BR102012002647A2

BR102012002647A2 - Tubo de aço sem costura com paredes espessas e método para produção do mesmo

Info

Publication number: BR102012002647A2
Application number: BRBR102012002647-3A
Authority: BR
Inventors: Ettore Anelli; Mariano Armengol; Paolo Novelli; Federico Tintori
Original assignee: Dalmine Spa
Priority date: 2011-02-07
Filing date: 2012-02-06
Publication date: 2015-03-31
Also published as: CA2767021C; AR085313A1; MX2012001707A; IN2012DE00319A; JP2012197508A; BR102012002647B1; CN102703830A; ITMI20110179A1; JP6050003B2; EP2484784A1; IT1403688B1; US8821653B2; CA2767021A1; AU2012200698B2; AU2012200698A1; US20120204994A1; CN102703830B; EP2484784B1

Abstract

Tubo de aço sem costura com paredes espessas e método para a produção do mesmo. Concretizações da presente descrição compreendem aços carbono e métodos para fabricação de tubos com paredes espessas (espessura de parede maior ou igual a cerca de 35mm) a partir destes. Em uma concretização uma composição de aço é processada e produz um tamanho de grão de austenita anterior maior que cerca de 15 ou 20 <109>m e menor que cerca de 100 <109>. Baseado neta composição, uma sequência de resfriamento rápido foi determinada, a qual proporciona uma microestrutura maior ou igual a cerca de 50% em volume de martensita e menor ou igual a cerca de 50% em volume de bainita inferior, sem formação substancial de ferrita, bainita superior ou bainita granular. Após o resfriamento rápido, o tubo pode ser submetido a têmpera. A tensão limite de escoamento dos tubos resfriados e temperados podem ser maiores que cerca de 65 ksi ou 70 ksi e medidas das propriedades mecânicas mostram que os tubos resfriados e temperados são adequados para grau 65 ksi e grau 70 ksi, e resistência a ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos.

Description

TUBO DE AÇO SEM COSTURA COM PAREDES ESPESSAS E MÉTODO PARA A

PRODUÇÃO DO MESMO

Campo Técnico A presente invenção se refere, em geral, à produção de metal e, em certas concretizações, se refere a métodos para produzir barras tubulares metálicas tendo elevada tenacidade a baixa temperatura enquanto, simultaneamente, possui resistência à ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos. Certas concretizações se referem a tubos de aço de parede espessa sem costura para risers, tubos de linha e linhas de escoamento para uso na indústria de petróleo e gás, incluindo tubos que são apropriadas para encurvamento.

Fundamentos da Invenção A exploração de petróleo offshore e de reservas de gás em regiões remotas do mundo está crescentemente mudando as condições nas quais soluções de tubo relativamente tradicional podem ser utilizadas e na direção de maiores demandas ambientais. Essas maiores demandas ambientais podem incorporar uma combinação de fatores de grande desafio, incluindo, por exemplo, localizações em águas profundas, poços de temperatura e pressão aumentadas, produtos mais corrosivos e temperaturas mais baixas de projeto. Essas condições, quando adicionadas à soldagem restritiva e critérios de tenacidade já associados com especificações de tubo para petróleo offshore e aplicações de exploração de gás, exigem maiores demandas de materiais e capacidade de suprimento.

Essas demandas ficam evidentes em desenvolvimentos de projeto envolvendo composição eficiente e alta pressão de operação que requer aços carbono de parede muito espessa para serviço com ácido. Por exemplo, a maioria dos fabricantes de tubo sem costura é capaz de produzir tubos de graus de linha Χ65 e X70, de acordo com a 5L do Instituto Americano de Petróleo (API) e com os padrões 3183 da Organização Internacional de Padrões (ISO), tendo resistência à ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) e por rachadura induzida por hidrogênio (HIC), quando a espessura de parede (WT) está abaixo de 35 mm. Entretanto, os requisitos conflitantes de resistência e tenacidade, combinados com a necessidade de resistência à ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) e rachadura induzida por hidrogênio (HIC) (por exemplo, resistência a ácido) em tubos de parede espessa (por exemplo, WT maior ou igual a 35 mm) tem se mostrado dificil de alcançar.

No cenário complexo de projetos de tubo de linha para aplicações tais como em águas profundas e ultra-profundas e serviço com ácido, áreas semelhantes ao Ártico, etc., o curvamento de parede espessa também tem se tornado um aspecto importante de tubos.

Sumário Da Invenção As concretizações da invenção são dirigidas a tubos ou tubos de aço e a métodos de produzir os mesmos . Em algumas concretizações, são providos tubos de aço resfriado rapidamente e temperado (Q&T) sem costura de parede espessa e risers tendo uma espessura de parede (WT) maior que ou igual a 35 mm e uma tensão limite de escoamento mínima de 450 MPa (65 ksi) e 485 MPa (70 ksi), respectivamente, com excelente tenacidade a baixa temperatura e excelente resistência à corrosão (serviço com ácido, ambiente de H2S) . Em algumas concretizações, os tubos sem costura são também apropriados para produzir curvamentos do mesmo grau por meio de curvamento de indução a quente e tratamento de resfriamento rápido e têmpera fora de linha. Em uma concretização, o tubo de aço possui um diâmetro externo (OD) entre 152 mm (6") e 711 mm (28"), e espessura de parede (WT) maior que 35 mm.

Em uma concretização, a composição de tubo sem costura de aço de baixa liga consiste de (% em peso) : 0,05%-0,16% de C, 0,20%-0,90% de Mn, 0,10%-0,50% de Si, 1,20%-2,60% de Cr, 0,05%-0,50% de Ni, 0,80%-l,20% de Mo, 0,80% de W max, 0,03% de Nb max, 0,02% de Ti max, 0,005%-0,12% de V, 0, 008%-0,040% de Al, 0,0030-0,012% de N, 0,3% de Cu max, 0,01% de S max, 0,02% de P max, 0,001%-0, 005% de Ca, 0,0020% de B max, 0,020% de As max, 0, 005% de Sb max, 0,020% de Sn max, 0, 030% de Zr max, 0, 030% de Ta max, 0,0050% de Bi max, 0, 0030% de O max, 0,00030% de H max, com o balanço sendo ferro e impurezas inevitáveis.

Os tubos de aço podem ser fabricados em diferentes graus. Em uma concretização, é provido um grau de 450 MPa (65 ksi) com as seguintes propriedades: • Tensão limite de escoamento, YS: 450 MPa (65 ksi) minima, e 600 MPa (87 ksi) máxima. • Resistência à tração extrema, UST: 535 MPa (78 ksi) minima, e 760 MPa (110) máxima. • Alongamento, não menos que 20%. • Razão YS/UTS não maior que 0,91.

Em outra concretização, é provido um grau de 485 MPa (70 ksi) com as seguintes propriedades: • Tensão limite de escoamento, YS: 485 MPa (70 ksi) minima, e 635 MPa (92 ksi) máxima. • Resistência à tração extrema, UTS: 570 MPa (83 ksi) minima, e 760 MPa (110 ksi) máxima. • Alongamento não menos que 18%. • Razão YS/UTS não maior do que 0,93. O tubo de aço pode ter uma energia mínima de impacto de 200 J/150 J (média/individual) e um mínimo de 80% de área média de cisalhamento por ambos os testes, longitudinal e transversal, Charpy com entalhe em V (CVN) realizados em espécimes de tamanho padrão a -70°C de acordo com o padrão ISO 148-1. O tubo também pode ter uma temperatura de transição de dúctil-para-frágil, medido pelo teste de queda de peso (DWT) de acordo com o padrão ASTM 208, menor que -70 °C. Em uma concretização, o tubo de aço pode ter uma dureza de 248 HV10 max.

Os tubos fabricadas de acordo com as concretizações da invenção apresentam resistência a ambos, rachadura induzida por hidrogênio (HIC) e ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) . Em uma concretização da invenção, o teste de HIC realizado de acordo com Padrão NACE TM0284-2003 Item No. 21215, usando solução A NACE e duração de teste de 96 horas, fornece os seguintes parâmetros HIC (média em três seções de três espécimes): • Razão de comprimento de rachadura, CLR < 5% • Razão de espessura de rachadura, CTR = 1% • Razão de sensibilidade à rachadura, CSR = 0.2%.

Em outra concretização, o teste de SSC realizado de acordo com NACE TM0177, usando solução de teste A e duração de teste de 720 horas, fornece resultado sem colapso a 90% de tensão limite de escoamento mínima especificada (SMYS).

Os tubos fabricados de acordo com certas concretizações da invenção têm uma microestrutura som mostrar ferrita, sem bainita superior e sem bainita granular. Os tubos de aço podem adicionalmente ser constituídos de martensita temperada com uma percentagem volumétrica maior que 50%, maior que 60%, preferivelmente maior que 90%, e mais preferidamente maior que 95% (medida de acordo com a ASTM E562-08) com bainita inferior temperada em uma percentagem volumétrica de menos que 40%, preferivelmente menos que 10%, e a mais preferida menos que 5%. Martensita e bainita, em algumas concretizações, podem ser formadas a temperaturas mais baixas que 450°C e 540°C, respectivamente, após reaquecimento a temperaturas de 900 °C até 1060°C para um tempo de imersão entre 300 s até 3600 s, e taxas de resfriamento rápido e de resfriamento iguais ou maiores que 7°C/s. Em concretizações adicionais, o tamanho de grão de austenita anterior médio, medido pelo Padrão ASTM E112, é maior do que 15 pm (inter ceptação linear) e menor que 100 pm. O tamanho médio de regiões separadas por contornos de elevado ângulo (ou seja, tamanho de pacote), em uma concretização, é menor do que 6 pm (preferencialmente menor que 4 pm, mais preferencialmente menor que 3 pm) , medido como interceptação linear média em imagens tomadas por Microscópio Eletrônico de Varredura (SEM) usando o sinal de Difração de Retro Espalhamento de Elétrons (EBSD) , e considerando contornos de ■ alto-ângulo aqueles com desorientação >45°. A microestrutura pode também incluir a presença de finos precipitados do tipo MX, M2X (onde M é V, Mo, Nb, ou Cr e X é C ou N) com tamanho menor do que 40 nm, adicionalmente a precipitado grosseiro do tipo M3C, M6C, M23C6 com um diâmetro médio de cerca de 80 nm até cerca de 400 nm (os precipitados foram examinados por Microscopia de Transmissão de Elétrons (TEM) usando método com réplica de extração).

Em uma concretização, é provido um tubo de aço. O tubo de aço compreende uma composição de aço compreendendo: cerca de 0,05% em peso até cerca de 0,16% em peso de carbono; cerca de 0,20% em peso até cerca de 0,90% em peso de manganês; cerca de 0,10% em peso até cerca de 0,50% em peso de silício; cerca de 1,20% em peso até cerca de 2,60% em peso de cromo; cerca de 0,05% em peso até cerca de 0,50% em peso de níquel; cerca de 0,80% em peso até cerca de 1,20% em peso de molibdênio; cerca de 0,005% em peso até cerca de 0,12% em peso de vanádio; cerca de 0,008% em peso até cerca de 0,04% em peso de alumínio; cerca de 0,0030% em peso até cerca de 0,0120% em peso de nitrogênio; e cerca de 0,0010% em peso até cerca de 0, 005% em peso de cálcio; onde a espessura de parede do tubo de aço é maior que ou igual a cerca de 35 mm; e onde o tubo de aço é processada para ter uma tensão limite de escoamento de 450 MPa (65 ksi) ou maior, e onde a microestrutura do tubo de aço compreende martensita em uma percentagem volumétrica maior que ou igual a cerca de 50% e bainita inferior em uma percentagem volumétrica de menos que ou igual a cerca de 50%.

