ES2269358T3 - Acero inoxidable duplex. - Google Patents
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Abstract
Una aleación de acero inoxidable dúplex, que tiene una microestructura de ferrita-austenita y presenta una buena soldabilidad y una alta resistencia mecánica, así como una alta resistencia a la corrosión bajo tensión, cuando se extruye en caliente y tiene un acabado recocido; en la que la aleación comprende, en % en peso: C Si Mn Cr Ni Mo N máximo 0, 05% 0-2, 0% 0-3, 0% 29-35% 4-10% 3-5% 0, 45-0, 55%; y el resto Fe y las impurezas que se producen normalmente; y en la que el contenido de ferrita es 30-70% en volumen.
Description
Acero inoxidable dúplex.
\global\parskip0.900000\baselineskip
La presente invención se refiere a un acero
inoxidable dúplex con alto contenido de Cr, Mo y N. El contenido de
ferrita se encuentra en el intervalo 30-70%. El
material es especialmente adecuado para la producción de tubos para
la extracción de petróleo crudo y gas, pero se puede usar también en
aplicaciones donde se requiere una buena resistencia a la corrosión
junto con una alta resistencia mecánica.
En la descripción de los antecedentes de la
presente invención que sigue se hace referencia a algunas
estructuras y métodos, sin embargo, tales referencias no se deben
interpretar necesariamente como una aceptación de que estas
estructuras y métodos se califican como técnica anterior bajo las
disposiciones legales aplicables. Los solicitantes se reservan el
derecho de demostrar que cualquiera de los asuntos considerados como
referencia no constituye técnica anterior con relación a la presente
invención.
Los aceros dúplex se caracterizan por tener una
estructura de austenita-ferrita en que ambas fases
tienen diferentes composiciones químicas. Los modernos aceros
inoxidables dúplex se alean principalmente con Cr, Mo, Ni y N. La
patente sueca 8504131-7 describe una calidad de
acero inoxidable dúplex con la denotación comercial SAF 2507 (UNS
S32750), que se alea principalmente con un alto contenido de Cr, Mo
y N para conseguir una buena resistencia a la corrosión por
picadura. Con frecuencia, esta resistencia se describe con el índice
PRE (índice de resistencia a la picadura, PRE, del inglés "Pitting
Resistance Equivalent" = % de Cr + 3,3% de Mo + 16% de N). De
este modo, la aleación se optimiza consecuentemente con respecto a
esta propiedad y, ciertamente, tiene una buena resistencia en
muchos ácidos y bases, pero, por encima de todo, la aleación se idea
para que sea resistente frente a un ambiente de cloruros.
Posteriormente, como adiciones aleantes también se usaron Cu y W.
Por consiguiente, una calidad de acero con denotación comercial DP3W
tiene una composición de carácter similar a la SAF 2507, pero se ha
aleado con 2,0% de W como sustitutivo en la aleación de una parte
del contenido de Mo. Una calidad de acero con denotación comercial
Zeron 100 es una calidad adicional de acero de una clase similar a
la SAF 2507, pero esta se alea con aproximadamente 0,7% de Cu y
aproximadamente 0,7% de W. Todas las calidades de acero descritas
antes tienen un índice PRE mayor que 40, con independencia del
método de cálculo.
Otro tipo de aleación dúplex con una alta
resistencia a los cloruros es la calidad de acero descrita en la
patente sueca 9302139-2. Esta aleación se
caracteriza por tener 0,3-4% de Mn,
28-35% de Cr, 3-10% de Ni,
1-3% de Mo, 1,0% como máximo de Cu y 2,0% como
máximo de W, y tiene un alto índice PRE por encima de 40. Comparada
con los aceros superdúplex conocidos SAF 2507 y otros, la mayor
diferencia es que en esta calidad de acero es mayor el contenido de
Cr y N. Esta calidad de acero ha encontrado uso en ambientes donde
es importante la resistencia a la corrosión intergranular y a la
corrosión en carbamato amónico, pero esta aleación también tiene una
resistencia muy alta a la corrosión en ambiente de cloruros.
En aplicaciones de extracción de petróleo y gas,
los aceros dúplex se usan en forma de tubos de producción, por
ejemplo los tubos que transportan el petróleo desde el yacimiento
hasta la plataforma petrolífera. Los pozos de petróleo contienen
dióxido de carbono (CO_{2}) e incluso a veces sulfuro de hidrógeno
(H_{2}S). Un pozo de petróleo que contiene CO_{2} pero no
cantidades importantes de H_{2}S se llama pozo de petróleo dulce.
