BR102012002768B1

BR102012002768B1 - tubulação de aço sem costura e método para fabricar uma tubulação de aço

Info

Publication number: BR102012002768B1
Application number: BR102012002768-2A
Authority: BR
Inventors: Ettore Anelli; Mariano Armengol; Paolo Novelli; Federico Tintori
Original assignee: Dalmine S.P.A.
Priority date: 2011-02-07
Filing date: 2012-02-07
Publication date: 2018-12-11
Also published as: AU2012200696A1; CN102628145B; AR085312A1; CA2767004C; MX2012001706A; AU2012200696B2; JP6012189B2; ITMI20110180A1; US20120199255A1; BR102012002768A2; EP2492361A2; CA2767004A1; EP2492361A3; CN102628145A; US9598746B2; IT1403689B1; EP2492361B1; JP2012197507A; IN2012DE00320A

Abstract

tubulação de aço sem costura e método para fabricar uma tubulação de aço. modalidades da presente invenção compreendem aços com carbono de liga leve e métodos para a produção de tubulações tendo uma espessura da parede maior que ou igual a cerca de 8 mm e menos que ou igual a 35 mm. em uma modalidade, uma composição de aço é processada rendendo uma média de tamanho de grão de austenita anterior maior que cerca de 15 <109>m. baseado nesta composição, uma sequência de resfriamentos foi determinada para fornecer uma microestrutura de mais que ou igual a 60% por volume, e menos que ou igual a 40% por volume de bainita inferior, sem formação substancial de ferrita, bainita superior ou bainita granular. após a têmpera, a tubulação deve ser submetida a um revenimento. a tensão normal de escoamento da tubulação com os processos de têmpera e revenimento pode ser maior que cerca de 550 mpa (80 ksi), 625 mpa (90 ksi) ou 90 ksi e medidas de propriedades mecânicas são adequadas para o nível de 550 mpa (80 ksi), 625 mpa (90 ksi).

Description

(54) Título: TUBULAÇÃO DE AÇO SEM COSTURA E MÉTODO PARA FABRICAR UMA TUBULAÇÃO DE AÇO (73) Titular: DALMINE S.P.A.. Endereço: Piazza Caduti 6 Luglio 1944, 1, Dalmine, Province of Bergamo 24044, ITÁLIA (IT) (72) Inventor: ETTORE ANELLI; MARIANO ARMENGOL; PAOLO NOVELLI; FEDERICO TINTORI.

Prazo de Validade: 20 (vinte) anos contados a partir de 07/02/2012, observadas as condições legais

Expedida em: 11/12/2018

Assinado digitalmente por:

Liane Elizabeth Caldeira Lage

Diretora de Patentes, Programas de Computador e Topografias de Circuitos Integrados

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TUBULAÇÃO DE AÇO SEM COSTURA E MÉTODO PARA FABRICAR UMA TUBULAÇÃO DE AÇO

ANTECEDENTES DA INVENÇÃO - CAMPO

A presente invenção refere-se de maneira geral à produção de metais e, em algumas concretizações, diz respeito a métodos de produção de barras tubulares metálicas tendo alta resistência à baixa temperatura enquanto simultaneamente possuam corrosão sob tensão por sulfeto quebrando a resistência. Determinadas concretizações referem-se aos tubos de aço sem costura para risers de todos os tipos (catenária, híbrido, tensionado no topo, workover, perfuração, etc.),

tubulações e linhas de fluxo para a utilização na indústria de
petróleo e dobrarem.	gás, incluindo	tubos que sejam	adequados para
DESCRIÇÃO DO	ESTADO DA TÉCNICA RELACIONADO
Um componente essencial	na produção em	mar profundo e

ultraprofundo é a circulação de fluidos do fundo oceânico ao sistema de superfície. Os risers, tubos que ligam a plataforma de perfuração ou de exploração até o poço, são expostos, ao longo de comprimento considerável (superior, agora, a aproximadamente 10.000 pés, ou aproximadamente 2 milhas), às pressões de várias correntes oceânicas.

Os custos do sistema de riser são bastante sensíveis à profundidade da água. Embora, em serviço, as condições de e a sensibilidade de cargas ambientais (ou seja, ondas e correntes) sejam diferentes para os diferentes tipos de risers

2/76 risers tensionados no topo (TTRs) e risers de aço em catenária (SCRs), risers híbridos (HRs), risers workover (WORs) e risers de perfuração (DRs) reduzir o peso do riser pode fornecer benefícios significativos. Por exemplo, reduzindo-se o peso da linha, prevê-se uma diminuição do custo da tubulação e um impacto significativo sobre o sistema de tensionamento usado para oferecer suporte ao riser possa ser alcançado. Por, pelo menos, essas razões, aços de alta resistência, com limite de escoamento de 70 ksi (485 MPa) e acima, são candidatos para o desenvolvimento dos risers mais leves no setor offshore.

No entanto, aços com limite mínimo da tensão de escoamento (SMYS) superior a 70 ksi podem sofrer falhas induzidas por corrosão sob tensão por sulfeto (SSC) como resultado da fragilização por hidrogênio sob tensão. Portanto, é difícil satisfazer os requisitos do NACE para os materiais de meios ácidos (por exemplo, NACE MR0175/ISO 15156-1 Petroleum and natural gas industries-materials for use in H₂S-containing environments in oil and gas production - Part 1: General principies for selection of cracking-resistant materiais) e para passarem no teste de SSC (por exemplo, NACE Standard TMO177 Laboratory testing of metais for resistance to sulfide stress cracking and stress corrosion cracking in H2S environments).

Enquanto fabricantes de tubulações sem costura são capazes de fabricar materiais de alta resistência com limite de escoamento mínimo igual ou superior a 70 ksi, a resistência ao

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SSE e à fissura induzida por hidrogênio (HIC) (este último avaliado de acordo com NACE Standard TM0284, Evaluation of pipeline and pressure vessel steels for resistance to hydrogen induced cracking) desses altos graus é muitas vezes inadequada adequado. Atualmente, apenas graus até a 70 X são classificados como ambiente ácido de acordo com ISO 3183.

Além disso, a resistência aumentada pode levar a um comportamento mais frágil em temperaturas mais baixas. Em geral, os materiais são qualificados na chamada temperaturas de projeto, que normalmente se encontram a cerca de 20 °C abaixo de serviço mínimo esperado e/ou da temperatura ambiente. A menor temperatura ambiente na plataforma continental norueguesa é cerca de -20 °C. Nas regiões árticas, esperam-se temperaturas mínimas bem abaixo de -40°C. Consequentemente, as temperaturas de projeto mínimas para baixo de cerca de -60°C são desejadas.

No entanto, tubulações de aço com limites de escoamento de cerca de 70 ksi e acima são hoje qualificadas para temperaturas de projeto apenas para baixo de cerca de -40°C. Essa limitação poderia limitar a exploração econômica de petróleo e gás no ártico e nas regiões árticas. Por conseguinte, novos tubos de aço de alta resistência com maior resistência a temperaturas iguais ou inferiores a cerca de -60°C são desejáveis.

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SUMÁRIO DA INVENÇÃO

As concretizações da invenção destinam-se a canos ou tubos de aço e métodos de fabricação destes. Em algumas concretizações, tubos de aço sem costura revenidos e temperados para riser e tubulação são fornecidos com espessura de parede (WT) entre 8 a 35 mm com uma tensão de escoamento mínimo de 70 ksi, 80 ksi e 90 ksi, respectivamente, com excelente baixa temperatura de resistência e resistência à corrosão (ambiente ácido, ambiente de HqS) . Os tubos sem costura também são adequados para produzir curvas do mesmo grau por dobra por indução quente e têmpera off-line e tratamento de têmpera. Em uma concretização, o tubo de aço tem diâmetro externo (OD) entre 6 (152 mm) e 28 (711 mm) e espessura de parede (WT) de 8 a 35 mm.

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

Os tubos de aço podem ser fabricados em diferentes graus. Em uma concretização, um grau de 7 0 ksi é fornecido com as seguintes propriedades:

5/76 • Limite de escoamento, YS: 485 MPa (70 ksi) mínimo e 635 MPa (92 ksi (635 MPa)) máximo.

• Resistência à tração, UTS: 570 MPa (83 ksi (570 MPa)) mínimo e 760 MPa (110 ksi (760 MPa)) máximo.

· Alongamento, não menos que 20%.

• Razão YS/UTS não maior do que 0,93.

Em outra concretização, um grau de 80 ksi é fornecido com as seguintes propriedades:

• Limite de escoamento, YS: 555 MPa (80 ksi) mínimo e 705 MPa (102 ksi) máximo.

• Resistência à tração, UTS: 625 MPa (90 ksi) mínimo e 825

MPa (120 ksi) máximo.

· Alongamento, não menos que 20%.

• Razão YS/UTS não maior do que 0,93.

Em outra concretização, um grau de 90 ksi é fornecido com as seguintes propriedades:

- Limite de escoamento, YS: 625 MPa (90 ksi) mínimo e 755 MPa (112 ksi (775 MPa)) máximo.

- Resistência à tração, UTS: 695 MPa (100 ksi) mínimo e 915 MPa (133 ksi) máximo.

25· - Alongamento, não menos que 18%.

- Razão YS/UTS não maior do que 0,95.

O tubo de aço pode ter uma energia de impacto mínima de

250 J/200 J (média / individual) e mínimo de 80% da área média

6/76 de cisalhamento tanto para os testes Charpy com entalhe em V (CVN) longitudinal e transversal realizados acerca de -70°C de acordo com norma ISO 148-1. Em uma concretização, o tubo de grau 80 ksi pode ter um máximo de dureza de 248 HV10. Em outra concretização, o tubo de grau de 90 ksi pode ter um máximo de dureza de 270 HV10.

Tubos de aço fabricados de acordo com as concretizações da invenção podem apresentar resistência tanto à fissura induzida por hidrogênio (HIC) e quanto à fissura por corrosão sob tensão por sulfeto (SSC). Em uma concretização, o teste de HIC realizado de acordo com a norma NACE Standard TM0284-2003, Item n° 21215, usando solução NACE A e ensaio de duração de 96 horas, fornece os seguintes parâmetros de HIC (média em três seções de três amostras):

Razão do comprimento da fissura, CLR 5%

Razão da espessura da fissura, CTR 1%

Razão da sensibilidade da fissura, CSR 0,2%

Em outra concretização, testes SSE realizados em conformidade com a NACE TM0177, usando a solução de ensaio A, duração de teste de 720 horas, não fornece nenhuma falha em 90% do SMYS para os graus 7 0 ksi e 80 ksi e nenhuma falha em 72% SMYS para o grau 90 ksi.

Tubos de aço fabricados de acordo com determinadas concretizações da invenção têm uma microestrutura que não apresenta ferrita, nem bainita superior e nem bainita

7/76 granular. Eles podem ser constituídos de martensita temperada com uma percentagem de volume superior a 60%, de preferência superior a 90%, mais de preferência superior a 95% (medido de acordo com ASTM E562-08) e de bainita inferior temperada com porcentagem de volume inferior a 40%, de preferência menos de 10%, mais de preferência menos de 5%. Martensita e bainita podem ser formadas a temperaturas inferiores a 450°C e 540°C, respectivamente, depois de reaquecidos a temperaturas de 900°C até 1.060°C por tempos de imersão de 300 s a 3.600 s e têmpera a variações de resfriamento superiores a 20°C/s. O tamanho médio de grão de austenita medido anteriormente pela norma ASTM E112 é maior do que 15pm ou 20pm (interceptação linear) e menor que lOOprn.

Em outras concretizações, o tamanho do pacote de tubos de aço após a têmpera pode possuir um tamanho de pacote (isto é, a dimensão média das regiões separadas por limites de alto ângulo menores do que 6pm). Em outras concretizações, o tamanho do pacote pode ser menor que cerca de 4pm. Em outras concretizações, o tamanho do pacote pode ser menor do que aproximadamente 3pm. O tamanho do pacote pode ser medido como a interceptação linear média em imagens tiradas pela microscopia eletrônica de varredura (SEM) usando o sinal de difração de elétrons retroespalhados (EBSD), com limites de alto-ângulo considerados para serem desses limites com uma orientação incorreta > 45°.

Em concretizações adicionais, os tubos de aço após a têmpera podem exibir a presença de precipitados finos e

grossos. Os precipitados finos podem ser do tipo MX, M₂X, onde M é V, Mo, Nb ou Cr, e X é C ou N. O diâmetro médio dos precipitados finos pode ser menor do que cerca de 40 nm. Os precipitados grossos podem ser do tipo M₃C, M₆C, M₂₃C₆. O diâmetro médio de precipitados grossos pode estar dentro do intervalo entre cerca de 80 nm a cerca de 400 nm. Os precipitados podem ser analisados por microscopia eletrônica de transmissão (TEM) usando-se o método de réplica de extração.

Em uma concretização, é fornecido um tubo de aço. O tubo de aço é composto por uma composição de aço compreendendo:

de cerca	de	0,05%	em	peso	a	aproximadamente	0,16%	em	peso	de
carbono; de cerca	de	0,20%	em	peso	a	aproximadamente	0, 90%	em	peso	de
manganês; de cerca	de	0,10%	em	peso	a	aproximadamente	0,50%	em	peso	de
silicone; de cerca	de	1,20%	em	peso	a	aproximadamente	2,60%	em	peso	de
crorno; de cerca	de	0,05%	em	peso	a	aproximadamente	0,50%	em	peso	de
níquel; de cerca	de	0,80%	em	peso	a	aproximadamente	1,20%	em	peso	de

molibdênio;

de	cerca	de	0,	005%	em peso	a aproximadamente	0,12%	em peso	de
vanádio;
de	cerca	de	o,	008%	em peso	a aproximadamente	0, 04%	em peso	de

alumínio;

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de	cerca de 0,0030%	em peso a	aproximadamente 0,	0120% em peso
de	nitrogênio; e
de	cerca de 0,0010%	em peso a	aproximadamente 0	, 005% em peso
de	cálcio.
	A espessura da	parede do	tubo de aço pode	ser maior ou

igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm. 0 tubo de aço pode ser processado para ter uma resistência ao escoamento maior do que cerca de 70 ksi e a microestrutura do tubo de aço pode incluir martensita em uma porcentagem de volume maior ou igual a cerca de 60% e de bainita inferior em volume e percentagem menor ou igual a cerca de 40%.

