BR112018012400B1 - Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência para poços de petróleo e método de fabricação do mesmo - Google Patents

Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência para poços de petróleo e método de fabricação do mesmo Download PDF

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Abstract

é fornecido um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência para poços de petróleo que tem excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto. o tubo compreende, em % em massa, c: 0,20 a 0,50%, si: 0,05 a 0,40%, mn: 0,1 a 1,5%, p: 0,015% ou menos, s: 0,005% ou menos, al: 0,005 a 0,1%, n: 0,006% ou menos, cr: 0,1 a 2,5%, mo: 0,1 a 1,0%, v: 0,03 a 0,3%, nb: 0,001 a 0,030%, b: 0,0003 a 0,0030%, o: 0,0030% ou menos e ti: 0,003 a 0,025%, ti/n: é 2,0 a 5,5. pelo menos 95% em fração de volume é martensita revenida. as partículas de austenita anteriores têm pelo menos 8,5 de número de tamanho de grão. nos cortes transversais ortogonais à direção de laminação: a cada 100 mm2, não há mais do que 100 inclusões de nitreto com diâmetro de partícula de pelo menos 4 µm e não mais que 700 de menos que 4 µm; e, a cada 100 mm2, não há mais do que 60 inclusões de óxido com diâmetro de partícula de pelo menos 4 µm e não mais que 500 de menos que 4 µm.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para TUBO DE AÇO INOXIDÁVEL SEM COSTURA DE ALTA RESISTÊNCIA PARA POÇOS DE PETRÓLEO E MÉTODO DE FABRICAÇÃO DO MESMO.
CAMPO TÉCNICO [0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura de alta resistência preferencial para uso como produtos tubulares de petróleo (ou denominados OCTG) ou tubulações de linha, e, particularmente, ao aprimoramento de resistência ao trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto (ou denominada resistência a SCC) em um ambiente úmido de sulfeto de hidrogênio (ambiente azedo).
TÉCNICA ANTECEDENTE [0002] Para a alimentação estável de recursos de energia, houve um desenvolvimento de campos petrolíferos e campos de gás natural sob o solo de um ambiente com grave corrosão. Isso criou uma forte demanda para perfurar produtos tubulares de petróleo (doravante denominado de OCTG) e transportar tubulações de linha que tenham excelente resistência a SCC em um ambiente azedo com sulfeto de hidrogênio (H2S) ao mesmo tempo que mantém alta resistência com um limite de elasticidade YS de 862 MPa (125 ksi) ou mais.
[0003] A fim de satisfazer tais demandas, por exemplo, a PTL 1 propõe um método para produzir um aço para OCTG por meio do qual um aço de baixa liga que contém C: 0,2 a 0,35%, Cr: 0,2 a 0,7%, Mo: 0,1 a 0,5%, e V: 0,1 a 0,3% em peso é revenido entre 6500 e uma temperatura em ou abaixo do ponto de transformação Aci após ser resfriado bruscamente na transformação A3 ou maior. A técnica da PTL 1 é descrita como tendo capacidade para alcançar 8 a 40% em peso de um carbeto do tipo MC com relação à quantidade total, 2 a 5% em peso, do carbeto precipitado e produzir um aço para OCTG que
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2/45 tem excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto.
[0004] A PTL 2 propõe um método para produzir um aço para OCTG que tem excelente tenacidade e excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto. O método aquece um aço de baixa liga que contém C: 0,15 a 0,3%, Cr: 0,2 a 1,5%, Mo: 0,1 a 1%, V: 0,05 a 0,3%, e Nb: 0,003 a 0,1% em massa a pelo menos 1.150Ό. Após o trabalho a quente realizado a uma temperatura de 1.000Ό ou mais, o aço é submetido a um ou mais ciclos de resfriamento brusco e revenido que inclui resfriamento brusco a uma temperatura de 900Ό ou maior, revenido entre 550Ό e um a temperatura no ponto de transformação Aci ou abaixo do mesmo, reaquecimento e resfriamento brusco a 850 a 1.000Ό e revenido en tre 650Ό e uma temperatura no ponto de transformação Aci ou abaixo do mesmo. A técnica da PTL 2 é descrita como tendo capacidade para alcançar 5 a 45% em massa de um carbeto do tipo MC e 200/t (t: espessura de parede (mm)) % em massa ou menos de um carbeto do tipo M23C6 com relação à quantidade total, 1,5 a 4% em massa, do carbeto precipitado e produzir um aço para OCTG que tem excelente tenacidade e excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto.
