BR112013034058B1 - tubo de aço sem costura e seu método de produção - Google Patents

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Yasuhide Ishiguro
Mitsuo Kimura
Kenichiro Eguchi
Hiroshi Yokogawa
Tadao Katagiri
Masahito Tanaka
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Jfe Steel Corporation
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Abstract

tubo de aço sem costura de parede grossa e alta resistência tendo alta resistência à acidez • e método para produção do mesmo a presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência tendo alta resistência à acidez. em particular, um tratamento de resfriamento rápido e têmpera é conduzido para ajustar o limite de elasticidade para ser maior que 450 mpa e ajustar a dureza vickers hv5 que pode ser medida em um lado mais externo ou em um lado mais interno do tubo sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 n) para ser 250 hv5 ou menos. para alcançar isso, as camadas de superfície são polidas a partir das superfícies a uma profundidade de 0,3 mm ou mais na direção da espessura da parede após o tratamento de resfriamento rápido é designado para incluir manter a temperatura de aquecimento igual a ou maior que o ponto de transformação ac3 por 120 segundos ou mais em uma atmosfera de ar e então executar o resfriamento a água em uma região de ebulição de película e então em uma região de ebulição nuclear. como resultado desse tratamento de resfriamento rápido, a dureza das camadas de superfície diminui para 250 hv5 ou menos e o tubo de aço que tem uma dis- tribuição de dureza em forma de m na qual a dureza máxima aparece em algum ponto do perfil diferente do centro da parede ou uma distribuição de dureza em forma de u na qual a dureza das camadas de superfície é a mais alta mas não mais que 250 hv5 ou uma distribuição de dureza de forma plana pode ser obtida. como resultado, a resistência à acidez é significativamente melhorada.

Description

REPÚBLICA FEDERATIVA DO BRASIL
MINISTÉRIO DA ECONOMIA
INSTITUTO NACIONAL DA PROPRIEDADE INDUSTRIAL
CARTA PATENTE N° BR 112013034058-4
O INSTITUTO NACIONAL DA PROPRIEDADE INDUSTRIAL concede a presente PATENTE DE INVENÇÃO, que outorga ao seu titular a propriedade da invenção caracterizada neste título, em todo o território nacional, garantindo os direitos dela decorrentes, previstos na legislação em vigor.
(21) Número do Depósito: BR 112013034058-4 (22) Data do Depósito: 29/06/2012 (43) Data da Publicação do Pedido: 03/01/2013 (51) Classificação Internacional: C22C 38/00; C21D 1/18; C21D 3/04; C21D 9/08; C22C 38/14; C22C 38/58.
(30) Prioridade Unionista: JP 2011-146131 de 30/06/2011.
(54) Título: TUBO DE AÇO SEM COSTURA E SEU MÉTODO DE PRODUÇÃO (73) Titular: JFE STEEL CORPORATION. Endereço: 2-3, UCHISAIWAI-CHO 2-CHOME CHIYODA-KU, ΤΟΚΥΟ 1000011, JAPÃO(JP) (72) Inventor: YASUHIDE ISHIGURO; MITSUO KIMURA; KENICHIRO EGUCHI; HIROSHI YOKOGAWA; TADAO KATAGIRI; MASAHITO TANAKA.
Prazo de Validade: 20 (vinte) anos contados a partir de 29/06/2012, observadas as condições legais
Expedida em: 05/02/2019
Assinado digitalmente por:
Liane Elizabeth Caldeira Lage
Diretora de Patentes, Programas de Computador e Topografias de Circuitos Integrados
1/46
Relatório Descritivo da Patente de Invenção para TUBO DE AÇO SEM COSTURA E SEU MÉTODO DE PRODUÇÃO.
Campo Técnico [001] A presente Invenção refere-se a um tubo de aço de parede grossa e alta resistência (doravante referido como tubo) adequado para tubos para transporte de petróleo bruto gás natural, etc., e em particular para também melhorar a sua resistência à acidez.
Antecedentes da Técnica [002] O esgotamento do petróleo bruto e do gás natural tem Sid uma preocupação nos últimos anos. Campos de petróleo e campos de gás localizados em locais mais profundos que os campos convencionais e conhecidos como campos de petróleo e campos de gás de águas profundas localizados 2000 m sob o mar ou mais profundos estão sendo explorados agora. Campos de petróleo e campos de gás de águas profundas operam em ambientes de corrosão severa que contêm CO2, H2S, Cl-, e similares em altas concentrações. Consequentemente, materiais de aço usados em tais campos de petróleo e campos de gás devem apresentar alta resistência e alta resistência à corrosão.
[003] Petróleo bruto e gás natural extraídos de um campo de petróleo ou de um campo de gás através de material tubular para petróleo (oil country tubular goods (OCTG)) ou similares é transportado para as instalações de terra (ou da base marítima) através de linhas que se ligam depositadas ao longo do fundo do oceano. Consequentemente, as tubulações e outros componentes usados precisam apresentar resistência que possa suportar a pressão da água e uma capacidade de afundar por seu próprio peso. Sob esse aspecto, a espessura da parede da tubulação usada excede 20 mm e, em alguns casos, são usados tubos de aço sem costura tendo uma espessura de 35 mm. Esses tubos sem costura de paredes grossas precisam apresentar uma resistência mais alta, uma alta resistência à corrosão, e uma boa propriedade de
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2/46 soldagem circunferencial.
[004] Para alcançar esses requisitos, por exemplo, a Literatura de Patente 1 e a Literatura de Patente 2 descrevem um tubo de aço sem costura de alta resistência que tem uma composição incluindo C: 0,03 a 0,11 %, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 0,8 a 1,6%, P: 0,025% ou menos, S: 0,003% ou menos, Ti: 0,002 a 0,017%, Al: 0,001 a 0,10%, Cr: 0,05 a 0,5%, Mo: 0,02 a 0,3%, V: 0,02 a 0,20%, Ca: 0,0005 a 0,005%, N: 0,008% ou menos, e O: 0,004% ou menos e tem uma microestrutura de bainita e/ou martensita com ferrita precipitando nas bordas dos grãos. De acordo com a técnica descrita na Literatura de Patente 1, uma placa de aço tendo a composição mencionada anteriormente é formada em um tubo de aço sem costura por laminação a quente. O tubo de aço sem costura é submetido a um tratamento de resfriamento rápido para resfriar o tubo de aço a uma taxa de resfriamento de 5°C/s ou mais more a partir da temperatura de início do resfriamento de (ponto Ar3 + 50°C) até 1100°C, então temperada a 550°C até o ponto Ac 1 de modo a formar um tubo de aço sem costura de alta resistência que tenha um limite de elasticidade de 483 MPa ou mais e excelente resistência à fratura induzida pelo (doravante também referida como resistência (HIC).
[005] A Literatura de Patente 3 descreve um método para produção de um tubo de aço sem costura de paredes grossas para tubulações que têm alta resistência e boa tenacidade. A técnica descrita na Literatura de Patente 3 executa sequencialmente as seguintes etapas: uma etapa para fazer o aço fundido solidificar em uma barra tendo uma seção transversal redonda pelo lingotamento continuo, o aço fundido contendo C: 0,03 a 0,08%, Si: 0,25% ou menos, Mn: 0,3 a 2,5%, Al: 0,001 a 0,10%, Cr: 0,02 a 1,0%, Ni: 0,02 a 1,0%, Mo: 0,02 a 1,2%, Ti: 0,004 a 0,010%, N: 0,002 a 0,008%, pelo menos um elemento entre Ca, Mg, e REM: 0,0002 a 0,005% no total, V: 0 a 0,08%, Nb: 0 a 0,05%, e Cu: 0 a 1,0%; uma etapa de resfriar a barra até a temperatura
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3/46 ambiente a uma taxa de resfriamento de 1400°C até 1 000°C de 6°C/min ou mais; uma etapa de aquecer a barra de 1150°C até 1280°C a uma taxa média de aquecimento de 550°C até 900°C de 15° C/min ou menos e preparar um tubo de aço sem costura por perfuração e laminação; uma etapa de conduzir continuamente um resfriamento forçado até a temperatura de 100°C ou menos a uma taxa média de resfriamento 800 até 500°C de 8°C/s ou mais após o tubo de ao sem co stura ser enxaguado a 850 a 1000°C imediatamente após a prepa ração do tubo de aço sem costura, posteriormente o tubo de aço sem costura foi resfriado após a preparação e então aquecido até 850 a 1000°C, ou imediatamente após a preparação do tubo de aço sem costura; e um processo de têmpera para temperar o tubo a uma temperatura na faixa de 500°C a 690°C. De acordo com a técnica descrita na Literatura de Patente 3, um bloco retangular ou uma placa podem ser formados pelo lingotamento contínuo ao invés da barra redonda e então conformados em uma barra redonda por forjamento ou por laminação.
Lista de Citações
Literatura de Patente
PTL 1: Japanese Unexamined Patent Application Publication n° 2004-176172
PTL 2: Japanese Unexamined Patent Application Publication n° 2004-143593
PTL 3: Japanese Unexamined Patent Application Publication n° 2006-274350
Sumário da Invenção
Problema Técnico [006] Entretanto, quando com as técnicas descritas nas Literaturas de Patente 1 a 3, a resistência (dureza) das camadas da superfície da chapa de aço é inevitavelmente alta. De acordo com a técnica descrita nas Literaturas de Patente 1 a 3, é usado um aço tendo uma composição
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4/46 à base de C-Mn. Quando o tratamento de resfriamento rápido tal como resfriamento a água é executado no processo de resfriamento após a laminação, as camadas de superfície sofrem resfriamento rápido e assim são facilmente temperadas, resultando em uma dureza aumentada. Algumas vezes a dureza excede o valor prescrito na norma API ou no código DNV-OS-F101. Em contraste, a porção central das paredes não é tão facilmente temperada devido a uma baixa taxa de resfriamento. Isto pode resultar em inclusão de estruturas metálicas temperadas não relacionadas tais como ferrita.
[007] Um aço tendo uma composição à base de C-Mn tem uma característica de transformação (diagrama de transformação do resfriamento contínuo (CCT)) na qual a ponta de ferrita e a ponta de bainita são trocados na direção do lado de tempo mais curto. Considerando que o resfriamento a água ideal (modo de ebulição nuclear) é alcançado, a taxa de resfriamento na camada de superfície é 1000°C/s ou mais e a taxa de resfriamento na porção central da parede do tubo de aço tendo uma espessura de 30 mm é de cerca de 20 a 30°C/s. Como resultado, enquanto as camadas de supe rfície vêm a ter uma microestrutura temperada de martensita, bainita, etc., a porção central da parede pode conter uma estrutura metálica temperada não relativa (ou estrutura não endurecida) tal como ferrita. Inevitavelmente, a distribuição de dureza na direção da espessura da parede é tal que as camadas de superfície e as regiões próximas têm alta dureza. Assim, a distribuição de dureza na direção da espessura da parede tem um perfil em forma de U como mostrado na Fig. 2. Essa distribuição de dureza na direção da espessura da parede não desaparece completamente mesmo se um tratamento de têmpera for executado embora o nível de dureza possa diminuir.