Sin embargo, un pozo de petróleo agrio contiene H_{2}S en
cantidades variables.
Los tubos de producción se suministran con un
acabado roscado. Por medio de manguitos de unión los tubos se
empalman hasta las longitudes necesarias. La longitud de los tubos
de producción puede llegar a ser grande debido a que los pozos de
petróleo se sitúan a una considerable profundidad. Las exigencias
para el material que se usa en esta aplicación se pueden resumir
según lo siguiente:
- \text{*}
- Límite aparente de elasticidad bajo tensión, mínimo, 760 MPa (110 ksi).
- \text{*}
- Resistencia a la corrosión provocada por CO_{2} o H_{2}S. El material se debe calificar e incluir, por ejemplo, en la norma NACE MR-0175.
- \text{*}
- Buena resiliencia al choque por debajo de -46ºC, al menos de 50 J.
- \text{*}
- Además, el material se ha de poder elaborar en forma de tubos sin costura (sin soldadura), así como se ha de poder producir manguitos de unión roscados y de ensambladura para los tubos.
En la situación de hoy en día, para tales
aplicaciones se usan aceros al carbono de baja aleación, acero
inoxidable austenítico, acero inoxidable dúplex o aleaciones a base
de níquel, dependiendo del nivel de la actividad corrosiva en el
pozo de petróleo. Para los diferentes materiales se han establecido
unos límites. Normalmente, para los pozos de petróleo dulce se puede
usar un acero al carbono o un acero inoxidable de baja aleación, por
ejemplo, acero martensítico al 13% de Cr. En los pozos de petróleo
agrio, donde la presión parcial del H_{2}S excede de 68,9 Pa
(0,01 psi), normalmente se requiere el uso de un acero inoxidable.
En la patente WO 00/79017 A1 se describe un ejemplo de un acero
inoxidable dúplex usado en umbilicales. En este caso, el acero
inoxidable dúplex tiene una composición de un máximo de 0,05% de C,
un máximo de 0,8% de Si, 0,30-1,5% de Mn,
28-30% de Cr, 5,8-7,4% de Ni,
2-2,5% de Mo, 0,3-0,4% de N y un
máximo de 2% de W.
Entre otras cosas, los aceros dúplex son una
alternativa económica a los aceros inoxidables y aleaciones a base
de níquel, gracias al bajo contenido de níquel. Los aceros dúplex
llenan el hueco entre los aceros de alta aleación, los aceros al
carbono de baja aleación y el acero martensítico al 13% de Cr. Un
intervalo de aplicación típico para los aceros dúplex del tipo al
22% de Cr y al 25% de Cr es cuando la presión parcial del H_{2}S
en el gas del pozo de petróleo se encuentra en la región de 1,4 a
34,5 kPa (0,2 a 5 psi).
Puesto que hay una exigencia en el nivel de
resistencia mecánica de al menos 760 MPa (110 ksi), los aceros al
22% de Cr y al 25% de Cr se suministran con un acabado por
laminación en frío, lo que aumenta al nivel deseado la resistencia
mecánica, pero esto también limita la resistencia del material
frente a la corrosión bajo tensión provocada por el H_{2}S. El
material del tipo al 22% de Cr, en una condición recocida, tiene un
límite aparente de elasticidad de solamente 517 MPa (75 ksi), el
valor correspondiente para el de 25% de Cr es 552 MPa (80 ksi).
Además, desde el punto de vista de la producción, es difícil
producir tubos de producción con tales materiales, debido a que la
resistencia mecánica depende tanto del grado total de reducción como
del tipo y método de reducción, es decir, estiramiento o laminación.
Adicionalmente, la operación de laminación en frío es de producción
costosa. La laminación en frío deteriora
considerablemente la resiliencia al choque de los materiales, lo que limita aún más la aplicabilidad de tales materiales.
considerablemente la resiliencia al choque de los materiales, lo que limita aún más la aplicabilidad de tales materiales.
Con el fin de resolver estos problemas, hay
necesidad de una aleación que se pueda suministrar con un acabado
extrudido en caliente y recocido, en la que la resistencia mecánica
sea al menos 760 MPa (110 ksi). Simultáneamente, la aleación debe
tener una buena aptitud para ser trabajada y se ha de poder
extrudir, sin problemas, en tubos sin costura. La resistencia
mecánica de las aleaciones dúplex se puede aumentar mediante
aleación con altos contenidos de los elementos Cr, Mo y N. En la
situación de hoy en día hay aceros dúplex con hasta 29% de Cr y 0,4%
de N, que tienen límites aparentes de elasticidad de 655 MPa (95
ksi), pero en esta aleación se debe mantener bajo el contenido de
Mo con el fin de evitar precipitaciones de, por ejemplo, fase sigma.
