BR102014006157B1 - Tubo de aço em espiral formado por uma pluralidade de tiras soldadas e método para formar um tubo de aço em espiral - Google Patents
Tubo de aço em espiral formado por uma pluralidade de tiras soldadas e método para formar um tubo de aço em espiral Download PDFInfo
- Publication number
- BR102014006157B1 BR102014006157B1 BR102014006157-6A BR102014006157A BR102014006157B1 BR 102014006157 B1 BR102014006157 B1 BR 102014006157B1 BR 102014006157 A BR102014006157 A BR 102014006157A BR 102014006157 B1 BR102014006157 B1 BR 102014006157B1
- Authority
- BR
- Brazil
- Prior art keywords
- tube
- spiral steel
- base metal
- mpa
- steel tube
- Prior art date
Links
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 title claims abstract description 147
- 239000010959 steel Substances 0.000 title claims abstract description 147
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 50
- 239000000203 mixture Substances 0.000 claims abstract description 64
- 229910000734 martensite Inorganic materials 0.000 claims abstract description 45
- 239000010953 base metal Substances 0.000 claims abstract description 36
- 229910001563 bainite Inorganic materials 0.000 claims abstract description 26
- 238000005496 tempering Methods 0.000 claims description 53
- 239000011572 manganese Substances 0.000 claims description 40
- OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N Carbon Chemical compound [C] OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 37
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 claims description 37
- 239000010936 titanium Substances 0.000 claims description 30
- PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N Nickel Chemical compound [Ni] PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 24
- 229910052796 boron Inorganic materials 0.000 claims description 22
- 239000011651 chromium Substances 0.000 claims description 21
- 229910052719 titanium Inorganic materials 0.000 claims description 19
- ZOXJGFHDIHLPTG-UHFFFAOYSA-N Boron Chemical compound [B] ZOXJGFHDIHLPTG-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 17
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 claims description 16
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 claims description 16
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 claims description 15
- 239000010949 copper Substances 0.000 claims description 15
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 claims description 14
- XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N Iron Chemical compound [Fe] XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 13
- 239000011575 calcium Substances 0.000 claims description 13
- 239000010955 niobium Substances 0.000 claims description 13
- OAICVXFJPJFONN-UHFFFAOYSA-N Phosphorus Chemical compound [P] OAICVXFJPJFONN-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 12
- NINIDFKCEFEMDL-UHFFFAOYSA-N Sulfur Chemical compound [S] NINIDFKCEFEMDL-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 12
- 150000001247 metal acetylides Chemical class 0.000 claims description 12
- 229910052698 phosphorus Inorganic materials 0.000 claims description 12
- 239000011574 phosphorus Substances 0.000 claims description 12
- 229910052717 sulfur Inorganic materials 0.000 claims description 12
- 239000011593 sulfur Substances 0.000 claims description 12
- VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N Chromium Chemical compound [Cr] VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 11
- RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N Titanium Chemical compound [Ti] RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 11
- 229910052802 copper Inorganic materials 0.000 claims description 11
- 239000010703 silicon Substances 0.000 claims description 11
- 229910052720 vanadium Inorganic materials 0.000 claims description 11
- ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N Molybdenum Chemical compound [Mo] ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 10
- QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N atomic oxygen Chemical compound [O] QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 10
- 239000011733 molybdenum Substances 0.000 claims description 10
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims description 10
- 229910052758 niobium Inorganic materials 0.000 claims description 10
- GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N niobium atom Chemical compound [Nb] GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 10
- 229910052760 oxygen Inorganic materials 0.000 claims description 10
- 239000001301 oxygen Substances 0.000 claims description 10
- LEONUFNNVUYDNQ-UHFFFAOYSA-N vanadium atom Chemical compound [V] LEONUFNNVUYDNQ-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 10
- OYPRJOBELJOOCE-UHFFFAOYSA-N Calcium Chemical compound [Ca] OYPRJOBELJOOCE-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 9
- RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N Copper Chemical compound [Cu] RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 9
- PWHULOQIROXLJO-UHFFFAOYSA-N Manganese Chemical compound [Mn] PWHULOQIROXLJO-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 9
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 claims description 9
- 229910052791 calcium Inorganic materials 0.000 claims description 9
- 238000010791 quenching Methods 0.000 claims description 9
- 239000012535 impurity Substances 0.000 claims description 8
- 229910052742 iron Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 230000000171 quenching effect Effects 0.000 claims description 8
- 229910052782 aluminium Inorganic materials 0.000 claims description 6
- XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N aluminium Chemical compound [Al] XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 6
- 238000009827 uniform distribution Methods 0.000 claims description 4
- 229910000679 solder Inorganic materials 0.000 claims description 3
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 39
- 238000007792 addition Methods 0.000 description 38
- 238000003466 welding Methods 0.000 description 35
- 206010017076 Fracture Diseases 0.000 description 28
- 239000000126 substance Substances 0.000 description 28
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 27
- 238000005204 segregation Methods 0.000 description 26
- UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N Sulphide Chemical compound [S-2] UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 23
- 230000008569 process Effects 0.000 description 23
- 239000000470 constituent Substances 0.000 description 22
- 239000000463 material Substances 0.000 description 22
- 238000012360 testing method Methods 0.000 description 21
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 19
- 208000010392 Bone Fractures Diseases 0.000 description 18
- 230000002829 reductive effect Effects 0.000 description 15
- 208000013201 Stress fracture Diseases 0.000 description 13
- 238000007654 immersion Methods 0.000 description 13
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 13
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 12
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 11
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 description 11
- 239000008186 active pharmaceutical agent Substances 0.000 description 10
- 230000006872 improvement Effects 0.000 description 9
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 description 8
- 239000000956 alloy Substances 0.000 description 8
- 238000005098 hot rolling Methods 0.000 description 8
- 239000002994 raw material Substances 0.000 description 8
- XUIMIQQOPSSXEZ-UHFFFAOYSA-N Silicon Chemical compound [Si] XUIMIQQOPSSXEZ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 7
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 6
- 238000009434 installation Methods 0.000 description 6
- 230000009467 reduction Effects 0.000 description 6
- 238000004088 simulation Methods 0.000 description 6
- 238000007711 solidification Methods 0.000 description 6
- 230000008023 solidification Effects 0.000 description 6
- 238000004458 analytical method Methods 0.000 description 5
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 description 5
- -1 boron carbides Chemical class 0.000 description 5
- WPBNNNQJVZRUHP-UHFFFAOYSA-L manganese(2+);methyl n-[[2-(methoxycarbonylcarbamothioylamino)phenyl]carbamothioyl]carbamate;n-[2-(sulfidocarbothioylamino)ethyl]carbamodithioate Chemical compound [Mn+2].[S-]C(=S)NCCNC([S-])=S.COC(=O)NC(=S)NC1=CC=CC=C1NC(=S)NC(=O)OC WPBNNNQJVZRUHP-UHFFFAOYSA-L 0.000 description 5
- 239000011159 matrix material Substances 0.000 description 5
- 235000019362 perlite Nutrition 0.000 description 5
- 239000010451 perlite Substances 0.000 description 5
- 239000000047 product Substances 0.000 description 5
- 238000000137 annealing Methods 0.000 description 4
- 238000005452 bending Methods 0.000 description 4
- 238000009661 fatigue test Methods 0.000 description 4
- 230000008901 benefit Effects 0.000 description 3
- 230000001419 dependent effect Effects 0.000 description 3
- 238000006073 displacement reaction Methods 0.000 description 3
- 239000012467 final product Substances 0.000 description 3
- 239000007788 liquid Substances 0.000 description 3
- 229910052757 nitrogen Inorganic materials 0.000 description 3
- 239000002244 precipitate Substances 0.000 description 3
- 230000000717 retained effect Effects 0.000 description 3
- 238000005096 rolling process Methods 0.000 description 3
- 239000010421 standard material Substances 0.000 description 3
- 238000009628 steelmaking Methods 0.000 description 3
- 238000011282 treatment Methods 0.000 description 3
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N Atomic nitrogen Chemical compound N#N IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910000975 Carbon steel Inorganic materials 0.000 description 2
- ATJFFYVFTNAWJD-UHFFFAOYSA-N Tin Chemical compound [Sn] ATJFFYVFTNAWJD-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 208000027418 Wounds and injury Diseases 0.000 description 2
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 2
- 238000001311 chemical methods and process Methods 0.000 description 2
- 239000006185 dispersion Substances 0.000 description 2
- 229910052739 hydrogen Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000001257 hydrogen Substances 0.000 description 2
- 230000001771 impaired effect Effects 0.000 description 2
- 238000012994 industrial processing Methods 0.000 description 2
- 230000002401 inhibitory effect Effects 0.000 description 2
- 230000004807 localization Effects 0.000 description 2
- 238000010907 mechanical stirring Methods 0.000 description 2
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 2
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 2
- 238000001000 micrograph Methods 0.000 description 2
- 238000012986 modification Methods 0.000 description 2
- 230000004048 modification Effects 0.000 description 2
- 239000002245 particle Substances 0.000 description 2
- 238000001556 precipitation Methods 0.000 description 2
- 238000011084 recovery Methods 0.000 description 2
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 2
- 239000000243 solution Substances 0.000 description 2
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 2
- 238000004804 winding Methods 0.000 description 2
- INZDTEICWPZYJM-UHFFFAOYSA-N 1-(chloromethyl)-4-[4-(chloromethyl)phenyl]benzene Chemical compound C1=CC(CCl)=CC=C1C1=CC=C(CCl)C=C1 INZDTEICWPZYJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910052582 BN Inorganic materials 0.000 description 1
- UFHFLCQGNIYNRP-UHFFFAOYSA-N Hydrogen Chemical compound [H][H] UFHFLCQGNIYNRP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910000954 Medium-carbon steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910000742 Microalloyed steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910001035 Soft ferrite Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000009471 action Effects 0.000 description 1
- 229910052787 antimony Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910052785 arsenic Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910052728 basic metal Inorganic materials 0.000 description 1
- 150000003818 basic metals Chemical class 0.000 description 1
- 239000011230 binding agent Substances 0.000 description 1
- 229910052797 bismuth Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000002775 capsule Substances 0.000 description 1
- 230000008859 change Effects 0.000 description 1
- 230000002301 combined effect Effects 0.000 description 1
- 230000001010 compromised effect Effects 0.000 description 1
- 238000007796 conventional method Methods 0.000 description 1
- 239000000498 cooling water Substances 0.000 description 1
- 230000007797 corrosion Effects 0.000 description 1
- 238000005260 corrosion Methods 0.000 description 1
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 1
- 239000013058 crude material Substances 0.000 description 1
- 125000004122 cyclic group Chemical group 0.000 description 1
- 230000000254 damaging effect Effects 0.000 description 1
- 230000003247 decreasing effect Effects 0.000 description 1
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 1
- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 1
- 238000011161 development Methods 0.000 description 1
- 238000009792 diffusion process Methods 0.000 description 1
- 238000007571 dilatometry Methods 0.000 description 1
- 238000004090 dissolution Methods 0.000 description 1
- 230000001747 exhibiting effect Effects 0.000 description 1
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 1
- 239000000284 extract Substances 0.000 description 1
- 238000009472 formulation Methods 0.000 description 1
- 230000008014 freezing Effects 0.000 description 1
- 238000007710 freezing Methods 0.000 description 1
- 238000000265 homogenisation Methods 0.000 description 1
- 150000002431 hydrogen Chemical class 0.000 description 1
- 238000010348 incorporation Methods 0.000 description 1
- 230000006698 induction Effects 0.000 description 1
- 238000009776 industrial production Methods 0.000 description 1
- 150000002505 iron Chemical class 0.000 description 1
- 238000005304 joining Methods 0.000 description 1
- 229910052745 lead Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000014759 maintenance of location Effects 0.000 description 1
- 238000005259 measurement Methods 0.000 description 1
- 230000007246 mechanism Effects 0.000 description 1
- 238000002156 mixing Methods 0.000 description 1
- 230000006911 nucleation Effects 0.000 description 1
- 238000010899 nucleation Methods 0.000 description 1
- 230000003647 oxidation Effects 0.000 description 1
- 238000007254 oxidation reaction Methods 0.000 description 1
- 230000036961 partial effect Effects 0.000 description 1
- 238000005192 partition Methods 0.000 description 1
- 238000004881 precipitation hardening Methods 0.000 description 1
- 230000000644 propagated effect Effects 0.000 description 1
- 238000001953 recrystallisation Methods 0.000 description 1
- 239000012925 reference material Substances 0.000 description 1
- 230000001172 regenerating effect Effects 0.000 description 1
- 238000003303 reheating Methods 0.000 description 1
- 230000002787 reinforcement Effects 0.000 description 1
- 238000005476 soldering Methods 0.000 description 1
- 239000006104 solid solution Substances 0.000 description 1
- 238000010561 standard procedure Methods 0.000 description 1
- 238000006467 substitution reaction Methods 0.000 description 1
- 239000000725 suspension Substances 0.000 description 1
- 229910052718 tin Inorganic materials 0.000 description 1
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
- C21D8/105—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies of ferrous alloys
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
- C21D1/18—Hardening; Quenching with or without subsequent tempering
- C21D1/19—Hardening; Quenching with or without subsequent tempering by interrupted quenching
- C21D1/22—Martempering
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
- C21D9/085—Cooling or quenching
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
- C21D9/14—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes wear-resistant or pressure-resistant pipes
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/50—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for welded joints
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/50—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for welded joints
- C21D9/505—Cooling thereof
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/002—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing In, Mg, or other elements not provided for in one single group C22C38/001 - C22C38/60
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/08—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing nickel
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/12—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing tungsten, tantalum, molybdenum, vanadium, or niobium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/14—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing titanium or zirconium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/16—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing copper
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16L—PIPES; JOINTS OR FITTINGS FOR PIPES; SUPPORTS FOR PIPES, CABLES OR PROTECTIVE TUBING; MEANS FOR THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16L33/00—Arrangements for connecting hoses to rigid members; Rigid hose connectors, i.e. single members engaging both hoses
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
- B21C37/00—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape
- B21C37/06—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape of tubes or metal hoses; Combined procedures for making tubes, e.g. for making multi-wall tubes
- B21C37/08—Making tubes with welded or soldered seams
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
- C21D2211/008—Martensite
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
- Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
- Y10T428/00—Stock material or miscellaneous articles
- Y10T428/12—All metal or with adjacent metals
- Y10T428/12333—Helical or with helical component
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
- Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)
Abstract
tubo de aço em espiral formado por uma pluralidade de tiras soldadas e método para formar um tubo de aço em espiral modalidades da presente descrição são direcionadas para tubos de aço em espiral e métodos para rpodução de tubo de aço em espiral. em algumas modalidades, as microestruturas finais dos tubos de aço em espiral através de todas as regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor podem ser homogêneas. adicionalmente, a microestrutura final do tubo de aço em espiral pode ser uma mistura de martensita revenida e bainita.
Description
"TUBO DE AÇO EM ESPIRAL FORMADO POR UMA PLURALIDADE DE TIRAS SOLDADAS E MÉTODO PARA FORMAR UM TUBO DE AÇO EM ESPIRAL" INCORPORAÇÃO POR REFERÊNCIA A QUAISQUER PEDIDOS DE PRIORIDADE [0001] Todo e qualquer pedido para o qual uma reivindicação de prioridade estrangeira ou doméstica seja identificada na Folha de Informações do Pedido como depositado com o presente pedido é, por meio deste, incorporado por referência sob 37 CFR 1.57.
PEDIDO RELACIONADO
[0002] Este pedido é relacionado ao pedido codependente do Titular intitulado TUBO EM ESPIRAL COM PROPRIEDADES MECÂNICAS VARIÁVEIS PARA PERFORMANCE SUPERIOR E MÉTODOS PARA PRODUZIR O MESMO POR UM TRATAMENTO TÉRMICO CONTÍNUO, No. de Série US13/229517, depositado e 9 de setembro de 2011 e publicado como US 2012/0186686 Al em 26 de julho de 2012, a integridade do qual é, por meio deste, incorporado por referência.
ANTECEDENTES
Descrição da Técnica Relacionada [0003] Nos anos recentes, o uso de tubulação em espiral tem sido expandido a aplicações que requerem alta pressão e operações de alcance entendido. Como consequência, existe uma necessidade de produzir uma tubulação em espiral com propriedades de tensão elevadas de forma a resistir a: i) cargas axiais na suspensão ou agrupamento de tiras extensas, e ii) pressões elevadas aplicadas durante o processo.
[0004] A produção padrão de tubulação em espiral usa um material bruto, tiras torcidas a quente com propriedades mecânicas alcançadas através de refinamento microestrutural durante o rolamento. Este refinamento é obtido com o uso de diferentes adições de microligas (Ti, N, V) , bem como uma seleção apropriada de condições de processamento de laminação a quente. O objetivo é controlar a recristalização do material e crescimento de grão para alcançar uma microestrutura ultrafina. O material é limitado no uso de elementos de liga de solução sólida e endurecimento por precipitação, uma vez que o refinamento é o único mecanismo que permite uma alta resistência e dureza, simultaneamente.
[0005] Este material bruto é especificado a cada fornecedor e pode requerer propriedades mecânicas variáveis no aço enrolado a quente de forma a produzir tubos em espiral com propriedades mecânicas variáveis, também. A medida que as propriedades aumentam, o custo de produção e, consequentemente, o custo do material bruto também aumenta. É conhecido que o processo de solda tira-a-tira usado durante a montagem da "tira extensa" que será formada/soldada por solda de resistência elétrica (SRE) na tubulação em espiral, deteriora a área de junção. Por conseguinte, a tubulação em espiral com propriedades aumentadas tende a possuir uma performance relativamente menor na área das soldas de tira. Este deterioração é causada pelo fato de que os processos de solda destroem o refinamento introduzido durante a laminação a quente, e não existe um tratamento térmico pós-solda capaz de regenerar as propriedades tanto de resistência a tensão quanto de dureza. Em geral, a resistência a tensão é restaurada, mas a dureza e sua vida de fadiga associada são deteriorados nesta zona. A rota industrial atual pode produzir uma tubulação em espiral com alta resistência somente a um custo elevado e com performance baixa das juntas de solda de tira em relação ao corpo tubular.
[0006] Uma alternativa para produzir a tubulação em espiral é através de tratamento térmico de corpo completo. Este tratamento é aplicado a um material que tenha formado um tubo no chamado estado "verde" porque suas propriedades ainda serão definidas pelas condições de tratamento térmico. Neste caso, as variáveis principais afetando as propriedades do produto final são a química do aço e as condições de tratamento térmico. Por conseguinte, com a combinação apropriada de composição de aço com material de solda e tratamento térmico, a tubulação em espiral podería ser produzida com propriedades uniformes ao longo do comprimento, eliminando a ligação fraca da junta tira-a-tira que é crítica em tubulações em espiral, de alta resistência convencionais. Este conceito geral foi descrito anteriormente, mas nunca foi aplicado com sucesso para a produção de tubulação em espiral de alta resistência (limite de elasticidade na faixa de 551,6 MPa até 965, 3 MPa [80-140 ksi]). A razão é que o tratamento térmico a uma velocidade de linha elevada (necessária para alcançar alta produtividade) resultará geralmente na necessidade de instalações complicadas e estendidas. Este processo podería ser simplificado caso a química e tratamento térmico apropriados forem selecionados.
[0007] A seleção da química que é compatível com uma instalação industrial de tratamento térmico com dimensões razoáveis requer um entendimento das diversas variáveis que afetam a performance da tubulação em espiral medida como: a) Propriedades Mecânicas Axiais, b) Uniformidade da Microestrutura e Propriedades, c) Dureza, d) Resistência a Fadiga, e) Resistência a fratura por estresse de sulfeto, dentre outras.
SUMÁRIO
[0008] Abaixo é descrita a química projetada para produzir uma tubulação em espiral tratada termicamente a qual está majoritariamente fora dos limites atuais para tubulações em espiral, como definido pelo padrão API 5ST. (Max.C:0,16%, Máx.Mn:l,2% (CT70-90) Máx.Mn:l,65 (CT100-110), Máx.P:0,02% (CT70-90) Máx.P:0,025 (CT100-CT110), Máx.S:0,005, Si.Máx:0,5).
[0009] Modalidades desta descrição são para um tubo de aço em espiral e métodos para produzir o mesmo. O tubo, em algumas modalidades, pode compreender um limite de elasticidade maior que cerca de 551,6 MPa (80 Ksi). A composição do tubo pode compreender 0,16-0,35 %p de carbono, 0,30-2,00 %p manganês, 0,10-0,35 %p silício, até 0,005 %p enxofre, até 0,018 %p fósforo, o restante sendo ferro e impurezas inevitáveis. O tubo pode também compreender pode também compreender uma microestrutura final compreendendo uma mistura de martensita revenida e bainita, em que a microestrutura final do tubo em espiral compreende mais que 90 % volume de martensita revenida, em que a microestrutura é homogênea no corpo tubular, na linha de solda por resistência elétrica e nas juntas de extremidade de tiras.