[0005] A PTL 3 propõe um material de aço para OCTG que contém C: 0,15 a 0,30 em % em massa, Si: 0,05 a 1,0% em massa, Mn: 0,10 a 1,0% em massa, P: 0,025% em massa ou menos, S: 0,005% em massa ou menos, Cr: 0,1 a 1,5% em massa, Mo: 0,1 a 1,0% em massa, Al: 0,003 a 0,08 % em massa, N: 0,008% em massa ou menos, B: 0,0005 a 0,010% em massa, Ca+O (oxigênio): 0,008% em massa ou menos, e um ou mais de Ti: 0,005 a 0,05% em massa, Nb: 0,05% em massa ou menos, Zr: 0,05% em massa ou menos, e V: 0,30% em massa ou menos, e em que inclusões não metálicas contínuas têm um comprimento
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3/45 máximo de 80 pm ou menor, e o número de inclusões não metálicas com um tamanho de partículas de 20 pm ou mais é 10 ou menor por 100 mm2 conforme observado em um corte transversal. O material de aço de baixa liga para OCTG obtido na presente publicação é descrito como tendo a alta resistência exigida para OCTG, e um nível excelente de resistência a SCC que pode ser esperado de tal alta resistência.
[0006] A PTL 4 propõe um aço de baixa liga para produtos tubulares de petróleo (OCTG) que tem excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto. O aço contém C: 0,20 a 0,35% em massa, Si: 0,05 a 0,5% em massa, Mn: 0,05 a 0,6% em massa, P: 0,025% em massa ou menos, S: 0,01% em massa ou menos, Al: 0,005 a 0,100% em massa, Mo: 0,8 a 3,0% em massa, V: 0,05 a 0,25% em massa, B: 0,0001 a 0,005% em massa, N: 0,01% em massa ou menos e O: 0,01% em massa ou menos e satisfaz 12V + 1 - Mo >
0. A composição de acordo com a técnica da PTL 4 é descrita como contendo componentes opcionais: 0,6% em massa ou menos de Cr satisfazendo Mo - (Cr + Mn) > 0; pelo menos um dentre Nb: 0,1 em % em massa ou menos, Ti: 0,1% em massa ou menos, e Zr: 0,1% em massa ou menos; ou Ca: 0,01% em massa ou menos.
LISTA DE CITAÇÕES
LITERATURA DE PATENTE [0007] PTL 1: Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não examinada n2 2000-178682 [0008] PTL 2: Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinada n° 2000-297344 [0009] PTL 3: Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinada n° 2001-172739 [0010] PTL 4: Publicação de Pedido de Patente Japonesa Não Examinada n° 2007-16291
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4/45
SUMÁRIO DA INVENÇÃO
PROBLEMA TÉCNICO [0011] No entanto, devido ao fato de que a resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto (resistência a SCC) são múltiplos fatores, as técnicas descritas na PTL 1 a PTL 4 não são suficientes caso as características de um tubo de aço sem costura de alta resistência de um grau equivalente a YS de 862 MPa (125 ksi) ou maior que o mesmo devam ser aprimoradas para tornar a resistência a SCC suficiente para uso no ambiente com grave corrosão de poços de petróleo. Há, também, uma grande dificuldade em ajustar estavelmente o tipo e a quantidade de carbeto dentro de faixas desejadas, conforme ensinado na PTL 1 e PTL 2, ou ajustar estavelmente o formato e o número de inclusões não metálicas dentro das faixas desejadas conforme ensinado na PTL 3.
[0012] A presente invenção está destinada a solucionar os problemas da técnica relacionada e é um objetivo da presente invenção fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistência para OCTG que tem excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto e um método para produzir tal tubo de aço sem costura de alta resistência.
[0013] Conforme usado no presente documento, alta resistência significa resistência com um limite de elasticidade YS de 862 MPa (125 ksi) ou mais. O limite de elasticidade YS é, de preferência, 965 MPa (140 ksi) ou menos. Conforme usado no presente documento, excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto significa que um material destinado não racha após 720 horas de estresse aplicado igual a 90% do limite de elasticidade do mesmo em um teste de carga constante conduzido de acordo com o método de teste especificado em NACE TM0177 Método A com o uso de uma solução aquosa de acetado de sódio-ácido acético (temperatura do
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5/45 líquido: 24Ό) que contém uma solução de água salgada a 5,0% em massa de pH 3,5 com sulfeto de hidrogênio saturado a 10 kPa.
SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA [0014] Reconhecendo que tanto uma alta resistência excelente quanto a excelente resistência a SCC precisam ser satisfeitas para alcançar o objeto supracitado, os presentes inventores dirigiram estudos extensivos de vários fatores que afetam a resistência e a resistência a SCC. Os estudos constataram que as inclusões de nitreto e as inclusões de óxido têm um grande impacto na resistência a SCC em tubos de aço de alta resistência de um grau equivalente ou superior a um limite de elasticidade YS de 862 MPa (125 ksi), embora a extensão do impacto varia com o tamanho das inclusões. Dentre as constatações há o fato de que as inclusões de nitreto com um tamanho de 4 pm ou mais e as inclusões de óxido com um tamanho de 4 μιτι ou mais se tornam uma iniciação de trincamento por corrosão sob tensão por sulfeto (SSC), e que o SSC se torna mais propenso a ocorrer à medida que o tamanho do nitreto e as inclusões de óxido aumentam. Outra constatação é o fato de que as inclusões de nitreto com um tamanho menor que 4 μιτι não se tornam uma iniciação de SSC por si só, porém, afetam de maneira adversa a resistência a SCC quando presentes em grandes números. Constatou-se, também, que as inclusões de óxido menores que 4 μιτι têm um efeito adverso na resistência a SCC quando presentes em grandes números.
[0015] A partir dessas constatações, os presentes inventores idealizaram que, a fim de aprimorar a resistência a SCC, o número de nitreto e de inclusões de óxido podem precisar ter o tamanho ajustado para que caiam abaixo dos números apropriados. Para que o número de nitreto e de inclusões de óxido caiam abaixo dos números apropriados, é importante controlar as quantidades de N e de O dentro das faixas exigidas durante a produção de um material de tubo de aço,
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6/45 particularmente, durante a produção e fusão de aço fundido. Além disso, é importante gerenciar as condições de fabricação em uma etapa de refinamento de aço e uma etapa de fusão contínua.
[0016] A presente invenção, com base nessas constatações, foi concluída após estudos adicionais. De modo específico, a ideia principal da presente invenção é conforme a seguir.
[0017] (1) Um tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo, de uma composição que compreende C: 0,20 a 0,50% em massa, Si: 0,05 a 0,40% em massa, Mn: 0,1 a 1,5% em massa, P: 0,015% em massa ou menos, S: 0,005 % em massa ou menos, Al: 0,005 a 0,1% em massa, N: 0,006% em massa ou menos, Cr: 0,1 a 2,5% em massa, Mo: 0,1 a 1,0% em massa, V: 0,03 a 0,3% em massa, Nb: 0,001 a 0,030% em massa, B: 0,0003 a 0,0030% em massa, O (oxigênio): 0,0030 em % em massa ou menos, Ti: 0,003 a 0,025% em massa, e o saldo Fe e impurezas inevitáveis, e satisfazendo Ti/N = 2,0 a 5,5, [0018] em que o tubo de aço sem costura de alta resistência tem uma estrutura na qual uma fração de volume de martensita revenida é 95% ou mais, e um número de tamanho de grão de austenita anterior é 8,5 ou mais, e que contém inclusões de nitreto que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 100 ou menos por 100 mm2, inclusões de nitreto que têm um tamanho menor do que 4 μιτι e cujo número é 700 ou menos por 100 mm2, inclusões de óxido que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 60 ou menos por 100 mm2, e inclusões de óxido que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 500 ou menos por 100 mm2, em um corte transversal perpendicular a uma direção de laminação, e [0019] em que o tubo de aço sem costura de alta resistência tem um limite de elasticidade YS de 862 MPa ou mais.
[0020] (2) O tubo de aço sem costura de alta resistência para prolpíjg.42M6H)
7/45 dutos tubulares de petróleo de acordo com o item (1), em que a composição contém ainda pelo menos um selecionado a partir de Cu: 1,0% em massa ou menos, Ni: 1,0% em massa ou menos, e W: 3,0% em massa ou menos.
