EP4764005A1 - Austenitische bohrstrangkomponente mit hoher korrosionsbeständigkeit und hoher festigkeit und verfahren zu deren herstellung - Google Patents

Austenitische bohrstrangkomponente mit hoher korrosionsbeständigkeit und hoher festigkeit und verfahren zu deren herstellung

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EP4764005A1
EP4764005A1 EP24221698.4A EP24221698A EP4764005A1 EP 4764005 A1 EP4764005 A1 EP 4764005A1 EP 24221698 A EP24221698 A EP 24221698A EP 4764005 A1 EP4764005 A1 EP 4764005A1
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EP
European Patent Office
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austenitic
drill string
string component
alloy
component according
Prior art date
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Pending
Application number
EP24221698.4A
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English (en)
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Inventor
Rainer FLUCH
Andreas KEPLINGER
Bernd HOLPER
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Schoeller Bleckmann Precision Technology GmbH
Voestalpine Boehler Edelstahl GmbH and Co KG
Original Assignee
Schoeller Bleckmann Precision Technology GmbH
Voestalpine Boehler Edelstahl GmbH and Co KG
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Schoeller Bleckmann Precision Technology GmbH, Voestalpine Boehler Edelstahl GmbH and Co KG filed Critical Schoeller Bleckmann Precision Technology GmbH
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Priority to PCT/EP2025/088008 priority patent/WO2026132230A1/de
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Pending legal-status Critical Current

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    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/001—Austenite

Definitions

  • the invention relates to an austenitic drill string component, in particular for use in media with high corrosive attack, and a method for its production.
  • Austenitic materials are used in deep drilling technology, particularly in oil and gas fields. In these applications, it is essential to determine the borehole trajectory as precisely as possible. This applies especially to drilling operations that are not exclusively vertical or perpendicular, but also those that involve changes in direction. Accurate borehole trajectory determination is crucial for controlling the drilling process. This is typically achieved by determining the drill head's position using magnetic field probes, which utilize the Earth's magnetic field for measurement. For this purpose, certain components of the drill string are made of non-magnetic alloys. This means that sections of the drill string located in close proximity to magnetic field probes must have a relative magnetic permeability ⁇ R ⁇ 0.1.
  • Such components include, in particular, the so-called heavy bars or MWD (Measurement While Drilling) and LWD (Logging While Drilling) components, which are positioned above the actual drill head and serve, among other things, to house the corresponding measuring electronics. These applications are characterized by having a diameter greater than 80 mm and being free of precipitates right to the center.
  • MWD Measurement While Drilling
  • LWD Logging While Drilling
  • austenitic drill string components Another requirement for austenitic drill string components is that they must withstand corrosive attack.
  • the corrosion-resistant, austenitic steel alloy chosen here is... This is an alloy comprising particularly high contents of manganese, chromium, molybdenum, and nickel.
  • nitrogen is present in contents of 0.35 to 1.05 wt.%, which also contributes to corrosion resistance and is a strong austenite former.
  • the tendency to form nitrogenous precipitates, especially chromium nitride also increases.
  • manganese is used in contents of more than 19 to 30 wt.%. This is intended to ensure that pore-free materials can be produced even when solidifying under atmospheric pressure.
  • the manganese is intended to stabilize the austenitic microstructure against the formation of deformation martensite at high degrees of deformation.
  • WO 02/02837 A1 It is a corrosion-resistant material known for use in media with high chloride concentrations in oilfield technology. It is a chromium-nickel-molybdenum superaustenite characterized by comparatively low nitrogen contents but very high chromium and nickel contents.
  • chromium-nickel-molybdenum steels typically exhibit improved corrosion resistance compared to the previously mentioned chromium-manganese-nitrogen steels.
  • chromium-manganese-nitrogen steels are a relatively cost-effective alloy composition that nevertheless offers an excellent combination of strength, toughness, and corrosion resistance.
  • the aforementioned chromium-nickel-molybdenum steels achieve significantly higher corrosion resistance than chromium-manganese-nitrogen steels, but are associated with considerably higher costs due to their very high nickel content.
  • Superaustenitic alloys typically have molybdenum contents > 4 wt.% and a MARC value > 42 to achieve high corrosion resistance.
  • molybdenum increases the tendency for segregation, thus increasing susceptibility to precipitation, particularly of the brittle sigma or chi phases. Consequently, these alloys require homogenization annealing, and at molybdenum contents above 4%, remelting is even necessary to reduce segregation. Even then, the tendency for precipitation is so high that dimensions larger than 250 mm cannot be produced without precipitation due to the reduced cooling rate in the center.
  • the materials still have a magnetic permeability of ⁇ R ⁇ 1.01 even after cold forming.
  • MARC wt.% Cr + 3.3 wt.% Mo + 20 wt.% N + 20 wt.% C - 0.5 wt.% Mn.
  • a MARC value of 20 - 42 indicates a corrosion-resistant, austenitic alloy.
  • samples of the austenitic material with dimensions of 25 x 30 x 5 mm are prepared, ground, and cleaned with deionized water and acetone.
  • the sample is then placed in a test solution of 1 molar NaCl (corresponding to 58.45 g NaCl diluted with deionized water to 1 liter).
  • Electrodes and thermometers are installed in the test cell for the measurement. Initially, the test solution is kept at a constant 10°C for 10 minutes. The temperature of the test solution is then increased at 1°C/min. Time, temperature, and current density are continuously measured. The temperature is increased until the measured current density exceeds 100 ⁇ A/cm2 for one minute.
  • the CPT (temperature per maximum temperature) is defined as the temperature at which the current density exceeds 100 ⁇ A/cm2 for one minute. If the measured current density exceeds 100 ⁇ A/cm2 for one minute at the start of the experiment, the result is considered to be ⁇ 10°C.
  • Austenitic alloys are also known for their use as shipbuilding steels for submarines. These are chromium-nickel-manganese-nitrogen steels, further alloyed with niobium to stabilize the carbon. However, the latter reduces impact toughness. These steels generally contain little manganese and therefore have relatively good corrosion resistance, but they do not achieve the strength and, above all, the toughness of CrMnN alloys used for heavy bars.
  • the object of the invention is to create an austenitic drill string component which, with regard to its manganese and nickel content, represents a significantly reduced alloy design. simultaneously exhibits high corrosion resistance, high strength and toughness, as well as good paramagnetic behavior.
  • an object of the invention to provide a method for producing an austenitic drill string component which exhibits high strength and toughness and good paramagnetic behavior in addition to increased corrosion resistance.
  • the austenitic drill string component should possess a completely austenitic microstructure, in particular without carbides and/or nitrides and/or carbonitrides and/or without deformation martensite, even after cold forming, wherein the magnetic permeability ⁇ R ⁇ 1.01, preferably ⁇ R ⁇ 1.005. Since ferrite or deformation martensite exhibit magnetic behavior, they increase the permeability and are therefore to be avoided in this embodiment.
  • the process is called cold forming.
  • the yield strength Rp0.2 is greater than 900 MPa, with values greater than 1100 MPa being achieved in practice.
  • the impact energy at 20°C is greater than 80 J, with values greater than 130 J being achieved in practice.
  • the impact strength is determined by the standard DIN EN ISO 148-1.
  • the yield strength R p0,2 is determined by the standard EN-ISO 6892-1.
  • austenitic drill string components are not only made from the appropriate alloys, but that appropriate post-treatments are also carried out to ensure that a homogeneous, precipitation-free, high-strength and, in particular, high-impact alloy is present.
  • austenitic drill string components with a diameter of 80 mm to 450 mm are selected so that the minimum values of the mechanical properties, in particular the 0.2% yield strength R p0.2 and tensile strength, are sufficient to withstand the dynamically changing loads that occur.
  • the individual elements possibly in combination with the other alloying components, are described in more detail below. All information regarding the alloy composition is given in weight percent (wt%). The upper and lower limits of the individual alloying elements can be freely combined within the limits of the invention.
  • Carbon (C) is a strong austenite former and has a beneficial effect on high mechanical properties. For this reason, a lower limit of 0.05 wt.%, 0.06 wt.%, 0.07 wt.%, 0.08 wt.%, 0.09 wt.%, or 0.10 wt.% should be defined. To avoid carbide precipitates and embrittlement of the material, an upper limit of 0.30 wt.% should be selected. Preferably, a carbon content between 0.05 and 0.30 wt.% is used.
  • Silicon (Si) serves to deoxidize steel. It also increases strength through the formation of solid solutions. To achieve these effects, a lower limit of 0.05 wt.%, 0.06 wt.%, or 0.07 wt.% is required. However, if silicon is added in excessive amounts, there is a risk of intermetallic phase formation. Since silicon is also a ferrite former, the upper limit is defined by a safety margin. Specifically, silicon can be added in amounts of ⁇ 0.50 wt.%, ⁇ 0.45 wt.%, ⁇ 0.40 wt.%, ⁇ 0.35 wt.%, or ⁇ 0.30 wt.%. A particularly preferred range lies between 0.05 and 0.30 wt.%.
  • Manganese (Mn) increases nitrogen solubility. It was previously assumed that manganese contents of more than 19.00 wt.%, ideally more than 20 wt.%, were necessary for high nitrogen solubility. Surprisingly, with the present alloy, it has been found that high nitrogen solubility is also achieved with low manganese contents, without... that expensive printing with embroidery becomes necessary.
  • the lower limit for manganese is 8.50 wt.%.
  • the upper limit for manganese is 13.00 wt.%. This is a remarkably low value compared to high-nitrogen materials according to the prior art.
  • a manganese content between 8.50 and 13.00 wt.% is provided. A particularly preferred range lies between 9.50 and 13.00 wt.%.
  • the addition of copper (Cu) proves advantageous for resistance in sulfuric acid.
  • copper values > 0.50 wt.% increase the tendency for chromium nitride precipitation, which in turn negatively affects corrosion properties. Therefore, the upper limit is set at 0.50 wt.%, 0.15 wt.%, or 0.10 wt.%.
  • the copper content can also be chosen so that it is below the detection limit, meaning no deliberate addition of copper.
  • Chromium (Cr) increases the corrosion resistance of the alloy and is also essential for maintaining nitrogen solubility. For improved corrosion resistance, chromium contents of 17.00 wt.% or more are necessary. According to the invention, at least 18.00 wt.% and at most 22.50 wt.% chromium are present. This optimally influences the resistance to pitting and stress corrosion cracking.