[0010] É descrito aqui um tubo de aço em espiral formado a partir de uma pluralidade de tiras soldadas, em que o tubo pode incluir regiões de metal base, juntas de solda, e suas zonas afetadas termicamente, e pode compreender um limite de elasticidade maior que cerca de 551,6 MPa (80 ksi), uma composição compreendendo ferro e, 0,17-0,35 %p carbono, 0,30-2,00 %p manganês, 0,10-0,30 %p silício, 0,010-0,040 %p alumínio, até 0,010 %p enxofre e até 0,015 %p fósforo, e uma microestrutura final compreendendo uma mistura de martensita revenida e bainita, em que a microestrutura final do tubo em espiral compreende mais que 90 % volume de martensita revenida nas regiões de metal base, de juntas de solda, e as zonas afetadas termicamente, em que a microestrutura final ao longo de todas as regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente é homogênea e em que a microestrutura final compreende uma distribuição uniforme de carbetos finos ao longo das regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente.
[0011] Em algumas modalidades, a composição compreende adicionalmente até 1,0 %p cromo, até 0,5 %p molibdênio, até 0,0030 %p boro, até 0,030 %p titânio, até 0,50 %p cobre, até 0,50 %p níquel, até 0,1 %p nióbio, até 0,15 %p vanádio, até 0,0050 %p oxigênio, e até 0,05 %p cálcio.
[0012] Em algumas modalidades, a composição pode compreender 0,17 a 0,30 %p carbono, 0,30 a 1,60 %p manganês, 0,10 a 0,20 %p silício, até 0,7 %p cromo, até 0,5 %p molibdênio, 0,0005 a 0,0025 %p boro, 0,010 a 0,025 %p titânio, 0,25 a 0,35 %p cobre, 0,20 a 0,35 %p níquel, até 0,04 %p nióbio, até 0,10 %p vanádio, até 0,0015 %p oxigênio, até 0,03 %p cálcio, até 0,003 %p enxofre; e até 0,010 %p fósforo.
[0013] Em algumas modalidades, o tubo pode possuir um limite de elasticidade mínimo de 861,4 MPa (125 ksi). Em algumas modalidades, o tubo pode possuir um limite de elasticidade mínimo de 965,3 MPa (140 ksi) . Em algumas modalidades, o tubo pode possuir um limite de elasticidade mínimo entre 861,4 MPa e 965,3 MPa (125-140 ksi).
[0014] Em algumas modalidades, a microestrutura final pode compreender pelo menos 95 % volume de martensita revenida nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente. Em algumas modalidades, o tubo pode possuir um tamanho de grão final abaixo de 20 pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente. Em algumas modalidades, o tubo pode possuir um tamanho de grão final abaixo de 15 pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente.
[0015] Em algumas modalidades, as juntas de solda podem compreender soldas em viés. Em algumas modalidades, a vida de fadiga nas soldas em viés pode ser pelo menos cerca de 80% das regiões de metal base. Em algumas modalidades, a porcentagem de dureza de uma junta de solda, incluindo sua zona afetada termicamente, pode ser 110% ou menor que a dureza do metal base.
[0016] Também é descrito aqui um método para formar um tubo de aço em espiral o qual pode compreender fornecer tiras tendo uma composição compreendendo ferro e 0,17-0,35 %p carbono, 0,30-2,00 %p manganês, 0,10-0,30 %p silício, 0,010-0,040 %p alumínio, até 0,010 %p enxofre, até 0,015 %p fósforo, e soldar as tiras juntas, formando um tubo a partir das tiras soldadas, em que o tubo compreende regiões de metal base, soldas de junta e suas zonas afetadas termicamente, austenitizar o tubo entre 900-1000°C, temperar o tubo para formar uma microestrutura final enquanto temperada de martensita e bainita, em que a microestrutura enquanto temperada compreende pelo menos 90% martensita nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente, e revenir o tubo temperado entre 550-720°C, em que revenir o tubo temperado resulta em um limite de elasticidade maior que cerca de 551,6 MPa (80 ksi) , em que a microestrutura ao longo de todas as regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente é homogênea, e em que a microestrutura compreende uma distribuição uniforme de carbetos finos ao longo das regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente.
[0017] Em algumas modalidades, a solda das tiras pode compreender solda em viés. Em algumas modalidades, a formação do tubo pode compreender a formação de uma junta em linha. Em algumas modalidades, o método pode compreender adicionalmente torcer o tubo em uma bobina. Em algumas modalidades, a austenitização pode formar um tamanho de grão abaixo de 20pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas termicamente.
[0018] Em algumas modalidades, a composição pode compreender adicionalmente até 1,0 %p cromo, até 0,5 %p molibdênio, até 0,0030 %p boro, até 0,030 %p titânio, até 0,50 %p cobre, até 0,50 %p níquel, até 0,1 %p nióbio, até 0,15 %p vanádio, até 0,0050 %p oxiqênio e até 0,05 %p cálcio.
[0019] Em algumas modalidades, a composição pode compreender 0,17 a 0,30 %p carbono, 0,30 a 1,60 %p manganês, 0,10 a 0,20 %p silício, até 0,7 %p cromo, até 0,5 %p molibdênio, 0,0005 a 0,0025 %p boro, 0,010 a 0,025 %p titânio, 0,25 a 0,35 %p cobre, 0,20 a 0,35 %p níquel, até 0,04 %p nióbio, até 0,10 %p vanádio, até 0,00015 %p oxigênio, até 0,03 %p cálcio, ate 0,003 %p enxofre e até 0,010 %p fósforo.
[0020] Em algumas modalidades, o tubo revenido pode possuir um limite de elasticidade maior que ou iqual a 861,8 MPa (125 ksi). Em algumas modalidades, o tubo revenido pode possuir um limite de elasticidade mínimo de 965,3 MPa (140 ksi). Em algumas modalidades, o tubo revenido pode possuir um limite de elasticidade mínimo entre 861,8 e 965,3 MPa (125-140 ksi).
BREVE DESCRIÇÃO DAS FIGURAS
[0021] As Figuras 1A-B ilustram diagramas TRC correspondendo a aços STD2 (A) e STD3 (B).
[0022] As Figuras 2A-B ilustram diagramas TRC correspondendo a aços BTi2 (A) e CrMoBTi3 (B) .
[0023] A Figura 3 ilustra uma taxa de resfriamento uma superfície interna de um tubo como função da espessura da parede a espessura de parede (EP) para um tubo em espiral temperado a partir do exterior com aspersores de água.
[0024] A Figura 4 ilustra propriedades de tensão do aço BTi2 como função da temperatura máxima de revenimento (Tmax). Ciclos de revenimento com picos foram usados nestas simulações Gleeble®. A direita, estão as propriedades de tensão do mesmo aço como função do tempo de retenção a 720°C (ciclos de revenimento isotérmicos).
[0025] As Figuras 5A-B ilustram martensita não revenida aparecendo na banda de segregação central próxima à linha SRE após recozimento da costura (Tratamento térmico pós-soldagem -TTPS) . As Figuras 5A-B correspondem a um tubo em espiral convencional Grau 90.
[0026] As Figuras 6A-B ilustram um dano localizado na banda de segregação central produzida durante o teste de fadiga de uma tubulação em espiral Grau 110.
[0027] As Figuras 7A-B ilustram um dano localizado na banda de segregação central produzida durante o teste de fadiga com uma alta pressão interna 65,5 MPa (9500 psi) de uma tubulação em espiral Grau 100.
[0028] As Figuras 8A-B ilustram microestruturas de metal base correspondendo ao tubo em espiral padrão (A) e um tubo em espiral produzido a partir das modalidades da presente descrição (B) . Em ambos os casos, a tubulação em espiral possui propriedades de tensão correspondendo a um Grau 110 (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110 Ksi a 120 Ksi)).
[0029] As Figuras 9A-B ilustram microestruturas da linha SRE correspondendo ao tubo em espiral padrão (A) e um tubo em espiral produzido a partir das modalidades da presente descrição (B). Em ambos os casos, as propriedades de tensão da tubulação em espiral correspondem a um Grau 110 (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110 Ksi a 120 Ksi).
[0030] As Figuras 10A-B ilustram microestruturas correspondendo a zonas afetadas termicamente da SRE para o tubo em espiral padrão (A) e um tubo em espiral produzido a partir das modalidades da presente descrição (B) . Em ambos os casos, as propriedades de tensão da tubulação em espiral correspondem a um Grau 110 (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110 Ksi a 120 Ksi)).
[0031] As Figuras 11A-B ilustram microestruturas correspondendo a zonas afetadas termicamente da solda em viés para o tubo em espiral padrão (A) e um tubo em espiral produzido a partir das modalidades da presente descrição (B) . Em ambos os casos, as propriedades de tensão da tubulação em espiral correspondem a um Grau 110 (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110 Ksi a 120 Ksi)).
[0032] A Figura 12 ilustra uma fratura formada durante serviço na zona de fusão de uma solda em viés (crescendo a partir da face interna do tubo). A fratura está na direção das ripas grandes de bainita superior.
[0033] A Figura 13 ilustra variações de dureza (dureza do metal base= 100%) ao longo de soldas em viés típicas obtidas com processamento convencional de acordo com modalidades da presente descrição. A zona de fusão (ZF) é aproximadamente localizada na área entre « +/- 5 mm do centro da solda.
[0034] As Figuras 14A-B ilustram microestruturas correspondendo à interseção entre a solda em viés e a linha SRE para o tubo em espiral padrão (A) e um tubo em espiral produzido a partir das modalidades da presente descrição (B) . Em ambos os casos, as propriedades de tensão da tubulação em espiral correspondem a um Grau 110 (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110 Ksi a 120 Ksi)).
[0035] A Figura 15 ilustra um desenho esquemático de uma máquina de teste de fadiga.
[0036] A Figura 16 ilustra a vida de fadiga medida para amostras de SV em relação àquelas correspondendo a amostras de MB. Os resultados são valores médios sob diferentes condições de teste e Graus de tubo em espiral (80, 90 e 110 para tubos convencionais e 80, 90, 110, 125 e 140 para tubos em espiral produzidos de acordo com esta descrição).
[0037] A Figura 17 ilustra a melhora da vida de fadiga em tubos em espiral produzidos com uma modalidade da química e condições de processamento de acordo com esta descrição. A melhora é determinada pela comparação contra a vida de fadiga medida para um tubulação em espiral convencional do mesmo Grau testada sob condições semelhantes. Os resultados são colocados em média para cada Grau sob diferentes condições de teste. No caso dos Graus 125 e 140, os quais não são padrão, a comparação da vida de fadiga foi realizada contra o aço STD3 no Grau 110.
[0038] As Figuras 18A-B ilustram amostras de anéis em C após testar material de Grau 80, de acordo com NACE TM0177 (90% SMYS, Solução A, 1 bar H2S) . A: processo convencional. B: modalidade do processo descrito.
DESCRIÇÃO DETALHADA
[0039] O material bruto da tubulação em espiral é produzido em uma instalação de aço como tiras laminadas a quente. O enrolamento controlado é usado para garantir uma alta resistência e uma boa dureza através do refinamento microestrutural. As tiras são cortadas longitudinalmente para a largura para produção de tubos e, então, emendadas extremidade a extremidade através de um processo de junção (por exemplo, Soldagem a Arco com Plasma ou Soldagem por Fricção e Mistura Mecânica) para formar uma tira mais comprida. Em seguida, o tubo é formado usando um processo SRE. A performance do produto final é medida em termos de: a) propriedades mecânicas axiais, b) uniformidade de microestrutura e propriedades, c) dureza, d) resistência a fadiga, e) resistência a fratura por estresse de sulfeto, dentre outros. Usando a rota do processamento tradicional, as propriedades da tubulação em espiral resultam a partir da combinação das propriedades da tira enrolada a quente e das modificações introduzidas durante operações de solda e formação de tubos. As propriedades então obtidas são limitadas quando a performance do tubo em espiral é medida como listado acima. A razão é que o processo de solda usado para unir as tiras modifica a microestrutura refinada enquanto enrolada de uma forma que, mesmo que tratamentos térmicos pós-soldagem sejam aplicados, as propriedades finais ainda ficam comprometidas. Um vida de fadiga reduzida e performance contra fratura por estresse de sulfeto baixa é associada a heterogeneidades na microestrutura e a presença de constituintes frágeis através das soldas. Foi proposto que uma nova rota deveria compreender, pelo menos, um tratamento térmico de corpo completo. Esta rota foi descrita em termos gerais, mas nunca especificada. A descrição descreve as características químicas e de material bruto que, combinadas com processos de soldagem e condições de tratamento térmico apropriados, resultarão em um produto temperado e revenido com alta performance tanto no corpo tubular quanto nas soldas de junção de tiras. Este material é projetado para tubulação em espiral, uma vez que é selecionado não somente em termos de custo relativo, mas preferencialmente de forma a maximizar a vida de fadiga sob as condições particulares que se aplicam à operação de uma tubulação em espiral (fadiga de ciclo pequeno sob a flexão com carga axial simultânea e pressões internas).
[0040] Esta descrição relaciona-se a uma tubulação em espiral de alta resistência (limite de elasticidade mínimo na faixa de 551,6 MPa a 965,3 MPa (80-140 ksi) tendo vida de fadiga de ciclo pequeno aumentada em comparação com produtos padrão, como definido por API 5ST. Adicionalmente, a resistência a Estresse de Fratura por Sulfeto (SSC) é também aprimorada nesta descrição. Esta combinação excepcional de propriedades é obtida através de uma seleção apropriada de química e condições de processamento de aço. O processamento industrial difere da rota padrão na aplicação de um Tratamento Térmico de Corpo Completo (TTCC), como foi descrito no pedido dos Estados Unidos No. US2012/0186686 Al. Este TTCC é realizado após o tubo em espiral ser formado por SRE (Soldagem por Resistência Elétrica) e é composto por, pelo menos, um ciclo de austenitização, têmpera e revenimento. A descrição mencionada acima é mais especificamente relacionada às químicas e parâmetros de processamento de aço para produzir tubulação em espiral temperada e revenida com as propriedades mencionadas acima. Apesar de geração de certas propriedades mecânicas ao longo de um tratamento térmico em um material base com uma dada composição serem parte de um conhecimento geral, a aplicação particular para tubulações em espiral usa material bruto com química específica de forma a minimizar o efeito danoso de variáveis particulares, tais como padrões de segregação, sobre as propriedades específicas desta aplicação.
[0041] Uma das propriedades mais importantes para o tubo em espiral é uma resistência aumentada a uma fadiga de ciclo pequeno. Isto é porque, durante a operação de campo padrão, tubos em espiral são frequentemente enrolados e desenrolados, introduzindo deformações plásticas cíclicas que, eventualmente, produzem falhas. Durante o processo de fadiga de ciclo pequeno, a deformação é preferencialmente localizada, em escala microscópica, em regiões de material mais maleável. Quando constituintes quebradiços estão presentes próximos ou nas regiões de concentração de tensão, fraturas podem facilmente nuclear e propagar-se. Portanto, uma redução na vida de fadiga é associada com microestruturas heterogêneas (tendo regiões mais maleáveis que localizam a deformação) em combinação com constituintes quebradiços (que nucleiam e/ou propagam fraturas). Todas estas características microestruturais aparecem na Zona Afetada Termicamente nas soldas (ZAT). Existem alguns tipos de microestruturas de corpo tubular que também apresentam as características mencionadas. Isto é porque elas são compostas por uma mistura constituintes rígidos e maleáveis, por exemplo, ferrita, perlita e bainita. Neste caso, a tensão é localizada na ferrita mais maleável, próxima à fronteira com, na qual fraturas são nucleadas e propagadas. Tubos em espiral de alta resistência possuem, atualmente, este tipo de estrutura.
[0042] De forma a evitar localização de tensão durante a fadiga de ciclo baixo, a microestrutura precise ser não somente homogênea ao longo do corpo tubular e juntas, mas também na escala microscópica. Para aços com pouco carbono, uma microestrutura composta de martensita revenida, a qual é basicamente uma matriz de ferrita com uma distribuição homogênea e fina de carbetos, é ideal. Por conseguinte, o objetivo da seleção química e de condições de processamento descrita nesta descrição é alcançar, com o TTCC, uma microestrutura homogênea (no corpo tubular, solda em viés linha SRE) composta de pelo menos 90% martensita revenida, preferencialmente mais que 95% martensita revenida.
[0043] Adicionalmente, a martensita revenida é mais adequada para produzir Graus de ultra alta resistência que microestruturas padrão de tubos em espiral (compostas de ferrita, perlita e bainita), para as quais adições de liga extremamente custosas são requeridas para alcançar um limite de elasticidades maior que cerca de 861,8 Mpa (125 Ksi).
[0044] Em comparação com estruturas contendo bainita, outro beneficio importante da martensita revenida é sua resistência a fratura por estresse de sulfeto.
[0045] A química do aço tem sido definida com a mais adequada para produção de tubulações em espiral tratadas termicamente usando um TTCC, e pode ser descrita em termos de concentração de carbono (%p C) , Manganês (%p Mn) , Silício (%p Si), Cromo (%p Cr), Molibdênio (%p Mo), bem como elementos de microliga como Boro (%p B) , Titânio (%p Ti), Alumínio (%p Al), Nióbio (%p Nb) e Vanádio (%p V). Também, limites superiores podem ser de impurezas inevitáveis como Enxofre (%p S), Fósforo (%p P) e Oxigênio (%p 0).
[0046] De forma a produzir uma estrutura final composta de martensita revenida, a química do aço desta descrição difere principalmente da técnica anterior de tubos em espiral por causa do maior conteúdo de Carbono (ver, por exemplo, API 5ST, na qual a quantidade máxima de Carbono permitida para tubulação em espiral é 0,16%), o que permite obter a microestrutura desejada através de um TTCC composto de pelo menos um ciclo de austenitização, têmpera e revenimento.
[0047] Os termos "aproximadamente", "cerca de" e "substancialmente" como usados aqui, representam uma quantidade próxima à quantidade definida que ainda possibilita uma função desejada ou alcança um resultado desejado. Por exemplo, os termos "aproximadamente", "cerca de" e "substancialmente" podem referir-se a uma quantidade que está na faixa de menos de 10% de, na faixa de menos de 5% de, na faixa de menos de 1% de, na faixa de menos de 0,1% de e na faixa de menos de 0,01% da quantidade definida.
[0048] O carbono é um elemento cuja adição aumenta, sem altos custos, a resistência do aço através de um melhoramento no endurecimento e a promoção de precipitação de carbetos durante tratamentos térmicos. Se o carbono for reduzido abaixo de 0,17%, o endurecimento não poderá ser garantido e grandes frações de bainita podem ser formadas durante tratamentos térmicos. Esta aparição de bainita torna difícil alcançar um limite de elasticidade acima de 551,6 Mpa (80 ksi) com a vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto desejadas. A rota atual para tubulação em espiral não é adequada para tratamento térmico uma vez que a quantidade máxima de carbono permitida pela API5ST é 0,16%. Microestruturas convencionais para tubulação em espiral apresentam grandes frações de bainita que comprometem a dureza, vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto nos Graus de maior resistência, isto é, tubulações em espiral com limite de elasticidade mínimo acima de 758,4 MPa (110 Ksi) .
[0049] Por outro lado, aços com mais que 0,35% carbono terão soldabilidade fraca, sendo suscetíveis a apresentar constituintes quebradiços e fraturas durante as operações de soldagem tratamento térmico pós-soldagem. Adicionalmente, maiores conteúdos de carbono podem resultar em quantidades significativas de austenita retida após a têmpera, a qual transforma-se em constituintes quebradiços sob revenimento. Estes constituintes quebradiços prejudicam a vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto. Portanto, o conteúdo de C da composição de aço varia dentro de uma faixa de cerca de 0,17% a cerca de 0,35%, preferencialmente de cerca de 0,17% a cerca de 0,30%.
[0050] A adição de manganês aprimora o endurecimento e resistência. O Mn também contribui para a desoxidação e controle de enxofre durante o processo de feitura de aço. Se o conteúdo de Mn for menor que cerca de 0,30%, pode ser difícil obter o nível de resistência desejado. No entanto, na medida em que o conteúdo de Mn aumenta, grandes padrões de segregação podem ser formados. Áreas de segregação de Mn tenderão a formar constituintes quebradiços durante o tratamento térmico que prejudicam a dureza e reduzem a fadiga. Adicionalmente, estas áreas segregadas aumentam a suscetibilidade do material a fratura por estresse de sulfeto (SSC - sulfide stress cracking) . De acordo, o conteúdo de Mn da composição de aço varia dentro da faixa de 0,30% a 2,0%, preferencialmente de 0,30% a 1,60%, e mais preferencialmente de 0,30% a 0,80% em aplicação para qual uma Resistência a fratura por estresse de sulfeto aprimorada é usada.
[0051] O silício é um elemento cuja adição possui uma ação desoxidante durante o processo de feitura do aço e também eleva a resistência do aço. Em algumas modalidades, se o Si exceder cerca de 0,30%, a dureza pode diminuir. Adicionalmente, grandes padrões de segregação pode ser formados. Portanto, o conteúdo de Si da composição de aço varia na faixa entre cerca de 0,10% a 0,30%, preferencialmente cerca de 0,10% a cerca de 0,20%.
[0052] A adição de cromo aumenta o endurecimento e a resistência a revenimento do aço. O Cr pode ser usado para repor parcialmente Mn na composição de aço de forma a alcançar alta resistência sem produzir grandes padrões de segregação que prejudicam a vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto. No entanto, o Cr é uma adição custosa que torna a tubulação em espiral mais difícil de se produzir por causa de seus efeitos em cargas formadas a quente. Portanto, em algumas modalidades o Cr está limitado a cerca de 1,0%, preferencialmente a cerca de 0,7%.