[008] Por exemplo, no caso em que a resistência à fratura por estresse por sulfeto (SSC) de um tubo de aço deve ser avaliada pelo
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Método A prescrito na NACE TM0177-2005, é usado um espécime tipo barra redonda preparado removendo-se camadas de superfície. Assim, mesmo um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza na direção da espessura da parede na qual as camadas de superfície e as regiões próximas apresentam alta dureza é avaliado como tendo boa resistência SSC. Entretanto, no caso, em que a avaliação é conduzida através do Método de teste C prescrito na NACE TM0177-2005 ou um teste de dobramento de quatro pontos prescrito nas normas ASTM, etc., é usado um espécime que inclui a camada de superfície tendo alta dureza e assim resulta algumas vezes em rupturas. Como resultado, o tubo de aço é avaliado como tendo resistência SSC degradada. Por exemplo, em relação ao tubo de aço que precise apresentar resistência à acidez, o código DNV-OS-F101 requer que a dureza em uma posição a 1,5 mm a partir da superfície satisfaz 250 HV10 ou menos. Entretanto, mesmo um tubo de aço que tenha uma dureza de 250 HV10 ou menos em uma posição a 1,5 mm a partir da superfície pode sofrer ruptura em um ambiente de corrosão severa se a dureza da camada de superfície no lado externo daquela posição for maior que 250 HV. Isto significa que o tubo de aço tem baixa resistência SSC.
[009] A presente Invenção visa a enfrentar os problemas da técnica relativa descritos acima e fornecer um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência tendo alta resistência à acidez e um método para produção do mesmo. Deve ser notado que o tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência aqui se refere a um tubo de aço sem costura tendo uma resistência excedendo 450 MPa (65 ksi) em termos de limite de elasticidade YS. Parede grossa significa que a espessura da parede é 10 mm ou mais, preferivelmente 15 mm ou mais, e mais preferivelmente 25 mm ou mais. A resistência à acidez se refere a características que incluem a resistência HIC avaliada de acordo com a NACE TM0284 e a resistência SSC avaliada
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6/46 de acordo com a NACE TM0177 ou a ASME G39.
Solução para o Problema [0010] Os inventores da presente Invenção conduziram estudos intensos sobre os vários fatores relacionados à resistência à acidez para alcançar o objetivo descrito acima. Como resultado, eles descobriram que a resistência à acidez melhora notavelmente quando a dureza de uma porção (camada de superfície) que entra em contato direto com um ambiente de corrosivo é suprimida para um nível baixo. Em outras palavras, para ser mais específico, eles descobriram que ela contribui significativamente para melhorar a resistência à acidez para suprimir a dureza Vickers para 250 HV5 ou menos no lado mais externo ou no lado mais interno do tubo (também referido como camada de superfície do tubo) que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste 49 N).
[0011] Os inventores descobriram que, particularmente para um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza em forma de U no qual a dureza aumenta a partir do centro na direção das superfícies na direção da espessura da parede, é preferível remover a camada de superfície externa e a camada de superfície interna do tubo por decapagem, um tratamento de jateamento de granalha, ou similar, executando polimento de modo que a dureza das camadas de superfície seja 250 HV5 ou menos.
[0012] Os inventores também descobriram que, mesmo para um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede como mostrado na Fig. 3 na qual a dureza é baixa nas camadas de superfície e alcança o valor máximo em uma posição a uma profundidade particular a partir da superfície, é preferível ajustar a dureza das camadas de superfície do tubo para 250 HV5 ou menos como no caso 1 para melhorar significativamente a resistência à acidez. Os inventores também descobriram que para também melhorar
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7/46 a resistência à acidez, a dureza máxima na distribuição em forma de M é preferivelmente ajustada para 250 HV5 ou menos como no caso 2. [0013] Os inventores executaram outras investigações e contemplaram que a distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede pode ser ajustada conduzindo-se a descarburação da superfície que envolve controlar a temperatura de aquecimento, o tempo de retenção, o gás da atmosfera, etc., da laminação a quente, a temperatura de aquecimento, o tempo de retenção, o gás da atmosfera, etc., do resfriamento rápido, e controlar a temperatura de aquecimento, tempo de retenção, gás da atmosfera, etc., da têmpera Eles também contemplaram que a distribuição de dureza poderia ser controlada pela formação de carepa de superfície durante um tratamento térmico e então se removendo a área de dureza máxima como a carepa após o resfriamento rápido ou diminuindo-se a dureza através da têmpera parcial tal como conduzir a têmpera apenas nas camadas de superfície. Os inventores descobriram que, controlar o tempo de aquecimento, o gás da atmosfera, etc., durante o resfriamento rápido e controlar o resfriamento para o resfriamento rápido são medidas mais eficientes para formar uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede descrita acima.
[0014] A região na qual a dureza é diminuída pela descarburação da superfície é preferivelmente uma região a cerca de 2,5 a 3,0 mm a partir da camada de superfície. Isto é porque quando a região na qual a dureza é diminuída pela descarburação da superfície é mais grossa que a região a cerca de 2,5 a 3,0 mm a partir da camada de superfície, a resistência do tubo de aço diminui devido à descarburação e as propriedades mecânicas são afetadas adversamente. Isto é particularmente assim em materiais de paredes grossas tendo uma espessura de parede de 20 mm ou mais. A influência é particularmente forte quando um corpo de prova de tração em forma de arco é cortado
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8/46 de um tubo e usado.
[0015] A presente Invenção foi feita com base nas descobertas descritas acima e outras investigações. A presente Invenção pode ser resumida conforme a seguir:
(1) Um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações tendo um limite de elasticidade excedendo 450 MPa e preparado pela execução de tratamento de resfriamento rápido e tempera, onde a dureza Vickers HV5 que pode ser medida em um lado mais externo ou em um lado mais interno do tubo sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos.
(2) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (1), onde a distribuição de dureza através de toda a região da parede grossa do tubo de aço sem costura de alta resistência na direção da espessura da parede tem um perfil em forma de M.
(3) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (1), onde a distribuição de dureza através de toda a região da parede grossa do tubo de aço sem costura de alta resistência na direção da espessura da parede tem um perfil em forma de U.
(4) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (2), onde a distribuição de dureza através de toda a região da parede grossa do tubo de aço sem costura de alta resistência na direção da espessura do tubo tem um perfil em forma de M e uma dureza máxima em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) de 250 HV5 ou menos.
(5) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme qualquer um dos itens (1) a (4), onde o tubo de aço sem costura tem uma composição que contém, em
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9/46 termos de % em massa, C: 0,03 a 0,15%, Si: 0,02 a 0,5%, Mn: 0,7 a 2,5%, P: 0,020% ou menos, S: 0,003% ou menos, Al: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,005 a 0,05%, N: 0,005% ou menos, e o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, onde Ti e N estão contidos e satisfazem a expressão (1) abaixo:
N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) (Ti e N representam teores dos respectivos elementos (ppm em massa)).
(6) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (5), onde a composição também contém, em termos de % em massa, pelo menos um elemento selecionado entre Cr: 0,5% ou menos, Mo: 0,3% ou menos, Ni: 0,3% ou menos, Cu: 0,3% ou menos, V: 0,05% ou menos, e Nb: 0,05% ou menos.
(7) O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (5) ou (6), onde a composição também contém, em termos de % em massa, Ca: 0,002% ou menos.
(8) Um método para produção do tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações tendo alta resistência à acidez, o método compreendendo executar um tratamento de resfriamento rápido e um tratamento de têmpera em um tubo de aço bruto de modo a formar um produto tubo de aço tendo um limite de elasticidade que exceda 450 MPa, onde o tubo de aço bruto é um tubo de aço sem costura que tem uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,03 a 0,15%, Si: 0,02 a 0,5%, Mn: 0,7 a 2,5%, P: 0,020% ou menos, S: 0,003% ou menos, Al: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,005 a 0,05%, N: 0,005% ou menos, e o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, onde Ti e N estão contidos e satisfazem a expressão (1) abaixo:
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N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) (Ti e N representam teores dos respectivos elementos (ppm em massa); o tratamento de resfriamento rápido inclui executar o aquecimento a uma temperatura igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 e então executar o resfriamento rápido, e após o tratamento de resfriamento rápido, as camadas de superfície são polidas a partir da superfície até ma profundidade de 0,3 mm ou mais na direção da espessura da parede e então é executado o tratamento de têmpera.
(9) Um método para produção de um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações tendo alta resistência à acidez, o método compreendendo executar um tratamento de resfriamento rápido e um tratamento de têmpera em um tubo de aço bruto de modo a formar um produto tubo de aço tendo um limite de elasticidade que exceda 450 MPa, onde o tubo de aço bruto é um tubo de aço sem costura que tem uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,03 a 0,15%, Si: 0,02 a 0,5%, Mn: 0,7 a 2,5%, P: 0,020% ou menos, S: 0,003% ou menos, Al: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,005 a 0,05%, N: 0,005% ou menos, e o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, onde Tio e N estão contidos e satisfazem a expressão (1) abaixo:
N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) (Ti e N representam teores dos respectivos elementos (ppm em massa)); e o tratamento de resfriamento rápido inclui executar o aquecimento e então executar o resfriamento rápido, o aquecimento inclui manter a temperatura de aquecimento igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 por 120 segundos ou mais em uma atmosfera de ar, e o resfriamento rápido inclui executar um tratamento de resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear.
(10) O método para produção de um tubo de aço sem costura
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11/46 de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme o item (9), onde o resfriamento rápido inclui, ao invés de executar o tratamento de resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear, executar o resfriamento a água em uma região de ebulição da película e então executar o resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear.
(11) O método para produção de um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme qualquer um dos itens (8) a (10), onde o aquecimento é executado através de um sistema de injeção de um forno de aquecimento, um sistema de aquecimento de resistência elétrica, ou um sistema de aquecimento por indução.
(12) O método para produção de um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme qualquer um dos itens (8) a (11), onde a composição também contém, em termos de % em massa, pelo menos um elemento selecionado entre Cr: 0,5% ou menos, Mo: 0,3% ou menos, Ni: 0,3% ou menos, Cu: 0,3% ou menos, V: 0,05% ou menos, e Nb: 0,05% ou menos, (13) O método para produção de um tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência para tubulações conforme qualquer um dos itens (8) a (12), onde a composição também contém, em termos de % em massa, Ca: 0,002% ou menos.
Efeitos Vantajosos da Invenção [0016] De acordo com a presente Invenção, tubos de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência adequados para tubulações e tendo alta resistência à acidez podem ser produzidos estavelmente e são fornecidas vantagens industriais especiais.
Breve Descrição dos Desenhos [0017] A Fig. 1 é um diagrama esquemático mostrando a característica de transformação de várias partes de um tubo de aço sem costura à base de C-Mn apresentada por resfriamento para resfriamento
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12/46 rápido.
[0018] A Fig. 2 é um diagrama esquemático mostrando um exemplo de uma distribuição de dureza em forma de U de um tubo de aço sem costura resfriado rapidamente na direção da espessura da parede.
[0019] A Fig. 3 é um diagrama esquemático mostrando um exemplo de uma distribuição de dureza em forma de M de um tubo de aço sem costura resfriado rapidamente na direção da espessura da parede.
[0020] A Fig. 4 é um diagrama esquemático mostrando um método para medir a distribuição de dureza na direção da espessura da parede. Descrição das Modalidades [0021] O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência da presente Invenção é preparado executando-se um tratamento de resfriamento rápido e de têmpera e tem um limite de elasticidade que excede 450 MPa. O limite de elasticidade que excede 450 MPa também se refere aos casos nos quais o tubo tem uma resistência igual a ou maior que o grau de resistência X65 usado no campo de tubulações.
