BR112018007744B1

BR112018007744B1 - Tubo de aço inoxidável e seu método de fabricação

Info

Publication number: BR112018007744B1
Application number: BR112018007744-5A
Authority: BR
Inventors: Keiichi Kondo; Taro OE; Yuji Arai; Yusuke SENDAI; Hiroki KAMITANI
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 2016-02-16
Filing date: 2016-02-16
Publication date: 2021-09-21
Also published as: JPWO2017141341A1; EP3418410A4; WO2017141341A1; JP6112267B1; AU2016393486A1; EP3418410A1; US20180355451A1; RU2706257C1; AU2016393486B2; CA3013287C; CN108699644B; MX2018005240A; CN108699644A; BR112018007744A2; EP3418410B1; CA3013287A1

Abstract

tubo de aço inoxidável e seu método de fabricação. é fornecido um tubo de aço sem costura que proporciona um limite de escoamento de 555 mpa ou superior e uma boa resistência a ssc de uma forma confiável. um tubo de aço sem costura contém, em % em massa, c: 0,02 a 0,15%; si: 0,05 a 0,5%; mn: 0,30 a 2,5%; al: 0,01 a 0,10%; ti: 0,001 a 0,010%; n: até 0,007%; cr: 0,05 a 1,0%; mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5%; ni: 0,03 a 1,0%; cu: 0,02 a 1,0%; v: 0,020 a 0,20%; ca: 0,0005 a 0,005%; e nb: 0 a 0,05%, entre outros, onde o carbono equivalente ceq não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%, a fase principal da microestrutura da camada superficial a uma porção na parede é martensita temperada ou bainita temperada, o tamanho dos grãos de austenita prévios é menor que 6,0 no número de tamanho de grão de cristal de acordo com a norma astm e112-10, uma porção entre uma posição a 1 mm da superfície interna e uma posição a 1 mm da superfície externa tem uma dureza de vickers de 250 hv ou inferior, e o limite de escoamento é de 555 mpa ou superior.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura e um método de fabricação do mesmo, e, mais particularmente, a um tubo de aço sem costura adequado para tubulação e um método de fabricação do mesmo.

FUNDAMENTOS DA TÉCNICA

[0002] Os recursos de petróleo e gás de poços de petróleo localizados em terra e em mar raso estão secando e, para resolver este problema, está sendo desenvolvido um número crescente de campos de petróleo em mares profundos. Em um campo de petróleo no mar, o petróleo ou gás bruto deve ser transportado da entrada de um poço de petróleo ou gás instalado no fundo do mar para a plataforma acima do mar usando uma linha de fluxo ou um riser. Uma linha de fluxo é uma tubulação colocada ao longo da topografia da superfície da terra ou do fundo do mar. Um riser é uma tubulação disposta para subir do fundo do mar em direção à plataforma (ou seja, para cima).

[0003]O lado interno de um tubo de aço que faz parte de uma linha de fluxo colocada no fundo do mar está sujeito a uma elevada pressão interna do fluido que tem uma pressão de camadas profundas e, quando a operação é interrompida, também é afetado pelas pressões da água do mar do mar profundo. Um tubo de aço que faz parte de um riser é ainda afetado por distorções repetidas pelas ondas do oceano. Por conseguinte, é desejável que os tubos de aço utilizados para tais aplicações tenham alta resistência e alta tenacidade. Além disso, poços de petróleo e gás estão sendo desenvolvidos em ambientes ácidos, que são mais severos do que as condições para poços convencionais, como mares profundos e regiões frias. Linhas de tubulação no mar colocadas nesses ambientes ácidos severos são obrigadas a ter maior resistência (por exemplo, resistência à pressão) e tenacidade do que as tubulações convencionais, e ainda precisam ter resistência ao craqueamento induzida por hidrogênio (resistência a HIC) e resistência ao craqueamento por corrosão de estresse por sulfeto (resistência ao SSC).

[0004] O Documento de Patente 1 divulga um tubo de aço sem costura com uma grande espessura de parede para tubulação tendo alta resistência e boa tenacidade, contendo C: 0,03 a 0,08%, Si: 0,15 ou menor, Mn: 0,3 a 2,5%, Al: 0,001 para 0,10%, Cr: 0,02 a 1,0%, Ni: 0,02 a 1,0%, Mo: 0,02 a 1,2%, Ti: 0,004 a 0,010%, N: 0,002 a 0,008% e um ou mais de Ca, Mg e REM: 0,0002 para 0,005% no total, o balanço sendo Fe e impurezas, em que P nas impurezas: 0,05% ou menos, S: 0,005% ou menos, e a espessura da parede é de 30 a 50 mm.

[0005] O Documento de Patente 2 divulga um tubo de aço sem costura de alta resistência com uma grande espessura de parede que é feita por têmpera e revenimento e tendo um limite de escoamento superior a 450 MPa para tubulação com boa resistência ácida onde a dureza de Vickers HV5 mensurável em um posição mais externa ou mais interna do tubo com uma carga aplicada de 5 kgf (com uma força no teste de 49 N) é 250 HV5 ou inferior.

[0006] O Documento de Patente 3 divulga um tubo de aço sem costura para tubulação contendo, em % em massa, C: 0,02 a 0,10%, Si: 0,5% ou menos, Mn: 0,5 a 2,0%, Al: 0,01 a 0,1%, Ca: 0,005% ou menos, e N: 0,007% ou menos, e um ou mais selecionados do grupo que consiste em Ti: 0,008% ou menos, V: menor que 0,06% e Nb: 0,05% ou menos, o balanço sendo Fe e impurezas, onde o teor total de Ti, V e Nb é menor que 0,06%, o carbono equivalente Ceq definido pela seguinte equação é 0,38% ou mais, e o tamanho das partículas de carbonitreto contendo um ou mais de Ti, V, Nb e Al é de 200 nm ou menos.

[0007] Documento de Patente 4 divulga um tubo de aço sem costura com uma composição química de, em % em massa, C: 0,02 a 0,10%, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 1,0 a 2,0%, Mo: 0,5 a 1,0%, Cr: 0,1 a 1,0%, Al: 0,01 a 0,10%, P: 0,03% ou menos, S: 0,005% ou menos, Ca: 0,0005 a 0,005%, V: 0,010 a 0,040% e N: 0,002 a 0,007% e um ou mais selecionado do grupo constituo por Ti: 0,001 a 0,008% e Nb: 0,02 a 0,05%, o balanço sendo Fe e impurezas, em que o carbono equivalente Ceq é 0,50 a 0,58%, o tubo contendo um carboneto especificado.

Documento da Técnica Anterior Documento de Patente

[0008] [Documento de Patente 1] JP 2010-242222 A [Documento de Patente 2] JP 2013-32584 A [Documento de Patente 3] WO 2011/152240 [Documento de Patente 4] JP 5516831 B DIVULGAÇÃO DA INVENÇÃO

[0009] Mesmo quando são utilizadas uma ou mais das técnicas convencionais acima, um tubo de aço sem costura com uma resistência de grau X80 ou superior, conforme definido pelos padrões do American Petroleum Institute (API) (ou seja, um limite de escoamento inferior de 555 MPa ou maior) pode não ter uma boa resistência a SSC de maneira confiável.

[0010] Para melhorar a resistência e tenacidade de um tubo de aço sem costura produzido por têmpera e revenimento, o teor de elementos de liga, como o carbono, pode ser aumentado para aumentar a temperabilidade. No entanto, se o teor de elementos de liga, como o carbono, for aumentado, a resistência (ou seja, a dureza) da superfície do tubo de aço aumenta. Em um tubo de aço sem costura produzido por têmpera e revenimento, a camada superficial é resfriada a uma taxa alta durante a têmpera e pode ser facilmente endurecida, aumentando a dureza, enquanto as porções na parede têm baixa dureza. Essa tendência pode permanecer após o revenimento. Como tal, em um tubo de aço sem costura com uma resistência de grau X80 ou superior, a dureza de uma camada superficial pode exceder 250 Hv, que é o limite mais alto exigido no grau de resistência ácida de acordo com os padrões API 5L.

[0011] Embora as técnicas do Documento de Patente 1 sejam eficazes em alcançar alta resistência e alta tenacidade, elas não consideram suficientemente reduzir a dureza da camada superficial ou, assim, melhorar a resistência à SSC. O Documento de Patente 2 afirma que a dureza da camada superficial de um tubo de aço pode ser controlada para ser 250 HV5 ou inferior; no entanto, parece exigir um processo de fabricação especial. O Documento de Patente 3 fornece algumas considerações sobre a resistência a SSC; no entanto, após a moldagem a quente, é necessário realizar têmpera direta ou têmpera em linha e, em seguida, reaquecer e temperar. O Documento de Patente 4 fornece algumas considerações sobre a dureza da camada superficial de um tubo de aço e resistência a HIC; no entanto, é necessária uma etapa de reaquecimento e têmpera e, após a moldagem a quente, têmpera direta ou a têmpera em linha é usada conforme necessário, o que significa custos de fabricação que não são muito razoáveis.