  • the lower limit for chromium is 18.00 wt.%, 18.50 wt.%, 19.00 wt.%, 19.50 wt.%, or 20.00 wt.%.
  • the upper limit for chromium can be 22.50 wt.% or 22.00 wt.%.
  • a chromium content between 18.00 and 22.50 wt.% is provided. A particularly preferred range lies between 20.00 and 22.00 wt.%.
  • Molybdenum (Mo) contributes significantly to corrosion resistance in general and pitting corrosion resistance in particular.
  • a lower limit of 0.50 wt.%, 0.60 wt.%, 0.70 wt.%, 0.80 wt.%, 0.90 wt.%, 1.00 wt.%, 1.10 wt.%, 1.20 wt.%, 1.30 wt.%, 1.40 wt.%, or 1.50 wt.% is required.
  • molybdenum contents > 5.00 wt.% necessitate electroslag remelting (ESR) or pressure electroslag remelting. (DESU) is absolutely necessary to prevent segregation.
  • a maximum of 5.00 wt.%, 4.50 wt.%, or 4.00 wt.% molybdenum is added.
  • a molybdenum content between 0.50 and 5.00 wt.% is used.
  • a particularly preferred range is between 1.50 and 4.00 wt.%.
  • Tungsten (W) has the same properties as molybdenum, thus contributing to increased corrosion resistance and strength.
  • the upper limit for the tungsten content can be 3.00 wt.%, 2.00 wt.%, or 1.00 wt.%. Due to the additional alloying of molybdenum, a lower limit for the tungsten content is not required.
  • Nickel (Ni) improves stress corrosion cracking resistance in chloride-containing media. Nickel is also an austenite-stabilizing element. To utilize the positive effects of nickel, a lower limit of 0.50 wt.%, 1.00 wt.%, 1.50 wt.%, 2.00 wt.%, or 2.10 wt.% is required. With increasing nickel content, the driving force for precipitation formation also increases. At the given carbon and nitrogen levels, this would lead to undesirable carbide, nitride, and/or carbonitride precipitation. For this reason, the upper limit for nickel is chosen to be 6.00 wt.%, 5.50 wt.%, 5.00 wt.%, or 4.50 wt.%. Preferably, a nickel content between 0.50 and 6.00 wt.% or 1.50 and 5.50 wt.% is provided. A particularly preferred range lies between 2.00 and 5.50 wt.%.
  • Co Co
  • the upper limit for cobalt is 0.50 wt%, 0.40 wt%, 0.30 wt%, 0.20 wt%, or 0.10 wt%.
  • the cobalt content can also be chosen so that it is below the detection limit (i.e., no deliberate addition of cobalt).
  • Nitrogen is added to ensure high strength. Furthermore, nitrogen contributes to corrosion resistance and is a strong austenite former. Therefore, nitrogen contents higher than 0.40 wt%, and especially higher than 0.45 wt%, are advantageous. However, to avoid nitrogenous precipitates, particularly chromium nitride, the upper limit of the The nitrogen content is limited to 0.80 wt.%, 0.75 wt.%, or 0.70 wt.%. It has been shown that, despite the very low manganese content compared to known alloys, these high nitrogen contents can be achieved in the alloy without pressure nitrogenation. A nitrogen content between 0.40 and 0.80 wt.% is preferred. A particularly preferred range is between 0.45 and 0.70 wt.%.
  • the ratio according to formula A ensures a completely austenitic microstructure and sufficient strength.
  • the manganese content is reduced to improve pitting corrosion resistance.
  • reducing the manganese content also results in a reduction of the austenite stabilizers. This is compensated for by increasing the carbon content.
  • the carbon as an interstitially dissolved element, ensures the required strength and also increases the solubility of nitrogen in the austenite.
  • the ratio of (C + N) in the range of 0.60 to 0.90 is particularly advantageous: 0.60 ⁇ (C + N) ⁇ 0.90.
  • the ratio according to formula B is particularly advantageous for this drill string component, as it has a positive effect on the precipitation behavior.
  • thermokinetics of precipitation formation is surprisingly positively influenced.
  • precipitation can occur, potentially forming M23C6 and/or M2N .
  • the metal-to-carbon ratio is approximately 4:1, while in the nitride M2N , the metal-to-nitrogen ratio is 2 :1.
  • the carbide tends to have a higher precipitation potential, but due to the abundance of dissolved nitrogen atoms, the precipitation processes inhibit each other, and precipitation is delayed. Water quenching is required after the final hot forming step or an optional solution annealing. This ensures that the drill string component is produced without precipitation.
  • Precipitation-free in this context means that no precipitates such as carbides, carbonitrides, or nitrides are present.
  • the ratio of (C / N) is particularly advantageous in the ranges 0.10 to 0.48: 0.10 ⁇ (C / N) ⁇ 0.48.
  • boron, aluminum and sulfur may be included as additional alloying elements.
  • the alloying elements vanadium and titanium are not necessarily present in the steel alloy in question. Although these elements have a positive effect on the solubility of nitrogen. This contributes to ensuring high nitrogen solubility even in their absence.
  • Niobium should not be included in the alloy, as concentrations above 0.015 wt.% can lead to the precipitation of niobium carbides or niobium carbonitrides. For austenitic alloys used in particularly corrosive environments, these precipitates have a detrimental effect; the preferential precipitation at grain boundaries reduces impact toughness. Niobium is typically used only for carbon bonding, which is undesirable in this alloy embodiment. Niobium contents up to 0.03 wt.% are still tolerable, but should not exceed the content of unavoidable impurities.
  • the invention thus relates to an austenitic drill string component comprising (all values in wt.%) the following elements: Carbon (C) 0.05 - 0.30 Silicon (Si) 0.05 - 0.50 Manganese (Mn) 8.50 - 13.00 Phosphorus (P) ⁇ 0.05 Sulfur (S) ⁇ 0.005 Chromium (Cr) 18.00 - 22.50 Molybdenum (Mo) 0.50 - 5.00 Nickel (Ni) 0.50 - 6.00 Vanadium (V) ⁇ 0.50 Wolfram (W) ⁇ 3.00 Copper (Cu) ⁇ 0.50 Cobalt (Co) ⁇ 0.50 Titanium (Ti) ⁇ 0.50 Aluminum (Al) ⁇ 0.50 Niobium (Nb) ⁇ 0.03 Boron (B) ⁇ 0.01 Nitrogen (N) 0.40 - 0.80
  • Residual iron and unavoidable impurities whereby the following applies: 0,55 ⁇ C + N ⁇ 0,95 0,07 ⁇ C/N ⁇ 0,50 and where formula A is given in wt.% and formula B is dimensionless.
  • drill string component is completely austenitic after cold forming, i.e., free of deformation martensite and/or carbides and/or carbonitrides and/or nitrides.
  • the chromium content is 19.5 - 22.5 wt.%, particularly preferably 20 - 22.5 wt.%.
  • CPT Critical Pitting Temperature
  • nickel content should be 0.50 - 5.5 wt.%, preferably 1.5 - 5.5 wt.%.
  • nickel content should be 2.0 - 5.5 wt.%.
  • the austenitic alloy is obtained through secondary metallurgical treatment of the melt, casting into blocks, immediately followed by hot forging, cold forging and, if necessary, further mechanical processing.
  • the invention further relates to a method for producing an austenitic drill string component, wherein an alloy comprising the following components (all values in wt.%): Carbon (C) 0.05 - 0.30 Silicon (Si) 0.05 - 0.50 Manganese (Mn) 8.50 - 13.00 Phosphorus (P) ⁇ 0.05 Sulfur (S) ⁇ 0.005 Chromium (Cr) 18.00 - 22.50 Molybdenum (Mo) 0.50 - 5.00 Nickel (Ni) 0.50 - 6.00 Vanadium (V) ⁇ 0.50 Wolfram (W) ⁇ 3.00 Copper (Cu) ⁇ 0.50 Cobalt (Co) ⁇ 0.50 Titanium (Ti) ⁇ 0.50 Aluminum (Al) ⁇ 0.50 Niobium (Nb) ⁇ 0.03 Boron (B) ⁇ 0.01 Nitrogen (N) 0.40 - 0.80
  • Residual iron and unavoidable impurities whereby the following applies: 0,55 ⁇ C + N ⁇ 0,95 0,07 ⁇ C/N ⁇ 0,50 and where formula A is given in wt.% and formula B is dimensionless, is melted and subsequently treated by secondary metallurgy, the alloy thus obtained is cast into blocks and allowed to solidify, with remelting if necessary, The material is then heated and immediately hot-formed by forging, with water quenching following the last hot-forming step, and the forgings are subjected to further cold forming and subsequent mechanical processing after cooling.
  • Further training involves hot forming in several stages, during which the block is reheated, and after the last hot forming stage, solution annealing at 1050 to 1200°C for a duration of 0.5 to 12 hours, if necessary. Water quenching follows the last hot forming stage and/or solution annealing.
  • the cold-formed, austenitic drill string component has a final diameter of 80 to 450 mm.
  • the first column of the table in Figure 1 Figure 1 shows the elemental composition of the austenitic drill string component according to the invention, which is characterized by increased corrosion resistance, high strength and toughness, and good paramagnetic behavior. These latter positive properties are achievable if the contents of the respective elements are within the limit ranges specified in the second column and satisfy formulas A (0.55 ⁇ (C + N) ⁇ 0.95) and B (0.07 ⁇ (C / N) ⁇ 0.50), although not all alloying elements are necessarily present.
  • nitrogen values above 0.40 wt.% can be achieved despite the low contents of nitrogen solubility-promoting elements, such as manganese, without a special nitrogenization process such as pressure electroslag remelting (DESU) or melting in a vacuum melting furnace under a nitrogen atmosphere.
  • nitrogen solubility-promoting elements such as manganese
  • FIG. 2 The figure shows a highly schematic representation of a possible process for manufacturing the drill string component according to the invention.
  • the material In the vacuum induction melting unit (VID), the material is simultaneously melted and undergoes secondary metallurgical treatment.