[0022] O tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência da presente Invenção tem uma distribuição de dureza em forma de U mostrada na Fig. 2, uma distribuição de dureza em forma de M mostrada na Fig. 3, ou uma distribuição plana através de toda a região na direção da espessura da parede. Além disso, a dureza da camada de superfície do tubo em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos. A distribuição de dureza do tubo de aço da presente Invenção através de toda a região na direção da espessura da parede é medida de acordo com a norma JIS Z 2244 com um medidor de dureza Vickers sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) e a medição é tomada a partir da camada de superfície em intervalos de 0,5 mm através de toda a região na direção da espessura da parede.
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13/46 [0023] Portanto, a posição da camada de superfície do tubo é a posição no lado mais externo ou no lado mais interno do tubo na qual a dureza Vickers pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N). A norma JIS Z 2244 prescreve que uma reentrância seja feita de maneira tal que o centro da reentrância seja espaçado da superfície por uma distância quatro vezes o tamanho da reentrância. Isto significa que, para um tubo de aço tendo uma dureza HV de cerca de 250 almejada pela presente Invenção, a posição da camada de superfície do tubo é a posição a cerca de 0,4 a 0,6 mm para dentro a partir da superfície. Uma vez que a reentrância se torne maior com a diminuição da dureza, a posição da camada de superfície do tubo também muda para dentro à medida que a dureza é diminuída.
[0024] No caso em que a dureza é medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) a partir da camada de superfície em intervalos de 0,5 mm na direção da espessura da parede do tubo, a medição se desvia das provisões da norma JIS Z 2244 se as reentrâncias forem excessivamente grandes em tamanho e os intervalos entre as reentrâncias forem excessivamente pequenos. Nesse caso, na presente Invenção, a medição é conduzida em forma de zig-zag como mostrado na Fig. 4 de forma que a distância entre reentrâncias adjacente seja 4 vezes ou mais o tamanho das reentrâncias.
[0025] A distribuição de dureza em forma de U na direção da espessura da parede na presente Invenção se refere, como fica aparente na Fig. 2, à distribuição na qual a dureza é baixa no centro da parede do tubo e aumenta na direção do lado da superfície externa do tubo e do lado da superfície interna do tubo. A distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede se refere, como fica aparente na Fig. 3, à distribuição na qual a dureza é baixa nas superfícies, alcança um valor máximo na posição um pouco na direção para dentro a partir da superfície na direção da espessura da parede, e
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14/46 posteriormente diminui na direção do centro da parede.
[0026] Um tubo de aço sem costura tendo uma distribuição de dureza em forma de U mostrada na Fig. 2 pode alcançar a resistência HIC e a resistência SSC prescritas nas normas NACE TM0284, NACE TM0177, ASME G39, etc., e apresenta uma resistência à acidez significativamente melhorada desde que a dureza das camadas de superfície do tubo (também referida doravante como HVs) seja 250 HV5 ou menos em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N). Quando a dureza Hvs da camada de superfície do tubo excede 250 HV5, frequentemente ocorrem fraturas nos testes prescritos nas normas NACE TM0284, NACE TM0177, ASME G39, etc.
[0027] Para um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede mostrada na Fig. 3, a dureza HVs da camada de superfície do tubo é 250 HV5 ou menos em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N). Como resultado, fraturas podem ser evitadas nos testes prescritos na NACE TM0284, NACE TM0177, ASME G39, etc. A dureza máxima (doravante pode ser referida como HVmax) na distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede satisfaz mais preferivelmente 250 HV5 ou menos em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) para também melhorar a resistência à acidez.
[0028] O ponto de partida da distribuição de dureza na direção da espessura da parede descrita acima é uma camada de superfície descrito acima é uma camada de superfície (interna ou externa) na qual a dureza sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) pode ser medida. É frequente o caso em que um tubo de aço que apresente uma distribuição de dureza em forma de U na direção da espessura da parede apresente uma distribuição de dureza em forma de M se a
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15/46 dureza for medida sob uma carga menor (carga de teste). Isto é porque quando a região da camada de superfície é macia, a camada de superfície na qual a dureza pode ser medida sob uma alta carga vem a ser posicionada para dentro e longe da superfície. Em outras palavras, isto significa que o tubo de aço classificado como tendo uma distribuição de dureza em forma de U na direção da espessura da parede medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) pode ser classificado como tendo uma distribuição em forma de M se a dureza for medida sob uma carga menor que 5 kgf porque a medição pode ser conduzida em uma região macia próxima à superfície.
[0029] Uma composição preferível de um tubo de aço sem costura de parede grossa e alta resistência da presente Invenção tendo as propriedades acima mencionadas é como segue. Um tubo de aço sem costura de parede grossa e alta resistência da presente Invenção tem uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,03 a 0,15%, Si: 0,02 a 0,5%, Mn: 0,7 a 2,5%, P: 0,020% ou menos, S: 0,003% ou menos, Al: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,005 a 0,05%, N: 0,005% ou menos, e o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, onde Ti e N estão contidos de modo a satisfazer a expressão (1)
N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) (onde Ti e N representam teores dos respectivos elementos (ppm em massa)).
[0030] Inicialmente, serão descritas as razões para limitar a composição. Na descrição abaixo, % significa % em massa a menos que anotado de forma diferente.
C: 0,03 a 0,15% [0031] O Carbono (C) contribui para aumentar a resistência dos tubos de aço através do reforço da solução sólida e melhorar a capacidade de endurecimento mas aumenta a dureza das zonas afetadas pelo calor (HAZ) e zonas de solda metálica durante a soldagem
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16/46 circunferencial do tubo de aço. Assim, o teor de C é preferivelmente reduzido tanto quanto possível. Para alcançar a resistência desejada do metal base, o teor de C precisa ser 0,03% ou mais considerando os efeitos de adicionar elementos de capacidade de endurecimento tais como Si e Mn. Em um teor de C excedendo 0,15%, a dureza HAZ se torna excessivamente alto e a resistência à acidez das zonas soldadas é afetada adversamente. Consequentemente, o teor de C é preferivelmente limitado a estar na faixa de 0,03 a 0,15% e mais preferivelmente na faixa de 0,06 a 0,12%. Para usos tais como navioscarretel, nos quais a zona de soldagem circunferencial repete o bobinamento e desbobinamento por um certo número de vezes, o teor de C é mais preferivelmente 0,06 a 0,11% do ponto de vista de reduzir o aumento na dureza das zonas soldadas tanto quanto possível. Uma faixa preferível do teor de C é uma faixa de teor de C fora da região hipo-peritética onde a expansão de volume é grande e a produtividade é degradada. A região hipo-peritética muda dependendo dos componentes contidos diferentes de C e assim a região exata não pode ser indicada quando o sistema de composição não é claro. Entretanto, a região hipo-peritéticaé frequentemente cerca de C: 0,10 a 0,12%.
Si: 0,02 a 0,5% [0032] O silício (Si) contribui como agente desoxidante e contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através do reforço da solução sólida. Para alcançar esses efeitos, um teor de S de 0,02% ou mais, que está além do nível de impureza, é necessário. Quando o teor de S excede 0,5%, a tenacidade das zonas soldadas e do metal base é degradada. Assim, o teor de Si é preferivelmente limitado para estar na faixa de 0,02 a 0,5%.
Mn: 0,7 a 2,5% [0033] O manganês (Mn) melhora a capacidade de endurecimento e tem um efeito de aumentar a resistência de um tubo de aço sem
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17/46 costura submetido a um tratamento de resfriamento rápido e de têmpera. Para alcançar a resistência de tubo de aço desejada enquanto se leva em conta a adição de elementos diferentes de Mn que melhorem a capacidade de endurecimento, o teor de Mn precisa ser 0,7% ou mais. Em contraste, a um teor de Mn excedendo 2,5%, a dureza das camadas de superfície e do metal base e a dureza da HAZ durante a soldagem circunferencial excedem 250 HV e a resistência à acidez é degradada. Consequentemente, o teor de Mn é preferivelmente limitado a estar na faixa de 0,7 a 2,5% e, mais preferivelmente, 0,7 a 1,5%.
[0034] O manganês (Mn) é adicionado para tornar a microestrutura do tubo de aço uma microestrutura principalmente bainita (uma microestrutura que contém uma fase única bainita ou uma fase ferrita bainítica ou uma fase ferrita acicular). A dureza após o resfriamento rápido de uma microestrutura principalmente bainita é levemente menor que a de uma microestrutura principalmente martensita e muda facilmente devido à taxa de resfriamento. Há uma tendência de que a dureza se tornará alta a uma alta taxa de resfriamento (tal como em camadas de superfície para ser mais específico) e se tornará menor que aquela nas camadas de superfície a uma baixa taxa de resfriamento (tal como o centro da parede, para ser mais específico). Consequentemente, para esse sistema de composição, a distribuição de dureza na direção da espessura da parede tende a aumentar acentuadamente na direção das camadas de superfície.
P: 0,020% ou menos [0035] O fósforo (P) é um elemento que diminui a resistência à acidez. O fósforo (P) segrega nas bordas dos grãos, induz fratura intragranular durante a fragilização pelo hidrogênio, e diminui a resistência SSC entre a resistência à acidez. O fósforo (P) também reduz a tenacidade. Assim, o teor de P na presente Invenção é preferivelmente reduzido tanto quanto possível, mas um teor de P de
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0,020% ou menos é uma faixa tolerável. Assim, o teor de P é preferivelmente limitado em 0,020% ou menos. Assim, o teor de P é preferivelmente limitado em 0,020% ou menos. Embora o teor de P seja preferivelmente reduzido tanto quanto possível, uma redução excessiva aumenta o custo da produção do aço e assim, do ponto de vista industrial, o teor de P é preferivelmente cerca de 0,003% ou mais.
S: 0,003% ou menos [0036] O enxofre (S) está presente como uma inclusão e diminui a resistência à acidez, em particular, a resistência HIC. Assim, o teor de S é preferivelmente reduzido tanto quanto possível. Uma vez que a matéria prima é laminada em uma direção circunferencial e em uma direção longitudinal no processo de perfuração para preparação de um tubo sem costura, é raro que o MnS se torne estirado na direção de laminação como no caso das chapas de aço e folhas de aço e a resistência HIC é afetada adversamente. Consequentemente, não há necessidade de reduzir excessivamente o teor de S na presente invenção. Desde que o teor de S seja 0,003% ou menos, a resistência HIC não é grandemente degradada e está dentro de uma faixa tolerável. Consequentemente, o teor de S é preferivelmente limitado a 0,003% ou menos.
Al: 0,01 a 0,08% [0037] O alumínio (Al) é um elemento que age como agente desoxidante e esse efeito é apresentado a um teor de Al de 0,01% ou mais. A um teor de Al excedendo 0,08%, o alumínio se liga com o oxigênio e inclusões (principalmente óxidos) permanecem em um estado aglomerado, degradando assim a tenacidade. O aumento na quantidade de inclusões pode provocar defeitos de superfície. Consequentemente, o teor de Al é preferivelmente limitado a estar na faixa de 0,01 a 0,08% e mais preferivelmente 0,05% ou menos.
Ti: 0,005 a 0,05%
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19/46 [0038] O titânio (Ti) é adicionado com o único propósito de estabilizar o nitrogênio (N). O teor de Ti é ajustado com base no teor de N de forma que o Ti não permaneça após o Ti ser estabilizado pelo nitrogênio pela formação de TiN. Para alcançar tal efeito, o teor de Ti precisa ser 0,005% ou mais. A um teor de Ti que exceda 0,05%, TiN aumentará de quantidade ou de tamanho e o Ti forma sulfetos, carbosulfetos, e carbonetos que degrada a tenacidade mais severamente que o TiN. Consequentemente, o teor de Ti é preferivelmente limitado a estar na faixa de 0,005 a 0,05%.