[0021] (3) O tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo de acordo com o item (1) ou (2), em que a composição contém ainda Ca: 0,0005 a 0,0050% em massa.
[0022] (4) Um método para produzir o tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo de acordo com qualquer um dos itens (1) a (3), [0023] o método compreendendo:
[0024] aquecer um material de tubo de aço a uma temperatura de aquecimento de 1.050 a 1.350Ό e submeter o materia I de tubo de aço a trabalho a quente a fim de obter um tubo de aço sem costura de um formato predeterminado; e [0025] resfriar o tubo de aço sem costura após o trabalho a quente em uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar até que uma temperatura de superfície se torne 200Ό ou menor e revenir o tubo de aço sem costura aquecendo-se o tubo a 600 a 740Ό.
[0026] (5) O método de acordo com o item (4), em que o tubo de aço sem costura é submetido a resfriamento brusco pelo menos uma vez após o resfriamento e antes do revenimento, sendo que o resfriamento brusco envolve reaquecimento em uma faixa de temperatura entre um ponto de transformação Acs e 1.000Ό e resfriamento brusco a uma temperatura de superfície de 200Ό ou menos.
Efeitos Vantajosos da Invenção [0027] Com a presente invenção, pode ser fornecido um tubo de aço sem costura de alta resistência para OCTG que tem alta resistência com um limite de elasticidade YS de 862 MPa (125 ksi) ou mais e
8/45 excelente resistência a trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto, de maneira tanto fácil quanto não dispendiosa. Isso torna a invenção altamente vantajoso na indústria. Com os elementos de liga apropriados contidos em quantidades apropriadas e com a geração reduzida de inclusões de nitreto e inclusões de óxido, a presente invenção pode produzir estavelmente um tubo de aço sem costura de alta resistência que tem excelente resistência a SCC ao mesmo tempo que mantém a alta resistência desejada para OCTG.
DESCRIÇÃO DE MODALIDADES [0028] Um tubo de aço sem costura de alta resistência para OCTG da presente invenção (doravante, também denominado simplesmente de tubo de aço sem costura de alta resistência) é de uma composição que contém C: 0,20 a 0,50% em massa, Si: 0,05 a 0,40% em massa, Mn: 0,1 a 1,5 % em massa, P: 0,015% em massa ou menos, S: 0,005% em massa ou menos, Al: 0,005 a 0,1% em massa, N: 0,006% em massa ou menos, Cr: 0,1 a 2,5% em massa, Mo: 0,1 a 1,0% em massa, V: 0,03 a 0,3% em massa, Nb: 0,001 a 0,030% em massa, B: 0,0003 a 0,0030% em massa, O (oxigênio): 0,0030 em % em massa ou menos, Ti: 0,003 a 0,025% em massa, e o saldo Fe e impurezas inevitáveis, e satisfazendo Ti/N = 2,0 a 5,5, em que o tubo de aço sem costura de alta resistência tem uma estrutura na qual uma fração de volume de martensita revenida é 95% ou mais, e um número de tamanho de grão de austenita anterior é 8,5 ou mais e que contém inclusões de nitreto que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 100 ou menos por 100 mm2, inclusões de nitreto que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 700 ou menor por 100 mm2, inclusões de óxido que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 60 ou menor por 100 mm2 e inclusões de óxido que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 500 ou menor por 100 mm2, em um corte transversal perpendicular a uma direção de laminaW^887fflHmSEma,dlE(W™fflmS8,
9/45 ção. O tubo de aço sem costura de alta resistência tem um limite de elasticidade YS de 862 MPa ou mais.
[0029] As razões para especificar a composição no tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção é conforme a seguir. A seguir, o % usado apenas em combinação com a composição significa porcentagem em massa.
C: 0,20 a 0,50% [0030] C (Carbono) contribui para aumentar a resistência de aço formando-se uma solução sólida. Esse elemento também contribui para aprimorar a capacidade de endurecimento do aço e formar uma estrutura de primariamente uma fase de martensita durante resfriamento brusco. C precisa ser contido em uma quantidade de 0,20% ou mais para obter tais efeitos. O teor de C em excesso de 0,50% causa trincamento durante o resfriamento brusco e deteriora a produtividade. Portanto, o teor de C é 0,20 a 0,50%, de preferência, 0,20% ou mais, com mais preferência, 0,24% ou mais. O teor de C é, de preferência, 0,35% ou menor, com mais preferência, 0,32% ou menos.
