BR112014015190B1

BR112014015190B1 - Tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo e método para produção do mesmo.

Info

Publication number: BR112014015190B1
Application number: BR112014015190-3A
Authority: BR
Inventors: Kenichiro Eguchi; Yasuhide Ishiguro; Yukio Miyata
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2011-12-22
Filing date: 2012-12-18
Publication date: 2019-04-16
Also published as: JP2013129879A; EP2796587A1; MX2014007572A; RU2607503C2; US9708681B2; CN104011251B; EP2796587A4; BR112014015190A2; AR089398A1; CA2857439C; RU2014130096A; BR112014015190A8; US20140352836A1; CA2857439A1; CN104011251A; WO2013094179A1

Abstract

resumo patente de invenção: "tubo de aço contínuo de alta força para o uso em poço de petróleo que tem resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto". trata-se de um tubo de aço contínuo que tem uma composição contendo, % em massa, c: 0,15 a 0,50%, si: 0,1 a 1,00%, mn: 0,3 a 1,0%, p: 0,015% ou menos, s: 0,005% ou menos, al: 0,01 a 0,1%, n: 0,01% ou menos, cr: 0,1 a 1,7%, mo: 0,40 a 1,1%, v: 0,01 a 0,12%, nb: 0,01 a 0,08%, ti: 0,03% ou menos e b: 0,0005 a 0,0030, e uma estrutura composta de uma fase de martensita temperada como uma fase principal com um número de tamanho de grão de austenita subsequente de 8,5 ou mais e tem uma distribuição de dureza em que em quatro porções separadas a 90° uma da outra na direção circunferencial, a dureza é de 295 hv10 ou menos em qualquer um dentre uma região de lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo, uma região de lateral de superfície externa à mesma distância da superfície externa do tubo e um centro da espessura. portanto, o tubo de aço contínuo tem alta força de grau de 758,42 mpa (110 ksi) (limite convencional de elasticidade: 758 mpa ou mais) e resistência a ssc excelente. a composição pode conter adicionalmente cu e/ou w e/ou ni e/ou ca.

Description

[001 ] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura de alta força adequado para o uso em poço de petróleo e particularmente para o aprimoramento na resistência a trincamento sob tensão de sulfeto (resistência a SSC) em ambientes ácidos que contêm sulfeto de hidrogênio. O termo alta força representa força de grau de 758,42 MPa (110 ksi), isto é, representa o caso de haver um limite de escoamento de 758 MPa ou mais e 862 MPa ou menos.

TÉCNICA ANTECEDENTE [002] Em anos recentes, do ponto de vista de preços de petróleo flutuantes e exaustão de fontes de petróleo estimadas no futuro próximo, poços de petróleo profundos que não foram pesquisados, poços de petróleo e poços de gás em ambientes corrosivos rigorosos sob os, assim chamados, ambientes ácidos que foram ativamente desenvolvidos. O uso de produtos tubulares nos campos petrolíferos em tais ambientes exige incluir materiais que têm tanto alta resistência quanto resistência à corrosão excelente (resistência ácida).

[003] Para essa exigência, por exemplo, a Literatura de Patente 1 descreve aço para produtos tubulares para a indústria petrolífera que têm resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto (resistência a SSC), o aço que contém C: 0,15 a 0,35%, Si: 0,1 a 1,5%, Mn: 0,1 a 2,5%, P: 0,025% ou menos, S: 0,004% ou menos, sol. Al: 0,001 a 0,1%, Ca: 0,0005 a 0,005% e uma inclusão não metálica à base de Ca que tem uma composição que contém CaS e CaO em um total de 50% em massa ou mais e um óxido composto de Ca-AI a menos do que 50% em massa e o aço que tem dureza em uma faixa de 21 a 30 HRC e uma relação especificada entre a dureza e a quantidade total X (% em

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2/34 massa) de CaO e CaS. Uma técnica descrita na Literatura de Patente 1 inclui acelerar uma reação com CaS e CaO inofensivos diminuindo-se a quantidade do óxido composto de Ca-AI adverso à resistência a SSC, produzindo-se aço para o uso em poço de petróleo que tem resistência a SSC aprimorada.

[004] A Literatura de Patente 2 descreve um método para produção de um tubo de aço sem costura que tem pequena variação de força e uma microestrutura com tamanho de grão de austenita No. 6 ou mais de acordo com os padrões da ASTM, o método que inclui a perfuração e laminação a quente de um tarugo, que forma um tubo sob a condição de uma temperatura de laminação de acabamento de 900Ό a 1100Ό par produzir um tubo de aço sem costura e submeter à têmpera o tubo de aço enquanto mantém-se o mesmo em uma região de temperatura igual ou superior a um ponto Ar3 e revenir, o tarugo que tem uma composição que contém C: 0,15 a 0,35%, Si: 0,1 a 1,5%, Mn: 0,1 a 2,5%, P: 0,03% ou menos, S: 0,005% ou menos, sol. Al: 0,001 a 0,1% ou menos, Cr: 0,1 a 1,5%, Mo: 0 a 1,0%, N: 0,0070% ou menos, V: 0 a 0,15%, B: 0 a 0,0030%, Ti: 0 a A% em que A = 3,4 x N (%) e Nb: 0,005 a 0,012%. Uma técnica descrita na Literatura de Patente 2 inclui a formação de uma microestrutura ajustando-se a composição de aço e a temperatura de laminação de acabamento· assim, de modo que diminua a variação de força [005] Adicionalmente, a Literatura de Patente 3 descreve um método para a produção de um tubo de aço sem costura que tem alta força e alta resistência à corrosão. Uma técnica descrita na Literatura de Patente 3 refere-se a um método para produção de um tubo de aço sem costura por meio de têmpera e revenimento de um tubo de aço e, então, aplicando-se uma deformação plástica com uma taxa de plasticidade secional de 10 a 90% no tubo de aço de uma maneira quente a 400Ό a 750Ό, o tubo de aço que contém C: 0,30% ou menos, Si: 0,05 a

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1,00%, Μη: 0,30 a 1,20%, S: 0,03% ou menos, Cr: 0,50 a 1,50%, Mo: 0,10 a 2,00%, Ni: 0,50% ou menos e Cu: 0,10% ou menos. A técnica descrita na Literatura de Patente 3 diminui a dureza das camadas de superfície interna e externa do tubo de aço, que entra em contato com uma atmosfera corrosiva, que produz um tubo de aço sem costura que satisfaz ambas a alta força e a alta resistência à corrosão.

[006] A Literatura de Patente 4 descreve o aço que tem resistência excelente a trincamento de sulfeto. A técnica descrita na Literatura de Patente 4 inclui o controle de uma composição a fim de que contenha C: 0,01 a 0,10%, Si: 0,05 a 0,60%, Mn: 0,50 a 2,50%, P: 0,010% ou menos, S: menos do que 0,002%, Al: 0,005 a 0,100%, Ti: 0,005 a 0,020% e Ca: 0,0005 a 0,0050% e o controle de dureza de microVickers a 250.ou menos e um desvio em dureza na direção de espessura a 60 ou menos, de modo que aprimore a resistência a trincamento do trincamento de sulfeto de aço.

