WO2008111828A2 - Tuberia de acero sin costura para usarse como un elevador catenario de acero en el area de contacto - Google Patents

Tuberia de acero sin costura para usarse como un elevador catenario de acero en el area de contacto Download PDF

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WO2008111828A2
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    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B17/00—Drilling rods or pipes; Flexible drill strings; Kellies; Drill collars; Sucker rods; Cables; Casings; Tubings
    • E21B17/01—Risers
    • E21B17/015—Non-vertical risers, e.g. articulated or catenary-type

Definitions

  • This invention relates to seamless steel tubes for use as a catenary steel elevator.
  • SCR Steel Catenary Elevators
  • the Steel Catenary Elevator is a proven and economical elevator system solution, as a union production elevator and as an exporting elevator for the Floating Production Systems (FPS) in the oil field development and gas in deep water and ultra-deep water.
  • the application of SCRs is attacked by, in some cases, high fatigue damage in the Contact Area (TDZ) based on a combination of specific field parameters such as elevator size , fluid characteristics, vessel movements, Metocean parameters
  • the most severe design requirement for SCRs is the fatigue life of circumferential welds in the Contact Area (TDZ) region, where the elevator makes contact with the sea floor and connects with the rest of the pipe, how is it ustra in Figure 1.
  • the elevator experiences the highest level of cumulative fatigue damage. This is due to the fact that in said area, the highest bending of the catenary line is experienced, contrary to the total absence of bending of the portion of the line that lies on the sea floor. Due to the various movements of the SPF (waves, tides, currents, etc.), the line segment in the TDZ experiences bending cycles between the maximum flexion of the elevator and the flexion of zero (straight).
  • the severity of fatigue load in the TDZ is further complicated by the presence of continuous impacts of the portion of the line when it comes into contact with the earth.
  • the same impact of the line can dig a hole just in correspondence of the TDZ, amplifying the amplitude of the bending cycle.
  • the constant movement through the upper floating vessel results in a cyclic crushing for the elevator against the sea floor which, if not properly designed, could result in fatigue breakage.
  • other factors that can increase the severity of the fatigue of the TDZ include a large diameter of the pipe, deep water depth, high currents, and service in acidic media (corrosion degradation).
  • the highlighting procedure is commonly used in the industry for roof and elevator joints with threaded ends. Steel grades with a higher carbon content are usually used for these applications. The highlighting procedure has not been used so far for SCR quality weldable pipe. In most of the threaded cases, however, the increase in fatigue life has been limited to a factor between 2 to 3. In the case of plated steel applications, a higher increase in fatigue life can be obtained. .
  • the alternative catenary elevator design has been developed by changing the elevator tube material (composite, titanium) or through hybrid designs (titanium or steel), or by changing the shape near the bottom of the sea through the provision of significant buoyancy (WO 97/06341). Alternative designs have focused on the improvement of Ia resistance of the catenary elevator near and above the sea floor, thus allowing its use in rougher and more challenging applications.
  • overflow pipes have been developed in welded joints.
  • the simple concept for improved fatigue operation consists, in this case, in a red network (usually the tension experienced by welding with respect to the voltage scale generally experienced by the pipe body and, therefore, the elevator section In the TDZ, a SCR of overheating of a chemical composition with a low carbon content and microstructure in this way was advised to obtain a superior improvement in fatigue life since it is comprised of the elevator pipe section.
  • the reliability of the manufacture of the Thick Overhanging End Elevator for the Contact Area with improved fatigue resistance varies, however, with the degree of steel that can be welded for open sea applications. Reliability for manufacturing a thick end Elevator for the Contact Area with improved fatigue resistance is the key to ensuring that the overheating SCR has a practical value in the application in the TDZ.
  • the Acid Media Service is the operation of the Elevator in H 2 S environments.
  • the known metallurgical properties for operating in environments containing H 2 S include: Chemical composition, steel cleaning, manufacturing method, strength, quantity Cold work, heat treatment conditions and microstructure. Since the process of manufacturing the overflow pipe involves additional subsequent steps to the manufacture of the seamless pipe, the end product has to achieve these requirements.
  • the present invention describes an overheating SCR of a chemical composition with a low novel carbon content and microstructure that achieves a superior improvement in fatigue life since it is integral with the elevator pipe section in the Contact Area.
  • the low carbon SCR overheating achieves its desired properties through the heat treatment to which it is subjected.
  • the chemical composition with a low novel carbon content and microstructure comprise as a percentage weight, carbon 0.04-0.10, manganese 0.40-0.70, silicon 0.15-0.35, chromium 0.40-0.70, molybdenum 0.40-0.70, nickel 0.10-0.40, nitrogen 0.008 max. , aluminum 0.010-0.045, sulfur 0.005 max. , phosphorus 0.020 max.
  • the present invention also describes a method for manufacturing a seamless steel pipe for a steel catenary elevator with overhang ends having an elastic limit of at least 4569.50 kg / cm 2 both in the pipe body, transition and the overhang area , which includes the steps of:
  • (a) provide a steel pipe which comprises in percentage by weight, carbon 0.04-0.10, manganese 0.40-0.70, silicon 0.15-0.35, chromium 0.40-0.70, molybdenum 0.40-0.70, nickel 0.10-0.40, nitrogen 0.008 max. , aluminum 0.010-0.045, sulfur 0.005 max. , phosphorus 0.020 max. , titanium 0.003-0.020, niobium 0.020-0.035, vanadium no more than 0.10, copper 0.20 max. , tin 0.020 max. , and carbon equivalent 0.43 max. and PCM of no more than 0.23;
  • Figure 1 shows the Steel Catenary Elevator Configuration of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 2 illustrates an embodiment of the pipe with an overlapping end of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 3 shows typical macro-sections of welds
  • Figures 4 (a) and (b) show the results of the tensile test for the longitudinal direction and transverse direction of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 5 illustrates the results of the longitudinal and transverse Y / T ratio of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 6 shows the Vickers Hardness HV1 0 of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 7 illustrates the Charpy V Notch Impact Test
  • Figure 8 shows the Average Curve for 1 0 3/4 "x 0.866" X65 specimens of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figures 9 (a) and 9 (b) show the test results to Ia traction for the longitudinal direction and the transverse direction of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 10 illustrates the results of the longitudinal and transverse Y / T ratio of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 1 shows the Vickers Hardness HV10 of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 12 illustrates the Charpy V Transverse Notch Impact Test at -3O 0 C of a preferred embodiment of the present invention.
  • Figure 13 shows the Average Curve for 1 0 3/4 "x 1 .250" X65 specimens of a preferred embodiment of the present invention.
  • the present invention J describes an overheating SCR of a chemical composition with a novel low carbon content and microstructure that achieves a superior improvement in fatigue life since it is integral with the pipe section of Elevator in the Contact Area.
  • the SCR of recalcad ura with low carbon content achieves its desired properties through term treatment to which it is subjected.
  • the degree of zero contemplated for use in the overheating SCR of the present invention is X-65 (an elastic limit of at least 4569.50 kg / cm 2 in the pipe body and in the overhang ends).
  • the alloy design consists of a steel with low C content (0.13 max.), Low Mn (1.5 max.) With additions of microalloy elements such as Niobium, Titanium (Nb + Ti 0.1 max.), Chrome and Molybdenum (Cr + Mo 1 .2 max.).
  • the purpose of adding these last two alloy elements is to increase the capacity of end urecimiento and promote a martensitic-bacterial transformation in the thick overhang ends and pipe body achieving a high resistance.
  • the carbon equivalent (CE) is designed not to exceed .43 sec as required by API 5L. Most preferably, the carbon equivalent is limited to 0.41. The most preferred embodiment of the present invention does not exceed 0.39.
  • the pipes are heat rolled using a recrystallization controlled winding scheme manufactured from round billets through a continuous casting (CC) procedure. After heat winding, the pipes are then inspected with non-destructive methods such as electromagnetic inspection, wet magnetic particle inspection and ultrasonic testing in order to find any longitudinal or transverse defects on the internal or external surfaces and to verify the thickness of The wall.
  • the pipes are then stressed by reheating the pipe ends above the dissolution temperature of the Nb (C, N) to provide adequate plastic flow during each overheating operation while controlling the grain size of The austenite through the precipitation of fine TiN particles.