N: 0,005% ou menos [0039] O nitrogênio (N) combina com Ti para formar TiN mas a tenacidade tende a diminuir à medida que o teor de TiN aumenta. Consequentemente, o teor de N é preferivelmente reduzido tanto quanto possível. Entretanto, uma vez que uma redução extrema aumenta o custo de refino, o teor de N é preferivelmente limitado a 0,005% ou menos.
[0040] O teor de Ti e o teor de N são ajustados dentro das faixas descritas acima enquanto satisfazem a expressão (1):
N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) (onde Ti e N representam teores dos respectivos elementos (ppm em massa)).
[0041] Ti (ppm) x 14/48 corresponde à quantidade de Ti usada para formar TiN (em substancialmente todos os casos, a razão Ti/N é 1,0 em uma base de razão elementar) e é limitada para estar dentro da faixa de N a (N + 10) ppm de modo a satisfazer a expressão (1). A um Ti (ppm) x 14/48 menor que N (ppm), o nitrogênio soluto está presente e se liga a elementos formadores de nitretos tais como Al ou forma carbonitretos ao invés de carbonetos durante a têmpera, degradando assim propriedades mecânicas e/ou de corrosão dos tubos sem costura. Em contraste, se Ti (ppm) x 14/48 exceder (N + 10) ppm, uma
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20/46 quantidade particular de Ti permanece após a formação de TiN e sulfetos e carbo-sulfetos são formados, o que aumenta o risco de degradar a tenacidade. Consequentemente, a relação entre o teor de Ti e o teor de N é ajustado para satisfazer a expressão (1).
[0042] Os componentes descritos acima são componentes básicos. Em adição a esses componentes básicos, pelo menos um elemento selecionado entre Cr: 0,5% ou menos, Mo: 0,3% ou menos, Ni: 0,3% ou menos, Cu: 0,3% ou menos, V: 0,05% ou menos, e Nb: 0,05% ou menos, e/ou Ca: 0,002% ou menos pode ser selecionado e estar contido conforme necessário.
[0043] Pelo menos um elemento selecionado entre Cr: 0,5% ou menos, Mo: 0,3% ou menos, Ni: 0,3% ou menos, Cu: 0,3% ou menos, V: 0,05% ou menos, e Nb: 0,05% ou menos [0044] Cr, Mo, Ni, Cu, V, e Nb são todos elementos que contribuem para aumentar a resistência do tubo de aço e podem estar contidos conforme necessário.
Cr: 0.5% ou menos [0045] O cromo (Cr) contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através da melhoria da capacidade de endurecimento. Para alcançar tal efeito, o teor de Cr é preferivelmente não menos que 0,01%, que é o nível de impureza inevitável. A um teor de Cr excedendo 0,5%, a dureza se torna excessivamente alta e a resistência à acidez, em particular a resistência à acidez da zona soldada, é degradada. Consequentemente, quando o Cr deve estar contido, o teor de Cr é preferivelmente limitado a 0,5% ou menos, e mais preferivelmente 0,3% ou menos.
Mo: 0,3% ou menos [0046] O molibdênio (Mo), como o Cr, contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através da melhoria da capacidade de endurecimento. Para alcançar tal efeito, o teor de Mo é preferivelmente
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21/46 não menos que 0,001% que é o nível de impureza inevitável. A um teor de Mo excedendo 0,3%, a dureza se torna excessivamente alta e a resistência à acidez é degradada. Em particular, a adição de uma grande quantidade de Mo aumenta a resistência da zona soldada e degrada a resistência à acidez da zona soldada. Consequentemente, quando Mo deve estar contido, o teor de Mo é preferivelmente limitado a 0,3% ou menos e mais preferivelmente a 0,2% ou menos.
Ni: 0,3% ou menos [0047] O níquel (Ni) contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através do reforço da solução sólida e da melhoria da capacidade de endurecimento. Para alcançar tal efeito, o teor de Ni é desejavelmente não menos que 0,01% que é o nível de impureza inevitável. Entretanto, a um teor de Ni excedendo 0,3%, a resistência se torna excessivamente alta e a resistência à acidez é degradada. Consequentemente, quando Ni deve estar contido, o teor de Ni é preferivelmente limitado a 0,3% ou menos. No caso em que o teor de Cu é 0,5% ou mais, o teor de NI é preferivelmente 0,5 x Cu ou mais. Como resultado, a geração de defeitos de superfície provocados pelo Cu pode ser evitada.
Cu: 0,3% ou menos [0048] O cobre (Cu) contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através do reforço da solução sólida e da melhoria da capacidade de endurecimento. Para alcançar tal efeito, o teor de Cu é desejavelmente não menos que 0,01% que é o nível de impureza inevitável. A um teor de Cu excedendo 0,3%, entretanto, a tenacidade é degradada e os defeitos de superfície ocorrem frequentemente. Consequentemente, quando o Cu deve ser adicionado, o teor de Cu é preferivelmente limitado a 0,3% ou menos. No caso em que o teor de Cu é 0,05% ou mais, o teor de Ni é preferivelmente 0,5 x Cu ou mais. Dessa maneira, a geração de defeitos de superfície provocados pelo Cu
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22/46 pode ser evitada.
V: 0,05% ou menos [0049] O vanádio (V) contribui para melhorar a capacidade de endurecimento e aumentar a resistência ao amolecimento da tempera para assim aumentar a resistência do tubo de aço. Esses efeitos se tornam notáveis quando V está contido em uma quantidade de não menos que 0,002%, que é o nível de impureza. A um teor de V que exceda 0.05%, VN bruto e V(CN) são formados e a tenacidade é passível de ser diminuída. Assim, quando V deve estar contido, o teor de V é preferivelmente limitado a 0,05% ou menos.
Nb: 0,05% ou menos [0050] O nióbio (Nb) contribui para aumentar a resistência do tubo de aço através do reforço da precipitação provocado pelos precipitados de Nb. O Nb também contribui para formar grãos de austenita mais finos e melhorar assim a resistência à acidez. Tal efeito é notável a um teor de Nb de 0,005% ou mais. A um teor de Nb excedendo 0,05%, a resistência SSC e a resistência HIC podem ser degradadas. Consequentemente, quando Nb deve estar contido, o teor de Nb é preferivelmente limitado a 0,05% ou menos.
Ca: 0,002% ou menos [0051] O cálcio (Ca) tem uma função de controle da morfologia dos sulfetos e óxidos para formas redondas e contribui para melhorar a resistência HIC. O Ca também evita o entupimento do bocal durante o lingotamento contínuo. Para alcançar esses efeitos, o teor de Ca é preferivelmente 0,001% ou mais. A um teor de Ca que exceda 0,002%, as quantidades de inclusões à base de Ca e precipitados são excessivamente aumentadas e a tenacidade e a resistência SCC serão degradadas. Consequentemente, quando Ca deve estar contido, o teor de Ca é preferivelmente limitado a 0,002% ou menos. Quando barras redondas não são usadas no processo de produção, nenhum Ca deve
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23/46 ser adicionado.
[0052] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e as inevitáveis impurezas.
[0053] O tubo de aço da presente Invenção tem uma microestrutura que é principalmente uma fase bainita. A microestrutura que é principalmente uma fase bainita se refere a uma microestrutura que contém uma fase ferrita bainítica, uma fase ferrita acicular, e/ou uma fase martensita em adição à fase bainita. A microestrutura do tubo de aço englobada pela presente Invenção (fração de área de 50% ou mais) é principalmente uma fase bainita mas pode conter uma fase ferrita bainítica e/ou uma fase ferrita acicular, e/ou uma fração muito pequena de uma fase martensita. Em particular, a fração da fase martensita é muito baixa, e assim, para o propósito da presente Invenção, a microestrutura que é principalmente uma fase bainita também se refere a uma microestrutura que inclui uma fase martensita uma vez que é difícil distinguir essas fases com observação em microscópio ótico típico de uma amostra causticada com nital.
[0054] A fração de área da microestrutura que é principalmente uma fase bainita é 50% ou mais e quanto maior a fração de área, melhor. A microestrutura do tubo de aço da presente Invenção tem preferivelmente um tamanho de grão n° 8 ou maior, e mais preferivelmente n° 9 ou maior.
[0055] Uma segunda fase diferente da fase bainita pode conter levemente uma fase ferrita (10% ou menos em termos de fração de área). A fase ferrita nunca ocorre durante um processo de têmpera.
[0056] A seguir é descrito um método para produção do tubo de aço sem costura de paredes grossas e alta resistência da presente Invenção.
[0057] Inicialmente é preparado um tubo de aço bruto tendo a composição descrita acima.
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24/46 [0058] O tubo de aço bruto é preferivelmente um tubo de aço sem costura de um tamanho particular preparado pelo aquecimento do material tubo de aço (cabo redondo, barra redonda, etc.) descrito acima e conduzir a laminação de perfuração e a laminação de alongamento por um método de formação de tubos do tipo Mannesmann ou similar, mas não é limitado a isso.
[0059] Na presente Invenção, o tubo de aço sem costura resultante é usado como tubo de aço bruto e o tubo de aço bruto é submetido a um tratamento de resfriamento rápido e a um tratamento de têmpera de modo a formar um produto tubo de aço tendo um limite de elasticidade excedendo 450 MPa.
[0060] O tratamento de resfriamento rápido é um tratamento de conduzir um aquecimento seguido de um resfriamento rápido.
[0061] O aquecimento no tratamento de resfriamento rápido é preferivelmente um tratamento de manter uma temperatura de aquecimento igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 em uma atmosfera de ar por120 segundos ou mais.
[0062] Aqui, em uma atmosfera de ar significa que o tratamento térmico é conduzido em um ambiente de ar (concentração de oxigênio: cera de 20%) e não pelo fornecimento de um gás tendo uma composição particular para a operação do forno de tratamento térmico. Por exemplo, quando um forno elétrico é usado como forno de tratamento térmico, o tratamento térmico pode ser conduzido em uma atmosfera que seja próxima de uma composição gasosa (concentração de oxigênio: cerca de 20%) do ar. Para um forno de aquecimento que use como fonte de calor o calor de combustão de CH4, C2H8, CO, ou similar, uma vez que o oxigênio é consumido durante a combustão, a concentração de oxigênio na atmosfera diminui para cerca de 10% ou menos, mas não alcança zero.
[0063] Quando a temperatura de aquecimento é menor que o ponto
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25/46 de transformação AC3, a temperatura de aquecimento é muito baixa para gerar uma microestrutura de fase única austenita e a resistência desejada não pode ser obtida mesmo após o subsequente tratamento de resfriamento rápido. A uma temperatura excedendo 950°C, os grãos de cristal se tornam brutos e a tenacidade à baixa temperatura não pode ser alcançada. Assim, a temperatura de aquecimento para o resfriamento rápido é preferivelmente igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 e 950°C ou menos, e mais preferivelmente 850°C ou mais e 920°C ou menos.