[007] A Literatura de Patente 5 descreve um método para produção de um tubo de aço resistente à corrosão de alta força Uma técnica descrita na Literatura de Patente 5 inclui a têmpera e o revenimento de um tubo de aço duas vezes, o tubo de aço que contém C: 0,30% ou menos, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,30 a 1,00%, P: 0,03% ou menos, S: 0,03% ou menos, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,10 a 2,00%, Al: 0,01 a 0,05% e N: 0,015% ou menos, e que contém adicionalmente pelo menos um dentre Nb: 0,01 a 0,04%, V: 0,03 a 0,10%, Ti: 0,01 a 0,05%, B: 0,0010 a 0,0050% e Ca: 0,0010 a 0,0050%, em que uma remoção de curva completa é desempenhada de uma maneira fria ou quente após uma primeira têmpera e revenimento, e uma leve ou nenhuma remoção de curva é desempenhada após uma segunda têmpera e revenimento, desse modo, produzindo um tubo de aço resistente à corrosão de alta força que tem uma pequena curva e uma distribuição de dureza uniforme de grau de 758,42 MPa (110 ksi) ou mais na direção de espessura

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4/34 de parede.

Lista de Citação

Literatura de Patente [PTL 1] Publicação de Pedido de Patente Não Examinado Japonês N°. 2002-60893 [PTL 2] Publicação de Pedido de Patente Não Examinado Japonês N°. 2000-219914 [PTL 3] Publicação de Pedido de Patente Não Examinado Japonês N°. 05-287380 [PTL 4] Publicação de Pedido de Patente Não Examinado Japonês N°. 07-166293 [PTL 5] Publicação de Pedido de Patente Não Examinado Japonês N°. 05-287381

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

Problema Técnico [008] Entretanto, diversos fatores que afetam a resistência a SSC são muito complicados e na presente situação, as condições para garantir de maneira estável a resistência a SSC em tubos de aço de alta força de grau de 758,42 MPa (110 ksi) não são claras. Por exemplo, na técnica descrita na Literatura de Patente 1, as condições específicas de dureza máxima e as inclusões em formação úteis para o aprimoramento da resistência a SSC não são especificadas Adicionalmente, na técnica descrita na Literatura de Patente 2, apenas uma diferença entre a dureza máxima e a dureza mínima é descrita, um valor absoluto de dureza máxima não é descrito e condições específicas para garantir a resistência a SSC não são mencionadas. Na técnica descrita na Literatura de Patente 3, a resistência a SSC de uma porção de camada de superfície é aprimorada, porém, a resistência a SSC do tubo de aço como um todo não pode ser considerada satisfatória. A técnica descrita na Literatura de Patente 4 é capaz de produzir um tubo de aço que tem YS de até

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5/34 cerca de grau de 500 MPa, porém, tem o problema de dificuldade na produção de um tubo de aço que tem força superior a essa ordem. A técnica descrita na Literatura de Patente 5 exige a repetição de duas vezes a têmpera e o revenimento e inclui o endireitamento de remoção de curva entre as duas vezes de têmpera e revenimento, assim, de tal modo que cause a possibilidade de complicar o processo e diminuir a produtividade.

[009] Um objetivo da presente invenção é resolver os problemas mencionados acima da técnica relacionada e fornecer um tubo de aço sem costura de alta força que tem resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto (resistência a SSC), que é adequado para o uso em poço de petróleo. A expressão resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto (resistência a SSC) refere-se a um caso em que não ocorre nenhum trincamento com uma tensão aplicada de 85% de limite de escoamento para uma duração de mais de 720 horas em um ensaio de carga constante em uma solução aquosa saturada de H2S que contém ácido acético a 0,5% e cloreto de sódio a 5,0% (temperatura de líquido: 24Ό) de acordo com os padrões de Métod o A de NACE TMO177.

Solução para o Problema [0010] Para se obter o objetivo, os inventores da presente invenção estudaram de maneira intensiva diversos fatores que afetam a força e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto de um tubo de aço sem costura. Como resultado, constatou-se que para satisfazer tanto a alta força quanto a resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto desejadas em um tubo de aço sem costura para o uso em poço de petróleo, o tubo de aço sem costura é exigido que contenha Mo em uma quantidade diminuída a cerca de 1,1% ou menos e necessariamente contenha Cr, V, Nb e B em quantidades adequadas e tenha uma distribuição de dureza em que a dureza de Vickers HV10 medida em uma

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6/34 região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura e em um centro da espessura em cada uma dentre as quatro porções separadas a 90° uma da outra na direção circunferencial do tubo de aço é 295 HV10 ou menos no máximo (dureza máxima) em várias posições na direção circunferencial do tubo de aço. Adicionalmente, constatou-se que a uniformidade na estrutura é importante para essa exigência.

[0011] Com base nas constatações, a presente invenção foi obtida por meio de investigações adicionais Ou seja, a essência da presente invenção é da seguinte forma.

[0012] (1) Um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo que tem resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto, o tubo de aço que tem a composição que contém, em % em massa, C: 0,15 a 0,50%, Si: 0,1 a 1,0%, Mn: 0,3 a 1,0%, P: 0,015% ou menos, S: 0,005% ou menos, Al: 0,01 a 0,1%, N: 0,01% ou menos, Cr: 0,1 a 1,7%, Mo: 0,40 a 1,1%, V: 0,01 a 0,12%, Nb: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,03% ou menos, B: 0,0005 a 0,003% e o saldo composto de Fe e impurezas inevitáveis, em que em quatro porções separadas a 90° um a da outra na direção circunferencial· a dureza de Vickers HV10 medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) é de 295 HV10 ou menos em todas as três posições em cada uma dentre uma região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura· e um centro da espessura.

[0013] (2) O tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em (1), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, um ou dois selecionados dentre Cu: 1,0% ou menos e Ni:

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1,0% ou menos.

[0014] (3) O tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em (1) ou (2), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, W: 2,0% ou menos.

[0015] (4) O tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (1) a (3), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, Ca: 0,001 a 0,005%.

[0016] (5) O tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (1) a (4), em que um desvio de espessura de parede é 8% ou menos.

[0017] (6) Um método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo que tem resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto, o método que inclui a produção de um tubo de aço sem costura com um formato predeterminado por meio de trabalho a quente de um material bruto de tubo de aço que tem uma composição que contém, em % em massa, C: 0,15 a 0,50%, Si: 0,1 a 1,0%, Mn: 0,3 a 1,0%, P: 0,015% ou menos, S: 0,005% ou menos, Al: 0,01 a 0,1%, N: 0,01% ou menos, Cr: 0,1 a 1,7%, Mo: 0,40 a 1,1%, V: 0,01 a 0,12%, Nb: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,03% ou menos, B: 0,0005 a 0,003% e o saldo composto de Fe e impurezas inevitáveis, resfriamento do tubo de aço sem costura à temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento igual ou superior àquela de resfriamento ao ar, têmpera e revenimento adicionais do tubo de aço sem costura por meio de reaquecimento e, então, desempenhando-se endireitamento a quente dentro de uma faixa de temperatura de 580Ό ou mais e uma temperatura de revenimento ou menos para produzir um tubo de aço sem costura que tem uma distribuição de dureza em que em quatro porções separadas a 90°uma da outra na direção circunferencial, a du reza de Vickers HV10 medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) é de 295 HV10 ou menos em todas as três posições em cada uma dentre uma

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8/34 região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura e um centro da espessura.

[0018] (7) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em (6), em que o material bruto de tubo de aço é uma placa de aço conformada por meio de laminação a quente de uma placa de fundição.

[0019] (8) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em (6) ou (7), em que a temperatura do material bruto de tubo de aço em um forno de aquecimento para trabalho a quente desvia em ±20O ao longo de toda a circunferência e todo o comprimento do material bruto de tubo de aço.

[0020] (9) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em (6) ou (7), em que a temperatura de um material a ser laminado durante trabalho a quente desvia dentro de ±50O ao longo de toda a circunferência e todo o comprimento do material a ser laminado.