  • the optimum radius in the transition of the stressed pipe body is modeled through the Finite Element Analysis (FEA), where the Stress Concentration Factor (SCF) resulted in 1 .1 35 and 1 .12 for Case 1 (273.1 mm OD by 22.0 mm WT of the pipe body, 28 mm WT as the machined overhang ends and 35 mm as the overhang ends, steel grade X65 for service application without medium acids, 10.75 "x 0.866”) and Case 2 (273.1 mm OD by 31 .8 mm WT Pipe body, 45 mm WT as machined Recalcation Ends and 53 mm as overhang ends, X65 steel grade for medium acid service application, 10.75 "x 1. 250 "), respectively.
  • SCF Stress Concentration Factor
  • the Elastic Limit (YS), the Final Tensile Strength (UTS) and the YS / UTS ratio at room temperature were evaluated using round specimens both longitudinal and transverse taken from the regions of Recalcadura End, Tilt Transition and Pipe Body in two quadrants, 0 o and 180 °.
  • the Vickers HV10 hardnesses were measured in the OD (external diameter), MW (middle wall) and ID (internal diameter) sections in 4 quadrants were taken from the Overhead, Transition Transition and Pipe Body regions. . Hardness readings were taken at 1.5 mm from the OD and ID.
  • the impact test of transverse notch Charpy V was carried out at -3O 0 C and -4O 0 C for case 1 and case 2, respectively using 10x10 specimens.
  • the service resistance in acid media was analyzed both in the pipe body and the overhang ends through the Hydrogen Induced Cracking Tests (HI C) of Four Point Flexion (FPBT).
  • the present invention thus describes a seamless steel pipe for a steel catenary elevator with overhang ends comprising in percentage by weight, carbon 0.04-0.10, manganese 0.40-0.70, silicon 0.15-0.35, chromium 0.40-0.70, molybdenum 0.40-0.70, nickel 0.10-0.40, nitrogen 0.008 max. , aluminum 0.010-0.045, sulfur 0.005 max. , phosphorus 0.020 max. , titanium 0.003-0.020, niobium 0.020-0.035, vanadium no more than 0.10, copper 0.20 max. , Tin 0.020 max. , and carbon equivalent 0.43 max.
  • the novel microstructure of the overheating SCR that allows the seamless steel pipe to achieve a superior improvement in fatigue life includes the following mechanical properties and corrosion requirements for the Recalcadura SCR as shown in Table 1. The minimum requirements are after the API 5L specification, 43 ava 'Edition.
  • Cured 2 shows a summary of observed microstructures. All microstructures are homogeneous in the middle wall, which is the most critical section where mainly the bainite, and a mixture of acicular and non-polygonal ferrite is observed independent of the section (body of pipe, transition or overhang). There is a slight presence of martensite near the OD and ID sections.
  • the present invention also describes a method for manufacturing a seamless steel pipe for the catenary elevator of steel with ends of overhang having an elastic limit of at least 4569.50 kg / cm 2 both in the pipe body, transition and the area of overhang, comprising the steps of: (a) providing a steel pipe comprising in percentage by weight, carbon 0.04-0.10, manganese 0.40-0.70, silicon 0.15-0.35, chromium 0.40-0.70, molybdenum 0.40-0.70, nickel 0.10-0.40, nitrogen 0.008 max. , aluminum 0.010-0.045, sulfur 0.005 max. , phosphorus 0.020 max.
  • overflow pipes subjected to different thermal cycles induced by welding operations were evaluated, initially by welding in a pipe with a thickness of 35 mm wall with chemistry as the ends of overheating.
  • This specific welding preparation with one of the bevels at 0 or allows quantifying the toughness (impact and CTOD test) of HAZ under more severe conditions than with the conventional V or U bevel (fatigue cracking is placed in the HAZ material of coarse grain prescribed for at least 15% of the two central thirds of the specimen thickness).
  • the weldability test requires the characterization of HAZ for two cases subjected to different heat combinations using an API PR2Z bezel: Pre-production quantification for Steel Plates for Open Sea Structures [8], All tests passed or exceeded requirements including hardness HV10 below 250 for the case of service in acidic media (Case 2).
  • the HAZ characterization has been run on both overhang pipes with a thickness of 28 mm and 45 mm at the ends of the overhang, with the welding conditions listed in Table 4.
  • the consumables and heat input used are:
  • P-GMAW for filling and coverage steps with heat input 0.6 kJ / mm
  • - SAW for filling and coverage steps with heat input equal to or greater than 0.8 kJ / mm.
  • the hardness indentations in HAZ are located in lines parallel to the pipe body, 1.5 mm from the internal and external diameter of the pipe and every 4 mm through the thickness.
  • the welding conditions are: - a minimum heat input of 0.65 kJ / mm combined with a preheating temperature of 200 0 C for root passage , a minimum heating input of 0.8 kJ / mm combined with a temperature between steps of 200 0 C for filling steps, - a minimum heating input of 0.8 kJ / mm combined with a temperature between steps of 25O 0 C for deck steps.
  • the last bead is not on one side of a bevel but is deposited within the width of the weld preparation so that each cover step at the edges of the bevel obtains the benefit of a winding effect of subsequent cover steps.
  • the hardness in HAZ does not exceed 250 HV10.
  • Case 1 273.1 mm OD pipe body by 22.0 mm WT, 28 mm WT as machined Recalcation Ends and 35 mm as overhang ends, X65 steel grade for service application without acidic media (10.75 "x 0.866").
  • Case 2 273.1 mm OD pipe body by 31.8 mm WT, 45 mm WT as machined Recalcation Ends and 53 mm as overhang ends, X65 steel grade for service application in acidic media (10.75 "x 1.250" ).
  • Figures 4 (a) and 4 (b) and 5 show the elastic limit (YS), Final Tensile Strength (UTS) and the ratio of YS / UTS evaluated at room temperature for extinguished and tempered material.
  • YS elastic limit
  • UTS Final Tensile Strength
  • Figures 4 (a) and 4 (b) and 5 show the elastic limit (YS), Final Tensile Strength (UTS) and the ratio of YS / UTS evaluated at room temperature for extinguished and tempered material.
  • Round longitudinal and cross-sectional specimens taken from sections representing the Recalch End, Tilt Transition and Pipe Body were tested in two quadrants, 0 o and 180 °. All specimens are standard rounds, except for those of the pipe body in the transverse direction, which are of round sub-size.
  • Figures 4 (a) and 4 (b) show all the values of YS and UTS obtained from the tensile test in the longitudinal and transverse directions, respectively.
  • Figures 4 (a) and (b) show that all the Elastic Limit values obtained are above a minimum of 4569.5 kg / cm 2 and do not exceed the maximum of 5624 kg / cm 2 . All the values of Final Tensile Strength obtained are above a minimum established of 5413.1 kg / cm 2 .
  • Figure 5 shows that, for the YS / UTS ratio, all values are below 0.89, which is established as the maximum YS / UTS specification.
  • the values of the YS / UTS ratio are shown in Figure 5 for both longitudinal and transverse directions.
  • Vickers hardness HV10 (and readings per row) was measured in the OD, MW and ID sections in 4 quadrants taken from the regions of End of Recalcadura, Tilt Transition and Pipe Body. Hardness readings were taken 1.5 mm from the outer diameter (OD) and inner diameter (ID). The results of the test of the extinguished and tempered HV10 material are shown in Figure 6.
  • case 1 Although the material of case 1 is initially not considered for service application in acidic media, as shown in Ia
  • Adsorbed energy is above 70 Joules, which is set as the minimum target and 90 Joules as the minimum average of 3 specimens.
  • the transition temperature obtained in the transverse direction using 10x10 Charpy V notch specimens in the material representing the pipe body and overhang end is below -6O 0 C as shown in Tables 5 (a) and (b).
  • CTOD results representing the pipe body and overhang end, as shown in Table 6, show exceptional results above 0.6 mm at -3O 0 C.
  • Samples were prepared from a material so extinguished and thus extinguished and tempered for microstructural analysis.
  • the transverse face towards the metallurgically winding axis was prepared by filling with sand a sandpaper 600 and polished to a mirror-like appearance with diamond paste and chemically attacked with 2% Nital to make microstructural observations through an optical microscope.