[0012] Um objetivo da presente invenção é fornecer um tubo de aço sem costura que possa ser fabricado por um processo de fabricação relativamente razoável e que forneça um limite de escoamento de 555 MPa ou superior e uma boa resistência a SSC de maneira confiável.

[0013] Um tubo de aço sem costura, em uma modalidade da presente invenção, tem uma composição química de, em % em massa, C: 0,02 a 0,15%; Si: 0,05 a 0,5%; Mn: 0,30 a 2,5%; P: até 0,03%; S: até 0,006%; O: até 0,004%; Al: 0,01 a 0,10%; Ti: 0,001 a 0,010%; N: até 0,007%; Cr: 0,05 a 1,0%; Mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5%; Ni: 0,03 a 1,0%; Cu: 0,02 a 1,0%; V: 0,020 a 0,20%; Ca: 0,0005 a 0,005%; e Nb: 0 a 0,05%, o balanço sendo Fe e impurezas, em que um carbono equivalente Ceq definido pela equação (1) abaixo não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%, uma fase principal de uma microestrutura de uma camada superficial para uma porção na parede é martensita revenida ou bainita revenida, um tamanho de grãos de austenita anteriores na microestrutura é menor que 6,0 em número de tamanho de grão de cristal de acordo com ASTM E112-10, uma porção entre uma posição a 1 mm de uma superfície interna e uma posição a 1 mm de uma superfície externa tem uma dureza de Vickers de 250 Hv ou inferior, e um limite de escoamento é de 555 MPa ou superior,

onde um símbolo de cada elemento na equação (1) é substituído por um teor desse elemento em % de massa.

[0014] Um método de fabricação de um tubo de aço sem costura em uma modalidade da presente invenção inclui: preparação de uma matéria- prima com uma composição química de, em % em massa, C: 0,02 a 0,15%; Si: 0,05 a 0,5%; Mn: 0,30 a 2,5%; P: até 0,03%; S: até 0,006%; O: até 0,004%; Al: 0,01 a 0,10%; Ti: 0,001 a 0,010%; N: até 0,007%; Cr: 0,05 a 1,0%; Mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5%; Ni: 0,03 a 1,0%; Cu: 0,02 a 1,0%; V: 0,020 a 0,20%; Ca: 0,0005 a 0,005%; e Nb: 0 a 0,05%, o balanço sendo Fe e impurezas; trabalhar a quente a matéria prima para produzir uma casca oca; temperar a casca oca por têmpera direta ou têmpera em linha; e revenir a casca oca temperada. Nenhum reaquecimento e têmpera é realizado entre a têmpera e o revenimento. Um carbono equivalente Ceq, conforme definido pela equação (3) abaixo, não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%, um parâmetro PL de Larson-Miller, conforme definido pela equação (4) abaixo, não é inferior a 18800,

e

Um símbolo de cada elemento na equação (3) é substituído por um teor desse elemento em % de massa. Na equação (4), T é uma temperatura de revenimento e t é um período de retenção para essa temperatura. T está em °C e t em horas.

[0015] A presente invenção fornece um tubo de aço sem costura que pode ser fabricado por um processo de fabricação relativamente razoável e que fornece um limite de escoamento de 555 MPa ou superior e boa resistência à SSC de uma maneira confiável.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0016] [FIG. 1] FIG. 1 é um diagrama de blocos ilustrando um exemplo de uma linha de fabricação. [FIG. 2] FIG. 2 é um fluxograma que ilustra um processo para fabricar o tubo de aço sem costura. [FIG. 3] FIG. 3 mostra mudanças na temperatura da superfície de uma peça de trabalho durante uma fabricação versus tempo. [FIG. 4] FIG. 4 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e o limite de escoamento YS para o aço B. [FIG. 5] FIG. 5 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e o limite de escoamento YS para o aço A. [FIG. 6] FIG. 6 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a dureza em uma superfície externa, uma porção na parede e uma superfície interna para o aço B. [FIG. 7] FIG. 7 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a dureza em uma superfície externa, uma porção na parede e uma superfície interna para o aço A. [FIG. 8] FIG. 8 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a diferença máxima em dureza para o aço B. [FIG. 9] FIG. 9 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a diferença máxima em dureza para o aço A.

MODALIDADES PARA REALIZAR A INVENÇÃO

[0017] Os presentes inventores pesquisaram para encontrar um método para fornecer um tubo de aço sem costura que assegurasse um limite de escoamento de 555 MPa ou superior e uma boa resistência à SSC de uma maneira fiável. Eles descobriram que a limitação do carbono equivalente de um aço a um intervalo apropriado e a redução da diferença entre a dureza da camada superficial e a dureza das porções de parede do tubo de aço sem costura garantem um limite de escoamento de 555 MPa ou maior e boa resistência à SSC de maneira confiável, onde somente têmpera direta ou têmpera em linha é executada após a moldagem a quente e não é realizado reaquecimento e têmpera.

[0018] Durante a têmpera após laminação, a camada superficial de um tubo de aço sem costura é resfriada a uma taxa elevada e pode ser facilmente endurecida. Como tal, a camada superficial do tubo de aço sem costura tende a ser dura e pode exceder os valores de dureza especificados pelos padrões API 5L ou DNV-OS-F101. Por outro lado, as porções localizadas no meio na espessura da parede do tubo de aço sem costura são resfriada a uma taxa mais baixa e não podem ser facilmente endurecidas de modo a que possam ser incluídas estruturas não temperadas tais como ferrita. Assim, existe tipicamente uma diferença entre a dureza da camada superficial e a das porções na parede, e esta tendência pode permanecer após o revenimento para certas condições de revenimento. Além disso, em um tubo de aço sem costura com alto teor de carbono equivalente, como os usados em aço de alta resistência com grau X80 ou superior, a diferença entre a dureza da camada superficial e a das porções na parede tende a ser significativa. Uma dureza tão elevada da camada superficial pode ser um problema quando se pretende obter uma boa resistência a ácidos de uma maneira fiável.

[0019] Se o carbono equivalente é muito baixo, é difícil garantir uma certa resistência de um tubo de aço sem costura. Se o carbono equivalente for muito alto, é difícil reduzir a dureza de Vickers da camada superficial para 250 Hv ou menos com um processo de fabricação no qual o reaquecimento e a têmpera são eliminados, a têmpera direta ou têmpera em linha sendo apenas uma etapa da têmpera. Isso ocorre porque, se a têmpera após a moldagem a quente for de têmpera direta ou de têmpera em linha, os grãos de austenita tendem a ser grosseiros em comparação com implementações em que o reaquecimento e a têmpera são realizados, o que aumenta a temperabilidade geral. Em vista disso, o Ceq, conforme definido pela equação (1) abaixo, não deve ser inferior a 0,430% e inferior a 0,500%:

onde o símbolo de cada elemento na equação (1) é substituído pelo teor desse elemento em % de massa.

[0020] Para reduzir a diferença entre a dureza da camada superficial e a das porções na parede, é eficaz limitar o carbono equivalente e, além disso, as condições de revenimento apropriadamente. Em outras palavras, se o revenimento não for suficientemente feito, a redução na dureza da camada superficial é insuficiente, de modo que algumas porções podem ter uma dureza de Vickers superior a 250 Hv. Mais especificamente, o parâmetro PL de Larson-Miller, conforme definido pela equação (2) abaixo, é 18800 ou superior.

Na equação (2), T é uma temperatura de revenimento (em °C) e t é um tempo de retenção (em horas) para essa temperatura.

[0021] A presente invenção foi feita com base nas descobertas acima. Um tubo de aço sem costura em uma modalidade da presente invenção será agora descrito em detalhes com referência aos desenhos. Os componentes iguais ou correspondentes nos desenhos são rotulados com os mesmos caracteres e suas descrições não serão repetidas.

[0022] [Composição Química] O tubo de aço sem costura na presente modalidade tem a composição química descrita abaixo. Na descrição a seguir, "%" para o teor de um elemento significa % em massa.

[0023] C: 0,02 a 0,15% Carbono (C) aumenta a resistência do aço. Se o teor de C for menor que 0,02%, esse efeito não poderá ser suficientemente alcançado. Se o teor de C for maior que 0,15%, a tenacidade do aço diminui. Em vista disso, o teor de C deve estar dentro do intervalo de 0,02 a 0,15%. O teor de C é preferencialmente superior a 0,02% e mais preferencialmente 0,04% ou superior. O teor de C é de preferência 0,10% ou inferior, e mais 9/38 preferencialmente 0,08% ou inferior.