[0021 ] (10) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (9), em que a têmpera e o revenimento são repetidos duas vezes ou mais. [0022] (11)0 método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (9), em que, no lugar da têmpera e do revenimento, a têmpera é repetida duas vezes e, então, o revenimento é desempenhado.

[0023] (12) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (11), em que a têmpera inclui o reaquecimento a uma temperatura de têmpera dentro de uma faixa de um ponto de transformação AC3 a 1050Ό,

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9/34 reter durante 5 minutos ou mais e, então, resfriar rapidamente e o revenimento inclui reter a uma temperatura de revenimento dentro de uma faixa de 630Ό a 730Ό durante 10 minutos ou mais e , então, resfriar. [0024] (13) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (12), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, um ou dois selecionados dentre Cu: 1,0% ou menos e Ni: 1,0% ou menos, [0025] (14) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (13), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, W: 2,0% ou menos.

[0026] (15) O método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo descrito em qualquer um dentre (6) a (14), em que a composição contém adicionalmente, em % em massa, Ca: 0,001 a 0,005%.

Efeitos Vantajosos da Invenção [0027] De acordo com a presente invenção, é possível produzir facilmente, a baixo custo, um tubo de aço sem costura de alta força que tem alta força de grau de 758,42 MPa (110 ksi) e resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto em um ambiente corrosivo rigoroso que contém sulfeto de hidrogênio, assim, de maneira que demonstre vantagens industriais significativas.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0028] A Figura 1 é uma vista esquemática exemplificativa que mostra posições de medição de dureza de seção transversal.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES [0029] Primeiro, as razões para limitação de uma composição de um tubo de aço da presente invenção são descritas. Mais adiante neste documento, % em massa será mostrado simplesmente por meio de % a menos que seja especificado de modo diferente.

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C: 0,15 a 0,50% [0030] O C tem a função de aumentar a força de aço e é um elemento importante para garantir a alta força desejada. Além disso, o C é um elemento para aprimorar o endurecimento e contribui para a formação de uma estrutura composta de uma fase de martensita revenida conforme uma fase principal. Para se obter esse efeito, um teor de 0,15% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor que excede 0,50%, uma grande quantidade de carbonetos que funcionam conforme sítios de aprisionamento de hidrogênio é precipitada durante o revenimento e, dessa forma, é impossível retardar que o hidrogênio difusível entre no aço de modo excessivo e suprima o trincamento durante a têmpera. Portanto, o teor de C é limitado de 0,15 a 0,50%. O teor de C é, de preferência, 0,20 a 0,30%.

Si: 0,1 a 1,0% [0031] O Si é um elemento que funciona conforme um desoxidante e que tem a função de aumentar a força de aço por meio de dissolução em aço e que suprime o amolecimento rápido durante o revenimento. Para se obter esse efeito, um teor de 0,1% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor que excede 1,0%, uma inclusão à base de óxido grossa é conformada e, dessa forma, funciona conforme um sítio de armadilha de hidrogênio forte e induz uma diminuição na quantidade de elementos efetivos dissolvidos. Portanto, o teor de Si é limitado a uma faixa de 0,1 a 1,0%. O teor de Si é, de preferência, 0,20 a 0,30%.

Mn: 0,3 a 1,0% [0032] O Mn é um elemento que tem a função de aumentar a força de aço através do aprimoramento no endurecimento e de prevenir a fragilização de contorno de grão devido ao S ligando-se ao S e fixando-se S conforme MnS. Na presente invenção, um teor de 0,3% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor que excede 1,0%, a cementita precipitada em contornos de grão é engrossada, de modo que diminua a

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11/34 resistência ao trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, o teor de Mn é limitado a uma faixa de 0,3 a 1,0%. O teor de Mn é, com mais preferência, 0,4 a 0,8%.

P: 0,015% ou menos [0033] O P mostra a tendência à segregação em contornos de grão em um estado de solução sólida e para causar o trincamento de fragilização de contorno de grão ou similar, e é, dessa forma, de preferência, diminuído em quantidade, tanto quanto o possível. Entretanto, um teor de até 0,015% é permissível. Portanto, o teor de P é limitado a 0,015% ou menos. O teor de P é, com mais preferência, 0,013% ou menos.

S: 0,005% ou menos [0034] O S está presente principalmente conforme inclusões à base de sulfeto em aço e diminui a ductilidade, rigidez e corrosão, a resistência tal como a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto e similares. Embora o S possa estar parcialmente presente em um estado de solução sólida, porém, nesse caso, o S mostra a tendência à segregação em contornos de grão e para causar o trincamento de fragilização de contorno de grão ou similar, e é, dessa forma, de preferência, diminuído em quantidade, tanto quanto possível. Entretanto, uma diminuição excessiva em quantidade aumenta rapidamente o custo de redução de minérios. Portanto, na presente invenção, o teor de S é limitado a 0,005% ou menos, o que tem efeitos adversos permissíveis.

Al: 0,01 a 0,1% [0035] O Al funciona conforme um desoxidante e contribui para o refinamento de grão de grãos de cristal de austenita ligando-se a N para conformar AIN. Para se obter esse efeito, um teor de Al de 0,01% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor de Al que excede 0,1%, grandes quantidades de inclusões à base de óxido são aumentadas, assim, de modo que diminua a rigidez. Portanto, o teor de Al é limitado a uma faixa de 0,01 a 0,1%. O teor de Al é, de preferência, 0,02 a 0,07%.

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Ν: 0,01% ou menos [0036] O N se liga a elementos que formam nitreto, tais como Mo, Ti, Nb, Al e similares para conformar precipitados do tipo MN. Entretanto, esses precipitados diminuem a resistência a SSC e diminuem quantidades de precipitado de MC e M₂C durante o revenimento, assim, tornando-se impossível esperar a força superior desejada. Dessa forma, o N é, de preferência, diminuído em quantidade tanto quanto possível e o teor de N é limitado a 0,01% ou menos. Devido ao fato de que os precipitados do tipo MN têm o efeito de suprimir o engrossamento de grãos de cristal durante o aquecimento de um material bruto de aço e similar, o teor de N é, de preferência, cerca de 0,003% ou mais.

Cr: 0,1 a 1,7% [0037] O Cr é um elemento que contribui para um aumento de força de aço através de um aumento no endurecimento e aprimora a resistência à corrosão. Além disso, o Cr se liga ao C para conformar carbonetos à base de M3C, M7C3 e M^Ce e similares durante 0 revenimento. Em particular, os carbonetos à base de M3C aprimoram a resistência a amolecimento por revenimento, diminuem uma alteração na força devido ao revenimento e facilitam 0 ajuste de força. Para se obter esse efeito, um teor de Cr de 0,1% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor de Cr que excede 1,7%, grandes quantidades de carbonetos à base de M7C3 e carbonetos à base de M^Ce são conformadas e funcionam conforme sítios de armadilha de hidrogênio, assim, de tal modo que diminua a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, 0 teor de Cr é limitado a uma faixa de 0,1 a 1,7%. O teor de Cr é, de preferência, 0,5 a 1,5% e, com mais preferência, 0,9 a 1,5%.