  • microstructures were observed in the OD, MW and ID sections of pipe body regions, tilt transition and overhang end. Two quadrants, 0 o and 180 ° were obtained, 500X photomicrographs representing the microstructure from OD, MW and ID.
  • the microstructure observed in the pipe body after the extinction consisted of a predominantly mixture of bainite and acicular ferrite through the wall thickness and a slight presence of martensite near the external and internal surface.
  • bainite and acicular ferrite and some regions of non-polygonal ferrite were observed through the wall thickness in the overhang section.
  • the previous austenitic grain size (PAGS) was measured using image analysis on the material thus extinguished chemically attacked with aqueous picric acid in samples of the pipe body and the overhang end to quadrants of 0 or 1 and 80 °, giving as resulted in an average size of 9/10 ASTM.
  • the microstructure after the tempering treatment consisted predominantly of bainite and acicular ferrite that were observed through the wall thickness in the material representing the pipe body, tilt transition and overhang end.
  • the transition temperature obtained in the transverse direction using 10 x 10 specimens of Charpy V-shaped is between -5O 0 C and 6O 0 C for the material that represents the overhang end and below -7O 0 C for the material which represents the pipe body as shown in Table 9.
  • the transition temperature obtained in the transverse direction using 10 x 10 specimens of Charpy V notch is between -5O 0 C and -6O 0 C for the material representing the overhang end and below -7O 0 C for material that represents The pipe body as shown in Table 7.
  • CTOD results of the material representing the pipe body and the overhang end are above 0.6 mm at -1 0 ° C as shown in Table 8.
  • the SSC Four Point Flexion Test was performed in 1 sample representing the overhang end and another representing the pipe body. Each group of 3 specimens (3 quadrants, 0 o , 120 ° and 240 °) representing the pipe body and another group representing the overhang end were tested as per ASTM G48. The test solution "A" of NACE TM0177 was considered.
  • test voltage is 95% of the Minimum Specified Elastic Limit (S MYS) and two test periods of 96 hours and 720 hours. The results are shown in Tables 1 1 and 12.
  • Optical Microscopy and Scanning Electron Microscopy was used to characterize the material.
  • the microstructural analysis was performed in the OD, MW and ID sections of the regions of pipe body, tilt transition and overhang end in two quadrants 0 or 180 ° for samples in the condition thus extinguished and in the condition extinguished and returned.
  • the microstructure thus extinguished of the pipe body consisted predominantly of bainite and acicular ferrite in the middle wall, near the external and internal surface, a slight presence of martensite was observed.
  • the PAGS was measured using image analysis in the material thus extinguished, chemically attacked with aqueous picric acid in samples of the pipe body and overhang end. An average PAGS size of 7/8 ASTM was obtained for both the pipe body and the overhang end, respectively.
  • the microstructure in the middle wall after tempering consisted predominantly of bainite and acicular ferrite in the pipe body and tilt transition; and bainite, acicular ferrite and non-polygonal ferrite at the ends of the overhang.

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Abstract

La presente invención describe un SCR de recalcadura de una composición química con bajo contenido de carbono novedosa y microestructura así como un método para fabricar el mismo, el cuallogra una mejora superior en Ia vida de fatiga ya que es integral con Ia sección de tubería de elevador en el Area de Contacto. El SCR de recalcadura con un bajo contenido de carbono logra sus propiedades deseadas a través del tratamiento térmico al es sometido. La composición química con bajo contenido de carbono novedosa y microestructura comprenden en porcentaje en peso, carbono 0.040.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40- 0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx., aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx., fósforo 0.020 máx., titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx., estaño 0.020 máx., y equivalente de carbono 0.43 Max y PCM no más de 0.23 y teniendo un límite elástico de al menos 4569.5 kg/cm2, Ia resistencia a Ia tracción final de por Io menos 541 3.1 kg/cm2 y u na relación de YS/UTS por debajo de 0.89 en el material representando el cuerpo de tubería, Ia zona de transición y el extremo de recalcadura.

Description

TUBERÍA DE ACERO SIN COSTURA PARA USARSE COMO UN ELEVADOR CATENARIO DE ACERO EN EL AREA DE CONTACTO
CAMPO DE LA INVENCIÓN
Esta invención se refiere a tubos de acero sin costura para usarse como un elevador catenario de acero.
ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN
En años recientes, el interés en explotar campos petrol íferos en mar abierto de aguas muy profundas se ha incrementado sensiblemente. Como una consecuencia, se han desarrollado varias soluciones de sistemas de producción marinos. Las soluciones actualmente disponibles se dirigen en general a sistemas de producción semi-flotantes y flotantes, los cuales son sometidos a varios movimientos con respecto al fondo del mar, principalmente debido a olas marinas, corrientes y fenómenos de marea. Los sistemas antes mencionados son completados por sistemas elevadores condescendientes compatibles con estaciones de superficie móviles.
Los Elevadores Catenarios de Acero (SCR, según siglas en inglés) representan uno de los sistemas elevadores más im portantes que serán adoptados es estas situaciones de reto. Dicho componente es normalmente sometido a espectros complejos de carga de fatiga relacionados tanto con Ia movilidad de Ia plataforma flotante como con Ia extensión grande libre de l ínea libre desde el fondo del mar hacia Ia superficie. Como una consecuencia, una gran preocupación en el diseño de un SCR está relacionada con Ia resistencia a Ia fatiga. Ya que Ia carga cíclica es predominantemente en Ia di rección axial , di rectamente somete a esfuerzo las uniones soldadas entre tuberías empalmadas. Dichas uniones en general representan el punto más débil con respecto a Ia resistencia a Ia fatiga, y Ia vida de diseño de todo el elevador se determina por Ia capacidad de este componente a resistir Ia carga de fatiga.
El Elevador Catenario de Acero es una solución de sistema elevador probado y económico, como un elevador de producción de unión y como un elevador exportador de los Sistemas de Producción Flotante (FPS , según sus siglas en inglés) en el desarrollo cam pos de petróleo y gas en agua profunda y agua ultra-profunda. La aplicación de los SCRs se ve atacada por, en algunos casos, el daño de alta fatiga en el Área de Contacto (TDZ, según sus siglas en inglés) a partir de una combinación de parámetros específicos de cam po tales como el tamaño del elevador, características del fluido, movimientos de recipiente, parámetros Metocean
(meteoceanológicos), condiciones del suelo, y profundidad del agua.
El requerimiento de diseño más severo para los SCRs es Ia vida de fatiga de las soldaduras circunferenciales en Ia región del Área de Contacto (TDZ), en donde el elevador hace contacto con el suelo del mar y se conecta con el resto de Ia tubería, como se il ustra en la Figura 1 . En esta área, el elevador experimenta el nivel más alto de daño de fatiga acumulativa. Esto se debe al hecho de que en dicha área, se experimenta Ia flexión más alta de Ia línea catenaria, contrario a Ia ausencia total de flexión de Ia porción de Ia línea que yace en el suelo del mar. Debido a los varios movimientos del FPS (olas, mareas, corrientes, etc.), el segmento de línea en Ia TDZ experimenta ciclos de flexión entre Ia flexión máxima del elevador y Ia flexión de cero (recta). La severidad de carga de fatiga en Ia TDZ se complica más por Ia presencia de impactos continuos de Ia porción de Ia línea cuando entra en contacto con Ia tierra. Además, se debe considerar que el mismo im pacto de Ia línea puede excavar un agujero justo en correspondencia de Ia TDZ, amplificando Ia amplitud del ciclo de flexión.
En otras palabras, el movimiento constante por el recipiente flotante superior da como resultado una trituración cíclica para el elevador contra el suelo del mar que, si no está apropiadamente diseñado, pude dar como resultado una rotura por fatiga. Además del movim iento del elevador, otros factores que pueden incrementar Ia severidad de Ia fatiga de Ia TDZ incluyen un diámetro grande de Ia tubería, profundidad de agua profunda, altas corrientes, y servicio en medios ácidos (degradación por corrosión).