[0053] O molibdênio é um elemento cuja adição é eficiente no aumento da resistência do aço e, adicionalmente, auxilia no retardamento do amolecimento durante o revenimento. A resistência ao revenimento permite a produção de aços de ala resistência com conteúdo de Mn reduzido, aumentando a vida de fadiga e Resistência a fratura por estresse de sulfeto. A adição de Mo pode também reduzir a segregação de fósforo a fronteiras de grão, aprimorando a resistência a fratura intergranular. No entanto, este ligante de ferro é caro, tornando desejável a redução do conteúdo máximo de Mo na composição de aço. Portanto, em certas modalidades, a quantidade máxima de Mo é cerca de 0,5%.
[0054] O boro é um elemento cuja adição é fortemente eficiente no aumento do endurecimento do aço. Por exemplo, o B pode aprimorar o endurecimento pela inibição da formação de ferrita durante a têmpera. Em algumas modalidades, B é usado para alcançar bom endurecimento (isto é, como estrutura temperada composta por pelo menos 90% martensita) em aços com conteúdo de Mn reduzido para aprimorar a vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto. Se o conteúdo de B for menor que cerca de 0,0005 %p, pode ser difícil, nestas modalidades, obter o endurecimento desejado do aço. No entanto, se o conteúdo de B for muito alto, carbetos de boro grosseiros podem ser formados nas fronteiras de grão, afetando adversamente a tenacidade. Dessa forma, em uma modalidade, a concentração de B na composição é menor que cerca de 0,0030% e, em outra modalidade, o conteúdo de B é de cerca de 0,0005% a 0,0025%.
[0055] O titânio é um elemento .cuja adição é eficiente no aumento da eficiência do B no aço, pela fixação de impureza de nitrogênio com nitretos de titânio (TiN) e inibição da formação de nitretos de boro. Se o conteúdo de Ti for muito baixo, pode ser difícil, em algumas modalidades, obter o efeito desejado do boro do ‘ endurecimento do aço. Por outro lado, se o conteúdo de Ti for maior que 0,03 %p, nitretos e carbetos de titânio grosseiros (TiN e TiC) podem ser formados, afetando adversamente a. ductilidade e tenacidade. Dessa forma, em certas modalidades, a concentração de Ti pode ser limitada a cerca de 0,030%. Em outras modalidades, a concentração de Ti pode variar de cerca de 0,010% a cerca de 0,025%.
[0056] Considerando que a produção de tubulação em espiral de baixos benefícios de propriedades mecânicas a partir de baixa resistência ao revenimento, as adições de B e Ti aumentam o endurecimento sem aumentar a resistência ao revenimento. Por conseguinte, permite a produção de Grau 551,6 MPa (80 ksi) sem longos tempos de imersão durante o revenimento, com o aumento subsequente em produtividade. Como uma das limitações para a produção de uma tubulação em espiral em uma linha de tratamento térmico é o comprimento da linha para imergir adequadamente o material durante o revenimento, o uso de B e Ti é particularmente relevante para a produção de um limite de elasticidade baixo na tubulação em espiral.
[0057] O cobre é um elemento que não é requerido em certas modalidades da composição de aço. No entanto, em algumas aplicações de tubulação em espiral, o Cu pode ser requerido para aumentar a resistência a corrosão atmosférica. Portanto, em certas modalidades, o conteúdo de Cu da composição de aço pode ser limitado a menos que cerca de 0,50%. Em outras modalidades, a concentração de Cu pode variar desde cerca de 0,25% a cerca de 0,35%.
[0058] O níquel é um elemento cuja adição aumenta a resistência e tenacidade do aço. Se o Cu for adicionado na composição de aço, o Ni pode ser usado para evitar defeitos da laminação a quente conhecidos como falta de calor. No entanto, o Ni é muito custoso e, em certas modalidades, o conteúdo de Ni da composição de aço é limitado a menos que ou igual a cerca de 0,50%. Em outras modalidades, a concentração de Ni pode variar de cerca de 0,20% a cerca de 0,35%.
[0059] O nióbio é um elemento cuja adição à composição de aço pode refinar o tamanho de grão austenítico durante o reaquecimento na região austenítica, com o subsequente aumento em tanto a resistência quando a tenacidade. 0 Nb pode também precipitar durante o revenimento, aumentando a resistência do aço por endurecimento por dispersão de partícula. Em uma modalidade, o conteúdo de Nb da composição de aço pode variar dentro da faixa entre cerca de 0% a cerca de 0,10%, preferencialmente cerca de 0% a cerca de 0,04%.
[0060] O vanádio é um elemento cuja adição pode ser usada para aumentar a resistência do aço por precipitações de carbeto durante o revenimento. No entanto, se o conteúdo de V da composição de aço for maior que cerca de 0,15%, uma grande fração do volume de partículas de carbeto de vanádio poderão ser formadas, com uma redução concomitante na tenacidade do aço. Portanto, em certas modalidades, o conteúdo de V é limitado a cerca de 0,15%, preferencialmente a. cerca de 0,10%.
[0061] O alumínio é um elemento cuja adição à composição de aço possui um efeito desoxidante durante o processo de feitura do aço e adicionalmente refina o tamanho de grão do aço. Em uma modalidade, se o conteúdo de Al da composição de aço for menor que cerca de 0,010%, o aço pode estar susceptível a oxidação, exibindo altos níveis de inclusões. Em outras modalidades, se o conteúdo de Al da composição de aço for maior que cerca de 0,040%, precipitados grosseiros podem ser formados, prejudicando a tenacidade do aço. Portanto, o conteúdo de Al da composição de aço pode variar dentro da faixa entre cerca de 0,010% a cerca de 0,040%.
[0062] 0 enxofre é um elemento que faz com que a tenacidade e trabalhabilidade do aço diminuam. Como consequência, em algumas modalidades, o conteúdo de S da composição de aço é limitada a um máximo de cerca de 0,010%, preferencialmente cerca de 0,003%.
[0063] O fósforo é um elemento que faz com que a tenacidade do aço diminua. Como consequência, o conteúdo de P da composição de aço é limitada a um máximo de cerca de 0,015%, preferencialmente cerca de 0,010%.
[0064] O oxigênio pode ser uma impureza na composição de aço que está presente primariamente na forma de óxidos. Em uma modalidade da composição de aço, na medida em que o conteúdo de O aumenta, propriedades de impacto do aço são prejudicadas. Como consequência, em certas modalidades da composição de aço, um conteúdo relativamente baixo de O é desejado, menor que ou iqual a cerca de 0,0050 %p; preferencialmente menor que ou igual a cerca de 0,0015 %p.
[0065] O cálcio é um elemento cuja adição à composição de aço pode aumentar a tenacidade pela modificação da forma das inclusões de sulfeto. Em uma modalidade, a composição de aço pode compreender uma razão de conteúdo mínimo de Ca para S de Ca/S > 1,5. Em outras modalidades da composição de aço, Ca excessivo é desnecessário e a composição de aço pode compreender um máximo de conteúdo de Ca de cerca de 0,05%, preferencialmente cerca de 0,03%.
[0066] Os conteúdos de impurezas inevitáveis, incluindo, sem limitações N, Pb, Sn, As, Sb, Bi e semelhantes são preferencialmente mantidos tão baixos quanto possível. No entanto, propriedades (por exemplo, resistência, tenacidade) de aços formados a partir das modalidades da composição de aços da presente descrição podem não ser substancialmente prejudicadas já que estas impurezas são mantidas abaixo de níveis selecionados. Em uma modalidade, o conteúdo de N da composição de aço pode ser menor que cerca de 0,010%, preferencialmente menor que ou igual a cerca de 0,008%. Em outra modalidade, o conteúdo de Pb da composição de aço pode ser menor que ou igual a cerca de 0,005%. Em uma modalidade adicional, o conteúdo de Sn da composição de aço pode ser menor que ou igual a cerca de 0,02%. Em uma modalidade adicional, o conteúdo de As da composição de aço pode ser menor que ou igual a cerca de 0,012%. Em outra modalidade, o conteúdo de Sb da composição de aço pode ser menor que ou igual a cerca de 0,008%. Em uma modalidade adicional, o conteúdo de Bi da composição de aço pode ser menor que ou igual a cerca de 0,003%.
[0067] A seleção de uma química de aço específica desta descrição dependerá da especificação do produto final e restrições da instalação industrial (por exemplo, na introdução de linhas de tratamento térmico, é difícil de alcançar longos tempos de imersão durante o revenimento). A adição de Mn será reduzida quando possível porque ele prejudica a vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto através da formação de grandes padrões de segregação. 0 Cr e, em uma menor extensão, o Mo serão usados para repor o Mn, e o tratamento térmico de corpo completo é mantido o mais simples possível. Ambos elementos aumentam a estabilidade de carbeto e resistência a amolecimento, o que pode levar a longos tempos de imersão durante o revenimento. Por conseguinte, estes elementos são preferidos para Graus de maior resistência (por exemplo, Grau 110 e maiores) , para os quais a resistência ao revenimento é desejada, e evitados nos Graus menores (Grau 80), para os quais linhas de tratamento térmico industriais impraticáveis seriam necessárias.
[0068] No caso dos Graus menores (Grau 80), serão preferidas adições de microligantes B e Ti em combinação com conteúdos adequados de C. Estes elementos permitem alcançar bom endurecimento sem o uso de grandes adições de Mn. Ademais, B e Ti não aumentam a resistência ao revenimento. Por conseguinte, um tratamento de revenimento simples e curto pode ser usado para alcançar o nível de resistência desejado.
[0069] A rota de processamento industrial correspondendo a esta descrição é descrita nos seguintes parágrafos, tendo foco nas condições do Tratamento Térmico de Corpo Completo (TTCC).
[0070] O material bruto para tubulação em espiral é produzido em uma fábrica de aço como tiras laminadas a quente com espessura de parede que pode variar de cerca de 0,20 centímetros até 0,76' centímetros (0,08-0,30 polegadas). Uma laminação controlada pode ser usada para o fornecedor de aço refinar a microestrutura enquanto laminada. No entanto, um refinamento microestrutural importante das tiras enquanto laminadas não é necessário porque, nesta descrição, a microestrutura e as propriedades mecânicas são majoritariamente definidas pelo TTCC final. Esta flexibilidade no processo de laminação a quente ajuda a reduzir o custo do material bruto e permite usar químicas de aço não disponíveis quando procedimentos de laminação a quente complexos podem ser usados (em qeral, laminação controlada pode ser aplicada somente a aços de microliga de carbono).
[0071] As tiras de aço são longitudinalmente cortadas para a largura de produção de tubos. Em seguida, as tiras são unidas extremidade a extremidade através de um processo de solda (por exemplo, Soldagem por Arco Plasma ou Soldagem por Fricção e Agitação Mecânica) para formar uma tira maior que permite alcançar o comprimento tubular. Estas tiras soldadas são transformadas em um tubo usando, por exemplo, uma soldagem por resistência elétrica. Diâmetros externos de tubos em espiral estão entre 0,25 centímetros e 1,27 centímetros (1-5 polegadas) . Comprimentos de tubo são de cerca de 4572 m (15.000 pés), mas comprimentos podem estar entre cerca de 3048 m e cerca de 12192 m (10.000-40.000 pés).
[0072] Após formar o tubo, o Tratamento Térmico de Corpo Completo (TTCC) é aplicado. 0 objetivo deste tratamento térmico é produzir uma microestrutura final homogênea composta de pelo menos 90% martensita revenida, sendo o resto bainita. Esta microestrutura, tendo distribuição de carbeto uniforme e tamanho de grão abaixo de 20 pm - preferencialmente abaixo de 15 pm - garante boas combinações de resistência, ductilidade, tenacidade e vida de fadiga de ciclo baixo. Adicionalmente, como mencionado anteriormente, pela seleção apropriada da química do aço, este tipo de microestrutura é adequado para aprimorar a resistência a Fratura por Estresse de Sulfeto (FES) em comparação com estruturas convencionais, compostas de ferrita, perlita e grandes frações volumétricas de bainita superior.
[0073] O TTCC é composto de pelo menos um ciclo de austenitização e têmpera (Q) seguido de um tratamento de revenimento (T) . A austenitização é realizada a temperaturas entre 900°C e 1000°C. Durante este estágio, o tempo total de permanência acima da temperatura de equilíbrio Ae3 deve ser selecionado para garantir uma dissolução completa de carbetos de ferro sem ter um crescimento de grãos austeníticos excessivo. O tamanho de grão alvo está abaixo de 20 pm, preferencialmente abaixo de 15 pm. A têmpera deve ser realizada controlando-se a taxa de resfriamento mínima de forma a alcançar uma microestrutura final enquanto temperada composta de pelo menos 90% martensita ao longo da tubulação.
[0074] A têmpera é realizada a temperaturas entre 550°C e 720°C. Um tratamento térmico acima de 720 °C pode levar a uma transformação parcial de martensita a uma austenita com muito carbono. Este constituinte deve ser evitado porque tende a transformar-se em constituintes quebradiços, o que pode prejudicar a tenacidade e vida de fadiga. Por outro lado, se a têmpera for realizada abaixo de 550°C o processo de recuperação da estrutura deslocada enquanto temperada não é completado. Por conseguinte, a tenacidade pode ser novamente extremamente reduzida. O ciclo de revenimento deve ser selecionado, dentro da faixa de temperatura mencionada acima, de forma a alcançar as propriedades mecânicas desejadas. O limite de elasticidade mínimo pode variar de 551,6 MPa a 965,3 MPa (80-140 ksi). Um tempo apropriado de permanência na temperatura deve ser selecionado de forma a garantir uma distribuição de carbetos homogênea tanto no tubo base quanto nas áreas de solda (linha SRE e juntas tira a tira). Em alguns casos, de forma a aprimorar a combinação de resistência e tenacidade, mais de um ciclo de austenitização, têmpera e revenimento pode ser realizado. Após o TTCC, o tubo pode ser sujeito a um processo de adequação de tamanho, de forma a garantir tolerâncias dimensionais especificadas, livres de tensão, e enrolado em um espiral.
Exemplos: Exemplo A: Seleção de química para aprimorar o endurecimento [0075] Como mencionado anteriormente, a microestrutura desta descrição é composta de pelo menos 90% martensita revenida com uma distribuição homogênea de carbetos finos, sendo o resto bainita. Esta microestrutura permite a produção de um tubo em espiral com a combinação desejada de alta resistência, vida de fadiga de ciclo baixo estendida e resistência a fratura por estresse de sulfeto·aprimorada.
[0076] A martensita revenida é obtido por pelo menos um tratamento térmico de têmpera e revenimento, realizado após a tubulação ser formada por SRE. O tratamento térmico pode ser repetido duas ou mais vezes caso um refinamento adicional seja desejado para aprimorar a resistência a fratura por estresse de sulfeto. Isto é devido ao fato de ciclos subsequentes de austenitização e têmpera reduzirem não só o tamanho de grão austenítico anterior como também os tamanhos de bloco e pacote de martensita.
[0077] Para obter a microestrutura alvo com bom endurecimento, pelo menos 90% martensita pode ser formado ao fim do processo de têmpera. Uma seleção química adequada é fundamental para alcançar tal fração volumétrica de martensita. A seleção de composições de aço adequadas foi baseada em experimentos realizados com um simulador termodinâmico Gleeble® 3500 e ensaios industriais foram realizados posteriormente para confirmar as descobertas laboratoriais.
[0078] Algumas das químicas de aço analisadas em laboratório são listadas na Tabela Al. Para todas estas químicas, testes dilatométricos foram realizados no Gleeble® para construir diagramas de Transformação de Resfriamento Contínuo (TRC). Os diagramas TRC foram usados, em combinação com análise metalográfica das amostras obtidas a partir das simulações, para determinar a taxa mínima de resfriamento para ter mais que 90% martensita. Esta taxa crítica de resfriamento, principalmente dependente da química de aço, será referida como CR90.
Tabela Al: Composição química dos aços estudados experimentalmente. Concentrações de elementos estão em porcentagem peso (%p).
[0079] Exemplos dos diagramas TRC obtidos são apresentados nas Figuras 1-2. Em todos os casos, a austenitização foi realizada a 900-950°C de 'forma a obter um tamanho de grão austenítico (TGA) de 10-20 μιη. Aços STD1, STD2 e STD3 possuem químicas dentro da especificação API 5ST, mas fora da faixa desta descrição por conta de sua baixa adição de carbono (Tabela Al). O resfriamento crítico CR90 foi maior que 100°C/s, no caso de STD1 e STD2, e cerca de 50°C/s, para STD3.
[0080] As Figuras 1A-B mostram diagramas TRC correspondendo a aços STD2 (A) e STD3 (B) . Em negrito são mostradas as condições críticas de resfriamento para produzir uma microestrutura final composta de cerca de 90% martensita, sendo o resto bainita. As Figuras 2A-B mostram os diagramas TRC correspondendo a aços BTi2 e CrMoBTi3. Em negrito são mostradas as condições críticas de resfriamento para produzir uma microestrutura final composta de cerca de 90% martensita, sendo o resto bainita. O primeiro é um aço microligado com B-Ti (ver Tabela Al). O CrMoBTi2 é um aço de carbono médio tendo adições de Cr e Mo, também microligados com B-Ti. As taxas de resfriamento criticas medidas (correspondendo à curvas de resfriamento mostradas em negrito nos diagramas TRC) foram 25°C/s e 15°C/s para BTi2 e CrMoBTi3, respectivamente.
[0081] Na Figura 3, é apresentada a taxa de resfriamento média de tubos tratados em uma instalação de cabeçotes de têmpera (aspersores de água resfriando o tubo a partir da superfície externa). Os valores são mostrados como função da espessura de parede (EP) do tubo. A área sombreada no esquema corresponde à faixa típica da espessura de parede de aplicações de tubos em espiral. É claro que, quando selecionando químicas de aço adequadas para possuir mais que 90% martensita revenida, a taxa de resfriamento crítica da liga deve ser igual ou menor que 30°C/s. Caso contrário, mais que 10% bainita serão formados durante a têmpera do tubo mais espesso (EP = 0,76 cm (0,3 polegadas)) na instalação mencionada acima.
[0082] STD1, STD2 e STD3 possuem taxas de resfriamento críticas acima de 30°C/s. Por conseguinte, estes aços não são adequados para esta descrição. Por outro lado, o endurecimento é adequado para aços BTi2 e CrMoBTi3. O aprimoramento do endurecimento é devido a um conteúdo de carbono aumentado e a adição de B-Ti.
[0083] Na Tabela A2, são mostradas as taxa de resfriamento criticas medidas para os aços da Tabela Al. STD1, STD2 e STD3 são químicas atualmente usadas para tubos em espiral de Graus 80, 90 e 110; e cumprem com a API 5ST. No entanto, mesmo o mais ligado STD3 possui uma taxa de resfriamento crítica para garantir mais que 90% martensita revenida em tubos com EP na faixa de interesse. É claro que materiais padrão não são adequados para produzir a microestrutura alvo desta descrição e o endurecimento deve ser aprimorado. Em aços de liga baixa, o elemento mais importante afetando o endurecimento é o carbono. Por conseguinte, C foi aumentado acima do máximo especificado pela API 5ST (0,16 %p) para ter taxas de resfriamento críticas não maiores que 30°C/s. Nesta descrição, a adição de carbono está na faixa de 0,17% a 0,35% (o nível máximo foi selecionado para garantir boa soldabilidade e tenacidade). Como mencionado a pouco, o resto da química deve ser ajustado para ter valores de CR90 iguais ou menores que 30°C/s.
Tabela A2: Taxas de resfriamento críticas para ter mais que 90% martensita (CR90) medidas para os aços analisados. Valores determinados a partir de testes dilatométricos Gleeble® e análises metalográficas.
[0084] As seguintes instruções para selecionar químicas de aço adequadas foram obtidas a partir da análise de resultados experimentais na Tabela A2: [0085] Aços C-Μη: o endurecimento depende principalmente da adição de carbono e manganês. Cerca de 2% Mn pode ser usado para alcançar o endurecimento desejado quando C está no limite inferior (aço CMnl) . No entanto, Mn é um elemento que produz fortes padrões de segregação que podem diminuir a vida de fadiga. Por conseguinte, a adição de Mn é diminuída em formulações com mais carbono. Por exemplo, quando a concentração de carbono é de cerca de 0,25%, 1,6% Mn é suficiente para alcançar o endurecimento (aço CMn2).
[0086] Aços B-Ti: estas ligas são simples aços carbono microligados com boro e titânio. Devido ao aumento no endurecimento associado com o efeito do boro, o Mn pode ser ainda mais reduzido. Para o carbono no limite inferior, cerca de 1,6% Mn pode ser usado para alcançar o endurecimento. Quando a concentração de carbono é de cerca de 0,25%, 1,3% Mn é suficiente para alcançar o endurecimento (aço BTi2) .
[0087] Aços Cr-Mo: estes aços possuem adições de Cr e Mo que são úteis para aumentar a resistência ao revenimento, o que os torna adequados para Graus de ultra-alta resistência. Adicionalmente, Cr e Mo são elementos que aprimoram o endurecimento; então, a adição de Mn pode ser adicionalmente reduzida. No entanto, Cr e Mo são adições custosas que reduzem a trabalhabilidade a quente do aço e seus conteúdos máximos são limitados a 1% e 0,5%, respectivamente. Em um exemplo com carbon no limite inferior, cerca de 1% Mn pode ser usado para alcançar CR90 (CrMol) . Se o aço for também microligado com B-Ti, uma redução adicional de Mn para 0,6% pode ser realizada (CrMoBTil).