Na outra concretização, um método de fazer um tubo de aço é fornecido. O método compreende o fornecimento de um aço com uma composição de aço (por exemplo, um aço de baixa liga) . O método ainda compreende ventilar o aço em um tubo com uma espessura de parede maior ou igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm. O método compreende, adicionalmente, o aquecimento do tubo de aço formado em uma primeira operação de aquecimento a uma temperatura dentro da faixa entre aproximadamente 900 °C até cerca de 1.060 °C. O método também compreende a têmpera do tubo de aço formado a uma variação de resfriamento maior ou igual a 20 °C/s, em que a microestrutura do aço temperado seja maior ou igual a cerca de 60% de martensita e menor ou igual a cerca de 40% bainita inferior, e possua o tamanho médio de grão de austenita medido anteriormente pela norma ASTM E112 maior do que cerca de 15pm. O método, adicionalmente, compreende a têmpera do tubo de aço

10/76 temperado a uma temperatura dentro da variação entre cerca de 680°C a cerca de 760°C, em que o tubo de aço, após a têmpera, possui uma resistência ao escoamento maior do que cerca de 70 ksi e uma energia de Charpy com entalhe em V média maior ou igual a aproximadamente 150 J/cm², a cerca de -70 °C. Em outras concretizações, a energia média de Charpy com entalhe em V do tubo é maior ou igual a aproximadamente 250 J/cm², a cerca de 70 °C.

Em uma concretização, é fornecido um tubo de aço sem costura de grau 80 ksi (555 MPa). O tubo compreende:

uma composição de aço que inclua:

0,10%	em	peso	a	0,13%	em	peso	de	carbono;
0,40%	em	peso	a	0,55%	em	peso	de	manganês;
0,20%	em	peso	a	0,35%	em	peso	de	silicone;

1,9% em peso a 2,3% em peso de cromo;

0,9% em peso a 1,1% em peso de molibdênio;

0,001% em peso a 0,005% em peso de cálcio;

0,05% em peso a 0,07% em peso de vanádio; e

0,010% em peso a 0,020% em peso de alumínio.

A espessura da parede do tubo de aço pode ser maior ou igual a cerca de 8 mm e inferior ou igual a cerca de 35 mm. O tubo de aço pode ser tratado por meio da laminação a quente seguida de arrefecimento à temperatura ambiente, aquecendo a uma temperatura de cerca de 900 °C ou acima, temperando a uma variação de resfriamento maior ou igual a 40°C/s e revenindo a uma temperatura entre cerca de 680°C para cerca de 760°C para

11/76 formar uma microestrutura tendo um tamanho de grão da austenita anterior de cerca de 20pm a cerca de 80 pm, um tamanho de pacote de aproximadamente 3 pm a cerca de 6 pm e cerca de 90% de martensita por volume ou maior, e cerca de 10% bainita inferior por volume ou menos. O tubo de aço pode ter uma resistência a escoamento (YS) entre cerca de 80 ksi (555 MPa) e cerca de 102 ksi (705 MPa) , uma resistência à tração (UTS) entre cerca de 90 ksi (625 MPa) e aproximadamente 120 ksi (825 MPa), alongamento não menor que cerca de 20% e relação YS/UTS não superior a cerca de 0,93.

Em outra concretização, pode ser fornecido um tubo de aço sem costura de grau 90 ksi (625 MPa). O tubo compreende:

uma composição de aço que inclua:

0, 10%	em	peso	a	0,13% em	peso	de	carbono;
0,40%	em	peso	a	0,55% em	peso	de	manganês;
0, 20%	em	peso	a	0,35% em	peso	de	silicone;

1,9% em peso a 2,3% em peso de cromo;

0,9% em peso a 1,1% em peso de molibdênio;

0,001% em peso a 0,005% em peso de cálcio;

0,05% em peso a 0,07% em peso de vanádio; e

0,010% em peso a 0,020% em peso de alumínio.

A espessura da parede do tubo de aço pode ser maior ou igual a cerca de 8 mm e inferior ou igual a cerca de 35 mm. O tubo de aço pode ser tratado por meio da laminação a quente seguida de arrefecimento à temperatura ambiente, aquecendo a uma temperatura de cerca de 900°C ou acima, temperando a uma

12/76 variação de resfriamento maior ou igual a 20°C/s e revenindo a uma temperatura entre cerca de 680°C para cerca de 760°C para formar uma microestrutura tendo um tamanho de grão da austenita anterior de cerca de 20pm a cerca de 60 pm, um tamanho de pacote de aproximadamente 2pm a cerca de 6pm e cerca de 95% de martensita por volume ou maior, e cerca de 5% bainita inferior por volume ou menos. O tubo de aço pode ter uma resistência a escoamento (YS) entre cerca de 90 ksi (625 MPa) e cerca de 112 ksi (775 MPa) , uma resistência à tração (UTS) entre cerca de 100 ksi e aproximadamente 133 ksi (915 MPa) , alongamento não menor que cerca de 18% e relação YS/UTS não superior a cerca de 0,95.

Em uma outra concretização, pode ser fornecido um tubo de aço sem costura de grau 70 ksi (485 MPa). O tubo compreende:

uma composição de aço que inclua:

0, 10%	em	peso	a	0,13%	em	peso	de	carbono;
0,40%	em	peso	a	0,55%	em	peso	de	manganês;
0,20%	em	peso	a	0,35%	em	peso	de	silicone;

2,0% em peso a 2,5% em peso de cromo;

0,9% em peso a 1,1% em peso de molibdênio; e

0,001% em peso a 0,005% em peso de cálcio.

13/76 variação de resfriamento maior ou igual a 20°C/s e revenindo a uma temperatura entre cerca de 680°C para cerca de 760°C para formar uma microestrutura tendo um tamanho de grão da austenita anterior de cerca de 20pm a cerca de lOOprn, um tamanho de pacote de aproximadamente 4pm a cerca de 6pm e cerca de 60% de martensita por volume ou maior, e cerca de 40% bainita inferior por volume ou menos. O tubo de aço pode ter uma resistência a escoamento (YS) entre cerca de 70 ksi (485 MPa) e cerca de 92 ksi (635 MPa), uma resistência à tração (UTS) entre cerca de 83 ksi (570 MPa) e aproximadamente 110 ksi (760 MPa), alongamento não menor que cerca de 18% e relação YS/UTS não superior a cerca de 0,93.

BREVE DESCRIÇÃO DAS FIGURAS

Outros recursos e vantagens da invenção serão aparentes a partir da descrição seguinte tomada em relação com os desenhos que a acompanham.

A Figura 1 é um diagrama de fluxo esquemático ilustrando uma concretização de um método para fabricar tubos de aço;

A Figura 2 é uma concretização de um diagrama de transformação em arrefecimento continuo (CCT) para uma concretização de um aço da presente exposição;

A Figura 3 é uma micrografia óptica de um tubo temperado formado de acordo com as concretizações divulgadas usando-se um tempo de espera de cerca de 600 s. 0 tubo é entalhado para ilustrar os limites de grão de austenita anterior;

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As Figuras 4Ά e 4B são micrografias ópticas de um tubo com têmpera e revenido formado de acordo com as concretizações divulgadas usando-se um tempo de espera de cerca de 2.400 s. O tubo é entalhado para ilustrar os limites de grão de austenita

anterior.	(4A) Ampliação de 200x; (4B) Ampliação de lOOOx;
A Figura	5 é uma	micrografia	tomada por	microscopia
eletrônica	de	varredura	(SEM) usando	o sinal de	difração	de
elétrons	retroespalhados	(EBSD), ilustrando os	limites	com

orientação incorreta baixa e alta por volta do meio da parede do tubo da Figura 4;

A Figura 6 é um gráfico que ilustra a distribuição de intercepção de limites com ângulo de orientação incorreta superior a cerca de 45° para um aço formado de acordo com as concretizações divulgadas; e

A Figura 7 é uma micrografia óptica por volta do meio da parede do tubo temperado do exemplo comparativo do Exemplo 3.

DESCRIÇÃO DETALHADA

As concretizações da presente exposição fornecem composições de aço, barras tubulares (por exemplo, tubos) formadas usando composições de aço e os respectivos métodos de fabricação. As barras tubulares podem ser empregadas, por exemplo, como tubulações e risers para uso na indústria de petróleo e gás. Em algumas concretizações, as barras tubulares podem possuir espessuras de parede maiores ou iguais a cerca de 8 mm e inferiores a cerca de 35 mm, e uma microestrutura de

15/76 martensita e bainita inferior sem ferrita substancial, bainita superior ou bainita granular. Assim formadas, as barras tubulares podem dispor de uma resistência a escoamento mínima de cerca de 70 ksi (485 MPa), 80 ksi (555 MPa) e aproximadamente 90 ksi (625 MPa). Em outras concretizações, as barras tubulares podem possuir boa resistência a baixas temperaturas e resistência à fissura por corrosão sob tensão por sulfeto (CCD) e fissura induzida por hidrogênio (HIC), permitindo o uso de barras tubulares em ambientes ácidos. Pode-se entender, no entanto, que barras tubulares compõem um exemplo dos artigos de fabricação que podem ser formados de concretizações da presente exposição e não se deve, de nenhuma maneira, ser interpretado para limitar a aplicabilidade das concretizações divulgadas.

termo barra como usado neste documento é um termo amplo e inclui o seu significado ordinário de dicionário e também se refere a um membro geralmente oco, alongado, que pode ser reto ou ter dobras ou curvas e ser formado para um formato predeterminado, e qualquer outro formato necessário para proteger a barra tubular formada em sua localização pretendida. Ά barra pode ser tubular, tendo uma superfície exterior substancialmente circular e a superfície interna, embora outras formas e secções transversais sejam contempladas também. Neste documento, o termo tubular refere-se a qualquer forma alongada, oca, que não precisa ser circular ou cilíndrica.

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Os termos aproximadamente, cerca de e substancialmente, como usados neste documento, representam uma quantidade próxima ao montante declarado que ainda executa uma função desejada ou alcança um resultado desejado. Por exemplo, os termos aproximadamente, cerca de e substancialmente podem se referir a uma quantidade que esteja dentro de menos de 10%, dentro de menos de 5%, dentro de menos de 1%, dentro de menos de 0,1% e dentro de menos de 0,01% da quantidade declarada.

termo temperatura ambiente, como usado neste documento, tem seu sentido comum como conhecido por aqueles hábeis no estado da técnica e podem incluir temperaturas dentro do intervalo de cerca de 16°C (60° F) a cerca de 32°C (90° F).

Concretizações da presente exposição compreendem tubos de aço carbono de baixa liga e métodos de fabricação. Como discutido mais detalhadamente abaixo, através de uma combinação de composição de aço e tratamento térmico, pode ser conseguida uma microestrutura final que dá origem a propriedades mecânicas selecionadas de interesse, incluindo um ou mais do mínimo de resistência a escoamento, de resistência, de dureza e de resistência à corrosão, em tubos de espessura elevada de parede (por exemplo, WT maior ou igual a cerca de 8mm e inferior a cerca de 35mm).

A composição de aço da presente exposição pode incluir não só carbono (C), mas também manganês (Mn), silicone (Si), cromo

17/76 (Cr), níquel (Ni), molibdênio (Mo), vanádio (V), alumínio (Al), nitrogênio (N) e cálcio (Ca). Além disso, um ou mais dos seguintes elementos podem estar opcionalmente presentes e/ou adicionados também: tungstênio (W), nióbio (Nb), titânio (Ti), boro (B), zircônio (Zr) e tântalo (Ta). O restante da composição pode incluir ferro (Fe) e impurezas. Em determinadas concretizações, a concentração de impurezas pode ser reduzida a um montante tão baixo 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 incluir (em % de peso, a menos que especificado de outra forma):

Carbono dentro	do intervalo	entre	cerca	de	0,05%	a
aproximadamente	0,16%;
Manganês dentro do intervalo	entre	cerca	de	0,20%	a
aproximadamente	0,90%;
Silicone dentro do intervalo	entre	cerca	de	0,10%	a
aproximadamente	0,50%;
Cromo dentro	do intervalo	entre	cerca	de	1,20%	a
aproximadamente	2,60%;
Níquel dentro	do intervalo	entre	cerca	de	0,050%	a
aproximadamente	0,50%;
Molibdênio dentro do intervalo entre	cerca	de	0,80%	a

aproximadamente 1,20%;

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Tungstênio menor ou igual a cerca de 0,08%;

Nióbio menor ou igual a cerca de 0,030%;

Titânio menor ou	igual	a cerca de	0,020%;
Vanádio	dentro	do	intervalo	entre cerca	de	0,005% a
aproximadamente 0	,12%;
Alumínio	dentro	do	intervalo	entre cerca	de	0,008% a

aproximadamente 0,040%;

Nitrogênio dentro do	intervalo	entre cerca	de 0,0030% a
aproximadamente 0,012% Cobre menor ou igual a	f cerca de 0,	3%;
Enxofre menor ou igual	a cerca de	0,01%;
Fósforo menor ou igual	a cerca de	0,02%;
Cálcio dentro do	intervalo	entre cerca	de 0,001 a

aproximadamente 0,005%;

Boro menor ou igual a cerca de 00020%;

Arsênio menor ou igual a cerca de 0,020%;

Antimônio menor ou igual a cerca de 0,005%;

Estanho menor ou igual a cerca de 0,020%;

Zircônio menor ou igual a 0,030%;

Tântalo menor ou igual a 0,030%;

Bismuto inferior a cerca de 0,0050%;

Oxigênio inferior a cerca de 0,0030%; Hidrogênio menor ou igual a cerca de 0,00030%; e

O balanço da composição compreende ferro e impurezas.

As operações de tratamento térmico podem incluir têmpera e revenido (Q + T) . A operação de têmpera pode incluir o reaquecimento de um tubo a partir de cerca da temperatura ambiente após formar calor a uma temperatura que austenitize

19/76 o tubo seguido por uma rápida têmpera. Por exemplo, o tubo pode ser aquecido a uma temperatura compreendida entre aproximadamente 900°C a aproximadamente 1.060°C e mantido por volta da temperatura de austenitização para um tempo de imersão selecionado. Taxas de resfriamento durante a têmpera são selecionadas para se atingir uma variação de refrigeração selecionada por volta do meio da parede do tubo. Por exemplo, tubos podem ser arrefecidos para alcançar taxas de resfriamento maiores ou iguais a aproximadamente 20°C/s no meio da parede. Em outras concretizações, a variação de refrigeração pode ser maior ou igual a cerca de 40°C/s, conforme discutido mais detalhadamente abaixo.

A têmpera de tubos tendo um WT maior ou igual a cerca de 8mm e inferior a cerca de 35mm e a composição descrita acima podem promover a formação de uma percentagem de volume de martensita maior do que cerca de 60%, de preferência maior que cerca de 90% e mais de preferência maior que cerca de 95% dentro do tubo. Em determinadas concretizações, a microestrutura restante do tubo pode incluir bainita inferior, sem substancialmente ferrita, bainita superior ou bainita granular. Em outras concretizações, a microestrutura do tubo pode incluir substancialmente 100% martensita.