Varias posibles soluciones para Ia mejora de Ia vida de fatiga en Ia TDZ del SCR han sido aconsejadas y estudiadas. Los SCRs son utilizados como sistemas elevadores en proyectos semi- sumergibles en funcionamiento. Se han aconsejado opciones alternativas para obtener un incremento en Ia vida de fatiga en Ia TDZ en los desarrollos de campo de agua profunda, para permitir el uso de SRC. Estas soluciones incluyen: maquinación ID para un mejor montaje y el uso de técnicas de soldadura mejoradas; el uso de extremos forjados gruesos soldados hacia Ia costa para asegurar un mejor montaje y para reducir el Factor de Concentración de Esfuerzos (SCF, según sus siglas en inglés); el movimiento periódico del recipiente flotante para distribuir daño por fatiga a través de Ia longitud más larga en Ia TDZ; y el uso de acero chapeado.
El procedimiento de recalcado es comúnmente utilizado en Ia industria para cubierta y uniones de elevador con extremos roscados. Normalmente se utilizan grados de acero con un contenido más alto de carbón para estas aplicaciones. El procedimiento de recalcado no ha sido utilizado hasta ahora para tubería soldable de calidad de SCR. En Ia mayoría de los casos roscados, sin embargo, el incremento en Ia vida de fatiga ha sido limitado a un factor de entre 2 a 3. En el caso de aplicaciones de acero chapeado, se puede obtener un incremento superior en Ia vida de fatiga. Además, el diseño de elevador catenario alternativo ha sido desarrollado cambiando el material de tubo de elevador (material compuesto, titanio) o a través de diseños híbridos (titanio o acero), o cambiando Ia forma cerca del fondo del mar a través de Ia provisión de flotabilidad significativa (WO 97/06341). Los diseños alternativos se han enfocado en Ia mejora de Ia resistencia del elevador catenario cerca y por arriba del fondo del mar, permitiendo así su uso en aplicaciones de am biente más rudo y de más reto.
De esta manera, existe Ia necesidad de mejorar un diseño de Elevadores Catenarios de Acero convencionales para el Área de Contacto (SCR TDZ) para obtener un incremento significativo en Ia vida de fatiga, particularmente, incrementando Ia vida de fatiga en SCR TDZ por arriba de 3 bajo ambientes de servicio en medios ácidos y no ácidos con una tubería que consiste de tres regiones: cuerpo de tubería, zona de transición y extremo de recalcadura, como se ilustra en Ia Figura 2.
Para lograr esta necesidad, se han desarrollado tuberías de recalcadura en uniones soldadas. El simple concepto para el funcionamiento mejorado de fatiga consiste, en este caso, en red ucir (ocalmente Ia tensión experimentada por Ia soldadura con respecto a Ia escala de tensión generalmente experimentada por el cuerpo de tubería y, por Io tanto, Ia sección del elevador en Ia TDZ. UN SCR de recalcadura de una composición química con un bajo contenido de carbono y microestructura de esta manera se aconsejó para obtener una mejora superior en Ia vida de fatiga ya que está comprendido con Ia sección de tubería de elevador.
La confiabilidad de fabricación de Elevador de extremo de recalcadura gruesa para el Área de Contacto con resistencia a Ia fatiga mejorada varía, sin embargo, con el grado del acero que puede ser soldado para aplicaciones en mar abierto. La confiabilidad para fabricar un Elevador de extremo grueso para el Área de Contacto con resistencia a Ia fatiga mejorada es Ia clave para asegurar que el SCR de recalcadura tiene un valor práctico en Ia aplicación en Ia TDZ.
Varias soluciones del Elevador Catenario de Acero (SCR) han incl uido requerimientos moderados de servicio en medios ácidos. El Servicio en Medios Ácidos es el funcionam iento del Elevador en am bientes de H2S. Las propiedades metalúrgicas conocidos para efectuar el funcionamiento en ambientes que contienen H2S incluyen: Composición química, limpieza de acero, método de fabricación , resistencia, cantidad de trabajo en frío, condiciones de tratamiento con calor y microestructura. Ya que el procedimiento de fabricación de tubería de recalcadura invol ucra pasos adicionales subsecuentes a Ia fabricación de Ia tubería sin costura, el producto extremo tiene que lograr estos requerimientos.
BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN
La presente invención describe un SCR de recalcadura de una composición química con un bajo contenido de carbono novedoso y microestructura que logra una mejora superior en Ia vida de fatiga ya que es integral con Ia sección de tubería de elevador en el Área de Contacto. El SCR de recalcadura con un bajo contenido de carbono logra sus propiedades deseadas a través del tratamiento térmico al cual se somete. La composición qu ímica con u n bajo contenido de carbono novedosa y microestructura comprenden en porcentaje en peso, carbono 0.04-0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40-0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx. , aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx. , fósforo 0.020 máx. , titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.1 0, cobre 0.20 máx. , estaño 0.020 máx. , y equivalente de carbono 0.43 máx. y PCM de no más de 0.23 y teniendo un l ímite elástico de al menos 4569.50 kg/cm2, resistencia a Ia tracción final de al menos 541 3.10 kg/cm2 y una relación de YS/UTS por debajo de 0.89 en material representando el cuerpo de tubería, el área de transición y el extremo de recalcad ura.
La presente invención también describe un método para fabricar una tubería de acero sin costura para un elevador catenario de acero con extremos de recalcadura teniendo un límite elástico de al menos 4569.50 kg/cm2 tanto en el cuerpo de tubería, transición como Ia zona de recalcadura, que comprende los pasos de:
(a) proporcionar una tubería de acero q ue comprende en porcentaje en peso, carbono 0.04-0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40- 0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx., aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx. , fósforo 0.020 máx. , titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx. , estaño 0.020 máx. , y equivalente de carbono 0.43 máx. y PCM de no más de 0.23;
(b) recalcar los extremos de Ia tubería en m últiples pasos con ciclos de calentamiento intermedios entre ellos para lograr el espesor requerido; (c) extinguir y templar entre 630-7100C; y
(d) maquinar los extremos recalcados.
BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS
La Figura 1 muestra Ia Configuración de Elevador Catenario de Acero de una modalidad preferida de Ia presente invención .
La figura 2 ilustra una modalidad de Ia tubería con un extremo de recalcad ura de u na modalidad preferida de Ia presente i nvención . La Figura 3 muestra macro-secciones típicas de soldaduras
RP2Z para diferentes condiciones d e soldad ura de Ia tubería de una modalidad preferida de Ia presente invención.
Las Figuras 4(a) y (b) m uestran los resultados de Ia prueba a Ia tracción para la dirección longitudinal y dirección transversal de una modalidad preferida de Ia presente i nvención .
La Figura 5 ilustra los resultados de Ia relación Y/T longitudinal y transversal de una modal idad preferida de Ia presente invención .
La Figura 6 muestra Ia Dureza Vickers HV1 0 de una modalidad preferida de Ia presente invención . La Figura 7 ilustra Ia Prueba de Impacto de Entalla Charpy V
Transversal a -3O0C d e una modalidad preferida de Ia presente invención.
La Figura 8 m uestra Ia Curva Media para especímenes 1 0 3/4" x 0.866" X65 de una modalidad preferida de Ia presente invención. Las Figuras 9(a) y 9(b) m uestran los resultados de prueba a Ia tracción para Ia dirección longitudinal y Ia dirección transversal de una modalidad preferida de Ia presente invención.
La Figura 10 ilustra los resultados de Ia relación Y/T longitudinal y transversal de una modalidad preferida de Ia presente invención.
La Figura 1 1 m uestra Ia Dureza Vickers HV10 de una modalidad preferida de Ia presente invención.
La Figura 12 ilustra Ia Prueba de Impacto de Entalla Charpy V Transversal a -3O0C de una modalidad preferida de Ia presente invención.
La Figura 13 muestra Ia Curva Media para especímenes 1 0 3/4" x 1 .250" X65 de una modalidad preferida de Ia presente invención .
DESCRtPCION DETALLADA DE LA INVENCIÓN
Como se ilustra en Ia Figura 1 , Ia presente invención Jdescribe un SCR de recalcadura de una com posición química con bajo contenido de carbono novedosa y microestructura que logra una mejora superior en Ia vida de fatiga ya que es integral con Ia sección de tubería de elevador en el Área de Contacto. El SCR de recalcad ura con bajo contenido de carbono logra sus propiedades deseadas a través de tratamiento término al cual se somete.
El grado de cero contemplado para usarse en el SCR de recalcadura de Ia presente invención es X-65 (un límite elástico de por Io menos 4569.50 kg/cm2 en el cuerpo de tubería y en los extremos de recalcadura).