Em outra concretização, é provido um método para produzir um tubo de aço. O método compreende prover um aço tendo uma composição de aço carbono. O método adicionalmente compreende conformar o aço em formato de tubo tendo uma espessura de parede maior que ou igual a cerca de 35 mm. O método adicionalmente compreende aquecer o tubo de aço formado em uma primeira operação de aquecimento até uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 900°C até cerca de 1060°C. O método também compreende o resfriamento rápido do tubo de aço conformado a uma taxa maior que ou igual a cerca de 7°C/segundo, sendo que a microestrutura do aço resfriado rapidamente é maior que ou igual a cerca de 50% de martensita e menos que ou igual a cerca de 50% de bainita inferior e possui um tamanho de grão de austenita anterior média maior que cerca de 15 μπι. O método adicionalmente compreende temperar o tubo de aço resfriado rapidamente a uma temperatura dentro da'faixa entre cerca de 680°C até cerca de 760°C, sendo que o tubo de aço depois da têmpera tem uma tensão limite de escoamento maior do que cerca de 450 MPa (65 ksi) e uma energia Charpy com entalhe em V maior ou igual a cerca de 150 J/cm2.

Breve Descrição dos Desenhos Outros aspectos e vantagens da invenção ficarão evidentes a partir da descrição a seguir tomada em conexão com os desenhos que a acompanham. A Figura 1 é um fluxograma esquemático ilustrando uma concretização de um método para fabricar tubos de aço. A Figura 2 é uma concretização de um diagrama de transformação por resfriamento continuo (CCT) para uma concretização de um aço da presente descrição. A Figura 3 é um micrográfico óptico ilustrando a microestrutura de um tubo como conformada de acordo com as concretizações reveladas. A Figura 4 é um micrográfico óptico ilustrando a microestrutura de um tubo após resfriado rapidamente formado de acordo com as concretizações reveladas. A Figura 5 é um micrográfico óptico ilustrando grãos de austenita a cerca de meia-parede do tubo após resfriado rapidamente da Figura 4. A Figura 6 é um gráfico óptico ilustrando a distribuição de interceptação de contornos com ângulo de desorientação maior do que cerca de 45° para um aço conformado de acordo com as concretizações reveladas. A Figura 7 é um micrográfico óptico a cerca de meia-parede da curva de tubo após resfriado rapidamente do Exemplo 2. A Figura 8 é um micrográfico óptico a cerca de meia-parede do tubo após resfriado rapidamente do exemplo comparativo do Exemplo 3.

Descrição Detalhada da Invenção As concretizações da presente descrição fornecem composições de aço, barras tubulares (por exemplo, tubos) formadas pelo emprego de composições de aço, e respectivos métodos de fabricação. As barras tubulares podem ser empregadas, por exemplo, como tubos de linha e risers para uso na indústria de petróleo e gás. Em certas concretizações, as barras tubulares podem possuir uma espessura de parede maior do que ou igual a 35 mm e uma microestrutura de martensita e bainita inferior, substancialmente sem ferrita, bainita superior, ou bainita granular. Assim formadas, as barras tubulares possuem uma tensão limite de escoamento minima de cerca de 450 MPa (65 ksi) e cerca de 485 MPa (70 ksi) . Em concretizações adicionais, as barras tubulares podem possuir boa tenacidade a baixas temperaturas e resistência a ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) e rachadura induzida por hidrogênio (HIC), possibilitando o uso das barras tubulares em ambientes de serviço ácido. Entretanto, pode ser entendido que as barras tubulares compreendem um exemplo de artigo de fabricação que pode ser formado a partir das concretizações da presente descrição e não devem ser considerados como limitantes da aplicabilidade das concretizações reveladas. O termo "barra", como aqui usado, é um termo amplo e inclui seu significado comum de dicionário e também se refere a um membro alongado, geralmente oco que pode ser reto ou ter curvamentos ou curvas e ser conformado para um formato predeterminado e qualquer formação adicional- requerida para garantir a barra tubular formada em sua intencional localização. A barra pode ser tubular, tendo uma superfície externa e superfície interna substancialmente circular, apesar de que outras formas e seções transversais são também contempladas. Como aqui usado, o termo "tubular" se refere a qualquer forma oca alongada, a qual não precisa ser circular ou cilíndrica.

Os termos "aproximadamente", "cerca de", e "substancialmente", como aqui usados, representam uma quantidade igual a ou próxima da quantidade estabelecida que ainda realize uma desejada função ou alcance um desejado resultado. Por exemplo, os termos "aproximadamente", "cerca de" e "substancialmente" podem se referir a uma quantidade que está dentro de menos que 10% de, dentro de menos que 5% de, dentro de menos que 1% de, dentro de menos que 0, 1% de e dentro de menos que 0,01% de uma quantidade estabelecida. O termo "temperatura ambiente", como aqui usado, tem o significado ordinário conhecido daquelas pessoas versadas na técnica e podem incluir temperaturas dentro da faixa de cerca de 16°C (60°F) até cerca de 32°C (90°F).

Em geral, as concretizações da presente descrição compreendem tubos de aço carbono de baixa liga e métodos de fabricação. Como discutido em maiores detalhes abaixo, através de uma combinação de composição de aço e tratamento térmico, pode ser alcançada uma microestrutura final que dá origem a propriedades mecânicas selecionadas de interesse, incluindo uma ou mais tensões de ruptura mínima, tenacidade, dureza e resistência à corrosão, em tubos de elevada espessura de parede (por exemplo, WT maior que ou igual a cerca de 35 mm). A composição de aço da presente descrição pode compreender não somente carbono (C), mas também manganês (Mn), silício (Si), cromo (Cr), níquel (Ni), molibdênio (Mo), vanádio (V), alumínio (Al), nitrogênio (N) , e cálcio (Ca) . Adicionalmente, um ou mais dos seguintes elementos podem estar opcionalmente presentes e/ou também serem adicionados: tungstênio (W) , nióbio (Nb), titânio (Ti), boro (B) , zircônio (Zr), e tântalo (Ta) . O restante da composição pode compreender ferro (Fe) e impurezas. Em certas concretizações, a concentração de impurezas pode ser reduzida até uma quantidade tão baixa quanto possível. Concretizações de impurezas podem incluir, mas não estão limitadas a, cobre (Cu), enxofre (S), fósforo (P), arsênio (As), antimônio (Sb), estanho (Sn), bismuto (Bi), oxigênio (O), e hidrogênio (H).

Por exemplo, a composição de aço de baixa-liga pode compreender (em % em peso a menos que de outro modo seja observado): Carbono dentro da faixa entre cerca de 0,05% até cerca de 0,16%;

Manganês dentro da faixa entre cerca de 0,20% até cerca de 0,90%;

Silício dentro da faixa entre cerca de 0,10% até cerca de 0,50%;

Cromo dentro da faixa entre cerca de 1,20% até cerca de 2,60%; Níquel dentro da faixa entre cerca de 0,050% até cerca de 0,50%;

Molibdênio dentro da faixa entre cerca de 0,80% até cerca de 1,20%;

Tungstênio menos que ou igual a cerca de 0,80% Nióbio menos que ou igual a cerca de 0,030%;

Titânio menos que ou igual a cerca de 0,020%;

Vanádio dentro da faixa entre cerca de 0,005% até cerca de 0,12%;

Alumínio dentro da faixa entre cerca de 0,008% até cerca de 0,040%;

Nitrogênio dentro da faixa entre cerca de 0,0030% até cerca de 0,012%;

Cobre menos que ou igual a cerca de 0,3%;

Enxofre menos que ou igual a cerca de 0,01%; Fósforo menos que ou igual a cerca de 0,02%; Cálcio dentro da faixa de cerca de 0,001%-0,005%;

Boro menos que ou igual a cerca de 0,0020%;

Arsênio menos que ou igual a cerca de 0,020%;

Antimônio menos que ou igual a cerca de 0,005%;

Estanho menos que ou igual a cerca de 0,020%;

Zircônio menos que ou igual a 0,03%; - Tântalo menos que ou igual a 0,03%;

Bismuto menos que cerca de 0,0050%;

Oxigênio menos que cerca de 0,0030%;

Hidrogênio menos que ou igual a cerca de 0,00030; e o balanço da composição compreendendo ferro e impurezas.

As operações de tratamento térmico podem incluir o resfriamento rápido e a têmpera (Q+T). A operação de resfriamento rápido pode incluir o reaquecimento do tubo desde a temperatura aproximadamente ambiente após a formação a quente até uma temperatura que austenitiza o tubo seguida por um resfriamento rápido. Por exemplo, o tubo pode ser aquecido até uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 900°C até cerca de 1060°C e mantida em cerca da temperatura de austenitização por um tempo de imersão selecionado. As taxas de resfriamento durante o resfriamento rápido são selecionadas de modo a alcançar uma taxa de selecionada resfriamento a cerca de meia-parede do tubo. Por exemplo, tubos podem ser resfriados de modo a alcançar taxas de resfriamento maiores que ou iguais a cerca de 7°C/s a meia-parede. O resfriamento rápido de tubos tendo um WT maior que ou igual a cerca de 35 mm e a composição descrita acima pode promover a formação de um percentual volumétrico de martensita maior que cerca de 50%, preferivelmente maior que cerca de 70% e mais preferivelmente maior que cerca de 90% no seio do tubo. A microestrutura remanescente do tubo pode compreender bainita inferior, substancialmente sem ferrita, bainita superior ou bainita granular. A seguir às operações de resfriamento rápido, o tubo pode ainda ser submetida a têmpera. A têmpera pode ser conduzida a uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 680°C até cerca de 760°C, dependendo da composição do aço e da tensão limite de escoamento alvo. Adicionalmente à martensita e bainita inferior, a microestrutura pode ainda apresentar um tamanho de grão de austenita anterior médio, medido de acordo com a ASTM E112 de cerca de 15 ou 20 pm até cerca de 100 pm. A microestrutura também apresenta um tamanho de pacote de menos que cerca de 6 pm. A microestrutura pode ainda apresentar precipitados finos de MX, M2X, onde Μ = V, Mo, Nb, Cr e X = C ou N tendo um diâmetro médio de menos que ou igual a cerca de 40 nm e precipitados grosseiros do tipo M3C, MèC, M23C6 com um diâmetro médio entre cerca de 80 até cerca de 400 nm.