[0064] Quando o tubo de aço bruto é aquecido à temperatura anteriormente mencionada pelo tempo de retenção anteriormente mencionado em uma atmosfera de ar, a descarburação ocorre a partir das superfícies e assim a dureza das camadas de superfície permanece nos desejados 250 HV5 ou menos mesmo após o resfriamento rápido após o aquecimento. A descarburação a partir das superfícies é insuficiente se o tempo de retenção for menor que 120 segundos e a dureza da camada de superfície após o resfriamento rápido não pode ser controlada para um nível desejado de 250 HV5 ou menos.
[0065] Para formar um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede, o aquecimento na atmosfera de ar para o tratamento de resfriamento rápido é preferivelmente conduzido em uma atmosfera tendo uma concentração de oxigênio próxima ao ar (cerca de 20%) ou uma concentração de oxigênio de pelo menos cerca de 5% pela retenção da temperatura de aquecimento descrita acima por 300 segundos ou mais. Durante o aquecimento para resfriamento rápido, a descarburação das camadas de superfície é insuficiente se o tempo de retenção for menor que 300 segundos e a distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede pode não ser formada. Para formar um tubo de aço tendo uma distribuição de dureza em forma de M na direção da
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26/46 espessura da parede e apresentando uma dureza Vickers HVs de 250 HV5 ou menos nas camadas de superfície do tubo, a temperatura de aquecimento do resfriamento rápido é preferivelmente mantida por 300 segundos ou mais.
[0066] O limite superior do tempo de retenção do aquecimento (o tempo na área de enxágue) é preferivelmente 5400 segundos ou menos do ponto de vista de produtividade. Se o tempo for maior que 5400 segundos, o tratamento térmico é longo e a produtividade é degradada. Consequentemente, o tempo de retenção no calor é limitado a 120 segundos ou mais e preferivelmente 300 segundos ou mais e preferivelmente 5400 segundos ou menos e mais preferivelmente 3600 segundos ou menos.
[0067] O aquecimento para resfriamento rápido é preferivelmente executado injetando-se o tubo em um forno de aquecimento e aquecendo-se o tubo na atmosfera de ar do ponto de vista de formação de uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede e descarburação a partir das superfícies. Ao invés de injetar o tubo em um forno de aquecimento, o tubo pode ser aquecido por um método de aquecimento por indução em atmosfera de ar ou em um aquecimento por resistência elétrica. Note que em tal caso a atmosfera durante o aquecimento é uma atmosfera tendo uma concentração de oxigênio substancialmente igual à do ar.
[0068] O tubo de aço bruto aquecido sob as condições descritas acima são então resfriados rapidamente. O resfriamento rápido é preferivelmente resfriado a água em um estado de ebulição nuclear. Normalmente, as camadas de superfície resfriadas rapidamente pelo resfriamento em um estado de ebulição nuclear sofrem um endurecimento significativo. Entretanto, um tubo de aço submetido ao tratamento de aquecimento acima mencionado não sofre endurecimento significativo nas camadas de superfície. Ao invés, a
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27/46 dureza das camadas de superfície diminui e é apresentada uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede na qual a dureza máxima é observada no meio. Dessa maneira, a dureza das camadas de superfície que entram em contato com um ambiente corrosivo e afetam a resistência à acidez diminui, e a resistência à acidez é melhorada.
[0069] Deve ser notado que, ao invés de resfriamento a água em um estado de ebulição nuclear, o resfriamento rápido pode ser executado pela imersão do tubo em um banho de água para conduzir o resfriamento a água em um estado de ebulição de película por um tempo predeterminado e então executando-se o resfriamento a água em um estado de ebulição nuclear. O tempo predeterminado do resfriamento a água em um estado de ebulição de película é preferivelmente 5 segundos ou mais. Quando tal resfriamento rápido (resfriamento a água em um estado de ebulição de película seguido de resfriamento a água em um estado de ebulição nuclear) é conduzido em adição ao aquecimento sob as condições descritas acima, torna-se mais fácil ajustar a distribuição de dureza para uma distribuição de dureza desejada na direção da espessura da parede (em forma de M).
[0070] Esse Produto tubo de aço tendo uma baixa dureza na camada de superfície e uma distribuição de dureza em forma de M na direção da espessura da parede sofre mudanças significativas nas propriedades mecânicas medidas tirando-se espécimes do tubo de aço. As mudanças, se houverem, são pequenas. Isto é porque a mudança na distribuição de dureza na direção da espessura da parede descrita acima ocorre apenas na área de superfície próxima e a resistência do tubo de aço interior que ocupa uma grande parte do tubo de aço e no qual as propriedades mecânicas tais como características de tração são medidas permanecem substancialmente inalteradas.
[0071] Na presente Invenção, o tubo de aço bruto pode ser
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28/46 submetido a um tratamento de resfriamento rápido sob condições de aquecimento diferentes daquelas descritas acima. Isto é, o tubo pode ser aquecido em uma atmosfera não oxidante no ponto de transformação Ac3 ou maior e preferivelmente 950°C ou menos e então resfriado a água em um estado de ebulição nuclear. Nesse caso, manter a temperatura de aquecimento descrita acima não é necessário. Uma vez que o aquecimento para o resfriamento rápido é conduzido em uma atmosfera não oxidante, a descarburação das camadas de superfície descrita acima não ocorre, e o produto chapa de aço vem a ter uma distribuição de dureza em forma de U na direção da espessura da parede na qual a dureza aumenta na direção das superfícies. Consequentemente, é preferível remover as regiões de alta dureza nas camadas de superfície por usinagem ou similar. Desde que a composição esteja dentro da faixa de composição preferível da presente Invenção, as camadas de superfície a serem removidas por polimento estão preferivelmente a cerca de 0,3 mm a 0,7 mm a partir de cada superfície na direção da espessura da parede onde a dureza é alta. Se o polimento for executado acima de 0,7 mm, a parede se torna muito fina e se torna difícil garantir a espessura garantida da parede do produto. Entretanto, do ponto de vista de resistência à acidez, quanto maior a parte polida, melhor. O efeito do polimento alcança saturação após cerca de 1,5 mm de polimento de cada lado.
[0072] Quando a distribuição de dureza na direção da espessura da parede tem um perfil em forma de U, a dureza tende a se tornar menor à medida que o tubo é polido a partir das superfícies. Em muitos casos, a distribuição de dureza tem inclinações acentuadas nas camadas de superfície e assim um polimento por 0,3 mm ou mais pode ajustar a dureza mensurável da camada de superfície HVs para 250 HV5 ou menos.
[0073] Como resultado, a dureza HVs da camada de superfície do
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29/46 tubo na qual a dureza pode ser medida pode ser ajustada para 250HV5 ou menos.
[0074] No tratamento de resfriamento rápido, o resfriamento rápido Q é normalmente executado uma vez. Alternativamente, por exemplo, um tratamento QQ de executar o resfriamento rápido Q duas vezes ou mais pode ser executado. Espera-se que os grãos de cristal possam ser mais finos pela repetição do resfriamento rápido.
[0075] Na presente Invenção, o tratamento de tempera é executado após o tratamento de resfriamento rápido. O tratamento de têmpera á para reduzir a dureza alcançada pelo tratamento de resfriamento rápido de modo a ajustar a resistência e a tenacidade para níveis desejados. O tratamento de têmpera preferivelmente inclui aquecer o tubo até uma temperatura (temperatura de têmpera) de 550°C ou ma is e o ponto de transformação Ac1 ou menos e deixar o tubo resfriar. A uma temperatura de têmpera menor que 550°C, a temperatura é muito baixa para alcançar a tenacidade desejada. A uma alta temperatura excedendo o ponto de transformação Ac1, o tubo é aquecido em uma região de fase dupla. Assim, torna-se impossível ajustar as propriedades para níveis desejados.
[0076] A presente Invenção será também descrita por meio de Exemplos.
Exemplos (Exemplo 1) [0077] Um aço fundido tendo uma composição de aço A mostrada na Tabela 1 foi processado em um forno a vácuo em lingotes pequenos (lingotes de aço de 30 kg, fundo: 100 mm, quadrado, topo: 150 mm, quadrado). Os lingotes pequenos foram aquecidos e laminados a quente com um laminador de laboratório em cinco tipos de chapas laminadas a quente de diferentes espessuras de modo a obter corpos de prova com uma espessura variando de 9,5 a 41 mm. As superfícies
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30/46 frontal e traseira dessas chapas laminadas a quente foram polidas com uma máquina de moagem para preparar chapas de aço laminadas a quente com puçá variação na espessura.
[0078] Um corpo de prova (100 mm de largura x 200 mm de comprimento (direção de laminação)) foi retirado de cada chapa de aço laminada a quente e submetida a um tratamento de resfriamento e de têmpera sob as condições mostradas na Tabela 2. Para o resfriamento rápido, o corpo de prova foi mantido a uma temperatura de aquecimento de 890°C por 5 minutos em uma atmosfera de gás inerte (gás argônio) e então imediatamente resfriada a água em um estado de ebulição nuclear. O resfriamento a água no estado de ebulição nuclear aqui se refere a um tratamento de agitar a peça (chapa laminada a quente) mantida em uma posição fixa em todas as direções em um recipiente de água de modo a resfriar o corpo de prova sem gerar vapor. Alguns corpos de prova foram resfriados rapidamente através da imersão dos corpos de prova em um recipiente com água de modo a resfriá-los com água em um estado de ebulição de película por um período predeterminado de tempo e então conduzir o resfriamento a água em um estado de ebulição nuclear. Para a têmpera, 650°C foi mantido por 5 minutos.
[0079] O tratamento de resfriamento rápido e de têmpera executados nas chapas de aço laminada a quente é uma simulação de um tratamento de resfriamento rápido e de tempera de tubos de aço tendo várias espessuras de parede. A distribuição de dureza na direção da espessura da parede, características de tração, e resistência à acidez dos tubos de aço tendo várias espessuras de parede foram estimadas com base nos resultados. A resistência à acidez foi avaliada detalhadamente através de um teste de dobramento de quatro pontos, um teste de HIC, um método de teste A prescrito na NACE-TM0177. Os métodos de teste foram como segue.
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31/46 (1) Distribuição de dureza na direção da espessura da parede [0080] Um corpo de teste para medição da dureza foi retirado do espécime de teste. A dureza HV5 foi medida de acordo com as provisões da norma JIS Z 2244 com um medidor de dureza Vickers (carga: 5 kgf) em uma seção transversal tomada na direção da espessura da parede. A medição foi conduzida em 5 pontos a intervalos de 0,5 mm na direção da espessura da parede a partir de cada camada de superfície (0,5 mm a partir da superfície) de um corpo de prova e em pontos a intervalos de 3 mm ou 4 mm na direção do centro da espessura da parede através de toda a espessura da parede. No caso em que a medição (em 5 pontos) em cada camada de superfície não deve ser executada em uma linha reta, a medição foi executada em um padrão zig-zag (referir-se à Fig. 4). No caso em que a dureza sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) deve ser medida a uma posição a 0,5 mm da superfície, a dureza naquela posição foi assumida para ser a dureza HVs da camada de superfície (camada de superfície do tubo) na qual a medição sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) pode ser executada. No caso em que uma dureza sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) não puder ser medida naquela posição, a próxima posição mais externa ou mais interna na qual a dureza sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) puder ser medida é considerada como sendo a posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N). Para as chapas laminadas a quente tendo uma espessura de 24 mm, a medição da dureza foi executada conforme resfriada rapidamente. O perfil obtido da distribuição de dureza na direção da espessura da chapa de aço (direção da espessura da parede) foi então avaliado quanto a ele ter uma forma de M, uma forma de U ou uma forma plana.