  • the melt can be melted in the electric arc furnace (EAF) and subsequently undergo secondary metallurgical treatment in the AOD (argon oxygen decarburization) converter.
  • EAF electric arc furnace
  • AOD argon oxygen decarburization
  • the molten metal is treated.
  • the molten metal is poured into molds (ingots) and solidifies there into blocks.
  • the solidified blocks are hot-formed.
  • "Immediately" in the context of the invention means that no additional remelting process, such as electroslag remelting (ESR) or pressure electroslag remelting (PER), is necessary.
  • ESR electroslag remelting
  • PER pressure electroslag remelting
  • the advantage of the drill string component according to the invention is that homogenization annealing or remelting is not necessary.
  • the hot forming process then proceeds in several stages. After the final stage, solution annealing at 1050–1200°C for 0.5–12 hours can be performed if required. Water quenching follows either the final stage or the solution annealing. This special process step allows critical temperature ranges to be traversed more quickly and prevents the formation of grain boundary precipitates and/or carbides and/or nitrides and/or carbonitrides. Further cold forming steps, such as forging on a long forging machine, are then carried out to determine the final properties, with the diameter of the final products ranging from 80 to 450 mm.
  • mechanical processing takes place, which can be, for example, turning or peeling.
  • the present austenitic drill string component can be found not only via the described and especially in Figure 2
  • the alloy can be produced not only by a schematically depicted manufacturing route, but also by a powder metallurgical production route, whereby the advantageous properties of the alloy can also be achieved.
  • FIG. 3 Three different variants of the drill string components and compositions according to the invention are shown, which satisfy formulas A and B.
  • two reference examples (D and E) are shown, which do not satisfy both formulas A and B and also other than the intended composition, and another reference example F which fulfills formulas A and B, but whose chromium and nickel content falls outside the specified chemical analysis.
  • All six alloys investigated were produced using the same process. All alloys were melted in a vacuum induction melting unit (VID) and subjected to secondary metallurgical treatment. The molten metal was then poured into molds (ingots) where it solidified into ingots. These ingots were subsequently hot-formed in several stages on the P52 forging press. All alloys were then subjected to solution annealing at 1100°C for 8 hours. This was followed by water quenching and an initial characterization of their properties. Cold forming then took place on the long forging press. All alloys were cold-formed to a final diameter of 200 mm, with a cold forming degree of 15% for all alloys. A final characterization of the properties was then performed. To characterize the mechanical properties, samples were taken every 25 mm below the outer surface.
  • VIP vacuum induction melting unit
  • FIG 4 An isothermal phase diagram for alloy B (calculated with the program ThermCalc 2024a, database TCFE 12 at 1100°C) is shown.
  • the phase diagram consists of the phase components austenite (face-centered cubic, FCC), ferrite (body-centered cubic, BCC), M23C6 , M77C3 , and M25N , and a gas phase (gas).
  • the ratio (C / N) is plotted on the secondary axis.
  • the aim of the alloys according to the invention is to be in the stable austenite phase.
  • alloys Compared to alloy B (2.14 wt% Ni), both alloys have a considerably higher nickel content (alloy A: 5.45 wt% Ni, alloy C: 4.09 wt% Ni). Due to the austenite-stabilizing effect of nickel, these alloys also exhibit pure austenite at 1100°C. In alloys D and E, the BCC phase and the undesired carbide precipitates are present in the calculated phase diagram. A comparison between alloy F and alloy B is not valid due to the nickel content of 8.0 wt% in alloy F. The high nickel content increases the driving force for precipitation formation so strongly that carbide precipitates occur.
  • the microstructure including individual phases, can be examined using a scanning electron microscope (SEM) at 20,000x magnification.
  • SEM scanning electron microscope
  • a sample (10 x 10 mm) is cut from the formed block with a diameter of 80–450 mm, preferably directly. from the center, as the center of the deformed block is of particular interest for characterization.
  • the samples are then ground and polished. Additional etching allows for better identification of the phases.
  • the phases to be determined are austenite, ferrite, deformation-induced martensite, carbides, nitrides, and carbonitrides.
  • alloys A to C consistently shows an austenitic matrix. They are free of carbides, carbonitrides, nitrides, and/or deformation martensite. Alloy D deviates significantly from formulas A and B, with a (C + N) ratio of 0.52 wt.%, which is below the intended limit of 0.55 to 0.95 wt.%. Furthermore, the (C / N) ratio of 0.70 also deviates considerably from the intended limit of 0.07 ⁇ (C / N) ⁇ 0.50. These deviations, combined with the 200 mm diameter, lead to the formation of carbide inclusions in the alloy. This makes the alloy very poorly suited for corrosion resistance in aggressive media. In alloy E, the (C / N) ratio was increased even further to investigate its effects. This resulted in even worse corrosion behavior and a significantly higher carbide content in the microstructure.
  • the invention is advantageous in that the austenitic drill string component with good corrosion resistance has been created with very low manganese and nickel content.
  • the austenitic drill string component with good corrosion resistance has been created with very low manganese and nickel content.
  • carbon and nitrogen according to the ratios described by formulas A and B it has been possible to produce a completely austenitic alloy without inclusions, such as carbides or carbonitrides.
  • Nitride or deformation methylenesite can be manufactured that exhibits both high strength and good paramagnetic behavior; even after cold forming, a perfectly austenitic microstructure with a magnetic permeability of ⁇ r ⁇ 1.005 is present. Additionally, corrosion resistance, measured by the critical pitting temperature, has been improved.

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Abstract

Austenitische Bohrstrangkomponente, welcher eine Zusammensetzung umfassend oder bestehend aus den folgenden Elementen aufweist (alle Angaben in Gew.-%):ElementeKohlenstoff (C)0,05 - 0,30Silizium (Si)< 0,50Mangan (Mn)8,50 - 13,00Phosphor(P)< 0,05Schwefel (S)< 0,005Chrom (Cr)18,00 - 22,50Molybdän (Mo)0,50 - 5,00Nickel (Ni)0,50 - 6,00Vanadium (V)< 0,50Wolfram (W)< 3,00Kupfer (Cu)< 0,50Kobalt (Co)< 0,50Titan (Ti)< 0,50Aluminium (Al)< 0,50Niob (Nb)< 0,03Bor (B)< 0,01Stickstoff (N)0,40 - 0,80Rest Eisen sowie unvermeidbare Verunreinigungen,wobei gilt: 0,55≤C+N≤0,950,07≤C/N≤0,50 und wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind.

Description

  • Die Erfindung betrifft eine austenitische Bohrstrangkomponente, insbesondere zur Verwendung in Medien mit hohem korrosivem Angriff und ein Verfahren zu deren Herstellung.
  • Austenitische Werkstoffe werden in der Tiefbohrtechnik, insbesondere in der Ölfeld- oder Gasfeldtechnik eingesetzt. Dort ist es notwendig, einen Bohrlochverlauf möglichst exakt festzustellen. Dies betrifft insbesondere auch Bohrungen, bei denen nicht ausschließlich senkrecht oder lotrecht gebohrt wird, sondern auch Bohrungen, bei denen Richtungsänderungen im Verlauf der Bohrung vorgesehen sind. Hierzu ist es notwendig, den Bohrlochverlauf möglichst exakt festzustellen, um den Bohrlochverlauf entsprechend steuern zu können. Dies erfolgt üblicherweise durch Bestimmung der Lage des Bohrkopfes mit Hilfe von Magnetfeldsonden, bei welchen das magnetische Feld der Erde zur Messung genutzt wird. Hierfür sind bestimmte Komponenten des Bohrstranges aus nicht-magnetischen Legierungen gefertigt. Dies bedeutet, dass üblicherweise in unmittelbarer Nähe von Magnetfeldsonden befindliche Teile von Bohrsträngen eine relative magnetische Permeabilität µR<0,1 besitzen müssen.
  • Solche Teile sind insbesondere die sogenannten Schwerstangen oder MWD- (Measurement While Drilling) und LWD- (Logging While Drilling) Teile, die oberhalb des eigentlichen Bohrkopfes angeordnet sind und unter anderem dazu dienen, die entsprechende Messelektronik aufzunehmen. Diese Anwendungen zeichnen sich besonders dadurch aus, dass sie einen Durchmesser > 80 mm besitzen und bis ins Zentrum ausscheidungsfrei vorliegen.
  • Eine weitere Anforderung an austenitische Bohrstrangkomponenten ist aber auch, dass diese einem korrosiven Angriff widerstehen.
  • In der AT 412 727 B wird eine superaustenitische Legierung als Bohrstrangkomponente offenbart. Bei der hier gewählten korrosionsbeständigen, austenitischen Stahllegierung handelt es sich um eine Legierung, die insbesondere hohe Gehalte an Mangan, Chrom und Molybdän sowie Nickel umfasst. Um eine hohe Festigkeit einzustellen, ist Stickstoff in Gehalten von 0,35 bis 1,05 Gew.-% vorhanden, wobei Stickstoff auch zur Korrosionsbeständigkeit beitragen soll und ein starker Austenitbildner ist. Allerdings steigt mit zunehmendem Stickstoffgehalt auch die Neigung zur Bildung von stickstoffhaltigen Ausscheidungen, insbesondere Chromnitrid. Um diese hohe Stickstofflöslichkeit zu erzielen, wird insbesondere Mangan in Gehalten von mehr als 19 bis 30 Gew.-% vorgesehen. Dies soll gewährleisten, dass porenfreie Werkstoffe auch beim Erstarren unter Atmosphärendruck herstellbar sind. Im Übrigen soll das Mangan bei hohen Verformungsgraden das Austenitgefüge gegen die Bildung von Umformmartensit stabilisieren.
  • Aus der EP 1 069 202 A1 ist ein paramagnetischer, korrosionsbeständiger, austenitischer Stahl mit hoher Dehngrenze, Festigkeit und Zähigkeit bekannt, der insbesondere in Medien mit hoher Chloridkonzentration korrosionsbeständig sein soll, wobei dieser Stahl 0,6 bis 1,4 Gew.-% Stickstoff enthält. Zudem sind 17 bis 24 Gew.-% Chrom sowie Mangan enthalten.