Em uma concretização, um tubo de aço tendo um WT maior que cerca de 35 mm e a composição e microestrutura discutida acima pode possuir as seguintes propriedades: • Tensão limite de escoamento minima (YS) = cerca de 450 MPa (65 ksi) • Tensão limite de escoamento máxima = cerca de 600 MPa (87 ksi) • Resistência à tração extrema minima (UTS) = cerca de 535 MPa (78 ksi) • Resistência à tração extrema máxima = cerca de 760 MPa (110 ksi) • Alongamento até a ruptura = maior que cerca de 20% • YS/UTS = menor que ou igual a cerca de 0,91 Em outra concretização, um tubo de aço tendo um WT maior que cerca de 35 mm pode ser formada tendo as seguintes propriedades: • Tensão limite de escoamento mínima (YS) = cerca de 485 MPa (70 ksi) • Tensão limite de escoamento máxima = cerca de 635 MPa (92 ksi) • Resistência à tensão extrema mínima (UTS) = cerca de 570 MPa (83 ksi) • Resistência à tensão extrema máxima = cerca de 760 MPa (110 ksi) • Alongamento até a ruptura = maior que cerca de 18% • YS/UTS = menos que ou igual a cerca de 0,93 Em cada uma das concretizações acima, o tubo formada pode ainda apresentar as seguintes propriedades de impacto e dureza: • Energia mínima de impacto (Média/Individual a cerca de -70 °C) o = cerca de 200 J/cerca de 150 J • Área média de cisalhamento (CVN a cerca de -70°C; ISO 148-1) o = mínima de cerca de 80% • Temperatura de transformação Dúctil-Frágil (ASTM E23) o = menos que ou igual a cerca de -70°C • Dureza o = máxima de cerca 248 HV10 Em cada uma das concretizações acima, o tubo formada pode ainda apresentar a aeguinte resistência à ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) e à rachadura induzida por hidrogênio (HIC) . O teste de SSC é conduzido de acordo com NACE TM 0177 usando solução A com uma duração de teste de 720 horas. O teste de HIC é conduzido de acordo com NACE TM 0284- 2003 Item 21215 usando solução A NACE e duração de teste de 96 horas: HIC • Razão de Comprimento de Rachadura, CLR = menos que ou igual a cerca de 5% • Razão de Espessura de Rachadura, CTR = menos que ou igual a cerca de 1% • Razão de Sensibilidade de Rachadura, CSR = menos que ou igual a cerca de 0,2% SSC • Tempo de ruptura em 90% da tensão de ruptura mínima especificada (SMYS) = maior do que cerca de 720 horas Com referência à Figura 1, é mostrado um fluxograma ilustrando uma concretização de um método 100 para fabricar barras tubulares. O método 100 inclui operações para produzir aço 102, operações de conformação a quente 104, operações de tratamento térmico 106, as quais podem incluir austenitização 106A, resfriamento rápido 106B, têmpera 106C e operações de acabamento 110. Deve ser entendido que o método 100 pode incluir maior ou menor quantidade de operações e as operações podem, quando necessário, ser realizadas em uma ordem diferente daquela ilustrada na Figura 1. A operação 102 do método 100 preferencialmente compreende a fabricação do aço e produção de uma barra de metal sólido capaz de ser perfurado e laminado para formar uma barra tubular metálica. Em concretizações adicionais, sucata de aço selecionada, ferro fundido e ferro esponja podem ser empregados para preparar a matéria prima para a- composição de aço. Deve ser entendido, entretanto, que outras fontes de ferro e/ou aço podem ser empregadas para preparação da composição de aço. A fabricação de aço primária pode ser realizada usando um forno elétrico de arco para fundir o aço, reduzir fósforo e outras impurezas, e alcançar uma temperatura selecionada. Adicionalmente, podem ser realizados vazamento, desoxidação e adição de elementos de liga.

Um dos principais objetivos do processo de fabricação de aço é o refino do ferro para remoção de impurezas. Em particular, enxofre e fósforo são prejudiciais ao aço porque eles degradam as propriedades mecânicas do aço. Em uma concretização, a fabricação de aço secundária pode ser realizada em um forno de panela e estação de corte após a fabricação de aço primária para realizar etapas de purificação especificas.

Durante essas operações, teores muito baixos de enxofre podem ser alcançados no aço, é realizado o tratamento de inclusão de cálcio, e é realizada a flotação de inclusão. Em uma concretização, a flotação de inclusão pode ser realizada pelo borbulhamento de gases inertes no forno de panela para forçar a flotação de inclusões e impurezas. Desta maneira, pode ser provido aço de alta qualidade tendo a composição desejada com um baixo teor de inclusão. A Tabela 1 ilustra concretizações da composição de aço, em peso percentual (% de peso) a menos que de outra forma seja observado.

Tabela 1: Faixas de Composição de Aço O carbono (C) é um elemento cuja adição à composição de aço pode, sem dispêndio, aumentar a resistência do aço e refinar a microestrutura, reduzindo as temperaturas de transformação. Em uma concretização adicional, se o teor de C da composição de aço for menos que cerca de 0,05%, pode ser difícil, em algumas concretizações, obter a resistência desejada em artigos de manufatura, particularmente produtos tubulares. Por outro lado, em outras concretizações, se a composição de aço tiver um teor de C maior que cerca de 0,16%, em algumas concretizações, a tenacidade fica prejudicada, e a soldabilidade pode decrescer, tornando mais difícil e caro qualquer processo de soldagem se a junção não for realizada por meio de junta de rosca. Adicionalmente, o risco de desenvolvimento de rachaduras de resfriamento rápido em aços com elevada capacidade de dureza aumenta com o teor de carbono. Portanto, em uma concretização, o teor de C da composição de aço pode ser selecionada dentro da faixa entre cerca de 0,05% até cerca de 0,16%, preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 0,07% até cerca de 0,14%, e mais preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 0,08% até cerca de 0,12%. O manganês (Mn) é um elemento cuja adição à composição de aço pode ser eficaz em aumentar a capacidade de dureza, a resistência e tenacidade do aço. Em uma concretização, se o teor de Mn da composição de aço for menos que cerca de 0,20%, pode ser difícil em algumas concretizações obter a desejada resistência no aço. Entretanto, em outra concretização, se o teor de Mn da composição de aço exceder cerca de 0,9%, em algumas concretizações as estruturas de cinta podem se tornar marcadas em algumas concretizações, e a tenacidade e resistência a HIC/SSC pode diminuir. Portanto, em uma concretização, o teor de Mn da composição de aço pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 0,20% até cerca de 0,90%, preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 0,30% até cerca de 0,60%, e mais preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 0,30% até cerca de 0,50%. O silício (Si) é um elemento cuja adição à composição de aço tem um efeito desoxidante durante o processo de produção de ..aço e pode também elevar a resistência do aço (por exemplo, fortalecimento da solução sólida). Em uma concretização, se o teor de Si da composição de aço for menos que cerca de 0,10%, o aço, em algumas concretizações, pode ficar fracamente desoxidado durante o processo de fabricação de aço e apresentar um elevado nível de micro-inclusões. Em outra concretização, se o teor de Si da composição de aço exceder cerca de 0,50%, ambos, a tenacidade e conformabilidade do aço pode decrescer em algumas concretizações. É também reconhecido que o teor de Si maior que 0,5% tem um efeito prejudicial na qualidade de superfície quando o aço for processado a altas temperaturas (por exemplo, temperaturas maiores do que cerca de 1000°C) em atmosferas oxidantes, porque a aderência do óxido de superfície (incrustação) é aumentada devido à formação de faialita, e o risco de defeito de superfície é mais alto. Portanto, em uma concretização, o teor de Si da composição de aço pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 0,10% até cerca de 0,5%, preferivelmente dentro da faixa entre cerca de 0,10% até cerca de 0,40%, e mais preferivelmente dentro da faixa entre cerca de 0,10% até cerca de 0,25%. O cromo (Cr) é um elemento cuja adição à composição de aço pode aumentar a capacidade de dureza, diminuir as temperaturas de transformação, e aumentar a resistência de têmpera do aço. Portanto a adição de Cr a composições de aço pode ser desejável para alcançar niveis elevados de resistência e tenacidade. Em uma concretização, se o teor de Cr da composição de aço for menos que cerca de 1,2%, pode ser difícil obter uma resistência e tenacidade desejada, em algumas concretizações. Em outra concretização, se o teor de Cr da composição de aço exceder cerca de 2,6%, o custo pode ser excessivo e a tenacidade pode decrescer devido à precipitação melhorada de carbetos grossos em limites de tamanho de grão, em algumas concretizações. Adicionalmente, a soldabilidade do aço resultante pode ficar reduzida, tornando o processo de soldagem mais difícil e caro, se a junção não for realizada por meio de juntas de rosca. Portanto, em uma concretização, o teor de Cr da composição de aço pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 1,2% até cerca de 2,6%, preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 1,8% até cerca de 2,5%, e mais preferivelmente dentro da faixa entre cerca de 2,1% até cerca de 2,4%. O níquel (Ni) é um elemento cuja adição pode aumentar a resistência e tenacidade do aço. Entretanto, em uma concretização, quando a adição de Ni excede cerca de 0,5%, tem sido observado um efeito negativo na aderência de incrustação, com maior risco de formação de defeito de superfície. Também, em outra concretização, é reconhecido que teores de Ni maiores do que cerca de 1% têm um efeito prejudicial na ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos. Portanto, em uma concretização, o teor de Ni na composição de aço pode variar dentro da faixa de cerca de 0,05%-0,5%. O molibdênio (Mo) é um elemento cuja adição à composição de aço pode melhorar a capacidade de dureza e a dureza por meio de solução sólida e precipitação fina. O Mo pode auxiliar no retardamento do amolecimento durante a têmpera, promovendo a formação de precipitados muito finos de MC e M2C. Essas partículas podem estar uniformemente distribuídas de forma substancial na matriz e também podem agir como captadores de hidrogênio benéfico, retardando a difusão de hidrogênio atômico na direção de captadores perigosos, usualmente em contornos de tamanho de grão, os quais se comportam como sítios de nucleação de rachadura. 0 Mo também reduz a segregação de fósforo para contornos de tamanho de grão, aumentando a resistência com relação à rachadura intergranular, com efeitos benéficos também na resistência a SSC porque aços de alta resistência que sofrem fragilização por hidrogênio apresentam morfologia de rachadura intergranular. Portanto, pelo aumento do teor de Mo da composição de aço, a resistência desejada pode ser alcançada em temperaturas de têmpera mais elevadas, as quais promovem melhores niveis de tenacidade. Em uma concretização, de modo a exercer o efeito do mesmo, o teor de Mo pode ser maior do que ou igual a cerca de 0,80%. Entretanto, em outras concretizações, para teores de Mo mais elevados do que cerca de 1,2% é notado um efeito de saturação na capacidade de dureza e a soldabilidade fica reduzida. Na medida em que a ferroliga de Mo é cara, em uma concretização, o teor de Mo da composição de aço pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 0,8 até cerca de 1,2%, preferivelmente dentro da faixa entre cerca de 0,9% até cerca de 1,1%, e mais preferidamente na faixa entre cerca de 0,95% até cerca de 1, 1% . O tungstênio (W) é um elemento cuja adição à composição de aço é opcional e pode aumentar a resistência à temperatura ambiente e elevada pela formação de carbeto de tungstênio que desenvolve endurecimento secundário. O W é preferivelmente adicionado quando o uso do aço é requerido em altas temperaturas. O comportamento do W é similar àquele do Mo em termos de capacidade de dureza, mas sua eficácia é cerca da metade daquela do Mo. O tungstênio reduz a oxidação do aço e, como resultado, menos incrustação é formada durante os processos de reaquecimento a altas temperaturas. Entretanto, como seu custo é muito alto, em uma concretização, o teor de W da composição de aço pode ser selecionado como sendo menos que ou igual a cerca de 0,8%. O nióbio (Nb) é um elemento cuja adição à composição de aço é opcional e pode ser provido para poder formar carbetos e nitretos, e pode ser ainda usado para refinar o tamanho de grão austenitico durante a laminação a quente e o reaquecimento antes do resfriamento rápido. Entretanto, o Nb não é necessário em concretizações da presente composição de aço para refinar os grãos de austenita, na medida em que é formada uma estrutura predominante de martensita e o pacote fino é formado mesmo no caso de grãos de austenita grosseiros quando temperaturas baixas de transformação são aplicadas através do próprio balanço de outros elementos químicos, tais como Cr, Mo e C.