Exemplo B: Seleção de química para diferentes Graus de tubo em espiral [0088] Para analisar o comportamento de revenimento dos aços apresentados na Tabela Al, simulações de tratamentos térmicos industriais foram realizadas no Gleeble®. As simulações consistiram em uma austenitização a 900-950°C, têmpera a 30°C/s e revenimento. Em um caso particular de aços STD1, STD2 e STD3, maiores taxas de resfriamento foram usadas de forma a alcançar pelo menos 90% martensita durante a têmpera. Para STD1 e STD2, uma taxa de tempera de cerca de 150°C/s foi usada enquanto que, para STD3, o resfriamento foi a 50°C/s. Estas taxas de resfriamento maiores podem ser alcançadas em pequenas amostras no Gleeble® quando água de resfriamento externa é aplicada. Após a têmpera, as amostras foram revenidas usando dois tipos de ciclos: -Ciclo em forma de pico: Aquecimento a 50°C/s até uma temperatura máxima (Tmax) que estava na faixa de 550°C a 720°C. Resfriamento a cerca de l,5°C/s até a temperatura ambiente. Estes ciclos tiveram a intenção de similar condições de revenimento reais em fornos de indução, as quais são caracterizadas por alta taxa de aquecimento, nenhum tempo de imersão na temperatura máxima e resfriamento ao ar. -Ciclo isotérmico: Aquecimento a 50°C/s até 710°C, imersão nesta temperatura durante um tempo que variou de 1 min a 1 hora e resfriamento a cerca de l,5°C/s. este ciclo foi usado para simular o revenimento em uma linha industrial com diversos indutores de imersão ou com um forno em túnel.
[0089] Em todos os casos, a temperatura de revenimento variou de 550°C a 720°C. Temperaturas maiores que 720°C foram evitadas porque re-austenitização não desejada ocorre. Por outro lado, se o revenimento for realizado abaixo de 550°C, a recuperação da estrutura deslocada não é completada, e o material apresenta constituintes quebradiços que podem prejudicar a vida de fadiga.
[0090] Ciclos de revenimento em forma de picos são preferidos para reduzir o comprimento da linha e para aprimorar a produtividade. Por conseguinte, a viabilidade de obter um dado Grau com uma química de aço específica foi principalmente determinada pela curva de revenimento obtida usando este tipo de ciclos. Se após um revenimento em forma de pico a 720 °C a resistência ainda for alta para o Grau, uma imersão na temperatura máxima pode ser realizada. No entanto, na medida que o tempo de imersão aumenta, linhas industriais maiores, mais custosas e menos produtivas podem ser necessárias.
[0091] Na Figura 4 (posicionada a esquerda), é apresentada a curva de revenimento medida para o aço BTi2. Propriedades de tensão são mostradas como uma função da temperatura de revenimento máxima. Ciclos térmicos em forma de pico foram usados nas simulações. A partir da figura, é visto que os Graus 90 a 125 podem ser obtidos pela mudança da temperatura de pico máxima de cerca de 710°C para 575°C, respectivamente. Com esta química, não é possível alcançar 965,3 MPa (140 Ksi) de limite de elasticidade sem reduzir a temperatura de revenimento abaixo de 550°C. em relação a Gruas menores, 3 minutos de imersão a 710°C podem ser usados para obter o Grau 80 (posicionado a direita na Figura 4).
[0092] Com base nos resultados obtidos a partir das simulações no Gleeble®, a Tabela BI foi construída. Esta Tabela mostra, para cada aço analisado, a viabilidade de produzir diferentes Graus, os quais ficaram na faixa de 551,6 MPa a 965,3 MPa (80-140 Ksi) de limite de elasticidade mínimo. Por exemplo, no caso de BTi2, é viável alcançar Graus 90 a 125 usando ciclos de revenimento em forma de pico. No entanto, 2 minutos de imersão a 720°C podem ser usados no caso do Grau 80, que é porque a célula "imersão" correspondente é indicada.
Tabela B1: Viabilidade de produzir industrialmente os Graus 80 a 140 usando as químicas de aço analisadas. Quando a "imersão" aparece na célula, significa que mais de 1 minuto de imersão a 720°C pode ser usado para alcançar o Grau.
[0093] A partir dos resultados obtidos, fica claro que, de forma a obter os maiores Graus, maiores adições de carbono e Cr-Mo podem ser usadas. Particularmente, o Grau 140 não pode ser alcançado com químicas padrão, como descrito na API5ST, por conta do baixo conteúdo de carbono. Por outro lado, para alcançar o Grau 80, uma química simples com pouca adição de carbono e nenhuma adição de Cr ou Mo é a melhor opção. Neste caso, adições de microliga de B-Ti podem ser usadas para garantir bom endurecimento (por exemplo, uma química como BTii é uma boa alternativa).
[0094] É importante mencionar que, de forma a produzir estruturas martensiticas com os aços padrão (STD1, STD2 e STD3), foi necessário usar no laboratório taxas de têmpera maiores que aquelas alcançáveis na fábrica. Por conseguinte, se limitarmos a taxa de resfriamento àquela industrialmente alcançável, nenhum dos Graus de tubo em espiral poderão ser obtidos com aços convencionais usando a rota de processamento de TTCC.
Exemplo C: Seleção de química para reduzir efeitos negativos de segregação durante a solidificação [0095] Durante a solidificação do aço, elementos ligantes tendem a permanecer diluídos no líquido por conta de sua maior solubilidade em comparação com o sólido (ferrita δ ou austenita). Áreas ricas em soluto formam dois tipos de padrão de composição química não uniformes sob solidificação: microsegregação e macrosegregação.
[0096] A microsegregação resulta do congelamento do líquido enriquecido de soluto nos espaços interdendríticos, mas ela não constitui um problema maior, já que os efeitos da microsegregação podem ser removidos durante subsequente trabalho a quente. Por outro lado, a macrosegregação é uma não uniformidade da composição química na seção de molde em uma maior escala. Não pode ser completamente eliminada pela eliminação a temperatura alta e/ou trabalho a quente. No caso de interesse para esta descrição, o qual é o molde de chapa continua, ele produz a tira de segregação da linha de centro.
[0097] Uma tira de segregação central deve ser evitada porque: -Constituintes quebradiços, como martensita não revenida, podem aparecer nesta região como resultado de operações de solda (solda em viés e SRE; ver, por exemplo, Figuras 5A-B) . Estes constituintes não desejados são removidos durante o tratamento térmico de corpo inteiro subsequente. No entanto, o tubo pode ser plasticamente deformado por flexão entre as operações de solda e tratamento térmico, produzindo uma falha durante a produção industrial. -Após o TTCC, o restante da tira de segregação central é uma região enriquecida em solutos substituintes (como Mn, Si, Mo) com uma maior densidade de carbetos grosseiros que o resto do material. Esta região é suscetível a fraturas nucleadas durante a fadiga de ciclo baixo, como pode ser observado nas Figuras 6-7. Adicionalmente, tiras de segregação proeminentes são associadas a baixa resistência a fratura por estresse de sulfeto.
[0098] Apesar de não ser possível remover a macrosegregação, seus efeitos negativos sobre tenacidade, vida de fadiga e resistência a fratura por estresse de sulfeto podem ser reduzidos por uma seleção apropriada de química de aço.
[0099] Com base em medidas EDX em amostras correspondendo a uma ampla faixa de químicas de aço, fatores de enriquecimento na tira de segregação central foram estimados para diferentes elementos de liga. Os resultados são mostrados na Tabela Cl. Os fatores de enriquecimento (FE) são razões entre cada concentração de elemento na tira central e aquela correspondendo à média na matriz. Estes fatores são principalmente dependentes do coeficiente de partição termodinâmico entre líquido e sólido; e difusividades durante a solidificação.
Tabela Cl: Fatores de enriquecimento (FE) na tira de segregação central correspondendo a diferentes elementos de liga substituintes.
[0100] A Tabela Cl mostra claramente que existem alguns elementos que possuem uma forte tendência de segregar durante a solidificação, como Si e Cu. Por outro lado, Cr e Ni possuem fatores de enriquecimento baixos. Ni é uma adição custosa, mas Cr pode ser usado quando um aumento no endurecimento e/ou resistência ao revenimento é desejado sem produzir padrões de segregação fortes.
[0101] Os fatores de enriquecimento dão informação acerca do aumento de concentração que pode ser esperada para cada elemento na tira de segregação central. No entanto, nem todos esses elementos possuem o mesmo efeito em relação à tendência do material de formar constituintes quebradiços durante a soldagem ou tratamento térmico. É observado que, quanto maior o aumento no endurecimento, maior é a tendência de constituintes quebradiços durante o processamento. É importante mencionar que elementos com altos coeficientes de difusão, como o carbono e o boro, podem segregar durante a solidificação, mas são homogeneizados durante a laminação a quente. Por conseguinte, eles não contribuem para formar constituintes quebradiços localizados na tira de segregação.
[0102] A partir da análise dos diagramas TRC (Exemplo A), pode ser concluído que o manganês produz o maior aumento no endurecimento. Isto é além de carbono e boro, os quais não apresentam grandes padrões de segregação após laminação a quente. Por outro lado, Si e Cu, os quais possuem uma forte tendência de segregar, não desempenham uma função importante no endurecimento. Por conta de seu alto fator de enriquecimento e grande efeito no endurecimento, a adição de Mn deve ser reduzida o quanto for possível quando tentando diminuir os efeitos negativos de macrosegregação, como a redução da vida de fadiga de ciclo baixo.
[0103] Grandes conteúdos de Mn são comumente adicionados à composição de aço por conta de seu efeito no endurecimento. Nesta descrição, o endurecimento é principalmente alcançado através de maior adição de carbono, então a concentração de Mn pode ser geralmente reduzida. Reduções adicionais de manganês podem ser alcançadas usando adições de boro e/ou cromo. Exemplos podem ser vistos na Tabela 02, a qual mostra a taxa de resfriamento crítica (CR90) para diferentes composições de aço obtidas a partir dos diagramas TRC (dados tirados a partir do Exemplo A anterior). De forma a alcançar o endurecimento em um aço com cerca de 0,25% carbono, o Mn pode ser reduzido de 1,6% para 1,3% com a adição de Boro, e adicionalmente reduzido a 0,4% se Cr-Mo for adicionalmente usado.
Tabela C2: Taxas de resfriamento críticas para ter mais que 90% martensita (CR90) medidas para os aços analisados. Valores determinados a partir de testes dilatométricos de Gleeble® e análise metalográfica.
Exemplo D: Homogeneização de microestrutura [0104] Como previamente mencionado, a vida de fadiga da tubulação em espiral é fortemente dependente das características microscópicas como heterogeneidades microestruturais. A combinação de microconstituintes macios e duros tende a produzir localização de tensão plástica, que a força motriz para nucleação e propagação de fraturas. Nesta seção, são comparadas as microestruturas de tubulação em espiral obtidas com o método de produção padrão aplicado a químicas na API 5ST, e aquelas correspondendo a uma química e condições de processamento nas faixas descritas nesta descrição.
[0105] Como material de referência, foi usada uma tubulação em espiral Grau 110 padrão (limite de elasticidade de 758,4 MPa a 827,4 MPa (110-120 Ksi)) com química intitulada STD2 na Tabela Al, a qual está na especificação API 5ST. Este material padrão foi comparado a um tubo em espiral do mesmo grau produzido com a química BTi2 e aplicando o TTCC.
[0106] Nesta comparação, diferentes localizações da tubulação serão consideradas: - Metal Base (MB): microestrutura da tubulação em espiral separada da linha SRE e soldas em viés, onde "separada" significa que não estão incluídas nesta região as zonas afetadas termicamente (ZAT) produzidas durante qualquer operação de solda e seus possíveis Tratamentos Térmico Pós Soldagem (TTPS). -Solda em viés (SV): região microestrutural correspondendo à junta tira a tira que pode ser realizada por Soldagem por Arco Plasma (SAP), Soldagem por Fricção e Agitação Mecânica (FSW) ou quaisquer outras técnicas de solda. Também está incluída nesta região a correspondente zona afetada termicamente durante a solda e TTPS., -linha SRE: microestrutura resultante da soldagem SRE longitudinal durante a formação do tubo e seu TTPS localizado, o qual é geralmente um recozimento da costura. Como em casos anteriores, esta região também inclui a correspondente zona afetada termicamente.
[0107] Nas Figuras 8A-B, são apresentadas as microestruturas de metal base correspondendo ao tubo em espiral padrão (A) e ao desta descrição (B) . No primeiro caso, é observada uma matriz de ferrita com uma distribuição fina de carbetos. Esta matriz e estrutura fina resulta do processo de laminação a quente controlado. Esta microestrutura da descrição (Figura 8B) é principalmente composta de martensita revenida. A fração volumétrica de bainita é menor que 5%, neste caso. A estrutura de martensita revenida é também uma distribuição fina de carbetos de ferro na matriz de ferrita. A principal diferença entre estruturas convencionais e novas é relacionada à morfologia dos grãos e sub-grãos de ferrita e à densidade de deslocamento. No entanto, em relação ao refinamento e homogeneidade, ambas estruturas são muito similares.
[0108] Nas Figuras 9A-B, são mostrados micrógrafos de varredura eletrônica correspondendo à linha SRE. É claro que, na estrutura convencional, dois microconstituintes aparecem: existem grão de ferrita macia e blocos rígidos compostos de uma mistura de perlita fina, martensita e alguma austenita retida. Neste tipo de estrutura, tensão plástica é localizada na ferrita e fraturas podem nuclear e se propagar nos constituintes quebradiços ao redor (martensita não revenida e austenita com muito carbono retida). Por outro lado, a microestrutura da linha SRE obtida com química e condições de processamento dentro das faixas desta descrição é homogênea e muito similar à estrutura do metal base correspondente.
[0109] Microestruturas correspondendo às ZAT da SRE são apresentadas nas Figuras 10A-B. No material padrão, é clara a aparição do remanescente da tira de segregação central, o qual após recozimento da costura é parcialmente transformado em martensita não revenida. Novamente, estes são constituintes quebradiços que estão localizados ao longo da linha SRE e podem nuclear e se propagar fraturas durante o serviço. O risco de falha é maior no caso anterior por conta do maior tamanho dos constituintes já mencionados. Por outro lado, na tubulação em espiral temperada e revenida, a estrutura próxima à linha SRE é homogênea e o remanescente da tira de segregação central não é observado.
[0110] Nas Figuras 11A-B, são apresentadas alguns micrógrafos de verredura eletrônica correspondendo à ZAT da solda em viés tanto do tubo em espiral convencional quando deste descrição. Para o material convencional, a microestrutura é muito diferente da do metal base (MB) . Ela é composta principalmente de bainita superior e o tamanho de grão é grande (50 microns, em comparação com menos de 15 microns para o MB) . Este tipo de estrutura grosseira não é adequada para fadiga de ciclo baixo porque fraturas podem facilmente se propagar ao longo de ripas bainiticas. Um exemplo de uma fratura de fadiga correndo através da bainita grosseira na solda em viés é mostrado na Figura 12. Esta é uma fratura secundária localizada próxima à falha principal ocorrida durante o serviço de uma standard tubulação em espiral Grau 110 padrão.
[0111] Por outro lado, a microestrutura da solda em viés nesta descrição é novamente muito parecida àquela correspondendo à do metal base. Nenhum grão de bainita superior foi observado. É importante mencionar que alguma bainita pode aparecer após o tratamento térmico de corpo completo, mas, por conta da seleção de química e condições de processamento adequadas, a fração volumétrica correspondente deste constituinte é menor que 10%. Esta é a principal razão para o bom endurecimento das químicas descritas nesta descrição. Adicionalmente, devido ao limite superior na temperatura de austenitização, o tamanho de grão final é pequeno (menor que 20 microns), então grandes ripas de bainita que podem propagar fraturas são completamente evitadas.
[0112] Outros exemplos da homogeneidade microestrutural alcançável pela combinação da química de aço e condições de processamento descrita nesta descrição são apresentados nas Figuras 13-14. Na Figura 13, é mostrada a variação típica de dureza através da solda em viés para tubos em espiral produzidos convencionalmente em comparação com aquela obtida usando a nova química e rota de processamento. É claro que, quando usando esta descrição, a variação de dureza é altamente reduzida. Como consequência, a tendência do material de acumular tensão em regiões localizadas (neste caso, a ZAT da solda em viés) é também reduzida e a vida de fadiga, aprimorada.
[0113] Nas Figuras 14A-B, são mostradas algumas microestruturas correspondendo à interseção entre a solda em viés e a linha SRE. É claro que grandes heterogeneidades microestruturais são obtidas seguindo a rota convencional. Estas heterogeneidades são eliminadas com sucesso usando a química e condições de processamento descritas nesta descrição.
Exemplo E: Teste de fadiga para tubo em espiral [0114] De forma a comparar a performance da tubulação em espiral produzida de acordo com esta descrição com aquela correspondendo a produtos padrão, uma série de testes foram realizados em laboratório. Amostras de tubo em espiral foram testadas em uma máquina de fadiga mostrada esquematicamente na Figura 15. Esta máquina é capaz de simular as deformações de flexão durante as operações de enrolamento e desenrolamento, aplicando ao mesmo tempo pressões internas. Portanto, os testes são úteis para elencar materiais sob condições de fadiga de ciclo baixo que estão próximas daquelas experimentadas durante a real operação de campo.
[0115] Durante o teste, os espécimes de fadiga (peças de tubo de 1,5 ou 1,8 metros [5 ou 6 pés] de comprimento) são presos em uma extremidade enquanto uma força alternativa é aplicada por um atuador hidráulico na extremidade oposta. Ciclos de deformação são aplicados sobre os espécimes pela flexão das amostra ao longo de um mandril curvado de raio fixo, e então endireitamento dos mesmos contra um reforço reto. Cápsulas de aço são soldadas nas extremidades do espécime e conectadas a um bomba hidráulica, de forma que o ciclo seja conduzido com o espécime preenchido com água a uma pressão constante até falhar. 0 teste termina quando uma perda de pressão interna ocorre, devido ao desenvolvimento de uma fratura através da espessura de parede.
[0116] O teste foi realizado em tubulações em espiral com diferentes químicas e Graus, como mostrado na Tabela El. A geometria da tubulação foi a mesma em todos os casos (DO 5,08 cm (2"), EP 0,48 cm (0,19")). STD1, STD2 e STD3 são aços dentro dos limites descritos na API 5ST, processados seguindo a rota padrão. BTii, BTi2 e CrMoBTi4 são químicas selecionadas e processadas de acordo com esta descrição. É importante mencionar que o aço CrMoBTi4 foi usado para produzir dois Graus não padrão com 861,8 MPa e 965, 3 MPa (125 Ksi e 140 Ksi) de limite de elasticidade mínimo (o maior Grau descrito na API 5ST possui 758,4 MPa (110 Ksi) de LEM) . Testes foram realizados em peças de tubulação com e sem a solda em viés (em todos os casos, a linha SRE longitudinal é incluída nas amostras). A severidade do teste depende principalmente de dois parâmetros: raio de flexão e pressão interna. Neste estudo, o raio de flexão foi de 1,2 metro (48 polegadas), o que corresponde a uma tensão plástica de cerca de 2%. Pressões internas entre 11,0 MPa e 93,1 MPa (1600-13500 psi) foram consideradas, produzindo tensões de arco que variaram de cerca de 10% a 60% do limite de elasticidade mínimo dos Graus.
Tabela El: Químicas de aço e Graus de tubo em espiral analisados.
[0117] Na Figura 16, são apresentados alguns resultados em comparação entre a vida de fadiga medida em amostras com e sem as solda em viés (SV) . Os valores mostrados na figura correspondem às medias obtidas no teste de Graus de tubos em espiral convencionais e não convencionais. No caso do material convencional, existe claramente uma redução na vida de fadiga quando testando amostras contendo a solda em viés. Por outro lado, os tubos em espiral produzidos de acordo com esta descrição não apresentam uma mudança importante na vida de fadiga quando os testes são realizados em amostras de SV. Isto é uma consequência da estrutura homogênea do tubo, com praticamente nenhuma diferença nas propriedades mecânicas entre metal base, linha SRE e solda em viés.
[0118] Na Figura 17, é mostrado os aprimoramentos na vida de fadiga do tubo em espiral obtidos com químicas e condições de processamento como descritas por esta descrição. Para os Graus 80, 90 e 110, a comparação foi feita contra o Grau equivalente produzido pela rota convencional. No caso dos Graus 125 e 140, os quais não são padrão, a comparação de vida de fadiga foi feita contra um aço STD3 no Grau 110 testado sob condições semelhantes (geometria tubular, raio de flexão e pressão interna). Os resultados apresentados na figura correspondem a valores médios para cada Grau, em que as barras de erro representam a dispersão obtida quando usando diferentes pressões internas.
[0119] Na Figura 17, é claro que um aprimoramento notório na vida de fadiga é observada quando usando químicas e condições de processamento de acordo com esta descrição. Por exemplo, no Grau 110, houve um aprimoramento de cerca de 100% na vida de fadiga. Isto é uma consequência do fato de que, na tubulação em espiral convencional, a performance de fadiga é limitada àquela da solda em viés (a qual é geralmente o ponto fraco em relação à fadiga de ciclo baixo, por conta de suas heterogeneidades microestruturais e constituintes quebradiços). Em tubos em espiral produzidos de acordo com esta descrição, não há uma redução importante na vida de fadiga em soldas em viés, o que aumenta fortemente a performance geral do tubo. Em relação aos Graus não padrão, o grande aprimoramento na vida de fadiga é devido ao fato de que a comparação é feita contra um Grau 110 convencional testado sob condições de processamento similares. No entanto, para as mesmas pressões internas, as tensões de arco estão mais próximas ao limite de elasticidade mínimo do menor Grau, e a severidade do teste aumenta para o Grau 110 em comparação com os Graus 125 e 140. Estes resultados mostram que, usando Graus maiores, (não alcançáveis com o método convencional), a vida de fadiga é fortemente aumentada para as mesmas condições.