  • Aus der EP 4 279 628 A1 ist ein nichtmagnetischer austenitischer Edelstahl bekannt, der eine reine austenitische Struktur aufweist. Um diese Struktur zu gewährleisten, wird ein Gehalt von Nickel zwischen 9 und 15 Gew.-% zugesetzt. Dies macht den Werkstoff in seiner Herstellung sehr teuer.
  • Aus der EP 2 455 508 B1 ist ein austenitischer, korrosionsbeständiger Stahl mit verringerten Mangangehalten (8 bis 12 Gew.-%), sowie einem Verhältnis von (C + N), welches sich zwischen 0,6 und 1 Gew.-% befindet, bekannt. Ferner wird offenbart, dass mindestens 0,3 Gew.- % Stickstoff in der Legierung enthalten sein müssen. Durch den geringeren Gehalt an Mangan wird ein aufwändiges Aufschmelzen in einem Vakuumschmelzofen unter Stickstoffatmosphäre notwendig, um den erforderlichen Stickstoffgehalt in der Stahllegierung einstellen zu können. Außerdem wird in den angegebenen Beispielen offenbart, dass sich mehr Kohlenstoff als Stickstoff in der austenitischen Legierung befindet.
  • Aus der WO 02/02837 A1 ist ein korrosionsbeständiger Werkstoff für die Anwendung in Medien mit hoher Chloridkonzentration in der Ölfeldtechnik bekannt. Hierbei handelt es sich um einen Chromnickelmolybdänsuperaustenit, der mit vergleichsweise niedrigen Stickstoffgehalten, jedoch sehr hohen Chrom- und Nickelgehalten ausgebildet ist.
  • Diese Chromnickelmolybdänstähle besitzen gegenüber den zuvor genannten Chrommanganstickstoffstählen üblicherweise ein verbessertes Korrosionsverhalten. Insgesamt sind Chrommanganstickstoffstähle eine eher kostengünstige Legierungszusammensetzung, die gleichwohl eine hervorragende Kombination aus Festigkeit, Zähigkeit und Korrosionsbeständigkeit bietet. Die genannten Chromnickelmolybdänstähle erreichen wesentlich höhere Korrosionsbeständigkeiten als Chrommanganstickstoffstähle, sind jedoch aufgrund des sehr hohen Nickelgehaltes mit wesentlich höheren Kosten verbunden.
  • Superaustenite weisen für gewöhnlich Molybdängehalte > 4 Gew.-% auf, und haben einen MARC Wert von > 42, um hohe Korrosionsbeständigkeiten zu erreichen. Jedoch erhöht Molybdän die Neigung zu Seigerung und bedingt somit eine erhöhte Anfälligkeit für Ausscheidungen, insbesondere der spröden Sigma- oder Chi-Phasen. Dies hat zur Folge, dass diese Legierungen eine Homogenisierungsglühung benötigen bzw. bei Werten über 4% Molybdän sogar ein Umschmelzen zur Reduzierung der Seigerung notwendig ist. Selbst dann ist die Neigung für Ausscheidungen derart hoch, dass Abmessungen größer 250 mm auf Grund der reduzierten Abkühlgeschwindigkeit im Zentrum nicht ausscheidungsfrei dargestellt werden können.
  • Grundsätzlich ist es notwendig, dass die Werkstoffe auch nach einer Kaltverformung noch eine magnetische Permeabilität in Höhe µR < 1,01 aufweisen.
  • Außerdem haben derartige superaustenitische Stähle üblicherweise eine Dehngrenze Rp0,2 von 140 KSI = 965 MPa nach der Kaltverformung.
  • Ein Kennwert für die Korrosionsbeständigkeit ist unter anderem der sogenannte PREN16-Wert. Zudem ist es üblich, die sogenannte pitting equivalent number mittels MARCOPT zu definieren:
    MARC = Gew.-%Cr + 3,3*Gew.-%Mo + 20*Gew.-%N + 20*Gew.-%C - 0,5*Gew.-%Mn. Bei einem MARC-Wert von 20 - 42 handelt es sich um eine korrosionsbeständige, austenitische Legierung.
  • Ein weiterer Kennwert für die Korrosionsbeständigkeit gegen die Lochfraßkorrosion ist durch die Norm ASTM G150: Critical Pitting Temperature Test for stainless steel gegeben.
  • Für die Durchführung werden Proben aus dem austenitischen Werkstoff mit einem Probenformat von 25 x 30 x 5 mm gefertigt, geschliffen, und mit De-ionisierenden Wasser und Aceton gereinigt. Zur Prüfung kommt die Probe in eine Prüflösung aus 1Molarer NaCl (entspricht 58,45g NaCl mit de-ionisierenden Wasser auf 1l auffüllen). Für die Messung werden Elektroden und Thermometer in die Prüfzelle eingebaut. Zu Beginn wird die Prüfflüssigkeit für 10 Minuten auf konstante 10°C eingestellt. Danach beginnt die Temperaturerhöhung der Probeflüssigkeit mit 1°C/min. Danach wird die Zeit, Temperatur und Stromdichte ständig gemessen. Die Temperatur wird so lange erhöht, bis die gemessene Stromdichte 100 µA/cm2 für eine Minute überschreitet.
  • Nach der ASTM G150 ist die CPT definiert als die Temperatur, bei der die Stromdichte 100 µA/cm2 für eine Minute überschreitet. Wird bei Start des Experimentes die gemessene Stromdichte 100 µA/cm2 für eine Minute überschritten gilt als Ergebnis < 10°C.
  • Austenitische Legierungen sind auch für die Verwendung als Schiffbaustähle für Unterseeboote bekannt, wobei es sich hierbei um Chromnickelmanganstickstoffstähle handelt, die zudem mit Niob legiert sind, um den Kohlenstoff zu stabilisieren. Letzteres vermindert jedoch die Kerbschlagzähigkeit. Diese Stähle besitzen grundsätzlich wenig Mangan und hierdurch eine relativ gute Korrosionsbeständigkeit, erreichen jedoch nicht die Festigkeit und vor allem nicht die Zähigkeit von CrMnN Legierungen, die als Schwerstangen eingesetzt werden.
  • Aufgabe der Erfindung ist es, eine austenitische Bohrstrangkomponente zu schaffen, die in Bezug auf ihren Mangan- und Nickelgehalt ein deutlich reduziertes Legierungsdesign bei gleichzeitig hoher Korrosionsbeständigkeit, hoher Festigkeit und Zähigkeit sowie gutem paramagnetischen Verhalten aufweist.
  • Die Aufgabe wird mit einer austenitischen Bohrstrangkomponente mit den Merkmalen des Anspruchs 1 gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen sind in Unteransprüchen gekennzeichnet.
  • Es ist darüber hinaus eine Aufgabe der Erfindung, ein Verfahren zum Herstellen einer austenitischen Bohrstrangkomponente, der bei erhöhter Korrosionsbeständigkeit eine hohe Festigkeit und Zähigkeit und ein gutes paramagnetisches Verhalten zeigt, zu schaffen.
  • Die Aufgabe wird mit einem Verfahren mit den Merkmalen des Anspruchs 12 gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen sind in den hiervon abhängigen Unteransprüchen gekennzeichnet.
  • Wenn nachfolgend Prozentangaben gemacht werden, sind dies immer Gew.-% (Gewichtsprozent).
  • Erfindungsgemäß soll die austenitische Bohrstrangkomponente ein vollkommen austenitisches Gefüge insbesondere ohne Karbide und/oder Nitride und/oder Karbonitride und/oder ohne Verformungsmartensit auch nach der Kaltumformung besitzen, wobei die magnetische Permeabilität µR < 1,01 bevorzugt µR < 1,005 liegt. Da Ferrit oder Verformungsmartensit ein magnetisches Verhalten zeigen, erhöhen sie die Permeabilität und sind daher in dieser Ausführungsform zu vermeiden.
  • Nach dem Warmumformschritt, dem der Gussblock unterworfen wurde, liegt die Dehngrenze bei Rp0,2> 450 MPa und die Kerbschlagarbeit ist bei 20°C größer 250 J.
  • Nach dem Warmumformen kommt es zu dem sogenannten Kaltumformen. Darunter versteht man das plastische Umformen von Legierungen unterhalb der Rekristallisationstemperatur, wodurch eine Festigkeitssteigerung, die sogenannte Kaltverfestigung, eintritt. Der Umformgrad beim plastischen Umformen (auch Kaltverfestigungsgrad genannt) ist wie folgt definiert:
    (Ausgangsfläche A0 - Endfläche A1) / Ausgangsfläche A0. Wenn die Ausgangsfläche 100mm2 und die Endfläche 40 mm2 beträgt, berechnet sich der Umformgrad nach der Formel: (100-40)/100 =0,6 oder 60%. Nach der Kaltverfestigung mit einem Umformgrad von 10 - 90% liegt die Dehngrenze Rp0,2 größer 900 MPa, wobei in der Praxis Werte größer 1100 MPa erreicht werden. Die Kerbschlagarbeit bei 20°C ist größer als 80J, wobei in der Praxis Werte größer 130 J erreicht werden.
  • Die Kerbschlagarbeit wird durch die Norm DIN EN ISO 148-1 bestimmt.
  • Die Dehngrenze Rp0,2 wird durch die Norm EN-ISO 6892-1 bestimmt.
  • Zum Zwecke der Erhöhung der Korrosionsbeständigkeit wird der Chromgehalt erhöht, insbesondere um dem Angriff in Medien mit hoher Chloridkonzentrationen zu widerstehen. Außerdem wird der Mangangehalt in der Legierung gesenkt. Das hat zusätzlich den positiven Effekt, dass der korrosive Angriff der Schwingungsrisskorrosion minimiert wird, und somit die theoretische Standzeit steigt. Um sicherzustellen, dass die austenitische Bohrstrangkomponente nicht magnetisch ist, ist man darauf angewiesen, nicht-ferritische Stahllegierungen zu verwenden. Dadurch, dass Chrom erhöht und zugleich Mangan gesenkt wird, muss die austenitische Bohrstrangkomponente durch die übrigen austenitbildenden Elemente Nickel, Stickstoff, Kobalt und Kohlenstoff eingestellt werden. Dabei hat sich aus empirischen Untersuchungen ergeben, dass es besonders vorteilhaft ist, wenn die Formeln A = 0,55 ≤ (C + N) ≤ 0,95 und B =0,07 ≤ (C / N) ≤ 0,50 gelten. Damit kann sichergestellt werden, dass es sich bei dem Gefüge um eine rein austenitische Struktur handelt, die die erforderliche Festigkeit erfüllt und außerdem frei von Einschlüssen wie Karbiden und/oder Carbonitriden und/oder Nitriden und/oder Verformungsmartensit ist.
