BR112014025818B1

BR112014025818B1 - TUBO DE AÇO CONTENDO Cr PARA TUBULAÇÃO.

Info

Publication number: BR112014025818B1
Application number: BR112014025818-0A
Authority: BR
Inventors: Yukio Miyata; Mitsuo Kimura
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2012-04-26
Filing date: 2012-04-26
Publication date: 2019-06-11
Also published as: EP2843068A1; CN104254625A; WO2013161089A1; EP2843068B1; EP2843068A4

Abstract

resumo patente de invenção: "tubo de aço contendo cr para tubulação com excelente resistência à fratura por corrosão sob tensão intergranular em zona soldada termicamente afetada". tubo de aço contendo cr para tubulação tendo alta resistência de x65 a x80, excelente grau de dureza, resistência à corrosão, resistência à fratura sob tensão de sulfeto e resistência à igscc em uma zona soldada termicamente afetada é fornecido. especificamente, o tubo de aço tem uma composição química que consiste, em % em massa, em c: 0,001% a 0,015%, si: 0,05% a 0,50%, mn 0,10% a 2,0%, al: 0,001% a 0,10%, cr: 13% ou mais e menos de 15%, ni: 2,0% a 5,0%, mo: 1,5% a 3,5%, v: 0,001% a 0,20%, n: 0,015% ou menos e o equilíbrio sendo fe e impurezas inevitáveis, contanto que p1 seja de 11,5 a 13,3 e que p2 = (0,5cr + 5,0) - p1 seja de 0 ou mais. com esta composição química, uma vez que uma microestrutura em uma zona soldada termicamente afetada, a qual é submetida a aquecimento em uma faixa de temperatura para formação de fase única de ferrita de 1300 °c e a resfriamento quando soldagem é realizada, é formada. 22623931v1 1/1 22623931v1

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para TUBO DE AÇO CONTENDO Cr PARA TUBULAÇÃO. .

CAMPO TÉCNICO [001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço contendo Cr que é adequado como um tubo de aço para tubulação a ser usada para o transporte de petróleo bruto ou gás natural os quais são produzidos em um poço de petróleo ou um poço de gás, em particular tendo uma excelente resistência à fratura por corrosão sob tensão intergranular (ou resistência a IGSCC) em uma zona termicamente afetada da junta soldada.

TÉCNICA ANTECEDENTE [002] Hoje em dia, poços de petróleo e poços de gás na camada profunda aos quais consideração não era dada em virtude de sua grande profundidade ou poços de petróleo e poços de gás cujo desenvolvimento foi abandonado em virtude de seu ambiente intensamente corrosivo e assim por diante estão sendo ativamente desenvolvidos do ponto de vista da disparada dos preços do petróleo bruto e do esgotamento de fontes de petróleo que é previsto no futuro próximo. Tais poços de petróleo e poços de gás estão, em geral, localizados no fundo da terra e em um ambiente intensamente corrosivo, por exemplo, em uma atmosfera de alta temperatura contendo gás dióxido de carbono CO2, íons de cloreto Cl^- e assim por diante. Além disso, poços de petróleo e poços de gás os quais estão localizados em um ambiente de perfuração rigoroso, por exemplo, no fundo do mar, também estão sendo desenvolvidos ativamente. Para tubulações que transportam petróleo ou gás natural produzido em tais poços de petróleo ou poços de gás, é necessário o uso de um tubo de aço tendo não apenas alta resistência e alta dureza, mas também uma excelente resistência à corrosão e, ainda, uma excelente capacidade de soldagem para diminuir o custo de colocação de tubulação.

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2/31 [003] De modo a cumprir este requisito, por exemplo, a Literatura de Patente 1 descreve um tubo de aço inoxidável martensítico com excelente resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada o qual é adequadamente usado como uma tubulação sem realizar um tratamento térmico após soldagem. O tubo de aço inoxidável martensítico descrito na Literatura de Patente 1 tem uma composição química que contém, em % em massa, C: menos de 0,0100%, N: menos de 0,0100%, Cr: 10% a 14%, Ni: 3% a 8%, Si: 0,05% a 1,0%, Mn: 0,1% a 2,0%, P: 0,03% ou menos, S: 0,010% ou menos e Al: 0,001% a 0,10% e ainda contém pelo menos um selecionado de Cu: 4 % ou menos, Co: 4% ou menos, Mo: 4% ou menos e W: 4% ou menos e pelo menos um selecionado de Ti: 0,15% ou menos, Nb: 0,10% ou menos, V: 0,10% ou menos, Zr: 0,10% ou menos, Hf: 0,20% ou menos e Ta: 0,20% ou menos, de modo que o Csol (teor eficaz de carbono dissolvido) seja menos de 0,0050%. De acordo com a Literatura de Patente 1, uma vez que a formação de carbonetos de Cr em contornos de grão antes de austenita é impedida controlando-se o Csol, o qual é eficaz para formação de carbonetos de Cr, para ser menos de 0,0050%, a formação de zonas pobres em Cr, o que provoca IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada, é impedida sem realização de um tratamento térmico após soldagem.

[004] A Literatura de Patente 3 descreve um tubo de aço que contém Cr para tubulação tendo alta resistência de grau X65 a X80 e excelente dureza, resistência à corrosão, resistência à fratura sob tensão por sulfeto e resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada. O tubo de aço contendo Cr para tubulação descrito na Literatura de Patente 3 tem uma composição química que contém, em % em massa, C: 0,001% a 0,015%, Si: 0,05% a 0,50%, Mn: 0,10% a 2,0%, Al: 0,001 % a 0,10%, Cr: 15,0% a 18,0%, Ni: 2,0% a 6,0%, Mo: 1,5% a 3,5%, V: 0,001% a 0,20% e N: 0,015% ou menos,

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3/31 contanto que Cr + Mo + 0,4W + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn - Ni - 0,3Cu - 9N seja de 11,5 a 13,3. Com tal composição química, uma vez que uma microestrutura em uma zona termicamente afetada da junta soldada, a qual é submetida a aquecimento para formação de fase única de ferrita até uma faixa de temperatura de 1300 °C ou superior e a resfriamento quando a soldagem é realizada, é formada de modo que 50% ou mais de contornos de grãos antes de ferrita, em uma proporção em relação ao comprimento total dos contornos de grãos antes de ferrita, estão ocupados por fase martensita e/ou fase austenita e a formação de zonas pobres em carboneto de Cr é suprimida, um tubo de aço tendo resistência significativamente aumentada à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada pode ser obtido, o qual resulta em uma diminuição significativa no período de construção de uma estrutura de tubo de aço soldada em virtude do fato de que um tratamento térmico após a soldagem é desnecessário.

[005] Além disso, a Literatura de Patente 2 descreve um tubo de aço inoxidável de alta resistência para tubulação com excelente resistência à corrosão. O tubo de aço inoxidável de alta resistência descrito na Literatura de Patente 2 tem uma composição química que contém, em % em massa, C: 0,001% a 0,015%, N: 0,001% a 0,015%, Cr: 15% a 18%, Ni: 0,5% ou mais e menos de 5,5%, Mo: 0,5% a 3,5%, V: 0,02% a 0,2%, Si: 0,01% a 0,5%, Mn: 0,1% a 1,8%, P: 0,03% ou menos, S: 0,005 % ou menos, N: 0,001 a 0,015% e O: 0,006% ou menos, contanto que Cr + 0,65Ni + 0,6Mo + 0,55Cu - 20C > 18,5, Cr + Mo + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn - Ni - 0,3Cu - 9N > 11,5 e C + N < 0,025 sejam satisfeitos ao mesmo tempo. De acordo com a Literatura de Patente 2, ao manter uma microestrutura de fase dupla de ferritamartensita contendo uma quantidade apropriada de fase ferrita e controlando-se o teor de Cr para estar em uma faixa bastante elevada de 15% a 18%, um tubo de aço tendo excelente capacidade de trabalho

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4/31 a quente, excelente dureza em baixa temperatura e resistência suficiente para tubulação e tendo ainda uma excelente resistência à corrosão em um ambiente corrosivo de alta temperatura de 200 °C contendo gás dióxido de carbono e íons de cloreto é obtido.