Cuando el contenido de Mo es alto, el contenido de Cr se ha de
reducir a aproximadamente 25% si se quiere conservar la estabilidad
estructural. De este modo, con el fin de conservar la estabilidad
estructural parece existir un límite superior para la combinación de
Cr y Mo. El contenido
de N se limita a un máximo de 0,3% para las aleaciones al 25% de Cr, y de 0,4% para las aleaciones al 29% de Cr.
de N se limita a un máximo de 0,3% para las aleaciones al 25% de Cr, y de 0,4% para las aleaciones al 29% de Cr.
La Figura 1 muestra una representación gráfica
en forma lineal del límite elástico frente al contenido de la
aleación.
La Figura 2a muestra la resiliencia al choque a
-46ºC como característica del contenido de N en la fase
austenita.
La Figura 2b muestra la resiliencia al choque a
-46ºC como característica del contenido de Cr en la fase
austenita.
La Figura 3 muestra las temperaturas TCP
resultantes frente a los índices PRE calculados a partir de la fase
ferrita.
La Figura 4 muestra la temperatura de
solubilización para la fase sigma, Tmax\sigma, en función del
contenido de Si.
Un trabajo sistemático de desarrollo ha mostrado
sorprendentemente que elevando simultáneamente a niveles altos los
elementos Cr, Mo y N se obtiene un inesperado efecto sinérgico
positivo de esos elementos. En cierto modo, se muestra que el Cr y
el Mo aumentan la solubilidad del N, lo que a su vez permite
contenidos más altos de Cr y Mo sin que se precipiten cantidades
mayores de una fase intermetálica, tal como la fase sigma.
Anteriormente se sabía que el Cr y el Mo aumentan la solubilidad
del N, pero los contenidos obtenidos actualmente son más altos
comparados con los que se estimaron antes como límites superiores
que es posible lograr. Los altos contenidos de Cr, Mo y N
proporcionan a la aleación una resistencia mecánica muy alta y,
simultáneamente, una buena aptitud para ser trabajada por extrusión
en tubos sin costura. El límite aparente de elasticidad bajo tensión
excede de 760 MPa (110 ksi) en condición extrudida y recocida, y el
material muestra también unas buenas propiedades a la corrosión. Con
el fin de obtener la combinación de una alta resistencia mecánica y
una buena resiliencia al choque, debe predominar una combinación
precisa del contenido de los elementos Cr, Mo y N.
Además de mostrar unas propiedades mecánicas
excelentes, la nueva aleación tiene una alta resistencia a la
corrosión por picadura y a la corrosión en el interior de las
fisuras en ambiente de cloruros, así como una alta resistencia a la
fisuración por corrosión bajo tensión provocada por el sulfuro de
hidrógeno. Además, la aleación es soldable, lo que implica que la
aleación según la presente invención es muy adecuada para
aplicaciones que requieren soldadura, tales como por ejemplo los
tubos sin costura o soldados longitudinalmente para diversas
aplicaciones de tubería enrollada. Por consiguiente, la aleación es
especialmente adecuada para tubos hidráulicos, tales como los tubos
umbilicales, que se usan con el fin de controlar las plataformas en
los campos petrolíferos.
Según un aspecto, la presente invención
proporciona una aleación de acero inoxidable dúplex que tiene una
microestructura de austenita-ferrita y presenta una
buena soldabilidad y una alta resistencia mecánica, así como una
buena y alta resistencia a la corrosión, cuando se extruye en
caliente y tiene un acabado recocido; en la que la aleación
comprende, en % en peso:
\newpage
C | máximo 0,05% |
Si | 0-2,0% |
Mn | 0-3,0% |
Cr | 29-35% |
Ni | 4-10% |
Mo | 3-5% |
N | 0,45-0,55%; y |
el resto Fe y las impurezas y adiciones que se producen normalmente; y en la que el contenido de ferrita es | |
30-70% en volumen. |
Según un aspecto adicional, la presente
invención proporciona un tubo extrudido sin costura formado con la
aleación antes mencionada, teniendo el tubo un límite aparente de
elasticidad bajo tensión que excede de 760 MPa.
Según un aspecto adicional, la presente
invención proporciona un tubo umbilical formado con la aleación
antes mencionada.