  • Darüber hinaus ist es wichtig, dass derartige austenitische Bohrstrangkomponenten nicht nur aus den entsprechenden Legierungen gefertigt sind, sondern dass auch über entsprechende Nachbehandlungen sichergestellt wird, dass eine homogene, ausscheidungsfreie, hochfeste und insbesondere hochschlagzähe Legierung vorliegt.
  • Daher sind derartige austenitische Bohrstrangkomponenten mit einem Durchmesser von 80 mm bis 450 mm so gewählt, dass die Mindestwerte der mechanischen Eigenschaften, insbesondere der 0,2% Dehngrenze Rp0,2 und Zugfestigkeit den auftretenden, dynamisch wechselnden Belastungen gewachsen sind.
  • Im Folgenden werden die jeweiligen Elemente, gegebenenfalls im Zusammenwirken mit den übrigen Legierungsbestandteilen, näher beschrieben. Alle Angaben bzgl. der Legierungszusammensetzung werden in Gewichtsprozent (Gew.-%) angeführt. Obere und untere Grenzen der einzelnen Legierungselemente können innerhalb der erfindungsgemäßen Grenzen frei miteinander kombiniert werden.
  • Kohlenstoff (C) ist ein starker Austenitbildner und wirkt sich in Bezug auf hohe mechanische Kennwerte günstig aus. Aus diesem Grund sollte eine Untergrenze von 0,05 Gew.-% oder 0,06 Gew.-% oder 0,07 Gew.-% oder 0,08 Gew.-% oder 0,09 Gew.-% oder 0,10 Gew.-% definiert werden. Im Hinblick auf eine Vermeidung von karbidischen Ausscheidungen und einer Versprödung des Werkstoffes ist eine Obergrenze von 0,30 Gew.-% zu wählen. Vorzugsweise ist ein Kohlenstoffgehalt zwischen 0,05 und 0,30 Gew.-% vorgesehen.
  • Silizium (Si) dient der Desoxidation des Stahls. Außerdem wirkt es festigkeitssteigernd durch eine Mischkristallbildung. Damit diese Effekte hervorgerufen werden können ist eine Untergrenze von 0,05 Gew.-% oder 0,06 Gew.-% oder 0,07 Gew.-% erforderlich. Wird Silizium aber in zu großen Mengen zulegiert, besteht die Gefahr der Ausbildung von intermetallischen Phasen. Da Silizium überdies ein Ferritbildner ist, wird die Obergrenze mit einem Sicherheitsbereich gewählt. Insbesondere kann Silizium in Gehalten von < 0,50 Gew.-% oder < 0,45 Gew.- % oder < 0,40 Gew.-% oder < 0,35 Gew.-% oder < 0,30 Gew.-% zulegiert werden. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 0,05 und 0,30 Gew.-%
  • Mangan (Mn) erhöht die Stickstofflöslichkeit. Bislang wurde angenommen, dass Mangangehalte von mehr als 19,00 Gew.-%, möglichst mehr als 20 Gew.-% für eine hohe Stickstofflöslichkeit notwendig sind. Überraschenderweise hat sich bei der vorliegenden Legierung ergeben, dass auch mit niedrigen Mangangehalten eine hohe Stickstofflöslichkeit erzielt wird, ohne dass eine teure Druckaufstickung notwendig wird. Die untere Grenze für Mangan liegt bei 8,50 Gew.-%. Die obere Grenze für Mangan liegt bei 13,00 Gew.-%. Dies ist gegenüber hoch stickstoffhältigen Werkstoffen nach dem Stand der Technik ein ausgesprochen niedriger Wert. Vorzugsweise ist ein Mangangehalt zwischen 8,50 und 13,00 Gew.-% vorgesehen. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 9,50 und 13,00 Gew.-%.
  • Laut Literatur erweist sich das Zulegieren von Kupfer (Cu) als vorteilhaft für die Beständigkeit in Schwefelsäure. Allerdings hat sich gezeigt, dass Kupfer bei Werten > 0,50 Gew.-% die Neigung zur Ausscheidung von Chromnitriden erhöht, was sich wiederum negativ auf die Korrosionseigenschaften auswirkt. Hier wird daher der obere Grenzwert auf 0,50 Gew.-% oder 0,15 Gew.-% oder 0,10 Gew.-% festgelegt. Der Kupfergehalt kann auch so gewählt werden, dass er sich unter der Nachweisgrenze befindet. Das heißt also keine bewusste Zulegierung von Kupfer.
  • Chrom (Cr) erhöht die Korrosionsbeständigkeit der Legierung und ist zudem unabdingbar für das Aufrechterhalten der Stickstofflöslichkeit. Für eine bessere Korrosionsbeständigkeit sind Chromgehalte von 17,00 Gew.-% oder mehr notwendig. Nach der Erfindung sind mindestens 18,00 Gew.-% und höchstens 22,50 Gew.-% Chrom enthalten. So wird die Beständigkeit gegen Lochfraß und Spannungsrisskorrosion optimal beeinflusst. Die untere Grenze für Chrom liegt bei18,00 Gew.-% oder 18,50 Gew.-% oder 19,00 Gew.-% oder 19,50 Gew.-% oder 20,00 Gew.-%. Die obere Grenze für Chrom kann bei 22,50 Gew.-% oder 22,00 Gew.-% gewählt werden. Vorzugsweise ist ein Chromgehalt zwischen 18,00 und 22,50 Gew.-% vorgesehen. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 20,00 und 22,00 Gew.-%.
  • Molybdän (Mo) trägt wesentlich zur Korrosionsbeständigkeit im Allgemeinen und zur Lochfraßkorrosionsbeständigkeit im Besonderen bei. Um diesen positiven Effekt von Mo auszunützen ist eine Untergrenze von 0,50 Gew.-%, oder 0,60 Gew.-%, oder 0,70 Gew.-%, oder 0,80 Gew.- %, oder 0,90 Gew.-%, oder 1,00 Gew.-%, oder 1,10 Gew.-%, oder 1,20 Gew.-%, oder 1,30 Gew.-%, oder 1,40 Gew.-% oder, 1,50 Gew.-% erforderlich. Gehalte an > 5,00 Gew.-% Molybdän machen jedoch eine Elektroschlacke-Umschmelzung (ESU) oder eine Druck-Elektroschlacke-Umschmelzung (DESU) zwingend notwendig, um Seigerungen auszuschließen. Derartige Umschmelzverfahren sind sehr aufwendig und teuer. Daher werden maximal 5,00 Gew.- % oder 4,50 Gew.-% oder 4,00 Gew.-% Molybdän zugesetzt. Vorzugsweise ist ein Molybdängehalt zwischen 0,50 und 5,00 Gew.-% vorgesehen. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 1,50 und 4,00 Gew.-%.
  • Wolfram (W) weist dieselben Eigenschaften wie Molybdän auf, trägt also zur Steigerung der Korrosionsbeständigkeit und Festigkeit bei. Die obere Grenze für den Wolframgehalt kann bei 3,00 Gew.-% oder 2,00 Gew.-% oder 1,00 Gew.-% liegen. Durch die zusätzliche Zulegierung von Molybdän ist eine Untergrenze für den Wolframgehalt nicht erforderlich.
  • Nickel (Ni) verbessert in chloridhaltigen Medien die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit. Außerdem ist Nickel ein austenitstabilisierendes Element. Um die positiven Effekte von Nickel auszunützen ist eine Untergrenze von 0,50 Gew.-% oder 1,00 Gew.-% oder 1,50 Gew.-% oder 2,00 Gew.-% oder 2,10 Gew.-% erforderlich. Mit zunehmenden Gehalten an Nickel nimmt auch die Triebkraft für die Ausscheidungsbildung zu. Das würde bei den vorgegebenen Gehalten an Kohlenstoff und Stickstoff zu unerwünschten Carbid- und/oder Nitrid- und/oder Carbonitrid-Ausscheidungen führen. Aus diesem Grund wird die obere Grenze für Nickel bei 6,00 Gew.-% oder 5,50 Gew.-% oder 5,00 Gew.-% oder 4,50 Gew.-% gewählt. Vorzugsweise ist ein Nickel-Gehalt zwischen 0,50 und 6,00 Gew.-% oder 1,50 und 5,50 Gew.-% vorgesehen. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 2,00 und 5,50 Gew.-%.
  • Kobalt (Co) kann insbesondere zur Substitution von Nickel zulegiert werden. Die obere Grenze für Kobalt liegt bei 0,50 Gew.-% oder 0,40 Gew.-% oder 0,30 Gew.-% oder 0,20 Gew.-% oder 0,10 Gew.-%. Der Kobalt-Gehalt kann auch so gewählt werden, dass er sich unter der Nachweisgrenze befindet (d.h. keine bewusste Zulegierung von Kobalt).
  • Stickstoff wird zugesetzt, um eine hohe Festigkeit sicherzustellen. Weiter trägt Stickstoff zur Korrosionsbeständigkeit bei und ist ein starker Austenitbildner. Daher sind höhere Stickstoffgehalte als 0,40 Gew.-%, insbesondere höher als 0,45 Gew.-% vorteilhaft. Um jedoch stickstoffhaltige Ausscheidungen, insbesondere Chromnitrid, zu vermeiden, ist die Obergrenze des Stickstoffgehalts auf 0,80 Gew.-% oder 0,75 Gew.-% oder 0,70 Gew.-% begrenzt. Dabei hat sich gezeigt, dass trotz des sehr geringen Mangangehaltes im Vergleich zu bekannten Legierungen diese hohen Stickstoffgehalte in der Legierung ohne Druckaufstickung erzielbar sind. Vorzugsweise ist ein Stickstoffgehalt zwischen 0,40 und 0,80 Gew.-% vorgesehen. Ein besonders bevorzugter Bereich liegt zwischen 0,45 und 0,70 Gew.-%.