El diseño de aleación consiste de un acero con bajo contenido de C (0.13 máx. ), bajo Mn (1 .5 máx.) con adiciones de elementos de microaleación tales como Niobio, Titanio (Nb+Ti 0.1 máx.) , Cromo y Molibdeno (Cr+Mo 1 .2 máx.). El propósito de agregar estos dos últimos elementos de aleación es incrementar Ia capacidad de end urecimiento y promover una transformación martensítica-bain ítica en los extremos de recalcadura gruesos y cuerpo de tubería logrando una alta resistencia. El equivalente de carbono (CE) está diseñado para no exceder a .43 seg ún requerido por API 5L. Muy preferiblemente, el equivalente de carbono está limitado a 0.41 . La modalidad m uy preferida de Ia presente invención no excede a 0.39.
Las tuberías son enrolladas con calor utilizando un esquema de enrollamiento controlado por recristalización fabricado a partir de palanquillas redondas a través de un procedimiento de colado continuo (CC). Después del enrollado con calor, las tuberías después son inspeccionadas con métodos no destructivos tales como inspección electromagnética, inspección de partícula magnética húmeda y prueba ultrasónica con el propósito de encontrar cualesquiera defectos longitudinales o transversales en las superficies internas o externas y para verificar el espesor de Ia pared . Las tuberías después son recalcadas recalentando los extremos de tubería por arriba de Ia temperatura de disolución del Nb (C, N) para proporcionar un flujo plástico adecuado d urante cada operación de recalcadura mientras se controla el tamaño de grano de Ia austenita a través de Ia precipitación de partículas finas de TiN . El radio óptimo en Ia transición de cuerpo de tubería recalcada es modelado a través del Análisis de Elemento Finito (FEA), en donde el Factor de Concentración de Tensión (SCF) dio como resultado 1 .1 35 y 1 .12 para el Caso 1 (273.1 mm OD por 22.0 mm WT del cuerpo de tubería, 28 mm WT como los Extremos de recalcadura maquinados y 35 mm como los extremos de recalcadura, grado de acero X65 para aplicación de servicio sin ácidos medios , 10.75" x 0.866") y el Caso 2 (273.1 mm OD por 31 .8 mm WT cuerpo de Tubería, 45 mm WT como Extremos de Recalcadura maquinados y 53 mm como extremos de recalcadura, grado de acero X65 para aplicación de servicio en ácidos medios, 10.75" x 1 .250"), respectivamente. Después de Ia recalcadura de ambos extremos de las tuberías, se diseñó y se utilizó una extinción crítica y tratamiento con calor de revenido para proporcionar las propiedades mecánicas finales. Otra vez se realizó Ia prueba no destructiva en el cuerpo de tubería, y Ia superficie de OD e ID de los extremos de recalcadura se maquinaron y después se inspeccionaron con inspección de partícula magnética húmeda y prueba ultrasónica manual . Finalmente, las tuberías se maquinaron por bisel para soldadura circunferencial. El comportamiento de soldadura y fatiga son concienzudamente caracterizados.
Después del tratamiento de extinción y de calor de revenido, el material después se caracterizó totalmente. El Lím ite Elástico (YS), Ia Resistencia a Ia Tracción Final (UTS ) y Ia relación de YS/UTS a temperatura ambiente se evaluaron utilizando especímenes redondos tanto longitudinales como transversales tomados de las regiones de Extremo de Recalcadura, Transición de Inclinación y Cuerpo de Tubería en dos cuadrantes, 0o y 180°.
Las durezas Vickers HV10 se midieron en las secciones de OD (diámetro externo), MW (pared media) e ID (diámetro interno) en 4 cuadrantes se tomaron a partir de las regiones de Extremo de Recalcadura, Transición de I nclinación y Cuerpo de Tubería. Las lecturas de dureza se tomaron a 1 .5 mm desde el OD e ID. Además, se realizó Ia prueba de impacto de entalla Charpy V transversal a -3O0C y -4O0C para el caso 1 y el caso 2, respectivamente utilizando especímenes de 10x10. La resistencia de servicio en medios ácidos se analizó tanto en el cuerpo de tubería como los extremos de recalcadura a través de las Pruebas de Agrietamiento I nducido por Hidrógeno (HI C) de Flexión de Cuatro Puntas (FPBT). La presente invención de esta manera describe una tubería de acero sin costura para un elevador catenario de acero con extremos de recalcadura que comprende en porcentaje en peso, carbono 0.04- 0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40-0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx. , aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx. , fósforo 0.020 máx. , titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx. , Estaño 0.020 máx. , y equivalente de carbono 0.43 máx. , y PCM de no más de 0.23 y teniendo un l ímite elástico de por Io menos 4569.50 kg/cm2 en el material que representa el cuerpo de tubería, Ia zona de transición y el extremo de recalcadura. La microestructura novedosa del SCR de recalcadura que permite a Ia tubería de acero sin costuras lograr una mejora superior en Ia vida de fatiga incluye las siguientes propiedades mecánicas y requerimientos de corrosión para el SCR de Recalcadura como se muestra en el Cuadro 1 . Los requerimientos m ínimos están después de Ia especificación API 5L, 43ava' Edición.
Cuadro 1 - Propiedades mecánicas y requerimientos de corrosión para SCR de Recalcadura
Figure imgf000015_0001
El Curado 2 muestra un resumen de microestructuras observadas. Todas las microestructuras son homogéneas en Ia pared media, Ia cual es Ia sección más crítica en donde principalmente Ia bainita, y una mezcla de ferrita acicular y no poligonal se observa independiente de Ia sección (cuerpo de tubería, transición o recalcadura). Existe una ligera presencia de martensita cerca de las secciones de OD e ID.
Cuadro 2 - Microestructura de Ia Tubería de Acero Sin Costuras de SCR de Recalcadura
Figure imgf000016_0001
Se desarrolló un diseño de aleación específico y se fijaron parámetros de tratamiento con calor para obtener las características microestructurales deseadas en secciones tanto de cuerpo de tubería como de recalcadura de pared pesada. La combinación de los parámetros antes mencionados da como resultado excelentes propiedades mecánicas, las cuales satisfacen los objetivos de resistencia y corrosión.
La presente invención también describe un método para fabricar una tubería de acero sin costuras para el elevador catenario de acero con extremos de recalcadura teniendo un límite elástico de al menos 4569.50 kg/cm2 tanto en el cuerpo de tubería, transición como Ia zona de recalcadura, que comprende los pasos de: (a) proporcionar una tubería de acero que comprende en porcentaje en peso, carbono 0.04-0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40- 0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx. , aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx. , fósforo 0.020 máx. , titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx. , Estaño 0.020 máx. , y equivalente de carbono" 0.43 máx. , y PCM no más de 0.23; (b) extinguir y revenir de entre 630-7100C.
Se utilizan m últiples pasos de ciclos de recalcadura y calentamiento entre cada operación de recalcadura para lograr el espesor requerido en los extremos de recalcadura para cada dimensión (espesor de pared de 35 mm y espesor de pared de 53 mm para el caso 1 y 2 antes mencionado) al final obtenido como los extremos de recalcadura maquinados antes mencionados.
Se realizaron pruebas de soldabilidad y fatiga com pletas para un gran número de tuberías para establecer el rendim iento de Ia fatiga. Estas pruebas se describen a continuación:
Programa de Soldadura
Se evaluaron las propiedades de las tuberías de recalcadura sometidas a diferentes ciclos térmicos ind ucidos por operaciones de soldadura, inicialmente soldando en una tubería con un espesor de pared de 35 mm con Ia química como los extremos de recalcadura.
Las condiciones se resumen en el Cuadro 3, y han sido aplicadas en una configuración de bisel de soldadura según recomendado en el estándar API RP2Z; Calificación de Pre- producción para Placas de Acero para Estructuras en Mar Abierto [1 ].
Esta preparación de soldadura específica con uno de los biseles a 0o permite cuantificar Ia tenacidad (impacto y prueba CTOD) de HAZ en condiciones más severas que con el bisel V o U convencional (el agrietamiento por fatiga es colocado en el material de HAZ de grano grueso prescrito para al menos el 15% de los dos tercios centrales del espesor del espécimen).
