de 15-16 mm, y austenitización a 900°-920° C, enfriar rápidamente en un tanque de agua (enfriamiento externo e interno del tubo) y templado a 610° -630°C, se descubrió (Tabla 5) que el tubo Q&T sin costura de 15-16 mm de espesor de pared es adecuado para desarrollar YS > 95 ksi (660 MPa). Utilizando un tubo de 25 mm de espesor de pared con la misma composición química y diámetro exterior y austenitización a 900° C y temple a 600° C, se encontró que el tubo Q&T sin costura de 25 mm de espesor de pared es adecuado para desarrollar YS > 90 ksi (621 MPa). Los valores FATT eran de - 65 °C (Tabla 5). TABLA 5 Ejemplo 2 Utilizando una prueba con composición química que compren de 0.10% C, 1 .44% Mn, 0.28% Si, 0.010% P, 20 ppm S, 0.230% Mo, 0.26% Cr, 0.070% V, 0.026% Nb, 0.44% Ni y tubos con diámetro exterior de 323.9 mm y espesor de pared de 15-16 mm, austenitizando a 900°-920°C, enfriando rápidamente externa e internamente un tubo giratorio, y templando a 610o- 630°C, se descubrió (Tabla 6) que el tubo Q&T sin costura 15-16 mm de espesor de pared alcanza una resistencia a la tracción superior a 100 ksi (690 MPa). TABLA 6 Ejemplo 3 Utilizando una prueba con la composición química que comprende 0.1 1 % C, 1 .48% Mn, 0.25% Si, 0.016% P, 20 ppm S, 0.31 % Mo, 0.53% Cr, 0.058% V, 0.026% Nb, 0.53% Ni y tubos con diámetro exterior de 323.9 mm y espesor de pared de 15-16 mm, y condiciones de proceso similares a las del ejemplo 2 se desarrollaron las propiedades mecánicas mostradas en la Tabla 7.

TABLA 7 Comparado con el ejemplo 2 (Tabla 6), se descubrió que las adiciones de Cr y Mo no proporcionan beneficios adicionales en términos de tenacidad, por lo tanto, mantener los niveles de resistencia requeridos para el tubo Q&T sin costura de 15-16 mm de espesor de pared.

Ejemplo 4 Utilizando una prueba con una composición química que comprende 0.1 1 % C, 1 .48% Mn, 0.25% Si, 0.016% P, 20 ppm S, 0.31 % Mo, 0.53% Cr, 0.058% V, 0.026% Nb, 0.53% Ni y tubos con diámetro exterior de 323.9 mm y espesor de pared de 25 mm, se desarrollaron las propiedades mecánicas mostradas en la Tabla 8 cuando la efectividad del enfriamiento rápido por agua se redujo intencionalmente.

TABLA 8 YS UTS 50% FATT WT (mm) (MPa) (MPa) (°C) Comparado con el caso del ejemplo 2 (Tabla 6), se descubrió que las adiciones de Cr y Mo le proporcionan un incremento sustancial en la resistencia (de 700 MPa a 760 MPa) pero la tenacidad disminuyó (FATT de - 30 °C a - 5 °C). Este comportamiento se relacionó con una baja cantidad de martensita y por lo tanto con un paquete relativamente duro. Ejemplo 5 Utilizando una prueba con la composición química que comprende 0.07% C, 1 .67%Mn, 0.22% Si, 0.010% P, 0.042% V, 0.026% Nb, 0.51 % Ni, 80 ppm Ti, 9 ppm S, y tubos con diámetros exteriores de 323.9 mm y espesor de pared de 15 mm, se encontró (Tabla 9) que las adiciones de Cr y Mo (compare este ejemplo con el ejemplo 1 ) para la misma temperatura de temple, es decir 600° C, proporcionan una resistencia mayor (YS > 710 MPa y ?YS = 40 MPa) manteniendo buenos niveles de tenacidad (FATT = - 60° C). TABLA 9 Utilizando un tubo de espesor de pared de 25 mm con la misma composición química y diámetro exterior, se encontró que las adiciones de Cr y Mo (compare este ejemplo con el ejemplo 1 , WT = 25 mm), para la misma temperatura de temple, es decir, 600 C, proporcionan un incremento ligero en la resistencia (?YS = 30 MPa) sin un efecto negativo en la tenacidad . Ejemplo 6 Utilizando una prueba con la composición química que comprende 0.10% C, 1 .27%Mn, 0.34% Si, 0.010% P, 0.025% Nb, 0.50% Mo, 0.32% Cr, 0.22% Ni, 70 ppm Ti, 9 ppm S, y tubos con diámetro exterior de 323.9 mm y espesor de pared de 16 mm, se encontró (Tabla 10) que adiciones de Mo adicionales (compare este ejemplo con el ejemplo 5), incluso utilizando una temperatura de temple ligeramente más elevada (625 °C vs 600° C), proporcionan mayor resistencia (YS = 760 MPa y ?YS = 50 MPa) y también una mejor tenacidad (?FATT = - 60° C). Este comportamiento, está relacionado con una cantidad de martensita cercana al 100%. TABLA 10 YS UTS 50%FATT WT (mm) (MPa) (MPa) (°C) Utilizando un tubo de espesor de pared de 25 mm con la misma composición química y diámetro exterior, se encontró que la adición de Mo (compare este ejemplo con el ejemplo 5, WT = 25 mm), para la misma temperatura de temple, es decir, 600 C, proporciona de nuevo un aumento en la resistencia (?YS = 80 MPa) con muy buena tenacidad (FATT = - 90 °C). Este comportamiento se relaciona con una cantidad de martensita superior al 65%. A pesar de que se ha ilustrado y descrito esta modalidad de la invención, no se intenta que se limite a los detalles mostrados, ya que pueden hacerse diversas modificaciones y cambios estructurales sin separarse de ninguna manera del espíritu de la presente invención. Las modalidades se eligieron y describieron con el fin de dar una mejor explicación de los principios de la invención y aplicación práctica para permitir que un experto en la materia saque el mejor provecho de la invención y de las diversas modalidades con diversas modificaciones que convengan al uso específico contemplado.