(2) Teste de Tração
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32/46 [0081] Um corpo de prova de teste de tração de uma barra redonda (ASTM-1/4 peça: espécime 3 (E8)) foi retirada do corpo de prova de acordo com as provisões da ASTM E8/E8M-08 de forma que a direção da tração foi a direção de laminação e o centro da chapa na direção da espessura estava no centro do corpo de prova, e o teste de tração foi executado. A propriedade de tração (limite de elasticidade YS) foi determinada.
[0082] O grau de resistência de cada corpo de prova foi determinado com base no limite de elasticidade YS observado. De acordo com o código DNV-OS-F101, o grau X80 varia de YS de 675 a 550 MPa, o grau X70 varia de YS: 485 a 605 MPa, o grau X65 varia de YS: 450 a 570 MPa, e o grau X60 varia de YS: 415 a 565 MPa, com superposições no YS entre os graus adjacentes. Assim, na presente Invenção, espécimes com YS: 550 MPa ou mais foram considerados como sendo do grau X80, aqueles com YS: menor que 550 mas não menor que 485 MPa foram considerados como sendo do grau X70, aqueles com YS: menor que 485 MPa mas não menor que 450 MPa foram considerados como sendo do grau X65, e aqueles com YS: menor que 450 MPa mas não menor que 415 MPa foram considerados como sendo do grau X60 por conveniência.
(3) Teste de Dobramento de Quatro Pontos [0083] Um corpo de teste de dobramento de quatro pontos (espessura: 5 mm x largura: 10 mm x comprimento: 75 mm) que incluiu a camada de superfície foi retirado do corpo de prova conforme a norma ISO-7539-2 de forma que a direção longitudinal do corpo de prova foi a direção de laminação e um teste de dobramento de quatro pontos foi executado para avaliar a resistência SSC do corpo de prova que incluiu uma camada de superfície . Um medidor de tensão é ligado a uma superfície de um corpo de prova de teste dobramento de quatro pontos, e posteriormente foi confirmado que um estresse predeterminado
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33/46 (estresse: 85% do limite de elasticidade do limite inferior padrão) foi aplicado ao corpo de prova, e posteriormente foi confirmado que um estresse predeterminado (estresse: 85% do limite de elasticidade do limite inferior padrão) foi aplicado ao corpo de prova, o medidor de tensão foi removido. O corpo de prova de dobramento de quatro pontos foi imerso por 720 horas em uma solução de teste que é a solução A (solução aquosa de 5% em massa de NaCl + 0,5% em massa de ácido acético glacial) (solução de 5% de NaCl e 0.5% de CH3COOH) saturada com H2S tendo uma pressão parcial de 0,1 MPa. Os corpos de prova que não sofreram ruptura após a imersão foram classificados com o como tendo boa resistência SSC e os corpos de prova que sofreram ruptura foram classificados como X.
[0084] O limite de elasticidade do limite inferior padrão que serve como referência para a carga de estresse é 550 MPa para o grau X80, 485MPa para o grau X70, 450 MPa para o grau X65, e 415 MPa para o grau X60.
(4) Teste HIC [0085] Um corpo de prova HIC foi retirado do corpo de prova de acordo com a NACE-TM0284 e um teste HIC foi executado. No teste, o corpo de prova foi imerso por 96 horas em uma solução de teste que era uma solução A (solução aquosa de 5% em massa de NaCl + 0,5% em massa de ácido acético glacial) saturada com H2S tendo uma pressão parcial de 0,1 MPa. Após a imersão, a seção transversal do corpo de prova foi observada e foram determinados CSR, CLR, e CTR. Corpos de prova com CSR de 1% ou menos, CLR de 15% ou menos, e CTR de 3% ou menos foram classificados como o como tendo boa HIC e corpos de prova que falharam em satisfazer qualquer um entre CSR, CLR, e CTR foram classificados como X.
(5) Método de Teste A [0086] Um corpo de prova barra redonda foi retirado do corpo de
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34/46 prova de acordo com a NACE-TM0177 de forma que a posição no centro da chapa veio ao centro do corpo de prova e a resistência à SSC foi avaliada. O corpo de prova foi imerso em uma solução de teste que foi uma solução A (solução aquosa de 5% em massa de NaCl + 05% em massa de ácido acético glacial) saturada com gás H2S tendo uma pressão parcial de 0,1 MPa sob uma carga predeterminada (estresse 85% do limite de elasticidade do limite inferior padrão) e foi investigado se ocorreu fratura antes da passagem de 720 horas. O limite de elasticidade do limite inferior padrão foi o mesmo que aquele descrito em (3) teste de dobramento de quatro pontos conforme os graus. Com base nos resultados, corpos de prova que não sofreram rupturas durante a passagem de 720 horas e não tiveram fraturas quando observados com um microscópio ótico com ampliação de 10X em uma porção paralela do corpo de prova foram classificadas como o como tendo boa resistência SSC e outros corpos de prova foram classificados como X.
[0087] No método de teste A, não apenas a resistência SSC mas também a resistência SOHIC podem ser avaliadas na posição em que o corpo de prova foi retirado.
[0088] Os resultados estão mostrados na Tabela 2.
[0089] A distribuição de dureza na direção da espessura da parede de uma chapa de aço (tubo de aço) tendo uma composição de aço n° A tem uma forma plana (-) quando a espessura da parede (espessura da chapa) é fina (espessura da parede: 9,5 mm e 15 mm), indicando que a dureza é constante na direção da espessura da parede. Entretanto, à medida que a espessura da parede aumenta, uma distribuição de dureza em forma de U é apresentada na direção da espessura da parede. Note que, como mostrado no corpo de prova n° 1C, a distribuição de dureza na direção da espessura da chapa após o tratamento de têmpera não é significativamente diferente da distribuição
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35/46 de dureza após o resfriamento rápido e uma distribuição de dureza substancialmente igual àquela após o resfriamento rápido é mantida. No caso em que a dureza HV5 na posição da camada de superfície (posição mais externa ou posição mais interna) que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos, tanto a resistência HIC quanto a resistência SSC são boas. Nos corpos de prova n° 1E e n° 1F, a dureza HV5 na posição da camada de superfície (posição mais externa ou mais interna) que pode ser medida excede 250 HV5. Entretanto, uma vez que os corpos de prova n° 1E e n° 1F são do grau de resistência X60, o estresse de carga aplicado no método de teste A e no teste de dobramento de quatro pontos é baixo, uma classificação o é dada no método de teste A onde o corpo de prova retirado da posição central da chapa é usado, e a resistência SSC e a resistência SOHIC de um modo geral são avaliadas como boas. Em contraste, no este de dobramento de quatro pontos para avaliar a porção da camada de superfície, a classificação X é dada aos corpos de prova n° 1E e n° 1F que têm camadas de superfície com alta dureza. [0090] Os corpos de prova 2A e 2C foram resfriados em um banho de água em um estado de ebulição de película por 5 segundos e então resfriados em um estado de ebulição nuclear. O corpo de prova 2B foi resfriado em um banho de água em um estado de ebulição de película por 10 segundos e então resfriado em um estado de ebulição nuclear. Em outras palavras, os espécimes de teste 2A, 2B, e 2C foram inicialmente resfriados lentamente e então resfriados rapidamente. Embora a distribuição de dureza seja grandemente dependente da espessura da parede, esses resultados sugerem que a distribuição de dureza pode ser facilmente controlada até uma distribuição desejada pela combinação de tais controles de resfriamento.
(Exemplo 2) [0091] Aços fundidos tendo composições de aço B a I mostradas na
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Tabela 1 foram processados em um forno a vácuo em lingotes pequenos (lingotes de aço de 30 kg, fundo quadrado 100 mm, topo quadrado 150 mm). Os lingotes pequenos foram aquecidos em um forno de aquecimento de laboratório e laminados a quente com um laminador de laboratório em chapas de aço laminadas a quente tendo uma espessura variando entre 22 e 30 mm. Algumas das chapas de aço laminadas a quente foram usinadas em ambas as superfícies para remover a carepa de superfície.
[0092] As chapas de aço laminadas a quente resultantes foram aquecidas em um forno de tratamento térmico de laboratório em uma atmosfera de ar (concentração de oxigênio: cerca de 20% em volume) ou uma atmosfera de gás argônio (gás inerte) para conduzir um tratamento de resfriamento rápido de executar o resfriamento rápido sob as condições mostradas na Tabela 3 e um tratamento de têmpera de executar a têmpera sob condições mostradas na Tabela 3. Após a têmpera, as chapas foram deixadas resfriar.
[0093] Alguns dos corpos de prova (chapas não laminadas) foram enroladas em uma folha de aço inoxidável e aquecidos em uma atmosfera de ar. Algumas das chapas de aço foram aquecidas por aquecimento por resistência elétrica em uma atmosfera de ar (concentração de oxigênio: cerca de 20% em volume). Algumas das chapas laminadas a quente foram submetidas duas vezes a um tratamento de resfriamento rápido. Algumas das chapas laminadas a quente foram polidas em ambos os lados por 0,4 mm ou 0,7 mm em cada lado após o tratamento de resfriamento rápido.
[0094] O resfriamento para o tratamento de resfriamento rápido incluiu resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear ou em uma região de ebulição de película. As chapas de aço laminadas a quente que foram embrulhadas em uma folha de aço inoxidável e tratadas termicamente foram resfriadas a água após a remoção da folha
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37/46 de aço inoxidável. Para ser mais específico, o resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear se refere a um tratamento de agitar a peça (chapa laminada a quente) mantida em uma posição fixa em todas as direções em um recipiente de água de modo a resfriar a chapa laminada a quente sem gerar bolhas de vapor. Para ser mais específico, o resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear se refere a um tratamento de agitar a peça (chapa laminada a quente) mantida em uma posição fixa em todas as direções em um recipiente de água de modo a resfriar a chapa laminada a quente sem gerar bolhas de vapor. O resfriamento a água em uma região de ebulição de película se refere a um tratamento de mergulhar (imergir) a peça (chapa laminada a quente) em um recipiente de água para conduzir o resfriamento, em outras palavras, resfriamento que permite a geração de vapor.
[0095] Um corpo de prova foi tirado da chapa laminada a quente submetida ao resfriamento rápido e ao tratamento de tempera descritos acima e à distribuição de dureza na direção da espessura da parede, a propriedade de tração e a resistência à acidez foram estimadas como no Exemplo 1. A resistência à acidez foi avaliada detalhadamente através do teste de dobramento de quatro pontos, do teste HIC, e do método de teste A. Os procedimentos de teste foram como no Exemplo
1. No caso em que o YS observado foi menor que 415 MPa, a carga de estresse foi ajustada para (YS observado) x 0,85 no método de teste A prescrito no código NACE-TM0177.
[0096] Além disso, um corpo de prova com entalhe em V foi retirado da chapa laminada a quente submetida ao tratamento de resfriamento rápido e têmpera descritos acima de acordo com a norma JIS Z 2202 de forma que a direção longitudinal do corpo de prova fosse ortogonal (direção T conforme apresentada no código DNS-OS-F101) à direção de laminação e o teste de impacto Charpy foi executado de acordo com a norma JIS Z 2242 à temperatura de teste de -40°C para determinar a
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38/46 absorção de energia vE-40 (J). Corpos de prova com vE-40 de 200 J ou mais foram classificadas como o como tendo boa tenacidade e outros corpos de prova foram classificados como X.