Si: 0,05 a 0,40% [0031] Si (Silício) é um elemento que atua como um agente desoxidante, e que aumenta a resistência de aço dissolvendo-se no aço como uma solução sólida e impede o amolecimento durante o revenido. O Si precisa ser contido em uma quantidade de 0,05% ou mais para obter tais efeitos. O teor de Si em excesso de 0,40% promove geração de uma fase de amolecimento de ferrita e inibe o aprimoramento de resistência ou promove a formação de inclusões de óxido brutas, o que deteriora a resistência a SCC ou tenacidade insuficiente. O Si também é um elemento que se segrega para ocasionar endurecimento local do aço. O teor de Si em excesso de 0,40% causa efeitos adversos formando-se uma região localmente endurecida e deteriorando-se a resistência a SCC. Por esses motivos, o Si está contido em uma
10/45 quantidade de 0,05 a 0,40% na presente invenção. O teor de Si é preferencialmente 0,05 a 0,33%. Com mais preferência, o teor de Si é 0,24% ou mais e é 0,30% ou menos.
Mn: 0,1 a 1,5% [0032] O Mn (Manganês) é um elemento que aprimora a capacidade de endurecimento do aço e que contribui para aumentar a resistência de aço, igualmente ao C. O Mn precisa ser contido em uma quantidade de 0,1% ou mais para obter tais efeitos. O Mn também é um elemento que se segrega para ocasionar endurecimento local do aço. O teor de Mn em excesso causa efeitos adversos formando-se uma região localmente endurecida e deteriorando-se a resistência a SCC. Por esses motivos, o Mn está contido em uma quantidade de 0,1 a 1,5% na presente invenção. O teor de Mn é, de preferência, maior que 0,3%, com mais preferência, 0,5% ou mais. De preferência, o teor de Mn é 1,2% ou menos, com mais preferência, 0,8% ou menos.
P: 0,015% ou menos [0033] P (Fosforo) é um elemento que se segrega em contornos de grão e causa fragilização nos contornos de grão. O elemento também se segrega para ocasionar endurecimento local do aço. É preferencial na presente invenção conter P como impurezas inevitáveis na menor quantidade possível. No entanto, o teor de P de, no máximo, 0,015% é aceitável. Por esse motivo, o teor de P é 0,015% ou menos, de preferência, 0,012% ou menos.
S: 0,005% ou menos [0034] S (Enxofre) representa impurezas inevitáveis, existentes em maior parte como inclusões de sulfeto no aço. De modo desejável, o teor de S deve ser reduzido o quanto possível devido ao fato de que S deteriora a ductilidade, tenacidade e a resistência a SCC. No entanto, o teor de S de, no máximo, 0,005% é aceitável. Por esse motivo, o teor de S é 0,005% ou menos, de preferência, 0,003% ou menos.
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Al: 0,005 a 0,1% [0035] O Al (Alumínio) atua como um agente desoxidante e contribui para a redução do tamanho de grãos de austenita durante o aquecimento formando-se AIN com N. O Al fixa o N e impede a ligação de solução sólida B a N a fim de inibir a redução da capacidade de endurecimento que aprimora o efeito por B. O Al precisa ser contido em uma quantidade de 0,005% ou mais para obter tais efeitos. O teor de Al em excesso de 0,1% aumenta as inclusões de óxido e diminuir a pureza de aço. Isso deteriora a ductilidade, tenacidade e resistência a SCC. Por esse motivo, o Al está contido em uma concentração de 0,005 a 0,1%. O teor de Al é, de preferência, 0,01% ou mais, com mais preferência, 0,02% ou mais. De preferência, o teor de Al é 0,08% ou menos, com mais preferência, 0,05% ou menos.
N: 0,006% ou menos [0036] O N (Nitrogênio) existe como impurezas inevitáveis em aço. Esse elemento refina o tamanho de grão de microestrutura formandose AIN com Al e TiN com Ti e aprimora a tenacidade. No entanto, o teor de N em excesso de 0,006% produz nitretos grossos (no presente contexto, os nitretos são precipitados que são gerados em um tratamento a calor e as inclusões que se cristalizam durante a solidificação), o que deteriora a resistência a SCC e a tenacidade. Por esse motivo, o teor de N é 0,006% ou menos.