LISTA DE CITAÇÃO

LITERATURAS DE PATENTE [006] PTL 1 Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinado N°2005-336601 (WO2005/073419 A1) [007] PTL 2 Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinado N°2005-336599 [008] PTL 3 Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinado N°2011-241477 (WO2011/132765 A1)

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

PROBLEMA TÉCNICO [009] No entanto, em um ambiente extremamente corrosivo, mesmo com o tubo de aço descrito na Literatura de Patente 1, há um problema pelo fato de que a IGSCC que ocorre em uma zona termicamente afetada da junta soldada não pode ser completamente suprimida e a IGSCC que ocorre em uma zona termicamente afetada da junta soldada é, no momento, impedida realizando-se um tratamento térmico após soldagem. O tubo de aço descrito na Literatura de Patente 1 foi anteriormente desenvolvido pelos presentes inventores e o tubo de aço de acordo com a Literatura de Patente 1 é um tubo de aço inoxidável martensítico cuja microestrutura não inclui fase ferrita.

[0010] No caso do tubo de aço de acordo com a Literatura de Patente 2, nenhuma consideração é dada à IGSCC e, apesar do fato de que o teor de Cr está aumentado, há um problema pelo fato de que este tubo de aço é bem mais pobre em termos de resistência à IGSCC do que o tubo de aço descrito na Literatura de Patente 1, o qual tem menor teor de Cr, e a IGSCC que ocorre em uma zona termicamente afetada

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5/31 da junta soldada não pode ser completamente suprimida.

[0011] Além disso, no caso do tubo de aço de acordo com a Literatura de Patente 3, uma vez que a quantidade de liga adicionada é comparativamente grande, há um problema pelo fato de que existe um aumento no custo de material.

[0012] Um objetivo da presente invenção é, ao resolver os problemas na técnica convencional descritos acima, proporcionar um tubo de aço que contém Cr para tubulação tendo alta resistência desejada e excelente dureza, resistência à corrosão, resistência à fratura por sulfeto e resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada. O tubo de aço o qual a presente invenção objetiva é um tubo de aço de grau X65 a X80 (tubo de aço tendo uma resistência à deformação (Yield Strenght - YS) de 448-651 MPa). Além disso, daqui em diante, excelente resistência refere-se a um caso onde a energia absorvida E-40 (J) a -40 °C em um teste de impacto de Charpy é de 50 J ou mais e excelente resistência à corrosão refere-se a um caso onde a taxa de corrosão (mm/y) é de 0,10 mm/y ou menos em uma solução aquosa de NaCl a 200 g/litro em uma temperatura de 150 °C, na qual gás dióxido de carbono de 3,0 MPa está dissolvido no estado saturado. Daqui em diante, tubo de aço inclui não apenas tubos de aço sem costura, mas também tubos de aço soldados.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA [0013] Os presentes inventores, de forma a alcançar o objetivo descrito acima, conduziram investigações de forma diligente em relação a vários fatores que têm influência sobre a resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada de um tubo de aço inoxidável ferrítico-martensítico em um ambiente corrosivo de alta temperatura que contém dióxido de carbono e íons de cloreto.

[0014] Como um resultado, descobriu-se que, no caso de tal aço inoxidável ferrítico-martensítico, uma vez que grãos de ferrita tendo um

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6/31 grande diâmetro de grão são formados em um ciclo de aquecimento quando soldagem é realizada e uma vez que carbonetos de Cr são precipitados nos contornos de grão dos grãos de ferrita tendo um grande diâmetro de grão em um ciclo de resfriamento subsequente, zonas pobres em Cr são formadas nos contornos de grão, o que provoca IGSCC. Além disso, os presentes inventores descobriram que, no caso de este tipo de aço, se quase todos os contornos de grão dos grãos de ferrita tendo um grande diâmetro de grão são ocupados pela fase austenita pelo menos através de indução da transformação de ferrita (α) em austenita (γ) nos contornos de grão antes que carbonetos de Cr sejam precipitados nos contornos de grão, precipitação de carbonetos de Cr nos contornos de grão é impedida e, assim, formação de zonas pobres em Cr é suprimida, o que permite evitar a IGSCC.

[0015] Além disso, a partir dos resultados de outras investigações, descobriu-se que, de forma a impedir a IGSCC através de indução de transformação de α em γ nos contornos de grão antes que carbonetos de Cr sejam precipitados nos contornos de grão, é necessário ajustar a composição química, de modo que P1 definido pela equação (1) abaixo seja de 11,5 a 13,3 e P2 definido pela equação (2) abaixo seja de 0 ou mais:

P1 = Cr + Mo + 0,4W + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn -Ni - 0,3Cu -9N ... (1)

P2 = (0,5Cr + 5,0) - P1 ... (2) [0016] A partir das investigações dos presentes inventores, descobriu-se recentemente que, ao controlar a composição química de modo que P1 seja de 13,3 ou menos e P2 seja de 0 ou mais, é menos provável que carbonetos (carbonetos de Cr) sejam precipitados nos contornos de grão e, assim, também é menos provável que zonas pobres em Cr sejam formadas, o que permite evitar a IGSCC.

[0017] Ou seja, no caso onde P1 é de 13,3 ou menos, isto é, no caso de uma composição química na qual os teores de elementos que

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7/31 formam ferrita são pequenos, uma microestrutura de fase ferrita única tendo um grande diâmetro de grão é formada em uma zona a qual é submetida a uma alta temperatura acima de 1200 °C, que é quase igual ao ponto de fusão, em um processo de aquecimento quando uma soldagem de perímetro é realizada, por exemplo, ao se colocar tubulações e, então, em um processo de resfriamento, transformação de α em γ é induzida para formar fase γ nos contornos de grão ou no interior dos grãos. Em tal caso, uma vez que o produto de solubilidade de carbonetos é maior na fase γ do que na fase α, é menos provável que carbonetos (carbonetos de Cr) sejam precipitados nos contornos de grão, o que permite evitar a IGSCC em virtude do fato de que é menos provável que zonas pobres em Cr sejam formadas. É desnecessário dizer que a maioria ou toda a fase γ se transforma em fase martensita no subsequente processo de resfriamento.

[0018] Por outro lado, no caso onde P1 é maior do que 13,3, isto é, no caso de uma composição química na qual os teores de elementos que formam ferrita são grandes, uma vez que a transformação de α em γ não é induzida no processo de resfriamento, carbonetos de Cr são precipitados nos contornos de grão, o que tende a causar IGSCC em virtude da formação de zonas pobres em Cr.

[0019] A partir de outras investigações, descobriu-se que, mesmo no caso onde os teores de Cr e Ni são pequenos, se é possível ajustar uma composição química de modo que P1 seja de 13,3 ou menos e P2 seja de 0 ou mais, é possível realizar a alteração de microestrutura descrita acima, o que permite evitar a IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada.

[0020] A presente invenção foi concluída com base nas descobertas descritas acima e outras investigações. Ou seja, a essência da presente invenção é como segue.