[0097] Os resultados estão mostrados na Tabela 4.
[0098] Em todos os exemplos da presente invenção, a dureza na posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos, a dureza máxima foi 250 HV5 ou menos, e a resistência à acidez é significativamente melhorada. Em contraste, em exemplos comparativos fora da faixa da presente Invenção, ou a dureza da posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excede 250 HV5 ou a dureza máxima excede HV5, apresentando assim menor resistência à acidez.
[0099] Uma vez que as camadas de superfície são descarburadas pelo aquecimento em uma atmosfera de ar (concentração de oxigênio: cerca de 20% em volume) e são removidas devido PA formação de carepa, a distribuição de dureza te um perfil em forma de M. Em contraste, a descarburação das camadas de superfície e a formação de carepa não ocorrem pelo aquecimento em uma atmosfera de gás argônio. Assim, a distribuição de dureza tem um perfil em forma de U. [00100] Nas chapas de aço n° 2 e n° 4 (exemplos comparativos), a atmosfera de aquecimento para o tratamento de resfriamento rápido é uma atmosfera não oxidante. Assim, a dureza na posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excedeu 250 HV5. Assim, em um teste de dobramento de quatro pontos que use um corpo de prova que inclua uma camada de superfície, ocorreu ruptura em até 720 horas após o início da imersão. [00101] Na chapa de aço n° 5 (exemplo comparativo), a atmosfera de aquecimento do tratamento de resfriamento rápido é uma atmosfera de ar; entretanto, o tempo de retenção na temperatura de aquecimento
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39/46 é insuficiente e a descarburação próxima à superfície é insuficiente. Assim, a dureza da posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excede 250 HV5. Como resultado, em um teste de dobramento de quatro pontos que use um corpo de prova que inclua uma camada de superfície, ocorreu a ruptura em até 720 horas após o início da imersão. Nas chapas de aço n° 9 e n° 12 (exemplos comparativos), a descarburação próxima à superfície é insuficiente uma vez que a atmosfera de aquecimento para o tratamento de resfriamento rápido não é uma atmosfera não oxidante e a dureza medida na posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excedeu 250 HV5. Como resultado, em um teste de dobramento de quatro pontos que use um corpo de prova que inclua uma camada de superfície, ocorreu ruptura em até 720 horas após o início da imersão. Na chapa de aço n° 14 (exemplo comparativo), a alta resistência desejada não é alcançada uma vez que o resfriamento para o resfriamento rápido é executado relativamente lentamente. A chapa de aço n° 19 não satisfaz a expressão (1) uma vez que o teor de Ti é excessivamente grande em relação à relação entre Ti e N e grandes quantidades de inclusões à base de Ti e precipitados, tais como TiS e TÍ4C2S2, são geradas. A tenacidade diminuiu presumivelmente devido a essa razão embora a resistência, a dureza e a resistência à acidez fossem satisfatórias. (Exemplo 3) [00102] Aços fundido tendo composições de aços A e J a M mostrados na Tabela 1 foram processados em um conversor em placas (aço com espessura de parede de 250 mm) por lingotamento contínuo e as placas foram laminadas a quente em barras redondas (diâmetro: 150 mm ou 200 mm) (material tubo de aço). As barras foram aquecidas, e perfuradas e laminadas em um perfurador Mannesmann em peças ocas, e as peças ocas foram estiradas e laminadas em um perfurador
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Mannesmann ou similar para preparar tubos de aço bruto (tubos de aço sem costura) tendo dimensões mostradas na Tabela 3.
[00103] Esses tubos de aço bruto (tubos de aço sem costura) foram submetidos a um tratamento de resfriamento rápido e a um tratamento de têmpera sob condições mostradas na Tabela 5. O tratamento de resfriamento rápido incluiu injetar o tubo de aço em um forno de aquecimento ajustado para ter a atmosfera mostrada a Tabela 5, aquecendo o tubo de aço até uma temperatura mostrada na tabela 5, manter a temperatura por um espaço de tempo indicado na Tabela 5, e resfriar a água o tubo sob as condições indicadas na Tabela 5. O forno de aquecimento usado foi um forno de aquecimento que executa aquecimento pela queima de gás natural. Em tal caso, embora a atmosfera do forno de aquecimento seja indicada para ser ar, a atmosfera é realmente a atmosfera de ar com uma concentração de oxigênio de cerca de 10% em volume ou menos. Uma vez que o forno de aquecimento usado foi para a operação atual, leva em torno de 1 a 2 horas para a temperatura alcançar a temperatura de aquecimento. No caso em que o tempo de retenção é 600 segundos ou mais, ocorre a descarburação da superfície e uma distribuição de dureza em forma de M é produzida. O resfriamento a água foi executado em uma região de ebulição nuclear. O tratamento de tempera incluiu injetar o tubo em um forno de aquecimento em uma atmosfera de ar, manter a temperatura indicada na Tabela 5 por um espaço de tempo indicado na Tabela 5, e então deixar o tubo resfriar.
[00104] Um corpo de prova foi tirado do tubo de aço sem costura. Um teste de dureza, um teste de tração, um teste HIC, e um método de teste A para avaliar a resistência à acidez foram executados. Um corpo de prova de dobramento de quatro pontos foi tirado de modo a incluir a superfície interna do tubo de aço. Os procedimentos de teste foram como no Exemplo 1. os resultados estão mostrados na Tabela 6.
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41/46 [00105] Em todos os exemplos da presente invenção, a dureza medida na posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos, a dureza máxima é também 250 HV5 ou menos, e a resistência à acidez é significativamente melhorada. Em contraste, nos exemplos comparativos fora da faixa da presente Invenção, a dureza da posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excede 250 HV5 e a resistência à acidez é baixa. [00106] Nos tubos de aço n° 34 e n° 37 que são exemplos comparativos, a dureza na posição da camada de superfície que pode ser medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) excede 250 HV5 uma vez que o tempo de retenção do calor para o tratamento de resfriamento rápido é mais curto que a faixa preferível; e em um teste de dobramento de quatro pontos que usa um corpo de prova que inclui uma camada de superfície, ocorreu ruptura em até 720 horas após o início da imersão, apresentando assim baixa resistência à acidez. Foi avaliada a tenacidade dos tubos de aço nos 31, 32, 33, 35, e 36 diferentes dos tubos de aço nos 34 e 37 dos exemplos comparativos. Apenas o tubo de aço n° 35 apresentou uma energia de absorção Charpy com entalhe em V de menos de 200 J a -40°C, que é a avaliação padrão. Assim, esse tubo de aço foi considerado como sendo um exemplo comparativo. Este é um exemplo que não satisfaz a relação entre os teores de Ti e N e é considerado que a tenacidade deteriorou devido a uma imobilização insuficiente de nitrogênio com Ti, formação de nitretos, ou qualquer outra razão.
Tabela 1
Aço Composição química (% em massa) n°. C Si Mn P S Al Ti N
A 0,072 0,24 1,41 0,009 0,0028 0,031 0,014 0,0035
B 0,091 0,29 1,59 0,015 0,0007 0,050 0,018 0,0049
C 0,068 0,49 1,31 0,002 0,0005 0,019 0,010 0,0024
D 0,075 0,18 1,62 0,010 0,0042 0,028 0,012 0,0034
E 0,110 0,32 0,73 0,009 0,0009 0,045 0,014 0,0031
F 0,050 0,23 1,75 0,012 0,0013 0,021 0,015 0,0038
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G 0,075 0,15 1,73 0,008 0,0022 0,036 0,012 0,0025
H 0,089 0,31 1,82 0,010 0,0030 0,045 0,020 0,0050
I 0,115 0,38 1,15 0,005 0,0051 0,040 0,031 0,0048
J 0,075 0,15 1,41 0,012 0,0023 0,042 0,014 0,0037
K 0,087 0,27 1,56 0,010 0,0029 0,034 0,011 0,0028
L 0,085 0,27 1,30 0,009 0,0030 0,043 0,021 0,0070
M 0,092 0,29 1,23 0,008 0,0025 0,038 0,013 0,0037
Continuação
Cr,Mo,V,Cu,Ni,Nb
Ca Satisfaz a Expressão (1 )*?
Cr:0.005,Mo:0.10,V:0.049 - Sim
Cr:0.21 ,Mo:0.12,V:0.051 ,Cu:0.22,Nb:0.012,Ni:0.21 0,0052 Sim
Cr:0.10,Mo:0.05,V:0.045,Cu:0.05,Ni:0.04,Nb:0.005 Sim
Cr:0.15,Mo:0.12,V:0.032,Cu:0.04,Ni:0.06,Nb:0.008 Sim
Cr:0.03,Mo:0.10,V:0.035,Cu:0.18,Ni:0.15,Nb:0.015 Sim
Cr:0.25,Mo:0.11 ,V:0.046,Cu:0.23,Ni:0.22,Nb:0.022 Sim
Cr:0.08,Mo:0.06,V:0.061,Cu:0.02,Ni:0.04 0,0021 Sim
Cr:0.13,Mo:0.12,V:0.046 Sim
Cr:0.05,Mo:0.08,V:0.035,Cu:0.01,Ni:0.01 Não
Mo:0.12,V:0.043,Cu:0.02,Ni:0.03 Sim
Cr:0.18,Mo:0.06,V:0.053,Cu:0.12,Ni:0.09,Nb:0.005 Sim
Cr:0.19,Mo:0.12,V:0.053,Cu:0.08,Ni:0.09,Nb:0.005 Não
Cr:0.08,Mo:0.15,V:0.044,Cu:0.07,Ni:0.05 Sim
*) N < Ti x 14/48 < N + 10(1)
Tabela 2
Corpo de prova n°. Aço n°. Tratamento de resfriamento rápido e têmpera
Espessura da parede (mm) Tratamento de resfriamento rápido Tratamento de têmpera
Temperatura de aquecimento (°C) Atmosfera de aquecimento Tempo de retenção (s) Resfriamento a água Temperatura de aquecimento (°C) Tempo de retenção (s)
1A A 9,5 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
2A A 9,5 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear após 5 s de região de ebulição de película 650 300
1B A 15 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
2B A 15 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear após 10 s de região de ebulição de película 650 300
1C A 24 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
2C A 24 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear após 5 s de região de ebulição de película 650 300
1D A 30 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
1E A 36 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
1F A 41 890 Gás argônio 300 Região de ebulição nuclear 650 300
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Continuação
Distribuição da dureza na direção da espessura da parede Resistência Resistência à acidez Referência
Forma** Dureza da camada de superfície HVs Dureza máxima HVmax Dureza na posição central da parede HV1/2 Limite de elasticidade YS (MPa) Grau Teste HIC Teste de dobramento de quatro pontos Método de teste A Avaliação detalhada
Após o resfriamento rápido Após a têmpera
* - 323 323 287 657 X80 O X O X Exemplo comparativo
- - 240 245 243 602 X80 0 O O O Exemplo
* - 288 240 235 558 X80 O O O O Exemplo
* M 201 215 198 488 X70 O O O O Exemplo
U U 238 238 207 492 X70 O O O O Exemplo
* M 220 240 201 533 X70 O O O O Exemplo
* U 248 248 201 484 X65 O O O O Exemplo
* U 266 266 179 449 X60 O X O O Exemplo comparativo
* U 258 258 171 440 X60 O X O O Exemplo comparativo
*) Não medido.
**) Distribuição do perfil de dureza na direção da espessura da parede: distribuição em forma de U (veja Fig. 2), distribuição em forma de M (veja Fig.