Mo: 0,40 a 1,1% [0038] O Mo forma carbonetos e contribui para um aumento na força por meio de endurecimento de precipitação e para um aprimoramento adicional na resistência a trincamento sob tensão de sulfeto por meio de

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13/34 segregação em contornos de grão de austenita prévia. Além disso, o Mo tem a função de densificar produtos de corrosão e suprimir a formação e o crescimento de pites que servem como iniciação de trincamento. Para se obter esse efeito, um teor de Mo de 0,40% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor de Mo que excede 1,1%, precipitados do tipo M2C em forma de agulha e, em alguns casos, fase de Laves (Fe2Mo) são conformados, assim, de modo que diminua a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, 0 teor de Mo é limitado a uma faixa de 0,40 a 1,1%. O teor de Mo é, de preferência, 0,6 a 1,1%.

V: 0,01 a 0,12% [0039] Ο V é um elemento que forma um carboneto ou nitreto e contribui para 0 endireitamento de aço. Para se obter esse efeito, um teor de V de 0,01 % ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor de V que excede 0,12%, 0 efeito é saturado e um efeito que corresponde ao teor não pode ser esperado, 0 que causa uma desvantagem econômica. Portanto, 0 teor de V é limitado a uma faixa de 0,01 a 0,12%. O teor de V é, de preferência, 0,02 a 0,08%.

Nb: 0,01 a 0,08% [0040] O Nb atrasa a recristalização em uma região de temperatura de austenita (γ) para contribuir para refinamento de grão de γ, funciona de maneira significativa no refinamento de uma subestrutura de martensita (por exemplo, um pacote, um bloco, ou uma ripa) e tem a função de endireitamento de aço formando-se um carboneto. Para se obter esse efeito, um teor de Nb de 0,01% ou mais é exigido. Por outro lado, com um teor de Nb que excede 0,08%, a precipitação de precipitados grossos (NbC e NbN) é acelerada, de modo que resulte em uma diminuição na resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, 0 teor de Nb é limitado a uma faixa de 0,01 a 0,08%. O teor de Nb é, com mais preferência, 0,02 a 0,06%. O pacote é definido como uma região composta de um grupo de ripas dispostas em paralelo e que têm 0 mesmo

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14/34 plano usual de geminação e o bloco é composto por um grupo de ripas paralelas que têm a mesma orientação.

Ti: 0,03% ou menos [0041] O Ti é um elemento que forma um carboneto ou nitreto e contribui para o endireitamento de aço. Para se obter esse efeito, um teor de Ti de 0,01 % ou mais é preferido. Por outro lado, com um teor de Ti que excede 0,03%, a formação de TiN grosso é acelerada durante a fundição e o TiN não é dissolvido mesmo por meio de aquecimento subsequente, o que resulta em uma diminuição na rigidez e na resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, o teor de Ti é limitado a uma faixa de 0,03% ou menos. O teor de Ti é, com mais preferência, 0,01 a 0,02%.

B: 0,0005 a 0,003% [0042] O B é um elemento que contribui para o aprimoramento de endurecimento a um leve teor, e na presente invenção, um teor de 0,0005% ou mais é exigido. Por outro lado, mesmo com um alto teor que excede 0,003%, o efeito é saturado, ou de modo contrário, um efeito desejado não pode ser esperado devido à formação de boreto de Fe-B, o que causa uma desvantagem econômica. Além disso, com um teor que excede 0,003%, a formação de boretos grossos, tais como M02B, Fe2B e similares é acelerada e, dessa forma, 0 trincamento ocorre facilmente durante a laminação a quente. Portanto, 0 teor de B é limitado a uma faixa de 0,0005 a 0,003%. O teor de B é, de preferência, 0,001 a 0,003%.

[0043] Os componentes descritos acima são básicos, porém, se for necessário, a composição básica pode conter adicionalmente pelo menos um selecionado dentre Cu: 1,0% ou menos, Ni: 1,0% ou menos, W: 2,0% ou menos e Ca: 0,001 a 0,005%.

Cu: 1,0% ou menos [0044] O Cu é um elemento que tem a função de aumentar a força

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15/34 de aço e aprimorar a rigidez e resistência à corrosão e pode ser adicionado de acordo com a demanda. Em particular, quando a resistência estrita a trincamento sob tensão de sulfeto é exigida, o Cu é um elemento muito importante. Quando adicionado, o Cu forma um produto de corrosão denso que suprime a formação e o crescimento de pites que servem como iniciação de trinca e, dessa forma, aprimora de maneira significativa a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Portanto, na presente invenção, um teor de 0,03% ou mais é preferido. Por outro lado, mesmo um teor que excede 1,0% leva à saturação do efeito e um aumento de custo Portanto, o teor de Cu é, de preferência, limitado a 1,0% ou menos. O teor de Cu é, com mais preferência, 0,03 a 0,10%. Ni: 1,0% ou menos [0045] O Ni é um elemento que tem a função de aumentar a força de aço e aprimorar a rigidez e a resistência à corrosão e pode ser adicionado de acordo com a demanda. Para se obter o efeito, um teor de Ni de 0,03% ou mais é preferido. Entretanto, mesmo um teor que excede 1,0% leva à saturação do efeito e um incremento de custo. Portanto, o teor de Ni é, de preferência, limitado a 1,0% ou menos.

W: 2,0% ou menos [0046] O W forma carbonetos para contribuir com o endireitamento de aço e pode ser adicionado de acordo com a demanda.

[0047] Assim como o Mo, o W forma carbonetos para contribuir com um aumento de força devido a endurecimento de precipitação e segrega, em uma solução sólida, em contornos de grão de austenita prévia para contribuir para o aprimoramento na resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. Para se obter o efeito, um teor de 0,03% ou mais é preferido, embora com um teor que excede 2,0%, a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto seja degradada. Portanto, o teor de W é, de preferência, limitado a 2,0% ou menos. O teor de W é, com mais preferência, 0,05 a 0,50%.

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Ca: 0,001 a 0,005% [0048] O Ca é um elemento que tem a função de converter inclusões à base de sulfeto alongadas para inclusões granulares, isto é, a função de controlar a forma de inclusões e ter o efeito de aprimorar a ductilidade, a rigidez e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto através do controle da forma de inclusões. O Ca pode ser adicionado de acordo com a demanda. Esse efeito se torna significante a um teor de 0,001% ou mais, embora com um teor que excede 0,005%, as quantidades de inclusões não metálicas são aumentadas e a ductilidade, a rigidez e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto são, de certo modo, diminuídas. Portanto, o teor de Ca é, de preferência, limitado a uma faixa de 0,001 a 0,005%.

[0049] O saldo excluindo os componentes descritos acima é composto de Fe e impurezas inevitáveis.

[0050] A seguir, o tubo de aço da presente invenção tem a composição descrita acima e tem, também, uma estrutura que contém uma fase de martensita revenida como uma fase principal e grãos austenita prévia com tamanho de grão No. 8,5 ou mais.

[0051] Para garantir a alta força de grau de 758,42 MPa (110 ksi) a teores relativamente baixos de elementos de liga sem conter grandes quantidades de elementos de liga, o tubo de aço da presente invenção tem uma estrutura de fase de martensita, porém, do ponto de vista de garantir rigidez, ductilidade, e resistência a trincamento sob tensão de sulfeto desejadas, a estrutura é composta de uma fase de martensita revenida conforme uma fase principal conformada por meio de revenimento da fase de martensita. A fase principal refere-se a uma estrutura que inclui uma fase única de martensita revenida ou que contém a fase de martensita revenida e uma segunda fase a menos do que 5%, em volume dentro de uma faixa que não tem influência sobre característiPetição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 19/46

17/34 cas. Quando o teor da segunda fase é 5% ou mais, força e rigidez adicional, ductilidade, e similares são degradadas. Os exemplos da segunda fase incluem bainita, perlita, ferrita, uma fase misturada dos mesmos e similares. Portanto, a estrutura composta de uma martensita revenida como uma fase principal representa uma estrutura que contém 95% em volume ou mais de fase de martensita revenida.