Cr: 0,1 a 2,5% [0037] Cr (Cromo) é um elemento que aumenta a resistência de aço por meio do aprimoramento da capacidade de endurecimento, e isso aprimora a resistência à corrosão. Esse elemento também possibilidade produzir uma estrutura arrefecida bruscamente aprimorandose a capacidade de endurecimento, até mesmo em materiais espessos. O Cr também é um elemento que aprimora a resistência ao amolecimento de revenido formando-se carbeto, tal como M3C, M7C3 e
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M23C6 (em que M é um elemento metálico) com C durante revenido. O Cr precisa ser contido em uma quantidade de 0,1% ou mais para obter tais efeitos. O teor de Cr é, de preferência, maior que 0,6%, com mais preferência, maior que 0,7%. O teor de Cr em excesso de 2,5% resulta em formação em excesso de M7C3 e M23C6. Os mesmos atuam como locais de aprisionamento de hidrogênio e deterioram a resistência a SCC. O teor de Cr em excesso também pode diminuir a resistência devido a um fenômeno de amolecimento de solução sólida. Por esses motivos, 0 teor de Cr é 2,5% ou menos.
Mo: 0,1 a 1,0% [0038] O Mo (Molibdênio) é um elemento que forma carbeto e que contribui para 0 reforço do aço através do reforço da precipitação. Esse elemento contribui com eficácia para fornecer alta resistência exigida após 0 revenido ter reduzido a densidade de deslocamento. A redução da densidade de deslocamento aprimora a resistência a SCC. O Mo se segrega nos contornos de grão antes da austenita dissolvendose no aço como uma solução sólida e também contribui para 0 aprimoramento da resistência a SCC. O Mo também atua para tornar 0 produto de corrosão mais denso e inibe a geração e crescimento de poços, que se tornam uma iniciação de trincamento. O Mo precisa ser contido em uma quantidade de 0,1% ou mais para obter tais efeitos. O teor de Mo em excesso de 1,0% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que não pode produzir efeitos correspondentes uma vez que os efeitos se tornam saturados em relação à resistência aumentada. Tal teor em excesso também promove formação de precipitados de M2C acicular ou, em alguns casos, a fase de Laves (Fe2Mo) para deteriorar a resistência a SCC. Por esses motivos, 0 Mo está contido em uma concentração de 0,1 a 1,0%. O teor de Mo é, de preferência, 0,3% ou mais, e é, de preferência, 0,9% ou menos, com mais preferência, 0,7% ou menos.
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V: 0,03 a 0,3% [0039] V (Vanádio) é um elemento que forma carbeto ou nitreto de carbono e que contribui para reforçar aço. V precisa ser contido em uma quantidade de 0,03% ou mais para obter tais efeitos. O teor de V em excesso de 0,3% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que o mesmo pode produzir efeitos correspondentes à medida que os efeitos se tornam saturados. Por esse motivo, ο V está contido em uma concentração de 0,03 a 0,3%. O teor de V é, de preferência, 0,05% ou mais e é, de preferência, 0,25% ou menos.
Nb: de 0,001 a 0,030% [0040] O Nb (Nióbio) forma carbeto ou nitreto de carbono e contribui para o aumento da resistência de aço através do reforço de precipitação e para a redução do tamanho de grãos de austenita anteriores. O Nb precisa estar contido em uma quantidade de 0,001% ou mais a fim de obter tais efeitos. Os precipitados de Nb tendem a se tornar uma rota de propagação para SSC (trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto). Particularmente, uma presença de quantidades grandes de precipitados de Nb de um teor de Nb em excesso acima de 0,030% leva a uma deterioração séria na resistência a SCO, particularmente, em materiais de aço de alta resistência com um limite de elasticidade de 862 MPa (125 ksi) ou mais. Por esses motivos, o teor de Nb é 0,001 a 0,030% do ponto de vista de satisfazer tanto excelente alta resistência quanto excelente resistência a SCC. O teor de Nb é, de preferência, de 0,001% a 0,02%, com mais preferência, menor que 0,01%.