3), -: distribuição de forma plana
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Tabela 3
Corpo de prova n° Aço n° Espessura da parede (mm) Tratamento antes do resfriamento Tratamento de resfriamento Tratamento após o resfriamento rápido Tratamento de têmpera Referência
Temperatura de aquecimento (C) Atmosfera de aquecimento Tempo de retenção (s) Resfriamento a água Temperatura de aquecimento (C) Tempo de retenção (s)
1 B 30 Usinagem em ambas as superfícies (1,5 mm) 900 Ar 300 Região de ebulição nuclear - 660 600 Exemplo
2 B 30 Usinagem em ambas as superfícies (1.5 mm) 900 Argônio 300 Região de ebulição nuclear - 660 600 Exemplo Comparativo
3 B 30 Usinagem em ambas as superfícies (1,5 mm) (1) 900 Ar 1800 Região de ebulição nuclear - 670 600 Exemplo
(2) 900 Ar 300 Região de ebulição nuclear
4 B 30 Usinagem em ambas as superfícies (1,5 mm) (1) 900 Argônio 1800 Região de ebulição nuclear - 670 600 Exemplo Comparativo
(2) 900 Argônio 300 Região de ebulição nuclear
5 C 30 - 900 Ar 60 Região de ebulição nuclear - 650 300 Exemplo Comparativo
6 C 30 - 900 Ar 300 Região de ebulição nuclear - 650 300 Exemplo
7 C 30 - 900 Ar 600 Região de ebulição nuclear - 650 300 Exemplo
8 C 30 - 900 Ar 1200 Região de ebulição nuclear - 650 300 Exemplo
9 D 30 - 900 Ar (embrulhado em folha SUS) 480 Região de ebulição nuclear - 660 600 Exemplo Comparativo
10 D 30 - 900 Ar (embrulhado em folha SUS) 480 Região de ebulição nuclear Usinagem em ambas as superfícies (0,4 mm) 660 600 Exemplo
11 D 30 900 Ar (aquecimento por resistência elétrica) 120 Região de ebulição nuclear 660 600 Exemplo
12 D 30 900 Argônio 480 Região de ebulição nuclear - 660 600 Exemplo comparativo
13 D 30 900 Ar 480 Região de ebulição nuclear Usinagem em ambas as superfícies (0.7 mm) 660 600 Exemplo
14 D 30 900 Ar 600 Região de ebulição de película 660 600 Exemplo Comparativo
15 E 30 890 Ar 900 Região de ebulição nuclear 670 600 Exemplo
16 F 25.4 920 Ar 480 Região de ebulição nuclear 610 900 Exemplo
17 G 22 890 Ar 1500 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo
18 H 30 890 Ar 600 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo
19 1 28 900 Ar 700 Região de ebulição nuclear 660 600 Exemplo
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Tabela 4
Corpo de prova n° S Aço n° Distribuição de dureza na direção da espessura da parede Resistência Tenacidade Resistência à acidez Referência
Forma* Dureza da camada de superfície HVs Dureza máxima HVmax Dureza na posição central da parede HV1/2 Limite de elasticidade YS (MPa) Grau vE-40 (J) Teste H1C Teste de dobramento de quatro pontos Método de teste A Avaliação detalhada
1 B M 235 253 205 512 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
2 B U 273 273 198 510 X70 0 0 X 0 0 Exemplo comparativo
3 B M 227 241 198 509 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
4 B U 269 269 201 514 X70 0 0 X 0 X Exemplo comparativo
5 C U 270 270 170 473 X65 0 0 X 0 X Exemplo comparativo
6 C M 230 255 168 470 X65 0 0 0 0 0 Exemplo
7 C M 222 248 175 476 X65 0 0 0 0 0 Exemplo
8 C M 216 235 172 472 X65 0 0 0 0 0 Exemplo
9 D U 279 279 182 509 X70 0 0 X 0 X Exemplo comparativo
10 D U 248 248 180 508 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
11 D - 230 230 170 478 X65 0 0 0 0 0 Exemplo
12 D U 262 262 178 499 X70 0 0 X 0 X Exemplo comparativo
13 D U 239 239 180 492 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
14 D - 126 126 124 316 - 0 0 0 0 0 Exemplo comparativo
15 E M 248 258 230 569 X80 0 0 0 0 0 Exemplo
16 F M 217 240 219 504 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
17 G M 226 238 224 547 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
18 H M 230 240 226 543 X70 0 0 0 0 0 Exemplo
19 1 M 228 240 205 503 X70 X 0 0 0 0 Exemplo comparativo
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*) Perfil de distribuição de dureza na direção da espessura da parede: distribuição em forma de U (veja Fig. 2), distribuição em forma de M (veja Fig. 3), distribuição de forma plana
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Tabela 5
Tubo de aço n° Aço n° Tamanho do tubo Tratamento de resfriamento rápido Tratamento de têmpera Referência
Diâmetro externo (mmf) x espessura da parede (mm) Temperatura de aquecimento (C) A Atmosfera de aquecimento Tempo de retenção (s) Resfriamento a água Temperatura de aquecimento (C) Tempo de retenção (s)
31 A 324,0o x 32 890 Ar 600 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo
32 J 324,0o x 25,4 890 Ar 600 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo
33 K 269,9o x 27,8 900 Ar 1200 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo
34 K 244,4o x 9,5 900 Ar 90 Região de ebulição nuclear 650 600 Exemplo comparativo
35 L 355,6o x 30 910 Ar 900 Região de ebulição nuclear 630 300 Exemplo
36 M 355,6o x 30 910 Ar 1200 Região de ebulição nuclear 650 300 Exemplo
37 M 324,0o x 18 900 Ar 110 Região de ebulição nuclear 650 300 Exemplo comparativo
Tabela 6
Tubo de aço n° Aço n° Distribuição de dureza na direção da espessura da parede Resistência Resistência à acidez Referência
Forma* Dureza da camada de superfície HVs Dureza máxima HVmax Dureza na posição central da parede HV1/2 Limite de elasticidade YS (MPa) Grau Teste hic Teste de dobramento de quatro pontos Método de teste A Avaliação detalhada
Lado da superfície interna Lado da superfície externa
31 A M 179 187 208 187 446 X60 0 0 0 0 Exemplo
32 J M 219 228 248 205 488 X70 0 0 0 0 Exemplo
33 K M 237 248 270 231 567 X80 0 0 0 0 Exemplo
34 K - 292 293 - 283 603 X80 0 X 0 X Exemplo comparativo
35 L M 229 231 249 229 550 X80 0 0 0 0 Exemplo comparativo
36 M M 242 248 267 238 600 X80 0 0 0 0 Exemplo
37 M U 286 298 - 248 550 X80 0 X 0 X Exemplo comparativo
46/46
*) Perfil de distribuição de dureza na direção da espessura da parede: distribuição em forma de U (veja Fig. 2), distribuição em forma de M (veja Fig. 3), -:
distribuição em forma plana

Claims (8)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Tubo de aço sem costura, caracterizado pelo fato de que contém, em termos de % em massa,
    C: 0,03 a 0,15%, Si: 0,02 a 0,5%,
    Mn: 0,7 a 2,5%, P: 0,020% ou menos,
    S: 0,003% ou menos, Al: 0,01 a 0,08%,
    Ti: 0,005 a 0,05%, N: 0,005% ou menos, opcionalmente contém ainda, em termos de % em massa, pelo menos um elemento selecionado entre Cr: 0,5% ou menos, Mo: 0,3% ou menos, Ni: 0,3% ou menos, Cu: 0,3% ou menos, V: 0,05% ou menos, e Nb: 0,05% ou menos, e Ca: 0,002% ou menos, e o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, onde Ti e N estão contidos para satisfazerem a expressão (1) abaixo:
    N < Ti x 14/48 < N + 10 (1) sendo que aqui Ti e N representam os teores dos respectivos elementos (ppm em massa), o tudo de aço sem costura apresentando uma espessura da parede de 10 mm ou superior e um limite de elasticidade excedendo 450 MPa e preparado pela execução de um tratamento de resfriamento rápido onde a dureza Vickers HV5 que pode ser medida em um lado mais externo ou em um lado mais interno do tubo sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N) é 250 HV5 ou menos.
  2. 2. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a distribuição de dureza através de toda a região do tubo de aço sem costura na direção da espessura da parede apresenta um perfil em forma de M.
  3. 3. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a distribuição de dureza através de toda a região do tubo de aço sem costura na direção da espessura da parede apresenta um perfil em forma de U.
  4. 4. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação
    Petição 870180125127, de 03/09/2018, pág. 58/62
    2/3
    2, caracterizado pelo fato de que a distribuição de dureza através de toda a região do tubo de aço sem costura na direção da espessura da parede apresenta um perfil em forma de M e uma dureza máxima em termos de dureza Vickers HV5 medida sob uma carga de 5 kgf (carga de teste: 49 N)é 250 HV5 ou menos.
  5. 5. Método para produção de um tubo de aço sem costura, caracterizado pelo fato de que apresenta espessura de parede de 10 mm ou superior e uma distribuição de dureza através de toda a região da parede grossa do tubo de aço sem costura de alta resistência na direção da espessura da parede apresenta um perfil em forma de U, o método compreendendo executar um tratamento de resfriamento rápido e um tratamento de têmpera em um tubo de aço bruto de modo a formar um produto tubo de aço tendo um limite de elasticidade excedendo 450 MPa, em que o tubo de aço bruto é um tubo de aço sem costura que apresenta uma composição, como definida na reivindicação 1;
    o tratamento de resfriamento rápido inclui executar o aquecimento a uma temperatura igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 em uma atmosfera não-oxidante e então executar o resfriamento rápido; e após o tratamento de resfriamento rápido, as camadas de superfície são polidas desde a superfície por uma profundidade de 0,3 mm ou mais na direção da espessura da parede e então é executado o tratamento de têmpera.
  6. 6. Método para produção de um tubo de aço sem costura, caracterizado pelo fato de que apresenta uma distribuição de dureza através de toda a região da parede grossa do tubo de aço sem costura de alta resistência na direção da espessura da parede apresenta um perfil em forma de M, o método compreendendo executar um tratamento de resfriamento rápido e um tratamento de tempera em um tubo de aço
    Petição 870180125127, de 03/09/2018, pág. 59/62
    3/3 bruto de modo a formar um produto tubo de aço tendo um limite de elasticidade que exceda 450 MPa.
    em que o tubo de aço bruto é um tubo de aço sem costura que tem uma composição, como definida na reivindicação 1; e o tratamento de resfriamento inclui executar o aquecimento e então executar o resfriamento rápido, o aquecimento inclui manter a temperatura de aquecimento igual a ou maior que o ponto de transformação Ac3 por 120 segundos ou mais em uma atmosfera de ar que apresenta concentração de oxigênio substancialmente igual à do ar ou concentração de oxigênio de pelo menos 5%, e o resfriamento rápido inclui executar o tratamento de resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear.
  7. 7. Método para produção de um tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que o resfriamento rápido inclui, ao invés de executar o tratamento de resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear, executar o resfriamento a água em uma região de ebulição de película, e então executar o resfriamento a água em uma região de ebulição nuclear.
  8. 8. Método para produção de um tubo de aço sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 5 a 7, caracterizado pelo fato de que o aquecimento é executado através de um sistema de injeção de um forno de aquecimento, um sistema de aquecimento por resistência elétrica, ou um sistema de aquecimento por indução.
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