Na sequência das operações de têmpera, o tubo pode ser ainda submetido à revenimento. O revenimento pode ser efetuado a uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 680°C a cerca de 7 60 °C, dependendo da composição do aço e a resistência de escoamento de destino. Além da martensita e da bainita

20/76 inferior, a microestrutura pode ainda apresentar uma média de tamanho de grão da austenita anterior medido de acordo com ASTM E112 de entre cerca de 15pm para cerca de 100pm. A microestrutura também pode apresentar um tamanho de pacote médio de menos do que ou igual a cerca de 6pm, de preferência menor ou igual a aproximadamente 4pm, mais de preferência menor ou igual a aproximadamente 3pm. A microestrutura pode apresentar ainda precipitados finos de MX, M₂X, onde Μ = V, Mo, Nb e Cr, e X = C ou N tendo um diâmetro médio inferior ou igual a cerca de 40 nm e precipitados grosseiros do tipo M3C, M₆C, e M₂₃C₆ com diâmetro médio dentro do intervalo entre cerca de 80 a cerca de 400 nm.

Em uma concretização, um tubo de aço tendo um WT maior ou igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm e a composição e a microestrutura discutidas acima pode possuir as seguintes propriedades:

• Resistência a escoamento mínima (YS) = cerca de 70 ksi (485 MPa) (485 MPa) • Resistência a escoamento máxima = aproximadamente 102 ksi (705 MPa) (705 MPa) • Resistência à tração mínima (UTS) = aproximadamente 90 ksi (625 MPa) (625 MPa) • Resistência à tração máxima = cerca de 120 ksi (825 MPa) (825 MPa) • Alongamento de falha = superior a cerca de 20% • YS/UTS = menor que ou igual a aproximadamente 0,93

21/76

Em outra concretização, um aço tubo tendo um WT maior que ou igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm e a composição e a microestrutura discutidas acima pode possuir as seguintes propriedades:

• Resistência a escoamento mínima (YS) = cerca de 80 ksi (555 MPa) • Resistência a escoamento máxima = aproximadamente 102 ksi (705 MPa) • Resistência à tração mínima (UTS) = aproximadamente 90 ksi (625 MPa) • Resistência à tração máxima = cerca de 120 ksi (825 MPa) • Alongamento de falha = superior a cerca de 20% • YS/UTS - menor que ou igual a aproximadamente 0,93

Em outra concretização, um tubo de aço tendo um WT maior que ou igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm e a composição e a microestrutura discutidas acima pode possuir as seguintes propriedades:

• Resistência a escoamento mínima (YS) = cerca de 90 ksi (625

MPa) • Resistência a escoamento máxima = aproximadamente 112 ksi (775 MPa) • Resistência à tração mínima (UTS) = aproximadamente 100 ksi (695 MPa) • Resistência à tração máxima = cerca de 133 ksi (915 MPa) • Alongamento de falha = superior a cerca de 18% • YS/UTS = menor que ou igual a aproximadamente 0,95

22/76

Em cada uma das concretizações, o tubo formado pode, ainda, exibir as seguintes propriedades de impacto e dureza:

• Energia mínima de impacto (média/indivíduo a cerca de

-70°C):

- = aproximadamente	250	J / cerca	de	200 J	(para	graus
70 ksi (485 MPa) e 80 ksi	(555	MPa) )
- = aproximadamente	150	J / cerca	de	100 J	(para	grau

ksi (625 MPa)) • Área média de cisalhamento (CVN em aproximadamente -70°C;

ISO 148-1)

- = cerca de 80% mínimo • Dureza

- = aproximadamente 248 HV10 máximo (para graus 70 ksi (485 MPa) e 80 ksi (555 MPa))

- = aproximadamente 270 HV10 máximo (para grau 90 ksi (625 MPa) )

Em cada uma das concretizações acima, o tubo formado ainda pode apresentar a seguinte resistência à fissura por corrosão sob tensão por sulfeto (SSC) e à fissura induzida por hidrogênio (HIC) . O teste de SSC é realizado de acordo com a NACE TM 0177 usando-se a solução A com uma duração de ensaio de cerca de 720 horas. O teste HIC é conduzido de acordo com a NACE TM 0284-2003 Item 21215 usando-se a solução NACE A e 96 horas de duração do teste:

23/76

HIC:

• Razão do comprimento da fissura, CLR = menor ou igual a 5% • Razão da espessura da fissura, CTR = menor ou igual a 1% • Razão da sensibilidade da fissura, CSR = menor ou igual a

0,2%

SSE:

• Tempo de falha a 90% da mínima resistência a escoamento especificada = para graus 70 ksi (485 MPa) e 80 ksi (555 MPa), maior do que cerca de 720 horas • Tempo de falha a 72% da minima resistência a escoamento especificada = para grau 90 ksi (625 MPa), maior do que cerca de 720 horas

Com referência à Figura 1, é mostrado um diagrama de fluxo que ilustra uma concretização de um método 100 para a fabricação de barras tubulares. O método 100 inclui operações para se fazer aço 102, operações de conformação quente 104, operações de tratamento térmico 106, que podem incluir austenitização 106A, têmpera 106, revenimento 106C e operações de acabamento 110. Pode-se entender que o método 100 pode incluir mais ou menos operações e as operações podem ser realizadas em uma ordem diferente da que foi ilustrada na Figura 1, conforme necessário.

A operação 102 do método 100 preferencialmente compreende a fabricação do aço e a produção de um tarugo de metal sólido capaz de ser perfurado e rolado para formar uma barra tubular

24/76 metálica. Em outras concretizações, sucata de aço selecionada, ferro fundido e esponja ferro podem ser empregados para preparar a matéria-prima para a composição do aço. Pode-se entender que, no entanto, outras fontes de ferro e/ou aço podem ser empregadas para a preparação da composição aço.

A produção primária de aço pode ser realizada usando-se um forno de arco elétrico para derreter o aço, diminuir o fósforo e outras impurezas, e atingir uma temperatura selecionada. Fundição e desoxidação, e adição de elementos de liga podem ainda ser realizadas.

Um dos principais objetivos do processo de produção de aço é refinar o ferro pela remoção de impurezas. Em especial, enxofre e fósforo são prejudiciais para o aço porque eles degradam as propriedades mecânicas do aço. Em uma concretização, a produção secundária de aço pode ser realizada em um forno de panela e uma estação de rebarbamento após a

produção primária de aço para executar etapas purificação.	especificas	de
Durante	essas	operações,	conteúdos de	enxofre muito
baixos podem	ser alcançados	dentro do aço,	tratamento	de
inclusão de	cálcio	é executado e flotação	de inclusão	é

executada. Em uma concretização, flotação de inclusão pode ser efetuada por borbulhamento de gases inertes no forno de panela para forçar inclusões e impurezas a flutuarem. Essa técnica produz um fluido de escória capaz de absorver impurezas e inclusões. Dessa forma, pode ser fornecido um aço de alta

25/76 qualidade contendo a composição desejada com um teor baixo de inclusão.

A Tabela 1 ilustra concretizações da composição de aço em porcentagem de massa (% em peso), a menos que indicado de outra maneira.

Tabela 1 - Variações de composição do aço

	Faixa de composições
	Geral	Preferida	Mais preferidalQ
Elemento	Mínimo	Máximo	Mínimo	Máximo	Mínimo	Máximo
C	0, 05	0, 16	0,07	0, 14	0, 08	0,12
Mn	0,20	0,90	0,30	0, 60	0,30	0,50
Si	0, 10	0,50	0,10	0,40	0,10	0,25
Cr	1,20	2,60	1, 80	2,50	2,10	2,40
Ni	0,05	0,50	0, 05	0,20	0, 05	0,20
Mo	0, 80	1,20	0,90	1,10	0,95	1,10
W	0, 00	0,80	0,00	0, 60	0, 00	0,30
Nb	0, 000	0,030	0,000	0,015	0, 000	0, 010
Ti	0, 000	0, 020	0, 000	0, 010	0, 000	0,01-p_s
V	0, 005	0,12	0,050	0,10	0, 050	0, 07
Al	0, 008	0,040	0, 010	0,030	0, 015	0,025
N	0,0030	0,0120	0,0030	0,0100	0,0030	0,0080
Cu	0, 00	0,30	0, 00	0,20	0, 00	0,15
S	0, 000	0, 010	0,000	0, 005	0,000	0,003
P	0,000	0,020	0,000	0,012	0, 000	0,010
Ca	0,0010	0,0050	0,0010	0,0030	0,0015	0,0030
B	0,0000	0,0050	0,0005	0,0012	0,0008	0,0014
As	0, 000	0,020	0,000	0,015	0,000	0,015
Sb	0,0000	0,0050	0,0000	0,0050	0,0000	0,00¾¾
Sn	0, 000	0, 020	0,000	0, 015	0, 000	0,01¾°
Zr	0, 000	0, 030	0, 000	0, 015	0, 000	0, 010
Ta	0,000	0, 030	0,000	0, 015	0,000	0,010
Bi	0,0000	0,0050	0,0000	0,0050	0,0000	0,0050
0	0, 000	0,0030	0,000	0,0020	0, 000	0,0015
H	0,0000	0,00030	0,0000	0,00025	0, 0	0,00020

0 carbono (C) é um elemento cuja adição à composição de aço pode aumentar, de forma barata, a força do aço e refinar a microestrutura, reduzindo as temperaturas de transformação. Em uma concretização, se o conteúdo de C da composição de aço é inferior a cerca de 0,05%, pode ser difícil em algumas

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concretizações obter a intensidade desejada nos artigos de fabricação, em especial produtos tubulares. Por outro lado, em outras concretizações, se a composição de aço tem um teor de C superior a cerca de 0,16%, em algumas concretizações, a resistência é prejudicada e pode diminuir a soldabilidade, tornando mais difícil e caro qualquer processo de soldagem se a junção não é executada por articulações de filamentos. Além disso, o risco de desenvolver rachaduras de têmpera em aços com alta temperabilidade aumenta com o teor de carbono. Portanto, em uma concretização, o teor de C da composição aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 0,05% a cerca de 0,16%, de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,07% a cerca de 0,14% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,08% a cerca de 0,12%.

0 manganês	(Mn)	é	um elemento cuja adição	para	a
composição de	aço	pode	ser eficaz para	aumentar	a
temperabilidade,	a	força	e a dureza do aço.	Em	uma
concretização, se o	teor	de Mn da composição	de	aço	for
inferior a cerca de	0,20	%, pode ser difícil,	em	algumas
cocnretízações,	obter	a	resistência desejada	no	aço.	No

entanto, em outra concretização, se o teor de Mn exceder cerca de 0,90%, em algumas concretizações, estruturas de bandas podem tornar-se acentuadas em algumas concretizações e podem diminuir a dureza e resistência HIC/SSC. Portanto, em uma concretização, o teor de Mn da composição de aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 0,20% a cerca de 0,90%, de preferência dentro do intervalo entre cerca de

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0,30% a cerca de 0,60% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,30% a cerca de 0,50%.

O silicone (Si) é um elemento cuja adição para a composição de aço pode ter um efeito de desoxidação durante o processo de fabricação de aço e pode, também, aumentar a resistência do aço (por exemplo, reforçar a solução sólida). Em uma concretização, se o teor de Si da composição de aço for inferior a cerca de 0,10%, o aço, em algumas concretizações, pode ser pobremente desoxidado durante o processo de produção de aço e apresentar um elevado nível de microinclusões.

Em outra concretização, se o teor de

Si da composição de aço exceder cerca de

0,50%, tanto resistência quanto conformabilidade do aço podem diminuir em algumas concretizações.

teor de

Si dentro da composição de aço superior a cerca de 0,5% também é reconhecido para ter um efeito negativo na qualidade da superfície quando o aço é processado em altas temperaturas (por exemplo, temperaturas superiores a cerca de 1.000 °C) em atmosferas oxidantes, pois a aderência (escala) de óxido superficial é aumentada devido à formação de faialita e o risco de defeito de superfície é maior. Portanto, em uma concretização, o teor de Si da composição de aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 0,10% a cerca de 0,50%, de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,10% a cerca de 0,40% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,10% a cerca de 0,25%.

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O cromo (Cr) é um elemento cuja adição para a composição de aço pode aumentar a temperabilidade, diminuir as temperaturas de transformação e aumentar a resistência ao revenimento do aço. Por conseguinte, a adição de Cr para composições de aço pode ser desejável para alcançar altos niveis de resistência e dureza. Em uma concretização, se o teor de Cr da composição de aço for inferior a cerca de 1,2%, pode ser difícil obter resistência e dureza desejadas 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 dureza pode diminuir devido à maior precipitação de carbonetos grosseiros nos limites de grão em algumas concretizações. Além disso, a soldabilidade do aço resultante pode ser reduzida, tornando o processo de soldagem mais difícil e caro, se a união não for executada por juntas de rosca. Portanto, em uma concretização, o teor de Cr da composição de aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 1,2% a cerca de dentro do a 2,5% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 2,1% a cerca de 2,4%.

O níquel (Ni) é um elemento cuja adição para a composição de aço pode aumentar a resistência e a dureza do aço. No entanto, em uma concretização, quando a adição de Ni excede cerca de 0,5%, um efeito negativo na escala de aderência tem sido observado, com maior risco de formação de defeitos da superfície. Também, em outras concretizações, o teor de Ni dentro da composição de aço superior a cerca de 1% é reconhecido para ter um efeito prejudicial sobre a fissura por

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corrosão sob tensão por sulfeto. Portanto, em uma concretização, o teor de Ni da composição de aço pode variar dentro do intervalo entre cerca de 0,05% a cerca de 0,5%, mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,05% a cerca de 0,2%.

O molibdênio (Mo) é um elemento cuja adição à composição de aço pode melhorar a temperabilidade e o endurecimento por solução sólida e precipitação fina. 0 Mo pode auxiliar no retardamento do amolecimento durante a têmpera, promovendo a formação de precipitados de MC e M2C muito finos. Essas partículas podem ser substancialmente uniformemente distribuídas na matriz e podem, também, atuar como armadilhas benéficas de hidrogênio, retardando a difusão atômica de hidrogênio para as armadilhas perigosas, geralmente em limites de grão, que se comportam como locais de nucleação de quebras. O Mo também reduz a segregação de fósforo para limites de grão, melhorando a resistência à fratura intergranular, com efeitos benéficos também na resistência de SSC porque aços de alta resistência que sofrem a fragilização por hidrogênio apresentam uma morfologia de fratura intergranular. Portanto, ao aumentar o teor de Mo da composição de aço, a resistência desejada pode ser alcançada em temperaturas mais altas de têmpera, que promovem a melhoria dos níveis de dureza. Em uma concretização, a fim de exercer seu efeito, o teor de Mo da composição de aço pode ser maior ou igual a cerca de 0,80%. No entanto, em outras concretizações, quando o teor de Mo dentro da composição de aço é superior a cerca de 1,2%, é de se notar um efeito de saturação na temperabilidade e a soldabilidade

30/76 pode ser reduzida. Como Mo de ligas de ferro é caro, em uma concretização, o teor de Mo da composição de aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 0,8 a cerca de 1,2%, de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,9% a cerca de 1,1% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,95% a cerca de 1,1%.