Os precipitados de Nb como carbonitretos podem aumentar a resistência do aço por meio de endurecimento por dispersão de partícula. Essas partículas finas e redondas podem estar uniformemente distribuídas de modo substancial na matriz e também agir como captadores de hidrogênio, retardando beneficamente a difusão de hidrogênio atômico em direção aos captadores perigosos, usualmente em contornos de grão, os quais se comportam como sítios de nucleação de rachadura. Em uma concretização, se o teor de Nb for mais alto do que cerca de 0,030%, pode ser formada uma distribuição de precipitado grosseiro que prejudica a tenacidade. Portanto, em uma concretização, o teor de Nb da composição de aço pode ser selecionada como sendo menos que ou igual a cerca de 0,030%, preferencialmente menos que ou igual a cerca de 0,015%, e mais preferidamente menos que ou igual a cerca de 0,01%. O titânio (Ti) é um elemento cuja adição à composição de aço é- opcional e pode ser provida para- refinar o tamanho de grão austenitico em processos de elevada temperatura, formando nitretos e carbonitretos. Entretanto, ele não é necessário em concretizações da presente composição de aço, exceto quando for usado para proteger boro que permanece na solução sólida aumentando a capacidade de dureza, especialmente no caso de tubos com espessura de parede maior que 25 mm. Por exemplo, o Ti se liga a nitrogênio e evita a formação de BN.

Adicionalmente, em certas concretizações, quando Ti está presente em concentrações mais altas que cerca de 0,02%, partículas grosseiras de TiN podem ser formadas, o que prejudica a tenacidade. Consequentemente, em uma concretização, o teor de Ti da composição de aço pode ser menos que ou igual a cerca de 0,02%, e mais preferencialmente menos que ou igual a cerca de 0,01% quando boro estiver abaixo de cerca de 0,0010%. O vanádio (V) é um elemento cuja adição à composição de aço pode aumentar a resistência por meio de precipitação de carbonitreto durante a têmpera. Essas partículas finas e redondas podem também estas uniformemente distribuídas de modo substancial dentro da matriz e agir como captadores benéficos de hidrogênio. Em uma concretização, se o teor de V for menos que cerca de 0,05%, pode ser, em alguma concretização, difícil obter a resistência desejada. Entretanto, em outra concretização, se o teor de V for maior que 0,12%, uma grande fração volumétrica de partículas de carbeto de vanádio pode ser formada com subseqüente redução da tenacidade. Portanto, em certas concretizações, o teor de Nb da composição de aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,12%, preferivelmente dentro da faixa entre cerca de 0,05% até cerca de 0,10%, e mais preferidamente dentro da faixa entre cerca de 0,050% até cerca de 0,07%. O alumínio (Al) é um elemento cuja adição à composição de aço tem um efeito desoxidante durante o processo de produção de aço e pode refinar o grão de aço. Em uma concretização, se o teor de Al da composição de aço for maior do que cerca de 0,040%, podem ser formados precipitados grosseiros de A1N que prejudicam a tenacidade e/ou óxidos ricos em Al (por exemplo, inclusões não-metálicas) que prejudicam a resistência a HIC e a SSC. Consequentemente, em uma concretização, o teor de Al do aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,04%, preferencialmente menos que ou igual a cerca de 0,03% e mais prefer idamente menos que ou igual a cerca de 0,025%. O nitrogênio (N) é um elemento cujo teor dentro da composição de aço é preferencialmente selecionada para ser maior que ou igual a cerca de 0, 0030%, em uma concretização, de modo a formar carbonitretos de V, Nb, Mo e Ti. Entretanto, em outras concretizações, se o teor de N da composição de aço exceder cerca de 0,0120%, a tenacidade do aço pode ficar degradada. Portanto, o teor de N da composição de aço pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 0,0030% até cerca de 0,0120%, preferencialmente dentro da faixa entre cerca de 0,0030% até cerca de 0,0100%, e mais preferidamente dentro da faixa entre cerca de 0,0030% até cerca de 0,0080%. O cobre (Cu) é um elemento impureza que não é necessário em concretizações da composição de aço. Entretanto, dependendo do processo de fabricação, a presença de Cu pode ser não-evitável. Portanto, o teor de Cu pode ser limitado tão baixo quanto possível. Por exemplo, em uma concretização, o teor de Cu da composição de aço pode ser menos que ou igual a cerca de 0,3%, preferivelmente menos que ou igual a cerca de 0,20%, e mais preferidamente menos que ou igual a cerca de 0,15%. O enxofre (S) é um elemento impureza que pode diminuir ambos, a tenacidade e exeqüibilidade do aço, assim como a resistência a HIC/SSC. Consequentemente, o teor de S do aço em algumas concretizações pode ser mantido tão baixo quanto possível. Por exemplo, em uma concretização, o teor de Cu da composição de aço pode ser menos que ou igual a cerca de 0,01%, preferivelmente menos que ou igual a cerca de 0,005%, e mais preferidamente menos que ou igual a cerca de 0,003%. O fósforo (P) é um elemento impureza que pode causar a diminuição da tenacidade e da resistência a HIC/SSC de aço de alta resistência. Consequentemente, o teor de fósforo em algumas concretizações pode ser mantido tão baixo quanto possível. Por exemplo, em uma concretização, o teor de fósforo da composição de aço pode ser menos que ou igual a cerca de 0,02%, preferencialmente menos que ou igual a cerca de 0,012%, e mais preferidamente menos que ou igual a cerca de 0,010%. O cálcio (Ca) é um elemento cuja adição à composição de aço pode auxiliar no controle do formato de inclusões e melhoramento da resistência a HIC pela formação de sulfetos finos e substancialmente redondos. Em uma concretização, de modo a prover esses benefícios, o teor de Ca da composição de aço pode ser selecionado para ser maior que ou igual a cerca de 0,0010% quando o teor de enxofre da composição de aço for maior do que cerca de 0,0020%. Entretanto, em outras concretizações, se o teor de Ca da composição de aço excede cerca de 0,0050%, o efeito da adição de Ca pode ser saturado e pode ser aumentado o risco de formação de aglomerados de inclusões não-metálicas ricas em Ca que reduzem a resistência a HIC e a SSC. Consequentemente, em certas concretizações, o teor máximo de Ca da composição de aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,0050%, e mais preferivelmente menos que ou igual a cerca de 0,0030%, enquanto que o teor mínimo de Ca pode ser selecionado para ser maior que ou igual a cerca de 0,0010%, e mais preferencialmente maior que ou igual a cerca de 0,0015%. O boro (B) é um elemento cuja adição à composição de aço é opcional e pode ser provido para melhorar a capacidade de dureza do aço. O B pode ser usado para inibir a formação de ferrita. Em uma concretização, o limite mais baixo do teor de B da composição de aço para prover esses efeitos benéficos pode ser de cerca de 0,0005%, enquanto que os efeitos benéficos podem ficar saturados com teores de boro mais altos do que cerca de 0,0020%. Portanto, em concretizações selecionadas, o teor máximo de B da composição de aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,0020%. O arsênio (As), estanho (Sn), antimônio (SB) e bismuto (Bi) são elementos impureza que não são necessários em concretizações da composição de aço. Entretanto, dependendo do processo da fabricação, a presença desses elementos impureza pode ser não-evitável. Portanto, os teores de As e Sn dentro da composição de aço podem ser selecionados para serem menos que ou igual a cerca de 0, 020%, e mais preferivelmente menos que ou igual a cerca de 0,015%. Os teores de Sb e Bi podem ser selecionados para serem menos ou igual a cerca de 0,0050%. O zircônio (Zr) e tântalo (Ta) são elementos que agem como fortes formadores de carbeto e nitreto, semelhante ao Nb e Ti. Esses elementos podem ser opcionalmente adicionados à composição de aço, na medida em que eles não são necessários em concretizações da presente composição de aço para refinar os grãos de austenita. Os finos carbonitretos de Zr e Ta podem aumentar a resistência do aço por meio de endurecimento por dispersão de partícula e podem também agir como captadores de hidrogênio benéfico, retardando a difusão de hidrogênio atômico em direção aos captadores perigosos. Em uma concretização, se o teor de Zr ou de Ta- for maior que ou igual a cerca de 0,030%, pode ser formada uma distribuição de precipitado grosseiro que pode prejudicar a tenacidade do aço. O zircônio também age como um elemento desoxidante em aço e se combina com enxofre, entretanto, Ca é preferido como adição ao aço de modo a promover inclusões não-metálicas globulares. Portanto, o teor de Zr e Ta dentro da composição de aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,03%. O teor total de oxigênio (O) na composição de aço é a soma do oxigênio solúvel e do oxigênio nas inclusões não-metálicas (óxidos) . Como ele é praticamente o teor de oxigênio nos óxidos em um aço bem desoxidado, um teor de oxigênio que é muito alto significa uma alta fração volumétrica de inclusões não-metálicas e menos resistência a HIC e a SSC.

Consequentemente, em uma concretização, o teor de oxigênio do aço pode ser selecionado para ser menos que ou igual a cerca de 0,0030%, preferivelmente menos que ou igual a cerca de 0,0020%, e mais preferidamente menos que ou igual a cerca de 0,0015%.