[0024] Si: 0,05 a 0,5% Silício (Si) desoxida o aço. Este efeito pode ser claramente alcançado se o teor de Si for de 0,05% ou superior. Contudo, se o teor de Si for maior que 0,5%, a tenacidade do aço diminui. Em vista disso, o teor de Si deve estar dentro do intervalo de 0,05 a 0,5%. O teor de Si é preferencialmente superior a 0,05% e mais preferencialmente 0,08% ou superior, e ainda mais preferencialmente 0,10% ou superior. O teor de Si é de preferência inferior a 0,5% e mais preferencialmente 0,25% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,20% ou inferior.

[0025] Mn: 0,30 a 2,5% O manganês (Mn) aumenta a temperabilidade do aço para aumentar a resistência do aço. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Mn for inferior a 0,30%. Se o teor de Mn for maior que 2,5%, o Mn separa-se no aço, diminuindo a tenacidade do aço. Em vista disso, o teor de Mn deve estar dentro do intervalo de 0,30 a 2,5%. O teor de Mn é preferencialmente superior a 0,30% e mais preferencialmente 1,0% ou superior, e ainda mais preferencialmente 1,3% ou superior. O teor de Mn é de preferência inferior a 2,5% e mais preferencialmente 2,0% ou inferior e ainda mais preferencialmente 1,8% ou inferior.

[0026] P: até 0,03% Fósforo (P) é uma impureza. P diminui a resistência do aço. Assim, menores teores de P são preferíveis. Em vista disso, o teor de P deve ser 0,03% ou menor. O teor de P é de preferência inferior a 0,03% e mais preferencialmente 0,015% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,012% ou inferior.

[0027] S: até 0,006% Enxofre (s) é uma impureza. S liga-se ao Mn para formar partículas de MnS grosseiras e, assim, diminui a resistência e a resistência à HIC do aço. Assim, menores teores de S são preferíveis. Em vista disso, o teor de S deve ser 0,006% ou menor. O teor de S é de preferência inferior a 0,006% e mais preferencialmente 0,003% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,002% ou inferior.

[0028] O: até 0,004% Oxigênio (O) é uma impureza. O forma partículas de óxido grosseiro ou aglomerados de partículas de óxido, diminuindo a dureza do aço. Assim, menores teores de O são preferíveis. Em vista disso, o teor de O deve ser 0,004% ou menor. O teor de O é de preferência igual a 0,003% ou inferior, e mais preferencialmente 0,002% ou inferior.

[0029] Al: 0,01 a 0,10% Alumínio (Al) liga-se ao N para formar finas partículas de nitreto, aumentando a tenacidade do aço. Esse efeito não pode ser suficientemente alcançado se o teor de Al for menor que 0,01%. Se o teor de Al for maior que 0,10%, resultam partículas grosseiras de nitreto de Al, diminuindo a tenacidade do aço. Em vista disso, o teor de Al deve estar dentro do intervalo de 0,01 a 0,10%. O teor de Al é preferencialmente superior a 0,01% e mais preferencialmente 0,02% ou superior. O teor de Al é de preferência inferior a 0,10% e mais preferencialmente 0,08% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,06% ou inferior. Como usado neste documento, o teor de Al significa o teor de Al solúvel em ácido (isto é, denominado "sol. Al").

[0030] Ti: 0,001 a 0,010% O titânio (Ti) liga-se ao N em um aço e forma TiN, suprimindo a redução na tenacidade do aço devido ao N dissolvido. Além disso, as partículas de TiN dispersas e precipitadas aumentam a tenacidade do aço. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Ti for inferior a 0,001%. Se o teor de Ti for maior que 0,010%, partículas grosseiras de TiN resultam ou partículas grosseiras de TiC são produzidas, diminuindo a tenacidade do aço. Em vista disso, o teor de Ti deve estar dentro do intervalo de 0,001 a 0,010%. O teor de Ti é preferencialmente superior a 0,001% e mais preferencialmente 0,002% ou superior. O teor de Ti é de preferência inferior a 0,010% e mais preferencialmente 0,006% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,005% ou inferior.

[0031] N: até 0,007% O nitrogênio (N) liga-se ao Al e forma finas partículas de nitreto de Al, aumentando a tenacidade do aço. No entanto, se o teor de N for superior a 0,007%, o N dissolvido diminui a tenacidade do aço. Além disso, se o teor de N for muito alto, resulta em partículas grossas de carbonitreto e/ou nitreto, diminuindo a tenacidade do aço. Em vista disso, o teor de N deve ser 0,007% ou menor. O teor de N é de preferência inferior a 0,007% e mais preferencialmente 0,006% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,005% ou inferior. O teor de N é de preferência igual a 0,002% ou superior.

[0032] Cr: 0,05 a 1,0% O cromo (Cr) aumenta a temperabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Cr aumenta ainda mais a resistência ao amolecimento de revenimento do aço. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Cr for inferior a 0,05%. Se o teor de Cr for maior que 1,0%, a tenacidade do aço diminui. Em vista disso, o teor de Cr deve estar dentro do intervalo de 0,05 a 1,0%. O teor de Cr preferencialmente superior a 0,05% e mais preferencialmente 0,2% ou superior. O teor de Cr é de preferência inferior a 1,0% e mais preferencialmente 0,8% ou inferior.

[0033] Mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5% O molibdênio (Mo) melhora a resistência do aço pelo endurecimento da transformação e pelo fortalecimento do soluto. Esse efeito não pode ser suficientemente alcançado se o teor de Mo for menor que 0,02%. Se o teor de Mo for maior que 0,5%, a tenacidade do aço diminui. Em vista disso, o teor de Mo não deve ser menor que 0,02% e menor que 0,5%. O teor de Mo é preferencialmente superior a 0,02% e mais preferencialmente 0,05% ou superior, e ainda mais preferencialmente 0,1% ou superior. O teor de Mo é de preferência 0,4% ou inferior, e mais preferencialmente 0,3% ou inferior.

[0034] Ni: 0,03 a 1,0% O níquel (Ni) aumenta a temperabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Além disso, o Ni tem o efeito de melhorar a aderência de incrustações formadas na superfície do aço durante a etapa de aquecimento para têmpera e também o efeito de reduzir o aumento da dureza da camada superficial do aço, já que as incrustações reduzem a taxa de resfriamento na superfície do aço durante a etapa de resfriamento para têmpera. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Ni for inferior a 0,03%. Se o teor de Ni for superior a 1,0%, a resistência a SSC diminui. Em vista disso, o teor de Ni deve estar dentro do intervalo de 0,03 a 1,0%. O teor de Ni é preferencialmente 0,05% ou superior, e mais preferencialmente 0,08% ou superior, e ainda mais preferencialmente 0,10% ou superior. O teor de Ni é de preferência inferior a 1,0% e mais preferencialmente 0,7% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,5% ou inferior.

[0035] Cu: 0,02 a 1,0% O cobre (Cu) aumenta a temperabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Além disso, o Cu tem o efeito de melhorar a aderência de incrustações formadas na superfície do aço durante a etapa de aquecimento para têmpera e também o efeito de reduzir o aumento da dureza da camada superficial do aço, já que as incrustações reduzem a taxa de resfriamento na superfície do aço durante a etapa de resfriamento para têmpera. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Cu for inferior a 0,02%. Se o teor de Cu for superior a 1,0%, a soldabilidade do aço diminui. Além disso, se o teor de Cu for muito alto, a resistência limite do grão ao aço a altas temperaturas diminui, diminuindo a usinabilidade a quente do aço. Em vista disso, o teor de Cu deve estar dentro do intervalo de 0,02 a 1,0%. O teor de Cu é preferencialmente 0,05% ou superior, e mais preferencialmente 0,08% ou superior, e ainda mais preferencialmente 0,10% ou superior. O teor de Cu é de preferência inferior a 1,0% e mais preferencialmente 0,7% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,5% ou inferior.

[0036] V: 0,020 a 0,20% O vanádio (V) liga-se a C em um aço e forma um carbeto em V para aumentar a resistência do aço. Além disso, V é dissolvido em um carboneto de Mo para formar um carboneto. Um V contendo carboneto é menos provável de formar partículas grossas. Esses efeitos não podem ser efetivamente alcançados se o teor de V for menor que 0,020%. Se o teor de V for maior que 0,20%, resultarão partículas de carboneto grosseiras. Em vista disso, o teor de V deve estar dentro do intervalo de 0,020 a 0,20%. O teor de V é preferencialmente superior a 0,020% e mais preferencialmente 0,04% ou superior. O teor de V é de preferência inferior a 0,16%.

[0037] Ca: 0,0005 a 0,005% O cálcio (Ca) liga-se a S no aço para formar o CaS. Como o CaS é formado, a formação de MnS é suprimida. Assim, o Ca aumenta a tenacidade e a resistência à HIC do aço. Esses efeitos não podem ser suficientemente alcançados se o teor de Ca for inferior a 0,0005%. Se o teor de Ca for superior a 0,005%, a pureza do aço diminui, diminuindo a tenacidade e a resistência à HIC do aço. Assim, o teor de Ca deve estar no intervalo de 0,0005 a 0,005%. O teor de Ca é preferencialmente superior a 0,0005% e mais preferencialmente 0,0008% ou superior, e ainda mais preferencialmente 0,001% ou superior. O teor de Ca é de preferência inferior a 0,005% e mais preferencialmente 0,003% ou inferior e ainda mais preferencialmente 0,002% ou inferior.