O tungstênio (W) é um elemento cuja adição para a composição de aço é opcional e pode aumentar a resistência à temperatura ambiente ou a temperaturas elevadas, formando o carboneto de tungstênio que desenvolve endurecimento secundário. O W é, de preferência, adicionado quando é necessária a utilização de aço em altas temperaturas. O comportamento de W é semelhante ao de Mo em termos de temperabilidade, mas sua eficácia é cerca de metade da do Mo. O tungstênio reduz a oxidação do aço e, consequentemente, menos escamas são formadas durante os processos de reaquecimento a altas temperaturas. No entanto, como seu custo é muito elevado, em uma concretização, o teor de W da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,8%.

nióbio (Nb) é um elemento cuja adição para a composição de aço é opcional e pode ser fornecida para poder formar carbonetos e nitretos e pode ser ainda mais usada para refinar o tamanho do grão de austenita durante a laminação a quente e o reaquecimento antes da têmpera. No entanto, o Nb não é necessário em concretizações da presente composição de aço para refinar os grãos de austenita como uma estrutura de

31/76 martensita predominante é formada e um pacote fino é formado mesmo no caso de grãos de austenita grosseira quando baixas temperaturas de transformação são promovidas através de um equilíbrio adequado de outros elementos químicos, tais como Cr, Mo e C. Os precipitados de Nb como carbonitreto podem aumentar a resistência do aço pelo endurecimento da partícula de dispersão. Essas partículas finas e redondas podem ser substancialmente uniformemente distribuídas na matriz e também atuam como armadilhas de hidrogênio, vantajosamente retardando a difusão atômica de hidrogênio para as armadilhas perigosas, geralmente em limites de grão, que se comportam como locais de nucleação de quebras. Em uma concretização, se o teor de Nb da composição de aço é superior a cerca de 0,030%, uma distribuição grosseira de precipitado que diminua a dureza pode ser formada. Portanto, em uma concretização, o teor de Nb da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,030%, de preferência igual ou inferior a cerca de 0,015% e mais preferência menor ou igual a 0,01%.

O titânio (Ti) é um elemento cuja adição para a composição de aço é opcional e pode ser fornecida para refinar o tamanho do grão de austenita em processos de alta temperatura, formando nitretos e carbonitretos. No entanto, ele não é necessário em concretizações da presente composição de aço, exceto quando ele é usado para proteger o boro que permanece na solução sólida melhorando a temperabilidade, especialmente no caso de tubos com espessura de parede superior a 25 mm. Por exemplo, o Ti liga-se ao nitrogênio e evita a formação de BN. Além disso, em algumas concretizações, quando o Ti está

32/76 presente em concentrações superiores a cerca de 0,02%, partículas grossas de TiN que diminuam a dureza podem ser formadas. Nesse sentido, em uma concretização, o teor de Ti da composição de aço pode ser menor ou igual a aproximadamente

0,02% e mais preferencialmente menor ou igual a cerca de 0,01% quando o boro é inferior a cerca de 0,0010%.

O vanádio (V) é um elemento cuja adição à composição de aço pode aumentar a resistência por precipitação de carbonitrato durante a têmpera.

Essas partículas finas e redondas podem também ser substancialmente uniformemente distribuídas dentro da matriz e atuam como armadilhas benéficas de hidrogênio. Em uma concretização, se o teor de V for inferior a cerca de 0,05%, pode ser, em algumas concretizações, difícel de se obter a resistência desejada. No entanto, em outra concretização, se o teor de V da composição de aço é superior a 0,12%, uma grande fração de volume de partículas de carboneto de vanádio pode ser formada com subsequente redução na dureza. Portanto, em determinadas concretizações, o teor de V da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,12%, de preferência dentro do intervalo entre cerca de

0,05% a cerca de 0,10% e de preferência mais dentro do intervalo entre cerca de 0,05% a cerca de 0,07%.

O alumínio (Al) é um elemento cuja adição para a composição de aço tem um efeito desoxidante durante o processo de fabricação de aço e pode refinar o grão de aço. Em uma concretização, se o teor de Al da composição de aço e mais

33/76 elevado do que cerca de 0,040%, precipitados grosseiros da A1N que diminuam a dureza e/ou óxidos ricos em Al (por exemplo, inclusões não metálicas) que diminuam o HIC e a resistência SSC. Nesse sentido, em uma concretização, o teor de Al da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,04%, de preferência menor ou igual a aproximadamente 0,03% e mais de preferência menor ou igual a cerca de 0,025%.

O nitrogênio (N) é um elemento cujo teor dentro da composição de aço é, de preferência, selecionado para ser maior ou igual a cerca de 0,0030%, em uma concretização, a fim de formar carbonitretos de V, Nb, Mo e Ti. No entanto, em outras concretizações, se o teor de N da composição de aço excede cerca de 0,0120%, a dureza do aço pode ser degradada. Portanto, o teor de N da composição de aço pode ser selecionado dentro do intervalo entre cerca de 0,0030% a cerca de 0,0120%, preferencialmente dentro do intervalo entre aproximadamente 0,0030% a cerca de 0,0100% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,0030% a cerca de 0,0080%.

O cobre (Cu) é um elemento de impureza que não é necessário em concretizações da composição de aço. No entanto, dependendo do processo de fabricação, a presença de Cu pode ser inevitável. Portanto, o teor de Cu dentro da composição de aço pode ser limitado a tão baixo quanto possível. Por exemplo, em uma concretização, o teor de Cu da composição de aço pode ser menor ou igual a cerca de 0,3%, de preferência

menor ou igual a aproximadamente 0,20% e mais de preferência menor ou igual a cerca 0,15 %.

O enxofre (S) é um elemento de impureza que pode diminuir a dureza e a 'trabalhabilidade' do aço, bem como a resistência HIC/SSC. Por conseguinte, o teor de S da composição de aço, em algumas concretizações, pode ser mantido o mais baixo possível. Por exemplo, em uma concretizações, o teor de S da composição de aço pode ser menor ou igual a cerca de 0,01%, de preferência menor ou igual a aproximadamente 0,005% e mais de preferência menor ou igual a cerca de 0,003%.

O fósforo (P) é um elemento de impureza que pode provocar a diminuição da dureza e da resistência a HIC/SSC de aço de alta resistência. Nesse sentido, o teor de P da composição de aço, em algumas concretizações, pode ser mantido o mais baixo possível. Por exemplo, em uma concretização, o teor de P da composição de aço pode ser menor ou igual a cerca de 0,02%, de preferência menor ou igual a aproximadamente 0,012% e mais de preferência menor ou igual a cerca 0,010%.

O cálcio (Ca) é um elemento cuja adição para a composição de aço pode ajudar com o controle do formato de inclusões e aprimoramento da resistência a HIC formando sulfetos finos e substancialmente redondos. Em uma concretização, a fim de fornecer esses benefícios, o teor de Ca da composição de aço pode ser selecionado para ser maior ou igual a cerca de 0,0010% quando o teor de enxofre da composição de aço é superior a cerca de 0,0020%. No entanto, em outras

35/76 concretizações, se o teor de Ca da composição de aço exceder 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 ao HIC e a SSC. Nesse sentido, em determinadas concretizações, o teor máximo de Ca da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,0050% e mais de preferência menor ou igual a cerca de 0,0030%, enquanto o teor minimo de Ca pode ser selecionado para ser maior ou igual a cerca de 0,0010%, e mais preferivelmente a uma maior ou igual a cerca de 0,0015%.

O boro (B) é um elemento cuja adição para a composição de aço é opcional e pode ser fornecida para melhorar a temperabilidade do aço. O B pode ser usado para inibir a formação de ferrita. Em uma concretização, o limite inferior do teor de B da composição de aço para fornecer esses efeitos benéficos pode ser cerca de 0,0005%, enquanto os efeitos benéficos podem ser saturados com o teor de boro superior a cerca de 0,0020%. Portanto, em concretizações selecionadas, o teor de B da composição de aço pode variar dentro do intervalo entre aproximadamente 0 a 0,0020%, mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,0005 a aproximadamente 0,0012% e mais de preferência dentro do intervalo entre cerca de 0,0008 a cerca de 0,0014%.

O arsênio (As), o estanho (Sn) , o antimônio (Sb) e o bismuto (Bi) são elementos de impureza que não são necessários em concretizações da composição de aço. No entanto, dependendo

36/76 do processo de fabricação, a presença desses elementos de impureza pode ser inevitável. Portanto, os teores de As e Sn dentro da composição de aço podem ser selecionados para serem menores ou iguais a cerca de 0,020% e mais de preferência menores ou iguais a cerca de 0,015%. Os teores de Sb e Bi podem ser selecionados para serem menores ou iguais a cerca de 0,0050%.

O zircônio (Zr) e o tântalo (Ta) são elementos que atuam como fortes formadores de carboneto e nitreto, semelhantes ao Nb e ao Ti. Esses elementos podem ser opcionalmente adicionados à composição de aço, já que eles não são necessários em concretizações da presente composição de aço para refinar os grãos de austenita. Os carbonitretos finos de Zr e Ta podem aumentar a resistência do aço pelo endurecimento da particula de dispersão e podem, também, atuar como armadilhas benéficas de hidrogênio, retardando a difusão atômica de hidrogênio em direção às armadilhas perigosas. Em uma concretização, se o teor de Zr ou de Ta é maior ou igual a cerca de 0,030%, pode ser formada uma distribuição de precipitado grosseiro que pode comprometer a dureza do aço. O zircônio também atua como um elemento de desoxidação em aço e combina com o enxofre, no entanto, como adição ao aço para promover inclusões não metálicas globulares, Ca é preferido. Portanto, o teor de Zr e Ta dentro da composição de aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de 0,03%.

teor total de oxigênio (O) da composição de aço é a soma do oxigênio solúvel e oxigênio nas inclusões não metálicas

37/76 (óxidos) . Como isso é praticamente o teor de oxigênio nos óxidos em um aço bem-desoxidado, um teor de oxigênio que seja demasiado elevado significa uma fração elevada de volume de inclusões não metálicas e menos resistência ao HIC e SSC.

Nesse sentido, em uma concretização, o teor de oxigênio do aço pode ser selecionado para ser menor ou igual a cerca de

0,0030%, de preferência menor ou igual a aproximadamente

0,0020% e mais de preferência menor ou igual a cerca de

0,0015%.

Após a produção de escória fluida contendo uma composição conforme descrito acima, o aço pode ser convertido em um tarugo sólido redondo de diâmetro substancialmente uniforme ao longo do eixo de aço. Por exemplo, tarugos redondos tendo diâmetro dentro do intervalo entre aproximadamente 330 mm a cerca de 420 mm podem ser produzidos dessa maneira.

O tarugo assim fabricado pode ser formado em uma barra tubular através de processos de formação a quente 104. Em uma concretização, um tarugo sólido, cilíndrico de aço limpo pode ser aquecido a uma temperatura de cerca de 1.200°C a 1.340°C, de preferência cerca de 1.280°C. Por exemplo, o tarugo pode ser reaquecido por um forno de soleira rotativa. O tarugo pode ser ainda sujeito a um laminador. Dentro do laminador, o tarugo pode ser perfurado, em determinadas concretizações preferidas utilizando-se o processo de Manessmann, laminação a quente é usada para reduzir substancialmente diâmetro externo e a espessura da parede do tubo, enquanto o comprimento é aumentado substancialmente. Em determinadas

38/76 concretizações, o processo de Manessmann pode ser executado em temperaturas dentro do intervalo entre cerca de 1.200°C a cerca de 1.280°C. As barras ocas obtidas podem ser ainda laminadas a quente em temperaturas dentro do intervalo entre cerca de 1.000°C a cerca de 1.200°C em um laminador contínuo de mandril retido. O exato dimensionamento pode ser feito por um laminador de dimensionamento e os tubos sem costura arrefecidos no ar por volta da temperatura ambiente em um leito de resfriamento. Por exemplo, tubos com diâmetro externo (OD) dentro do intervalo entre cerca de 6 polegadas a cerca de 16 polegadas podem ser formados dessa maneira.

Após a laminagem, os tubos podem ser aquecidos em linha, sem arrefecimento à temperatura ambiente, por um forno intermediário para fazer a tomada de temperatura mais uniforme, e o exato dimensionamento pode ser feito por um laminador de dimensionamento. Posteriormente, os tubos sem costura podem ser arrefecidos no ar até a temperatura ambiente em um leito de resfriamento. No caso de um tubo tendo um OD final superior a cerca de 16 polegadas, os tubos produzidos pelo laminador de dimensionamento médio podem ser processados por um laminador de expansão rotativo. Por exemplo, tubos de tamanho médio podem ser reaquecidos por um forno de grelha rotativa para uma temperatura dentro intervalo entre aproximadamente 1.150°C a cerca de 1.250°C, expandido para o diâmetro desejado pelo laminador expansor à temperatura dentro do intervalo entre cerca de 1.100°C a cerca de 1.200°C, e reaquecido em linha antes do dimensionamento final.

39/76

Em um exemplo não limitante, uma barra sólida pode ser formada a quente, como discutido acima, em um tubo que possui um diâmetro externo dentro do intervalo entre cerca de 6 polegadas a cerca de 16 polegadas e uma espessura de parede maior ou igual a cerca de 8 mm e inferior a cerca de 35 mm.

A microestrutura final do tubo formado pode ser determinada pela composição do aço fornecido em operação 102 e pelos tratamentos térmicos realizados em operações 106. A composição e a microestrutura, em volta, podem dar origem às propriedades do tubo formado.

Em uma concretização, a promoção da formação de martensita pode refinar tamanho das regiões resistência separadas orientação o tamanho do

por	limites de	alto
à	propagação	de
incorreta, maior	será

ângulo quebras;

a que oferecem maior quanto maior for energia que uma rachadura exigirá para cruzar a fronteira) melhorar a dureza do tubo de aço para uma dada resistência a escoamento.