[0021] (1) Um tubo de aço contendo Cr para tubulação

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8/31 caracterizado pelo fato de ter:

[0022] uma composição química que consiste, em % em massa, em C: 0,001% a 0,015%, Si: 0,05% a 0,50%, Mn: 0,10% a 2,0%, P: 0,020% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,001% a 0,10%, Cr: 13% ou mais e menos de 15%, Ni: 2,0% a 5,0%, Mo: 1,5% a 3,5%, V: 0,001% a 0,20%, N: 0,015% ou menos e o equilíbrio sendo Fe e impurezas inevitáveis, contanto que P1 definido pela equação (1) abaixo seja de

11,5 a 13,3 e P2 definido pela equação (2) abaixo seja de 0 ou mais, e uma microestrutura em uma zona termicamente afetada da junta soldada, a qual é submetida a aquecimento até uma faixa de temperatura de 1300 °C ou maior para formação de fa se única de ferrita e a resfriamento quando soldagem é realizada é formada, de modo que 50% ou mais dos contornos de grão antes de ferrita, em uma proporção em relação ao comprimento total dos contornos de grão antes de ferrita, estejam ocupados por fase martensita,

P1 = Cr + Mo + 0,4W + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn -Ni - 0,3Cu -9N ... (1)

P2 = (0,5Cr + 5,0) - P1 ... (2) [0023] (onde Cr, Mo, W, Si, C, Mn, Ni, Cu, N: os teores (% em massa) dos elementos químicos representados, respectivamente, pelos símbolos atômicos correspondentes).

[0024] (2) O tubo de aço contendo Cr para tubulação de acordo com (1) caracterizado pelo fato de que a composição química ainda contém, em % em massa, pelo menos um selecionado de Cu: 0,01% a 3,5% e W: 0,01% a 3,5%.

[0025] (3) O tubo de aço contendo Cr para tubulação de acordo com (1) ou (2) caracterizado pelo fato de que a composição química ainda contém, em % em massa, pelo menos um selecionado de Ti: 0,01% a 0,20%, Nb: 0,01% a 0,20% e Zr: 0,01% a 0,20%.

[0026] (4) O tubo de aço contendo Cr para tubulação de acordo com qualquer um de (1) a (3) caracterizado pelo fato de que a composição

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9/31 química ainda contém, em % em massa, pelo menos um selecionado de Ca: 0,0005% a 0,0100% e REM: 0,0005% a 0,0100%.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO [0027] De acordo com a presente invenção, um tubo de aço que contém Cr para tubulação tendo excelente resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada pode ser fabricado em um baixo custo sem realizar um tratamento térmico após soldagem, o qual resulta em um grande efeito na indústria. Além disso, de acordo com a presente invenção, uma vez que estruturas de tubos de aço, tais como tubulações, podem ser construídas sem realização de um tratamento após soldagem, há também um mérito de diminuição significativa dos custos de construção em virtude, por exemplo, de uma diminuição no período de construção.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0028] A Figura 1 é um diagrama esquemático que ilustra um ciclo de soldagem térmica simulado usado nos EXEMPLOS.

[0029] A Figura 2 é um diagrama esquemático que ilustra a flexão do corpo de prova em formato de U usando um gabarito para o teste de flexão-U usado nos EXEMPLOS.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES [0030] Primeiro, as razões para limitar a composição química do tubo de aço de acordo com a presente invenção serão descritas. Daqui em diante, % em massa será representado simplesmente por %, salvo indicação em contrário.

C: 0,001% a 0,015% [0031] C é um elemento químico o qual contribui para um aumento na resistência e é necessário que o teor de C seja de 0,001% ou mais na presente invenção.

[0032] Por outro lado, no caso onde o teor de C é mais de 0,015%, há uma deterioração na dureza na zona termicamente afetada da junta

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10/31 soldada. Em particular, é difícil evitar a IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada. Portanto, o teor de C é ajustado para ser de 0,001% a 0,015%, de preferência 0,002% a 0,010%.

Si: 0,05% a 0,50% [0033] Si é um elemento químico que funciona como um agente desoxidante e aumenta a resistência em virtude de endurecimento de solução sólida e é necessário que o teor de Si seja de 0,05% ou mais na presente invenção. No entanto, no caso onde o teor de Si é mais de 0,50%, há uma deterioração da resistência, não apenas em um aço de base, mas também em uma zona termicamente afetada da junta soldada. Portanto, o teor de Si é ajustado para ser de 0,05% a 0,50%, de preferência 0,10% a 0,40%.

Mn: 0,10% a 2,0% [0034] Mn contribui para um aumento na resistência em virtude de endurecimento de solução sólida e é um elemento de formação de austenita, o qual aumenta a resistência, tanto em um aço de base quanto uma zona termicamente afetada da junta soldada ao suprimir a formação da fase ferrita. Embora seja necessário que o teor de Mn seja de 0,10% ou mais a fim de obter estes efeitos, os efeitos se tornam saturados no caso onde o teor de Mn é mais de 2,0% e o efeito correspondente ao teor pode não ser esperado. Portanto, o teor de Mn é ajustado para ser de 0,10% a 2,0%, de preferência 0,20% a 1,5%.

P: 0,020% ou menos [0035] Uma vez que o P é um elemento químico o qual deteriora as resistências à corrosão, tais como resistência à corrosão por CO2 e a resistência à fratura sob tensão por sulfeto, é preferível que o teor de P seja tão pequeno quanto possível na presente invenção, mas há um aumento no custo de fabricação no caso onde o teor de P é excessivamente reduzido. Como uma faixa industrialmente realizável em um custo relativamente baixo onde não haja deterioração na

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11/31 resistência à corrosão, o teor de P é ajustado para ser de 0,020% ou menos, de preferência 0,015% ou menos.

S: 0,010% ou menos [0036] Uma vez que o S é um elemento químico o qual deteriora significativamente capacidade de trabalho a quente em um processo de fabricação de tubos, é preferível que o teor de S seja tão pequeno quanto possível mas, uma vez que é possível fabricar um tubo usando um processo comum no caso onde o teor de S é de 0,010% ou menos, o teor de S é ajustado para ser de 0,010% ou menos, de preferência 0,004% ou menos.

Al: 0,001% a 0,10% [0037] Al é um elemento químico o qual é fortemente eficaz como um agente desoxidante e é necessário que o teor de Al seja de 0,001% ou mais a fim de obter este efeito, mas há um efeito negativo sobre a dureza no caso onde o teor de Al é mais do que 0,10%. Portanto, o teor de Al é ajustado para ser de 0,10% ou menos, de preferência 0,05% ou menos.

Cr: 13% ou mais e menos de 15% [0038] Cr é um elemento químico que aumenta a resistência à corrosão, tal como resistência à corrosão por CO2 e resistência à fratura por sulfeto, como um resultado da formação de um filme superficial de proteção. É necessário, na presente invenção, que o teor de Cr seja de 13% ou mais a fim de aumentar a resistência à corrosão em um ambiente extremamente corrosivo. Por outro lado, no caso onde o teor de Cr é de 15% ou mais excessivamente, é necessário que uma grande quantidade de outros elementos de liga, tal como Ni, sejam adicionados a fim de controlar o valor de P1 para estar dentro da faixa especificada, e há um aumento significativo no custo de material. Portanto, o teor de Cr é ajustado para ser de 13% ou mais e menos de 15%, de preferência mais de 14% e menos de 15%.

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Ni: 2,0% a 5,0% [0039] Ni é um elemento químico que aumenta a resistência à corrosão, tal como resistência à corrosão por CO2 e resistência à fratura por sulfeto, como um resultado de fortalecimento por um filme protetor na superfície e contribui para um aumento na resistência. É necessário um teor de Ni de 2,0% ou mais a fim de obter estes efeitos mas, no caso onde o teor de níquel é mais do que 5,0%, há uma tendência para deterioração da capacidade de trabalho a quente e há um aumento significativo custo de material. Portanto, o teor de Ni é ajustado para ser de 2,0% a 5,0%, de preferência 2,5% a 5,0%.