  • Liegen die Gehalte an Mangan, Chrom, Nickel und Molybdän innerhalb der oben aufgeführten Grenzen, hat sich empirisch herausgestellt, dass ein besonders vorteilhafter, synergistischer Effekt bewirkt wird, wenn das Verhältnis von Kohlenstoff zu Stickstoff, (C / N) sowie (C + N), so gewählt wird, dass die austenitische Bohrstrangkomponente die Formeln A und B erfüllt: 0,55 ≤ C + N ≤ 0,95 0,07 ≤ C/N ≤ 0,50 , wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind.
  • Dies hat sich überraschenderweise als besonders vorteilhaft herausgestellt. Das Verhältnis gemäß Formel A gewährleistet ein vollständig austenitisches Gefüge und ausreichend Festigkeit. Bei der vorliegenden Bohrstrangkomponente wird der Mangangehalt abgesenkt, um die Lochfraßkorrosion zu verbessern. Das Absenken des Mangangehalts bedingt jedoch auch ein Absenken der Austenit Stabilisatoren. Dieser Umstand wird durch das Erhöhen des Kohlenstoffgehalts ausgeglichen. Zudem gewährleistet der Kohlenstoff als interstitiell gelöstes Element die erforderliche Festigkeit und erhöht ferner die Löslichkeit für Stickstoff im Austenit. Besonders vorteilhaft wirkt das Verhältnis von (C + N) in den Bereichen 0,60 bis 0,90: 0,60 ≤ (C + N) ≤ 0,90.
  • Das Verhältnis gemäß Formel B ist besonders vorteilhaft für diese Bohrstrangkomponente, da es sich positiv auf das Ausscheidungsverhalten auswirkt.
  • Es ist theoretisch denkbar, dass der Legierung kein Kohlenstoff zulegiert wird, um das Verhältnis von Formel A zu erfüllen. Allerdings wirkt sich dies nachteilig auf die Festigkeit und die Austenitstabilität aus. Aus diesem Grund ist das Verhältnis (C / N) mit einer Untergrenze von 0,07 oder 0,08 oder 0,09 oder 0,10 zu wählen. Mit steigendem Kohlenstoffgehalt nimmt aber die Triebkraft für die unerwünschte Karbidbildung zu. Durch entsprechende Anpassung des Stickstoffgehalts gemäß Formel B treten überraschende Effekte bezüglich der gegenseitigen Hemmung der Ausscheidungsbildung auf. Diese Effekte beruhen auf einem interstitiellen Aufweiten des Kristallgitters, wodurch mehr Kohlenstoff und Stickstoff in Lösung bleibt.
  • Liegen die Gehalte an Mangan, Chrom, Nickel und Molybdän innerhalb der oben aufgeführten Grenzen und wird das Verhältnis von Kohlenstoff zu Stickstoff gemäß Formel B gewählt, wird die Thermokinetik der Ausscheidungsbildung überraschenderweise positiv beeinflusst.
  • Für die Ausscheidungsbildung gibt es bei den vorgegebenen Elementen die Möglichkeit, dass sich M23C6 und/oder M2N ausbilden können. Dabei ist bei dem Karbid M23C6 ein Verhältnis Metall zu Kohlenstoff von näherungsweise 4 zu 1 gegeben, bei dem Nitrid M2N ein Verhältnis von Metall zu Stickstoff 2 zu 1. Tendenziell hat das Karbid die höhere Ausscheidungskraft, aber dadurch, dass die gelösten Stickstoffatome im Überfluss vorliegen, hemmen sich die Ausscheidungsbildungen gegenseitig, und die Ausscheidungsbildung wird auf einen späteren Zeitpunkt verschoben. Nach dem letzten Warmumformschritt oder einem optionalen Lösungsglühen ist eine Wasserabschreckung erforderlich. Dadurch ist es möglich die Bohrstrangkomponente ausscheidungsfrei herzustellen. Ausscheidungsfrei bedeutet hierbei, dass keine Ausscheidungen wie zum Beispiel Karbide, Karbonitride oder Nitride auftreten.
  • Besonders vorteilhaft wirkt das Verhältnis von (C / N) in den Bereichen 0,10 bis 0,48: 0,10 ≤ (C / N) ≤ 0,48.
  • Optional können als weitere Legierungsbestandteile Bor, Aluminium und Schwefel enthalten sein.
  • Auch die Legierungsbestandteile Vanadium und Titan sind in der vorliegenden Stahllegierung nicht notwendigerweise enthalten. Obwohl diese Elemente positiv zur Löslichkeit von Stickstoff beitragen, kann auch bei deren Abwesenheit eine hohe Stickstofflöslichkeit gewährleistet werden.
  • Niob soll in der Legierung nicht enthalten sein, da es bei Gehalten > 0,015 Gew.-% zu Ausscheidungen von Niobkarbiden oder auch Niobkarbonitriden führen kann. Für austenitische Legierungen, die in besonders korrosiven Medien eingesetzt werden, wirken sich diese Ausscheidungen nachteilig aus, durch die bevorzugte Ausscheidungsbildung an den Korngrenzen sinkt die Kerbschlagzähigkeit. Üblicherweise wird Niob nur zur Abbindung von Kohlenstoff verwendet, was bei der Ausführungsform der Legierung nicht erwünscht ist. Niobgehalte bis zu 0,03 Gew.-% sind noch tolerierbar, sollten aber den Gehalt unvermeidlicher Verunreinigungen nicht übersteigen.
  • Die Erfindung betrifft somit eine austenitische Bohrstrangkomponente, welche eine Zusammensetzung (alle Angaben in Gew.-%) umfassend die folgenden Elemente aufweist:
    Kohlenstoff (C) 0,05 - 0,30
    Silizium (Si) 0,05 - 0,50
    Mangan (Mn) 8,50 - 13,00
    Phosphor(P) < 0,05
    Schwefel (S) < 0,005
    Chrom (Cr) 18,00 - 22,50
    Molybdän (Mo) 0,50 - 5,00
    Nickel (Ni) 0,50 - 6,00
    Vanadium (V) < 0,50
    Wolfram (W) < 3,00
    Kupfer (Cu) < 0,50
    Kobalt (Co) < 0,50
    Titan (Ti) < 0,50
    Aluminium (Al) < 0,50
    Niob (Nb) < 0,03
    Bor (B) < 0,01
    Stickstoff (N) 0,40 - 0,80
  • Rest Eisen sowie unvermeidbare Verunreinigungen, wobei gilt: 0,55 ≤ C + N ≤ 0,95 0,07 ≤ C/N ≤ 0,50 und wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die Bohrstrangkomponente nach der Kaltverformung vollständig austenitisch, also frei von Verformungsmartensit und/oder Karbiden und/oder Karbonitriden und/oder Nitriden ist.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass folgende Bedingungen erfüllt sind: 0,60 ≤ C + N ≤ 0,90 0,10 ≤ C/N ≤ 0,48 .
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass der Gehalt an Chrom 19,5 - 22,5 Gew.-%, besonders bevorzugt 20 - 22,5 Gew.-% beträgt.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die Critical Pitting Temperature (CPT), gemessen nach der Norm ASTM G150 zwischen 25 und 90°C liegt.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass der Gehalt an Nickel 0,50 - 5,5 Gew.-%, besonders bevorzugt 1,5 - 5,5 Gew.-% ist.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass der Gehalt an Nickel 2,0 - 5,5 Gew.-% ist.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die austenitische Legierung durch eine sekundärmetallurgische Behandlung der Schmelze, Abgießen in Blöcke, direkt nachfolgend Warmschmieden, Kaltschmieden und gegebenenfalls mechanische Weiterverarbeitung erzielt wird.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die magnetische Permeabilität µr < 1,01 nach der Kaltverfestigung beträgt.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die Dehngrenze, gemessen nach der Norm EN ISO 6892-1, kaltverfestigt Rp0,2 > 900 MPa ist.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die Kerbschlagarbeit bei 20°C, gemessen nach der Norm DIN EN ISO 148-1, größer 130 J liegt.
  • Die Erfindung betrifft ferner ein Verfahren zum Herstellen einer austenitischen Bohrstrangkomponente, wobei eine Legierung, umfassend die folgenden Bestandteile (alle Angaben in Gew.-%):
    Kohlenstoff (C) 0,05 - 0,30
    Silizium (Si) 0,05 - 0,50
    Mangan (Mn) 8,50 - 13,00
    Phosphor(P) < 0,05
    Schwefel (S) < 0,005
    Chrom (Cr) 18,00 - 22,50
    Molybdän (Mo) 0,50 - 5,00
    Nickel (Ni) 0,50 - 6,00
    Vanadium (V) < 0,50
    Wolfram (W) < 3,00
    Kupfer (Cu) < 0,50
    Kobalt (Co) < 0,50
    Titan (Ti) < 0,50
    Aluminium (Al) < 0,50
    Niob (Nb) < 0,03
    Bor (B) < 0,01
    Stickstoff (N) 0,40 - 0,80
  • Rest Eisen sowie unvermeidbare Verunreinigungen, wobei gilt: 0,55 ≤ C + N ≤ 0,95 0,07 ≤ C/N ≤ 0,50 und wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind, erschmolzen und anschließend sekundärmetallurgisch behandelt wird, die so erhaltene Legierung in Blöcke abgegossen und erstarren gelassen wird, wobei ggf. umgeschmolzen wird, anschließend aufgeheizt und im direkten Anschluss durch Schmieden warmumgeformt wird, wobei nach dem letzten Warmumformschritt eine Wasserabschreckung erfolgt, und die Schmiedestücke nach der Abkühlung einer weiteren Kaltumformung und anschließender mechanischen Bearbeitung unterworfen werden.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass die Warmumformung in mehreren Teilschritten erfolgt, wobei die Warmumformung in mehreren Teilschritten erfolgt, der Block wieder aufgeheizt wird, und nach dem letzten Warmumformungsschritt ein Lösungsglühen bei 1050 bis 1200°C für eine Dauer von 0,5 - 12h bei Bedarf erfolgt. Nach dem letzten Warmumformschritt und/oder Lösungsglühen erfolgt eine Wasserabschreckung.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass nach dem Warmumformen eine Kaltumformung durchgeführt wird, und der Kaltumformgrad zwischen 10 und 90 % liegt.