Aumentar a quantidade de martensita em tubos com têmpera ainda pode autorizar a utilização de temperaturas de revenimento superiores para um determinado nivel de resistência. Em outras concretizações, níveis alcançados para uma substituindo-se bainita mais altos de resistência podem ser dada temperatura de revenimento por martensita no tubo com têmpera.

Portanto, em uma concretização, é um objetivo do método alcançar uma microestrutura predominantemente martensítica a temperaturas relativamente reboques (por exemplo, a transformação da austenita a temperaturas menores ou iguais a

40/76 cerca de 450°C).

Em uma martensitica pode incluir uma porcentagem de volume de martensita maior ou igual cerca de 60%. Em outras concretizações, percentagem de volume de martensita pode ser maior ou igual cerca de 90%.

Em outras cocnretizações, percentagem de volume de martensita pode ser maior ou igual cerca de 95%.

Em outra concretização, a temperabilidade do aço, capacidade relativa de o aço formar martensita quando passado por têmpera, pode ser melhorada através da composição e da microestrutura. Em um aspecto, a adição de elementos como Cr e

Mo é eficaz na redução da temperatura de transformação de martensita e bainita e aumenta a resistência ao revenido. Vantajosamente, uma temperatura de revenimento mais elevada pode, em seguida, ser usada para atingir um determinado nível de resistência (por exemplo, resistência a escoamento). Em outro aspecto, um tamanho de grão de austenita relativamente grosso (por exemplo, cerca de 15pm a cerca de 100 pm) pode melhorar a temperabilidade.

Em uma outra concretização, a resistência do aço à fissura por corrosão sob tensão por sulfeto (SSC) pode ser melhorada através da composição e da microestrutura. Em um aspecto, a SSC pode ser melhorada pelo maior teor de martensita dentro do tubo. Em outro aspecto, o revenimento a temperaturas muito elevadas pode melhorar o SSC do tubo, como discutido mais detalhadamente abaixo.

41/76

A fim de promover a formação de martensita a temperaturas menores ou iguais a cerca de 450°C, a composição de aço pode ainda satisfazer a Equação 1, onde são dadas as quantidades de cada elemento em % em peso:

60% de C + % de Mo + 1,7% de Cr > 10 Eq. 1

Se uma quantidade significativa de bainita (por exemplo, menor que cerca de 40% do volume) está presente após a têmpera, a temperatura na qual a bainita se forma deve ser menor ou igual a cerca de 540 °C para promover um pacote relativamente fino, sem substancialmente bainita superior ou bainita granular (uma mistura de ferrita deslocada bainitica e ilhas de alta martensita de C e de austenita retida).

A fim de promover a formação de bainita a uma temperatura inferior ou igual a cerca de 540°C (por exemplo, bainita inferior) , a composição de aço pode, além disso, satisfazer a Equação 2, onde são dadas as quantidades de cada elemento em % em peso:

60% de C + 41% de Mo + 34% de Cr > 70 Eq. 2

A Figura 2 ilustra um diagrama de transformação em arrefecimento continuo (CCT) de um aço com composição dentro dos intervalos ilustrado na Tabela 1 gerados por dilatometria. A Figura 2 indica que, mesmo em caso de elevado teor de Cr e Mo, a fim de evitar substancialmente a formação de ferrita e ter uma quantidade de martensita maior ou igual a cerca de 50%

42/76 em volume, um tamanho de grão de austenita médio anterior (AGS) maior do que cerca de 20pm e uma taxa de resfriamento maior ou igual a cerca de 20°C/s podem ser empregados. Além disso, para fornecer uma microestrutura de aproximadamente 100% de martensita, uma taxa de arrefecimento maior ou igual a cerca de 40°C/s pode ser empregada.

Notavelmente, a normalização (por exemplo, austenitização seguida de resfriamento no ar calmo) pode não atingir a microestrutura desejada de martensita porque as taxas de resfriamento médias tipicas entre cerca de 800°C e 500°C para tubos com parede de espessura entre cerca de 8 mm e cerca de 35 mm são inferiores a cerca de 5°C/s. A têmpera de água pode ser empregada para se alcançarem as taxas de resfriamento desejadas a aproximadamente o meio da parede do tubo e formarem martensita e bainita inferior a temperaturas inferiores a cerca de 450°C e cerca de 540°C, respectivamente. Portanto, os tubos como laminados podem ser reaquecidos em um forno e têmpera de água em operação de têmpera 106A depois de o resfriamento do ar a partir da laminação a quente. Por exemplo, em uma concretização das operações de austenitização 106A, as temperaturas das zonas do forno podem ser selecionadas de modo a permitirem que o tubo atinja a temperatura de austenitização de destino com uma tolerância inferior a cerca de +/- 20°C. A temperaturas de austenitização de destino podem ser selecionadas dentro do intervalo entre cerca de 900°C até cerca de 1.060°C. A taxa de aquecimento pode ser selecionada dentro do intervalo entre cerca de 0,l°C/s a cerca de 0,30°C/s. O tempo de imersão, o tempo

43/76 partir de quando o tubo atinge a temperatura final de destino menos cerca de 10°C e a saída do forno podem ser selecionados dentro do intervalo entre cerca de

300 s a cerca de 3.600 s.

As temperaturas de austenitização os tempos de retenção podem ser selecionados dependendo da composição química, da espessura da parede e do tamanho desej ado de grão da austenita.

À saída do forno, o tubo pode ser descarnado para remover o óxido da superfície e é movido rapidamente para um sistema de têmpera de água.

Nas operações de têmpera 106B, o arrefecimento interno e externo pode ser empregado para alcançar as taxas de resfriamento desejadas por volta do meio da parede do tubo (por exemplo, maior do que cerca de 20°C/s). Como discutido acima, taxas de resfriamento dentro desse intervalo podem promover a formação de uma porcentagem de volume de martensita maior do que cerca de 60%, de preferência maior que cerca de 90% e mais de preferência maior que cerca de 95%. A microestrutura restante pode incluir bainita inferior, (ou seja, bainita ventilada a temperaturas inferiores a cerca de 540°C com uma morfologia típica, incluindo precipitação fina dentro das ripas de bainita, sem precipitados grosseiros nos limites da ripa, como no caso da bainita superior, que geralmente é formada a temperaturas superiores a cerca de 540°C).

Em uma concretização, a têmpera da água das operações de têmpera 106B pode ser executada mergulhando-se o tubo em um tanque contendo água agitada. O tubo pode ser girado

44/76 rapidamente durante a têmpera para fazer a transferência de calor elevada e uniforme e evitar a distorção do tubo. Além disso, a fim de remover o vapor desenvolvido dentro do tubo, um jato de água interno pode também ser empregado.

Em determinadas concretizações, a temperatura da água pode não ser superior cerca de 40°C, de preferência inferior a cerca de 30°C durante as operações de têmpera 106B.

Após as operações de têmpera 106B, o tubo pode ser introduzido em outro forno para as operações de têmpera 106C. Em determinadas concretizações, a temperatura de revenimento pode ser selecionada para ser suficientemente alta de modo a produzir uma matriz de relativamente baixa densidade de deslocamento e mais carbonetos com uma forma substancialmente redonda (isto é, um grau mais elevado de esferoidização). Essa esferoidização melhora a resistência de impacto dos tubos, como carbonetos em forma de agulha em limites de ripas e grãos podem fornecer caminhos de quebra mais fáceis.

A têmpera da martensita em temperaturas suficientemente altas para produzir carbonetos dispersos mais esféricos pode promover rachaduras transgranulares e melhorar resistência de SSC. A propagação de rachadura pode ser mais lenta em aços que possuam um elevado número de locais de armadilhas de hidrogênio, e precipitados finos dispersos tendo morfologias esféricas dão melhores resultados.

45/76

Ventilando-se uma microestrutura incluindo martensita temperada, ao contrário de uma microestrutura revestida (por exemplo, ferrita-perlitica ou ferrita bainita), a resistência de HIC de tubo de aço pode ser incrementada.

Em uma concretização, ser selecionada dentro do temperatura de revenimento pode intervalo entre cerca de 680°C cerca de 760°C, dependendo da composição quimica do aço e da resistência a escoamento.

As tolerâncias para a temperatura de revenimento selecionada podem estar dentro do intervalo de cerca de ±15°C. O tubo pode ser aquecido a uma taxa entre cerca de

0,l°C/s a cerca de 0,3°C/s para temperatura de têmpera selecionada. O tubo pode ser ainda mantido temperatura de revenimento selecionada para um periodo de tempo dentro do intervalo entre aproximadamente 600 s a cerca de 4.800 s.

Notavelmente, o tamanho do pacote não é significativamente influenciado pelas operações de têmpera 106C. No entanto, o tamanho de pacote pode diminuir com a redução da temperatura em que transforma a austenita. Em aços de baixo teor de carbono tradicionais com carbono equivalentes inferiores sobre 0,43%, a bainita temperada pode mostrar um tamanho de pacote grosseiro (por exemplo, 7-12 m) em comparação com aquele da martensita temperada dentro da aplicação imediata (por exemplo, menor ou igual a aproximadamente 6 pm, tais como de dentro do intervalo de cerca de 6 pm a cerca de 2 pm).

46/76

O tamanho do pacote de martensita é quase independente do tamanho de grão da austenita média e pode permanecer fino (por exemplo, uma média de tamanho menor do que ou igual a aproximadamente 6 pm) mesmo em caso de tamanho de grão da austenita média relativamente grosso (por exemplo, 15 pm ou 20 pm a cerca de 100 pm). As operações de acabamento 110 podem incluir, mas não estão limitadas a, operações de dobrar e desempenar. O desempeno pode ser executado em temperaturas abaixo de por volta da temperatura de revenimento e acima de cerca de 450°C.

Em uma concretização, a flexão pode ser realizada por dobra por indução quente. A dobra por indução quente é um processo de deformação a quente que se concentra em uma zona restrita, conhecida como fita quente, que é definida por uma bobina de indução (por exemplo, um anel de aquecimento) e um anel de revenimento que espirra água da superfície exterior da estrutura a ser dobrada. Um tubo reto (mãe) é empurrado de suas costas enquanto a frente do tubo está presa a um braço restringido para descrever um caminho circular. Essa restrição provoca um momento de dobra em toda a estrutura, mas o tubo é plasticamente deformado de maneira substancial apenas dentro da correspondência da fita quente. O anel de revenimento, portanto, desempenha duas funções simultâneas: definir a zona sob deformação plástica e revenir em linha a flexão a quente.

O diâmetro tanto dos anéis de aquecimento quanto de têmpera é de cerca de 20 mm a cerca de 60 mm maior que o diâmetro externo (OD) do tubo mãe. A temperatura de dobra

47/76 tanto na superfície exterior quanto na interior do tubo pode ser continuamente medida por pirômetros.

Na fabricação convencional de tubo, as dobras podem estar sujeitas a um tratamento para aliviar a tensão após dobrarem e passarem por têmpera em linha, que inclui o aquecimento e a manutenção da curva a uma temperatura relativamente baixa para alcançar as propriedades mecânicas finais. No entanto, é reconhecido que as operações de têmpera em linha e as para aliviar a tensão realizadas durante as operações de acabamento 110 podem produzir uma microestrutura diferente da obtida a partir das operações de têmpera fora de linha [off-line] e revenimento 106B, 106C. Portanto, em uma concretização da exposição, um tratamento de têmpera fora de linha e revenimento pode ser realizado, semelhante ao discutido acima nas operações 106B, 106C, a fim de regenerar substancialmente a microestrutura obtida após as operações 106B, 106C. Portanto, as dobras podem ser reaquecidas em um forno e, em seguida, rapidamente imersas em um tanque de têmpera com água agitada e, em seguida, revenidas em um forno.

Em determinadas concretizações, durante a têmpera na água, o tubo pode girar e água pode fluir dentro do tubo usando-se um bocal enquanto, durante a têmpera, a dobra pode ser fixada e nenhum bocal ser usado. Por conseguinte, a eficácia da têmpera para a dobra pode ser ligeiramente inferior. Em outras concretizações, as taxas de aquecimento durante a austenitização e a têmpera também podem ser um pouco

48/76 diferentes, assim como fornos com diferentes períormances/produtividades podem ser usados.

Em uma concretização, o revenimento após a dobra e a têmpera pode ser realizado a uma temperatura dentro da faixa entre cerca de 650°C a cerca de 760°C. O tubo pode ser aquecido a uma taxa dentro do intervalo entre cerca de 0,05°C/s a cerca de 0,3°C/s. Um tempo de espera dentro do intervalo entre aproximadamente 600 s a cerca de 3.600 s pode ser empregado após a temperatura de destino de têmpera ter sido alcançada.

A Figura 3 é uma micrografia óptica (entalhe de nital a a microestrutura de um tubo temperado formado de acordo com as concretizações expostas.

A composição do tubo foi 0,10% de C, 0,44% de Mn, 0,21% de Si,

2,0% de Cr, 0,93% de

Mo,

0,14% de Ni, 0,05% de V, 0,01% de Al,

0,006% de N, 0,0011% de

Ca, 0,011% de P, 0,003% de S,

0,14% de Cu. O tubo possuía um diâmetro externo (OD) de cerca de 273 mm e uma espessura de parede de aproximadamente 13,9 mm.

Como ilustrado na

Figura

3, o tubo temperado apresenta uma microestrutura que essencialmente de martensita e um pouco de bainita inferior.

Substancialmente não se detectam ferrita, bainita superior ou bainita granular. 0 tamanho de grão da austenita média anterior (AGS) do tubo temperado, medido de acordo com ASTM

E112 como interceptação quando a austenitização linear, foi de aproximadamente 20 pm, foi realizada a cerca de 980°C por um curto tempo de imersão de cerca de 600 s.

49/76

As Figuras 4A e 4B são micrografias ópticas que ilustram a microestrutura do tubo após a têmpera e o revenimento de acordo com as concretizações expostas, onde o tempo de imersão é de aproximadamente 2.400 s. A Figura 4A mostra uma micrografia óptica com baixa ampliação (por exemplo, cerca de 200x) , e a Figura 4B mostra uma micrografia óptica com alta ampliação (por exemplo, cerca de lOOOx) , que ilustra a microestrutura de um tubo temperado após entalhe seletivo capaz de revelar os limites dos grãos de austenita anterior. Como ilustrado nas Figuras 4A e 4B, o tamanho de grãos de austenita anterior é grande, de aproximadamente 47pm e a temperabilidade pode ainda ser melhorada com uma percentagem de volume de martensita maior do que cerca de 90%. Particularmente, quando o tamanho de grãos de austenita anterior é menor ou igual a cerca de 20 pm e a porcentagem de volume de martensita é maior do que cerca de 60%, após a têmpera, a dimensão média das regiões separadas pelos limites de grão de alto ângulo (ou seja, o tamanho de pacote) é aproximadamente menor que 6 pm.