[0038] O balanço da composição química do tubo de aço sem costura na presente modalidade é feito de Fe e impurezas. A impureza neste contexto significa um elemento proveniente de minérios ou restos utilizados como matéria-prima de aço ou um elemento que entrou do meio ambiente ou similar durante o processo de fabricação.

[0039] Além disso, a composição química do tubo de aço sem costura na presente modalidade pode conter Nb em vez de alguns de Fe.

[0040] Nb: 0 a 0,05% Nióbio (Nb) é um elemento opcional. Nb liga-se a C e/ou N em aço e forma finas partículas de carboneto e/ou carbonitreto de Nb para aumentar a tenacidade do aço. Além disso, o Nb é dissolvido em um carboneto de Mo e forma um carboneto especificado, evitando assim a produção de partículas grossas de um carboneto especificado. Por outro lado, se o teor de Nb for maior que 0,05%, resultarão partículas de carboneto grosseiras. Em vista disso, o teor de Nb deve estar dentro do intervalo de 0 a 0,05%. Os efeitos acima podem ser claramente alcançados se o teor de Nb for de 0,010% ou superior. O teor de Nb é de preferência 0,015% ou superior, e mais preferencialmente 0,020% ou superior. O teor de Nb é de preferência 0,040% ou inferior, e mais preferencialmente 0,035% ou inferior.

[0041] [Carbono Equivalente Ceq] No tubo de aço sem costura na presente modalidade, um carbono equivalente Ceq como definido pela equação (1) não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%.

[0042] Se o carbono equivalente Ceq é inferior a 0,430%, é difícil garantir uma certa resistência de um tubo de aço sem costura. Se o carbono equivalente Ceq for 0,500 ou superior, é difícil reduzir a dureza de Vickers da camada superficial para 250 Hv ou inferior com um processo de fabricação em que a têmpera após a moldagem a quente é apenas uma etapa da têmpera direta ou têmpera em linha.

[0043] [Microestrutura] Na microestrutura do tubo de aço sem costura na presente modalidade, a fase principal da camada superficial para as porções na parede é martensita revenida ou bainita revenida. O tubo de aço sem costura na presente modalidade não contém ferrita recristalizada pelo menos em uma região mais profunda do que uma posição de 1 mm de profundidade em relação à superfície. A ferrita recristalizada reduz extremamente a dureza de uma porção a 1 mm da camada superficial do tubo de aço sem costura.

[0044] A principal fase sendo martensita revenida ou bainita revenida geralmente significa uma microestrutura na qual a fração volumétrica de martensita revenida é 50% ou mais alta, uma microestrutura na qual a fração volumétrica de bainita revenida é 50% ou mais alta, ou uma microestrutura em que a soma da fração volumétrica da martensita revenida e da fração volumétrica da bainita revenida é igual ou superior a 50%. Em outras palavras, a frase acima significa uma microestrutura na qual a fração volumétrica de uma estrutura que não é martensita revenida nem bainita revenida (por exemplo, ferrita) é menor que 50%.

[0045] [Número do Tamanho do Grão de Cristal] Na microestrutura do tubo de aço sem costura da presente modalidade, o tamanho dos grãos de austenita anteriores é inferior a 6,0 no número de tamanho de grão de cristal, como definido na norma ASTM E112- 10.

[0046] O número de tamanho de grão anterior da austenita pode ser medido de acordo com o padrão ASTM E112-10 cortando uma amostra de teste de cada tubo de aço, preferencialmente antes do revenimento e após a têmpera, de tal forma que uma seção transversal perpendicular ao comprimento do tubo de aço (ou seja, direção de formação de tubo) forma a superfície observada, e imbuindo o espécime de teste em uma resina e então usando o método de Bechet-Beaujard onde ele é corroído por uma solução aquosa saturada de ácido pícrico para deixar limites de grão de austenita prévios.

[0047] Alternativamente, o número de tamanho de grão ASTM de grãos de cristal de austenita anteriores do tubo de aço revenido pode ser determinado usando métodos como difração de espalhamento inverso de feixe de elétrons (EBSD) com base na relação de orientação dos cristais. Nesses casos, a microestrutura metálica de um tubo de aço após o revenimento é observada pela EBSD da seguinte maneira: Uma amostra é obtida do meio na espessura da parede em uma seção transversal de um tubo de aço sem costura revenido (ou seja, seção transversal perpendicular à direção axial do tubo de aço sem costura); a amostra obtida é usada para realizar a análise de orientação cristalina por EBSD para uma área observada de 500 x 500 μm2, e as linhas são desenhadas onde um limite de grão austenítico prévio é definido como o limite de grãos em um ângulo de 15 a 51° e, com base no desenho resultante, o número de tamanho de grão de cristal é calculado de acordo com o padrão ASTM E112-10.

[0048] Teoricamente, o tamanho de grão anterior da austenita prévio após a têmpera e antes do revenimento é o mesmo que o tamanho de grão anterior da austenita após o revenimento. O tamanho de grão de austenita prévio determinado por EBSD após o revenimento é substancialmente igual ao valor obtido pela observação de grãos de cristal que foram constatados pelo método de Bechet-Beaujard após têmpera e antes do revenimento, com um erro de cerca de ±0,2 no número de grão. Assim, "o tamanho dos grãos de austenita prévios é inferior a 6,0 no número de tamanho de grão do cristal, como definido no padrão ASTM E112-10" como na presente invenção significa que, se o tamanho do grão de cristal após têmpera não é conhecido, pelo menos um número de tamanho de grão de cristal determinado por EBSD após o revenimento sendo inferior a 5,8 está no escopo da presente invenção. Na descrição que se segue, a menos que especificamente indicado, o tamanho de grão de austenita prévio é um valor obtido pelo método de Bechet-Beaujard para um espécime de teste após a têmpera e antes do revenimento.

[0049] Se os grãos de austenita prévios são grãos finos com um tamanho de grão de cristal de 6,0 ou superior, não se pode conseguir temperabilidade suficiente em um material com um carbono equivalente Ceq baixo, como na presente modalidade. Assim, uma força predeterminada não pode ser obtida. Além disso, é difícil produzir uma microestrutura com grãos tão finos com um processo de fabricação em que a têmpera após a moldagem a quente é apenas uma etapa de têmpera direta ou têmpera em linha. O número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita prévios é preferencialmente 5,5 ou inferior, e mais preferencialmente, 5,0 ou inferior.

[0050] [Dureza de Vickers e Limite de Escoamento] No tubo de aço sem costura na presente modalidade, uma porção entre uma posição a 1 mm da superfície interna e uma posição a 1 mm da superfície externa tem uma dureza de Vickers de 250 Hv ou inferior. Mais especificamente, no tubo de aço sem costura na presente modalidade, a dureza de Vickers medida em conformidade com o documento JIS Z 2244 em qualquer posição entre uma posição a 1 mm da superfície interna e uma posição a 1 mm da superfície externa é de 250 Hv ou mais baixo.

[0051] O tubo de aço sem costura da presente invenção tem menores variações de dureza ao longo da direção da espessura da parede. Mais especificamente, a diferença entre a dureza de Vickers de uma porção a 1 mm da superfície interna e a de uma porção no meio na espessura da parede, a diferença entre a dureza de Vickers de uma porção a 1 mm da superfície externa e aquela de uma porção no meio na espessura da parede, e a diferença entre a dureza de Vickers de uma porção a 1 mm da superfície interna e a de uma porção a 1 mm da superfície externa é de 25 Hv ou inferior.

[0052] O tubo de aço sem costura na presente modalidade tem um limite de escoamento de grau X80 ou superior (ou seja, 555 MPa ou superior) de acordo com os padrões API.

[0053] O tubo de aço sem costura na presente modalidade pode ser adequadamente utilizado como, embora não limitado a isso, um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede de 25 a 55 mm. Mais preferencialmente, para racionalizar o uso de ligas, a espessura da parede de um tubo de aço sem costura está no intervalo de 25 a 40 mm.

[0054] [Método de Fabricação] Um exemplo de um método de fabricar o tubo de aço sem costura na presente modalidade será descrito abaixo. Contudo, o método de fabricação do tubo de aço sem costura na presente modalidade não está limitado a este.

[0055] [Linha de fabricação] FIG. 1 é um diagrama de blocos ilustrando um exemplo de uma linha de fabricação. Referindo-se à FIG. 1, a linha de fabricação inclui um forno de aquecimento 1, uma máquina de perfuração 2, um laminador de alongamento 3, um moinho de dimensionamento 4, um forno de aquecimento suplementar 5, um aparelho de arrefecimento de água 6 e um aparelho de revenimento 7. Uma pluralidade de rolos de transporte 10 está dispostos entre estes aparelhos.