Según otro aspecto, la presente invención
proporciona un artículo formado con la aleación antes mencionada que
posee resistencia frente a la corrosión en agua de mar.
Según todavía otro aspecto, la presente
invención proporciona un artículo formado con la aleación antes
mencionada que tiene una alta resistencia mecánica y una buena
resistencia a la corrosión, estando el artículo en forma de tubo
sin costura, alambre para soldadura, tubo soldado longitudinalmente,
fleje, hilo metálico, varilla, lámina, brida o manguito de
unión.
Según un aspecto adicional, la presente
invención proporciona una pluralidad de tubos sin costura soldados a
tope o de tubos soldados longitudinalmente, enrollados en un
serpentín formado con la aleación antes mencionada.
Según un aspecto, la presente invención
proporciona una aleación que tiene una composición que comprende, en
% en peso:
C | máximo 0,05% |
Si | 0-2,0% opcionalmente |
Mn | 0-3,0% |
Cr | 29-35% |
Ni | 4-10% |
Mo | 3-5% |
N | 0,45-0,55% |
y el resto Fe y las impurezas que se producen normalmente; y en la que el contenido de ferrita es 30-70 por | |
ciento en volumen. |
Los principios y ventajas de la aleación de la
presente invención, y la selección de los intervalos deseados de los
elementos constitutivos de la aleación de la presente invención que
suponen la inesperada superioridad de la aleación, se pueden
exponer como sigue.
El carbono se ha de considerar como un
contaminante en esta invención y tiene una limitada solubilidad
tanto en la ferrita como en la austenita. La limitada solubilidad
implica el riesgo de precipitación de carburos de cromo y, por lo
tanto, se debe limitar el contenido a un máximo de 0,05%,
preferiblemente a un máximo de 0,03%, y lo más preferiblemente a un
máximo de 0,02%.
El silicio se utiliza como desoxidante en la
producción de acero, y también aumenta la flotabilidad en la
producción y el soldeo. Recientemente se sabe que un alto contenido
de Si contribuye a la precipitación de una fase intermetálica.
Sorprendentemente, se ha mostrado que un aumento del contenido de Si
afecta favorablemente en la precipitación de la fase sigma. Por
esta razón, se debe permitir opcionalmente un cierto contenido de
Si. Sin embargo, el contenido de Si se debe limitar a un máximo de
2,0%.
El manganeso se añade con el fin de aumentar la
solubilidad del N en el material. Sin embargo, en el tipo de
aleación actual el Mn solamente tiene una influencia limitada sobre
la solubilidad del N. En cambio, hay otros elementos con mayor
influencia sobre la solubilidad. Además, el Mn en combinación con
altos contenidos de azufre puede originar sulfuros de manganeso, que
actúan como puntos de iniciación para la corrosión por picadura. Por
lo tanto, el contenido de Mn se debe limitar entre
0-3%, y preferiblemente
0,5-1,5%.
\global\parskip0.990000\baselineskip
El cromo es un elemento muy activo para mejorar
la resistencia a la pluralidad de tipos de corrosión. Por otra
parte, el cromo aumenta la resistencia mecánica de la aleación.
Adicionalmente, un alto contenido de cromo implica una solubilidad
muy buena del N en el material. Por consiguiente, es deseable
mantener el contenido de cromo tan alto como sea posible con el fin
de mejorar la resistencia mecánica y la resistencia a la corrosión.
Para conseguir unas muy buenas propiedades de resistencia mecánica y
resistencia a la corrosión, el contenido de cromo debe ser al menos
29%. Sin embargo, los altos contenidos de Cr aumentan el riesgo de
precipitaciones intermetálicas. Por esta razón, el contenido de
cromo se debe limitar a un máximo de 35%.
El níquel se usa como elemento estabilizante de
la austenita y se añade a la aleación en un nivel adecuado con el
fin de lograr el deseable contenido de ferrita. Con el fin de lograr
un contenido de ferrita entre 30-70%, se requiere
alear con 4-10% de níquel, preferiblemente
5-9%.
El molibdeno es un elemento activo que mejora la
resistencia a la corrosión en ambiente de cloruros, así como en
ácidos reductores. Un excesivo contenido de Mo en combinación con un
alto contenido de Cr implica que aumenta el riesgo de
precipitaciones intermetálicas. Puesto que el Mo aumenta la
resistencia mecánica, en la presente invención el contenido de Mo se
debe encontrar en el intervalo de 3-5%.