Em seguida à produção da escória fluida tendo uma composição como descrita acima, o aço pode ser fundido em uma barra sólida redonda tendo um diâmetro substancialmente uniforme ao longo do eixo do aço. Por exemplo, barras redondas tendo um diâmetro dentro da faixa entre cerca de 330 mm até cerca de 420 mm podem ser produzidas desta maneira. A barra assim fabricada pode ser conformada no formato de barra tubular através de processo de formação a quente 104. Em uma concretização, uma barra cilíndrica sólida de aço limpo pode ser aquecida a uma temperatura de cerca de 1200 °C até 1340°C, preferencialmente cerca de 1280°C. Por exemplo, a barra pode ser reaquecida por meio de um forno rotativo. A barra pode ser adicionalmente submetida a um trem de laminação. Dentro do trem de laminação, a barra pode ser perfurada, em certas- concretizações preferidas utilizando o processo Manessmann, e a laminação a quente é usada para reduzir substancialmente o diâmetro externo e a espessura de parede do tubo, enquanto o comprimento é substancialmente aumentado. Em certas concretizações, o processo Manessmann pode ser realizado a temperaturas dentro da faixa entre cerca de 1200°C até cerca de 1280°C. As barras ocas obtidas podem ser ainda laminadas a quente a temperaturas dentro da faixa entre cerca de 1200°C até cerca de 1200°C em um laminador continuo de mandril fixo. O dimensionamento preciso pode ser realizado por um laminador de dimensionamento e os tubos sem costura resfriados ao ar à temperatura aproximadamente ambiente em um leito de resfriamento. Por exemplo, tubos com diâmetro externo (OD) dentro da faixa entre cerca de 15,24 cm (6 polegadas) até cerca de 40, 64 cm (16 polegadas) podem ser formadas desta maneira.

Após a laminação, os tubos podem ser aquecidas em-linha, sem resfriamento, à temperatura ambiente, por meio de um forno intermediário para tornar a temperatura mais uniforme, e o dimensionamento preciso pode ser realizado em um laminador de dimensionamento. Subsequentemente, os tubos sem costura podem ser resfriadas em ar até a temperatura ambiente em um leito de resfriamento. No caso de um tubo tendo um OD final maior que cerca de 40,64 cm (16 polegadas), os tubos produzidas por meio do laminador de dimensionamento médio podem ser processadas por um laminador de expansão rotativo. Por exemplo, tubos de tamanho médio podem ser reaquecidas por meio de um forno de balancim até uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 1150°C até cerca de 1250°C, expandidas até o diâmetro desejado por meio de um laminador-expansor a uma temperatura na faixa entre cerca de 1100°C até cerca de 1200°C, e reaquecidas em-linha antes do dimensionamento final.

Em um exemplo não-limitante, uma barra sólida pode ser moldada a quente como discutido acima no formato de um tubo possuindo um diâmetro externo dentro da faixa entre cerca de 15,24 cm (6 polegadas) até cerca de 40,54 cm (16 polegadas) e uma espessura de parede maior que cerca de 35 mm. A microestrutura final do tubo conformada pode ser determinada por meio da composição do aço provido em operação 102 e tratamentos de calor realizados em operações 106. A composição e microestrutura, por sua vez, podem dar origem às propriedades do tubo conformada.

Em uma concretização, a promoção de formação de martensita pode refinar o tamanho de pacote (o tamanho das regiões separadas por contornos de grande-ângulo que oferece resistência à rachadura; quanto maior a desorientação, maior a energia requerida pela rachadura para atravessar o limite) e melhorar a tenacidade do tubo de aço para uma dada tensão limite de escoamento. O aumento da quantidade de martensita em tubos após resfriado rapidamente pode adicionalmente permitir o uso de maiores temperaturas de têmpera para um dado nivel de resistência. Portanto, em uma concretização, a meta do método é alcançar uma microestrutura predominantemente martensitica a temperaturas relativamente baixas (por exemplo, transformação de austenita a temperaturas de menos que ou iguais a cerca de 450°C). Em uma concretização, a microestrutura martensitica pode compreender um percentual volumétrico de martensita maior do que ou igual a cerca de 50%. Em concretizações adicionais, o percentual volumétrico de martensita pode ser maior do que ou igual a cerca de 70%. Ainda em concretizações adicionais, o percentual volumétrico de martensita pode ser maior que ou igual a cerca de 90%.

Em outra concretização, a capacidade de dureza do aço, a capacidade relativa do aço formar martensita quando resfriado rapidamente, pode ser melhorada através da composição e microestrutura. Em um aspecto, a adição de elementos tais como Cr e Mo são eficazes em reduzir a temperatura de transformação de martensita e bainita e aumentar a resistência para a têmpera. De modo benéfico, uma temperatura mais alta de têmpera pode, então, ser usada para alcançar um dado nível de resistência (por exemplo, tensão limite de escoamento). Em outra concretização, um tamanho de grão de austenita anterior relativamente grosseiro (por exemplo, cerca de 15 ou 20 pm até cerca de 100 pm) pode melhorar a capacidade de dureza.

Em uma concretização adicional, a resistência à ruptura por corrosão sob tensão por sulfetos (SSC) do aço pode ser melhorada através da composição e microestrutura. Em um aspecto, a SSC pode ser melhorada pelo teor aumentado de martensita no seio do tubo. Em outro aspecto, a têmpera a temperaturas muito altas pode melhorar a SSC do tubo, como discutido em maiores detalhes abaixo.

De modo a promover a formação de martensita a temperaturas de menos que ou igual a cerca de 450°C, a composição de aço pode ainda satisfazer a Equação 1, onde as quantidades de cada elemento são dadas em % (p/p): 60 C % + Mo % + 1.7 Cr % > 10 Equação 1 Se uma quantidade insignificante de bainita (por exemplo, menos que cerca de 50% em volume) estiver presente após o resfriamento rápido, a temperatura na qual a bainita se forma deve ser menor que ou igual a cerca de 540 °C de modo a promover um pacote relativamente fino, substancialmente sem bainita superior ou bainita granular (uma mistura de ferrita-deslocada por bainitica e ilhas de martensita de alto C e austenita retida).

De modo a promover a formação de bainita a uma temperatura de menos que ou igual a cerca de 540°C (por exemplo, bainita inferior), a composição de aço adicionalmente satisfaz a Equaçao 2, onde as quantidades de cada elemento são dadas em % (p/p): 60 C % + 41 Mo % + 34 Cr % > 70 Equação 2 A Figura 2 ilustra um diagrama de Transformação por Resfriamento Continuo (CCT) de aço com composição dentro das faixas reivindicadas gerado por dilatometria. A Figura 2 claramente indica que, mesmo no caso de altos teores de Cr e Mo, de modo a evitar substancialmente a formação de ferrita e ter uma quantidade de martensita maior que ou igual a cerca de 50% em volume, pode ser empregado um tamanho médio de grão de austenita (AGS) maior que cerca de 20 μπι e uma taxa de resfriamento maior que cerca de 7°C/s. É de se notar que a normalização (por exemplo, austenitização seguida por resfriamento ainda ao ar) pode não alcançar a microestrutura de martensita desejada porque a taxa média de resfriamento tipica entre cerca de 800°C e 500°C para tubos de espessura de parede entre cerca de 35 mm e cerca de 60 mm é mais baixa do que cerca de l°C/s. O resfriamento rápido com água pode ser empregado para alcançar as taxas de resfriamento desejadas a cerca de meia-parede do tubo e formar martensita e bainita inferior a temperaturas mais baixas do que cerca de 450°C e cerca de 540°C, respectivamente. Portanto, os tubos após laminados podem ser reaquecidos e resfriados rapidamente com água em operação de resfriamento rápido 106A após resfriamento com ar a partir da laminação a quente.

Por exemplo, em uma concretização de operações de austenitização 106A, as temperaturas das zonas do forno podem ser selecionadas de modo a permitir que o tubo alcance a temperatura alvo de austenitização com uma tolerância mais baixa do que cerca de +/- 20 °C. As temperaturas alvo de austenitização podem ser selecionadas dentro da faixa entre cerca de 900°C até cerca de 1060°C. A taxa de aquecimento pode ser selecionada dentro da faixa entre cerca de 0,l°C/s até cerca de 0,2°C/s. O tempo de imersão, o tempo desde quando o tubo alcança a temperatura alvo final menos cerca de 10°C e a saida do forno, pode ser selecionado dentro da faixa entre cerca de 300 s até cerca de 1800 s. As temperaturas de austenitização e os tempos de retenção podem ser selecionados dependendo da composição química, da espessura de parede e do tamanho desejado de grão de austenita. Na saída do forno, o tubo pode ser desincrustada para remover o óxido de superfície e é rapidamente movida para um sistema de resfriamento rápido com água.

Nas operações de resfriamento rápido 106B, pode ser empregado resfriamento externo e interno para alcançar as taxas desejadas de resfriamento a cerca de meia-parede do tubo (por exemplo, maior do que cerca de 7°C/s). Como discutido acima, as taxas de resfriamento dentro desta faixa podem promover a formação de um percentual volumétrico de martensita maior do que cerca de 50%, preferivelmente maior do que cerca de 70%, e mais prefer idamente maior do que cerca de 90%. A microestrutura restante pode compreender bainita inferior (ou seja, bainita formada a temeperaturas mais baixas que cerca de 540 °C com uma morfologia típica incluindo precipitação fina das tiras de bainita, sem precipitados grosseiros nos contornos da tira como no caso da bainita superior, a qual é usualmente formada a temperaturas mais altas do que 540°C).

Em uma concretização,- o resfriado rapidamente com água de operações de resfriamento rápido 106B pode ser realizado pela imersão do tubo em um tanque contendo água com agitação. O tubo pode ser rapidamente girada durante o resfriamento rápido para fazer a transferência de calor alta e uniforme e evitar a distorção do tubo. Adicionalmente, de modo a remover o vapor desenvolvido no interior do tubo, pode ser também empregado um jato interno de água. Em certas concretizações, a temperatura da água pode não ser tão alta quanto cerca de 40°C, preferivelmente menos que cerca de 30°C durante as operações de resfriamento rápido 106B.

Após as operações de resfriamento rápido 106B, o tubo pode ser introduzida em outro forno para as operações de têmpera 106C. Em certas concretizações, a temperatura de têmpera pode ser selecionada para ser suficientemente alta de modo a produzir uma matriz de densidade de desvio relativamente baixo e mais carbetos com um formato substancialmente redondo (ou seja, um grau mais alto de esferolização) . Esta esferolização melhora a tenacidade de impacto dos tubos, na medida em que os carbetos em formato de agulha na tira e contornos do grão podem prover rotas de rachadura mais fáceis. A têmpera da martensita a temperaturas suficientemente altas para produzir carbetos dispersos mais esféricos pode promover rachadura trans-granular e melhor resistência a SSC. A propagação de rachadura pode ser mais vagarosa em aços que possuem um elevado número de sítios de captura de hidrogênio e precipitados dispersos finos tendo morfologias esféricas dão melhores resultados.

Pela formação de uma microestrutura incluindo martensita temperada, como oposto a uma microestrutura de cinta (por exemplo, ferrita-perlita ou ferrita-bainita), a resistência a HIC do tubo de aço pode ser ainda aumentada.