[0056] [Fluxo de Fabricação] FIG. 2 é um fluxograma que ilustra um processo para fabricar o tubo de aço sem costura na presente modalidade. FIG. 3 mostra mudanças na temperatura da superfície de uma peça de trabalho (isto é, uma matéria-prima de aço, casca oca ou tubo de aço sem costura) durante uma fabricação versus tempo. No gráfico, A1 indica o ponto Ac1 quando se considera uma peça a ser aquecida e indica o ponto Ar1 ao considerar uma peça de trabalho sendo resfriada. Além disso, no gráfico, A3 indica o ponto Ac3 quando se considera uma peça a ser aquecida e indica o ponto Ar3 quando se considera uma peça de trabalho sendo resfriada.

[0057] Como mostrado nas FIGS. 1 a 3, o processo de fabricação envolve primeiro o aquecimento de uma matéria prima de aço utilizando o forno de aquecimento 1 (etapa de aquecimento: S1). A matéria prima de aço pode ser um tarugo redondo, por exemplo. A matéria-prima de aço pode ser produzida por um sistema de fundição contínua, como CC redondo. A matéria- prima de aço pode ser produzida por trabalho a quente (por exemplo, forjamento ou floração) de um lingote ou placa. Um caso com uma matéria- prima de aço que é um tarugo redondo será descrito abaixo.

[0058] O tarugo redondo aquecido é trabalhado a quente para produzir um tubo de aço sem costura (S2 e S3). Mais especificamente, o tarugo redondo é laminado por perfuração pela máquina de perfuração 2 para produzir uma casca oca (etapa de laminação de perfuração: S2). Além disso, a casca oca é laminada pelo laminador de alongamento 3 e dimensionada no moinho dimensionador 4 para produzir um tubo de aço sem costura (etapa de alongamento e etapa de dimensionamento S3).

[0059] O tubo de aço sem costura produzido pelo trabalho a quente é aquecido a uma temperatura predeterminada pelo forno de aquecimento suplementar 5, conforme necessário (Etapa de aquecimento suplementar: S4). O tubo de aço sem costura produzido pelo trabalho a quente ou o tubo de aço sem costura aquecido é temperado pelo aparelho de arrefecimento de água 6 (etapa de têmpera: S5). Em ambos os casos, o tubo de aço sem costura produzido pelo trabalho a quente é temperado sem ser arrefecido para uma temperatura inferior à temperatura Ar3. O tubo de aço sem costura temperado é revenido pelo aparelho de revenimento 7 (etapa de revenimento S6).

[0060] Ou seja, no método de fabricação acima, a têmpera é realizada imediatamente após o término do trabalho a quente. Mais especificamente, após o trabalho a quente, a têmpera é realizada antes da temperatura do tubo de aço sem costura ser deixada a arrefecer para diminuir até à temperatura ambiente. Um tratamento térmico onde um tubo de aço sem costura após trabalho a quente é rapidamente resfriado antes que a temperatura da superfície se torne menor que o ponto Ar3 será referido como "têmpera direta", e um tratamento térmico onde um tubo de aço sem costura após trabalho a quente é suplementarmente aquecido a uma temperatura não inferior ao ponto Ac3 e depois rapidamente arrefecido será doravante mencionado como "têmpera em linha". O uso de têmpera direta ou têmpera em linha torna os grãos da microestrutura mais grosseiros do que com um tratamento térmico no qual um tubo é resfriado após sua produção e depois rapidamente resfriado (doravante mencionado como reaquecimento-e-têmpera). Mais especificamente, o número de tamanho de grão do cristal após a têmpera é menor que 6,0. Isso melhora a temperabilidade de uma microestrutura em 20/38 comparação com o reaquecimento e têmpera, e assim garante uma alta resistência mesmo quando um material de aço com um carbono equivalente Ceq baixo é usado.

[0061] As etapas serão descritas em mais detalhes abaixo.

[0062] [Etapa de Aquecimento (S1)] Um lingote redondo é aquecido no forno de aquecimento 1. A temperatura de aquecimento está preferencialmente no intervalo de 1100 a 1300°C. O aquecimento do lingote redondo neste intervalo de temperatura faz com que o carbonitreto no aço se dissolva. Se um lingote redondo deve ser produzido a partir de uma placa ou lingote por trabalho a quente, é necessário apenas que a placa ou lingote seja aquecido a uma temperatura de 1100 a 1300 °C, e a temperatura à qual o lingote redondo é aquecido pelo forno de aquecimento 1 não tem que estar no intervalo de 1100 a 1300 °C, porque o carbonitreto no aço se dissolve quando o lingote ou placa está sendo aquecido. O forno de aquecimento 1 pode ser um forno de viga móvel ou um forno rotativo, por exemplo.

[0063] [Etapa de Perfuração (S2)] O lingote redondo é removido do forno de aquecimento 1 e o lingote redondo aquecido é laminado por perfuração pela máquina de perfuração 2 para produzir uma casca oca. A máquina de perfuração 2 inclui uma pluralidade de rolos oblíquos e um pino. O pino está disposto entre os rolos oblíquos. De preferência, a máquina de perfuração 2 é um perfurador de tipo cruzado. Um perfurador de tipo cruzado é preferencial porque pode fazer perfurações com alta taxa de expansão de tubos.

[0064] [Etapa de Alongamento e Etapa de Dimensionamento (S3)] Em seguida, a casca oca é laminada. Mais especificamente, a casca oca é laminada por alongamento pelo laminador de alongamento 3. O laminador de alongamento 3 inclui uma pluralidade de suportes de rolos dispostos em série. O laminador de alongamento 3 pode ser um moinho de mandril, por exemplo. Subsequentemente, a casca oca que foi sujeito à laminação de alongamento é submetida à laminagem de redução pelo moinho dimensionador 4 para produzir um tubo de aço sem costura. O moinho dimensionador 4 inclui uma pluralidade de suportes de rolos dispostos em série. O moinho dimensionador 4 pode ser um dimensionador ou um redutor de estiramento, por exemplo. A etapa de laminação de alongamento e a etapa de laminação de dimensionamento em conjunto podem ser referidas simplesmente como etapa de laminação.

[0065] [Etapa de Aquecimento Complementar (S4)] A etapa de aquecimento suplementar (S4) é realizada conforme necessário. Ou seja, o método de fabricação na presente modalidade não precisa incluir a etapa de aquecimento suplementar (S4). Mais especificamente, a etapa de aquecimento suplementar (S4) é realizada de tal maneira que a temperatura do tubo de aço sem costura se encontra em um nível predeterminado que é igual ou superior ao ponto Ac3 imediatamente antes do arrefecimento com água da etapa de têmpera (S5). Se a etapa de aquecimento suplementar (S4) não for realizada, o método da FIG. 2 prossegue a partir da etapa S3 para a etapa S5. Se a etapa de aquecimento suplementar (S4) não for realizada, o forno de aquecimento suplementar 5 na FIG. 1 pode não ser fornecido.

[0066] Se a temperatura de acabamento da etapa de laminação (ou seja, a temperatura da superfície do tubo de aço sem costura diretamente após a etapa de laminação terminar) for inferior a 800 °C, é preferível executar a etapa de aquecimento suplementar (S4). Na etapa de aquecimento suplementar (S4), o tubo de aço sem costura é inserido no forno de aquecimento suplementar 5 e aquecido. A temperatura de aquecimento no forno de aquecimento suplementar 5 está, de preferência, no intervalo de 900 a 1100 °C. O tempo de imersão é de preferência de 30 minutos ou menos. Se o tempo de imersão for muito longo, os carbonitretos feitos de Ti, Nb, C e N, isto é, (Ti, Nb) e (C, N), podem precipitar e formar partículas grosseiras. Na etapa de aquecimento suplementar, o forno de aquecimento suplementar 5 pode ser substituído por um aparelho de aquecimento por indução.

[0067] [Etapa de Têmpera (S5)] O tubo de aço sem costura é resfriado a água no aparelho de arrefecimento a água 6. A temperatura (isto é, a temperatura da superfície) do tubo de aço sem costura imediatamente antes do arrefecimento a água é igual ou superior ao ponto Ac3 e, de preferência, igual ou superior a 800 °C.

[0068] Para o resfriamento a água, é preferencial que a taxa de resfriamento para o intervalo de temperatura do tubo de aço sem costura de 800 °C a 500 °C seja igual ou superior a 5 °C/s (300 °C/min). Isto proporciona uma microestrutura temperada uniforme. O resfriamento é interrompido a uma temperatura igual ou inferior ao ponto Ar1. A temperatura à qual o resfriamento é interrompido é de preferência de 450 °C ou inferior, e o resfriamento pode ser feito até à temperatura ambiente. A etapa de têmpera (S5) altera a estrutura da matriz para uma estrutura composta principalmente por martensita ou bainita.