Exemplo F: Resistência a fratura por estresse de sulfeto [0120] A performance de material em relação a fragilização por hidrogênio em ambientes contendo H2S é relacionada aos efeitos combinados de ambientes corrosivos, presença de bloqueios (por exemplo, precipitados e deslocamentos) que poderíam aumentar localmente a concentração de hidrogênio, bem como a presença de áreas quebradiças, nas quais fraturas poderíam facilmente se propagar. Uma possível fonte de regiões quebradiças críticas em materiais de tubulação em espiral convencionais é o padrão de segregação de elementos de substituição, tal como Mn, no material bruto. Regiões de concentrações diferenciais tendem a responder de forma distinta a ciclos térmicos impostos durante solda em viés, TTPS, SRE e recozimento de costura, e poderíam levar à formação local de constituintes quebradiços. Em particular, quando o material é recozido nas costuras após o processo SRE, o corpo tubular rapidamente extrai calor da área de solda. Se a segregação for alta o suficiente, áreas de alta dureza alongadas com a possível presença de martensita podem ser formadas como consequência das condições de resfriamento. Estas áreas permanecerão no tubo para tornarem-se caminhos fáceis para propagação de fraturas. 0 fato de o novo processo ser aplicado como o último estágio de produção permite a minimização das áreas endurecidas excessivamente. Outras diferenças relevantes são: a) os deslocamentos introduzidos durante a formação a frio do tubo não estão presentes no novo produto, b) os carbetos no novo produto são menores e isolados em comparação com os carbetos extensos quebradiços de perlita/bainita típicos. Como consequência, o tubo em espiral produzido com químicas e condições de processamento de acordo com esta descrição apresenta uma performance aprimorada a fratura em ambiente contendo H2S.
Tabela F1: Químicas de aço e Graus de tubos em espiral analisados neste estudo.
[0121] De forma a realizar uma primeira análise da resistência a fratura por estresse de sulfeto, amostras de tubos em espiral Grau 80 produzidas por i) o processo padrão e ii) a nova química-processo foram avaliadas usando o método C (argola em forma de C) de NACE TM0177. Químicas de aço são mostradas na Tabela F1. Ambos materiais (3 espécimes, em cada caso) foram testados com a costura SRE no centro da amostra em argola C, usando as seguintes condições: [0122] Carga: 90 % de 551,6 MPa (80Ksi), Solução A, 1 bar H2S, Tempo de teste: 720 h [0123] No caso do tubo em espiral padrão todos os 3 espécimes falharam. Por outro lado, as 3 amostras correspondendo à nova química-processo passaram no teste (Figuras 5A-B com figuras de argolas e C) . Apesar de mais testes estarem em andamento para analisar a resistência a fragilização de diferentes Graus, bem como os efeitos da solda em viés, este primeiro resultado mostra um claro aprimoramento em comparação com a condição padrão, atribuído a uma microestrutura mais homogênea de metal base e linha SRE no caso da nova rota de processo nova.
[0124] Como mostrado nas Figuras 18A-B, a argola em C formada pelo processo convencional possui uma grande fratura abaixo do meio, enquanto que a argola em C formada pelas modalidades do processo descrito não fraturou.
[0125] Em algumas modalidades, adições de B-Ti e Cr-Mo podem reduzir a quantidade máxima de Mn. Em algumas modalidades, Graus podem ser maiores que 110, os quais podem ser difíceis de se alcançar usando o método padrão.
[0126] Funcionalidades, materiais, características, ou grupos descritos em conjunto com um aspecto ou modalidade especifica, ou por exemplo devem ser entendidas para serem aplicáveis a qualquer outro aspecto, modalidade ou exemplo descrito aqui, a menos que seja incompatível com os mesmos. Todas as características descritas nesta especificação (incluindo quaisquer reivindicações, resumo e figuras acompanhantes), e/ou toda e qualquer etapa de qualquer método ou processo então descrito, podem ser combinadas em qualquer combinação, exceto combinações em que pelo menos algumas das ditas características e/ou etapas são mutualmente exclusivas. A proteção não é restrita aos detalhes de qualquer das modalidades anteriores. A proteção estende-se a qualquer nova, ou qualquer combinação nova, das características descritas neste relatório (incluindo quaisquer reivindicações, resumo e figuras acompanhantes), ou a qualquer nova, ou qualquer combinação nova, das etapas de qualquer método ou processo então descrito.
[0127] Enquanto que certas modalidades foram descritas, estas modalidades foram apresentadas por meio de exemplo, somente, e não têm a intensão de limitar o escopo de proteção. De fato, os novos métodos e aparatos descritos aqui podem ser incorporados em uma variedade de outras formas. Ademais, várias omissões, substituições e mudanças na forma dos métodos, composições e aparatos descritos aqui podem ser feitas. Aqueles versados na técnica apreciarão que, em algumas modalidades, a etapas tomadas de fato nos processos ilustrados e/ou descritas podem ser diferentes daquelas mostradas nas figuras. Dependendo da modalidade, certas das etapas descritas acima podem ser removidas, outras podem ser adicionadas. Adicionalmente, as características e atributos das modalidades específicas descritas acima podem ser combinadas de diferentes formas para formar modalidades adicionais, todas as quais estão dentro do escopo da presente descrição.
[0128] Apesar de a presente- descrição incluir certas modalidades, exemplos e aplicações, será entendido por aqueles versados na técnica que a presente descrição estende-se além das modalidades descritas especificamente para outras" modalidades e/ou usos alternativos e modificações óbvias e equivalentes das mesmas, incluindo modalidades que não fornecem todas as características e vantagens dispostas aqui. Por conseguinte, o escopo da presente descrição não tem a intenção de ser limitado pelas descrições específicas das modalidades preferidas aqui, e pode ser definido pelas reivindicações como apresentadas aqui ou como apresentadas no futuro.
REIVINDICAÇÕES
Claims (24)
1. Tubo de aço em espiral formado por uma pluralidade de tiras soldadas caracterizado por o tubo incluir regiões de metal base, juntas de solda, e suas zonas afetadas por calor, compreendendo: um limite de elasticidade maior que cerca de 551,58 MPa (80ksi); uma composição compreendendo: 0,17-0,35 % p carbono; 0,30-2,00 % p manganês; 0,10-0,30 % p silício; 0,010-0,040 % p alumínio; até 0,010 % p enxofre; até 0,015 % p fósforo; até 1,0 % p cromo; até 0,5 % p molibdênio; até 0,0030 % p boro; até 0,030 % p titânio; até 0,50 % p cobre; até 0,50 % p níquel; até 0,1 % p nióbio; até 0,15 % p vanádio; até 0,0050 % p oxigênio; até 0,05 % p cálcio; e sendo o balanço de ferro e impurezas inevitáveis; e uma microestrutura final compreendendo uma mistura de martensita revenida e bainita; em que a microestrutura final do tubo em espiral compreende mais que 90 % volume de martensita revenida nas regiões de metal base, nas juntas de solda e nas zonas afetadas por calor; em que a microestrutura final ao longo de todas as regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor é homogênea; e em que a microestrutura final compreende uma distribuição uniforme de carbetos finos ao longo das regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
2. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a composição compreender: 0,17 a 0,30 % p carbono; 0,30 a 1,60 % p manganês; 0,10 a 0,20 % p silício; até 0,7 % p cromo; até 0,5 % p molibdênio; até 0,04 % p nióbio; até 0,10 % p vanádio; até 0,0015 % p oxigênio; até 0,03 % p cálcio; até 0,003 % p enxofre; e até 0,010 % p fósforo.
3. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a composição compreender: 0,0005 a 0,0025 % p boro; e 0,010 a 0,025 % p titânio.
4. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a composição compreender: 0,25 a 0,35 % p cobre; e 0,20 a 0,35 % p níquel.
5. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o tubo possuir um limite de elasticidade mínimo de 861,84 MPa (125 ksi).
6. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o tubo possuir um limite de elasticidade mínimo de 965,27 MPa (140 ksi).
7. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o tubo possuir um limite de elasticidade mínimo entre 861,84 MPa (125 ksi) e 965,27 MPa (140 ksi).
8. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a microestrutura final compreender pelo menos 95% volume de martensita revenida nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
9. Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por o tubo possuir um tamanho final de grão abaixo de 20 pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
10 . Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 9, caracterizado por o tubo possuir um tamanho final de grão abaixo de 15 pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
11 . Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por as juntas de solda compreenderem soldas em viés.
12 . Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 11, caracterizado por a vida em fadiga nas soldas em viés ser pelo menos cerca de 80% das regiões de metal base.
13 . Tubo de aço em espiral de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a dureza percentual de uma junta de solda, incluindo sua zona afetada pelo calor, ser 110% ou menor que a dureza do metal base.
14 . Método para formar um tubo de aço em espiral caracterizado por compreender: fornecer tiras tendo uma composição compreendendo: 0,17-0,35 % p carbono; 0,30-2,00 % p manganês; 0,10-0,30 % p silício; 0,010-0,040 % p alumínio; até 0,010 % p enxofre; até 0,015 % p fósforo; até 1,0 % p cromo; até 0,5 % p molibdênio; até 0,0030 % p boro; até 0,030 % p titânio; até 0,50 % p cobre; até 0,50 % p níquel; até 0,1 % p nióbio; até 0,15 % p vanádio; até 0,0050 % p oxigênio; até 0,05 % p cálcio; e sendo o balanço de ferro e impurezas inevitáveis; e soldar as tiras juntas; formar um tubo a partir das tiras soldadas, em que o tubo compreende regiões de metal base, soldas de junta e suas zonas afetadas por calor; austenitizar o tubo entre 900-1000°C; temperar o tubo para formar uma microestrutura de martensita e bainita final enquanto temperada, em que a microestrutura, enquanto temperada, compreende pelo menos 90% martensita nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor; e revenir o tubo temperado entre 550-720°C, em que revenir o tubo temperado resulta em um limite de elasticidade maior que cerca de 551,58 MPa (80 ksi); em que a microestrutura ao longo de todas as regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor é homogênea; e em que a microestrutura compreende uma distribuição uniforme de carbetos finos através das regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
15 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a solda das tiras compreender solda em viés.
16 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a formação do tubo compreender a formação de uma junta em linha.
17 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por compreender adicionalmente torcer o tubo revenido em uma bobina.
18 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a austenitização formar um tamanho de grão abaixo de 20pm nas regiões de metal base, juntas de solda e zonas afetadas por calor.
19 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a composição compreender: 0,17 a 0,30 % p carbono; 0,30 a 1,60 % p manganês; 0,10 a 0,20 % p silício; até 0,7 % p cromo; até 0,5 % p molibdênio; até 0,04 % p nióbio; até 0,10 % p vanádio; até 0,00015 % p oxigênio; até 0,03 % p cálcio; até 0,003 % p enxofre; e até 0,010 % p fósforo.
20 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a composição compreender: 0,0005 a 0,0025 % p boro; e 0,010 a 0,025 % p titânio.
21 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por a composição compreender: 0,25 a 0,35 % p cobre; e 0,20 a 0,35 % p níquel.
22 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por o tubo revenido possuir um limite de elasticidade maior que ou igual a 861,84 MPa (125 ksi).
23 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por o tubo revenido possuir um limite de elasticidade mínimo de 965,27 MPa (140 ksi).
24 . Método de acordo com a reivindicação 14, caracterizado por o tubo revenido possuir um limite de elasticidade mínimo entre 861,84 (125 ksi) e 965,27 MPa (140 ksi).
Applications Claiming Priority (4)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
US201361783701P | 2013-03-14 | 2013-03-14 | |
US61/783,701 | 2013-03-14 | ||
US14/190,886 US9803256B2 (en) | 2013-03-14 | 2014-02-26 | High performance material for coiled tubing applications and the method of producing the same |
US14/490,886 | 2014-02-26 |
Publications (3)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
BR102014006157A2 BR102014006157A2 (pt) | 2016-01-26 |
BR102014006157B1 true BR102014006157B1 (pt) | 2020-03-17 |
BR102014006157B8 BR102014006157B8 (pt) | 2021-12-14 |
Family
ID=50276976
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
BR102014006157A BR102014006157B8 (pt) | 2013-03-14 | 2014-03-14 | Tubo de aço em espiral formado por uma pluralidade de tiras soldadas e método para formar um tubo de aço em espiral |
Country Status (10)
Country | Link |
---|---|
US (6) | US9803256B2 (pt) |
EP (2) | EP3845672A1 (pt) |
JP (1) | JP6431675B2 (pt) |
CN (1) | CN104046918B (pt) |
BR (1) | BR102014006157B8 (pt) |
CA (1) | CA2845471C (pt) |
DK (1) | DK2778239T3 (pt) |
MX (1) | MX360596B (pt) |
PL (1) | PL2778239T3 (pt) |
RU (1) | RU2664347C2 (pt) |
Families Citing this family (36)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP2325435B2 (en) | 2009-11-24 | 2020-09-30 | Tenaris Connections B.V. | Threaded joint sealed to [ultra high] internal and external pressures |
US9163296B2 (en) | 2011-01-25 | 2015-10-20 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Coiled tube with varying mechanical properties for superior performance and methods to produce the same by a continuous heat treatment |
IT1403689B1 (it) | 2011-02-07 | 2013-10-31 | Dalmine Spa | Tubi in acciaio ad alta resistenza con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensioni da solfuri. |
US9340847B2 (en) | 2012-04-10 | 2016-05-17 | Tenaris Connections Limited | Methods of manufacturing steel tubes for drilling rods with improved mechanical properties, and rods made by the same |
CA2897451C (en) | 2013-01-11 | 2019-10-01 | Tenaris Connections Limited | Galling resistant drill pipe tool joint and corresponding drill pipe |
US9803256B2 (en) * | 2013-03-14 | 2017-10-31 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | High performance material for coiled tubing applications and the method of producing the same |
EP2789700A1 (en) | 2013-04-08 | 2014-10-15 | DALMINE S.p.A. | Heavy wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes |
EP2789701A1 (en) | 2013-04-08 | 2014-10-15 | DALMINE S.p.A. | High strength medium wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes |
US11105501B2 (en) | 2013-06-25 | 2021-08-31 | Tenaris Connections B.V. | High-chromium heat-resistant steel |
EP2960346A1 (en) * | 2014-06-24 | 2015-12-30 | B & J Rocket Sales AG | A tire rasp blade |
WO2016000444A1 (zh) * | 2014-06-30 | 2016-01-07 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种超高强度超高韧性石油套管及其制造方法 |
CN104451427B (zh) * | 2014-12-11 | 2016-08-24 | 宝鸡石油钢管有限责任公司 | 一种无焊接缺陷连续油管及制造方法 |
US9745640B2 (en) | 2015-03-17 | 2017-08-29 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Quenching tank system and method of use |
US20160281188A1 (en) * | 2015-03-27 | 2016-09-29 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Heat treated coiled tubing |
US20160305192A1 (en) * | 2015-04-14 | 2016-10-20 | Tenaris Connections Limited | Ultra-fine grained steels having corrosion-fatigue resistance |
JP5909014B1 (ja) * | 2015-06-08 | 2016-04-26 | オリジン電気株式会社 | 接合部材の製造方法及び接合部材製造装置 |
CN105177453B (zh) * | 2015-09-25 | 2017-07-21 | 宝鸡石油钢管有限责任公司 | 一种高强度高性能连续管及其制造方法 |
CN109689238B (zh) | 2016-07-14 | 2022-05-27 | 塔塔钢铁荷兰钢管有限责任公司 | 钢管的在线制造方法 |
US11124852B2 (en) | 2016-08-12 | 2021-09-21 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Method and system for manufacturing coiled tubing |
US10434554B2 (en) | 2017-01-17 | 2019-10-08 | Forum Us, Inc. | Method of manufacturing a coiled tubing string |
JP6384637B1 (ja) | 2017-01-25 | 2018-09-05 | Jfeスチール株式会社 | コイルドチュービング用電縫鋼管およびその製造方法 |
MX2019008766A (es) * | 2017-01-25 | 2019-09-18 | Jfe Steel Corp | Lamina de acero laminada en caliente para tuberia de serpentin. |
US11177763B2 (en) * | 2017-06-14 | 2021-11-16 | Thomas E. RUSSELL | Metallurgical steel post design for solar farm foundations and increased guardrail durability |
EP3742152A4 (en) | 2018-01-18 | 2021-03-17 | JFE Steel Corporation | SPECTROSCOPIC ANALYSIS DEVICE, SPECTROSCOPIC ANALYSIS METHOD, METHOD FOR MANUFACTURING A STEEL TAPE, AND METHOD FOR ASSURING THE QUALITY OF A STEEL TAPE |
JP6569745B2 (ja) | 2018-01-29 | 2019-09-04 | Jfeスチール株式会社 | コイルドチュービング用熱延鋼板およびその製造方法 |
WO2019171624A1 (ja) * | 2018-03-09 | 2019-09-12 | 日新製鋼株式会社 | 鋼管および鋼管の製造方法 |
CN109609747B (zh) * | 2018-12-11 | 2022-01-25 | 信达科创(唐山)石油设备有限公司 | 一种连续油管的均质处理工艺 |
DE102018132908A1 (de) | 2018-12-19 | 2020-06-25 | Voestalpine Stahl Gmbh | Verfahren zur Herstellung von thermo-mechanisch hergestellten Warmbanderzeugnissen |
DE102018132901A1 (de) | 2018-12-19 | 2020-06-25 | Voestalpine Stahl Gmbh | Verfahren zur Herstellung von konventionell warmgewalzten Warmbanderzeugnissen |