  • Eine Weiterbildung sieht vor, dass der kaltumgeformte, austenitische Bohrstrangkomponente einen Enddurchmesser von 80 bis 450 mm aufweist.
  • Die Erfindung wird anhand einer Zeichnung beispielhaft erläutert. Es zeigen dabei:
    • Figur 1:
    eine Tabelle, zeigend die Bestandteile der erfindungsgemäßen Bohrstrangkomponente;
    Figur 2:
    stark schematisiert den Herstellungsweg;
    Figur 3:
    eine Tabelle mit drei unterschiedlichen Legierungen innerhalb des erfindungsgemäßen Konzepts (A, B, C) und drei Nichterfindungsgemäße Legierungen (D, E, F).
    Figur 4:
    Isothermes Phasendiagramm (berechnet mit ThermoCalc 2024a, Datenbank TCFE 12) für die Legierung B bei 1100°C, mit den stabilen Phasen: Austenit (Face Centered Cubic, FCC), Ferrit (Body Centered Cubic, BCC), M23C6, M7C3, und M2N und eine Gas Phase (Gas) und den jeweiligen Kombinationen aus den stabilen Phasen daraus;
    Figur 5:
    Mechanische Kennwerte der Bohrstrangkomponente aus Figur 3 im lösungsgeglühten Zustand und kaltverfestigt mit einem Umformgrad von 10 - 90 %
    Figur 6:
    Korrosionskennwerte und Gefügecharakterisierung der Legierungen
  • Die erste Spalte der Tabelle in Figur 1 zeigt die elementare Zusammensetzung der erfindungsgemäßen austenitischen Bohrstrangkomponente, welcher sich durch eine erhöhte Korrosionsbeständigkeit, eine hohe Festigkeit und Zähigkeit und ein gutes paramagnetisches Verhalten auszeichnet. Letztere positive Eigenschaften sind realisierbar, wenn die Gehalte der jeweiligen Elemente sich innerhalb der in der zweiten Spalte angegebenen Grenzbereiche bewegen und die Formeln A (0,55 ≤ (C + N) ≤ 0,95) und B (0,07 ≤ (C / N) ≤ 0,50) erfüllen, wobei nicht zwingend sämtliche Legierungselemente vorliegen.
  • Bei der vorliegenden Bohrstrangkomponente ist besonders überraschend, dass sich Stickstoffwerte über 0,40 Gew.-% trotz der niedrigen Gehalte an die Stickstofflöslichkeit fördernden Elementen, beispielsweise Mangan, ohne spezielles Aufstickungsverfahren wie zum Beispiel das Druck-Elektroschlacke-Umschmelzen (DESU) oder das Aufschmelzen in einem Vakuumschmelzofen unter Stickstoffatmosphäre einstellen lassen.
  • Figur 2 zeigt stark schematisiert einen möglichen Ablauf des Verfahrens zur Fertigung der erfindungsgemäßen Bohrstrangkomponente. Im Vakuuminduktionsschmelzaggregat (VID) wird Schmelzgut gleichzeitig erschmolzen und sekundärmetallurgisch behandelt. Alternativ kann die Schmelze im Elektrolichtbogenofen (electric arc furnace, EAF) erschmolzen werden, und anschließend im AOD (Argon Oxygen Decarburization)-Konverter sekundärmetallurgisch behandelt werden. Im Anschluss wird die Schmelze in Kokillen (Ingot) gegossen und erstarrt dort zu Blöcken. Direkt anschließend werden die erstarrten Blöcke warmumgeformt. Direkt im Sinne der Erfindung bedeutet, dass kein zusätzlicher Umschmelzprozess wie z.B. Elektroschlacke-Umschmelzung (ESU) oder Druck-Elektroschlackeumschmelzung (DESU) notwendig ist.
  • Bei der erfindungsgemäßen Bohrstrangkomponente ist von Vorteil, dass eine Homogenisierungsglühung oder ein Umschmelzen nicht notwendig sind.
  • Danach erfolgt die Warmumformung in mehreren Warmumformungsteilschritten. Nach dem letzten Warmumformungsteilschritt kann bei Bedarf ein Lösungsglühen bei 1050-1200°C für eine Dauer von 0,5-12h erfolgen. Nach dem letzten Warmumformungsteilschritt oder dem Lösungsglühen erfolgt eine Wasserabschreckung. Mit diesem besonderen Verfahrensschritt werden kritische Temperaturbereiche rascher durchlaufen und es wird die Bildung von Korngrenzenausscheidungen und/oder Karbiden und/oder Nitriden und/oder Karbonitriden hintangehalten. Zur Festlegung der finalen Eigenschaften erfolgen weitere Kaltumformschritte wie zum Beispiel: die Umformung auf der Langschmiedemaschine, wobei der Durchmesser der finalen Produkte 80 - 450 mm beträgt.
  • Nach der Kaltverformung erfolgt die mechanische Bearbeitung, die beispielhaft ein Drehen oder Schälen sein kann.
  • Die vorliegende austenitische Bohrstrangkomponente kann nicht nur über die beschriebene und insbesondere in Figur 2 schematisch dargestellte Herstellungsroute erzeugt werden, sondern auch durch einen pulvermetallurgischen Erzeugungsweg, wobei ebenfalls die vorteilhaften Eigenschaften der Legierung erzielt werden können.
  • Figur 3 zeigt drei verschiedene Varianten der erfindungsgemäßen Bohrstrangkomponenten und Zusammensetzungen, die die Formeln A und B erfüllen. Darüber hinaus sind zwei Referenzbeispiele (D und E) dargestellt, welche die Formeln A und B nicht beide erfüllen und auch anderweitig von der vorgesehenen Zusammensetzung abweichen, und ein weiteres Referenzbeispiel F, welches die Formeln A und B erfüllt, aber hinsichtlich seiner Gehalte an Chrom und Nickel außerhalb der vorgegebenen chemischen Analyse liegt.
  • Alle sechs untersuchten Legierungen sind dabei auf demselben Weg hergestellt. Alle Legierungen werden im Vakuuminduktionsschmelzaggregat (VID) erschmolzen und sekundärmetallurgisch behandelt. Im Anschluss wird die Schmelze in Kokillen (Ingot) gegossen und erstarrt dort zu Blöcken. Diese werden danach in mehreren Teilschritten auf der Schmiedepresse P52 warmumgeformt. Alle Legierungen wurden im Anschluss einer Lösungsglühung bei 1100°C für 8h ausgesetzt. Danach erfolgt eine Wasserabschreckung und eine erste Charakterisierung der Eigenschaften. Im Anschluss erfolgt die Kaltumformung auf der Langschmiedepresse. Alle Legierungen wurden dabei auf einen finalen Durchmesser von 200 mm kalt umgeformt, und der Umformgrad der Kaltumformung beträgt in allen Legierungen 15%. Danach erfolgte eine finale Charakterisierung der Eigenschaften Wobei zur Charakterisierung der mechanischen Eigenschaften Proben gefertigt wurden, die alle 25 mm unterhalb der Aussenoberfläche entnommen wurden.
  • In Figur 4 ist ein isothermes Phasendiagramm für die Legierung B (berechnet mit dem Programm ThermCalc 2024a, Datenbank TCFE 12 bei 1100°C) dargestellt. Das Phasendiagramm besteht aus den Phasenbestandteilen Austenit (Face Centered Cubic, FCC), Ferrit (Body Centered Cubic, BCC), M23C6, M7C3, und M2N und eine Gas Phase (Gas). Auf der Sekundärachse ist das Verhältnis (C / N) aufgetragen. Ziel der erfindungsgemäßen Legierungen ist es im stabilen Austenit zu liegen. Die Gleichgewichtslinie zwischen Austenit und (Austenit + M23C6), liegt dabei knapp über der berechneten Verhältnislinie von (C / N) = 0,50. Aus diesem Grund ist das Einhalten der Obergrenze (C / N) = 0,50 sehr wichtig, da es sonst zu karbidischen Ausscheidungen kommt. Für die berechnete Legierung B zeigt sich in diesem Fall, das die Legierung im stabilen Austenit liegt. Man sieht auch, dass wenn das Verhältnis der Formel B > 0,50 liegen würde, verschiebt sich der berechnete Punkt in das Stabile Phasengebiet von (FCC + M23C6), womit es zur Bildung von unerwünschten karbidischen Ausscheidungen kommt. Für einen Vergleich sind die Legierungen A und C bis F ebenfalls im Diagramm dargestellt. Obwohl diese Punkte nur begrenzt gültig sind, da sich die Legierungen in der chemischen Analyse stark unterscheiden. So sind die Legierungen A und C im Phasendiagramm für die Legierung B im Grenzbereich FCC zu (FCC+BCC) dargestellt. Beide Legierungen haben im Vergleich zur Legierung B (2,14 Gew.-% Ni) einen deutlich höheren Gehalt an Nickel (Legierung A:5,45 Gew.-% Ni, Legierung C:4,09 Gew.-%Ni). Durch die austenitstabilisierende Wirkung von Nickel weisen auch diese Legierungen einen reinen Austenit vor bei 1100°C. Bei den Legierungen D und E liegen die BCC Phase und auch die unerwünschte karbidische Ausscheidungen im berechneten Phasendiagramm vor. Der Vergleich zwischen Legierung F und Legierung B ist aufgrund des Nickelgehalts von 8,0 Gew.-% in Legierung F nicht zulässig. Der hohe Gehalt an Nickel steigert die Triebkraft für die Ausscheidungsbildung so stark, dass es zu karbidischen Ausscheidungen kommt.
  • In Figur 5 und Figur 6 werden die sechs Bohrstrangkomponenten aus Figur 3 charakterisiert. Dabei wurden die Zugfestigkeit Rm, Dehngrenze bei 0,2% Dehnung (Rp0,2) sowie die Dehnung A5 nach der Norm EN ISO 6892-1bestimmt. Die Kerbschlagarbeit wurde nach der Norm DIN EN ISO 148-1 gemessen. Bei den mechanischen Kennwerten zeigen sich in den Legierungen geringfügige Unterschiede bei dem Lösungsgeglühten Zustand. Alle gemessenen Werte des Rp0,2 sind ≥ 450 MPa und Rm ist ≥ 850 MPa. Am geringsten waren diese Kennwerte bei der der Legierung D, was auf das geringste (C + N)-Verhältnis von 0,52 zurückzuführen ist. Dieser Umstand kann mit einem erhöhten Verhältnis (C + N)-Verhältnis ausgeglichen werden. Im Kaltverfestigten Zustand zeigen sich deutliche Unterschiede im Bereich der Kerbschlagzähigkeit Charpy V. Dabei sind bei den Legierungen E bis F keine Werte ≥ 74 J gemessen. Das ist auf die karbidischen Ausscheidungen zurückzuführen, welche in Figur 6 charakterisiert sind.