El nitrógeno es un elemento muy activo que en
parte aumenta la resistencia a la corrosión y en parte aumenta la
estabilidad estructural, así como la resistencia mecánica del
material. Además, un alto contenido de N mejora la reformación de
la austenita después de la soldadura, lo que asegura unas buenas
propiedades para las juntas soldadas. Se debe añadir al menos 0,45%
de N con el fin de lograr un buen efecto del N. Un alto contenido
de N aumenta el riesgo de precipitación de nitruros de cromo,
especialmente cuando simultáneamente el contenido de cromo es alto.
Por otra parte, un alto contenido de N implica que aumenta el riesgo
de porosidad debido a que se excede la solubilidad del N en la masa
fundida de acero o en el baño de fusión de la soldadura. De este
modo, el contenido de N se debe limitar a 0,45-0,55%
de N.
El contenido de ferrita es importante para
obtener unas buenas propiedades mecánicas y propiedades ante la
corrosión, así como una buena soldabilidad. Desde el punto de vista
de la corrosión y del soldeo, para obtener unas buenas propiedades
es deseable un contenido de ferrita entre 30-70%.
Los altos contenidos de ferrita producen un deterioro de la
resiliencia al choque a baja temperatura y de la resistencia a la
acritud por absorción de hidrógeno. Por lo tanto, el contenido de
ferrita es 30-70%, preferiblemente
35-55%.
En el ejemplo siguiente, la composición de
varias hornadas experimentales ilustra la influencia sobre las
propiedades de los diferentes elementos aleantes.
Se produjeron varias hornadas experimentales
mediante la fundición de 170 kg de lingotes, que se forjaron en
caliente en barras redondas. Las barras se extruyeron en caliente en
varillas, de las que se tomó el material de ensayo. Desde el punto
de vista del material se puede considerar que el procedimiento es
representativo para una preparación a mayor escala, por ejemplo la
producción de tubos sin costura con el método de extrusión. La Tabla
1 muestra la composición de estas hornadas experimentales.
\vskip1.000000\baselineskip
Con el fin de investigar la estabilidad
estructural, las muestras se recocieron a
800-1.200ºC con escalones de 50ºC. A las
temperaturas más bajas se formó una fase intermetálica. Con ayuda de
estudios que usaron un microscopio óptico lumínico, se determinó la
temperatura más baja en que la cantidad de fase intermetálica era
insignificantemente pequeña. El material se recoció luego a esta
temperatura durante tres minutos, luego se enfrió rápidamente hasta
la temperatura ambiente con una velocidad constante de -140ºC/min.
Se calculó la cantidad de fase sigma en este material con ayuda del
recuento de puntos con un microscopio óptico lumínico. Los
resultados se muestran en la
Tabla 2.
Tabla 2.
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
A partir de la Tabla 2 se hace evidente que el
material que cumple dos o tres de las siguientes condiciones muestra
una tendencia mayor para formar fase sigma durante el enfriamiento.
Las tres condiciones son:
- \text{*}
- Alto contenido de Cr
- \text{*}
- Alto contenido de Mo
- \text{*}
- Bajo contenido de N.
Para todas las hornadas se determinaron la
resistencia mecánica y la resiliencia al choque. Con las varillas
extrudidas se produjeron unas probetas para ensayo de tracción
estática, que se trataron térmicamente por solubilización a
temperaturas según la Tabla 2. Los resultados de la investigación se
muestran en las Tablas 3 y 4.
Los resultados de los ensayos de resistencia a
la rotura muestran que el contenido de Cr, Mo y N influye
pronunciadamente sobre la resistencia a la rotura del material.
Se hace evidente que las hornadas se pueden
dividir en dos categorías; las de alta resiliencia al choque, que
tienen una resiliencia al choque por encima de 180 J, y las que son
considerablemente más frágiles, con una resiliencia al choque
alrededor o por debajo de 60 J. Se muestra que la resiliencia al
choque está muy pronunciadamente correlacionada con la composición
química de la fase austenita, particularmente es de importancia el
contenido de nitrógeno y cromo. Durante los estudios continuados se
mostró que los altos contenidos de N en la austenita dan lugar a
fracturas por fragilidad.
Se ensayaron las propiedades ante la corrosión
por picadura, en parte mediante ensayos electroquímicos en 3% de
NaCl y agua de mar sintética (6 ensayos por hornada), y en parte
mediante ensayos según ASTM G48C (2 ensayos por hornada). En la
Tabla 5 se muestran los resultados de todos los ensayos.