Em uma concretização, a temperatura de têmpera pode ser selecionada dentro da faixa entre cerca de 680°C até cerca de 760°C, dependendo da composição química do aço e da tensão limite de escoamento alvo. As tolerâncias para a temperatura de têmpera selecionada podem estar dentro da faixa de cerca de ± 15 °C. O tubo pode ser aquecida a uma taxa entre cerca de 0,l°C/s até cerca de 0,2°C/s para a temperatura de têmpera selecionada. O tubo pode ser ainda mantida à temperatura de têmpera selecionada por uma duração de tempo dentro da faixa entre cerca de 1800s até cerca de 5400s. É de se notar que o tamanho de pacote não é significativamente influenciado pelas operações de têmpera 106C. Entretanto, o tamanho de pacote pode diminuir com uma redução da temperatura na qual a austenita se transforma. Em aços tradicionais de baixo-carbono com equivalentes de carbono mais baixo que cerca de 0,43%, a bainita temperada pode mostrar um tamanho de pacote mais grosseiro (por exemplo, 7-12 pm) quando comparado com aquele da martensita temperada dentro da presente aplicação (por exemplo, menos que ou igual a cerca de 6 pm, tal como dentro da faixa de cerca de 6 pm até cerca de 2 pm). O tamanho de pacote de martensita é praticamente independente do tamanho de grão de austenita e pode permanecer fino (por exemplo, um tamanho médio de menos que ou igual a cerca de 6 pm) mesmo no caso de tamanho médio de grão de austenita relativamente grosseiro (por exemplo, 15 pm ou 20 pm até cerca de 100 pm).

As operações de acabamento 110 podem incluir, mas não estão limitadas a, operações de reticulação e curvamento. A reticulação pode ser realizada a temperaturas abaixo da temperatura de têmpera a.acima de cerca de 450°C.

Em uma concretização, o curvamento pode ser realizado por meio de curvamento de indução a quente. O curvamento de indução a quente é um processo de deformação a quente que se concentra em uma zona estreita, referida como fita quente, que é definida por meio de uma espiral de indução (por exemplo, um anel de aquecimento) e um anel de resfriamento rápido que borrifa água na superfície externa da estrutura a ser curvada. Um tubo reta (mãe) é empurrada a partir da parte de trás, enquanto que a parte da frente do tubo é grampeada a um braço forçado para descrever um caminho circular. Este forçamento provoca um momento de curvamento na estrutura inteira, mas o tubo é plasticamente deformada substancialmente somente dentro da correspondência da fita quente. Portanto, o anel de resfriamento rápido desempenha dois papéis simultâneos: definir a zona sob deformação plástica e resfriar rapidamente em-linha a curva a quente. O diâmetro de ambos os anéis, de aquecimento e de resfriamento rápido, é de cerca de 20 mm até cerca de 60 mm mais largo do que o diâmetro externo (OD) do tubo-mãe. A temperatura de curvamento em ambas as superfícies, exterior e interior, do tubo pode ser continuamente medida por meio de pirômetros.

Na fabricação convencional de tubo, as curvas podem ser submetidas a um tratamento de alívio de estresse após o curvamento e resfriamento rápido por meio de um tratamento de têmpera a uma temperatura relativamente baixa para alcançar as propriedades mecânicas finais. Entretanto, é reconhecido que as operações de resfriamento rápido em-linha e têmpera realizadas durante as operações de acabamento 110 podem produzir uma microestrutura que é diferente daquela obtida em operações de resfriamento rápido e têmpera fora-de-linha 106B, 106C. Portanto, em uma concretização da descrição, como discutido acima em operações 106B, 106C, de modo a regenerar substancialmente a microestrutura obtida após as operações 106B, 106C. Portanto, as curvas podem ser reaquecidas em um forno, e depois rapidamente imersas dentro de um tanque de resfriamento rápido com água sob agitaçao, e depois são temperadas em um forno.

Em uma concretização, a têmpera após o curvamento pode ser realizada a uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 710°C até cerca de 760°C. O tubo pode ser aquecida a uma taxa dentro da faixa entre cerca de 0,05C/s até cerca de 0,2°C/s. Pode ser empregado um tempo de retenção dentro da faixa entre cerca de 1800s até cerca de 5400s após ter sido alcançada a temperatura alvo de têmpera. A Figura 3 é um micrográfico óptico (corrosão com nital 2%) ilustrando a microestrutura de um tubo após laminada moldada de acordo com as concretizações reveladas. A composição do tubo era de 0,14% de C, 0,46% de Mn, 0,24% de Si, 2,14% de Cr, 0,95% de Mo, 0,11% de Ni, 0,05% de V < 0,01%, 0,014% de Al, 0,007% de N, 0,0013% de Ca, 0,011% de P, 0,001% de S, 0,13% de Cu. O tubo possuía um diâmetro externo (OD) de cerca de 273 mm e uma espessura de parede de cerca de 44 mm. Como ilustrado na Figura 3, o tubo após laminada apresenta uma microestrutura que é principalmente bainita e alguma ferrita nos contornos de austenita anterior. O tamanho médio de grão de austenita (AGS) do tubo após laminada, medida de acordo com a ASTM E112 como interceptação linear, foi de aproximadamente 102,4 pm. A Figura 4 é um micrográfico óptico ilustrando a microestrutura do tubo após o resfriamento rápido de acordo com as concretizações reveladas. Como ilustrado na Figura 4, o tubo após laminada apresenta uma microestrutura que é martensita com uma percentagem volumétrica maior que 50% (medida de acordo com a ASTM E562-08) e bainita inferior com uma percentagem volumétrica de menos que cerca de 40%. A microestrutura não inclui substancialmente ferrita, bainita superior ou bainita granular (uma mistura de ferrita deslocada por bainita e ilhas de martensita com elevado C e austenita retida). A Figura 5 é um micrográfico óptico ilustrando a meia-parede do tubo após resfriado rapidamente da Figura 4. A corrosão seletiva é realizada para revelar os contornos de grão de austenita anterior do tubo após resfriado rapidamente e determinado o tamanho de grão de austenita anterior para ser aproximadamente 47,7 pm.

Mesmo quando o grão de austenita é grosseiro, como é nesta circunstância, o tamanho de pacote do aço após o resfriamento rápido e têmpera pode ser mantido abaixo de aproximadamente 6 pm se uma estrutura predominante de martensita (por exemplo, martensita maior do que cerca de 50% em volume) e bainita inferior se forma a temperaturas relativamente baixas (< 540 °C) . O tamanho de pacote é medido como interseção linear média em imagens tomadas por Microscopia Eletrônica de Varredura (SEM) usando o sinal de Difração de Retro Espalhamento de Elétron (EBSD), e considerando os contornos de grande-ângulo aqueles com desorientação maior do que cerca de 45°. As medidas pelo método de interceptação linear forneceram a distribuição mostrada na Figura 6, com um valor médio de tamanho de pacote de cerca de 5,8 pm, apesar de que o tamanho de grão de austenita anterior tinha um valor médio de 47.8 pm.

No tubo resfriado rapidamente e temperada, também foram detectados precipitados por Microscopia de Transmissão de Elétron (TEM) finos do tipo MX, M2X (onde M é Mo ou Cr, ou V, Nb, Ti quando presentes, e X é C ou N) com tamanho de menos que cerca de 40 nm, em adição aos precipitados grosseiros do tipo M3C, M6C, M23C6 com um diâmetro médio dentro da faixa entre cerca de 80 nm até cerca de 400 nm. A percentagem volumétrica total de inclusões não-metálicas fica abaixo de cerca de 0,05%, preferivelmente abaixo de cerca de 0,04%. O número de inclusões por mm quadrado de área examinada de óxidos com tamanho maior que cerca de 15 μπι fica abaixo de cerca de 0.4/mm2. Estão presentes substancialmente somente sulfetos redondos modificados.

EXEMPLOS

Nos exemplos a seguir são discutidas as propriedades de microestrutura e mecânica e impacto dos tubos de aço conformado usando as concretizações do método de fabricação de aço descrito acima. Em particular, são examinados os parâmetros de microestrutura que incluem tamanho de grão de austenita, tamanho de pacote, volume de martensita, volume de bainita inferior, volume de inclusões não-metálicas e de inclusões de tamanho maior que cerca de 15 pm, para concretizações das composições e condições de tratamento térmico discutidas acima. As correspondentes propriedades mecânicas, incluindo a tensão limite de escoamento e resistência à tração, dureza, alongamento, tenacidade e resistência a HIC/SSC são adicionalmente discutidas.

Exemplo 1: Propriedades Mecânica e Microestrutural de Tubos de Parede-Espessa Resfriados rapidamente e Temperadas Foram investigadas as propriedades microestrutural e mecânica do aço da Tabela 2. Com relação às medidas de parâmetros microestruturais, o tamanho de grão de austenita (AGS) foi medido de acordo com a ASTM E112, o tamanho de pacote foi medido usando uma interceptação linear média com base em imagens tomadas por Microscopia de Varredura de Elétrons (SEM) usando o sinal de Difração de Retro Espalhamento de Elétrons (EBSD), o volume de martensita foi medido de acordo com a ASTM E562, o volume de bainita inferior foi medido de acordo com a ASTM E562, a percentagem volumétrica de inclusões não-metálicas foi medida por análise automática de imagem usando Microscopia Óptica de acordo com a ASTM E1245, e a presença de precipitados foi investigada por Microscopia de Transmissão de Elétrons (TEM) usando o método de réplica de extração.

Com relação às propriedades mecânicas, tensão limite de escoamento, resistência à tração e alongamento foram medidos de acordo com a ASTM E8, a dureza foi medida de acordo com a ASTM E92, a energia de impacto foi avaliada em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso de acordo com a ISO 148-1, a temperatura de transição dúctil-para-frágil foi avaliada em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso de acordo com a ASTM E208, o deslocamento de abertura de extremidade de fratura foi medido de acordo com a BS7488 parte 1 a cerca de -60°C, a avaliação de HIC foi realizada de acordo com o Padrão NACE TM0284-2003, Item No. 21215 usando solução A NACE e uma duração de teste de 96 horas. A avaliação de SSC foi realizada de acordo com a NACE TM0177 usando solução A de teste e uma duração de teste de cerca de 720 horas até cerca de 90% de tensão limite de escoamento.

Um aquecimento de cerca de 90 t, com a faixa de composição química mostrada na Tabela 2, foi fabricado por um forno elétrico de arco.

Tabela 2: Faixa de Composição Química do Exemplo 1 Àpos o vazamento, desoxidação e adições de liga, foram executadas as operações de metalurgia secundária em um forno de panela e estação de corte. Após o tratamento com cálcio e a desgaseificação a vácuo, o aço liquido foi então continuamente fundido em uma máquina de fundição vertical como barras redondas de aproximadamente 330 mm de diâmetro.

As barras depois de fundidas foram reaquecidas por meio de um forno rotativo até uma temperatura de cerca de 1300°C, perfurado a quente e os tubos ocos foram laminados a quente por meio de um laminador de tubo multi-stand de mandril retido e submetido a dimensionamento a quente de acordo com o processo acima com relação à Figura 1. Os tubos sem costura produzidas possuíam um diâmetro externo de cerca de 273,1 mm e uma espessura de parede de cerca de 44 mm. A composição química medida no tubo sem costura após laminada resultante é relatada na Tabela 3.