Cuadro 3 - Condiciones de soldadura API RP2Z
Figure imgf000018_0001
La prueba de soldabilidad requiere de Ia caracterización de HAZ para dos casos sometidos a diferentes combinaciones de calor utilizando un bisel API PR2Z: Cuantificación de Pre-producción para Placas de Acero para Estructuras en Mar Abierto [8] , Todas las pruebas pasaron o excedieron los requerimientos incluyendo dureza HV10 por abajo de 250 para el caso de servicio en medios ácidos (Caso 2).
La caracterización HAZ ha sido corrida en ambas tuberías de recalcadura con un espesor de 28 mm y 45 mm en los extremos de recalcadura, con las condiciones de soldadura listadas en el Cuadro 4. Los consumibles y entrada de calor utilizados son:
STT de Lincoln para el paso de raíz, entrada de calor 0.55-0.75 kJ/mm ,
P-GMAW para pasos de llenado y cobertura con entrada de calor 0.6 kJ/mm, - SAW para pasos de llenado y cobertura con entrada de calor igual o mayor que 0.8 kJ/mm .
Cuadro 4 - Condiciones de soldadura API RP2Z en ambas tuberías de recalcadura X65
Figure imgf000019_0001
Caracterización de HAZ: prueba y resultados
Dureza: En Ia tubería con un espesor de 35 mm , las indentaciones de dureza en HAZ están localizadas en líneas paralelas al cuerpo de tubería, a 1.5 mm desde el diámetro interno y externo de Ia tubería y cada 4 mm a través del espesor.
Para satisfacer los requerimientos de 250 Hv10 máximo en HAZ
(desde Ia raíz hasta Ia parte superior) para aplicación de servicio en medios ácidos, las condiciones de soldadura son: - una entrada de calor m ínima de 0.65 kJ/mm com binada con una temperatura de precalentamiento de 2000C para paso de raíz, una entrada de calentamiento m ínima de 0.8 kJ/mm combinada con una temperatura entre pasos de 2000C para pasos de llenado, - una entrada de calentamiento m ínima de 0.8 kJ/mm combinada con una temperatura entre pasos de 25O0C para pasos de cubierta.
Además, para Ia cubierta, Ia última perla no está sobre un lado de un bisel pero está depositada dentro de Ia anchura de Ia preparación de soldadura de manera que cada paso de cubierta en los bordes del bisel obtiene el beneficio de un efecto de revenida de los pasos subsecuentes de cubierta. En los extremos de recalcadura con un espesor de 28 y 45 mm , aplicando las condiciones de soldadura antes mencionadas, Ia dureza en HAZ no excede a 250 HV10.
Las macro-secciones típicas de las soldaduras API RP2Z producidas para dos entradas de calor se muestran en Ia Figura 3.
Estas soldaduras después se probaron para propiedades de dureza y tenacidad (Charpy y CTOD). - Tenacidad: La prueba de impacto corre a -4O0C, de Ia línea de fusión +
1 mm a Ia línea de fusión + 3 mm, en soldaduras que corren sobre una tubería con un espesor de 35 mm y una entrada de calor alta (2 y 3 kJ/mm). La energía adsorbida obtenida está por arriba de 200 J para cada espécimen.
En las soldaduras de extremos de recalcadura, estos valores de energía adsorbida muy altos en HAZ se duplican, sin considerar el espesor de pared y las condiciones de soldadura: valor mínimo logrado 200 J, valor máximo logrado 450 J. Además, Ia prueba CTOD (SENB, especímenes Bx2B) en Haz como por API RP2Z corre a -1O0C. Con Ia escala de entrada de calor de 0.8 a 1.5 kJ/mm, Ia cual es típica de soldadura de campo, los valores de CTOD obtenidos son de 1.0 a 1.5 mm, Io cual muestra una excelente ductilidad de HAZ.
Desarrollo de la Especificación de Procedimiento de Soldadura
(WPS)
Con el fin de forzar al agrietamiento por fatiga a iniciar lejos del área de soldadura y así cuantificar mejor Ia resistencia de fatiga del diseño de recalcadura, se desarrolló una especificación de procedimiento de soldadura específico y se utilizó para que las soldaduras sean completamente de fatiga de escala completa: selección de una soldadura consumible con tenacidad muy alta, remoción de raíz soldada y refuerzo de Ia cubierta. La prueba de escala completa muestra un excelente comportamiento de fatiga de uniones circunferenciales de recalcadura. En ambos casos, los datos corresponden a falla, o descargas, más allá de Ia curva media objetivo para los grupos de pruebas, demostrando que ambas geometrías de recalcadura soldada circunferencial califican como com ponente de clase superior (B 1 en DNV-RP-C203) para resistencia a Ia fatiga. Los resultados de Ia curva media pueden verse en las Figuras 8 y 13 para el caso 1 y caso 2, respectivamente.
EJEMPLOS
Se utilizaron tuberías de acero sin costura de recalcadura de Pared Pesada con las siguientes características:
Caso 1 : cuerpo de tubería 273.1 mm OD por 22.0 mm WT, 28 mm WT como Extremos de Recalcadura maquinados y 35 mm como extremos de recalcadura, grado de acero X65 para aplicación de servicio sin medios ácidos ( 10.75" x 0.866").
Caso 2: cuerpo de tubería de 273.1 mm OD por 31 .8 mm WT, 45 mm WT como Extremos de Recalcadura maquinados y 53 mm como extremos de recalcadura, grado de acero X65 para aplicación de servicio en medios ácidos (10.75" x 1.250").
Caso (1 ) Servicio en Medios Ácidos para SCR TDZ de Recalcadura de 10.75" x 0.866" WT X65
Las Figuras 4(a) y 4(b) y 5 muestran el l ímite elástico (YS), Resistencia a Ia Tracción Final (UTS) y Ia relación de YS/UTS evaluadas a temperatura ambiente para material extinguido y revenido. Los especímenes redondos longitudinales y transversales tomados de secciones que representan el Extremo de Recalcadura, Transición de Inclinación y Cuerpo de Tubería se probaron en dos cuadrantes, 0o y 180°. Todos los especímenes son redondos estándares, excepto por aquellos del cuerpo de tubería en Ia dirección transversal , que son de sub-tamaño redondo. Las Figuras 4(a) y 4(b) muestran todos los valores de YS y UTS obtenidos de Ia prueba a Ia tracción en las direcciones longitudinal y transversal, respectivamente.
Las Figuras 4(a) y (b) muestran que todos los valores del Límite Elástico obtenidos están por arriba de un m ínimo de 4569.5 kg/cm2 y no exceden al máximo de 5624 kg/cm2. Todos los valores de Resistencia a Ia Tracción Final obtenidos están por arriba de un m ínimo establecido de 5413.1 kg/cm2.
La Figura 5 muestra que, para Ia relación de YS/UTS , todos los valores están por abajo de 0.89, el cual se establece como Ia especificación máxima de YS/UTS. Los valores de Ia relación de YS/UTS se muestran en Ia Figura 5 para las direcciones tanto longitudinal como transversal.
Prueba de Dureza
Para el material en Ia "condición extinguida y revenida", Ia
Dureza Vickers HV10 (e lecturas por fila) se midió en las secciones de OD, MW e ID en 4 cuadrantes tomados de las regiones de Extremo de Recalcadura, Transición de Inclinación y Cuerpo de Tubería. Las lecturas de dureza se tomaron a 1.5 mm desde el diámetro externo (OD) y diámetro interno (ID). Los resultados de Ia prueba del material HV10 extinguido y revenido se muestran en Ia Figura 6.
Aunque el material del caso 1 inicialmente no se considera para aplicación de servicio en medios ácidos, como se muestran en Ia
Figura 6, todas las lecturas de dureza están por abajo de 250HV10
(22 HRc) de acuerdo con el requerimiento NACE para el material que será utilizado en ambientes en medios ácidos.
Prueba de Tenacidad
La característica de mecánica de fractura se evaluó utilizando Ia Prueba de Impacto de Entalla Charpy V Transversal. La temperatura de prueba es de -3O0C. Se tomaron grupos de tres especímenes de tamaño completo (10x10 mm) de las regiones de extremo de recalcadura, transición de inclinación y cuerpo de tubería en dos cuadrantes, 0o y 180°, para cada muestra de material extinguido y revenido. La Figura 7 muestra que todos los valores individuales de
Energía Adsorbida están por arriba de 70 Joules, Ia cual se establece como el objetivo mínimo y 90 Joules como el promedio mínimo de 3 especímenes. La temperatura de transición obtenida en Ia dirección transversal utilizando especímenes de entallado Charpy V de 10x10 en el material que representa el cuerpo de tubería y extremo de recalcadura está por abajo de -6O0C como se muestra en los Cuadros 5(a) y (b).