Mesmo quando o grão de austenita anterior torna-se maior, o tamanho do pacote do aço após a têmpera e o revenimento pode ser mantido abaixo de aproximadamente 6pm se uma estrutura martensitica predominante (por exemplo, martensita maior do que cerca de 60% em volume) for formada e a bainita inferior formar-se em temperaturas relativamente baixas (por exemplo, < 540°C).

50/76

O tamanho do pacote pode ser medido como interceptação linear média em imagens tiradas pela microscopia eletrônica de varredura (SEM) usando o sinal de difração de elétrons retroespalhados (EBSD) e considerando-se limites de alto ângulo aqueles com orientação incorreta maior do que cerca de 45° .

Um exemplo de figura de polo inverso é mostrado na Figura 5, onde a orientação incorreta limite é indicado. As orientações incorretas limites inferiores a cerca de 3^o estão indicadas como linhas finas, enquanto os limites exibindo uma orientação incorreta maior do que cerca de 45° estão indicados como linhas grossas. A medição pelo método de interceptação linear deu a distribuição mostrada na Fig. 6, com uma média do valor de tamanho de pacote de cerca de 5pm , embora o tamanho de grãos de austenita anterior tivesse um valor médio de aproximadamente 47qm quando a quantidade de martensita na microestrutura foi maior do que cerca de 95%.

Sobre o tubo temperado e revenido, precipitados finos do tipo MX, M₂X (onde M é Mo ou Cr, ou V, Nb, Ti quando presente, e X é C ou N) com tamanho inferior a cerca de 40 mm também foram detectados por microscopia eletrônica de transmissão (TEM) , além de precipitados grosseiros do tipo M3C, M6C, e/ou M₂3C₆, com diâmetro médio dentro do intervalo entre cerca de 80 mm a cerca de 400 mm.

A porcentagem do volume total de inclusões não metálicas é inferior a cerca de 0,05%, preferencialmente abaixo de cerca

51/76 de 0,04%. O número de inclusões por milímetro quadrado de área examinada de óxidos com tamanho maior do que cerca de 15 pm é abaixo de cerca de 04/mm². Substancialmente, somente sulfetos redondos modificados estão presentes.

EXEMPLOS

Nos exemplos a seguir, são discutidas as propriedades microestruturais e mecânicas e o impacto de tubos de aço formados usando-se concretizações do método de fabricação do aço discutido acima. Em especial, parâmetros microestruturais incluindo o tamanho do grão de austenita, o tamanho de pacote, o volume de martensita, o volume de bainita inferior, o volume de inclusões não metálicas e as inclusões de mais de cerca de pm são examinados para concretizações das composições e das condições de tratamento térmico discutidas acima.

As propriedades mecânicas correspondentes, incluindo as resistências alongamento, de escoamento e de tração, a dureza, a resistência e a resistência de HIC/SSC ainda são discutidas.

Exemplo 1 - Propriedades mecânicas e microestruturais de tubos temperados e revenidos para grau 80 ksi (555 MPa)

As propriedades microestruturais e mecânicas do aço da Tabela 2 foram investigadas. Em relação à medição dos parâmetros microestruturais, o tamanho de grão da austenita (AGS) foi medido de acordo com ASTM E112, o tamanho do pacote foi medido usando-se uma interceptação linear média em imagens tiradas por microscopia eletrônica de varredura (SEM) usando-se o sinal de difração de elétrons retroespalhados

52/76 (EBSD), o volume de martensita foi medido em conformidade com, o volume de bainita inferior foi medido em conformidade com a norma ASTM E562, a percentagem de volume de inclusões não metálicas foi medida por análise automática de imagens usando-se microscopia óptica em conformidade com a norma ASTM E1245, e a presença de precipitados foi investigada por microscopia eletrônica de transmissão (TEM) usando-se o método de extração de réplica. Em relação às propriedades mecânicas, à resistência de escoamento, resistência à tração e o alongamento foram medidos de acordo com a norma ASTM E8, a dureza foi medida em conformidade com a norma ASTM E92, a energia de impacto foi avaliada na amostra transversal de Charpy com entalhe em V de acordo com a norma ISO 14 8-1, o deslocamento de abertura entre os planos da trinca foi medido de acordo com BS7488 parte 1 a cerca de 60°C, a avaliação de RIC foi executada de acordo com norma NACE TM0284-2003, Item n° 21215 usando a solução NACE A e uma duração de ensaio de 96 horas. A avaliação de SSC foi executada em conformidade com a NACE TM0177 usando a solução de teste A e uma duração de ensaio de cerca de 720 horas a cerca de 90% da resistência de escoamento mínimo especificado.

Um calor de cerca de 90t, com a faixa de composição guimica mostrada na Tabela 2, foi produzido por fornos de arco elétrico.

53/76

Tabela 2 - Intervalo de composição quimica do Exemplo 1

	Min	Máx
c	0,1	0, 13
Mn	0,4	0, 55
Si	0,2	0,35
P	-	0,015
S	-	0,009
Ni	-	0, 2
Cr	1, 9	2,3
Mo	0,9	1,1
Ca	0, 001	0,005
V	0,05	0, 07
Nb	-	0,01
Ti	-	0, 01
N	-	0,012
Cu	-	0,2
Al	0,01	0, 02
As	-	0, 02
Sb	-	0,005
Sn	-	0, 015
B	-	0,001
H	-	0,0003

Após a fundição, a desoxidação e a adição de elementos de liga, as operações de metalurgia secundária foram realizadas em um forno de panela e estação de rebarbamento. Após o tratamento de cálcio e a desgaseificação a vácuo, o aço liquido foi, então, continuamente fundido em uma máquina de fundição vertical como barras redondas de aproximadamente de 10 330 mm de diâmetro.

54/76

As barras fundidas foram reaquecidas por um forno de soleira rotativa a uma temperatura de aproximadamente 1.300°C, perfuradas a quente, e as cavidades foram laminadas a quentes por um laminador de tubo multiposto de mandril retido e 5 submetidas a dimensionamento a quente em conformidade com o processo descrito acima em relação à Figura 1. Os tubos sem costura produzidos possuiam um diâmetro externo de aproximadamente 273,2 mm e uma espessura de parede cerca de 13,9 mm. A composição química medida no tubo sem costura 10 laminado resultante é relatada na Tabela 3.

Tabela 3 - Composição química dos tubos sem costura do Exemplo 1

Tubo	1	2	3	4
C	0,1	0, 1	0,1	0,1
Mn	0,44	0, 44	0,43	0,44
Si	0,21	0, 21	0,2	0, 21
P	0,011	0,011	0,011	0,01
S	0, 003	0,003	0,003	0,003
Ni	0,14	0, 14	0,14	0,14
Cr	2	2	2	2
Mo	0, 93	0, 93	0,89	0,93
Ca	0,01	0,012	0,011	0, 01
V	0,05	0, 05	0, 05	0,06
Nb	0, 004	0, 004	0,004	0, 004
Ti	0,001	0,001	0,001	0,001
N	0,006	0, 006	0,006	0,007
Cu	0, 14	0, 14	0,15	0,14
Al	0,01	0, 01	0, 01	0, 01
As	0,01	0, 01	0,01	0,01
Sb	0,001	0,001	0,001	0, 001
Sn	0,01	0,01	0,01	0,009
B	0,0001	0,0001	0,0002	0,0002
H	0,0002	0,0002	0,0002	0,0002

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Os tubos laminados foram posteriormente austenitizados por aquecimento a uma temperatura de cerca de 920°C durante cerca de 2.200 s por um forno de grelha rotativa, descalcifiçados por bocais de água de alta pressão e temperados com água externamente e internamente usando um tanque com água agitada e um bocal de água interno.

A taxa de aquecimento de austenitização foi de cerca de 0,25°C/s. A taxa de refrigeração empregada durante a têmpera foi aproximadamente superior a 65°C/s. Os tubos temperados foram rapidamente movidos para outro forno de grelha rotativa para tratamento de têmpera a uma temperatura de cerca de 710°C por um tempo total de cerca de 5.400 s e um tempo de imersão de cerca de 1.800 s. A taxa de aquecimento de revenimento foi de cerca de 0,2°C/s. 0 arrefecimento empregado após a têmpera foi realizado em ar calmo a uma taxa de aproximadamente abaixo de 0,5 °C/s. Todas as tubulações temperadas e revenidas (Q & T) foram desempenadas a quente.

Os principais parâmetros que caracterizam a microestrutura e as inclusões não metálicas dos tubos do Exemplo 1 são mostrados na Tabela 4.

Tabela 4 - Parâmetros microestruturais de tubos sem costura do

Exemplo 1

Parâmetro	Valor médio
Tamanho de grão de austenita (pm)	47
Tamanho de pacote (μπι)	5,1
Martensita (% volume)	100

56/76

Bainita inferior (% volume)	0
Volume de inclusões não metálicas (%)	0, 03
Inclusões com tamanho > 15 pm (No./mm²)	0,2

As propriedades mecânicas e de corrosão dos tubos do Exemplo 1 são mostradas nas Tabelas 5, 6 e 7. A Tabela 5 apresenta as propriedades de tração, alongamento, dureza e resistência dos tubos temperados e revenidos. A Tabela 6 apresenta a resistência de escoamento após dois tratamentos térmicos simulados pós-solda, PWHT1 e PWHT2. O tratamento térmico pós-solda 1 (PWHT1) compreendeu aquecimento e arrefecimento a uma taxa de cerca de 80°C/h a uma temperatura 10 de cerca de 650°C com um tempo de imersão de cerca de 5 h. O tratamento térmico pós-solda 2 (PWHT2) compreendeu aquecimento e arrefecimento a uma taxa de cerca de 80°C/h a uma temperatura de cerca de 650°C com um tempo de imersão de cerca de 10 h. A Tabela 7 apresenta a resistência HIC e SSC medida 15 dos tubos temperados e revenidos.

Tabela 5 - Propriedades mecânicas dos tubos temperados e revenidos de Exemplo 1

Propriedade mecânica	Resultado
Média de Limite de Escoamento, YS (MPa)	615
Limite de Escoamento mínima, YS (MPa)	586
Limite de Escoamento máxima, YS (MPa)	633
Resistência à tração média, UTS (MPa)	697
Resistência à tração mínima, UTS (MPa)	668
Resistência à tração máxima, UTS (MPa)	714
Razão máxima de YS/UTS	0, 91

57/76

Alongamento médio (%)	22,1
Alongamento mínimo (%)	20,5
Alongamento máximo(%)	25,8
Rigidez máxima (HV₁₀)	232
Energia de impacto média (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	250
Energia de impacto mínima individual (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	200
80 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	- 90
50 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	- 110
CTOD médio (mm) a cerca de -60°C	1, 04

Tabela 6 - Propriedades mecânicas dos tubos temperados e revenidos de Exemplo 1 após tratamento térmico simulado póssolda (PWHT1)

Limite de Escoamento mínima (MPa) após PWHT1	565
Limite de Escoamento máxima (MPa) após PWHT1	555

Tabela 7 - Resistência HIC e SSC de tubos Q&T do Exemplo 1

HIC:	Resultado	Número de testes
Razão do comprimento da fissura, CLR %	0	12
Razão da espessura da fissura, CTR %	0	12
Razão da sensibilidade da fissura, CSR %	0	12

SSC (NACE TM0177 método A, tensão: 90% SMYS):	Resultado	Número de testes
Tempo de falha (h)	>720 (todos passaram)	12

58/76

Verificou-se, dos resultados dos testes acima (Tabela 5, Tabela 6 e Tabela 7), que os tubos temperados e revenidos são adequados para desenvolver um grau de 80 ksi (555 MPa), caracterizado por:

• Limite de escoamento, YS: cerca de 555 MPa (80 ksi) minimo e cerca de 705 MPa (102 ksi) máximo.

• Resistência à tração, UTS: cerca de 625 MPa (90 ksi) minimo e cerca de 825 MPa (120 ksi) máximo.

• Dureza: abaixo de cerca de 250 HVi₀ • Alongamento, não menos que 20%.

• Razão YS/UTS não menor ou igual a 0,93.

• Energia de impacto minima de cerca de 250 J / cerca de 200 J (média / individual) a cerca de -70°C em amostras de Charpy com entalhe em V.

• Excelente resistência em termos de 50% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 50% de área de cisalhamento) e 80% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 80% de área de cisalhamento) , medida em amostras de Charpy com entalhe em V testadas de acordo com a norma ISO 148-1.

• Deslocamento de abertura entre os planos da trinca (CTOD) longitudinal excelente de cerca de -60°C (maior do que cerca de 0,8 mm).

• Resistência a escoamento, YS de cerca de 555 MPa minimo após Tratamentos Térmicos Pós-solda: taxa de aquecimento e arrefecimento de cerca de 80°C/h, temperatura de imersão de cerca de 650°C; tempos de imersão: 5 h (PWHT1) e 10 h (PWHT2).

59/76 • Boa resistência a HIC (teste em conformidade com a norma

NACE. TM0284-2003 Item n° 21215, usando solução NACE A e duração de teste de cerca de 96 horas) e SSC (teste de acordo com a NACE TM0177, usando a solução A de teste e cerca de 1 5 bar de H₂S (10⁵ Pa), escoada a cerca de 90% da resistência a escoamento mínimo especificado, SMYS).

Exemplo 2 - Propriedades mecânicas e microestruturais de tubos temperados e revenidos para o grau de 90 ksi (625 MPa)

As propriedades microestruturais e mecânicas do aço da

Tabela 8 foram investigadas como discutido acima em relação ao Exemplo 1. Um calor de cerca de 90 t, com a composição química mostrada na Tabela 8, foi fabricado por fornos de arco elétrico.

Tabela 8 - Composição química do calor do Exemplo 2

c	0,1
Mn	0,41
Si	0,24
P	0,01
s	0, 002
Ni	0,09
Cr	2,22
Mo	0, 91
Ca	0, 012
V	0,06
Nb	0, 005
Ti	0,002
N	0,0074
Cu	0,1
Al	0,01
As	0, 005
Sb	0,0018

60/76

Sn 0,009

B	0,0001
H	0,0002

Após a fundição, a desoxidação e a adição de elementos de liga, as operações de metalurgia secundária foram realizadas em um forno de panela e estação de rebarbamento. Após o tratamento de cálcio e a desgaseificação a vácuo, o aço liquido foi, então, continuamente fundido em uma máquina de fundição vertical como barras redondas de aproximadamente de 330 mm de diâmetro.