Tabela 3: Composição Química de Tubos sem costura do Exemplo 1 Os tubos após laminados foram subsequentemente austenitizados por aquecimento até uma temperatura de cerca de 920°C por aproximadamente 5400 segundos por meio de um forno de balancim, desincrustados por meio de borrifadores de água a alta pressão, e resfriado rapidamente com água externamente e internamente usando um tanque com água com agitação e um borrifador interno de água. A taxa de aquecimento de austenitização foi de aproximadamente 0,16°C/s. A taxa de resfriamento empregada durante o resfriamento rápido foi de aproximadamente 15°C/s. Os tubos resfriados rapidamente foram rapidamente movidas para um forno de balancim para tratamento de têmpera a uma temperatura de cerca de 740 °C por um tempo total de cerca de 9000 segundos e um tempo de imersão de cerca de 4200 segundos. A taxa de aquecimento de têmpera foi de aproximadamente 0,12°C/s. A taxa de resfriamento empregada durante a têmpera foi aproximadamente menos que 0,l°C/s. Todas os tubos resfriados rapidamente e temperadas (Q&T) foram retificadas a quente.

Os parâmetros principais caracterizantes da microestrutura e inclusões não metálicas dos tubos do Exemplo 1 são mostradas na Tabela 4.

Tabela 4: Parâmetros Microestruturais de Tubos sem costura do Exemplo 1 As propriedades mecânicas dos tubos do Exemplo 1 são mostradas nas Tabelas 5, 6 e 7. A Tabela 5 apresenta as propriedades de tensão, alongamento, dureza e tenacidade de tubos resfriados rapidamente e temperadas. A Tabela 6 apresenta a tensão limite de escoamento, a temperatura de transição de aparência de fratura, o deslocamento de abertura da extremidade de rachadura e a temperatura de transição de ductibilidade após um txatamento simulado de aquecimento pós- solda. O tratamento de aquecimento pós-solda compreende o aquecimento e resfriamento a uma taxa de cerca de 80°C/h até uma temperatura de cerca de 690°C com tempos de imersão de 5 h. A Tabela 7 apresenta â resistência a HIC e a SSC medida em tubos resfriados rapidamente e temperadas.

Tabela 5: Propriedades Mecânicas de Tubos Resfriados rapidamente e Temperadas do Exemplo 1 Tabela 6: Propriedades Mecânicas de Tubos Resfriados rapidamente e Temperadas do Exemplo 1 após Tratamento Simulado de Aquecimento Pós-solda (PWHT1) Tabela 7: Resistência a HIC e a SSC de Tubos Q&T do Exemplo 1 Foi verificado, a partir dos resultados dos testes acima (Tabela 5, Tabela 6 e Tabela 7) que os tubos resfriados rapidamente e temperadas são apropriadas para desenvolver um grau de 450 MPa (653 ksi), caracterizado por: • Tensão limite de escoamento, YS: cerca de 450 MPa (65 ksi) mínima, e cerca de 600 MPa (87 ksi) máxima • Resistência à Tração Extrema, UTS: cerca de 535 MPa (78 ksi) mínima, e cerca de 760 MPa (110) máxima. • Dureza: cerca de 248 HVi0 máxima. • Alongamento, não menos do que cerca de 20%. • Razão YS/UTS menos que ou igual a cerca de 0,91. • Energia de Impacto Mínima de cerca de 200 J/cerca de 150 J (média/individual) a cerca de -70 °C em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso. • Excelente Tenacidade em termos de 50% FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com 50% de área de cisalhamento) e cerca de 80% FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 80% de área de cisalhamento), medida em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso testados de acordo com o Padrão ISO 148-1. • Temperatura de Transição Dúctil-para-Frágil, medida por meio do teste de queda de peso (DWT) de acordo com o padrão ASTM 208, mais baixa do que cerca de - 70 °C. • Excelente Deslocamento longitudinal de Abertura de Extremidade de Rachadura (CTOD) a cerca de -60 °C (> 0,8 mm) . • Tensão limite de escoamento, YS de cerca de 450 MPa mínima após Tratamento simulado de Aquecimento Pós-solda: taxa de aquecimento e resfriamento de cerca de 80 °C/h, temperatura de imersão cerca de 650 °C; tempos de imersão: 5 h. Boa resistência a (teste de acordo com o Padrão NACE TM0284-2003 Item No. 21215, usando solução A NACE e duração de teste de cerca de 96 horas) e a SSC (teste de acordo com NACE TM0177, usando solução A de teste e 100 kPa (1 bar) de H2S, tensionado a cerca de 90% da tensão limite de escoamento minima especificada, SMYS).

Exemplo 2: Propriedades Microestruturais e Mecânicas de Curvas em Tubos de Parede-espessa Resfriados rapidamente e Temperadas Os tubos resfriados rapidamente e temperadas do Exemplo 1 foram usadas na manufatura de curvas tendo um raio de aproximadamente 5 vezes o diâmetro externo do tubo (5D) .

Os tubos foram submetidas a curvamento por indução a quente até uma temperatura de aproximadamente 850°C +/- 25 °C e resfriamento rápido com água em-linha. As curvas foram então reaquecidas até uma temperatura de cerca de 920°C por aproximadamente 15 minutos de retenção em um forno de carro, movidas para um tanque de água, e imersas em água com agitação. A temperatura mínima das curvas era maior do que cerca de 860°C exatamente antes da imersão no tanque de água e a temperatura da água do tanque foi mantida abaixo de aproximadamente 40°C. A microestrutura da curva após resfriado rapidamente a cerca de meia-parede do tubo está ilustrada na Figura 7. A seguir à operação de resfriamento rápido, as curvas após resfriado rapidamente foram temperadas em um conjunto de forno a uma temperatura de 730°C usando um tempo de retenção de 40 minutos.

Tabela 8: Propriedades Mecânicas de Curvas Resfriados rapidamente e Temperadas do Exemplo 2 Tabela 11: Resistência a HIC e a SSC de Curvas Resfriados rapidamente e Temperadas do Exemplo 2 Foi verificado, a partir dos resultados dos testes acima (Tabela 8, Tabela 9) que os tubos resfriados rapidamente e temperadas são apropriadas para desenvolver um grau de 485 MPa (70 ksi), caracterizado por: • Tensão limite de escoamento, YS: cerca de 485 MPa (70 ksi) mínima, e cerca de t 635 MPa (92 ksi) máxima. • Resistência à Tensão Extrema, UTS: cerca de 570 MPa (83 ksi) mínima, e cerca de 760 MPa (110 ksi) máxima. • Dureza máxima de cerca de 248 HVi0. • Alongamento, não menos que cerca del8%. • Razão YS/UTS não maior que cerca de 0.93.

• Energia de Impacto Mínima de cerca de 200 J/cerca de 150 J (média individual) a cerca de -70 °C em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso. • Excelente tenacidade em termos de 50% FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com 50% de área de cisalhamento) e 80% FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 80% de área de cisalhamento), medida em espécimes de Charpy com entalhe em V transverso. • Excelente Deslocamento de Abertura de Extremidade de Rachadura longitudinal (CTOD) a cerca de -45 °C (>.1.1 mm). • Boa resistência a HIC (teste de acordo com o Padrão NACE TM0284-2003 Item No. 21215, usando solução A NACE e duração de teste de cerca de 96 horas) e SSC (teste de acordo com NACE TM0177, usando solução A e 100 kPa (1 bar) de H2S, tensionada a cerca de 90% da tensão limite de escoamento minima especificada, SMYS).

Exemplo 3 : Exemplo Comparativo de Tubo Resfriado rapidamente e Temperada Neste exemplo comparativo, tubos resfriados rapidamente e temperadas tendo um diâmetro externo de cerca de 219,1 mm e espessura de parede de cerca de 44 mm, feito de um aço tipico de tubo de linha com um equivalente baixo de carbono de 0,4% (Tabela 10), foram usadas para a fabricação de curvas de indução a quente, resfriados rapidamente e temperadas fora de linha, usando as concretizações do processo previamente descrito.

Tabela 10: Composição do Exemplo 3 Comparativo Os tubos sem costura produzidas foram austenitizados a cerca de 920 °C usando um tempo de imersão de cerca de 600 segundos, como discutido acima, por meio de um forno de balancim. Os tubos foram ainda desincrustados por meio de borrifadores de água a alta pressão e resfriado rapidamente com água externamente e internamente usando um tanque com água com agitação e um borrifador interno de água. Os tubos resfriados rapidamente foram rapidamente movidas para outro forno de balancim para tratamento de tempera a cerca de 660-670°C. Todos os tubos resfriados rapidamente e temperados foram retificadas a quente.

Os tubos Q&T foram ainda submetidas a curvamento de indução a quente por aquecimento até uma temperatura de cerca de 850°C + /- 25°C e resfriados rapidamente com água em-linha. As curvas foram então reaquecidas a cerca de 920°C por um tempo de retenção de aproximadamente 30 minutos em um forno de carro-soleira, movido para um tanque de água e imerso em água com agitação. A temperatura mínima das curvas era maior que cerca de 860°C exatamente antes da imersão mo tanque de água e a temperatura da água do tanque foi mantida abaixo de cerca de 40°C. A microestrutura a cerca de meia-parede da curva após resfriado rapidamente é ilustrada na Figura 8.

Uma microestrutura predominante dentro do tubo após resfriado rapidamente era bainita granular (uma mistura de ferrita deslocada por bainita e ilhas de martensita de alto C e austenita retida, constituinte MA) , a qual é significativamente diferente daquela do aço alto Cr-alto Mo na Figura 7.

As curvas após resfriado rapidamente foram adicionalmente temperadas em um forno em temperatura de cerca de 670°C usando um tempo de retenção de aproximadamente de 30 minutos.

Os parâmetros principais que caracterizam a microestrutura e inclusões não metálicas das curvas Q&T são mostrados na Tabela 11.

Tabela 11 : Parâmetros Microestruturais do Exemplo Comparativo 3 Tabela 12: Propriedades Mecânicas de Curvas Resfriados rapidamente e Temperadas do Exemplo Comparativo 3 Tabela 13 : Resistência a HIC e a SSC de curvas Q&T do Exemplo 3 A partir da descrição precedente, pode ser observado que tubos tendo curvas resfriados rapidamente e temperadas, tal como elas são fabricadas com um aço que não desenvolva suficiente capacidade de dureza, mostram uma microestrutura predominante de bainita granular. Além disso, o tamanho de pacote é maior que aquele do Exemplo 2.

Além disso, enquanto essas curvas resfriados rapidamente e temperadas são capazes de alcançar a tensão limite de escoamento mínima de 450 MPa, ou seja grau X65 (Tabela 12), elas têm uma pior tenacidade com temperaturas de transição maiores e uma mais baixa resistência a SSC, quando comparadas ao Exemplo 2, devido à sua diferente microestrutura.

Apesar de a descrição precedente ter mostrado, descrito e ressaltado os aspectos fundamentais novos dos presentes ensinamentos, será entendido que várias omissões, substituições e mudanças de forma dos detalhes do aparelho como ilustrado, assim como os usos do mesmo, podem ser feitas por pessoas versadas na técnica, sem se afastarem do escopo dos presentes ensinamentos. Consequentemente, o escopo dos presentes ensinamentos não deve ficar limitado à discussão precedente, mas devem ser definidos pelas reivindicações que acompanham esta descrição.