Claims

REIVINDICACIONES 1 . Un acero de aleación, que comprende, en porcentaje en peso, C 0.03-0.13% Mn 0.90-1 .80% Si < 0.40% P < 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-0.80% Ca < 0.040% V = 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % para la producción de tubo sin costura de alta resistencia soldable, que también se caracteriza porque la microestructura del acero Q&T es una mezcla de bainita y martensita y el límite elástico es de por lo menos 621 MPa (90 ksi), soldable en un amplio rango de aportes de calor, que comprende una composición química que es capaz de lograr excelentes propiedades mecánicas de tubo y buenas características mecánicas del cuerpo del tubo así como de la resistencia a la tracción.
2. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es de por lo menos 690 MPa (100 ksi).
3. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es más del 60% de martensita y el límite elástico es superior a 750 MPa para subgranos menores a 1 .1 µm y los paquetes con menor tamaño a 3 µm alcanzan valores FATT muy bajos (< - 80 °C).
4. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 1 10 ppm Ti.
5. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
6. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 0.02 % en peso de Nb.
7. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
8. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 0.25 % en peso de Cr.
9. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que tiene por lo menos 0.020 % en peso de Ni.
10. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , que no tiene adición de B.
11. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1; en donde: C 0.07-0.13% Mn 0.90-1.40% Ni 0.15-0.50% Cr 0.25-0.60% Mo 0.27-0.60% Ca < 0.035% V < 0.09% Nb < 0.030% Ti < 0.012% N < 0.011%
12. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 70 ppm Ti.
13. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
14. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 0.022 % en peso de Nb.
15. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
16. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 0.25 % en peso de Cr.
17. E I acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 11, que tiene por lo menos 0.020 % en peso de Ni.
18. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , en donde: C 0.08-0.10% Mn 1 .25-1 .35% Ni 0.20-0.45% Cr 0.30-0.55% Mo 0.17-0.55% Ca 0.015- 0.035% V < 0.08% Nb 0.020-0.030% Ti < 0.010% N < 0.008%
19. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene por lo menos 100 ppm Ti.
20. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
21 . El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene por lo menos 0.02 % en peso de Nb.
22. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
23. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene entre 0.30-0.55 % en peso de Cr.
24. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 18, que tiene entre 0.020-0.45 % en peso de Ni.
25. El acero de aleación de acuerdo con la reivindicación 1 , en donde: C 0.08-0.10% Mn 1 .25-1 .35% Ni 0.20-0.35% Cr 0.40-0.55% Mo 0.17-0.55% Ca 0.015- 0.035% V < 0.08% Nb 0.020-0.030% Ti < 0.010% N < 0.008%
26. Un tubo sin costura de alta resistencia soldable, que comprende un acero de aleación que contiene, en porcentaje en peso, C 0.03-0.13% Mn 1 .10-1 .80% Si < 0.40% P < 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-0.80% Ca < 0.040% V < 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % y también caracterizado porque la microestructura del acero Q&T es una mezcla de bainita y martensita y el límite elástico es de por lo menos 621 MPa.
27. El tubo sin < costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es de por lo menos 690 MPa (100 ksi).
28. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es más del 60% de martensita y el límite elástico es superior a 750 MPa para subgranos más pequeños a 1 .1 µm y los paquetes con tamaño más pequeño a 3 µm alcanzan valores FATT muy bajos (< - 80 °C).
29. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 1 10 ppm Ti.
30. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
31 . El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 0.02 % en peso de Nb.
32. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
33. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 0.25 % en peso de Cr.
34. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que tiene por lo menos 0.020 % en peso de Ni.
35. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, que no tiene adición de B.
36. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, en donde: C 0.07-0.1 1 % Mn 1 .20-1 .40% Ni 0.15-0.50% Cr 0.25-0.60% Mo 0.27-0.60% Ca < 0.035% V < 0.09% Nb < 0.030% Ti < 0.012% N < 0.01 1 %
37. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 100 ppm Ti.
38. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
39. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 0.02 % en peso de Nb.
40. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
41 . El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 0.25 % en peso de Cr.
42. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 36, que tiene por lo menos 0.020 % en peso de Ni.
43. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, en donde: C 0.08-0.1 0% Mn 1 .25-1.35% Ni 0.20-0.45% Cr 0.30-0.55% Mo 0.17-0.55% Ca 0.01 5- 0.035% V < 0.08% Nb 0.020-0.030% Ti < 0.010% N < 0.008%
44. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene por lo menos 100 ppm Ti.
45. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene por lo menos 0.17 % en peso de Mo.
46. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene por lo menos 0.020 % en peso de Nb.
47. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene por lo menos 0.01 % en peso de P.
48. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene entre 0.30-0.55 % en peso de Cr.
49. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 43, que tiene entre 0.020-0.45 % en peso de Ni.
50. El tubo sin costura soldable de acuerdo con la reivindicación 26, en donde: C 0.08-0.10% Mn 1 .25-1 .35% Ni 0.20-0.35% Cr 0.40-0.55% Mo 0.17-0.55% Ca 0.015- 0.035% V < 0.08% Nb 0.020-0.030% Ti < 0.010% N < 0.008%.
51 . Uso de una aleación, que comprende, en porcentaje en peso, C 0.03-0.12% Mn 1 .10-1 .80% Si < 0.40% P < 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-1 .20% Ca < 0.040% V < 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % para fabricar tubos sin costura de alta resistencia soldables, que también se caracteriza porque la microestructura del acero Q&T es una mezcla de bainita y martensita y el límite elástico es de por lo menos 621 MPa (90 ksi).
52. El uso de una aleación de acuerdo con la reivindicación 51 , caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es de por lo menos 690 MPa (100 ksi).
53. El uso de una aleación de acuerdo con la reivindicación 51 , caracterizado porque la microestructura del acero de aleación es más del 60% de martensita y el límite elástico es superior a 750 MPa para subgranos menores a 1.1 µm y los paquetes con tamaño menor a 3 µm alcanzan valores FATT muy bajos (< - 80 °C).
54. Fabricaciones de metal que comprende, en porcentaje en peso, C 0.03-0.13% Mn 1 .10-1 .80% Si < 0.40% P 0.020% S < 0.005% Ni 0.10-1 .00% Cr 0.20-1 .20% Mo 0.15-0.80% Ca < 0.040% V < 0.10% Nb < 0.040% Ti < 0.020% N < 0.01 1 % para fabricar tubos sin costura de alta resistencia soldables, que también están caracterizados porque la microestructura del acero Q&T es una mezcla de bainita y martensita y el límite elástico es de por lo menos 621 MPa (90 ksi).
55. La fabricación de metal de acuerdo con la reivindicación 54, caracterizada porque la microestructura del acero de aleación es predominantemente martensita y el límite elástico es de por lo menos 690 MPa (100 ksi).
56. La fabricación de metal de acuerdo con la reivindicación 54, caracterizada porque la microestructura del acero de aleación es de más del 60% de martensita y el límite elástico es superior a 750 MPa para subgranos más pequeños a 1 .1 µm y los paquetes con tamaño más pequeño a 3 µm alcanzan valores FATT muy bajos (< -80 °C).