Cuadro 5 - Curva de Temperatura de Transición, (a) Cuerpo de Tubería y (b) Extremo de Recalcadura
Figure imgf000025_0001
(a)
Figure imgf000025_0002
(b)
Los resultados CTOD que representan el cuerpo de tubería y extremo de recalcadura, como se muestra en el Cuadro 6, muestran resultados excepcionales por arriba de 0.6 mm a -3O0C. Cuadro 6 - Resultados CTOD que Representan (a) Cuerpo de Tubería (b) Extremo de Recalcadura
Figure imgf000026_0001
(a)
Figure imgf000026_0002
(b)
Análisis Microestructural
Se prepararon muestras a partir de un material así extinguido y así extinguido y revenido para el análisis microestructural . La cara transversal hacia el eje de enrollamiento metalúrgicamente se preparó rellenando con arena un papel de arena 600 y pulido a una apariencia de tipo espejo con pasta de diamante y atacado químicamente con Nital al 2% para realizar observaciones microestructurales a través de microscopio óptico .
Las microestructuras se observaron en las secciones OD, MW e I D de regiones de cuerpo de tubería, transición de inclinación y extremo de recalcadura. Se obtuvieron dos cuadrantes, 0o y 180°, fotomicrografías a 500X representando Ia microestructura a partir de OD, MW e ID.
En este caso, Ia microestructura observada en el cuerpo de tubería después de Ia extinción consistió de una mezcla predominantemente de bainita y ferrita acicular a través del espesor de pared y una ligera presencia de martensita cerca de Ia superficie externa e interna. Similarmente, se observaron bainita y ferrita acicular y algunas regiones de ferrita no poligonal a través del espesor de pared en Ia sección de recalcadura . El tamaño de grano austenítico anterior (PAGS) se m idió utilizando análisis de imagen en el material así extinguido atacado químicamente con ácido pícrico acuoso en muestras del cuerpo de tubería y el extremo de recalcadura a cuadrantes de 0o y 1 80°, dando como resultado un tamaño promedio de 9/10 ASTM. La microestructura después del tratamiento de revenido consistió predominantemente de bainita y ferrita acicular que se observaron a través del espesor de pared en el material representando el cuerpo de tubería, transición de inclinación y extremo de recalcadura.
Resultados de Prueba de Fatiga
Los resultados de prueba de fatiga se muestran en Ia Figura 8. Los resultados de prueba muestran un funcionam iento de fatiga muy alto en los extremos de recalcadura, transición y cuerpo de tubería. Caso 12) SCR TDZ de Recalcadura 10 3A" OD x 1.250"WT X65 Servicio en Medios Ácidos
Para el caso (2), además de toda Ia prueba destructiva incluyendo tracción , dureza y tenacidad realizada en el caso (1 ), se realizó Ia Prueba de Agrietamiento I nducido por Hidrógeno de Servicio en Medios Ácidos como por NACE TM0284 y Agrietamiento por Esfuerzo de Sulfuro utilizando Ia prueba de Flexión de Cuatro Puntas. La Figura 9 muestra los resultados de tracción, en donde se puede ver que los valores del Límite Elástico obtenidos están por arriba de 4569.5 kg/cm2 y no exceden al valor máximo de 5624 kg/cm2. Todos los valores de resistencia a Ia tracción final obtenidos están por arriba de 5413.1 kg/cm2, los cuales se establecen como el m ínimo especificado.
Todos los valores de relación de YS/UTS está por abajo de 0.89 como se muestra en Ia Figura 10 tanto para dirección longitudinal como transversal.
Como se muestra en Ia Figura 1 1 , todas las lecturas de dureza están por abajo de 250 HV10 (22 HRc) de acuerdo con los requerimientos de NACE MR0175 para materiales que serán utilizados en ambientes en medios ácidos.
Para este caso (2), Ia temperatura de prueba Charpy es de
-4O0C. Se tomaron grupos de tres especímenes de tamaño completo
( 1 0x1 0 mm) de Ia pared media de las regiones de extremo recalcadura, transición de inclinación y cuerpo de tubería en dos cuadrantes 0o y 180°, a partir del material extinguido y revenido. Como se muestra en Ia Figura 12, todos Io resultados están por arriba de los valores de energía absorbida mínimos esperados de 70 Joules m ínimo individual y 90 Joules como promedio mínimo de 3 especímenes. Se obtuvieron curvas de transición de impacto de Entallado
Charpy V Transversal a partir de 2 muestras, una representando el extremo de recalcadura y Ia otra representando el cuerpo de tubería del material extinguido y revenido para cada caso.
La temperatura de transición obtenida en Ia dirección transversal utilizando especímenes de 10 x 10 de Entallado Charpy V es de entre -5O0C y 6O0C para el material que representa el extremo de recalcadura y por abajo de -7O0C para el material que representa el cuerpo de tubería como se muestra en el Cuadro 9.
Como se muestra en Ia Figura 12, todos los resultados estuvieron por arriba de los valores m ínimos esperados de 70 Joules m ínimo individual y 90 Joules como promedio mínimo de 3 especímenes.
Se obtuvieron curvas de transición de impacto de Entallado Charpy V transversal a partir de 2 muestras, una representando el extremo de recalcad ura y Ia otra representando el cuerpo de tubería del material extinguido y revenido para cada caso.
La temperatura de transición obtenida en Ia dirección transversal utilizando especímenes de 10 x 10 de entallado Charpy V es de entre -5O0C y -6O0C para el material que representa el extremo de recalcadura y por abajo de -7O0C para el material que representa el cuerpo de tubería como se muestra en el Cuadro 7.
Cuadro 7 - Curva de Temperatura de Transición, fa) Cuerpo de tubería y (b) Extremo de Recalcadura
Figure imgf000030_0001
(a)
Figure imgf000030_0002
(b)
Los resultados de CTOD del material que representa el cuerpo de tubería y el extremo de recalcadura están por arriba de 0.6 mm a -1 O0C como se m uestra en el Cuadro 8. Cuadro 8 - Resultados de CTOD que Representan (a) Cuerpo de Tubería v (b) Extremo de Recalcadura
Figure imgf000031_0001
(a)
Figure imgf000031_0002
(b)
Prueba de Corrosión Solamente para el Caso (2) Agrietamiento Inducido por Hidrógeno
Se realizó Ia prueba H IC en una m uestra representando el extremo de recalcadura y en otra representando el cuerpo de tubería para el Caso 2. Cada grupo de 3 especímenes (3 cuadrantes , 0o, 120° y 240°) representando el cuerpo de tubería y otro grupo representando el extremo de recalcadura se probó como por NACE TM0284 utilizando Ia Solución "A", el período de prueba fue de 96 horas. Los resultados se muestran en los Cuadros 9 y 10. Cuadro - 9 Resultados de Prueba de Agrietamiento Inducido por Hidrógeno - Cuerpo de Tubería
Figure imgf000032_0001
Cuadro 10 - Resu ltados de Prueba de Agrietamiento Inducido por Hidrógeno - Extremo de Recalcad ura
Figure imgf000033_0001
Estos cuad ros muestran que no se encontraron ni grietas ni salientes después del período de prueba, mostrando que todos los requerimientos para Ia prueba de Agrietamiento I nducido por Hidrógeno se satisfacen.
Agrietamiento por Tensión de Sulfuro
Se realizó Ia Prueba de Flexión de Cuatro Puntas SSC en 1 muestra representando el extremo de recalcadura y otra representando el cuerpo de tubería. Cada grupo de 3 especímenes (3 cuadrantes, 0o, 120° y 240°) representando el cuerpo de tubería y otro grupo representando el extremo de recalcadura se probaron como por ASTM G48. Se consideró Ia solución "A" de prueba de NACE TM0177.
La tensión de prueba es 95% del Límite Elástico Mínimo Especificado (S MYS) y dos períodos de prueba de 96 horas y 720 horas. Los resultados se muestran en los Cuadros 1 1 y 12.