Las hornadas 605125, 631934 y 631945 tienen
sorprendentemente una alta TCP, tanto en los ensayos según G48 como
en los electroquímicos. Todas estas hornadas tienen unos índices PRE
relativamente altos (>45). Es evidente que existe una correlación
entre los PRE y las TCP, así como que el índice PRE para la
composición de la hornada no explica únicamente las TCP.
En el siguiente ejemplo se indica la composición
de varias hornadas experimentales que se incluyen con el fin de
ilustrar la influencia sobre las propiedades de los diferentes
elementos aleantes.
Se produjeron nueve hornadas experimentales
mediante colada de 170 kg de lingotes, que se forjaron en caliente
en barras redondas. Estas se extruyeron en caliente en varillas, de
las que se tomó el material de ensayo. La composición de estas nueve
hornadas se basa en las composiciones del ejemplo 1. La Tabla 6
muestra la composición de estas hornadas experimentales.
Las seis primeras hornadas de la Tabla 6 son
variantes de la hornada 631945 en el ejemplo 1, las dos hornadas
siguientes son variantes de la hornada 631928 en el ejemplo 1, y la
última es una variante de la hornada 631931 en el ejemplo 1.
Se examinó la distribución de los elementos
aleantes en las fases ferrita y austenita con análisis por
microsonda, los resultados de los cuales se muestran en la Tabla
7.
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\vskip1.000000\baselineskip
Con el fin de examinar la estabilidad
estructural de las hornadas experimentales de este ejemplo, se
recocieron unas probetas de ensayo durante 20 minutos a 1.025ºC,
1.050ºC, 1.075ºC, 1.100ºC y 1.125ºC, y después de eso se enfriaron
rápidamente en agua. Se determinó la temperatura en que la cantidad
de fase intermetálica se volvía insignificantemente pequeña con
ayuda de investigaciones en un microscopio óptico lumínico. Las
probetas de ensayo para la investigación de la estabilidad
estructural se recocieron en un horno de vacío a la respectiva
temperatura durante tres minutos, y después de eso se enfriaron
rápidamente hasta la temperatura ambiente con una velocidad de
-140ºC/min. Se determinó la cantidad de fase sigma en este material
mediante recuento de puntos usando un microscopio óptico lumínico.
En la Tabla 8 se muestran los resultados.
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En la Tabla 8 se muestra que la composición
optimizada de los materiales disminuye o elimina por completo la
cantidad de fase sigma precipitada. Los valores de la Tabla 8 se
encuentran sustancialmente por debajo de los valores del ejemplo 1
(Tabla 2). Por consiguiente, estas hornadas tienen una composición
más óptima.
Para todas las hornadas de la Tabla 6 se han
determinado la resistencia mecánica y la resiliencia al choque. Con
las varillas extrudidas se produjeron unas probetas para ensayo de
tracción estática, que se trataron térmicamente a temperaturas según
la Tabla 8. En las Tablas 9 y 10 se muestran los resultados de los
ensayos.
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Los resultados de los ensayos de resistencia a
la tracción de los ejemplos 1 y 2 (Tablas 3 y 9) muestran que el
contenido de Cr, Mo y N influye pronunciadamente en la resistencia a
la tracción del material. Se muestra que la influencia mutua del
contenido de estos elementos aleantes sobre la resistencia a la
tracción permanece como (0,93% de Cr) + % de Mo + (4,5% de N), véase
la Figura 1. Para obtener una resistencia a la tracción por encima
de 760 MPa debe ser válido lo siguiente: (0,93% de Cr) + % de Mo +
(4,5% de N) \geq 35.
Los ensayos de resiliencia al choque de los
ejemplos 1 y 2 (Tablas 4 y 10) muestran que la resiliencia al choque
depende pronunciadamente del contenido de N y Cr en la fase
austenita. En las Figuras 2a-2b esta relación es
clara. Se produce una transición a una fracción más frágil para un
contenido de Cr por encima de 31% y un contenido de N por encima de
0,9%, preferiblemente 0,8%.
Se investigaron las propiedades ante la
corrosión por picadura determinando la Temperatura Crítica de
Corrosión por Picadura (TCP) según ASTM G48C (2 ensayos por
hornada). En la Tabla 11 se muestran los resultados. Además, en la
Tabla 11 se proporcionan los índices PRE para la fase ferrita y la
respectiva austenita; los contenidos se han obtenido mediante
análisis por microsonda. Con respecto a esto, el índice PRE se
define como PRE = % de Cr + 3,3% de Mo + 16% de N.