[0069] Por exemplo, a abertura de arrefecimento a água 6 utilizada para a etapa de revenimento (S5) pode ter a seguinte construção: O aparelho de arrefecimento a água 6 inclui uma pluralidade de rolos giratórios, dispositivo de fluxo de água laminar e um dispositivo de fluxo de água de jato. Os rolos giratórios estão dispostos em duas filas e o tubo de aço sem costura está posicionado entre as duas filas de rolos giratórios. Neste momento, os rolos rotativos nas duas filas estão em contato com partes inferiores da superfície externa do tubo de aço sem costura. Quando os rolos giratórios giram, o tubo de aço sem costura gira em torno do seu eixo. O dispositivo de fluxo de água laminar está localizado acima dos rolos giratórios e derrama a água acima do tubo de aço sem costura. Neste momento, a água vertida em direção ao tubo de aço sem costura forma um fluxo de água laminar. O dispositivo de fluxo de água a jato está localizado próximo a uma extremidade do tubo de aço sem costura posicionado nos rolos giratórios. O dispositivo de fluxo de água a jato emite um fluxo de jato de água a partir da extremidade do tubo de aço sem costura para o interior do tubo de aço. Os dispositivos de fluxo laminar e jato de água resfriam as superfícies externa e interna do tubo de aço sem costura ao mesmo tempo. Um dispositivo de arrefecimento a água 6 com tal construção é adequado para arrefecimento acelerado para um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede grande de 25 mm ou maior.

[0070] O dispositivo de arrefecimento a água 6 pode ser um dispositivo diferente do dispositivo que inclui rolos giratórios, dispositivo de fluxo de água laminar e dispositivo de fluxo de água de jato discutido acima. O dispositivo de arrefecimento a água 6 pode ser um tanque de água, por exemplo. Em tais implementações, o tubo de aço sem costura é imerso no tanque de água e, portanto, sujeito a resfriamento acelerado. Em alternativa, o dispositivo de arrefecimento a água 6 pode incluir apenas um dispositivo de fluxo de água laminar. Em suma, o dispositivo de resfriamento 6 não está limitado a um tipo específico.

[0071] [Etapa de Revenimento (S6)] O tubo de aço sem costura temperado é sujeito ao revenimento. Mais especificamente, o tubo de aço sem costura temperado é aquecido a uma temperatura de revenimento predeterminada que é inferior ao ponto Ac1 e é mantido a esta temperatura durante um período de tempo predeterminado de tal modo que o parâmetro PL de Larson-Millar definido pela equação (2) abaixo é 18800 ou superior:

Na equação (2), T é uma temperatura de revenimento (°C), t é um tempo de retenção (em horas) para essa temperatura. Log (t) é o logaritmo de t cuja base é 10.

[0072] Se PL é menor que 18800, a redução na dureza da superfície é insuficiente e algumas partes podem ter uma dureza de Vickers superior a 250 Hv. PL é de preferência 18900 ou superior.

[0073] Se a PL é muito alta, a recristalização da ferrita ocorreu em uma região de 1mm de profundidade ou mais profunda da superfície, o que pode causar uma redução extrema na resistência, uma redução na resistência ácida na camada superficial e na produção de bolhas. PL é preferencialmente 20000 ou inferior, e mais preferencialmente 19500 ou inferior.

[0074] O limite inferior da temperatura de revenimento é de preferência 600 °C, e mais preferencialmente 630 °C, e ainda mais preferivelmente 650 °C. O limite superior da temperatura de revenimento é preferencialmente, 700 e mais preferencialmente, 680. O limite inferior do tempo de retenção é, de preferência, de uma hora e, mais preferencialmente, de duas horas, e ainda mais preferencialmente, de três horas. O limite superior do tempo de retenção é de preferência de seis horas, e mais preferencialmente de cinco horas, e ainda mais preferencialmente de quatro horas.

[0075] O processo de fabricação acima fornece um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede que é tão grande quanto 25 mm ou mais, com boa força, tenacidade e resistência à HIC. O método de fabricação acima é particularmente adequado para um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede de 25 mm ou maior, e pode mesmo ser usado para um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede de 40 mm ou maior. O limite superior da espessura da parede não está limitado a um valor específico, mas normalmente é de 60 mm ou inferior.

[0076] O tubo de aço sem costura em uma modalidade da presente invenção e o método de fabricação do mesmo foram descritos. A presente modalidade proporciona um tubo de aço sem costura que pode ser fabricado por um processo de fabricação relativamente razoável e que proporciona um limite de escoamento de 555 MPa ou superior e uma boa resistência a SSC de uma maneira confiável.

Exemplos

[0077] A presente invenção será descrita usando exemplos específicos. A presente invenção não está limitada a estes exemplos.

[0078] Uma pluralidade de tubos de aço sem costura com várias composições químicas foram produzidos e seu limite de escoamento, resistência à tração, dureza superficial e resistência ácida foram investigados.

[0079] [Métodos de Investigação] Uma pluralidade de aços tendo as composições químicas mostradas na Tabela 1 foram fundidos e foram submetidos à fundição contínua 5 para produzir tarugos redondos para formação de tubos. Os aços A, C, D1, D2 e J na Tabela 1 são aços nos quais a composição química ou o valor de Ceq não satisfaz os requisitos da presente invenção.

[0080] [Tabela 1]

[0081] Os tarugos redondos produzidos foram aquecidos pelo forno de aquecimento a uma temperatura no intervalo de 1100 a 1300 °C. Posteriormente, os tarugos redondos foram perfurados pela máquina de perfuração para produzir cascas ocas. Subsequentemente, o moinho de mandril foi usado para alongar as cascas ocas. Posteriormente, o dimensionador foi usado para reduzir o rolo (ou seja, dimensionar o rolo) as cascas ocas para produzir tubos de aço sem costura tendo os diâmetros externos e as espessuras de parede mostradas nas Tabelas 2 e 3.

[0082] [Tabela 2]

[0083] [Tabela 3]

[0084] Os tubos de aço sem costura que tinham sido submetidos à laminação de dimensionamento foram aquecidos pelo forno de aquecimento suplementar a 950 °C, e têmpera foi então realizada pelo aparelho de arrefecimento a água onde os tubos foram resfriados à temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento de 5 °C/seg ou superior.

[0085] Após a têmpera, os tubos de aço sem costura foram revenidos com as temperaturas de imersão e os tempos de retenção mostrados nas Tabelas 2 e 3. No entanto, durante a produção do aço do n° 62, após a têmpera anterior, antes do revenimento, a têmpera foi realizada onde o aço foi reaquecido fora de linha para 950 °C e embebido por 20 minutos e depois resfriado a água.

[0086] Os seguintes testes de avaliação foram realizados nos tubos de aço sem costura produzidos no processo de produção acima.

[0087] [Testes de Limite de Escoamento e Resistência à Tração] O limite de escoamento do tubo de aço sem costura de cada número foi investigado. Mais especificamente, um espécime de teste n° 12 (com uma largura de 25 mm e comprimento de calibre de 50 mm) conforme especificado no documento JIS Z 2241 foi retirado para que a direção longitudinal do espécime para o ensaio de tração fosse paralela à direção longitudinal do tubo de aço (ou seja, direção L). O espécime de teste que foi retirado foi usado para conduzir um teste de tração em conformidade com o documento JIS Z 2241 na atmosfera à temperatura ambiente (25 °C), e o limite de escoamento (YS) e resistência à tração (TS) foram determinados. O limite de escoamento foi determinado usando um método de alongamento total de 0,5%. O limite de escoamento determinado (em MPa) e a resistência à tração (em MPa) são mostradas nas Tabelas 2 e 3. As colunas marcadas com "YS" nas Tabelas 2 e 3 têm limite de escoamento e as colunas marcadas com "TS"têm resistências à tração determinadas para os espécimes de teste dos vários números de teste.

[0088] [Teste de Dureza da Superfície] Quatro espécimes de teste foram retirados do tubo de aço sem costura de cada número, os espécimes sendo deslocados um do outro em 90° ao longo da circunferência do tubo, e um teste de dureza de Vickers em conformidade com o documento JIS Z 2244 foi conduzido em três pontos arbitrários em uma seção de cruzamento transversal (ou seja, seção transversal perpendicular ao eixo central) de cada espécime de teste, estando os pontos a 1 mm para o interior, na direção da espessura da parede, a partir da superfície interna. A força nos testes de dureza de Vickers, F, foi de 10 kgf (ou seja, 98,07 N). O máximo entre os valores para os 12 pontos obtidos foi utilizado como valor de dureza "a 1 mm da superfície interna".