Mo: 1,5% a 3,5% [0040] Mo é um elemento químico o qual é eficaz para aumentar a resistência à corrosão por formação de pites de corrosão causada por Cl^- (íons de cloreto). É necessário que o teor de Mo seja de 1,5% ou mais a fim de obter este efeito. Por outro lado, no caso onde o teor de Mo é mais do que 3,5%, há uma deterioração na capacidade de trabalho a quente e há um aumento significativo no custo de fabricação. Portanto, o teor de Mo é ajustado para ser de 1,5% a 3,5%, de preferência 1,8% a 3,0%.

V: 0,001% a 0,20% [0041] V é um elemento químico o qual contribui para um aumento na resistência e é eficaz para aumentar a resistência à fratura por corrosão sob tensão. Estes efeitos são acentuadamente obtidos no caso onde o teor de V é de 0,001% ou mais, mas há uma deterioração na resistência no caso onde o teor de V é mais do que 0,20%. Portanto, o teor de V é ajustado para ser de 0,001 % a 0,20%, de preferência 0,010% a 0,10%.

N: 0,015% ou menos [0042] Embora N seja eficaz para aumentar a resistência à corrosão, uma vez que N é um elemento químico o qual deteriora

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13/31 significativamente a capacidade de soldagem, é preferível que o teor de N seja tão pequeno quanto possível na presente invenção. No entanto, há um aumento no custo de fabricação no caso onde o teor de N é excessivamente reduzido. Como uma faixa industrialmente viável em um custo relativamente baixo onde não haja uma deterioração na capacidade de soldagem, o teor de N é ajustado para ser de 0,015% ou menos.

[0043] Embora a composição química descrita acima seja uma composição química de base, além da composição química de base, pelo menos um selecionado de Cu: 0,01% a 3,5% e W: 0,01% a 3,5%; e/ou pelo menos um selecionado de Ti: 0,01% a 0,20%, Nb: 0,01% a 0,20% e de Zr: 0,01% a 0,20%; e/ou pelo menos um selecionado de Ca: 0,0005% a 0,0100% e REM: 0,0005% a 0,0100% podem ser seletivamente adicionados se necessário.

[0044] Pelo menos, um selecionado de Cu: 0,01% a 3,5% e W: 0,01% a 3,5% [0045] Uma vez que Cu e W são ambos elementos químicos que aumentam a resistência à corrosão por CO2, estes elementos químicos podem ser seletivamente adicionados se necessário.

[0046] Cu é, além disso, também um elemento químico o qual contribui para um aumento na resistência. É preferível que o teor de Cu seja de 0,01% ou mais a fim de obter estes efeitos mas, uma vez que os efeitos se tornam saturados no caso onde o teor de Cu é mais do que 3,5%, os efeitos associados ao teor não podem ser esperados, o que resulta em desvantagem econômica. Portanto, no caso onde Cu é adicionado, é preferível que o teor de Cu seja de 0,01% a 3,5%, mais preferivelmente 0,30% a 2,0%.

[0047] W é, além disso, também um elemento químico o qual aumenta a resistência à corrosão sob tensão, a resistência à fratura sob tensão por sulfeto e resistência à corrosão por formação de pites de

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14/31 corrosão. É preferível que o teor de W seja de 0,01% ou mais a fim de obter estes efeitos mas, uma vez que os efeitos se tornam saturados no caso onde o teor de W é mais do que 3,5%, os efeitos associados ao teor não podem ser esperados, o que resulta em desvantagem econômica. Portanto, no caso onde W é adicionado, é preferível que o teor de W seja de 0,01% a 3,5%, mais preferivelmente 0,30% a 2,0%. [0048] Pelo menos um selecionado de Ti: 0,01% a 0,20%, Nb: 0,01% a 0,20% e Zr: 0,01% a 0,20% [0049] Uma vez que Ti, Nb e Zr são todos os elementos químicos que tendem a formar carbonetos mais do que o Cr, estes elementos químicos são eficazes para impedir que carbonetos de Cr sejam precipitados nos contornos de grão em um processo de resfriamento. Portanto, pelo menos um destes elementos químicos pode ser adicionado, se necessário, seletivamente. É preferível que os teores destes elementos químicos sejam, respectivamente, Ti: 0,01% ou mais, Nb: 0,01% ou mais; e Zr: 0,01% ou mais a fim de obter este efeito, mas há uma deterioração na capacidade de soldagem e resistência no caso onde o teor destes elementos químicos é, respectivamente Ti: mais de 0,20%, Nb: mais de 0,20%; e Zr: mais de 0,20%. Portanto, no caso onde estes elementos químicos são adicionados, é preferível que os teores destes elementos químicos sejam, respectivamente, Ti: 0,01% a 0,20%, Nb: 0,01% a 0,20% e Zr: 0,01% a 0,20%, mais preferivelmente Ti: 0,020% a 0,10%, Nb: 0,020% a 0,10% e Zr: 0,020% a 0,10%.

[0050] Pelo menos um selecionado de Ca: 0,0005% a 0,0100% e REM: 0,0005% a 0,0100% [0051] Uma vez que Ca e REM são elementos químicos que aumentam a capacidade de trabalho a quente e estabilidade de fabricação em um processo de fundição contínua como um resultado de controle da forma de inclusões, estes elementos químicos podem ser seletivamente adicionados se necessário. É preferível que os teores

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15/31 destes elementos químicos sejam, respectivamente, Ca: 0,0005% ou mais e REM: 0,0005% ou mais a fim de obter estes efeitos, mas há um aumento na quantidade de inclusões no caso onde o teor destes elementos químicos são, respectivamente, Ca: mais de 0,0100% e REM: mais de 0,0100%, resultando em degradação da limpeza do aço. Portanto, no caso onde estes elementos químicos são adicionados, é preferível que os teores destes elementos químicos sejam, respectivamente, Ca: 0,0005% a 0,0100% e REM: 0,0005% a 0,0100%, mais preferivelmente Ca: 0,0010% a 0,0050% e REM: 0,0010% a 0,0050%.

[0052] Na presente invenção, dentro da faixa da composição química descrita acima, o teor de elementos químicos é controlado, contanto que P1 definido pela equação (1) abaixo seja de 11,5 ou mais e 13,3 ou menos e que P2 definido pela equação (2) abaixo seja de 0 ou mais:

P1 = Cr + Mo + 0,4W + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn -Ni - 0,3Cu -9N ... (1) [0053] (onde Cr, Mo, W, Si, C, Mn, Ni, Cu, N: os teores (% em massa) dos elementos químicos representados, respectivamente, pelos símbolos atômicos correspondentes),

P2 = (0,5Cr + 5,0) - P1 ... (2) [0054] (onde Cr: teor de Cr (% em massa)).

[0055] P1 é um índice para avaliar a capacidade de trabalho a quente e resistência à IGSCC e, na presente invenção, os teores dos elementos químicos são controlados para estarem dentro dos limites descritos acima, de modo que P1 seja de 11,5 a 13,3. No caso onde P1 é menos de 11,5, uma vez que a capacidade de trabalho a quente é insuficiente para a fabricação de tubos de aço sem costura, é difícil fabricar tubos de aço sem costura. Por outro lado, no caso onde P1 é maior do que 13,3, há uma deterioração da resistência à IGSCC conforme descrito acima. Similarmente, no caso onde P2 é menos de 0,

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16/31 há uma deterioração na resistência à IGSCC. Portanto, o teor de elementos químicos deve ser controlado para estar dentro dos limites descritos acima e satisfazer as condições onde P1: 11,5 a 13,3 e P2: 0 ou mais.

[0056] O equilíbrio da composição química com outros elementos químicos que não aqueles descritos acima consiste em Fe e impurezas inevitáveis. Dentre as impurezas inevitáveis, 0: 0,010% ou menos é aceitável.