DE102018132816A1 (de) | 2018-12-19 | 2020-06-25 | Voestalpine Stahl Gmbh | Verfahren zur Herstellung von thermo-mechanisch hergestellten profilierten Warmbanderzeugnissen |
DE102018132860A1 (de) | 2018-12-19 | 2020-06-25 | Voestalpine Stahl Gmbh | Verfahren zur Herstellung von konventionell warmgewalzten, profilierten Warmbanderzeugnissen |
US12049821B2 (en) | 2019-01-28 | 2024-07-30 | Saudi Arabian Oil Company | Straddle packer testing system |
WO2020195569A1 (ja) * | 2019-03-27 | 2020-10-01 | 国立大学法人大阪大学 | 鉄鋼材の表面改質方法及び鉄鋼構造物 |
SI3719148T1 (sl) * | 2019-04-05 | 2023-06-30 | Ssab Technology Ab | Izdelek iz jekla visoke trdote in način njegove izdelave |
CN115433870B (zh) * | 2021-06-02 | 2023-08-11 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种低成本调质型连续油管用钢、热轧钢带、钢管及其制造方法 |
CN113789432B (zh) * | 2021-09-16 | 2023-01-24 | 昆明理工大学 | 一种改善sa508-4钢焊接组织局部硬化的方法 |
Family Cites Families (390)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US1162731A (en) | 1913-05-23 | 1915-11-30 | Frank T Walsh | Vacuum reducing-valve. |
GB498472A (en) | 1937-07-05 | 1939-01-05 | William Reuben Webster | Improvements in or relating to a method of and apparatus for heat treating metal strip, wire or flexible tubing |
FR1149513A (fr) | 1955-07-25 | 1957-12-27 | Joint élastique pour tuyaux | |
US3316395A (en) | 1963-05-23 | 1967-04-25 | Credit Corp Comp | Credit risk computer |
US3366392A (en) | 1964-09-16 | 1968-01-30 | Budd Co | Piston seal |
US3325174A (en) | 1964-11-16 | 1967-06-13 | Woodward Iron Company | Pipe joint packing |
US3315396A (en) | 1965-04-30 | 1967-04-25 | Marshall S Hacker | Pocket telephone attachment |
US3413166A (en) | 1965-10-15 | 1968-11-26 | Atomic Energy Commission Usa | Fine grained steel and process for preparation thereof |
FR1489013A (fr) | 1965-11-05 | 1967-07-21 | Vallourec | Joint d'assemblage pour tubes métalliques |
US3316396A (en) | 1965-11-15 | 1967-04-25 | E W Gilson | Attachable signal light for drinking glass |
US3362731A (en) | 1965-11-22 | 1968-01-09 | Autoclave Eng Inc | High pressure fitting |
US3512789A (en) | 1967-03-31 | 1970-05-19 | Charles L Tanner | Cryogenic face seal |
US3592491A (en) | 1968-04-10 | 1971-07-13 | Hepworth Iron Co Ltd | Pipe couplings |
NO126755B (pt) | 1968-05-28 | 1973-03-19 | Raufoss Ammunisjonsfabrikker | |
US3575430A (en) | 1969-01-10 | 1971-04-20 | Certain Teed Prod Corp | Pipe joint packing ring having means limiting assembly movement |
US3655465A (en) | 1969-03-10 | 1972-04-11 | Int Nickel Co | Heat treatment for alloys particularly steels to be used in sour well service |
US3572777A (en) | 1969-05-05 | 1971-03-30 | Armco Steel Corp | Multiple seal, double shoulder joint for tubular products |
US3599931A (en) | 1969-09-11 | 1971-08-17 | G P E Controls Inc | Internal safety shutoff and operating valve |
DE2111568A1 (de) | 1971-03-10 | 1972-09-28 | Georg Seiler | Zug- und Schubsicherung fuer Schraubmuffen-Verbindungen von Rohren |
DE2131318C3 (de) | 1971-06-24 | 1973-12-06 | Fried. Krupp Huettenwerke Ag, 4630 Bochum | Verfahren zum Herstellen eines Beweh rungs Stabstahles für Spannbeton |
FR2173460A5 (pt) | 1972-02-25 | 1973-10-05 | Vallourec | |
FR2190237A5 (pt) | 1972-06-16 | 1974-01-25 | Vallourec | |
FR2190238A5 (pt) | 1972-06-16 | 1974-01-25 | Vallourec | |
GB1473389A (en) | 1973-05-09 | 1977-05-11 | Dexploitation Des Brevets Ocla | Pipe couplings |
US3893919A (en) | 1973-10-31 | 1975-07-08 | Josam Mfg Co | Adjustable top drain and seal |
US3918726A (en) | 1974-01-28 | 1975-11-11 | Jack M Kramer | Flexible seal ring |
US4163290A (en) | 1974-02-08 | 1979-07-31 | Optical Data System | Holographic verification system with indexed memory |
US3891224A (en) | 1974-03-20 | 1975-06-24 | Lok Corp A | Joint assembly for vertically aligned sectionalized manhole structures incorporating D-shaped gaskets |
US4147368A (en) | 1974-04-05 | 1979-04-03 | Humes Limited | Pipe seal |
US4014568A (en) | 1974-04-19 | 1977-03-29 | Ciba-Geigy Corporation | Pipe joint |
US3915697A (en) | 1975-01-31 | 1975-10-28 | Centro Speriment Metallurg | Bainitic steel resistant to hydrogen embrittlement |
JPS522825A (en) * | 1975-06-24 | 1977-01-10 | Nippon Steel Corp | Method of manufacturing high tensile seam welded steel tube |
US3986731A (en) | 1975-09-22 | 1976-10-19 | Amp Incorporated | Repair coupling |
NO140752C (no) | 1977-08-29 | 1979-11-07 | Rieber & Son As | Kombinert forme- og tetningselement til bruk i en muffeende i termoplastroer |
DE2917287C2 (de) | 1978-04-28 | 1986-02-27 | Neturen Co. Ltd., Tokio/Tokyo | Verfahren zum Herstellen von Schraubenfedern, Torsionsstäben oder dergleichen aus Federstahldraht |
US4231555A (en) | 1978-06-12 | 1980-11-04 | Horikiri Spring Manufacturing Co., Ltd. | Bar-shaped torsion spring |
US4219204A (en) | 1978-11-30 | 1980-08-26 | Utex Industries, Inc. | Anti-extrusion seals and packings |
EP0021349B1 (en) | 1979-06-29 | 1985-04-17 | Nippon Steel Corporation | High tensile steel and process for producing the same |
FR2468823A1 (fr) | 1979-10-30 | 1981-05-08 | Vallourec | Joint pour tubes destine a l'industrie petroliere |
JPS5680367A (en) | 1979-12-06 | 1981-07-01 | Nippon Steel Corp | Restraining method of cracking in b-containing steel continuous casting ingot |
US4305059A (en) | 1980-01-03 | 1981-12-08 | Benton William M | Modular funds transfer system |
US4310163A (en) | 1980-01-10 | 1982-01-12 | Utex Industries, Inc. | Anti-extrusion seals and packings |
CA1148193A (en) | 1980-01-11 | 1983-06-14 | Kornelis N. Zijlstra | Coupling for interconnecting pipe sections and pipe section for well drilling operations |
US5348350A (en) | 1980-01-19 | 1994-09-20 | Ipsco Enterprises Inc. | Pipe coupling |
US4384737A (en) | 1980-04-25 | 1983-05-24 | Republic Steel Corporation | Threaded joint for well casing and tubing |
NO801521L (no) | 1980-05-22 | 1981-11-23 | Rieber & Son As | Armert tetningsring. |
US4345739A (en) | 1980-08-07 | 1982-08-24 | Barton Valve Company | Flanged sealing ring |
US4366971A (en) | 1980-09-17 | 1983-01-04 | Allegheny Ludlum Steel Corporation | Corrosion resistant tube assembly |
US4376528A (en) | 1980-11-14 | 1983-03-15 | Kawasaki Steel Corporation | Steel pipe hardening apparatus |
US4445265A (en) | 1980-12-12 | 1984-05-01 | Smith International, Inc. | Shrink grip drill pipe fabrication method |
US4354882A (en) | 1981-05-08 | 1982-10-19 | Lone Star Steel Company | High performance tubulars for critical oil country applications and process for their preparation |
JPS5819439A (ja) | 1981-07-28 | 1983-02-04 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 低温靭性のすぐれた高強度鋼管の製造方法 |
JPS6057519B2 (ja) | 1981-08-20 | 1985-12-16 | 住友金属工業株式会社 | 耐焼付性に優れた油井管継手およびその製造方法 |
US4406561A (en) | 1981-09-02 | 1983-09-27 | Nss Industries | Sucker rod assembly |
US4426095A (en) | 1981-09-28 | 1984-01-17 | Concrete Pipe & Products Corp. | Flexible seal |
JPS58187684A (ja) | 1982-04-27 | 1983-11-01 | 新日本製鐵株式会社 | 油井用鋼管継手 |
JPS58188532A (ja) | 1982-04-28 | 1983-11-04 | Nhk Spring Co Ltd | 中空スタビライザの製造方法 |
US4706997A (en) | 1982-05-19 | 1987-11-17 | Carstensen Kenneth J | Coupling for tubing or casing and method of assembly |
US4473471A (en) | 1982-09-13 | 1984-09-25 | Purolator Inc. | Filter sealing gasket with reinforcement ring |
US4508375A (en) | 1982-09-20 | 1985-04-02 | Lone Star Steel Company | Tubular connection |
US4491725A (en) | 1982-09-29 | 1985-01-01 | Pritchard Lawrence E | Medical insurance verification and processing system |
US4527815A (en) | 1982-10-21 | 1985-07-09 | Mobil Oil Corporation | Use of electroless nickel coating to prevent galling of threaded tubular joints |
ATE30062T1 (de) | 1983-01-17 | 1987-10-15 | Hydril Co | Rohrverbindung mit zwischenliegender metall-gegen-metall-dichtung. |
US4662659A (en) | 1983-01-17 | 1987-05-05 | Hydril Company | Tubular joint with trapped mid-joint metal-to-metal seal having unequal tapers |
US4570982A (en) | 1983-01-17 | 1986-02-18 | Hydril Company | Tubular joint with trapped mid-joint metal-to-metal seal |
DE3310226C2 (de) | 1983-03-22 | 1985-08-22 | Friedrichsfeld Gmbh, Steinzeug- Und Kunststoffwerke, 6800 Mannheim | Rohrteil oder Fitting |
DK162684A (da) | 1983-03-22 | 1984-11-02 | Friedrichsfeld Gmbh | Roerdel eller fitting |
US4475839A (en) | 1983-04-07 | 1984-10-09 | Park-Ohio Industries, Inc. | Sucker rod fitting |
DE3322134A1 (de) | 1983-06-20 | 1984-12-20 | WOCO Franz-Josef Wolf & Co, 6483 Bad Soden-Salmünster | Zylindrischer dichtungsring |
JPS6024353A (ja) | 1983-07-20 | 1985-02-07 | Japan Steel Works Ltd:The | 12%Cr系耐熱鋼 |
JPS6025719A (ja) | 1983-07-23 | 1985-02-08 | Matsushita Electric Works Ltd | サンドイツチ成形法 |
US4591195A (en) | 1983-07-26 | 1986-05-27 | J. B. N. Morris | Pipe joint |
US4506432A (en) | 1983-10-03 | 1985-03-26 | Hughes Tool Company | Method of connecting joints of drill pipe |
JPS6086209A (ja) | 1983-10-14 | 1985-05-15 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐硫化物割れ性の優れた鋼の製造方法 |
US4601491A (en) | 1983-10-19 | 1986-07-22 | Vetco Offshore, Inc. | Pipe connector |
JPS60116796A (ja) | 1983-11-30 | 1985-06-24 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 高合金鋼製油井管用ネジ継手 |
JPS60174822A (ja) | 1984-02-18 | 1985-09-09 | Kawasaki Steel Corp | 厚肉高強度継目無鋼管の製造方法 |
JPS60215719A (ja) | 1984-04-07 | 1985-10-29 | Nippon Steel Corp | 二輪車フロントフオ−ク用電縫鋼管の製造方法 |
US4602807A (en) | 1984-05-04 | 1986-07-29 | Rudy Bowers | Rod coupling for oil well sucker rods and the like |
JPS616488A (ja) | 1984-06-20 | 1986-01-13 | 日本鋼管株式会社 | 油井管用ネジ継手 |
US4688832A (en) | 1984-08-13 | 1987-08-25 | Hydril Company | Well pipe joint |
US4592558A (en) | 1984-10-17 | 1986-06-03 | Hydril Company | Spring ring and hat ring seal |
IT1180102B (it) | 1984-10-22 | 1987-09-23 | Tako Spa | Procedimento per la fabbricazione di guarnizioni di tenuta rinforzate e prodotto ottenuto col procedimento |
JPS61130462A (ja) | 1984-11-28 | 1986-06-18 | Tech Res & Dev Inst Of Japan Def Agency | 降伏応力110kgf/mm↑2以上の耐応力腐蝕割れ性のすぐれた高靭性超高張力鋼 |
DE3445371A1 (de) | 1984-12-10 | 1986-06-12 | Mannesmann AG, 4000 Düsseldorf | Verfahren zum herstellen von rohren fuer die erdoel- und erdgasindustrie und von bohrgestaengeeinheiten |
US4629218A (en) | 1985-01-29 | 1986-12-16 | Quality Tubing, Incorporated | Oilfield coil tubing |
US4762344A (en) | 1985-01-30 | 1988-08-09 | Lee E. Perkins | Well casing connection |
US4988127A (en) | 1985-04-24 | 1991-01-29 | Cartensen Kenneth J | Threaded tubing and casing joint |
JPS61270355A (ja) | 1985-05-24 | 1986-11-29 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐遅れ破壊性の優れた高強度鋼 |
DE3666461D1 (en) | 1985-06-10 | 1989-11-23 | Hoesch Ag | Method and use of a steel for manufacturing steel pipes with a high resistance to acid gases |
US4758025A (en) | 1985-06-18 | 1988-07-19 | Mobil Oil Corporation | Use of electroless metal coating to prevent galling of threaded tubular joints |
US4674756A (en) | 1986-04-28 | 1987-06-23 | Draft Systems, Inc. | Structurally supported elastomer sealing element |
JPS634047A (ja) | 1986-06-20 | 1988-01-09 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐硫化物割れ性に優れた高張力油井用鋼 |
JPS634046A (ja) | 1986-06-20 | 1988-01-09 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐硫化物割れ性に優れた高張力油井用鋼 |
IT1199343B (it) | 1986-12-23 | 1988-12-30 | Dalmine Spa | Giunto perfezionato per tubi di rivestimento di pozzi |
US5191911A (en) | 1987-03-18 | 1993-03-09 | Quality Tubing, Inc. | Continuous length of coilable tubing |
JPS63230851A (ja) | 1987-03-20 | 1988-09-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐食性に優れた油井管用低合金鋼 |
JPS63230847A (ja) | 1987-03-20 | 1988-09-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐食性に優れた油井管用低合金鋼 |
US4844517A (en) | 1987-06-02 | 1989-07-04 | Sierracin Corporation | Tube coupling |
US4812182A (en) | 1987-07-31 | 1989-03-14 | Hongsheng Fang | Air-cooling low-carbon bainitic steel |
US4955645A (en) | 1987-09-16 | 1990-09-11 | Tuboscope, Inc. | Gauging device and method for coupling threaded, tubular articles and a coupling assembly |
US4867489A (en) | 1987-09-21 | 1989-09-19 | Parker Hannifin Corporation | Tube fitting |
US4856828A (en) | 1987-12-08 | 1989-08-15 | Tuboscope Inc. | Coupling assembly for tubular articles |
JPH01199088A (ja) | 1988-02-03 | 1989-08-10 | Nippon Steel Corp | 耐隙間腐食性に優れた高合金油井管用継手 |
JPH01242761A (ja) | 1988-03-23 | 1989-09-27 | Kawasaki Steel Corp | 低降伏比の超高張力鋼およびその製造方法 |
JPH01259124A (ja) | 1988-04-11 | 1989-10-16 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐食性に優れた高強度油井管の製造方法 |
JPH01259125A (ja) | 1988-04-11 | 1989-10-16 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐食性に優れた高強度油井管の製造方法 |
DE3815455C2 (de) | 1988-05-06 | 1994-10-20 | Freudenberg Carl Fa | Aufblasbare Dichtung |
JPH01283322A (ja) | 1988-05-10 | 1989-11-14 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐食性に優れた高強度油井管の製造方法 |
IT1224745B (it) | 1988-10-03 | 1990-10-18 | Dalmine Spa | Giunto a tenuta ermetica metallica per tubi |
FR2645562B1 (fr) | 1989-04-10 | 1992-11-27 | Lorraine Laminage | Procede de fabrication d'une armature pour le renforcement des structures en beton et armature obtenue selon ce procede |
CA1314864C (en) | 1989-04-14 | 1993-03-23 | Computalog Gearhart Ltd. | Compressive seal and pressure control arrangements for downhole tools |
JPH036329A (ja) | 1989-05-31 | 1991-01-11 | Kawasaki Steel Corp | 鋼管の焼き入れ方法 |
CA1322773C (en) | 1989-07-28 | 1993-10-05 | Erich F. Klementich | Threaded tubular connection |
US6070912A (en) | 1989-08-01 | 2000-06-06 | Reflange, Inc. | Dual seal and connection |
DE4002494A1 (de) | 1990-01-29 | 1991-08-08 | Airbus Gmbh | Rohrverschraubung |
JP2834276B2 (ja) | 1990-05-15 | 1998-12-09 | 新日本製鐵株式会社 | 耐硫化物応力割れ性に優れた高強度鋼の製造法 |
JPH04107214A (ja) | 1990-08-29 | 1992-04-08 | Nippon Steel Corp | 空気焼入れ性シームレス鋼管のインライン軟化処理法 |
US5538566A (en) | 1990-10-24 | 1996-07-23 | Consolidated Metal Products, Inc. | Warm forming high strength steel parts |
US5137310A (en) | 1990-11-27 | 1992-08-11 | Vallourec Industries | Assembly arrangement using frustoconical screwthreads for tubes |
JP2567150B2 (ja) | 1990-12-06 | 1996-12-25 | 新日本製鐵株式会社 | 低温用高強度低降伏比ラインパイプ材の製造法 |
JPH04231414A (ja) | 1990-12-27 | 1992-08-20 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高耐食性油井管の製造法 |
US5143381A (en) | 1991-05-01 | 1992-09-01 | Pipe Gasket & Supply Co., Inc. | Pipe joint seal |
US5521707A (en) | 1991-08-21 | 1996-05-28 | Apeiron, Inc. | Laser scanning method and apparatus for rapid precision measurement of thread form |
US5180008A (en) | 1991-12-18 | 1993-01-19 | Fmc Corporation | Wellhead seal for wide temperature and pressure ranges |
US5328158A (en) | 1992-03-03 | 1994-07-12 | Southwestern Pipe, Inc. | Apparatus for continuous heat treating advancing continuously formed pipe in a restricted space |
JP2682332B2 (ja) | 1992-04-08 | 1997-11-26 | 住友金属工業株式会社 | 高強度耐食性鋼管の製造方法 |
DK168834B1 (da) | 1992-06-03 | 1994-06-20 | Man B & W Diesel Gmbh | Tætningsorgan |
JPH0681078A (ja) | 1992-07-09 | 1994-03-22 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 低降伏比高強度鋼材およびその製造方法 |
JP2814882B2 (ja) | 1992-07-27 | 1998-10-27 | 住友金属工業株式会社 | 高強度高延性電縫鋼管の製造方法 |
IT1263251B (it) | 1992-10-27 | 1996-08-05 | Sviluppo Materiali Spa | Procedimento per la produzione di manufatti in acciaio inossidabile super-duplex. |
JPH06172859A (ja) | 1992-12-04 | 1994-06-21 | Nkk Corp | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れた高強度鋼管の製造法 |
JPH06220536A (ja) | 1993-01-22 | 1994-08-09 | Nkk Corp | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れた高強度鋼管の製造法 |
US5454883A (en) | 1993-02-02 | 1995-10-03 | Nippon Steel Corporation | High toughness low yield ratio, high fatigue strength steel plate and process of producing same |
US5355961A (en) | 1993-04-02 | 1994-10-18 | Abb Vetco Gray Inc. | Metal and elastomer casing hanger seal |
NO941302L (no) | 1993-04-14 | 1994-10-17 | Fmc Corp | Pakning for rör med stor diameter |
US5505512A (en) | 1993-04-21 | 1996-04-09 | Martindale; Gerald A. | Dual composition bed liner |
US5505502A (en) | 1993-06-09 | 1996-04-09 | Shell Oil Company | Multiple-seal underwater pipe-riser connector |
US5454605A (en) | 1993-06-15 | 1995-10-03 | Hydril Company | Tool joint connection with interlocking wedge threads |
JP3290247B2 (ja) | 1993-06-18 | 2002-06-10 | 日本鋼管株式会社 | 耐食性に優れた高張力高靭性曲がり管の製造方法 |
WO1995002074A1 (fr) | 1993-07-06 | 1995-01-19 | Nippon Steel Corporation | Acier tres resistant a la corrosion et acier tres resistant a la corrosion et tres apte au façonnage |
JPH0741856A (ja) | 1993-07-28 | 1995-02-10 | Nkk Corp | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れた高強度鋼管の製造法 |
JPH07139666A (ja) | 1993-11-16 | 1995-05-30 | Kawasaki Steel Corp | 油井管用ネジ継手 |
US5456405A (en) * | 1993-12-03 | 1995-10-10 | Quality Tubing Inc. | Dual bias weld for continuous coiled tubing |
JPH07197125A (ja) | 1994-01-10 | 1995-08-01 | Nkk Corp | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れた高強度鋼管の製造法 |
JPH07266837A (ja) | 1994-03-29 | 1995-10-17 | Horikiri Bane Seisakusho:Kk | 中空スタビライザの製造法 |
IT1267243B1 (it) | 1994-05-30 | 1997-01-28 | Danieli Off Mecc | Procedimento di colata continua per acciai peritettici |
US5515707A (en) | 1994-07-15 | 1996-05-14 | Precision Tube Technology, Inc. | Method of increasing the fatigue life and/or reducing stress concentration cracking of coiled metal tubing |
DE4446806C1 (de) | 1994-12-09 | 1996-05-30 | Mannesmann Ag | Gasdichte Rohrverbindung |
GB2297094B (en) | 1995-01-20 | 1998-09-23 | British Steel Plc | Improvements in and relating to Carbide-Free Bainitic Steels |
JPH11502592A (ja) | 1995-03-23 | 1999-03-02 | ハイドリル・カンパニー | ねじが切られた管接続部 |