  • Der größte Unterschied zwischen den erfindungsgemäßen Legierungen A bis C zu den Legierungen, die sich außerhalb der vorgegebenen chemischen Analyse befinden, findet sich in den Kennwerten für die Korrosionsbeständigkeit (Norm ASTM G150: Critical Pitting Temperature Test for stainless steel) und in der Gefügecharakterisierung.
  • Das Gefüge, einschließlich einzelner Phasen, kann im Rasterelektronenmikroskop (REM) mit 20.000-facher Vergrößerung untersucht werden. Dazu wird eine Probe (10 x 10 mm) aus dem umgeformten Block mit Durchmesser von 80 - 450 mm ausgeschnitten, vorzugsweise direkt aus dem Zentrum, da für die Charakterisierung das Zentrum des umgeformten Blockes von besonderem Interesse ist. Anschließend werden die Proben geschliffen und poliert. Durch zusätzliches Ätzen können die Phasen besser identifiziert werden. Bei den zu bestimmenden Phasen handelt es sich um Austenit, Ferrit, Verformungsinduzierten Martensit, Karbide, Nitride und Karbonitride.
  • Die Gefüge Charakterisierung der Legierungen A bis C zeigen dabei durchgehend eine austenitische Matrix. Frei von Karbiden und/oder Karbonitriden und/oder Nitriden und/oder Verformungsmartensit. Die Legierung D weicht stark von den Formeln A und B ab und liegt bei (C + N) mit 0,52 Gew.-% unter dem vorgesehenen Grenzbereich von 0,55 bis 0,95 Gew.-%. Außerdem ist der Bereich (C / N) mit 0,70 ebenfalls deutlich abweichend vom vorgesehenen Grenzbereich von 0,07 ≤ (C / N) ≤ 0,50. Diese Abweichungen führen in Kombination mit dem Durchmesser 200 mm zur Ausbildung von karbidischen Einschlüssen in der Legierung. Dadurch ist diese Legierung für Korrosionsbeständigkeit in aggressiven Medien sehr schlecht geeignet. Bei Legierung E wurde das (C / N)-Verhältnis noch weiter erhöht, um dessen Auswirkungen zu untersuchen. Hierbei zeigte sich ein noch schlechteres Korrosionsverhalten und ein deutlich höherer Karbidanteil in der Mikrostruktur.
  • Am deutlichsten sieht man die negativen Auswirkungen der Abweichungen von der vorgesehenen Legierungszusammensetzung im Ergebnis der CPT-Temperatur. Diese beträgt in den Referenzbeispielen D bis F maximal 15°C. Bei der Probe F handelt es sich im Unterschied zur Erfindung laut der MarcOPT-Formel bereits um eine superaustenitische Legierung (MarcOPT-Wert = 42,1). Auch wenn die Legierung F die Formeln A und B erfüllt, können bei der Gefügecharakterisierung trotzdem 3 vol.-% Karbide in der Mikrostruktur nachgewiesen werden. Dies ist auf den erhöhten Gehalt an Nickel und Chrom zurückzuführen. Wenn der Nickelgehalt 6 Gew.-% übersteigt, ist in Gegenwart von > 0,10 Gew.-% Kohlenstoff bei Wasserabschrecken eine karbidische Ausscheidung unvermeidbar. Somit ist bei der Erfindung von Vorteil, dass der austenitische Bohrstrangkomponente mit guter Korrosionsbeständigkeit bei sehr niedrigem Mangan- sowie Nickelgehalt geschaffen wurde. Durch den Zusatz von Kohlenstoff und Stickstoff gemäß der durch die Formeln A und B beschriebenen Verhältnisse ist es gelungen eine vollkommen austenitische Legierung ohne Einschlüsse, beispielsweise Karbide, Karbonitride, Nitride oder Verformungsmartensite, zu fertigen, die zugleich hohe Festigkeit und gutes paramagnetisches Verhalten zeigt; auch nach der Kaltumformung liegt ein vollkommen austenitisches Gefüge mit einer magnetischen Permeabilität von µr < 1,005 vor. Zusätzlich konnte die Korrosionsbeständigkeit in Form der Critical Pitting Temperatur verbessert werden.

Claims (15)

  1. Austenitische Bohrstrangkomponente, welcher eine Zusammensetzung umfassend oder bestehend aus den folgenden Elementen aufweist (alle Angaben in Gew. -%): Kohlenstoff (C) 0,05 - 0,30 Silizium (Si) 0,05 - 0,50 Mangan (Mn) 8,50 - 13,00 Phosphor(P) < 0,05 Schwefel (S) < 0,005 Chrom (Cr) 18,00 - 22,50 Molybdän (Mo) 0,50 - 5,00 Nickel (Ni) 0,50 - 6,00 Vanadium (V) < 0,50 Wolfram (W) < 3,00 Kupfer (Cu) < 0,50 Kobalt (Co) < 0,50 Titan (Ti) < 0,50 Aluminium (Al) < 0,50 Niob (Nb) < 0,03 Bor (B) < 0,01 Stickstoff (N) 0,40 - 0,80
    Rest Eisen sowie unvermeidbare Verunreinigungen,
    wobei gilt: 0,55 ≤ C + N ≤ 0,95 0,07 ≤ C/N ≤ 0,50
    und wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind.
  2. Austenitische Bohrstrangkomponente nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Bohrstrangkomponente nach der Kaltverformung vollständig austenitisch, also frei von Verformungsmartensit ist und/oder Karbiden und/oder Karbonitriden und/oder Nitriden ist.
  3. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüchen, dadurch gekennzeichnet, dass folgende Bedingungen erfüllt sind: 0,60 ≤ C + N ≤ 0,90 0,10 ≤ C/N ≤ 0,48 .
  4. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Gehalt an Chrom 19,5 - 22,5 Gew.-%, besonders bevorzugt 20 - 22,5 Gew.-% beträgt.
  5. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Critical Pitting Temperature (CPT) nach der Norm ASTM G150, zwischen 25 und 90°C liegt.
  6. Austenitische Bohrstrangkomponente nach den vorhergehenden Ansprüchen, dadurch gekennzeichnet, dass der Gehalt an Nickel 0,50 - 5,50 Gew.-% ist und besonders bevorzugt 1,50 - 5,50 Gew.-% ist.
  7. Austenitische Bohrstrangkomponente nach den vorhergehenden Ansprüchen, dadurch gekennzeichnet, dass der Gehalt an Nickel 2,00 - 5,50.
  8. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die austenitische Legierung durch diese sekundärmetallurgische Behandlung der Schmelze, Abgießen in Blöcke, direkt nachfolgend Warmschmieden, Kaltschmieden und gegebenenfalls mechanische Weiterverarbeitung erzielt wird.
  9. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die magnetische Permeabilität µr <1,01 nach der Kaltverfestigung beträgt.
  10. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Dehngrenze nach der Norm EN ISO 6892-1kaltverfestigt Rp0,2 > 900 MPA ist.
  11. Austenitische Bohrstrangkomponente nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Kerbschlagarbeit bei 20°C nach der Norm DIN EN ISO 148-1 größer 130 J liegt.
  12. Verfahren zum Herstellen einer austenitischen Bohrstrangkomponente, insbesondere nach einem der Ansprüche 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, dass eine Legierung umfassend die folgenden Bestandteile (alle Angaben in Gew.-%): Elemente Kohlenstoff (C) 0,05 - 0,30 Silizium (Si) 0,05 - 0,50 Mangan (Mn) 8,50 - 13,00 Phosphor(P) < 0,05 Schwefel (S) < 0,005 Chrom (Cr) 18,00 - 22,50 Molybdän (Mo) 0,50 - 5,00 Nickel (Ni) 0,50 - 6,00 Vanadium (V) < 0,50 Wolfram (W) < 3,00 Kupfer (Cu) < 0,50 Kobalt (Co) < 0,50 Titan (Ti) < 0,50 Aluminium (Al) < 0,50
    Niob (Nb) < 0,03 Bor (B) < 0,01 Stickstoff (N) 0,40 - 0,80
    Rest Eisen sowie unvermeidbare Verunreinigungen,
    wobei gilt: 0,55 ≤ C + N ≤ 0,95 0,07 ≤ C/N ≤ 0,50 und wobei die Formel A in Gew.-% und die Formel B dimensionslos angegeben sind,
    erschmolzen und anschließend sekundärmetallurgisch behandelt wird, die so erhaltene Legierung in Blöcke abgegossen und erstarren gelassen wird, wobei ggf. umgeschmolzen wird, anschließend aufgeheizt und im direkten Anschluss durch Schmieden warmumgeformt wird, wobei nach dem letzten Warmumformschritt eine Wasserabschreckung erfolgt. Und die abgeschreckten warmumgeformten Blöcke einer weiteren Kaltumformung und anschließender mechanischen Bearbeitung unterworfen werden.
  13. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet die Warmumformung in mehreren Teilschritten erfolgt, wobei zwischen den Warmumformschritten der Block wieder aufgeheizt wird, wobei nach dem letzten Warmumformungsschritt ein Lösungsglühen bei 1050 bis 1200°C für eine Dauer von 0,5 - 12h bei Bedarf erfolgt. Und wobei nach dem letzten Warmumformschritt und/oder Lösungsglühen eine Wasserabschreckung erfolgt.
  14. Verfahren nach Anspruch 12 und 13, dadurch gekennzeichnet, dass nach dem Warmumformen eine Kaltumformung durchgeführt wird, und der Kaltumformgrad zwischen 10 und 90% liegt.
  15. Verfahren nach einem der Ansprüche 12 bis 14, dadurch gekennzeichnet, dass die kaltumgeformte, austenitische Bohrstrangkomponente einen Enddurchmesser von 80 - 450 mm aufweist.
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