[0057] O tubo de aço de acordo com a presente invenção tem a composição química descrita acima e, além disso, tem uma microestrutura incluindo uma fase martensita como uma fase base e incluindo, em percentagem em volume, 10% a 35% de fase ferrita e 30% ou menos de fase austenita. Aqui, a fase martensita inclui a fase martensita temperada. É preferível que a percentagem em volume de fase martensita seja de 40% ou mais a fim de obter a resistência desejada. Além disso, uma vez que a fase ferrita é macia e eficaz para aumentar a capacidade de trabalho, é preferível que a percentagem em volume de fase ferrita seja de 10% ou mais a fim de aumentar a capacidade de trabalho. Por outro lado, no caso onde a percentagem em volume de fase ferrita é mais do que 35%, é impossível obter a alta resistência desejada (X65). Além disso, a fase austenita aumenta a dureza. É preferível que a percentagem em volume de fase austenita seja de 15% ou mais a fim de obter dureza suficiente. No entanto, no caso onde a percentagem em volume de fase austenita é mais do que 30%, é difícil obter resistência suficiente.

[0058] Note que, em relação à fase austenita, há o caso onde a fase austenita não sofre completamente transformação para a fase martensita quando têmpera é realizada e uma parte da fase austenita é retida, e há o caso onde uma parte da fase martensita e fase ferrita sofrem transformação reversa quando têmpera é realizada e são

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17/31 estabilizadas, de modo a ficarem retidas como fase austenita, mesmo após resfriamento.

[0059] No caso do tubo de aço de acordo com a presente invenção tendo a composição química descrita acima e a microestrutura descrita acima, se uma zona de soldagem é formada, uma microestrutura em uma zona termicamente afetada da junta soldada, a qual é submetida a aquecimento em uma faixa de temperatura para formação de fase única de ferrita de 1300 °C ou maior e a resfriamento quando soldagem é realizada é formada, de modo que 50% ou mais dos contornos de grão antes de ferrita, em uma proporção em relação ao comprimento total dos contornos de grão antes de ferrita, estão ocupados por fase martensita. Como um resultado, uma vez que precipitação de carbonetos de Cr em contornos de grão antes de ferrita tendo um grande diâmetro de grão pode ser evitada, a ocorrência de IGSCC pode ser suprimida, resultando em um aumento na resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada.

[0060] Subsequentemente, um método preferível para produção do tubo de aço de acordo com a presente invenção será descrito no caso de um tubo de aço sem costura como um exemplo.

[0061] Primeiro, é preferível que aço fundido tendo a composição química descrita acima seja fundido com um método de fundição comum, tal como usando um conversor, um forno elétrico ou um forno de fundição a vácuo, e que o aço fundido seja transformado em um material de aço, tal como um lingote, com um método comum, tal como um método de fundição contínua ou um método de laminação de placas para laminação de um lingote. Posteriormente, o material de aço é laminado a quente e aquecido em um tubo de aço sem costura tendo um tamanho desejado usando um método de laminador de Mannesmann-bujão ou um método de laminador de Mannesmannmandril. É preferível que o tubo de aço sem costura, após laminação a

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18/31 quente, seja resfriado para a temperatura ambiente através de resfriamento acelerado em uma velocidade de resfriamento igual ou maior do que a taxa de resfriamento do ar, de preferência em uma taxa média de resfriamento de 0,5 °C/s ou mais, de 800 ° C para 500 °C. Com este método, para o tubo de aço tendo uma composição química de acordo com a presente invenção, uma microestrutura tendo fase martensita como uma fase de base, conforme descrito acima, pode ser obtida. No caso onde a taxa de resfriamento é menos de 0,5 °C/s, uma microestrutura tendo uma fase martensita tendo como uma fase de base, conforme descrito acima, não pode ser obtida. Aqui, uma microestrutura tendo fase martensita como uma fase de base significa uma microestrutura na qual martensita tem a maior porcentagem em volume ou na qual martensita tem quase a mesma porcentagem em volume que outra fase a qual tem a maior porcentagem em volume.

[0062] Note que, em vez de realizar resfriamento acelerado após laminação a quente, conforme descrito acima, reaquecimento seguida por têmpera e revenido podem ser realizados. Em relação à têmpera, é preferível que o tubo de aço sem costura seja reaquecido para uma temperatura de 800 °C ou mais e mantido durante 10 minutos ou mais e que o tubo reaquecido seja resfriado para uma temperatura de 100 °C ou menos em uma taxa de resfriamento igual ou acima da taxa de resfriamento do ar ou em uma taxa média de resfriamento de 0,5 °C/s ou mais, de 800 °C para 500 °C. No caso onde a temp eratura de reaquecimento é menor do que 800 °C, uma microestru tura de fase martensita como uma fase de base desejada não pode ser obtida.

[0063] Em relação ao revenido, é preferível que o tubo temperado seja aquecido para uma temperatura de 500 °C ou mai or e 700 °C ou menor, de preferência 500 °C ou maior a 680 °C ou m enor, e mantido durante um período de tempo especificado e que o tubo aquecido seja resfriado a ar. Com esse método, alta resistência desejada, alta dureza

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19/31 desejada e excelente resistência à corrosão desejada são obtidas ao mesmo tempo.

[0064] Embora um método para fabricação de um tubo de aço tenha sido descrito no caso de um tubo de aço sem costura como um exemplo, a presente invenção não está limitada ao mesmo. Usando um material de aço (chapa de aço) que tem a composição química descrita acima, um tubo de aço soldado por resistência elétrica ou um tubo de aço UOE pode ser fabricado usando um processo comum e usado como um tubo de aço para tubulação. No caso de um tubo de aço soldado por resistência elétrica ou um tubo de aço UOE, também é preferível que a têmpera e o revenido descritos acima sejam realizados para ter a microestrutura descrita acima.

[0065] Além disso, a estrutura soldada (estrutura de tubo de aço) pode ser construída por soldagem dos tubos de aço de acordo com a presente invenção descritos acima. Note que a soldagem dos tubos de aço de acordo com a presente invenção inclui a soldagem dos tubos de aço de acordo com a presente invenção com outros tipos de tubos de aço. Tal estrutura soldada, a qual é construída por soldagem dos tubos de aço de acordo com a presente invenção, tem uma zona soldada na qual uma zona termicamente afetada da junta soldada, a qual é submetida a aquecimento quando soldagem é realizada, de preferência até uma faixa de temperatura para formação de fase única de ferrita de 1300 °C ou maior, e a resfriamento, tem uma microes trutura em que 50% ou mais dos contornos de grão antes de ferrita, em uma proporção em relação ao comprimento total dos contornos de grão antes de ferrita, estão ocupados por fase martensita e/ou fase austenita. Com isso, uma vez que IGSCC é suprimida, há um aumento na resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada sem realização de um tratamento térmico após soldagem.

[0066] Daqui em diante, a presente invenção será ainda descrito

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20/31 com base nos EXEMPLOS.

EXEMPLOS [0067] Após aços fundidos tendo uma composição química fornecida na Tabela 1-1 e Tabela 1-2 terem sido fundidos usando um forno de fundição a vácuo e desgaseificados, os aços fundidos desgaseificados foram moldados em lingotes de 100 kgf e, em seguida, os lingotes foram transformados em materiais de tubo de aço tendo tamanhos especificados por forjamento a quente. Estes materiais de tubo de aço foram submetidos a aquecimento e fabricação de tubo em um processo de trabalho a quente usando um laminador sem costura modelo (laminador sem costura experimental de pequena) para obter tubos de aço sem costura (tendo um diâmetro externo de 72 mmf e uma espessura de 5,5 mm).

[0068] Em relação ao tubo de aço sem costura obtido no estado resfriado após fabricação de tubo, foi investigado, realizando um teste visual, se havia ou não fraturas sobre as superfícies internas e externas para avaliar a capacidade de trabalho a quente. Aqui, um caso onde não havia uma fratura tendo um comprimento de 5 mm ou mais na extremidade longitudinal do tubo foi avaliado como com fratura: X e outro caso foi avaliado como sem fratura: O.