JP3755163B2 (ja) | 1995-05-15 | 2006-03-15 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力割れ性に優れた高強度継目無鋼管の製造方法 |
WO1996036742A1 (fr) | 1995-05-15 | 1996-11-21 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Procede de production de tubes d'acier sans soudure a haute resistance, non susceptibles de fissuration par les composes soufres |
FI101498B (fi) | 1995-05-16 | 1998-06-30 | Uponor Innovation Ab | Muhviliitos muoviputkia varten |
IT1275287B (it) | 1995-05-31 | 1997-08-05 | Dalmine Spa | Acciaio inossidabile supermartensitico avente elevata resistenza meccanica ed alla corrosione e relativi manufatti |
EP0753595B1 (de) | 1995-07-06 | 2001-08-08 | Benteler Ag | Rohre für die Herstellung von Stabilisatoren und Herstellung von Stabilisatoren aus solchen Rohren |
JPH0967624A (ja) | 1995-08-25 | 1997-03-11 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐sscc性に優れた高強度油井用鋼管の製造方法 |
JP3853428B2 (ja) | 1995-08-25 | 2006-12-06 | Jfeスチール株式会社 | 鋼管の絞り圧延方法および設備 |
US5720503A (en) | 1995-11-08 | 1998-02-24 | Single Buoy Moorings Inc. | Sealing sytem--anti collapse device |
JPH09201688A (ja) | 1996-01-22 | 1997-08-05 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 溶接部の強度に優れた溶接鋼管の製造方法 |
JPH09235617A (ja) | 1996-02-29 | 1997-09-09 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 継目無鋼管の製造方法 |
DE69703454T2 (de) | 1996-04-26 | 2001-05-03 | Matsushita Electric Industrial Co., Ltd. | Informationsaufzeichnungsverfahren, Informationsaufzeichnungsgerät und Kassetteneinheit |
US5810401A (en) | 1996-05-07 | 1998-09-22 | Frank's Casing Crew And Rental Tools, Inc. | Threaded tool joint with dual mating shoulders |
US5879030A (en) | 1996-09-04 | 1999-03-09 | Wyman-Gordon Company | Flow line coupling |
JPH10176239A (ja) | 1996-10-17 | 1998-06-30 | Kobe Steel Ltd | 高強度低降伏比パイプ用熱延鋼板及びその製造方法 |
JPH10140250A (ja) | 1996-11-12 | 1998-05-26 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高強度高靭性エアーバッグ用鋼管の製造方法 |
US20020011284A1 (en) | 1997-01-15 | 2002-01-31 | Von Hagen Ingo | Method for making seamless tubing with a stable elastic limit at high application temperatures |
CA2231985C (en) | 1997-03-26 | 2004-05-25 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Welded high-strength steel structures and methods of manufacturing the same |
JPH10280037A (ja) | 1997-04-08 | 1998-10-20 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高強度高耐食性継目無し鋼管の製造方法 |
CN1088117C (zh) | 1997-04-30 | 2002-07-24 | 川崎制铁株式会社 | 高延展性且高强度的钢材及其制造方法 |
EP0878334B1 (de) | 1997-05-12 | 2003-09-24 | Firma Muhr und Bender | Stabilisator |
US5993570A (en) | 1997-06-20 | 1999-11-30 | American Cast Iron Pipe Company | Linepipe and structural steel produced by high speed continuous casting |
WO1998054501A1 (en) | 1997-05-30 | 1998-12-03 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Screw joint for oil well pipe |
DE19725434C2 (de) | 1997-06-16 | 1999-08-19 | Schloemann Siemag Ag | Verfahren zum Walzen von Warmbreitband in einer CSP-Anlage |
JP3348397B2 (ja) | 1997-07-17 | 2002-11-20 | 本田技研工業株式会社 | 車両の旋回制御機構の検査方法 |
JPH1150148A (ja) | 1997-08-06 | 1999-02-23 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高強度高耐食継目無鋼管の製造方法 |
WO1999016921A1 (fr) | 1997-09-29 | 1999-04-08 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Acier pour tubes de puits de petrole avec bonne resistance a la corrosion par gaz carbonique humide et par eau de mer, et tube sans soudure pour puits de petrole |
JP3898814B2 (ja) | 1997-11-04 | 2007-03-28 | 新日本製鐵株式会社 | 低温靱性に優れた高強度鋼用の連続鋳造鋳片およびその製造法、および低温靱性に優れた高強度鋼 |
KR100245031B1 (ko) | 1997-12-27 | 2000-03-02 | 허영준 | 비조질강을 이용한 자동차용 스테빌라이저 바의 제조방법 |
JP3344308B2 (ja) | 1998-02-09 | 2002-11-11 | 住友金属工業株式会社 | 超高強度ラインパイプ用鋼板およびその製造法 |
JP4203143B2 (ja) | 1998-02-13 | 2008-12-24 | 新日本製鐵株式会社 | 耐炭酸ガス腐食性に優れた耐食鋼及び耐食油井管 |
US6044539A (en) | 1998-04-02 | 2000-04-04 | S & B Technical Products, Inc. | Pipe gasket and method of installation |
US6056324A (en) | 1998-05-12 | 2000-05-02 | Dril-Quip, Inc. | Threaded connector |
CA2303825C (en) | 1998-07-21 | 2007-01-09 | Shinagawa Refractories Co., Ltd. | Molding powder for continuous casting of thin-slab |
DE19834151C1 (de) | 1998-07-29 | 2000-04-13 | Neheim Goeke & Co Metall | Ventil für Warmwasseranlagen |
JP2000063940A (ja) | 1998-08-12 | 2000-02-29 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐硫化物応力割れ性に優れた高強度鋼の製造方法 |
UA66876C2 (uk) | 1998-09-07 | 2004-06-15 | Валлурек Маннесманн Ойл Енд Гес Франс | Різьбове з'єднання двох металевих труб з пазом, виконаним в різьбі |
UA71575C2 (uk) | 1998-09-07 | 2004-12-15 | Валлурек Маннесманн Ойл Енд Гес Франс | Різьбове з'єднання двох металевих труб з великим моментом загвинчування |
JP3562353B2 (ja) | 1998-12-09 | 2004-09-08 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れる油井用鋼およびその製造方法 |
US6299705B1 (en) | 1998-09-25 | 2001-10-09 | Mitsubishi Heavy Industries, Ltd. | High-strength heat-resistant steel and process for producing high-strength heat-resistant steel |
FR2784446B1 (fr) | 1998-10-13 | 2000-12-08 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Assemblage filete integral de deux tubes metalliques |
JP3800836B2 (ja) | 1998-12-15 | 2006-07-26 | 住友金属工業株式会社 | 強度と靱性に優れた鋼材の製造方法 |
JP2000204442A (ja) * | 1999-01-14 | 2000-07-25 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 電縫溶接部靱性に優れた高強度電縫鋼管 |
JP4331300B2 (ja) | 1999-02-15 | 2009-09-16 | 日本発條株式会社 | 中空スタビライザの製造方法 |
IT1309704B1 (it) | 1999-02-19 | 2002-01-30 | Eni Spa | Giunzione integrale di due tubazioni |
JP2000248337A (ja) | 1999-03-02 | 2000-09-12 | Kansai Electric Power Co Inc:The | ボイラ用高Crフェライト系耐熱鋼の耐水蒸気酸化特性改善方法および耐水蒸気酸化特性に優れたボイラ用高Crフェライト系耐熱鋼 |
US6173968B1 (en) | 1999-04-27 | 2001-01-16 | Trw Inc. | Sealing ring assembly |
JP3680628B2 (ja) | 1999-04-28 | 2005-08-10 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物割れ性に優れた高強度油井用鋼管の製造方法 |
CZ293084B6 (cs) | 1999-05-17 | 2004-02-18 | Jinpo Plus A. S. | Ocele pro žárupevné a vysokopevné tvářené součásti, obzvláště trubky, plechy a výkovky |
JP3083517B1 (ja) | 1999-06-28 | 2000-09-04 | 東尾メック株式会社 | 管継手 |
JP3514182B2 (ja) | 1999-08-31 | 2004-03-31 | 住友金属工業株式会社 | 高温強度と靱性に優れた低Crフェライト系耐熱鋼およびその製造方法 |
CN1178015C (zh) | 1999-09-16 | 2004-12-01 | 西德尔卡有限公司 | 高安定性及稳定性的螺纹接头 |
AR020495A1 (es) | 1999-09-21 | 2002-05-15 | Siderca Sa Ind & Com | Union roscada de alta resistencia al sobretorque y compresion |
JP4367588B2 (ja) | 1999-10-28 | 2009-11-18 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力割れ性に優れた鋼管 |
US6764108B2 (en) | 1999-12-03 | 2004-07-20 | Siderca S.A.I.C. | Assembly of hollow torque transmitting sucker rods |
US6991267B2 (en) | 1999-12-03 | 2006-01-31 | Siderca S.A.I.C. | Assembly of hollow torque transmitting sucker rods and sealing nipple with improved seal and fluid flow |
JP3545980B2 (ja) | 1999-12-06 | 2004-07-21 | 株式会社神戸製鋼所 | 耐遅れ破壊特性の優れた自動車用超高強度電縫鋼管およびその製造方法 |
JP3543708B2 (ja) | 1999-12-15 | 2004-07-21 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力腐食割れ性に優れた油井用鋼材およびそれを用いた油井用鋼管の製造方法 |
EP1182268B1 (en) | 2000-02-02 | 2004-09-29 | JFE Steel Corporation | High strength, high toughness, seamless steel pipe for line pipe |
JP3506088B2 (ja) | 2000-02-03 | 2004-03-15 | 住友金属工業株式会社 | 耐疲労特性に優れたコイルドチュービング用マルテンサイト系ステンレス鋼とそれからの製造法 |
EP1264910B1 (en) | 2000-02-28 | 2008-05-21 | Nippon Steel Corporation | Steel pipe having excellent formability and method for production thereof |
JP4379550B2 (ja) | 2000-03-24 | 2009-12-09 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力割れ性と靱性に優れた低合金鋼材 |
JP3518515B2 (ja) | 2000-03-30 | 2004-04-12 | 住友金属工業株式会社 | 低・中Cr系耐熱鋼 |
FR2807095B1 (fr) | 2000-03-31 | 2002-08-30 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Element filete tubulaire delarde pour joint filete tubulaire resistant a la fatigue et joint filete tubulaire resultant |
DE10019567A1 (de) | 2000-04-20 | 2001-10-31 | Busak & Shamban Gmbh & Co | Dichtung |
US6447025B1 (en) | 2000-05-12 | 2002-09-10 | Grant Prideco, L.P. | Oilfield tubular connection |
IT1317649B1 (it) | 2000-05-19 | 2003-07-15 | Dalmine Spa | Acciaio inox martensitico e tubi senza saldatura con esso prodotti |
EP1231289B1 (en) | 2000-06-07 | 2005-10-19 | Nippon Steel Corporation | Steel pipe having high formability and method for producing the same |
CA2411851A1 (en) | 2000-06-07 | 2002-12-05 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Taper threaded joint |
IT1318179B1 (it) | 2000-07-17 | 2003-07-23 | Dalmine Spa | Giunzione filettata integrale per tubi. |
IT1318753B1 (it) | 2000-08-09 | 2003-09-10 | Dalmine Spa | Giunzione filettata integrale a profilo continuo pr tubi |
US6558484B1 (en) | 2001-04-23 | 2003-05-06 | Hiroshi Onoe | High strength screw |
US6478344B2 (en) | 2000-09-15 | 2002-11-12 | Abb Vetco Gray Inc. | Threaded connector |
JP3959667B2 (ja) | 2000-09-20 | 2007-08-15 | エヌケーケーシームレス鋼管株式会社 | 高強度鋼管の製造方法 |
US7108063B2 (en) | 2000-09-25 | 2006-09-19 | Carstensen Kenneth J | Connectable rod system for driving downhole pumps for oil field installations |
US6811189B1 (en) | 2000-10-04 | 2004-11-02 | Grant Prideco, L.P. | Corrosion seal for threaded connections |
US6857668B2 (en) | 2000-10-04 | 2005-02-22 | Grant Prideco, L.P. | Replaceable corrosion seal for threaded connections |
JP3524487B2 (ja) | 2000-10-25 | 2004-05-10 | レッキス工業株式会社 | 薄肉管継手 |
IT1319028B1 (it) | 2000-10-26 | 2003-09-19 | Dalmine Spa | Giunzione filettata per tubi di tipo manicottato |
CN1100159C (zh) | 2000-10-30 | 2003-01-29 | 宝山钢铁股份有限公司 | 抗二氧化碳及海水腐蚀油套管用低合金钢 |
US6494499B1 (en) | 2000-10-31 | 2002-12-17 | The Technologies Alliance, Inc. | Threaded connector for pipe |
US6384388B1 (en) | 2000-11-17 | 2002-05-07 | Meritor Suspension Systems Company | Method of enhancing the bending process of a stabilizer bar |
US7349867B2 (en) | 2000-12-22 | 2008-03-25 | Invenda Corporation | Tracking transactions by using addresses in a communications network |
WO2002068854A1 (en) | 2001-01-20 | 2002-09-06 | Otten, Gregory, K. | Replaceable corrosion seal for threaded connections |
EP1359235A4 (en) | 2001-02-07 | 2005-01-12 | Jfe Steel Corp | THIN STEEL SHEET AND METHOD OF MANUFACTURING THE SAME |
FR2820806B1 (fr) | 2001-02-09 | 2004-02-20 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Joint filete tubulaire avec face de filet bombee convexe |
US7048811B2 (en) | 2001-03-07 | 2006-05-23 | Nippon Steel Corporation | Electric resistance-welded steel pipe for hollow stabilizer |
AR027650A1 (es) | 2001-03-13 | 2003-04-09 | Siderca Sa Ind & Com | Acero al carbono de baja aleacion para la fabricacion de tuberias para exploracion y produccion de petroleo y/o gas natural, con mejorada resistencia a lacorrosion, procedimiento para fabricar tubos sin costura y tubos sin costura obtenidos |
WO2002079526A1 (fr) | 2001-03-29 | 2002-10-10 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Tube en acier a haute resistance pour coussin d'air et procede pour la production de ce tube |
US6527056B2 (en) | 2001-04-02 | 2003-03-04 | Ctes, L.C. | Variable OD coiled tubing strings |
US20020153671A1 (en) | 2001-04-18 | 2002-10-24 | Construction Polymers Company | Tunnel gasket for elevated working pressure |
US6550822B2 (en) | 2001-04-25 | 2003-04-22 | G. B. Tubulars, Inc. | Threaded coupling with water exclusion seal system |
EP1386098B1 (de) | 2001-05-11 | 2010-06-02 | MSA Auer GmbH | Ringdichtung, insbesondere für steckanschlüsse |
US7618503B2 (en) | 2001-06-29 | 2009-11-17 | Mccrink Edward J | Method for improving the performance of seam-welded joints using post-weld heat treatment |
JP2003096534A (ja) | 2001-07-19 | 2003-04-03 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 高強度耐熱鋼、高強度耐熱鋼の製造方法、及び高強度耐熱管部材の製造方法 |
US6581940B2 (en) | 2001-07-30 | 2003-06-24 | S&B Technical Products, Inc. | Concrete manhole connector gasket |
JP2003041341A (ja) | 2001-08-02 | 2003-02-13 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高靱性を有する鋼材およびそれを用いた鋼管の製造方法 |
US6755447B2 (en) | 2001-08-24 | 2004-06-29 | The Technologies Alliance, Inc. | Production riser connector |
CN1151305C (zh) | 2001-08-28 | 2004-05-26 | 宝山钢铁股份有限公司 | 抗二氧化碳腐蚀的低合金钢及油套管 |
EP1288316B1 (en) | 2001-08-29 | 2009-02-25 | JFE Steel Corporation | Method for making high-strength high-toughness martensitic stainless steel seamless pipe |
US6669789B1 (en) | 2001-08-31 | 2003-12-30 | Nucor Corporation | Method for producing titanium-bearing microalloyed high-strength low-alloy steel |
NO315284B1 (no) | 2001-10-19 | 2003-08-11 | Inocean As | Stigerör for forbindelse mellom et fartöy og et punkt på havbunnen |
DE60210191T2 (de) | 2001-11-08 | 2006-11-09 | Sumitomo Rubber Industries Ltd., Kobe | Radialluftreifen |
FR2833335B1 (fr) | 2001-12-07 | 2007-05-18 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Joint filete tubulaire superieur contenant au moins un element filete avec levre d'extremite |
US6709534B2 (en) | 2001-12-14 | 2004-03-23 | Mmfx Technologies Corporation | Nano-composite martensitic steels |
UA51138A (uk) | 2002-01-15 | 2002-11-15 | Приазовський Державний Технічний Університет | Спосіб термообробки сталі |
US6682101B2 (en) | 2002-03-06 | 2004-01-27 | Beverly Watts Ramos | Wedgethread pipe connection |
EP1534213B1 (en) | 2002-03-13 | 2013-04-24 | Sköld, Thomas | Water-based delivery systems |
BR0308848B1 (pt) | 2002-03-29 | 2012-01-10 | aço de baixa liga e método de produção do mesmo. | |
GB0208098D0 (en) | 2002-04-09 | 2002-05-22 | Gloway Internat Inc | Pipe repair system and device |
ITRM20020234A1 (it) | 2002-04-30 | 2003-10-30 | Tenaris Connections Bv | Giunzione filettata per tubi. |
GB2388169A (en) | 2002-05-01 | 2003-11-05 | 2H Offshore Engineering Ltd | Pipe joint |
US6666274B2 (en) | 2002-05-15 | 2003-12-23 | Sunstone Corporation | Tubing containing electrical wiring insert |
ITRM20020274A1 (it) | 2002-05-16 | 2003-11-17 | Tenaris Connections Bv | Giunzione filettata per tubi. |
JP2004011009A (ja) | 2002-06-11 | 2004-01-15 | Nippon Steel Corp | 中空スタビライザー用電縫溶接鋼管 |
US6669285B1 (en) | 2002-07-02 | 2003-12-30 | Eric Park | Headrest mounted video display |
US6883804B2 (en) | 2002-07-11 | 2005-04-26 | Parker-Hannifin Corporation | Seal ring having secondary sealing lips |
FR2844023B1 (fr) | 2002-08-29 | 2005-05-06 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Joint filete tubulaire etanche vis-a-vis du milieu exterieur |
ITRM20020445A1 (it) | 2002-09-06 | 2004-03-07 | Tenaris Connections Bv | Giunzione filettata per tubi. |
CN1229511C (zh) | 2002-09-30 | 2005-11-30 | 宝山钢铁股份有限公司 | 抗二氧化碳和硫化氢腐蚀用低合金钢 |
JP2004176172A (ja) | 2002-10-01 | 2004-06-24 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 耐水素誘起割れ性に優れた高強度継目無鋼管およびその製造方法 |
ITRM20020512A1 (it) | 2002-10-10 | 2004-04-11 | Tenaris Connections Bv | Tubo filettato con trattamento superficiale. |
US20050012278A1 (en) | 2002-11-07 | 2005-01-20 | Delange Richard W. | Metal sleeve seal for threaded connections |
FR2848282B1 (fr) | 2002-12-09 | 2006-12-29 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Procede de realisation d'un joint filete tubulaire etanche vis-a-vis de l'exterieur |
US7074286B2 (en) | 2002-12-18 | 2006-07-11 | Ut-Battelle, Llc | Wrought Cr—W—V bainitic/ferritic steel compositions |
CA2414822A1 (en) | 2002-12-18 | 2004-06-18 | Ipsco Inc. | Hydrogen-induced cracking and sulphide stress cracking resistant steel alloy |
US6817633B2 (en) | 2002-12-20 | 2004-11-16 | Lone Star Steel Company | Tubular members and threaded connections for casing drilling and method |
US7010950B2 (en) | 2003-01-17 | 2006-03-14 | Visteon Global Technologies, Inc. | Suspension component having localized material strengthening |
RU2235628C1 (ru) * | 2003-01-27 | 2004-09-10 | Федеральное государственное унитарное предприятие "Всероссийский научно-исследовательский институт токов высокой частоты им. В.П. Вологдина" | Способ изготовления сварных изделий из низкоуглеродистых, нелегированных и малолегированных сталей |
ITRM20030065A1 (it) | 2003-02-13 | 2004-08-14 | Tenaris Connections Bv | Giunzione filettata per tubi. |
CN100545291C (zh) | 2003-04-25 | 2009-09-30 | 墨西哥钢管股份有限公司 | 用作导管的无缝钢管和获得所述钢管的方法 |
FR2855587B1 (fr) | 2003-05-30 | 2006-12-29 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Joint filete tubulaire a serrage axial progressif des filets |
UA82694C2 (uk) | 2003-06-06 | 2008-05-12 | Sumitomo Metal Ind | Нарізне з'єднання для сталевих труб |
US7431347B2 (en) | 2003-09-24 | 2008-10-07 | Siderca S.A.I.C. | Hollow sucker rod connection with second torque shoulder |
US20050076975A1 (en) | 2003-10-10 | 2005-04-14 | Tenaris Connections A.G. | Low carbon alloy steel tube having ultra high strength and excellent toughness at low temperature and method of manufacturing the same |
US20050087269A1 (en) | 2003-10-22 | 2005-04-28 | Merwin Matthew J. | Method for producing line pipe |
US20050093250A1 (en) | 2003-11-05 | 2005-05-05 | Santi Nestor J. | High-strength sealed connection for expandable tubulars |
AR047467A1 (es) | 2004-01-30 | 2006-01-18 | Sumitomo Metal Ind | Tubo de acero sin costura para pozos petroliferos y procedimiento para fabricarlo |
EP1711735B1 (en) | 2004-02-02 | 2009-08-19 | Tenaris Connections AG | Thread protector for tubular members |
JP2005221038A (ja) | 2004-02-06 | 2005-08-18 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 油井管用ネジ継手、及びその製造方法 |
US8815024B2 (en) | 2004-02-19 | 2014-08-26 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation | Steel plate or steel pipe with small occurrence of Bauschinger effect and methods of production of same |
ATE510031T1 (de) | 2004-03-24 | 2011-06-15 | Sumitomo Metal Ind | Verfahren zur herstellung von niedrig legiertem stahl mit hervorragender korrosionsbeständigkeit |