[0052] Além disso, o tubo de aço da presente invenção tem a estrutura que contém grãos (γ) de austenita prévia com um número de tamanho de grão de 8,5 ou mais. Um valor medido de acordo com os padrões de JIS G 0551 é usado como o número de tamanho de grão austenita prévia. Com o tamanho de grão No. de grãos austenita prévia de menos do que 8,5, uma subestrutura de fase de martensita produzida por meio de transformação de uma fase yé engrossada e a resistência desejada a trincamento sob tensão de sulfeto não pode ser garantida.

[0053] Além disso, o tubo de aço da presente invenção é caracterizado em que, conforme mostrado na Figura 1, em quatro porções separadas a 90°uma da outra na direção circunferencial, a dureza de Vickers HV10 medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) é 295 HV10 ou menos em todas as três posições em cada uma dentre uma região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura, e um centro da espessura. Ou seja, o tubo de aço da presente invenção tem dureza de 295 HV10 em um máximo, pelo menos, nas três posições em cada dentre a lateral de superfície interna, a lateral de superfície externa e o centro da espessura. Quando a dureza excede 295 HV10 em qualquer uma das posições de medição em cada uma das três regiões na direção de espessura, a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto é degradada. Para produzir de maneira uniforme o tubo de aço que tem resistência excelente a trincamento sob tensão

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18/34 de sulfeto, é uma exigência essencial que a dureza seja 295 HV10 ou menos em todas as posições de medição em cada uma dentre as três regiões na direção de espessura [0054] A seguir, um método preferencial para produção de um tubo de aço da presente invenção é descrito.

[0055] Um material bruto de tubo de aço que tem a composição descrita acima é usado conforme um material de partida e o material bruto de tubo de aço é aquecido a uma faixa de temperatura predeterminada e, então, trabalhado a quente para conformar um tubo de aço sem costura com dimensões predeterminadas.

[0056] Na presente invenção, um método para produção do material bruto de tubo de aço que tem a composição descrita acima não precisa ser particularmente limitado, porém, é preferencial que um aço líquido que tenha a composição descrita acima seja refinado por meio de um método de refinamento conhecido comum com o uso de um conversor, um forno elétrico, um forno de fusão a vácuo, ou similar e conformado em uma placa de fundição, tal como um tarugo por meio de um método de fundição contínua conhecido comum. A placa de fundição é, de preferência, submetida adicionalmente a trabalho a quente, tal como laminação por meio de aquecimento para conformar uma placa de aço. Isso é efetivo para tornar uniforme a estrutura do material bruto de tubo de aço resultante e para ajustar a dureza de um tubo de aço a 295 HV10 ou menos. Ademais, em vez do método de fundição contínua, um método desbastador de fabricação de lingote para produção do material bruto de tubo de aço não causa problema.

[0057] O material bruto de tubo de aço é, de preferência, aquecido a uma temperatura em uma faixa de 1000Ό a 1350Ό. Com uma temperatura de aquecimento de menos do que 1000Ό, os carbonetos não são fundidos o suficiente. Por outro lado, com uma temperatura de aquecimento que excede 1350Ό, o engrossamento exce ssivo de grãos

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19/34 de cristal causa engrossamento de cementita em contornos de grão de austenita prévia (γ) e concentração significativa (segregação) de elementos de impureza, tais como P, S e similares nos contornos de grão, assim, de modo que fragilize os contornos de grão e produza facilmente fratura de contorne de grão. Em vista da produtividade, o tempo de retenção à temperatura é, de preferência, 4 horas ou menos.

[0058] Além disso, o material bruto de tubo de aço é, de preferência, retido sob aquecimento no forno de aquecimento para trabalho a quente de tal modo que tenha uma distribuição de temperatura dentro de ±20O ao longo de toda a circunferência e todo o comprimento. Quando a distribuição de temperatura do material bruto de tubo de aço durante o aquecimento estiver fora da faixa, variação ocorre na estrutura do tubo de aço após trabalho a quente e uma distribuição de dureza uniforme desejada não pode ser garantida após a têmpera e o revenimento. [0059] O material bruto de tubo de aço aquecido é então conformado em um tubo por meio de trabalho a quente com o uso de um processo de fabricação comum de laminador com mandril do tipo Mannesmann ou de laminador sobre mandril do tipo Mannesmann, de modo que produza o tubo de aço sem costura com dimensões predeterminadas. O tubo de aço sem costura pode ser produzido por meio de extrusão a quente do tipo de prensa. Após a fabricação de tubo, o tubo de aço sem costura é resfriado à temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento igual ou superior àquela de resfriamento ao ar. Durante o trabalho a quente, a temperatura do material a ser laminado (material bruto de tubo de aço), de preferência, se desvia dentro de ±50O ao longo de toda a circunferência e todo o comprimento do material a ser laminado. Quando a temperatura do material a ser laminado durante a laminação está fora da faixa, variação ocorre na estrutura do tubo de aço após o trabalho a quente e uma distribuição de dureza uniforme desejada não pode ser garantida após a têmpera e o revenimento.

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20/34 [0060] Controlando-se a temperatura do material bruto de tubo de aço ou do material a ser laminado conforme descrito acima, a derivação de espessura de parede do tubo de aço resultante pode ser ajustada a 8% ou menos. O desvio de espessura de parede é calculado com o uso da seguinte expressão.

[0061] O desvio de espessura de parede = (espessura de parede máxima - espessura de parede mínima) / (espessura de parede média) [0062] Para estabilizar o material e tornar a estrutura uniforme, o tubo de aço sem costura, após o trabalho a quente, é submetido à têmpera por meio de reaquecimento e resfriamento rápido (resfriamento por água) e é ainda revenido. A têmpera e o revenimento são, de preferência, repetidos duas vezes ou mais. A têmpera pode ser repetida duas vezes ou mais e, então, o revenimento pode ser realizado. Repetindose a têmpera e o revenimento duas vezes ou mais ou repetindo-se a têmpera duas vezes ou mais, a estrutura se torna mais uniforme, assim, de maneira que diminua a dureza máxima e aumente de maneira significativa a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto.

[0063] Na presente invenção, a têmpera é um processo que inclui reaquecimento a uma temperatura de têmpera de um ponto de transformação Αθ3 ou mais e 1050Ό ou menos, de preferência, 830Ό a 940Ό e, então, resfriamento rápido (resfriamento por água) a partir da temperatura de têmpera a uma faixa de temperatura de um ponto de transformação de Ms ou menos, de preferência, 100Ό ou menos. Isso pode resultar em uma estrutura composta de uma fase de martensita como uma fase principal que tem uma subestrutura fina transformada a partir de uma fase de γfina. O aquecimento à temperatura de têmpera inferior ao ponto de transformação Ac3 não pode produzir uma fase única de austenita e, então, não pode produzir de maneira suficiente a estrutura de martensita por meio de resfriamento subsequente e, dessa forma, a força desejada não pode ser garantida. Portanto, a temperatura de

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21/34 aquecimento para têmpera é, de preferência, limitada ao ponto de transformação AC3 ou mais. Por outro lado, a têmpera a uma temperatura alta que excede 1050Ό causa o engrossamento da estrutura e diminui a rigidez e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto.