[0069] Subsequentemente, uma amostra de teste (tubo de aço) foi cortada do tubo de aço sem costura obtido e a amostra (tubo de aço) foi submetida à têmpera e revenido sob as condições fornecidas na Tabela

2.

[0070] Os corpos de prova foram cortados da amostra de teste (tubo de aço) a qual tinha sido submetida à têmpera e revenido e foram submetidos à observação de microestrutura, teste de tração, teste de impacto, teste de corrosão, teste de tensão por sulfeto e teste de curvatura-U. A observação de microestrutura e os métodos de teste serão descrito a seguir.

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21/31 (1) Observação de Microestrutura [0071] Um corpo de prova para observação de microestrutura foi cortado da amostra de teste obtida (tubo de aço). Após polimento e corrosão anódica do corpo de prova, a microestrutura foi identificada tirando fotografias usando um microscópio óptico (em uma proporção de ampliação de 1000 vezes) e, em seguida, as percentagens de fase ferrita e fase martensita do aço de base foram determinadas usando um analisador de imagem. Aqui, a quantidade de fase γ foi determinada usando um método de difração de raios X.

(2) Teste de Tração [0072] Um corpo de prova em formato de arco para um teste de tração especificado nas normas API foi cortado da amostra de teste obtida (tubo de aço) de modo que a direção de tração fosse a direção do eixo do tubo. Após realizar um teste de tração usando o corpo de prova, a propriedade de tração (resistência à deformação YS e resistência à tração TS) foi determinada a fim de avaliar a resistência do aço de base.

(3) Teste de Impacto [0073] Um corpo de prova com entalhe em V tendo uma espessura de 5,0 mm foi cortada da amostra de teste obtida (tubo de aço) de acordo com a norma JIS Z 2242. Após realizar um teste de impacto de Charpy usando o corpo de prova, a energia absorvida vE-40 (J/cm²) a 40 °C foi determinada a fim de avaliar a dureza do aço de base.

(4) Teste de Corrosão [0074] Um corpo de prova para um teste de corrosão tendo uma espessura de 3 mm, uma largura de 25 mm e um comprimento de 50 mm foi cortado da amostra de teste obtida (tubo de aço) realizando trabalho mecânico. Após realizar um teste de corrosão usando o corpo de prova, a resistência à corrosão (resistência à corrosão por CO2 e resistência à corrosão por formação de pites de corrosão) foi avaliada.

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22/31

No teste de corrosão, uma solução aquosa de NaCI a 200 g/litro em uma temperatura de 150 °C, na qual gás dióxido de carbo no de 3,0 MPa foi dissolvido no estado saturado, estava contida em uma autoclave e o corpo de prova foi imerso na solução aquosa durante 30 dias. Após o teste de corrosão, determinando-se o peso do corpo de prova e calculando-se a taxa de corrosão com base em uma alteração no peso, a resistência à corrosão por CO2 foi avaliada (redução no peso) antes e após o teste de corrosão. Além disso, após o teste de corrosão, o corpo de prova foi observado usando uma lupa em uma proporção de ampliação de 10 vezes, de modo a investigar se ocorreu corrosão por formação de pites de corrosão sobre a superfície do corpo de prova. O caso onde corrosão ocorreu foi avaliado como X e o caso onde corrosão não ocorreu foi avaliado como O.

(5) Teste de Fratura sob Tensão por Sulfeto (SSC) [0075] Um corpo de prova dobrado em quatro pontos tendo uma espessura de 4 mm, uma largura de 15 mm e um comprimento de 115 mm foi cortado da amostra de teste obtida (tubo de aço). Após realizar um teste de flexão em quatro pontos de acordo com a CEF (European Federation of Corrosion) N° 17 usando o corpo de prova, a resistência à fratura sob tensão por sulfeto (resistência à SSC) foi avaliada observando se fraturas tinham ocorrido ou não. Aqui, uma solução de teste que consiste em 50 g/litro de NaCl + NaHCO3 (pH de 4,5) foi usada e uma mistura gasosa que consistia em 1% em volume de H2S + 99% em volume de CO2 foi deixada fluir durante o teste. Ainda, a tensão aplicada foi igual à YS (resistência à deformação) do aço de base e o período de teste foi de 720 horas (daqui em diante abreviada como h). O caso onde fraturas ocorreram foi avaliado como X e o caso onde fraturas não ocorreram foi avaliado como O.

(6) Teste de Flexão-U [0076] Um corpo de prova tendo uma espessura de 4 mm, uma

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23/31 largura de 15 mm e um comprimento de 115 mm foi cortado da amostra de teste obtida (tubo de aço) e o ciclo de soldagem térmica ilustrado na Figura 1 foi aplicado sobre a porção central do corpo de prova. Após aplicação do ciclo de soldagem térmica, o corpo de prova foi polido e corrosão anódica realizada para observação da microestrutura a fim de investigar se fases de transformação (fase martensita e/ou fase austenita) haviam sido produzidas ou não a partir dos contornos de grão antes-α. E determinação do comprimento dos contornos de grão antesα ocupados pelas fases de transformação (fase martensita e/ou fase austenita), uma proporção de ocupação de contorno de grão, foi calculado em relação ao comprimento total dos contornos de grão antes-α.

[0077] Além disso, um corpo de prova tendo uma espessura de 2 mm, uma largura de 15 mm e um comprimento de 75 mm foi cortado da porção central da amostra que tinha sido submetida ao ciclo de soldagem térmica e submetido a um teste de flexão-U usando o gabarito ilustrado na Figura 2. No teste de flexão-U, conforme ilustrado na Figura 2, o corpo de prova foi flexionado em formato de U tendo um raio interno de 8,0 mm e imerso em uma solução corrosiva. Dois tipos de solução corrosiva abaixo foram usados:

Φ 50 g/litro de solução de NaCl, temperatura: 100 °C, pressão de CO2: 0,1 MPa, pH: 2,0; e © 200 g/litro de solução de NaCl, temperatura: 150 °C, pressão de CO2: 0,1 MPa, pH: 2,0.

[0078] Além disso, o período de teste foi de 168 h.

[0079] Após o teste de flexão-U, a seção transversal do corpo de prova foi observada usando um microscópio óptico em uma proporção de ampliação de 100 vezes, de modo a investigar se fraturas ocorreram ou não. E resistência à IGSCC em uma zona termicamente afetada da junta soldada (resistência à IGSCC em HAZ) foi avaliada. O caso onde

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24/31 fraturas ocorreram foi avaliado como X e o caso onde fraturas não ocorreram foi avaliado como O.

[0080] Os resultados obtidos são fornecidos na Tabela 3.

[0081] Todos os exemplos da presente invenção (tubos N^os 1 a 19) tinham excelente capacidade de trabalho a quente e tinham alta resistência, isto é, YS: 450 MPa ou mais, alta dureza, isto é, vE-40: 50 J/cm² ou mais, alta resistência à corrosão, isto é, taxa de corrosão: 0,10 mm/y ou menos e, ainda, não tinham SSC e IGSCC em HAZ os quais tinham sido submetidos a aquecimento até uma temperatura de 1300 °C ou maior, o que significa que estes tubos tinham excelente resistência à IGSCC em HAZ.

[0082] No caso dos exemplos comparativos (tubos N^os 20 a 30), houve uma deterioração da capacidade de trabalho a quente, dureza, resistência à corrosão, resistência à SSC ou resistência à IGSCC em HAZ.

[0083] Especificamente, no caso dos tubos N^os 20 a 23, uma vez que P2 estava fora da faixa de acordo com a presente invenção, descobriu-se uma deterioração da resistência à IGSCC em HAZ.