[0089] Da mesma forma, um teste de dureza de Vickers foi realizado em três pontos arbitrários de cada um dos quatro espécimes de teste do tubo de aço sem costura de cada número de teste, sendo os pontos a 1 mm para dentro na direção da espessura da parede da superfície externa, e o máximo entre os valores dos 12 pontos obtidos foi utilizado como valor de dureza "a 1 mm da superfície externa". Além disso, um teste de dureza de Vickers foi realizado em três pontos arbitrários de cada um dos quatro espécimes de teste do tubo de aço sem costura de cada número de teste, sendo os pontos próximos ao meio na espessura da parede e o máximo entre os valores dos 12 pontos que tinha sido obtido foi usado como o valor da dureza "na parede".

[0090] Para o tubo de aço sem costura de cada número de teste, o valor da dureza "a 1 mm da superfície externa", o valor da dureza "a 1 mm da superfície interna" e o valor da dureza "na parede"são mostradas nas Tabelas 2 e 3, nas colunas "Superfície Externa", "Na Parede" e "Superfície Interna".

[0091] O maior valor entre a diferença entre a dureza "a 1 mm da superfície externa" e a dureza "na parede", a diferença entre a dureza "a 1 mm da superfície interna" e a dureza "na parede ", e a diferença entre a dureza "a 1 mm da superfície externa" e a dureza "a 1 mm da superfície interna" (doravante denominada como "diferença máxima na dureza") é mostrada na coluna denominada "Diferença"nas Tabelas 2 e 3.

[0092] [Observação da Microestrutura] Uma amostra foi retirada do tubo de aço sem costura de cada número, a amostra contendo a superfície interna, a superfície externa e o meio na espessura da parede, e a microestrutura foi observada. Mais especificamente, cada amostra foi condicionada por uma solução de gravação nital para fazer com que a microestrutura aparecesse, o que foi observado usando microscopia óptica.

[0093] O tubo de aço sem costura de cada número tinha uma microestrutura com uma fase principal de martensita revenida ou bainita revenida. No entanto, em alguns tubos de aço sem costura, ocorreu recristalização de ferrita em uma região de uma profundidade de 1 mm ou mais profunda da superfície. Se a recristalização de ferrita ocorreu em uma região de uma profundidade de 1 mm ou mais profunda da superfície é mostrada na coluna rotulada "Recristalização de Ferrita" nas Tabelas 2 e 3.

[0094] O número de tamanho de grão dos cristais dos grãos de austenita prévios da microestrutura foi medido pelo seguinte método: Primeiro, um espécime de teste foi cortado de cada tubo de aço de tal modo que uma seção transversal perpendicular ao comprimento do tubo de aço como temperado (isto é, direção de formação do tubo) forma a superfície observada e foi embutida em uma resina; então o método de Bechet-Beaujard foi usado onde é corroído por uma solução aquosa saturada de ácido pícrico para deixar os limites de grãos de austenita prévios, que foram observados por microscopia óptica (com uma ampliação de 200 vezes) e o número de tamanho de grão de austenita prévio medido de acordo com a norma ASTM E112-10. Esses números de tamanho de grão são mostrados na coluna "N° de tamanho de grão Y Antes de AsQ" nas Tabelas 2 e 3.

[0095] Uma vez que o número de tamanho de grão de grãos de austenita prévios após o revenimento não pode ser medido usando corrosão solução aquosa saturada de ácido pícrico; em vista disso, o número foi medido com a ajuda de EBSD. EBSD foi realizado cortando-se um espécime de teste de tal forma que uma seção transversal perpendicular ao comprimento de um tubo de aço revenido forma a superfície observada, terminando a superfície observada por polimento espelhado e eletrólise, e uma área de 500 x 500 μm2 no meio na espessura do tubo de aço foi observada. Um detector para EBSD montado em um FE-SEM (DigiViewIV da EDAX) foi usado. Com base nos dados de orientação de cristal obtidos, o software de análise (OIM Analysis ver. 6 de EDAX) foi usado para desenhar linhas ao longo dos limites entre grãos de cristal em ângulos de desorientação de 15 a 51°, e o desenho de linha resultante foi usado para medir o número de tamanho de grão de austenita prévio de acordo com a norma ASTM E112-10. Esses números de tamanho de grão são mostrados na coluna "N° de Tamanho de Grão Y Antes de QT" nas Tabelas 2 e 3.

[0096] [Resultados da Investigação] Como mostrado nas Tabelas 1 a 3, os tubos de aço sem costura dos n° 19 a 33 e 52 a 60 tinham uma composição química que se encaixa no escopo da presente invenção e tinham um carbono equivalente Ceq não inferior a 0,430% e inferior a 0,500%. Nestes tubos de aço sem costura, não ocorreu recristalização de ferrita em uma região de profundidade de 1mm ou mais profunda da superfície, e uma estrutura estava presente tendo uma fase principal de martensita revenida ou bainita revenida da camada superficial para as porções na parede e o número de tamanho de grão do cristal dos grãos de austenita prévios foram inferiores a 6,0. Além disso, esses tubos de aço sem costura tinham valores de dureza de Vickers "a 1 mm da superfície externa", "a 1 mm da superfície interna" e "na parede" que não eram superiores a 250 Hv e tinham um limite de escoamento de 555 MPa ou mais alto. Esses tubos de aço sem costura tinham uma diferença máxima na dureza de 25 Hv ou inferior.

[0097] Os tubos de aço sem costura de n°1 a 17 tinham um limite de escoamento inferior a 555 MPa. Isto é presumivelmente porque o carbono equivalente Ceq do aço A era muito baixo.

[0098] No tubo de aço sem costura de n° 18, ocorreu recristalização de ferrita em uma região de uma profundidade de 1 mm ou mais profundo da superfície. Consequentemente, o tubo de aço sem costura de n° 18 tinha um limite de escoamento inferior a 555 MPa. Isto é presumivelmente porque o parâmetro PL de Larson-Miller do tubo de aço sem costura do n° 18 era muito alto.

[0099] Os tubos de aço sem costura de n° 34 a 42 e 47 a 51 tinham um valor de dureza de Vickers "a 1 mm da superfície externa", "a 1 mm da superfície interna" ou "na parede" que era mais alta que 250 Hv. Além disso, estes tubos de aço sem costura tinham uma diferença máxima na dureza superior a 25 Hv. Isso é presumivelmente porque os parâmetros PL de Larson- Miller dos tubos de aço sem costura dos n° 34 a 42 e 47 a 51 eram muito baixos.

[0100] Os tubos de aço sem costura de n° 43 e 44 tinham uma dureza de Vickers "a 1 mm da superfície interna" superior a 250 Hv. Isso é presumivelmente porque o carbono equivalente Ceq do aço C era muito alto.

[0101] Os tubos de aço sem costura de n° 45 e 46 tinham limites de escoamento inferiores a 555 MPa. Isso é presumivelmente porque os carbonos equivalentes Ceq dos aços D1 e D2 eram muito baixos.

[0102] No tubo de aço sem costura de N° 61, a dureza DE Vickers foi superior a 250 Hv em todos os pontos de medição. Isso é presumivelmente porque o carbono equivalente Ceq do aço J era muito alto.

[0103] O tubo de aço sem costura do n° 62 tinha um limite de escoamento inferior a 555 MPa. Isso é presumivelmente porque tanto a têmpera em linha quanto o reaquecimento e têmpera foram usados, o que produziu grãos de austenita prévios muito finos, reduzindo a temperabilidade e levando à força insuficiente.

[0104] FIG. 4 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e o limite de escoamento YS para o aço B. Como mostrado na FIG. 4, o limite de escoamento YS tendeu a diminuir à medida que o parâmetro PL de Larson-Miller aumentou. O aço B proporcionou um limite de escoamento de 555 MPa ou maior, exceto pelo tubo de aço sem costura n° 18, no qual a recristalização da ferrita progrediu.

[0105] FIG. 5 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e o limite de escoamento YS para o aço A. O aço A não proporcionou um limite de escoamento não inferior a 555 MPa, embora as condições de revenimento tenham sido ajustadas. Isto é presumivelmente porque o carbono equivalente Ceq do aço A era muito baixo.

[0106] FIG. 6 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a dureza em uma superfície externa, uma porção na parede e uma superfície interna para o aço B. Como mostrado na FIG. 6, as durezas na superfície externa, na porção de parede e na superfície interna tenderam a diminuir à medida que o parâmetro PL de Larson-Miller aumentava. Como mostrado na FIG. 6, quando o parâmetro PL de Larson- Miller era 18800 ou superior, as durezas na superfície externa, porção na parede e superfície interna eram de 250 Hv ou inferiores. Por outro lado, quando o parâmetro PL de Larson-Miller era inferior a 18800, a dureza na superfície externa, na porção da parede ou na superfície interna era superior a 250 Hv.

[0107] FIG. 7 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a dureza em uma superfície externa, uma porção na parede e uma superfície interna para o aço A. No aço A, semelhante ao aço B, as durezas na superfície externa, porção na parede e superfície interna tendem a diminuir à medida que o parâmetro de Larson-Miller aumenta.