Anteriormente se sabía que para los aceros
dúplex de un contenido de aleación medio existe una relación lineal
entre el menor de los índices PRE para la austenita o la ferrita en
una aleación dada, y el valor de la TCP. Por consiguiente, la fase
menos aleada limita la resistencia a la corrosión por picadura. En
esta investigación se confirma que esta relación existe incluso en
los materiales considerablemente más aleados. Esto se ilustra
además en la Figura 3, que muestra los valores medidos de la TCP en
relación con los índices PRE calculados a partir de la fase ferrita,
que es la fase más débil en este ejemplo.
En todas las hornadas se llevaron a cabo unos
ensayos con refusión de electrodo de wolframio bajo gas inerte (TIG,
del inglés "Tungsten Inert Gas"). Se han estudiado la
soldabilidad y la microestructura. En la Tabla 12 se presentan los
resultados.
\vskip1.000000\baselineskip
A partir de la investigación anterior se muestra
que la soldabilidad del material depende pronunciadamente del
contenido de N. Es posible encontrar un contenido de N máximo para
este tipo de aleación. Por comparación de las hornadas 605165 y
605166 es obvio que el contenido de N no debe exceder,
preferiblemente, de 0,5%.
Composición óptima de una realización preferida
de la presente invención:
Con el fin de obtener unas propiedades de alta
resistencia mecánica y buena resiliencia al choque, al mismo tiempo
que el material es estructuralmente estable, soldable y tiene unas
buenas propiedades ante la corrosión, el material se debe alear
según lo siguiente:
- -
- El contenido de nitrógeno en la austenita medido, por ejemplo, con una microsonda no debe exceder de 0,9%, preferiblemente 0,8%.
- -
- El contenido de cromo en la fase austenita medido, por ejemplo, con una microsonda no debe exceder de 31,0%, preferiblemente 30,5%.
- -
- El contenido total de nitrógeno de la aleación no debe exceder de 0,50%.
- -
- Se debe añadir cromo, molibdeno y nitrógeno para que se cumpla la relación 35 \leq 0,93% de Cr + % de Mo + 4,5% de N.
- -
- En la fase ferrita, el índice PRE es preferiblemente 45,7-50,9. En la fase austenita, el índice PRE es preferiblemente 51,5-55,2.
- -
- El contenido de ferrita debe encontrarse en el intervalo de 35-55%, en volumen.
El siguiente ejemplo muestra la influencia del
aumento del contenido de Si sobre la estabilidad de la fase sigma
para la aleación.
Cálculos termodinámicos que compararon una
hornada de ensayo y un material producido a gama completa, en que la
hornada a gama completa 451260 daba lugar a un aumento del contenido
de Si (véase la Tabla 13), muestran una reducción de la
sensibilidad a la precipitación de una fase intermetálica,
preferiblemente fase sigma. Esto se ilustra en la Tabla 14 por la
menor temperatura Tmax\sigma para la aleación 451260 producida a
gama completa, comparada con la hornada de ensayo 605161.
Tmax\sigma es la temperatura en que la fase sigma comienza a
precipitar, en equilibrio termodinámico, lo que implica que este
parámetro es una medida de la estabilidad estructural de la
aleación.
aleación.
Hornada | Cr | Ni | Mo | N | Mn | Si | C | Comentario |
451260 | 31,71 | 7,28 | 3,45 | 0,47 | 0,97 | 0,20 | 0,011 | Invención |
605161 | 31,85 | 7,25 | 3,47 | 0,5 | 0,9 | 0,05 | 0,014 | Invención |
\vskip1.000000\baselineskip
Hornada | Tmax\sigma (ºC) |
451260 | 993 |
605161 | 1.006 |
Estudios termodinámicos adicionales para la
composición según la Tabla 13 de la hornada a gama completa 451260
confirman que el aumento del contenido de Si favorece la estabilidad
estructural del acero. Para estos cálculos, se varió el contenido
de Si entre 0 y 2,5% y se calculó la temperatura de solubilización,
es decir, Tmax\sigma para la fase sigma.
Según se muestra en la Figura 4, la estabilidad
de la fase sigma disminuye con el aumento del contenido de Si en el
intervalo entre 0-1,7%. Para este contenido, se
encontró un mínimo de la estabilidad de la fase sigma, y después
aumentó la estabilidad con el aumento del contenido de Si.
La investigación experimental sobre los
materiales de la hornada producida a gama completa y la de ensayo
confirma los cálculos teóricos. Se llevaron a cabo unos ensayos de
tratamiento térmico con la misma técnica descrita en los ejemplos 1
y 2. La microestructura se hizo visible mediante rectificado,
bruñido y ataque ácido, y se midió la cantidad de fase sigma de
acuerdo con lo descrito en los ejemplos 1 y 2.