[0064] Além disso, o resfriamento a partir da temperatura de aquecimento de têmpera é, de preferência, o resfriamento por água a 2O/s ou mais e é desempenhado em uma região de temperatura do ponto de transformação de Ms ou menos, de preferência, 100Ό ou menos. Como resultado, uma estrutura endurecida satisfatória (95% em volume ou mais de estrutura de martensita) pode ser conformada. Além disso, o tempo de retenção à temperatura de têmpera são 5 minutos ou mais e, de preferência, 10 minutos ou menos. Consequentemente, a estrutura se torna mais uniforme e a dureza máxima em uma seção do tubo de aço pode ser ajustada de maneira estável a 295 HV10 ou menos. [0065] O tubo de aço sem costura submetido à têmpera é, então, revenido.

[0066] Na presente invenção, o revenimento é desempenhado para tentar estabilizar a estrutura diminuindo-se a discordância excessiva e para conferir tanto a alta força quanto a resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto desejadas.

[0067] A temperatura de revenimento é, de preferência, uma temperatura dentro de uma faixa de temperatura de 630°C a 730Ό. Com a temperatura de revenimento desviando-se para o lado inferior da faixa, o número de sítios de aprisionamento de hidrogênio, tais como discordâncias, é aumentado e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto é degradada. Embora com a temperatura de revenimento desviando-se para o lado superior da faixa, a estrutura é amolecida de maneira significativa e, dessa forma, a alta força desejada não pode ser garantida. Além disso, quantidades de precipitados do tipo M2C em forma de agulha são aumentadas, de modo que degrade a resistência

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22/34 a trincamento sob tensão de sulfeto. O revenimento é, de preferência, um processo que inclui reter a uma temperatura dentro da faixa descrita acima durante 10 minutos ou mais e, então, resfriar à temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento, de preferência, igual ou superior àquela de resfriamento ao ar. Quando o tempo de retenção à temperatura de revenimento é inferior a 10 minutos, uma estrutura uniforme desejada não se pode obtida. O tempo de retenção é, de preferência, 80 minutos ou menos. Com um tempo de retenção de revenimento excessivamente longo, uma fase Laves (Fe2Mo) é precipitada.

[0068] Após a têmpera e o revenimento, o endireitamento é desempenhado para falhas de endireitamento no formato do tubo de aço e para diminuição de variação de dureza. O endireitamento é um endireitamento a quente desempenhado em uma faixa de temperatura de 580Ό ou mais e da temperatura de revenimento ou me nos. O endireitamento a frio desempenhado à temperatura ambiente aumenta a densidade de discordância e, dessa forma, não pode aprimorar a resistência a trincamento sob corrosão de tensão de sulfeto. Isso se aplica a endireitamento desempenhado dentro de uma região baixa de temperatura de menos do que 580Ό. Além disso, o endireitamento dentro de uma região de alta temperatura além da temperatura de revenimento diminui a força. O endireitamento é, de preferência, desempenhado de tal modo que uma taxa de plasticidade seccional seja 1% ou mais e menos do que 10%. Com uma taxa de plasticidade seccional de menos do que 1%, o efeito de endireitamento é insatisfatório. Por outro lado, com uma taxa de plasticidade seccional de 10% ou mais, deformação plástica é aplicada, aumentando assim a densidade de discordâncias que servem como fontes de armadilha de hidrogênio e diminuem a resistência a SSC.

[0069] A presente invenção é descrita em detalhes adicionais abaixo com base em exemplos.

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EXEMPLOS [0070] O aço fundido que tem cada uma das composições mostradas na Tabela 1 foi refinado com um conversor e conformado em uma placa de fundição por meio de um método de fundição contínua. A placa de fundição foi usada tal como um material bruto de tubo de aço e trabalhada a quente por meio de um processo de fabricação de laminador com mandril do tipo Mannesmann para produzir um tubo conforme um tubo de aço sem costura com dimensões mostradas na Tabela 2 e, então, o tubo foi resfriado a ar à temperatura ambiente. Então, o tubo de aço sem costura trabalhado a quente foi submetido à têmpera por meio de reaquecimento à temperatura de têmpera mostrada na Tabela 2 e resfriamento por água e, então, revenido sob as condições mostradas na Tabela 2. Então, o endireitamento foi desempenhado a uma temperatura mostrada na Tabela 2.

[0071] Uma amostra foi tomada de cada um dentre os tubos de aço resultantes e um ensaio de observação de estrutura, um ensaio de tração, um ensaio de dureza de seção transversal e um ensaio de corrosão foram executados. Os métodos de ensaio foram da seguinte forma.

(1) Ensaio de observação de estrutura [0072] Uma amostra para observação de estrutura foi tomada de cada um dentre os tubos de aço e uma seção (seção C) perpendicular à direção longitudinal do tubo foi polida e, então, corroída (solução de ataque metalográfico: líquido nital), e a estrutura foi observada com um microscópio óptico (ampliação: 1000 vezes) e um microscópio eletrônico por varrimento (ampliação: 2000 vezes) e imageado para medir o tipo e a fração da estrutura com um analisador de imagem.

[0073] Adicionalmente, contornos de grão austenita prévia foram expostos por meio de corrosão com uma solução de ataque picral e a estrutura resultante foi observada em três campos de visão com um microscópio óptico (ampliação: 1000 vezes) para determinar o número de

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24/34 tamanho de grão de grãos austenita prévia com o uso de um método de corte de acordo com os padrões JIS G 0551.

(2) Ensaio de dureza de seção transversal [0074] Conforme mostrado na Figura 1, em quatro porções separadas a 90°uma da outra na direção circunferencial em uma posição de 400 mm de uma extremidade de cada uma dentre os tubos de aço resultantes, a dureza de Vickers HV10 foi medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) em três posições em cada uma dentre uma região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura e um centro da espessura. As posições de medição foram três posições em cada uma das regiões. Os valores medidos foram calculados em média para determinar uma média aritmética como uma dureza HV10 média e a dureza HV10 máxima de cada um dos tubos de aço foi determinada.

(3) Ensaio de corrosão [0075] Dez amostras de ensaio de corrosão foram tomadas de cada um dentre os tubos de aço e um ensaio de carga constante foi conduzido em uma solução aquosa saturada de H2S que contém ácido acético a 0,5% e cloreto de sódio a 5,0% (temperatura de líquido: 24Ό) de acordo com os padrões do Método A de NACE TMO177. Após 0 carregamento com uma tensão de carga de 85% de limite de escoamento durante 720 horas, a presença de trincamento nas amostras foi observada para avaliar a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto. O trincamento foi observado com 0 uso de um projetor com uma ampliação de 10 vezes. A resistência a trincamento sob tensão de sulfeto foi avaliada a partir da incidência de trincamento (= (número de amostras trincadas) / (número total de amostras) x 100 (%)).

[0076] Os resultados obtidos são mostrados na Tabela 3.