Claims

1. Tubo de aço sem costura com paredes espessas caracterizado por compreender: uma composição de aço compreendendo: 0,05 % em peso a 0,16 % em peso de carbono; 0,20 % em peso a 0,90 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,50 % em peso de silício; 1,20 % em peso a 2,60 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,50 % em peso de níquel; 0,80 % em peso a 1,20 % em peso de molibdênio; 0,005 % em peso a 0,12 % em peso de vanádio; 0,008 % em peso a 0,04 % em peso de alumínio; 0,0030 % em peso a 0,0120 % em peso de nitrogênio; e 0,0010 % em peso a 0,005 % em peso cálcio; em que a espessura de parede do tubo é maior ou igual a 35 mm; e em que o tubo de aço é processado para ter uma tensão limite de escoamento de 450 MPa ou maior e em que a microestrutura do tubo de aço compreende martensita em um percentual volumétrico maior ou igual a 50% e bainita inferior em um percentual volumétrico menor ou igual a 50%.

2. Tubo de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição do aço compreende ainda: 0 a 0,80 % em peso de tungstênio; 0 a 0,030 % em peso de nióbio; 0 a 0,020 % em peso de titânio; 0 a 0,30 % em peso de cobre; 0 a 0,010 % em peso de enxofre; 0 a 0,020 % em peso de fósforo; 0 a 0,0020 % em peso de boro; 0 a 0,020 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,020 % em peso de estanho; 0 a 0,030 % em peso de zircônio; 0 a 0,030 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0030 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00030 % em peso de hidrogênio; e o restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

3. Tubo de aço de acordo com a reivindicação 2, caracterizado pelo fato de que a composição do aço compreende: 0,07 % em peso a 0,14 % em peso de carbono; 0,30 % em peso a 0,60 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,40 % em peso de silício; 1,80 % em peso a 2,50 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,20 % em peso de níquel; 0,90 % em peso a 1,10 % em peso de molibdênio; 0 a 0,60 % em peso de tungstênio; 0 a 0,015 % em peso de nióbio; 0 a 0,010 % em peso de titânio; 0 a 0,20 % em peso de cobre; 0 a 0,005 % em peso de enxofre; 0 a 0,012 % em peso de fósforo; 0,050 % em peso a 0,10 % em peso de vanádio; 0,010 % em peso a 0,030 % em peso de alumínio; 0,0030 % em peso a 0,0100 % em peso de nitrogênio; 0,0010 % em peso a 0,003 % em peso de cálcio; 0,0005 % em peso a 0,0012 % em peso de boro; 0 a 0,015 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,015 % em peso de estanho; 0 a 0,015 % em peso de zircônio; 0 a 0,015 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0020 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00025 % em peso de hidrogênio; o restante da composição compreendendo ferro e impuresas.

4. Tubo de aço de acordo com a reivindicação 2, caracterizado pelo fato de que a composição de aço compreende: 0,08 % em peso a 0,12 % em peso de carbono; 0,30 % em peso a 0,50 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,25 % em peso de silício; 2,10 % em peso a 2,40 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,20 % em peso de níquel; 0,95 % em peso a 1,10 % em peso de molibdênio; 0 a 0,30 % em peso de tungstênio; 0 a 0,010 % em peso de nióbio; 0 a 0,010 % em peso de titânio; 0 a 0,15 % em peso de cobre; 0 a 0,003 % em peso de enxofre; 0 a 0,010 % em peso de fósforo; 0,050 % em peso a 0,07 % em peso de vanádio; 0,015 % em peso a 0,025 % em peso de alumínio; 0,0030 % em peso a 0,008 % em peso de nitrogênio; 0,0015 % em peso a 0,003 % em peso de cálcio; 0,0008 % em peso a 0,0014 % em peso de boro; 0 a 0,015 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,015 % em peso de estanho; 0 a 0,010 % em peso de zircônio; 0 a 0,010 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0015 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00020 % em peso de hidrogênio; o restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

5. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 4, caracterizado pelo fato de que a tensão limite de escoamento é de 485 MPa ou maior.

6. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 5, caracterizado pelo fato de que a microestrutura do tubo de aço consiste essencialmente em martensita e bainita inferior.

7. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 6, caracterizado pelo fato de que a microestrutura do tubo de aço não inclui um ou mais de ferrita, bainita superior e bainita granular.

8. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 7, caracterizado pelo fato de que o percentual volumétrico de martensita é maior ou igual a 90% e o percentual volumétrico de bainita inferior é menor ou igual a 10% .

9. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 8, caracterizado pelo fato de que o tamanho de grão da austenita anterior está entre 15 pm e 100 pm.

10. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 9, caracterizado pelo fato de que o tamanho de pacote é menor ou igual a 6 pm.

11. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 10, caracterizado pelo fato de que um ou mais particulados que tenham a composição MX ou M2X tendo um diâmetro médio menor ou igual a 40 pm estão presentes no tubo de aço, onde M é selecionado de V, Mo, Nb, e Cr e X é selecionado de C e N.

12. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 11, caracterizado pelo fato de que a temperatura de transição dúctil-frágil é menor que -70°C.

13. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 12, caracterizado pelo fato de que a energia Charpy com entalhe em V é maior ou igual a 150 J/cm2.

14. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações anteriores 1 a 13, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço não mostra falha devido a, pelo menos em parte, ruptura por corrosão sob tensão após 720 horas quando sujeito a uma tensão de 90% da tensão de ruptura e testado de acordo com a norma NACE TM0177.

15. Método para a produção de um tubo de aço de parede espessa, caracterizado por compreender: providenciar um aço tendo uma composição de aço carbono; conformar o aço em um tubo tendo uma espessura de parede maior ou igual a 35 mm; aquecer o tubo de aço conformado em uma primeira operação de aquecimento até uma temperatura na faixa entre 900°C a 10 6 0 ° C; resfriar rapidamente o tubo de aço conformado a uma taxa maior ou igual a 7°C/s, em que a microestrutura do aço resfriado é maior ou igual 50% em martensita e menor ou igual a 50% em bainita inferior e possui um tamanho de grão médio de austenita anterior maior que 15 pm; e temperar o tubo de aço resfriado a uma temperatura na faixa entre 680°C a 760°C; em que o tubo de aço após a têmpera possui uma tensão limite de escoamento maior que 450 MPa e uma energia Charpy com entalhe em V é maior ou igual a 150 J.

16. Método de acordo com a reivindicação 15, caracterizado pelo fato de que a composição de aço compreende: 0,05 % em peso a 0,16 % em peso de carbono; 0,20 % em peso a 0,90 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,50 % em peso de silício; 1,20 % em peso a 2,60 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,50 % em peso de níquel; 0,80 % em peso a 1,20 % em peso de molibdênio; 0,005 % em peso a 0,12 % em peso de vanádio; 0,008 % em peso a 0,04 % em peso de alumínio; 0,0030 % em peso a 0,0120 % em peso de nitrogênio; e 0,0010 % em peso a 0,005 % em peso de cálcio, o restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

17. Método de acordo com a reivindicação 16, caracterizado pelo fato de que a composição de aço compreende ainda: 0 a 0,80 % em peso de tungstênio; 0 a 0,030 % em peso de nióbio; 0 a 0,020 % em peso de titânio; 0 a 0,0020 % em peso de boro; 0 a 0,020 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,020 % em peso de estanho; 0 a 0,030 % em peso de zircônio; 0 a 0,030 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0030 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00030 % em peso de hidrogênio; e o restante da composição compreende ferro e impurezas.

18. Método de acordo com a reivindicação 17, caracterizado pelo fato de que a composição de aço compreende: 0,07 % em peso a 0,14 % em peso de carbono; 0,30 % em peso a 0,60 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,40 % em peso de silício; 1,80 % em peso a 2,50 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,20 % em peso de níquel; 0,90 % em peso a 1,10 % em peso de molibdênio; 0 a 0,60 % em peso de tungstênio; 0 a 0,015 % em peso de nióbio; 0 a 0,010 % em peso de titânio; 0 a 0,20 % em peso de cobre; 0 a 0,005 % em peso de enxofre; 0 a 0,012 % em peso de fósforo; 0,050 % em peso a 0,10 % em peso de vanádio; 0,010 % em peso a 0,030 % em peso de alumínio; 0,0030 % em peso a 0,0100 % em peso de nitrogênio; 0,0010 % em peso a 0,003 % em peso de cálcio; 0,0005 % em peso a 0,0012 % em peso de boro; 0 a 0,015 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,015 % em peso de estanho; 0 a 0,015 % em peso de zircônio; 0 a 0,015 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0020 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00025 % em peso de hidrogênio; e o restante da composição compreende ferro e impurezas.

19. Método de acordo com a reivindicação 18, caracterizado pelo fato de que a composição de aço compreende: 0,08 % em peso a 0,12 % em peso de carbono; 0,30 % em peso a 0,50 % em peso de manganês; 0,10 % em peso a 0,25 % em peso de silício; 2,10 % em peso a 2,40 % em peso de cromo; 0,05 % em peso a 0,20 % em peso de níquel; 0,95 % em peso a 1,10 % em peso de molibdênio; 0 a 0,30 % em peso de tungstênio; 0 a 0,010 % em peso de nióbio; 0 a 0,010 % em peso de titânio; 0,050 % em peso a 0,07 % em peso de vanádio 0,015 % em peso a 0,025 % em peso de alumínio; 0 a 0,15 % em peso de cobre; 0 a 0,003 % em peso de enxofre; 0 a 0,010 % em peso de fósforo; 0,0030 % em peso a 0,008 % em peso de nitrogênio; 0,0015 % em peso a 0,003 % em peso de cálcio; 0,0008 % em peso a 0,0014 % em peso de boro; 0 a 0,015 % em peso de arsênico; 0 a 0,0050 % em peso de antimônio; 0 a 0,015 % em peso de estanho; 0 a 0,010 % em peso de zircônio; 0 a 0,010 % em peso de tântalo; 0 a 0,0050 % em peso de bismuto; 0 a 0,0015 % em peso de oxigênio; 0 a 0,00020 % em peso de hidrogênio; e o restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

20. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 19, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço após o resfriamento rápido possui uma tensão limite de escoamento maior que 485 MPa.

21. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 20, caracterizado pelo fato de que a microestrutura do tubo de aço consiste essencialmente em martensita e bainita inferior.

22. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 21, caracterizado pelo fato de que a microestrutura do tubo de aço não inclui um ou mais de ferrita, bainita superior e bainita granular.

23. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 22, caracterizado pelo fato de que o percentual volumétrico de martensita é maior ou igual a 90% e o percentual volumétrico de bainita inferior é menor ou igual a 10%.

24. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 23, caracterizado pelo fato de que o tamanho de pacote do tubo de aço após a têmpera é menor ou igual a 6 pm.

25. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15- 24, caracterizado pelo fato de que um ou mais particulados que tenham a composição MX ou M2X tendo um diâmetro médio menor ou igual a 40 pm estão presentes no tubo de aço após a têmpera, onde M é selecionado de V, Mo, Nb, e Cr e X é selecionado de C e N.

26. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 15-25, caracterizado pelo fato de que a temperatura de transição dúctil-frágil do tubo de aço após a têmpera é menor que -70°C.