[0108] FIG. 8 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a diferença máxima em dureza para o aço B. Como mostrado na FIG. 8, quando o parâmetro PL de Larson-Miller foi 18800 ou superior, a diferença máxima na dureza não foi superior a 25 Hv. O tubo de aço sem costura do n° 18 tinha uma grande diferença máxima na dureza presumivelmente porque a recristalização da ferrita progrediu em uma região de uma profundidade de 1mm ou mais profunda da superfície.

[0109] FIG. 9 é um gráfico de dispersão que ilustra a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a diferença máxima em dureza para o aço A. Como mostrado na FIG. 9, a relação entre o parâmetro PL de Larson-Miller e a diferença máxima em dureza no aço A exibiu tendências similares. O tubo de aço sem costura do n° 3 tinha uma grande diferença máxima na dureza, presumivelmente porque a recristalização da ferrita progrediu em uma região de uma profundidade de 1 mm ou mais profunda da superfície.

[0110] [Avaliação da Resistência Ácida] Uma avaliação de resistência ácida conforme descrito abaixo (ou seja, teste de resistência à HIC, teste de flexão de quatro pontos) foi realizada nos tubos de aço sem costura de alguns dos números.

[0111] [Teste de Resistência à HIC] De cada tubo de aço sem costura foi retirados um espécime de teste contendo a superfície interna, um espécime de teste contendo o meio na espessura da parede, e um espécime de teste contendo o espécime externo. Cada espécime de teste tinha uma espessura de 20 mm e uma largura (ao longo da circunferência) de 20 mm e um comprimento de 100 mm. A resistência HIC de cada amostra de teste foi avaliada de acordo com a NACE (National Association of Corrosion Engineers) TM 0284-2011. O banho de ensaio em que os espécimes de teste foram imersos foi uma solução aquosa de sal a 5% + ácido acético a 0,5%, saturada com gás sulfeto de hidrogênio a 1 atm a uma temperatura de 24 °C.

[0112] Após 96 horas de imersão, foi conduzida inspeção ultrassônica (UT) sobre os espécimes de teste depois de ser testado para determinar a localização da maior fissura, e a amostra foi cortada neste local. A seção transversal neste momento era uma seção transversal de espessura x largura do espécime de teste, isto é, perpendicular à direção longitudinal do tubo de aço. O espécime do teste de corte foi usado para determinar a relação de comprimento de fissura CLR (= comprimento de fissura (mm)/largura do espécime de teste (mm)). O valor máximo entre os valores de CLR do espécime de teste retirado de cada tubo de aço foi usado como a razão de comprimento de fissura CLR para este número de teste.

[0113] Além disso, foi determinado se cada espécime de teste após o teste tinha uma bolha (isto é, uma parte inchada devido a uma rachadura perto da superfície), e o número de bolhas produzidas na amostra de teste foi contado. O máximo entre os números de bolhas no espécime de teste retirado de cada tubo de aço foi usado como o número de bolhas para este número de teste.

[0114] [Teste de Flexão de Quatro Pontos] Uma tensão de 95% do limite de escoamento real (ou seja, o limite de escoamento do tubo de aço sem costura de cada número) foi aplicada a um espécime de teste contendo o meio na espessura de parede deste tubo de aço sem costura usando um gabarito de flexão de quatro pontos com ASTM G39. Os espécimes de teste aos quais foram aplicadas as tensões foram colocados em um banho de teste. O banho de teste foi uma solução aquosa de sal a 5% de sal + 0,5% de ácido acético saturada com gás sulfeto de hidrogênio a 1 atm a uma temperatura de 24 °C. Após 720 horas, foi visualmente determinado se havia uma fissura nas amostras de teste. Se um material de placa não tivesse fissuras, determinou-se que este material tinha boa resistência a SSC.

[0115] [Resultados da Avaliação] Os resultados da avaliação da resistência ácida foram mostrados na Tabela 4. [Tabela 4]

[0116] Na Tabela 4, "o" nas colunas denominadas "Teste de resistência HIC" e "Teste de Flexão de Quatro Pontos" indica que não houve fissura no teste relevante. "-" nas colunas "Teste de Resistência HIC" e "Teste de Flexão de Quatro Pontos" indica que o teste relevante não foi realizado.

[0117] Como mostrado na Tabela 4, nos tubos de aço sem costura com uma limite de escoamento de 555 MPa ou superior e valores de dureza de Vickers "a 1 mm da superfície externa", "a 1 mm da superfície interna" e "na parede” não superior a 250 Hv, nenhuma fissura ocorre tanto no teste de resistência HIC quanto no teste de flexão de quatro pontos, e uma boa resistência ácida foi fornecida de maneira confiável. Por outro lado, os tubos de aço sem costura com valores de dureza de Vickers "a 1 mm da superfície externa", "a 1 mm da superfície interna" ou "na parede" superior a 250 Hv proporcionaram uma resistência ácida ruim. Esses resultados provam uma relação entre a dureza de Vickers e a resistência ácida.

[0118] Embora tenham sido descritas modalidades da presente invenção, essas modalidades são meramente exemplos que podem ser utilizados para realizar a presente invenção. Consequentemente, a presente invenção não está limitada às modalidades acima e as modalidades acima podem ser modificadas conforme adequado, sem se afastar do espírito da invenção.

Claims

1. Tubo de aço sem costura, caracterizado por uma composição química de, em % em massa, C: 0,02 a 0,15%; 51: 0,05 a 0,5%; Mn: 0,30 a 2,5%; P: até 0,03%; S: até 0,006%; O: até 0,004%; Al: 0,01 a 0,10%; Ti: 0,001 a 0,010%; N: até 0,007%; Cr: 0,05 a 1,0%; Mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5%; Ni: 0,03 a 1,0%; Cu: 0,02 a 1,0%; V: 0,020 a 0,20%; Ca: 0,0005 a 0,005%; e Nb: 0 a 0,05% o balanço sendo Fe e impurezas, onde um carbono equivalente Ceq, conforme definido pela equação (1) abaixo, não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%, uma fase principal de uma microestrutura de uma camada superficial a uma porção na parede é martensita revenida ou bainita revenida, um tamanho de grãos de austenita prévios na microestrutura é menor que 6,0 no número de tamanho de grão de cristal de acordo com a norma ASTM E112-10, uma porção entre uma posição a 1 mm de uma superfície interna e uma posição a 1 mm de uma superfície externa tem uma dureza de Vickers de 250 Hv ou inferior, e um limite de escoamento é de 555 MPa ou superior,

2. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a composição química conter, em % em massa: Nb: 0,010 a 0,05 %.

3. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado por uma diferença entre uma dureza de Vickers de uma porção a 1 mm da superfície interna e a de uma porção em um meio em uma espessura de parede, uma diferença entre uma dureza de Vickers de uma poção a 1 mm da superfície externa e a de uma porção no meio na espessura da parede, e uma diferença entre a dureza de Vickers de uma porção a 1 mm da superfície interna e a de uma porção a 1 mm da superfície externa são cada 25 Hv ou inferior.

4. Tubo de aço sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado por:o número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita prévios é 5,5 ou inferior.

5. Método de fabricação de um tubo de aço sem costura, caracterizado por compreender: preparar uma matéria-prima com uma composição química de, em % em massa, C: 0,02 a 0,15%; Si: 0,05 a 0,5%; Mn: 0,30 a 2,5%; P: até 0,03%; S: até 0,006%; O: até 0,004%; Al: 0,01 a 0,10%; Ti: 0,001 a 0,010%; N: até 0,007%; Cr: 0,05 a 1,0%; Mo: não inferior a 0,02% e inferior a 0,5%; Ni: 0,03 a 1,0%; Cu: 0,02 a 1,0%; V: 0,020 a 0,20%; Ca: 0,0005 a 0,005%; e Nb: 0 a 0,05%, o balanço sendo Fe e impurezas; trabalhar a quente a matéria-prima para produzir uma casca oca; temperar a casca oca por têmpera direta ou têmpera em linha, em que a casca oca é resfriada a água a partir de 800°C ou superior, uma taxa de resfriamento para a faixa de temperatura da casca oca de 800°C a 500°C é igual ou superior a 5°C/s, e uma temperatura na qual o resfriamento é interrompido é 450°C ou inferior; e revenir a casca oca temperada a uma temperatura de revenimento que é menor que o ponto Ac1, em que nenhum reaquecimento e têmpera é realizado entre a têmpera e o revenimento, um carbono equivalente Ceq, conforme definido pela equação (3) abaixo, não é inferior a 0,430% e inferior a 0,500%, um parâmetro PL de Larson-Miller, conforme definido pela equação (4) abaixo, não é menor que 18800,

e

um símbolo de cada elemento na equação (3) é substituído por um teor desse elemento em % em massa, e na equação (4), T é a temperatura de revenimento e t é um período de retenção para essa temperatura, e T é em °C e t está em horas.

6. Método de fabricação de um tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado por compreender ainda aquecimento suplementar da casca antes da têmpera.