As barras fundidas foram reaquecidas por um forno de soleira rotativa a uma temperatura de aproximadamente 1.300°C, perfuradas a quente, e as cavidades foram laminadas a quente por um laminador de tubo multiposto de mandril retido e submetidas a dimensionamento a quente em conformidade com o processo descrito acima em relação à Figura 1. Os tubos sem costura produzidos possuíam um diâmetro externo de aproximadamente 250,8 mm e uma espessura de parede cerca de 15,2 mm. A composição química medida no tubo sem costura laminado resultante é relatada na Tabela 9.

Tabela 9 - Composição química dos tubos sem costura do Exemplo 2

Tubo	1	2	3	4
C	0,1	0,1	0,1	0,1
Mn	0,44	0, 44	0,43	0, 44
Si	0,21	0,21	0,2	0,21
P	0,011	0,011	0,011	0,01

61/76

s	0, 003	0,003	0,003	0,003
Ni	0,14	0, 14	0,14	0, 14
Cr	2	2	2	2
Mo	0,93	0, 93	0,89	0, 93
Ca	0,01	0, 012	0,011	0,01
V	0,05	0,05	0,05	0,06
Nb	0, 004	0,004	0,004	0, 004
Ti	0,001	0, 001	0,001	0,001
N	0,006	0, 006	0,006	0,007
Cu	0,14	0, 14	0,15	0, 14
Al	0,01	0,01	0,01	0,01
As	0,01	0, 01	0,01	0, 01
Sb	0,001	0, 001	0,001	0,001
Sn	0,01	0,01	0,01	0, 009
B	0,0001	0,0001	0,0002	0,0002
H	0,0002	0,0002	0,0002	0,0002

Os tubos laminados foram posteriormente austenitizados por aquecimento a uma temperatura de cerca de 900°C durante cerca de 2.200 s por um forno de grelha rotativa, descalcifiçados 5 por bocais de água de alta pressão e temperados com água externamente e internamente usando um tanque com água agitada e um bocal de água interno.

A taxa de aquecimento de austenitização foi de cerca de

0,2°C/s. A taxa de refrigeração empregada durante a têmpera foi aproximadamente superior a 60°C/s. Os tubos temperados foram rapidamente movidos para outro forno de grelha rotativa para tratamento de têmpera a uma temperatura de cerca de 680°C por um tempo total de cerca de 5.4 00 s e um tempo de imersão de cerca de 1.800 s. A taxa de aquecimento de revenimento foi de cerca de 0,2°C/s. O arrefecimento empregado após a têmpera foi realizado em ar calmo a uma taxa de aproximadamente abaixo

62/76 de 0,5 °C/s. Todas as tubulações de temperada e revenidas (Q & T) foram desempenadas a quente.

Os principais parâmetros que caracterizam a microestrutura e as inclusões não metálicas dos tubos do Exemplo 2 são mostrados na Tabela 10.

Tabela 10 - Parâmetros microestruturais de tubos sem costura do Exemplo 2

Parâmetro	Valor médio
Tamanho de arão de austenita (um)	26.2
Tamanho de pacote (pm)	3,8
Martensita (% volume)	95
Bainita inferior (% volume)	5
Volume de inclusões não metálicas (%)	0,028
Inclusões com tamanho > 15 pm (No./mm²)	0,45

As propriedades mecânicas dos tubos do Exemplo 2 são mostradas na Tabela 11. A Tabela 11 apresenta as propriedades de tração, alongamento, dureza e resistência dos tubos 15 temperados e revenidos.

Tabela 11 - Propriedades mecânicas dos tubos temperados e revenidos de Exemplo 2

Propriedade mecânica	Resultado
Média de Limite de Escoamento, YS (MPa)	690
Limite de Escoamento mínima, YS (MPa)	681
Limite de Escoamento máxima, YS (MPa)	706

63/76

Resistência à tração média, UTS (MPa)	743
Resistência à tração mínima, UTS (MPa)	731
Resistência à tração máxima, UTS (MPa)	765
Razão máxima de YS/UTS	0, 93
Alongamento médio (%)	20, 1
Alongamento mínimo (%)	18,5
Alongamento máximo(%)	23, 4
Rigidez máxima (HV₁₀)	263
Energia de impacto média (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	200
Energia de impacto mínima individual (J) a cerca de - 70°C [espécimes CVN transversais]	150
80 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	-70
50 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	-80

Verificou-se, dos resultados do teste acima (Tabela 11) , que os tubos temperados e revenidos são adequados para desenvolver um grau de 90 ksi (625 MPa), caracterizado por:

· Limite de escoamento, YS: cerca de 625 MPa (80 ksi (555

MPa)) mínimo e cerca de 775 MPa (112 ksi (775 MPa)) máximo.

• Resistência à tração, UTS: cerca de 695 MPa (100 ksi) mínimo e cerca de 915 MPa (133 ksi (915 MPa)) máximo.

• Dureza: abaixo de cerca de 27 0 HVio · Alongamento, não menos que 18%.

• Razão YS/UTS não menor ou igual a 0,95.

• Energia de impacto mínima de cerca de 150 J / cerca de 100 J (média / individual) a cerca de -70°C em amostras de Charpy

com entralhe- em	V.
15 · Excelente	resistência	em termos de	50%	de	FATT
(temperatura de	transição para uma aparência	de	fratura	com
cerca de 50%	de área de	cisalhamento) e	80	% de	FATT

64/76 (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 80% de área de cisalhamento) , medida em amostras de Charpy com entralhe em V testadas de acordo com a norma ISO 148-1.

Boa resistência a HIC (teste em conformidade com a norma

NACE TM0284-2003 Item n° 21215, usando solução NACE A e duração de teste de cerca de 96 horas), com:

Razão do comprimento da fissura, CLR % = 0

Razão da espessura da fissura, CTR% = 0

Razão da sensibilidade da fissura, CSR % = 0

Boa resistência a SSC também foi observada nas amostras. Não se observou nenhuma falha após cerca de 720 h em 3 amostras. O teste foi conduzido de acordo com o método A da NACE TM0177, usando a solução A de teste, com um valor de escoamento maior ou igual da cerca de 72% do escoamento mínimo especificado (SMYS) e cerca de 1 bar de H₂S (10⁵ Pa) de pressão.

Exemplo 3 - Exemplo comparativo de tubo temperado e revenido

Neste exemplo comparativo, tubos temperados e revenidos tendo um diâmetro externo de cerca de 324,7 mm e espessura de parede de cerca de 15,7 mm, feitos de um aço típico de tubulação com um equivalente de baixo carbono de 0,4% (Tabela 12), foram usados para fabricar dobras por indução a quente, têmpera e revenimento fora de linha, usando concretizações do processo anteriormente descrito.

65/76

Tabela 12 - Composição de exemplo comparativo 3

c	0,08
Mn	1,13
Si	0, 28
P	0,015
S	0,002
Ni	0,42
Cr	0, 13
Mo	0,16
Ca	0, 013
V	0, 06
Nb	0,026
Ti	0, 002
N	0,0055
Cu	0, 13
Al	0, 029
As	0,006
Sb	0,0027
Sn	0, 01
B	0,0002
H	0,0002

Os tubos sem costura produzidos foram austenitizados a cerca de 920°C por paroximadamente 2.200 s, como discutido acima, por um forno de grelha rotativa. Os tubos foram, então, descalcifiçados por bocais de água de alta pressão e temperados com água externamente e internamente usando um tanque com água agitada e um bocal de água interno. Os tubos temperados foram rapidamente movidos para outro forno de grelha rotativa para tratamento de têmpera a uma temperatura de cerca de 660-670°C. Todos os tubos temperados e revenidos foram desempenados a quente.

66/76

Os parâmetros principais que caracterizam as inclusões microestruturais e não metálicas das dobras Q&T são mostradas na Tabela 13.

Tabela 13 - Parâmetros microestruturais do exemplo comparativo 3

Parâmetro	Valor médio
Tamanho de arão de austenita (um)	12,0
Tamanho de pacote (pm)	7,1
Bainita inferior (% volume)	17
Bainita granular (% volume)	75
Ferrita (% volume)	8
Volume de inclusões não metálicas (%)	0,04
Inclusões com tamanho > 15 pm (No./mm²)	0, 25

Verificou-se que esses tubos temperados e revenidos, como são fabricados com um aço que possui um grão fino de austenita (de aproximadamente 12pm), não desenvolvem temperabilidade suficiente para formar martensita. Por conseguinte, a microestrutura apresenta uma microestrutura predominante de bainita granular, incluindo algumas bainitas inferiores e também alguma quantidade de ferrita grosseira (ver Fig.7 e Tabela 13) . Além disso, o tamanho do pacote é maior do que os dos exemplos 1 e 2.

Apurou-se, ainda (Tabela 14), que esses tubos temperados e revenidos são capazes de alcançar o limite de escoamento mínimo de cerca de 555 MPa (grau 80 ksi (555 MPa) ) , mas têm uma menor dureza com temperaturas de transição mais altas, em

67/76 comparação com os exemplos 1 e 2, devido à sua microestrutura diferente.

Tabela 14 - Propriedades mecânicas das dobras temperadas e revenidas do exemplo comparativo 3

Propriedade mecânica	Resultado
Média de Limite de Escoamento, YS (MPa)	600
Limite de Escoamento mínima, YS (MPa)	583
Limite de Escoamento máxima, YS (MPa)	625
Resistência à tração média, UTS (MPa)	681
Resistência à tração mínima, UTS (MPa)	659
Resistência à tração máxima, UTS (MPa)	697
Razão máxima de YS/UTS	0, 91
Alongamento médio (%)	26,1
Alongamento mínimo (%)	25, 0
Alongamento máximo(%)	29, 0
Rigidez máxima (HV₁₀)	239
Energia de impacto média (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	193
Energia de impacto mínima individual (J) a cerca de - 70°C [espécimes CVN transversais]	156
80 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	-40
50 % FATT (’C) [espécimes CVN transversais]	-55

Exemplo 4 - Propriedades microestruturais e mecânicas de dobras em tubos temperados e revenidos

Os tubos temperados e revenidos do Exemplo 1 foram usados na fabricação de curvas com um raio de cerca de 5 vezes o diâmetro exterior do tubo (SD).

68/76

Os tubos foram submetidos à indução a quente por aquecimento a uma temperatura de cerca de 850° C + /- 25°C e têmpera de água em linha. As curvas foram, então, reaquecidas a uma temperatura de cerca de 920 °C por aproximadamente 5 15 min, mantidas em um forno móvel, mudadas para um tanque de água e imersas em água agitada. A temperatura mínima das dobras era superior a cerca de 860°C apenas antes da imersão em tanque de água, e a temperatura da água do tanque foi mantida abaixo de aproximadamente 40°C.

Seguindo-se a operação de têmpera, as dobras temperadas foram revenidas em um forno de temperatura dentro da faixa entre aproximadamente 700 a cerca de 710°C usando um tempo de retenção de aproximadamente 20 min.

Tabela 15 - Propriedades mecânicas de dobras temperadas e revenidas do Exemplo 4

Propriedade mecânica	Resultado
Média de Limite de Escoamento, YS (MPa)	603
Limite de Escoamento minima, YS (MPa)	576
Limite de Escoamento máxima, YS (MPa)	638
Resistência à tração média, UTS (MPa)	687
Resistência à tração mínima, UTS (MPa)	652
Resistência à tração máxima, UTS (MPa)	702
Razão máxima de YS/UTS (-)	0, 91
Alongamento médio (%)	22,0
Alongamento mínimo (%)	20,5
Alongamento máximo(%)	25, 0
Rigidez máxima (HV₁₀)	238
Energia de impacto média (J) a cerca de -70°C	238

69/76

[espécimes CVN transversais]
Energia de impacto mínima individual (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	202
80 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	-85
50 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	-100
CTOD médio (mm) a cerca de -45 °C	0, 94

Tabela 16 - Resistência HIC e SSC de dobras temperadas e revenidas do Exemplo 2

HIC:	Resultado	No. de testes
Razão do comprimento da fissura, CLR %	0	3
Razão da espessura da fissura, CTR %	0	3
Razão da sensibilidade da fissura, CSR %	0	3
SSC	Resultado	Número de
(NACE TM0177 método A, tensão: 90% SMYS):		testes
Tempo de falha (h)	>720 (todos passaram)	3

Verificou-se, dos resultados dos testes acima (Tabela 15, Tabela 16) , que as dobras temperadas e revenidas fora de linha são adequados para desenvolver um grau de 80 ksi (555 MPa), caracterizado por:

· Dureza máxima: abaixo de cerca de 25 OHVio • Alongamento, não menos que 18%.

70/76 • Razão YS/UTS não maior que 0,93.

• Energia de impacto mínima de 250 J / 200 J (média / individual) a cerca de -70°C em amostras de Charpy com entalhe em V.

• Excelente resistência em termos de 50% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 50% de área de cisalhamento) e 80% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 8 0% de área de cisalhamento) , medida em amostras de Charpy com entalhe em V transversas.

• Deslocamento de abertura entre os planos da trinca (CTOD)

longitudinal excelente	de	cerca de	-45°C	(maior do	que	cerca
de 0,8 mm).
• Boa resistência a	HIC	(teste em conformidade com a	norma
NACE TM0284-2003 Item	n°	21215,	usando	solução	NACE	A e

duração de teste de cerca de 96 horas) e SSC (teste de acordo com a NACE TM0177, usando a solução A de teste e cerca de 1 bar de H₂S (10⁵ Pa), escoada a cerca de 90% da resistência a escoamento mínimo especificado, SMYS).

Exemplo 5 - Propriedades mecânicas de tubos temperados e revenidos para grau 70 ksi (485 MPa)

As propriedades mecânicas do aço da Tabela 17 foram investigadas como discutido acima para o Exemplo 1. Um calor de cerca de 90 t, com a faixa de composição química mostrada na Tabela 17, foi fabricado por fornos de arco elétrico.

71/76

Tabela 17 - Faixa de composição química do calor de Exemplo 5

	Min	Máx
c	0,1	0,13
Mn	0,4	0,55
Si	0, 2	0,35
P	-	0, 015
S	-	0,009
Ni	-	0, 2
Cr	2	2,5
Mo	0,9	1,1
Ca	0, 001	0, 005
V	-	0,02
Nb	-	0,01
Ti	-	0, 01
N	-	0, 012
Cu	-	0,2
Al	-	0,02
As	-	0,02
Sb	-	0,005
Sn	-	0, 025
B	-	0,001
H	-	0,0003

Após a fundição, a desoxidação e a adição de elementos de liga, as operações de metalurgia secundária foram realizadas em um forno de panela e estação de rebarbamento. Após o tratamento de cálcio e a desgaseificação a vácuo, o aço líquido foi continuamente fundido em uma máquina de fundição vertical como barras redondas de aproximadamente de 330 mm de 10 diâmetro.