[0084] No caso dos tubos N^os 24 e 25, uma vez que P1 estava fora da faixa de acordo com a presente invenção, houve uma deterioração na capacidade de trabalho a quente.

[0085] No caso do tubo N° 26, uma vez que o teor de C estava acima do limite máximo de acordo com a presente invenção, descobriuse uma deterioração na resistência.

[0086] No caso dos tubos N^os 28 a 30, respectivamente, que correspondiam aos aços Nos F, K e M na Literatura de Patente 1, uma vez que o teor de Cr estava abaixo do que o limite mínimo de acordo com a presente invenção, uma vez que o teor de Ni estava acima do limite máximo de acordo com a presente invenção e uma vez que P1 estava abaixo do limite mínimo de acordo com a presente invenção, a

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25/31 percentagem em volume de fase ferrita foi de 0% e houve uma deterioração na resistência à IGSCC em HAZ no caso da solução corrosiva ©, a qual era mais intensamente corrosivo.

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TABELA 1-1

Aço N°	Composição Química (% em massa)	P1	P2	Nota
C	Si	Mn	P	S	Al	Cr	Ni	Mo	Cu	W	V	Ti, Nb, Zr	Ca, REM	N
A	0,009	0,20	0,55	0,014	0,001	0,015	14,8	4,5	2,0	_-	_-	0,021			0,011	11,65	0,75	Ex.
B	0,006	0,15	0,45	0,012	0,001	0,021	14,5	4,2	1,8	_-	_-	0,021	_-		0,009	11,62	0, 63	Ex.
C	0,008	0,34	0,53	0,011	0,002	0,028	14,4	4,4	2,2	_-	_-	0,031	, _-		0,009	11,66	0,54	Ex.
D	0,010	0,20	0,68	0,013	0,002	0,017	14,2	4,6	3,2	1,04	_-	0,015	_-		0,009	11,76	0,34	Ex.
E	0,010	0,21	1,21	0,009	0,002	0,030	14,0	4,4	2,8	_-	1,06	0,032	_-		0,010	11,88	0,12	Ex.
F	0,010	0,19	1,30	0,014	0,002	0,018	13,5	3,2	2,1	1,21	1,53	0,028	_-		0,011	11,65	0,10	Ex.
G	0,009	0,35	0,54	0,008	0,001	0,029	14,8	4,3	2,0	_-	_-	0,024	Ti/0,085		0,012	11,89	0,51	Ex.
H	0,009	0,42	0,19	0,016	0,002	0,026	14,0	4,6	2,6	_-	_-	0,031	Nb/0,048		0,008	11,59	0,41	Ex.
I	0,009	0,41	0,42	0,012	0,002	0,022	14,5	4,5	2,0	1,02	1,03	0,045	Zr/0,045		0,011	11,57	0,68	Ex.
J	0,010	0,16	0,54	0,012	0,001	0,015	14,2	4,2	2,3	_-	_-	0,020	_-	Ca/0,0023	0,012	11,59	0,51	Ex.
K	0,009	0,20	0,49	0,011	0,001	0,027	13,5	3,1	1,9	_-	_-	0,016	_-	REM/0,0044	0,009	11,69	0,06	Ex.
L	0,012	0,21	0,89	0,014	0,002	0,020	13,4	2,4	2,5	3,2	_-	0,045	_-	Ca/0,0046	0,012	11,62	0,08	Ex.
M	0,006	0,19	0,61	0,008	0,002	0,015	14,7	4,6	2,0	_-	1,15	0,023	Ti/0,098	Ca/0,0034	0,012	12,00	0,35	Ex.
N	0,010	0,21	0,53	0,013	0,001	0,020	14,8	3,4	2,1	-	-	0,041	-	-	0,011	12,82	-0,42	Ex. Comp.
O	0,009	0,32	0,40	0,011	0,001	0,030	14,0	3,1	2,0	-	-	0,020		-	0,010	12,35	-0,35	Ex. Comp.

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TABELA 1-2

Aço N°	Composição Química (% em massa)	P1	P2	Nota
C	Si	Mn	P	S	Al	Cr	Ni	Mo	Cu	W	V	Ti, Nb, Zr	Ca, REM	N
P	0,010	0,15	0,40	0,013	0,002	0,020	14,0	3,0	2,1	_-	0,65	0,026	Nb/0,035		0,010	12,72	-0,72	Ex. Comp.
Q	0,012	0,15	1,23	0,017	0,002	0,034	13,6	2,6	2,1	_-		0,027			0,012	12,02	-0,22	Ex. Comp.
R	0,010	0,25	1,27	0,013	0,002	0,031	14,2	4,2	2,0	_-		0,022			0,012	11,02	1,08	Ex. Comp.
S	0,010	0,26	1,23	0,009	0,001	0,033	13,6	3,2	2,1	1,5		0,019			0,012	11,09	0,71	Ex. Comp.
T	0,025	0,20	0,58	0,012	0,001	0,020	14,8	3,8	2,2	_-		0,022			0,011	11,84	0,56	Ex. Comp.
U	0,009	0,20	0,45	0,012	0,001	0,022	14,8	3,7	1,2	_-		0,021			0,011	11,69	0,71	Ex. Comp.
V	0,0068	0,24	0,61	0,017	0,002	0,018	12,6	6,1	2,3	-	-	0,051	Ti/0,072	Ca/ 0,0022	0,0078	8,26	3,04	Ex. Comp. (Aço F na Literatura de Patente 1)
W	0,0083	0,49	1,18	0,019	0,002	0,029	12,9	6,5	2,1	-	-	0,051	Ti/0,065, Nb/0,031, Zr/0,026	Ca/ 0,0010	0,0082	7,74	3,71	Ex. Comp. (Aço K na Literatura de Patente 1)
X	0,0085	0,13	0,46	0,015	0,001	0,031	12,5	5,6	2,6	-	-	0,064	Ti/0,059, Nb/0,021, Zr/0,026	Ca/ 0,0018	0,0062	8,93	2,32	Ex. Comp. (Aço M na Literatura de Patente 1)

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Petição 870180073011, de 20/08/2018, pág. 35/46

TABELA 2

Tubo N°	Aço No.	Resfriamento após laminação a quente	Têmpera	Revenido	Nota
Método de resfriamento	Taxa de resfriamento (°C/s)	Temperatur a de têmpera (°C)	Tempo de Retenção (min)	Taxa de resfriamen to (°C/s)	Temperatura de revenido (°C)
1	A	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	600	Exemplo
2	A	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
3	A	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	640	Exemplo
4	B	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	600	Exemplo
5	B	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
6	B	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	640	Exemplo
7	C	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	600	Exemplo
8	C	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
9	C	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	640	Exemplo
10	D	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
11	E	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
12	F	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	620	Exemplo
13	G	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
14	H	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
15	I	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
16	J	Resfriamento a ar	3,3	900	20	50	620	Exemplo
17	K	Resfriamento a ar	3,3	930	20	50	650	Exemplo
18	L	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	650	Exemplo
19	M	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo
20	N	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	650	Exemplo Comparativo
21	O	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	650	Exemplo Comparativo
22	P	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	650	Exemplo Comparativo
23	Q	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	650	Exemplo Comparativo
24	R	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo Comparativo
25	S	Resfriamento a ar	3,3	930	20	3,3	620	Exemplo Comparativo
26	T	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo Comparativo
27	U	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	650	Exemplo Comparativo

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Petição 870180073011, de 20/08/2018, pág. 36/46