Cuadro 11 - Resultados de Prueba de Flexión de Cuatro Puntas SSC Representando el Material del Cuerpo de Tubería (a) Después de 96 Horas de Exposición (a) y Después de 720 Horas de Exposición
Figure imgf000034_0001
(a)
Figure imgf000034_0002
(b) Cuadro 12 - Resultados de Prueba de Flexión de Cuatro Puntas SSC Del Extremo de Recalcadura (a) Después de 96 horas de Exposición (b) Después de 720 Horas de Exposición
Figure imgf000035_0001
(a)
Figure imgf000035_0002
(b)
Los Cuadros 1 1 y 12 muestran que tocios los especímenes de
Flexión de Cuatro Puntas pasaron exitosamente Ia prueba de SSC después del período de prueba, se sometieron a esfuerzo a
95%SMYS , no se observaron grietas después de 96 horas y aún después de 720 horas.
Caracterización Microestructural
Se utilizó Microscopía Óptica y Microscopía Electrónica con Barrido para Ia caracterización de material. El análisis microestructural se realizó en las secciones OD, MW e I D de las regiones de cuerpo de tubería, transición de inclinación y extremo de recalcadura en dos cuadrantes 0o y 180° para muestras en Ia condición así extinguida y en Ia condición extinguida y revenida.
La microestructura así extinguida del cuerpo de tubería consistió predominantemente de bainita y ferrita acicular en Ia pared media, cerca de Ia superficie externa e interna, se observó una ligera presencia de martensita.
La microestructura así extinguida de recalcad ura consistió predominantemente de bainita y ferrita acicular a través del espesor de pared.
El PAGS se midió utilizando análisis de imagen en el material así extinguido, atacado químicamente con ácido pícrico acuoso en muestras del cuerpo de tubería y extremo de recalcadura. Se obtuvo un tamaño de PAGS promedio de 7/8 ASTM tanto para el cuerpo de tubería como el extremo de recalcadura, respectivamente.
La microestructura en Ia pared media después del revenido consistió predominantemente de bainita y ferrita acicular en el cuerpo de tubería y transición de inclinación; y bainita, ferrita acicular y ferrita no poligonal en los extremos de recalcadura.
Resultados de Fatiga
Los resultados de Ia prueba de fatiga están graficados en Ia Figura 13. Los resultados de prueba muestran un funcionam iento m uy alto de fatiga en los extremos de recalcad ura, transición y cuerpo de tubería. La invención ha sido totalmente descrita y los resultados de fatiga experimentales muestran que el funcionamiento de fatiga para estas dos Soluciones de Recalcadura descritas anteriormente en el caso ( 1 y 2) se ha incrementado con un factor que varía de entre 3 y 15.

Claims

REIVINDICACIONES
1.- Una tubería de acero sin costura para un elevador catenario de acero con extremos de recalcadura, comprendiendo en porcentaje en peso, carbono 0.04-0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.15-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40- 0.70, níquel 0.10-0.40, nitrógeno 0.008 máx., aluminio 0.010-0.045, azufre 0.005 máx., fósforo 0.020 máx., titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035, vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx., estaño 0.020 máx., y equivalente de carbono 0.43 máx. y PCM de no más de 0.23 y teniendo un límite elástico de por Io menos 4569.5 kg/cm2, Ia resistencia a Ia tracción final de por lo menos 5413.1 kg/cm2 y una relación de YS/UTS por abajo de 0.89 en el material representando el cuerpo de tubería, Ia zona de transición y el extremo de recalcadura.
2.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, en donde Ia microestructura del material así extinguido y revenido es homogénea en Ia pared media, Ia cual es Ia sección más crítica y es principalmente bainita y una mezcla de ferrita acicular y no poligonal independientemente de Ia sección: zonas de cuerpo de tubería, transición o extremo de recalcadura.
3.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, en donde el tamaño de grano austenítico anterior tiene un tamaño promedio de al menos 7 ASTM tanto en el cuerpo de tubería como en los extremos de recalcadura.
4.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, en donde el material en Ia condición así extinguida y revenida tiene un valor de Dureza Vickers HV10 por abajo de 250 tanto en el cuerpo de tubería como los extremos de recalcadura.
5.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, en donde los materiales del cuerpo de tubería y los extremos de recalcadura tienen un valor individual de energía absorbida por arriba de 70 Joules, y 90 Joules promedio de tres especímenes y Ia temperatura de transición en Ia dirección transversal está por abajo de -500C.
6.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, en donde los materiales del cuerpo de tubería y los extremos de recalcadura exceden en por Io menos 2 veces el valor individual mínimo de 0.51 mm, requerido de Ia prueba de desplazamiento de abertura de punta de grieta (prueba de CTOD).
7.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1, Ia cual es soldable en los extremos de recalcadura en una escala de entrada de calor de entre 0.8 KJ/mm y 1.5 KJ/mm, en donde Ia prueba de CTOD utilizando especímenes SENB, Bx2B tomados de Ia zona afectada por calor que corre a -1O0C como por API RP2Z, dio resultados de CTOD por arriba de 0.6 mm.
8.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 7, Ia cual es soldable en los extremos de recalcadura en una entrada de calor de entre 0.8 KJ/mm y 3.0 KJ/mm y Ia dureza en Ia zona afectada por calor es menor que 250 HV10.
9.- La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 7, Ia cual es soldable en los extremos de recalcadura en u na entrada de calor de entre 0.8 KJ/m m y 3.0 KJ/mm y los valores de energía absorbida evaluados en Ia línea de fusión + 1 mm en Ia zona afectada por calor están por arriba de 100 Joules.
10. - La tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1 , Ia cual es soldable en los extremos de recalcad ura en una escala de entrada de calor de entre 0.8 KJ/mm y 3.0 KJ/m m , en donde Ia prueba de CTOD utilizando especímenes S EN B, Bx2B tomados del eje del metal de soldadura que corre a -10°C dio valores de CTOD por arriba de 0.6 mm .
1 1 .- Un método para fabricar un tubo de acero sin costura para un elevador catenario de acero con extremos de recalcadura teniendo un l ímite elástico de por Io menos 4569.5 kg/cm2 tanto en el cuerpo de tubería, transición y zona de recalcadura, que com prende los pasos de: (a) proporcionar una tubería de acero que com prende en porcentaje en peso, carbono 0.04-0.10, manganeso 0.40-0.70, silicio 0.1 5-0.35, cromo 0.40-0.70, molibdeno 0.40- 0.70, n íq uel 0.10- 0.40, nitrógeno 0.008 máx. , alúmina 0.010-0.045, azufre 0.005 máx. , fósforo 0.020 máx. , titanio 0.003-0.020, niobio 0.020-0.035 , vanadio no más de 0.10, cobre 0.20 máx. , estaño 0.020 máx. , y equivalente de carbono 0.43 máx. y PCM no más de 0.23; (b) recalcar los extremos de Ia tubería en múltiples pasos con ciclos de calentam iento intermedios para obtener el espesor requerido; (c) extingui r y revenir entre 630-7100C; (d) maquinar los extremos de recalcadura.
12.- El método para fabricar una tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1 1 , en donde las tuberías se enrollaron por calor utilizando un esquema de enrollamiento controlado por recristalización, fabricadas a partir de palanquillas redondas obtenidas mediante un procedimiento de colado continuo (CC) .
13.- El método para fabricar una tubería de acero sin costura de acuerdo con Ia reivindicación 1 1 , en donde las tuberías fueron recalcadas recalentando los extremos de tubería por arriba de Ia tem peratura de disolución de Nb (C, N) para proporcionar un flujo plástico adecuado durante cada operación de recalcado mientras se controla el tamaño de grano de Ia austenita a través de Ia precipitación de partículas finas de TiN.
14.- Una cadena de tubería para usarse como un elevador catenario de acero para un am biente de servicio sin medios ácidos utilizando las tuberías de acuerdo con Ia reivindicación 1 , en donde las tuberías están soldadas en los extremos de recalcadura .
15.- Una cadena de tubería para usarse como un elevador catenario de acero para un ambiente de servicio en medios ácidos utilizando las tuberías de acuerdo con Ia reivindicación 1 , en donde las tu berías están soldadas en los extremos de recalcadura.
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