72/76

As barras fundidas foram reaquecidas por um forno de soleira rotativa a uma temperatura de aproximadamente 1.300°C, perfuradas a quente, e as cavidades foram laminadas a quente por um laminador de tubo multiposto de mandril retido e 5 submetidas a dimensionamento a quente em conformidade com o processo descrito acima em relação à Figura 1. Os tubos sem costura produzidos possuíam um diâmetro externo de aproximadamente 273,1 mm e uma espessura de parede cerca de 33 mm. A composição química medida no tubo sem costura laminado 10 resultante é relatada na Tabela 18.

Tabela 18 - Composição química dos tubos sem costura do

Exemplo 5

Tubo	1	2
C	0, 13	0, 14
Mn	0,48	0, 46
Si	0,26	0,24
P	0, 011	0,011
S	0,001	0,001
Ni	0, 12	0, 11
Cr	2,07	2, 14
Mo	0, 95	0, 95
Ca	0,013	0, 01
V	<0,01	<0,01
Nb	<0,01	<0,01
Ti	0, 001	0, 001
N	0,0074	0,0083
Cu	0, 13	0, 13
Al	0, 014	0, 014
As	0, 006	0,006
Sb	0,0013	0,0007
Sn	0, 007	0, 008
B	0,0001	0,0001
H	0,0002	0,0002

73/76

Os tubos laminados foram posteriormente austenitizados por aquecimento a uma temperatura de cerca de 920 °C durante cerca de 5.400 s por um forno de grelha rotativa, descalcifiçados por bocais de água de alta pressão e temperados com água externamente e internamente usando um tanque com água agitada e um bocal de água interno.

A taxa de aquecimento de austenitização foi de cerca de 0,16°C/s. A taxa de refrigeração empregada durante a têmpera foi aproximadamente superior a 25°C/s. Os tubos temperados foram rapidamente movidos para outro forno de grelha rotativa para tratamento de têmpera a uma temperatura de cerca de 750°C por um tempo total de cerca de 8.600 s e um tempo de imersão de cerca de 4.200 s. A taxa de aquecimento de revenimento foi de cerca de 0,15°C/s. A taxa de arrefecimento empregada durante a têmpera foi de aproximadamente menos que 0,1 °C/s. Todas as tubulações temperadas e revenidas (Q & T) foram desempenadas a quente.

As propriedades mecânicas e a resistência à corrosão dos tubos do Exemplo 5 são mostradas na Tabela 19 e na Tabela 20, respectivamente. A Tabela 20 apresenta as propriedades de tração, alongamento, dureza e resistência dos tubos temperados e revenidos.

74/76

Tabela 19 - Propriedades mecânicas dos tubos temperados e revenidos do Exemplo 5

Propriedade mecânica	Resultado
Média de Limite de Escoamento, YS (MPa)	514
Limite de Escoamento mínima, YS (MPa)	494
Limite de Escoamento máxima, YS (MPa)	545
Resistência à tração média, UTS (MPa)	658
Resistência à tração mínima, UTS (MPa)	646
687	687
Razão máxima de YS/UTS (-)	0,83
Alongamento médio (%)	22,2
Alongamento mínimo (%)	20, 6
Alongamento máximo(%)	24,2
Rigidez máxima (HV₁₀)	218
Energia de impacto média (J) a cerca de -70°C [espécimes CVN transversais]	270
Energia de impacto mínima individual (J) a cerca de - 70°C [espécimes CVN transversais]	200
80 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	< -90
50 % FATT (°C) [espécimes CVN transversais]	< -110

Tabela 20 - Resistência HIC e SSC dos tubos Q & T do Exemplo 5

75/76

Verificou-se, dos resultados dos testes acima (Tabela 19 e

Tabela 20) ,	que os tubos	temperados e revenido são	adequados
para	desenvolver um grau	de 70 ksi	(485	MPa) ,	caracterizado
por:
sj •	Limite	de escoamento,	YS: cerca	de 7 0	ksi	(485	MPa) (485

MPa) mínimo e cerca de 92 ksi (635 MPa) (635 MPa) máximo.

• Resistência à tração, UTS: cerca de 83 ksi (570 MPa) (570

MPa) mínimo e cerca de 110 ksi (760 MPa) (760 MPa) máximo.

10· Dureza máxima: abaixo de cerca de 258 HVi₀ • Alongamento, não menos que 18%.

• Razão YS/UTS não maior que cerca de 0,93.

• Energia de impacto mínima maior que cerca de 200 J / cerca de 150 J (média / individual) a cerca de -7 0°C em amostras de

Charpy com entalhe em V transversas.

• Excelente resistência em termos de 50% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 50% de área de cisalhamento) e 80% de FATT (temperatura de transição para uma aparência de fratura com cerca de 80% de área de cisalhamento) , medida em amostras de Charpy com entalhe em V transversas.

• Boa resistência a HIC (teste em conformidade com a norma NACE TM0284-2003 Item n° 21215, usando solução NACE A e duração de teste de cerca de 96 horas) e SSC (teste de acordo com a NACE TM0177, usando a solução A de teste e cerca de 1 bar de H₂S (10⁵ Pa) , escoada a cerca de 90% da resistência a escoamento mínimo especificado, SMYS).

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Embora a descrição precedente tenha mostrado, descrito e apontado as características inovadoras fundamentais dos presentes ensinamentos, será entendido que várias omissões, substituições e alterações na forma do detalhe do aparelho conforme ilustrado, bem como as suas utilizações, podem ser efetuadas por aqueles qualificados no estado da técnica sem se afastarem do âmbito dos presentes ensinamentos. Por conseguinte, o âmbito dos presentes ensinamentos não deve ser limitado à discussão precedente, mas deve ser definido pelas 10 reivindicações emendadas.

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Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Tubulação de aço sem costura, caracterizada por compreender:

uma composição de aço que compreende:

0, 05% a 0,16% em peso de carbono; 0,20% a 0,90% em peso de manganês; 0,10% a 0,50% em peso de silício; 1,20% a 2,60% em peso de cromo; 0, 05% a 0,50% em peso de níquel; 0, 80% a 1,20% em peso de molibdênio;

0,005% a 0,12% em peso de vanádio;

0,008% a 0,04% em peso de alumínio;

0,0030% a 0,0120% em peso de nitrogênio; e

0,0010% a 0,005% em peso de cálcio;

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 0,030% em peso de zircônio;

0 a 0,030% em peso de tântalo;

o restante da composição compreendendo ferro e impurezas;

em que a espessura da parede da tubulação de aço é maior ou igual a 8 mm e menor ou igual a 35 mm; e em que a tubulação de aço é processada para possuir uma tensão normal de escoamento maior que 550 MPa (80 ksi) e tem energia média pelo ensaio de impacto Charpy com entalhe em V maior ou igual a 0,01 J/m², a - 70 °C;

Petição 870180072997, de 20/08/2018, pág. 10/30
2/9 em que a microestrutura da tubulação de aço consiste de martensita em uma percentagem em volume igual ou superior a 60% e bainita de baixo peso molecular em uma percentagem em volume menor ou igual a 40%, e em que a dimensão de empacotamento de martensita é menor ou igual a 6 pm.

2. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizada por as referidas impurezas compreenderem:

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 0,020% em peso de arsênio;

0 a 0,0050% em peso de antimônio;

0 a 0,020% em peso de estanho;

0 a 0,0050% em peso de bismuto;

0 a 0,0030% em peso de oxigênio;

0 a 0,00030% em peso de hidrogênio.
3. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizada por a composição do aço compreender:

0,07% a 0,14% em peso de carbono; 0,30% a 0,60% em peso de manganês; 0,10% a 0,40% em peso de silício; 1,80% a 2,50% em peso de cromo; 0,05% a 0,20% em peso de níquel; 0,90% 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;

Petição 870180072997, de 20/08/2018, pág. 11/30

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0,050% a 0,10% em peso de vanádio;

0,010% a 0,030% em peso de alumínio;

0,0030% a 0,0100% em peso de nitrogênio;

0 a 0,20% em peso de cobre;

0 a 0,005% em peso de enxofre;

0 a 0,012% em peso de fósforo;

0,0010% a 0,003% em peso de cálcio;

0,0005% a 0,0012% em peso de boro;

0 a 0,015% em peso de arsênio;

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 compreendendo ferro e impurezas.
4. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizada por a composição do aço compreender:

0, 08% a 0,12% em peso de carbono; 0,30% a 0,50% em peso de manganês; 0,10% a 0,25% em peso de silício; 2,10% a 2,40% em peso de cromo; 0,05% a 0,20% em peso de níquel; 0,95% 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;

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0,050% a 0,07% em peso de vanádio;

0,015% a 0,025% em peso de alumínio;

0,0030% a 0,008% em peso de nitrogênio;

0 a 0,15% em peso de cobre;

0 a 0,003% em peso de enxofre;

0 a 0,010% em peso de fósforo;

0,0015% a 0,003% em peso de cálcio;

0,0008% a 0,0014% em peso de boro;

0 a 0,015% em peso de arsênio;

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.

5. Tubulação de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizada por a tensão normal de escoamento ser maior que 625 MPa (90 ksi) e menor ou igual que 775 Mpa (112 ksi). 6. Tubulação de aço de acordo com qualquer uma das

reivindicações 1 a 5, caracterizada por a percentagem em volume de martensita ser maior ou igual a 90% e a percentagem em volume de bainita de baixo peso molecular ser menor ou igual a 10%.

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7. Tubulação de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado por a percentagem em volume de martensita ser maior ou igual a 95% e a percentagem em volume de bainita de baixo peso molecular ser menor ou igual a 5%.

8. Tubulaçao caracterizado 100%. de por a aço perc de entac acordo com gem em volume a reivindicação de martensita ser 6, de 9 . Tubulaçao de aço de acordo com qualquer uma das

reivindicações 1 a 8, caracterizado por uma ou mais partículas que possuem a composição MX ou M2X possuindo um diâmetro médio menor ou igual a 40 pm estarem presentes dentro da tubulação

de aço, onde M é selecionado entre C selecionado e N. entre V, Mo, Nb e Cr e X é 10. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a temperatura de transi ção dúctil frágil ser inferior a -70 ° C. 11. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1,

caracterizado por a energia média pelo ensaio de impacto

Charpy com entalhe em V ser maior ou igual a 0,0250 J/m².

12. Tubulação de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a tubulaçao de aço não apresentar falha devido à, pelo menos em parte, corrosão sob tensão fraturante

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6/9 após 720 horas quando submetido a uma tensão de 90% da tensão de cedência e testados de acordo com NACE TM0177.

13 . Método para fabricaçao de tubulação de aço, caracterizado por compreender: prover uma composição de aço carbono de acordo com a reivindicação 1; formar a composição de aço em uma tubulação que possui uma

espessura de parede maior ou igual a 8 mm e menor ou igual a 35 mm, sendo que o tamanho médio do grão de austenita dentro da tubulação após formação é maior que 15 μιη;

aquecer a tubulação de aço formado em uma primeira operação de aquecimento a uma temperatura dentro da faixa entre 900°C a 1060°C;

resfriar a tubulação de aço formado a uma taxa superior ou igual a 20 °C/s no meio da parede do tubo, revenir a tubulação de aço resfriado a uma temperatura dentro da faixa entre 680°C a 760°C;

pelo qual a tubulação de aço após revenimento tem uma tensão normal de escoamento superior a 550 Mpa (80 ksi) e uma energia média pelo ensaio de impacto Charpy com entalhe em V maior ou igual a 0,01 J/m² a -70°C, e pelo qual a microestrutura da tubulação de aço consiste martensita em percentagem em volume maior ou igual a 60% e bainita de baixo peso molecular em percentagem em volume menor ou igual a 40%, e a dimensão de empacotamento de martensita é menor ou igual a 6 um .

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14. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado por as impurezas compreenderem:

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 0,020% em peso de arsênio;

0 a 0,0050% em peso de antimônio;

0 a 0,020% em peso de estanho;

0 a 0,0050% em peso de bismuto;

0 a 0,0030% em peso de oxigênio;

0 a 0,00030% em peso de hidrogênio.

15. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado por a composição de aço compreender:

0,07% a 0,14% em peso de carbono; 0,30% a 0,60% em peso de manganês; 0,10% a 0,40% em peso de silício; 1,80% a 2,50% em peso de cromo; 0,05% a 0,20% em peso de níquel; 0,90% 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% a 0,10% em peso de vanádio;

0,010% a 0,030% em peso de alumínio;

0,0030% a 0,0100% em peso de nitrogênio;

Petição 870180072997, de 20/08/2018, pág. 16/30
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0,0010% a 0,003% em peso de cálcio;

0,0005% a 0,0012% em peso de boro;

0,015% em peso de arsênio;

0,0050% em peso de antimônio;

a

0 a 0, 015% em peso de estanho; 0 a 0, 015% em peso de zircônio; 0 a 0, 015% em peso de tântalo;

peso de bismuto;

0,0050% em a

0,0020% em peso de oxigênio;

0,00025% em peso de hidrogênio; e o restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

16. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado por composição de aço compreender:

0,08% a 0,12% em peso de carbono; 0,30% a 0,50% em peso de manganês; 0,10% a 0,25% em peso de silício; 2,10% a 2, 40% em peso de cromo; 0,05% a 0,20% em peso de níquel; 0,95% a 1,10% em peso de molibdênio;

0,30% em peso de tungstênio;

a

0,010% em peso de nióbio;

0,010% em peso de titânio;

0,050% a 0,07% em peso de vanádio;

0,015% a 0,025% em peso de alumínio;

0,0030% a 0,008% em peso de nitrogênio;

0 a 0, 15% em peso de cobre; 0 a 0, 003% em peso de enxofre; 0 a 0, 010% em peso de fósforo;

Petição 870180072997, de 20/08/2018, pág. 17/30
9/9

0,0015% a 0,003% em peso de cálcio;

0,0008% a 0,0014% em peso de boro;

0 0 a a 0,015% 0,0050 em peso % em peso de de arsênio; ! antimônio; 5 0 a 0, 015% em peso de estanho; 0 a 0, 010% em peso de zircônio; e 0 a 0, 010% em peso de tântalo;

0,0050% em peso de bismuto;

a

0,0015% em peso de oxigênio;

0,00020% em peso de hidrogênio; e restante da composição compreendendo ferro e impurezas.

17. Método de acordo com qualquer uma das reivindicações 13 a 16, caracterizado por a taxa de têmpera ser maior ou igual a

15 40°C/s e a microestrutura da tubulação de aço ser 100% em volume de martensita após têmpera.

Petição 870180072997, de 20/08/2018, pág. 18/30

FIGURA 1

100

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FIGURA 2

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