Tubo N°	Aço No.	Resfriamento após laminação a quente	Têmpera	Revenido	Nota
Método de resfriamento	Taxa de resfriamento (°C/s)	Temperatur a de têmpera (°C)	Tempo de Retenção (min)	Taxa de resfriamen to (°C/s)	Temperatura de revenido (°C)
28	V	Resfriamento a ar	<- 3,3	900	20	3,3	620	Exemplo Comparativo (Aço F na Literatura de Patente 1)
29	W	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo Comparativo (Aço K na Literatura de Patente 1)
30	X	Resfriamento a ar	3,3	900	20	3,3	620	Exemplo Comparativo (Aço M na Literatura de Patente 1)

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Petição 870180073011, de 20/08/2018, pág. 37/46

TABELA 3-1

Tub o N°	Aç o N°	Pi	P2	Capaci dade de trabalh o a quente	Percentagem de fase de aço de base (%)*)	Propriedades mecânicas	Dureza	Resistência à corrosão por CO2	Resistên cia à SSC	Resistência à IGSCC em HAZ	Nota
M	F	γ	YS (MPa)	TS (MPa)	vE-40 (J/cm²)	Taxa de corrosão (mm/y)	Com ou sem formação de pites de corrosão	Com ou sem fratura	Proporção de ocupação de contorno de grão**)	Com ou sem Fratura Φ	Com ou sem Fratura ®
1	A	11,65	0,75	O	64	18	18	631	761	123	0,05	O	O	100	O	O	Ex.
2	A	11,65	0,75	O	61	17	22	573	738	140	0,06	O	O	100	O	O	Ex.
3	A	11,65	0,75	O	56	18	26	504	700	211	0,07	O	O	92	O	O	Ex.
4	B	11,91	0,44	O	71	12	17	604	765	168	0,05	O	O	97	O	O	Ex.
5	B	11,91	0,44	O	66	12	22	564	735	172	0,06	O	O	85	O	O	Ex.
6	B	11,91	0,44	O	62	13	25	514	703	225	0,08	O	O	100	O	O	Ex.
7	C	11,66	0,54	O	67	18	15	593	740	154	0,05	O	O	100	O	O	Ex.
8	C	11,66	0,54	O	62	17	21	553	729	165	0,07	O	O	95	O	O	Ex.
9	C	11,66	0,54	O	59	17	24	517	718	183	0,08	O	O	100	O	O	Ex.
10	D	11,76	0,34	O	63	22	15	596	785	231	0,03	O	O	100	O	O	Ex.
11	E	11,88	0,12	O	64	20	16	611	839	172	0,05	O	O	92	O	O	Ex.
12	F	11,65	0,10	O	60	28	12	600	773	99	0,07	O	O	100	O	O	Ex.
13	G	11,89	0,51	O	65	21	14	617	823	127	0,06	O	O	100	O	O	Ex.
14	H	11,59	0,41	O	53	25	22	589	773	160	0,06	O	O	100	O	O	Ex.
15	I	11,57	0,68	O	67	17	16	573	769	154	0,05	O	O	98	O	O	Ex.
16	J	11,59	0,51	O	56	26	18	637	857	137	0,05	O	O	99	O	O	Ex.
17	K	11,69	0,06	O	70	16	14	599	807	118	0,09	O	O	96	O	O	Ex.
18	L	11,62	0,08	O	64	26	10	594	764	74	0,09	O	O	100	O	O	Ex.

*) F: ferrita, M: martensita, γ: austenita **) a percentagem de contorno de grão antes de ferrita ocupada por fase martensita ou fase austenita em relação ao comprimento total de contorno de grão antes de ferrita

Resistência à IGSCC Φ NaCl: 50 g/litro, 100 °C, pressão de CO 2: 0,1 MPa, pH: 2,0

Resistência à IGSCC ® NaCl: 200 g/litro, 100 °C, pressão de CO 2: 0,1 MPa, pH: 2,0

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Petição 870180073011, de 20/08/2018, pág. 38/46

TABELA 3-2

Tub o N°	Aço N°	Pi	P2	Capac idade de trabal ho a quent e	Percentagem de fase de aço de base (%)*)	Propriedades mecânicas	Dureza	Resistência à corrosão por CO2	Resistê ncia à SSC	Resistência à IGSCC em HAZ	Nota
M	F	γ	YS (MPa)	TS (MPa)	vE-40 (J/cm²)	Taxa de corrosão (mm/y)	Com ou sem formação de pites de corrosão	Com ou sem fratura	Proporção de ocupação de contorno de grão**)	Com ou sem Fratura Φ	Com ou sem Fratura ®
19	M	12,00	0,35	O	55	27	18	606	789	205	0,06	O	O	99	O	O	Ex.
20	N	12,82	-0,42	O	65	20	15	561	739	131	0,07	O	O	59	X	X	Ex. Comp.
21	O	12,35	-0,35	O	65	20	15	594	787	118	0,07	O	O	69	X	X	Ex. Comp.
22	P	12,72	-0,72	O	63	25	12	583	801	111	0,07	O	O	71	X	X	Ex. Comp.
23	Q	12,02	-0,22	O	77	16	7	590	800	75	0,09	O	O	84	X	X	Ex. Comp.
24	R	11,02	1,08	X	56	26	18	592	799	119	0,08	O	O	100	O	O	Ex. Comp.
25	S	11,09	0,71	X	61	27	12	616	795	100	0,09	O	O	100	O	O	Ex. Comp.
26	T	11,84	0,56	O	55	31	14	598	790	32	0,06	O	O	87	O	O	Ex. Comp.
27	U	11,69	0,71	O	56	27	17	580	774	117	0,07	X	X	97	O	O	Ex. Comp.
2B	V	8,26	3,04	O	83	0	17	608	770	204	0,048	O	O	-	O	X	Ex. Comp. (Aço F na Literatura de Patente 1)
29	W	7,74	3,71	O	86	0	14	619	814	219	0,060	O	O	-	O	X	Ex. Comp. (Aço K na Literatura de Patente 1)
30	X	8,93	2,32	O	88	0	12	639	864	250	0,092	O	O	-	O	X	Ex. Comp. (Aço M na Literatura de Patente 1)

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Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Tubo de aço contendo Cr para tubulação, caracterizado pelo fato de que apresenta:

uma composição química que consiste, em % em massa, em

C: 0,001% a 0,015%;

Si: 0,05% a 0,50%;

Mn: 0,10% a 2,0%;

P: 0,020% ou menos;

S: 0,010% ou menos;

Al: 0,001% a 0,10%;

Cr: mais de 14% e menos de 15%;

Ni: 2,0% a 5,0%;

Mo: 1,5% a 3,5%;

V: 0,001% a 0,20%;

N: 0,015% ou menos;

pelo menos um selecionado de:

Cu: 0,01% a 3,5%;

W: 0,01% a 3,5%;

Ti: 0,01% a 0,20%;

Nb: 0,01% a 0,20%; e

Zr: 0,01% a 0,20%;

Ca: 0,0005% a 0,0100%; e

REM: 0,0005% a 0,0100%;

e o equilíbrio sendo Fe e impurezas inevitáveis, contanto que P1 definido pela equação (1) abaixo seja de 11,5 a 13,3 e P2 definido pela equação (2) abaixo seja de 0 ou mais, e uma microestrutura em uma zona termicamente afetada da junta soldada, a qual é submetida a aquecimento até uma faixa de temperatura de 1300 °C ou maior para formação de fa se única de ferrita e a resfriamento quando soldagem é realizada, é formada, de modo que

Petição 870190009179, de 29/01/2019, pág. 7/12
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50% ou mais dos contornos de grão antes de ferrita, em uma proporção em relação ao comprimento total dos contornos de grão antes de ferrita, estejam ocupados por fase martensita,

P1 = Cr + Mo + 0,4W + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn -Ni - 0,3Cu -9N ... (1)

P2 = (0,5Cr + 5,0) - P1 ... (2) (em que Cr, Mo, W, Si, C, Mn, Ni, Cu, N: os teores (% em massa) dos elementos químicos representados, respectivamente, pelos símbolos atômicos correspondentes).