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Tabela 1

Comentários	Exemplo comparativo	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação	Exemplo comparativo	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação
Composição química (% em massa)	Ca	1	0,002	0,002	0,002	0,002	1	CO o o o~	0,002
Ti, W	o o H	Ti:0,02	Ti:0,02	cT co o 3 <	o o H	Ti:0,02	Ti:0,02	Ti:0,02
Cu, Ni	1	1	Cu;0,10, Ni:0,05	1	1	1	Cu:0,05	Cu:0,05
ω	0,0025	0,0020	0,0021	0,0021	0,0021	0,0025	0,0017	0,0020
Nb	1 1	0,03	0,05	0,05	0,03	0,03	0,05	0,05
>	1 1	0,03	0,03	0,03	1 1	0,03	0,07	0,03
Mo	0,01	0,99	o 00 o~	o CO o~	0,27	0,95	0,79	0,81
o	0,50	o	co	o	o	in	CO	CO
	0,0028	o o o o~	0,0027	o CO o o o~	o CO o o o~	0,0050	0,0033	cõ o o o~
<	o o o~	0,025	0,028	0,027	0,034	o o o~	0,029	0,027
ω	0,0020	0,0007	0,0007	0,0007	o o o~	0,0020	0,0007	0,0007
CL	0,015	o o o~	o o o~	0,011	00 o o o~	0,015	o o o~	o o o~
Mn	o	0,6	0,6	0,6	0,5	o	0,6	0,6
ώ	0,25	0,25	0,27	0,26	0,26	0,25	0,26	0,25
o	0,25	0,25	0,25	0,25	0,24	0,25	0,26	0,25
N°. de aço	<l	ω	O	O	LUI	Ll_	O	ΞΕ

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Exemplo comparativo	Exemplo comparativo	Exemplo comparativo	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação	Exemplo de adaptação
0,002	0,002	0,002	1	1	1
Ti:0,02	Ti:0,02	Ti:0,02	Ti:0,02	Ti:0,02	Ti:0,02
1	1	1	1	1	1
0,0020	0,0020	0,0023	0,0021	0,0021	0,0021
0,03	0,05	1 1	0,05	0,05	0,05
0,02	1 1	0,05	0,03	0,03	0,03
0,37	0,81	0,70	o 00 o~	0,97	0,97
-	CO	0,7	CO	CO	o
cõ o o o~	0,0039	0,0035	0,0027	0,0027	0,0027
0,033	0,027	0,072	0,028	0,028	0,028
CO o o o~	0,0007	CO o o o~	0,0007	0,0007	0,0007
CO o o o~	o o o~	0,006	o o o~	o o o~	o o o~
0,5	0,6	0,4	0,6	0,6	0,6
0,26	0,25	0,27	0,27	0,27	0,27
0,24	0,26	0,27	0,25	0,25	0,25
	-)l	*1	_l	2

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Tabela 2

Comentá- rios	Exemplo Compara- tivo	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo Compara- tivo	Exemplo Compara- tivo
Endireita- mento	Taxa de plastici- dade seccio- nal (%)	LO	-	LO	σ>	LO	-
Temp ,(°C)	585	610	620	610	595	530
Condições de tratamento a quente	Repe- tição	QT	QT	QT	QT	QT	QT
Revenido T	c <> = O c E -ο ω = £ o o »£ 1— s— ^s—	1	1	1	1	1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1		1	1
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)		1	1		1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1		1	1	1
Revenido T	Tempo de retenção (min)	20	30	30	30	20	80
Temp. de têmpera (°C)	675	700	720	700	069	625
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	lo	LO	LO	LO	LO	LO
Temp. de têmpera (°C)	920	920	920	920	920	890
Condições de trabalho a quente	Diferença de temperatura durante laminação (Ό) (máxima-mínima)	48	33	36	σ>	30	39
R, ώ E o , cfe -o θ' Ω. φ T3 θ O £ (D E 03 O O C q - fc o - c P Sc ,<L> 3 fc ΓΤ _c 'TO 2= ee	CO	CO	u-	u-	CO	u-
Dimensões de tubo de aço	Oi θ Φ '7 ^W Λ 73 Ό ω $ π £ £ ω ω o. co Q ⁷³ £ Q.	u-	LO		co		co
(Diâmetro externo em mmip x espessura de parede em mm))	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2
° (D Ç? 7 -A θ' ⁷³ TO	<l	CO	O	O	LLII	O
N° de tubo de aço	-	OJ	CO		LO	CO

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 30/46

28/34

Comentá- rios	Exemplo Compara- tivo	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo Compara- tivo	Exemplo Compara- tivo
Endireita- mento	Taxa de plastici- dade seccio- nal (%)	LO	σ>	-	LO	σ>	LO	LO
Temp ,(°C)	590	615	605	590	585	585	585
Condições de tratamento a quente	Repe- tição	QT	QT	QT	QT	QT	QT	QT
Revenido T	c <> = O c E -ο ω = £ o o »£ 1— s— ^s—	1	1	1	1	1	1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1		1	1	1
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	1	1	1	1	1	1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1	1	1	1	1
Revenido T	Tempo de retenção (min)	09	80	30	80	80	09	80
Temp. de têmpera (°C)	685	710	700	685	685	675	675
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	O	lo	LO	LO	LO	LO	LO
Temp. de têmpera (°C)	1100	890	920	910	890	920	890
Condições de trabalho a quente	Diferença de temperatura durante laminação (Ό) (máxima-mínima)	48	42	30	22	27	42	42
R, ώ E o , cfe -o θ' Ω. φ T3 θ O £ <L> E ro O £ o '57- 4 - 3 t π- r '4 ,=	CO	r^-	r^-	r^-	CO	CO	OO
Dimensões de tubo de aço	Oi <L> (L> '7 ^W Λ ¹³ Ό ω $ π £ £ ω ω o. co Q 73 á CL		CO		r^-		CO	LO
(Diâmetro externo em mmip x espessura de parede em mm))	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2	178φχ22,2
° (D Ç? 7 -S O' ⁷³ TO	O	O	LL	0	I	—ι	->i
N° de tubo de aço	r^-	OO	σ>	O	-	OJ	CO

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 31/46

29/34

Comentá- rios	Exemplo Compara- tivo	Exemplo Compara- tivo	Exemplo dessa In- venção	Exemplo Compara- tivo	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo Compara- tivo
Endireita- mento	Taxa de plastici- dade seccio- nal (%)	LO	lo	lo	LO	LO	LO	LO
Temp ,(°C)	590	550	585	560	595	605	565
Condições de tratamento a quente	Repe- tição	QT	QT	QT	QT	QTQ T	QT	QT
Revenido T	c <> = O c Ε -ο ω = £ o o »£ 1— s— ^s—	1	1	1	1	30	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1	1	700	1	1
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	1	1	1	1	LO	1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1		1	870	1	1
Revenido T	Tempo de retenção (min)	30	30	80	80	30	30	30
Temp. de têmpera (°C)	069	675	099	099	695	685	685
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	lo	lo	lo	LO	LO	LO	LO
Temp. de têmpera (°C)	920	870	870	870	870	870	870
Condições de trabalho a quente	Diferença de temperatura durante laminação (Ό) (máxima-mínima)		27	27	39	24	29	43
R, ώ E o , cfe -o θ' Ω. φ T3 θ O £ <L> E ro O £ o '57- ,<L> — 3 t π- r 'te ,=	r^-	r^-	r^-		r^-	LO
Dimensões de tubo de aço	Oi <L> (L> (Λ ι T3 Ό ,—χ. ω $ π £ £ ω ω o. co Q £ Q.	r^-	lo		CO	LO	CO	CO
(Diâmetro externo em mmip x espessura de parede em mm))	178φχ22,2	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	244,5φ x 15,5	244,5φ x 15,5	244,5φ x 15,5
° (D Ç? 7 -S O' ‘-i		_l	_l	_l	_l	_l
N° de tubo de aço		lo	CO	r^-	CO	σ>	20