Los contenidos medidos de la fase sigma muestran
que las velocidades de enfriamiento rápido de -120ºC/min y menores
proporcionan un rápido aumento del contenido de fase sigma, mientras
que las velocidades de enfriamiento rápido de -160ºC/min y mayores
proporcionan una influencia marginal sobre el contenido de fase
sigma (véase la Tabla 15). Los resultados comparables de la hornada
de ensayo 605161 muestran que la cantidad de fase sigma es
significativamente mayor, para las mismas condiciones de disolución
y enfriamiento rápido, véase la Tabla 15. Esto confirma que el
material producido a gama completa muestra una significativamente
mejor estabilidad estructural, comparado con el material de la
hornada de ensayo. Por medio del cálculo termodinámico esto se puede
relacionar con el mayor contenido de Si en el material a gama
completa.
Hornada | 90ºC/min | 120ºC/min | 140ºC/min | 160ºC/min | 180ºC/min |
451260 | 0,754% | 0,227% | 0,183% | 0,079% | 0,087% |
605161 | 10% | 5% | <1% |
De este modo, el Si se puede añadir
ventajosamente al material con el propósito de obtener un material
más estable estructuralmente, así como para favorecer la
soldabilidad de la aleación. Sin embargo, el contenido no debe
exceder de 2,0%.
Mientras que la presente invención se ha
descrito con referencia a las realizaciones antes mencionadas,
algunas modificaciones y variaciones serán evidentes para el experto
usual en la técnica. Por lo tanto, la presente invención está
limitada solamente por el alcance y espíritu de las reivindicaciones
anexas.
Claims (17)
1. Una aleación de acero inoxidable dúplex, que
tiene una microestructura de ferrita-austenita y
presenta una buena soldabilidad y una alta resistencia mecánica, así
como una alta resistencia a la corrosión bajo tensión, cuando se
extruye en caliente y tiene un acabado recocido; en la que la
aleación comprende, en % en peso:
2. La aleación de la reivindicación 1, que
comprende además un máximo de 0,03% de C.
3. La aleación de la reivindicación 2, que
comprende además un máximo de 0,02% de C.
4. La aleación de la reivindicación 1, en la que
el contenido de ferrita está entre 35-55%.
5. La aleación de la reivindicación 1, que
comprende además 0,5-1,5% de Mn.
6. La aleación de la reivindicación 5, que
comprende además 5-9% de Ni.
7. La aleación de la reivindicación 1, en la que
las cantidades relativas de los elementos aleantes constituyentes
son tales que: (0,93% de Cr) + % de Mo + (4,5% de N) \geq 35.
8. La aleación de la reivindicación 1, en la que
las cantidades relativas de los elementos aleantes constituyentes
son tales que el índice PRE, definido como % de Cr + 3,3% de Mo +
16% de N, en la fase ferrita es 45,7-50,9, y el
índice PRE en la fase austenita es 51,5-55,2.
9. La aleación de la reivindicación 8, en la que
la aleación muestra un límite aparente de elasticidad bajo tensión
por encima de 760 MPa, cuando se extruye en caliente y tiene un
acabado recocido.
10. La aleación de la reivindicación 8, en la
que el contenido de N en la fase austenita no excede de 0,9%,
preferiblemente 0,8%.
11. La aleación de la reivindicación 8, en la
que el contenido de Cr en la fase austenita no excede de 30,5%.
12. La aleación de la reivindicación 8, en la
que el contenido total de N no excede de 0,50%.
13. Un tubo extrudido sin costura formado con la
aleación de la reivindicación 1, teniendo el tubo un límite aparente
de elasticidad bajo tensión que excede de 760 MPa.
14. Un tubo umbilical formado con la aleación de
la reivindicación 1.
15. Un artículo formado con la aleación de la
reivindicación 1, que posee resistencia frente a la corrosión en
agua de mar.
16. Un artículo formado con la aleación de la
reivindicación 1, que tiene una alta resistencia mecánica y una
buena resistencia a la corrosión, estando el artículo en forma de
tubo sin costura, alambre para soldadura, tubo soldado
longitudinalmente, fleje, hilo metálico, varilla, lámina, brida o
manguito de unión.
17. Una pluralidad de tubos sin costura soldados
a tope y de tubos soldados longitudinalmente, formados con la
aleación de la reivindicación 1 y enrollados en un serpentín.
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