JP4140556B2 (ja) | 2004-06-14 | 2008-08-27 | 住友金属工業株式会社 | 耐硫化物応力割れ性に優れた低合金油井管用鋼 |
JP4135691B2 (ja) | 2004-07-20 | 2008-08-20 | 住友金属工業株式会社 | 窒化物系介在物形態制御鋼 |
JP2006037147A (ja) | 2004-07-26 | 2006-02-09 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 油井管用鋼材 |
US20060021410A1 (en) | 2004-07-30 | 2006-02-02 | Sonats-Societe Des Nouvelles Applications Des Techniques De Surfaces | Shot, devices, and installations for ultrasonic peening, and parts treated thereby |
US20060169368A1 (en) | 2004-10-05 | 2006-08-03 | Tenaris Conncections A.G. (A Liechtenstein Corporation) | Low carbon alloy steel tube having ultra high strength and excellent toughness at low temperature and method of manufacturing the same |
US7310867B2 (en) | 2004-10-06 | 2007-12-25 | S&B Technical Products, Inc. | Snap in place gasket installation method |
US7566416B2 (en) | 2004-10-29 | 2009-07-28 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Steel pipe for an airbag inflator and a process for its manufacture |
US7214278B2 (en) | 2004-12-29 | 2007-05-08 | Mmfx Technologies Corporation | High-strength four-phase steel alloys |
US20060157539A1 (en) | 2005-01-19 | 2006-07-20 | Dubois Jon D | Hot reduced coil tubing |
JP2006210843A (ja) | 2005-01-31 | 2006-08-10 | Fujitsu Ltd | 可変キャパシタ及びその製造方法 |
ITRM20050069A1 (it) | 2005-02-17 | 2006-08-18 | Tenaris Connections Ag | Giunzione filettata per tubi provvista di tenuta. |
US20060214421A1 (en) | 2005-03-22 | 2006-09-28 | Intelliserv | Fatigue Resistant Rotary Shouldered Connection and Method |
JP2006265668A (ja) | 2005-03-25 | 2006-10-05 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 油井用継目無鋼管 |
JP4792778B2 (ja) | 2005-03-29 | 2011-10-12 | 住友金属工業株式会社 | ラインパイプ用厚肉継目無鋼管の製造方法 |
US20060243355A1 (en) | 2005-04-29 | 2006-11-02 | Meritor Suspension System Company, U.S. | Stabilizer bar |
US7478842B2 (en) | 2005-05-18 | 2009-01-20 | Hydril Llc | Coupled connection with an externally supported pin nose seal |
US7182140B2 (en) | 2005-06-24 | 2007-02-27 | Xtreme Coil Drilling Corp. | Coiled tubing/top drive rig and method |
EP1896759A2 (en) | 2005-06-27 | 2008-03-12 | Swagelok Company | Tube fitting |
JP2009501303A (ja) | 2005-07-13 | 2009-01-15 | ベーレ エンフィネーリンフ ベー.フェー. | 管状開口の内壁と少なくとも部分的に開口に挿入される少なくとも1本のチューブまたはダクトとの間のスペースを封止するシステム |
JP4635764B2 (ja) | 2005-07-25 | 2011-02-23 | 住友金属工業株式会社 | 継目無鋼管の製造方法 |
JP4945946B2 (ja) | 2005-07-26 | 2012-06-06 | 住友金属工業株式会社 | 継目無鋼管およびその製造方法 |
MXPA05008339A (es) | 2005-08-04 | 2007-02-05 | Tenaris Connections Ag | Acero de alta resistencia para tubos de acero soldables y sin costura. |
FR2889727B1 (fr) | 2005-08-09 | 2007-09-28 | Vallourec Mannesmann Oil Gas F | Joint filete tubulaire etanche aux liquides et aux gaz |
CN101300369B (zh) | 2005-08-22 | 2010-11-03 | 住友金属工业株式会社 | 管线用无缝钢管及其制造方法 |
EP1767659A1 (fr) | 2005-09-21 | 2007-03-28 | ARCELOR France | Procédé de fabrication d'une pièce en acier de microstructure multi-phasée |
AR057940A1 (es) | 2005-11-30 | 2007-12-26 | Tenaris Connections Ag | Conexiones roscadas con recubrimientos de alta y baja friccion |
JP4997753B2 (ja) | 2005-12-16 | 2012-08-08 | タカタ株式会社 | 乗員拘束装置 |
AR058961A1 (es) | 2006-01-10 | 2008-03-05 | Siderca Sa Ind & Com | Conexion para varilla de bombeo con mayor resistencia a l afatiga obtenida aplicando interferencia diametral para reducir la interferencia axial |
US7744708B2 (en) | 2006-03-14 | 2010-06-29 | Tenaris Connections Limited | Methods of producing high-strength metal tubular bars possessing improved cold formability |
JP4751224B2 (ja) | 2006-03-28 | 2011-08-17 | 新日本製鐵株式会社 | 靭性と溶接性に優れた機械構造用高強度シームレス鋼管およびその製造方法 |
US20070246219A1 (en) | 2006-04-19 | 2007-10-25 | Mannella Eugene J | Seal for a fluid assembly |
KR101340165B1 (ko) | 2006-06-29 | 2013-12-10 | 테나리스 커넥션즈 아.게. | 저온에서 개선된 등방성 인성을 갖는 유압 실린더용 무계목정밀 강철 튜브 및 그것의 제조방법 |
US8027667B2 (en) | 2006-06-29 | 2011-09-27 | Mobilesphere Holdings LLC | System and method for wireless coupon transactions |
WO2008007737A1 (fr) | 2006-07-13 | 2008-01-17 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Tuyau coudé et son procédé de fabrication |
US8322754B2 (en) | 2006-12-01 | 2012-12-04 | Tenaris Connections Limited | Nanocomposite coatings for threaded connections |
CN101622084B (zh) * | 2007-03-02 | 2011-11-09 | 新日本制铁株式会社 | 电阻焊钢管的制造方法和含有高Si或高Cr的电阻焊钢管 |
FR2913746B1 (fr) | 2007-03-14 | 2011-06-24 | Vallourec Mannesmann Oil & Gas | Joint filete tubulaire etanche pour sollicitations de pression interieure et exterieure |
US20080226396A1 (en) | 2007-03-15 | 2008-09-18 | Tubos De Acero De Mexico S.A. | Seamless steel tube for use as a steel catenary riser in the touch down zone |
CN101514433A (zh) | 2007-03-16 | 2009-08-26 | 株式会社神户制钢所 | 低温冲击特性优异的汽车用高强度电阻焊钢管及其制造方法 |
EP2133442B1 (en) | 2007-03-30 | 2012-02-01 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Low-alloy steel, seamless steel pipe for oil well, and process for producing seamless steel pipe |
MX2007004600A (es) | 2007-04-17 | 2008-12-01 | Tubos De Acero De Mexico S A | Un tubo sin costura para la aplicación como secciones verticales de work-over. |
DE102007023306A1 (de) | 2007-05-16 | 2008-11-20 | Benteler Stahl/Rohr Gmbh | Verwendung einer Stahllegierung für Mantelrohre zur Perforation von Bohrlochverrohrungen sowie Mantelrohr |
AR061224A1 (es) | 2007-06-05 | 2008-08-13 | Tenaris Connections Ag | Una union roscada de alta resistencia, preferentemente para tubos con recubrimiento interno. |
EP2006589B1 (en) | 2007-06-22 | 2011-08-31 | Tenaris Connections Aktiengesellschaft | Threaded joint with energizable seal |
DE602007011046D1 (de) | 2007-06-27 | 2011-01-20 | Tenaris Connections Ag | Gewindeverbindung mit unter Druck setzbarer Dichtung |
US7862667B2 (en) | 2007-07-06 | 2011-01-04 | Tenaris Connections Limited | Steels for sour service environments |
EP2017507B1 (en) | 2007-07-16 | 2016-06-01 | Tenaris Connections Limited | Threaded joint with resilient seal ring |
EP2028403B1 (en) | 2007-08-24 | 2011-04-13 | Tenaris Connections Aktiengesellschaft | Threaded joint with high radial loads and differentially treated surfaces |
EP2028402B1 (en) | 2007-08-24 | 2010-09-01 | Tenaris Connections Aktiengesellschaft | Method for improving fatigue resistance of a threaded joint |
ES2759371T3 (es) * | 2007-10-30 | 2020-05-08 | Nippon Steel Corp | Pilote de acero que tiene excelentes propiedades de agrandamiento y método para la producción del mismo |
JP2009138174A (ja) | 2007-11-14 | 2009-06-25 | Agri Bioindustry:Kk | 高分子化合物の製造方法 |
WO2009065432A1 (en) | 2007-11-19 | 2009-05-28 | Tenaris Connections Ag | High strength bainitic steel for octg applications |
EA017703B1 (ru) | 2007-12-04 | 2013-02-28 | Сумитомо Метал Индастриз, Лтд. | Резьбовое соединение для труб |
ES2644452T3 (es) * | 2007-12-20 | 2017-11-29 | Ati Properties, Inc. | Acero inoxidable austenítico magro resistente a la corrosión |
JP5353256B2 (ja) | 2008-01-21 | 2013-11-27 | Jfeスチール株式会社 | 中空部材およびその製造方法 |
ATE471433T1 (de) | 2008-02-29 | 2010-07-15 | Tenaris Connections Ag | Gewindeverbindungsstück mit verbesserten elastischen dichtungsringen |
DE112009001354B4 (de) | 2008-06-04 | 2019-05-23 | Ntn Corp. | Antriebsrad-Lagervorrichtung |
US8261841B2 (en) | 2009-02-17 | 2012-09-11 | Exxonmobil Research And Engineering Company | Coated oil and gas well production devices |
MX2009012811A (es) | 2008-11-25 | 2010-05-26 | Maverick Tube Llc | Procesamiento de desbastes delgados o flejes compactos de aceros al boro/titanio. |
CN102224268A (zh) | 2008-11-26 | 2011-10-19 | 住友金属工业株式会社 | 无缝钢管及其制造方法 |
CN101413089B (zh) | 2008-12-04 | 2010-11-03 | 天津钢管集团股份有限公司 | 低co2环境用高强度低铬抗腐蚀石油专用管 |
WO2010087512A1 (ja) | 2009-01-30 | 2010-08-05 | Jfeスチール株式会社 | 耐hic性に優れた厚肉高張力熱延鋼板及びその製造方法 |
CA2844718C (en) * | 2009-01-30 | 2017-06-27 | Jfe Steel Corporation | Thick high-tensile-strength hot-rolled steel sheet having excellent low-temperature toughness and manufacturing method thereof |
CN101480671B (zh) | 2009-02-13 | 2010-12-29 | 西安兰方实业有限公司 | 空调器用双层铜焊钢管生产工艺 |
US20140021244A1 (en) | 2009-03-30 | 2014-01-23 | Global Tubing Llc | Method of Manufacturing Coil Tubing Using Friction Stir Welding |
EP2243920A1 (en) | 2009-04-22 | 2010-10-27 | Tenaris Connections Aktiengesellschaft | Threaded joint for tubes, pipes and the like |
JP5573325B2 (ja) | 2009-04-23 | 2014-08-20 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼管の連続熱処理方法 |
US20100319814A1 (en) | 2009-06-17 | 2010-12-23 | Teresa Estela Perez | Bainitic steels with boron |
JP5728836B2 (ja) | 2009-06-24 | 2015-06-03 | Jfeスチール株式会社 | 耐硫化物応力割れ性に優れた油井用高強度継目無鋼管の製造方法 |
CN101613829B (zh) | 2009-07-17 | 2011-09-28 | 天津钢管集团股份有限公司 | 150ksi钢级高强韧油气井井下作业用钢管及其生产方法 |
US9541224B2 (en) | 2009-08-17 | 2017-01-10 | Global Tubing, Llc | Method of manufacturing coiled tubing using multi-pass friction stir welding |
EP2325435B2 (en) | 2009-11-24 | 2020-09-30 | Tenaris Connections B.V. | Threaded joint sealed to [ultra high] internal and external pressures |
AU2011210499B2 (en) | 2010-01-27 | 2013-07-11 | Nippon Steel Corporation | Production method for seamless steel pipe used in line pipe, and seamless steel pipe used in line pipe |
MX360028B (es) | 2010-03-18 | 2018-10-17 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Star | Tubo de acero sin costuras para inyeccion de vapor y metodo para fabricar el mismo. |
EP2372208B1 (en) | 2010-03-25 | 2013-05-29 | Tenaris Connections Limited | Threaded joint with elastomeric seal flange |
EP2372211B1 (en) | 2010-03-26 | 2015-06-03 | Tenaris Connections Ltd. | Thin-walled pipe joint and method to couple a first pipe to a second pipe |
WO2011152240A1 (ja) | 2010-06-02 | 2011-12-08 | 住友金属工業株式会社 | ラインパイプ用継目無鋼管及びその製造方法 |
CN101898295B (zh) | 2010-08-12 | 2011-12-07 | 中国石油天然气集团公司 | 一种高强度高塑韧性连续管制造方法 |
US9163296B2 (en) | 2011-01-25 | 2015-10-20 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Coiled tube with varying mechanical properties for superior performance and methods to produce the same by a continuous heat treatment |
IT1403689B1 (it) | 2011-02-07 | 2013-10-31 | Dalmine Spa | Tubi in acciaio ad alta resistenza con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensioni da solfuri. |
IT1403688B1 (it) | 2011-02-07 | 2013-10-31 | Dalmine Spa | Tubi in acciaio con pareti spesse con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensione da solfuri. |
US8414715B2 (en) * | 2011-02-18 | 2013-04-09 | Siderca S.A.I.C. | Method of making ultra high strength steel having good toughness |
US8636856B2 (en) | 2011-02-18 | 2014-01-28 | Siderca S.A.I.C. | High strength steel having good toughness |
JP6047947B2 (ja) | 2011-06-30 | 2016-12-21 | Jfeスチール株式会社 | 耐サワー性に優れたラインパイプ用厚肉高強度継目無鋼管およびその製造方法 |
CN103649355B (zh) | 2011-07-10 | 2016-08-17 | 塔塔钢铁艾默伊登有限责任公司 | 具有改善的haz-软化抵抗性的热轧高强度钢带材及生产所述钢的方法 |
JP2013129879A (ja) | 2011-12-22 | 2013-07-04 | Jfe Steel Corp | 耐硫化物応力割れ性に優れた油井用高強度継目無鋼管およびその製造方法 |
US9340847B2 (en) * | 2012-04-10 | 2016-05-17 | Tenaris Connections Limited | Methods of manufacturing steel tubes for drilling rods with improved mechanical properties, and rods made by the same |
CA2897451C (en) | 2013-01-11 | 2019-10-01 | Tenaris Connections Limited | Galling resistant drill pipe tool joint and corresponding drill pipe |
US9187811B2 (en) | 2013-03-11 | 2015-11-17 | Tenaris Connections Limited | Low-carbon chromium steel having reduced vanadium and high corrosion resistance, and methods of manufacturing |
US9803256B2 (en) * | 2013-03-14 | 2017-10-31 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | High performance material for coiled tubing applications and the method of producing the same |
EP2789700A1 (en) | 2013-04-08 | 2014-10-15 | DALMINE S.p.A. | Heavy wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes |
EP2789701A1 (en) | 2013-04-08 | 2014-10-15 | DALMINE S.p.A. | High strength medium wall quenched and tempered seamless steel pipes and related method for manufacturing said steel pipes |
US11105501B2 (en) | 2013-06-25 | 2021-08-31 | Tenaris Connections B.V. | High-chromium heat-resistant steel |
US9745640B2 (en) | 2015-03-17 | 2017-08-29 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Quenching tank system and method of use |
US20160281188A1 (en) | 2015-03-27 | 2016-09-29 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Heat treated coiled tubing |
US20160305192A1 (en) | 2015-04-14 | 2016-10-20 | Tenaris Connections Limited | Ultra-fine grained steels having corrosion-fatigue resistance |
US11124852B2 (en) | 2016-08-12 | 2021-09-21 | Tenaris Coiled Tubes, Llc | Method and system for manufacturing coiled tubing |
CN109609747B (zh) * | 2018-12-11 | 2022-01-25 | 信达科创(唐山)石油设备有限公司 | 一种连续油管的均质处理工艺 |
-
2014
- 2014-02-26 US US14/190,886 patent/US9803256B2/en active Active
- 2014-03-11 CA CA2845471A patent/CA2845471C/en active Active
- 2014-03-12 EP EP20190344.0A patent/EP3845672A1/en active Pending
- 2014-03-12 DK DK14159174.3T patent/DK2778239T3/da active
- 2014-03-12 PL PL14159174T patent/PL2778239T3/pl unknown
- 2014-03-12 EP EP14159174.3A patent/EP2778239B1/en active Active
- 2014-03-13 JP JP2014050371A patent/JP6431675B2/ja active Active
- 2014-03-14 CN CN201410096621.4A patent/CN104046918B/zh active Active
- 2014-03-14 MX MX2014003224A patent/MX360596B/es active IP Right Grant
- 2014-03-14 RU RU2014109873A patent/RU2664347C2/ru active
- 2014-03-14 BR BR102014006157A patent/BR102014006157B8/pt active IP Right Grant
-
2017
- 2017-07-31 US US15/665,054 patent/US10378074B2/en active Active
- 2017-10-19 US US15/788,534 patent/US20180051353A1/en not_active Abandoned
-
2018
- 2018-04-02 US US15/943,528 patent/US10378075B2/en active Active
-
2019
- 2019-08-12 US US16/538,407 patent/US20190360064A1/en not_active Abandoned
- 2019-08-12 US US16/538,326 patent/US11377704B2/en active Active
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
US9803256B2 (en) | 2017-10-31 |
EP3845672A1 (en) | 2021-07-07 |
RU2664347C2 (ru) | 2018-08-16 |
JP2014208888A (ja) | 2014-11-06 |
US20180051353A1 (en) | 2018-02-22 |
MX360596B (es) | 2018-11-09 |
US10378075B2 (en) | 2019-08-13 |
US20170335421A1 (en) | 2017-11-23 |
PL2778239T3 (pl) | 2021-04-19 |
RU2018127869A (ru) | 2019-03-13 |
BR102014006157B8 (pt) | 2021-12-14 |
MX2014003224A (es) | 2014-12-09 |
EP2778239A1 (en) | 2014-09-17 |
US11377704B2 (en) | 2022-07-05 |
CA2845471C (en) | 2021-07-06 |
CN104046918A (zh) | 2014-09-17 |
US20190360064A1 (en) | 2019-11-28 |
EP2778239B1 (en) | 2020-08-12 |
RU2018127869A3 (pt) | 2022-01-21 |
RU2014109873A (ru) | 2015-09-20 |
DK2778239T3 (da) | 2020-11-16 |
CA2845471A1 (en) | 2014-09-14 |
CN104046918B (zh) | 2017-10-24 |
US20140272448A1 (en) | 2014-09-18 |
JP6431675B2 (ja) | 2018-11-28 |
US10378074B2 (en) | 2019-08-13 |
BR102014006157A2 (pt) | 2016-01-26 |
US20180223384A1 (en) | 2018-08-09 |
US20190360063A1 (en) | 2019-11-28 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US11377704B2 (en) | High performance material for coiled tubing applications and the method of producing the same | |
JP6344538B1 (ja) | 鋼管及び鋼板 | |
JP5445720B1 (ja) | アレスト性に優れた高強度厚鋼板 | |
CN101845596B (zh) | 一种x80管线钢用宽厚板及其制造方法 | |
JP5657026B2 (ja) | 溶接後熱処理抵抗性に優れた高強度鋼板及びその製造方法 | |
BRPI0921686B1 (pt) | Método para produção de chapa de aço e tubo de aço para oleodutos | |
BRPI0719716B1 (pt) | tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura e método de produção do mesmo | |
BR102012002647A2 (pt) | Tubo de aço sem costura com paredes espessas e método para produção do mesmo | |
CA2809171A1 (en) | Thick-walled high-strength hot rolled steel sheet having excellent hydrogen induced cracking resistance | |
BR112014015715B1 (pt) | tubo de aço, chapa de aço e método de produção da mesma | |
BRPI0718935B1 (pt) | tubos soldados para tubulação de alta resistência superior em tenacidade à baixa temperatura e método de produção dos mesmos. | |
NO339589B1 (no) | Høyfast sømløst stålrør med utmerket motstand mot hydrogeninduserte sprekker, samt fremgangsmåte for tilvirkning | |
CN103069020A (zh) | 油井用电焊钢管以及油井用电焊钢管的制造方法 | |
BRPI0905081B1 (pt) | método de produção de chapa de aço de alta resistência da classe de 780 mpa | |
JP2015132014A (ja) | 耐サワー性、haz靭性及びhaz硬さに優れた鋼板およびラインパイプ用鋼管 | |
KR20190129957A (ko) | 내사우어 라인 파이프용 고강도 강판 및 그의 제조 방법 그리고 내사우어 라인 파이프용 고강도 강판을 이용한 고강도 강관 | |
BR112012007753B1 (pt) | Tubo de aço de alta resistência. chapa de aço para tubo de aço de alta resistência, e processos para produção dos mesmos | |
JP2019116658A (ja) | 疲労強度に優れた電縫鋼管およびその製造方法 | |
JP2019116659A (ja) | 疲労強度に優れた厚肉大径電縫鋼管およびその製造方法 | |
JPH04191319A (ja) | 低炭素マルテンサイト系ステンレス鋼ラインパイプの製造方法 | |
KR101797319B1 (ko) | 용접성 및 연신율이 우수한 파이프용 열연강판 및 그 제조방법 | |
RU2798180C2 (ru) | Высококачественный материал для гибких длинномерных труб и способ его изготовления | |
JPS62146247A (ja) | 多層容器用Cr−Mo鋼板 |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
B03A | Publication of a patent application or of a certificate of addition of invention [chapter 3.1 patent gazette] | ||
B06F | Objections, documents and/or translations needed after an examination request according [chapter 6.6 patent gazette] | ||
B07A | Application suspended after technical examination (opinion) [chapter 7.1 patent gazette] | ||
B09A | Decision: intention to grant [chapter 9.1 patent gazette] | ||
B16A | Patent or certificate of addition of invention granted [chapter 16.1 patent gazette] |
Free format text: PRAZO DE VALIDADE: 20 (VINTE) ANOS CONTADOS A PARTIR DE 14/03/2014, OBSERVADAS AS CONDICOES LEGAIS. |
|
B16C | Correction of notification of the grant [chapter 16.3 patent gazette] |
Free format text: REFERENTE A RPI 2567 DE 17/03/2020, QUANTO AO ITEM (30) PRIORIDADE UNIONISTA. |