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 32/46

30/34

Comentá- rios	Exemplo dessa In- venção	Exemplo dessa In- venção	Exemplo Compara- tivo	Exemplo Compara- tivo	Exemplo Compara- tivo	Exemplo dessa In- venção
Endireita- mento	Taxa de plastici- dade seccio- nal (%)
Temp ,(°C)	585	585	585	585	585	595
Condições de tratamento a quente	Repe- tição	QT	QT	QT	QT	QT	QQT
Revenido T	c ^ω tz o c E -ο ω = tu ο φ ojÊ. 1— s— ^s—	1	1	1	1	1	30
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1	1	1	700
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)	1	1	1	1	1
Temp. de têmpera (°C)	1	1	1	1	1	870
Revenido T	Tempo de retenção (min)	30	80	80	80	80	1
Temp. de têmpera (°C)	099	099	099	099	099	1
Têmpera Q	Tempo de retenção (min)
Temp. de têmpera (°C)	870	870	870	870	870	870
Condições de trabalho a quente	Diferença de temperatura durante laminação (Ό) (máxima-mínima)	32	37	37	37	ml ml	26
R, ώ E o , θ' Ω. φ õ ° £ tU E ro O tD £ o '57- Jr tD 1- C tD SP a <- ,<U - 3 t -T _c -ro .i:	O	CO	CO	ml cmI	CO	CO
Dimensões de tubo de aço	Oi tu (D t/5 1 Ό Ό χ « ® $ 2 £ £ ω ω o. co Q τ3 £ Q.	CO	r^-	£1	r^-	r^-	CO
(Diâmetro externo em mmip x espessura de parede em mm))	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	215,9φ x 31,8	244,5φ x 15,5
° (D Ç? 7 4; O' “t- ⁷³ TO		z	z	z	z
N° de tubo de aço	oj	22	23	24	25	26

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 33/46

31/34

Tabela 3

1

ro

1

ro

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(Z)

E

Ε

(Z)

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N° de

tubo de aço

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CO

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00

σ>

o

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 34/46

32/34

ro

1

ro

1

ro

1

ro

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w

E

w

E

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c 03 £ Q-

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4ZÍ Φ O

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 35/46

33/34

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W

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 36/46

34/34 [0077] Em qualquer um dos exemplos da presente invenção, o tubo de aço tem alta força (limite de escoamento: 758 MPa ou mais) e resistência excelente a trincamento sob tensão de sulfeto desejadas e uma distribuição de dureza desejada com uma dureza máxima de 295 HV10 ou menos pode ser garantida no tubo de aço. Por outro lado, nos exemplos comparativos do escopo da presente invenção, uma estrutura desejada, alta força desejada e uma distribuição de dureza desejada com a dureza máxima de 295 HV10 ou menos e/ou uma distribuição de dureza desejada com uma dureza máxima de 295 HV10 ou menos não pode ser garantida e a resistência a trincamento sob tensão de sulfeto é degradada.

Claims

1. Tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, o tubo de aço apresentando uma composição que contém, % em massa:

C: 0,15 a 0,50%, Si: 0,1 a 1,0%,

Mn: 0,3 a 1,0%, P: 0,015% ou menos,

S: 0,005% ou menos, Al: 0,01 a 0,1%,

N: 0,01% ou menos, Cr: 0,1 a 1,7%,

Mo: 0,40 a 1,1%, V: 0,01 a 0,12%,

Nb: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,03% ou menos,

B: 0,0005 a 0,003%, e sendo o referido tubo caracterizado pelo fato de que o saldo composto de Fe e impurezas inevitáveis e que tem uma estrutura composta de uma fase de martensita revenida como uma fase principal e grãos austenita prévia com um número de tamanho de grão de 8,5 ou mais, medido de acordo com os padrões de JIS G 0551, em que em quatro porções separadas a 90°uma da out ra na direção circunferencial, a dureza de Vickers HV10 medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) é 295 HV10 ou menos em todas as três posições em cada uma dentre uma região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura e um centro da espessura;

em que um desvio de espessura de parede do tubo de aço sem costura é 8% ou menos.

2. Tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição contém adicionalmente, em % em massa, um ou dois selecionados dentre Cu: 1,0% ou menos e Ni: 1,0% ou menos.

Petição 870180146205, de 30/10/2018, pág. 38/46

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3. Tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a composição contém adicionalmente, em % em massa, W: 2,0% ou menos.

4. Tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que a composição contém adicionalmente, em % em massa, Ca: 0,001 a 0,005%.

5. Método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, sendo o referido método caracterizado pelo fato de compreender conformar um tubo de aço sem costura com um formato predeterminado submetendo-se a trabalho a quente uma matéria prima de tubo de aço que tem uma composição que contém, em % em massa,

C: 0,15 a 0,50%, Si: 0,1 a 1,0%

Mn: 0,3 a 1,0%, P: 0,015% ou menos,

S: 0,005% ou menos, Al 0,01 a 0,1%,

N: 0,01% ou menos, Cr 0,1 a 1,7%,

Mo: 0,40 a 1,1%, V: 0,01 a 0,12%,

Nb: 0,01 a 0,08%, Ti: 0,03% ou menos,

B: 0,0005 a 0,003%, e o saldo composto de Fe e impurezas inevitáveis; aquecer o material bruto de tubo de aço dentro de uma faixa de 1000Ό a 1350Ό, resfriar o tubo de aço sem costura à temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento igual ou superior àquela de resfriamento ao ar; submeter adicionalmente à têmpera, em que a têmpera inclui reaquecer a uma temperatura de têmpera dentro de uma faixa de um ponto de transformação Ac3 a 1050Ό, reter durante 5 minutos ou mais, e então, resfriar em água a 2O/s ou mais, então revenir o tubo de aço sem costura a uma temperatura de revenimento dentro de uma faixa de 630Ό a

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730Ό, reter durante 10 minutos ou mais e, então, r esfriar; e, então, desempenhar endireitamento a quente dentro de uma faixa de temperatura de 580Ό ou mais e a uma temperatura de revenimento ou menos para obter uma taxa de plasticidade seccional de 1% ou mais e menos do que 10% para produzir um tubo de aço sem costura que tem uma distribuição de dureza em que em quatro porções separadas a 90° uma da outra na direção circunferencial, a dureza de Vickers HV10 medida com uma carga de 10 kgf (força de ensaio: 98 MPa) é 295 HV10 ou menos em todas as três posições em cada uma dentre uma região lateral de superfície interna de 2,54 a 3,81 mm da superfície interna do tubo na direção de espessura, uma região lateral de superfície externa de 2,54 a 3,81 mm da superfície externa do tubo na direção de espessura e um centro da espessura;

em que a temperatura do material bruto de tubo de aço em um forno de aquecimento para trabalho a quente se desvia dentro de ±20O ao longo de toda a circunferência e todo o co mprimento do material bruto de tubo de aço; e em que a temperatura de um material a ser laminado durante o trabalho a quente desvia dentro de ±50O ao longo de toda a circunferência e todo o comprimento do material a ser laminado.

6. Método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o material bruto de tubo de aço é uma placa de aço conformada laminando-se a quente uma placa de fundição.

7. Método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com a reivindicação 5 ou 6, caracterizado pelo fato de que a têmpera e o revenimento são realizados duas vezes ou mais.

8. Método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com a reivindicação 5 ou 6,

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4/4 caracterizado pelo fato de que, em vez da têmpera e do revenimento após o reaquecimento, a têmpera após o reaquecimento é realizada duas vezes ou mais e, então, o revenimento é executado.

9. Método para produção de um tubo de aço sem costura para uso em poço de petróleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 5 a 8, caracterizado pelo fato de que a composição contém adicionalmente, em % em massa, pelo menos um grupo selecionado a partir dos Grupos A a C consistindo em:

Grupo A: um ou dois selecionados dentre Cu: 1,0% ou menos e Ni: 1,0% ou menos;

Grupo B: W: 2,0% ou menos; e

Grupo C: Ca: 0,001 a 0,005%.