B: 0,0003 a 0,0030% [0041] O B (Boro) se segrega nos contornos de grão de austenita e atua para aumentar a capacidade de endurecimento do aço inibindose a transformação de ferrita dos contornos de grão, até mesmo quando contidos em quantidades-traço. O B precisa estar contido em uma
14/45 quantidade de 0,0003% ou mais para obter tais efeitos. Quando contido em excesso de 0,0030%, o B se precipita, por exemplo, como nitreto de carbono. Isso deteriora a capacidade de endurecimento e, por sua vez, a tenacidade. Por esse motivo, B está contido em uma concentração de 0,0003 a 0,0030%. O teor de B é, de preferência, 0,0007% ou mais e é, de preferência, 0,0025% ou menos.
O (oxigênio): 0,0030% ou menos [0042] O (oxigênio) representa impurezas inevitáveis, existentes como inclusões de óxido em aço. As inclusões de óxido se tornam uma iniciação de geração de SSC e deterioram resistência a SCC. Portanto, é preferencial na presente invenção que O (oxigênio) seja contido na menor quantidade possível. No entanto, o teor de O (oxigênio) de no máximo 0,0030% é aceitável devido ao fato de que o teor de O (oxigênio) excessivamente pequeno leva a custo de refinamento aumentado. Por esses motivos, o teor de O (oxigênio) é 0,0030% ou menos, de preferência, 0,0020% ou menos.
Ti: 0,003 a 0,025% [0043] O Ti (Titânio) se precipita como TiN fino ligando-se ao N durante a solidificação de aço fundido, e o efeito de pinning do mesmo contribui para a redução do tamanho de grãos de austenita anteriores. O Ti precisa ser contido em uma quantidade de 0,003% ou mais para obter tais efeitos. O teor de Ti menor que 0,003% produz apenas efeitos pequenos. O teor de Ti em excesso de 0,025% produz TiN grosso, e a tenacidade deteriora uma vez que falha em exibir o efeito de pinning. Tal TiN grosso também pode deteriorar a resistência a SCC. Por esses motivos, o Ti está contido em uma faixa de 0,003 a 0,025%.
Ti/N:2,0a5,5 [0044] Quando a razão Ti/N for menor que 2,0, N se torna insuficientemente fixo e forma BN. Com resultado, o efeito de aprimoramento de capacidade de endurecimento por B é deteriorado. Quando a razão
15/45 de Ti/N for maior que 5,5, a tendência de formar TiN grosso se torna mais proeminente, e a tenacidade e a resistência a SCC são deterioradas. Por esses motivos, Ti/N é 2,0 a 5,5. O Ti/N é, de preferência, 2,5 ou mais e é, de preferência, 4,5 ou menos.
[0045] Além dos componentes supracitados, a composição contém o saldo Fe e impurezas inevitáveis. O teor aceitável de impurezas inevitáveis é 0,0008% ou menos para Mg e 0,05% ou menos para Co.
[0046] Além dos componentes básicos supracitados, a composição pode conter um ou mais elementos opcionais selecionados a partir de Cu: 1,0% ou menos, Ni: 1,0% ou menos, e W: 3,0% ou menos e/ou Ca: 0,0005 a 0,0050%.
[0047] Um ou mais Elementos Selecionados a partir de Cu: 1,0% ou menos, Ni: 1,0% ou menos, e W: 3,0% ou menos [0048] Os elementos Cu, Ni e W contribuem todos para o aumento da resistência de aço e um ou mais desses elementos podem estar contidos, conforme necessário.
[0049] O Cu (Cobre) é um elemento que contribui para o aumento da resistência de aço e que atua para aprimorar a tenacidade e resistência à corrosão. Esse elemento é particularmente eficaz para aprimorar a resistência a SCC em um ambiente com grave corrosão. Quando o Cu estiver contido, um produto de corrosão denso é formado, e a resistência de corrosão é aprimorada. O Cu também reduz a geração e crescimento de poços, que se tornam um início de trincamento. O Cu está contido em uma quantidade desejável mente 0,03% ou mais para obter tais efeitos. Conter Cu em excesso de 1,0% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que o mesmo pode produzir efeitos correspondentes à medida que os efeitos se tornam saturados. Portanto, é preferencial que o Cu, quando contido, seja limitado a um teor de 1,0% ou menos.
[0050] O Ni (Níquel) é um elemento que contribui para o aumento
16/45 da resistência de aço e que atua para aprimorar a tenacidade e resistência à corrosão. O Ni está contido em uma quantidade desejávelmente 0,03% ou mais para obter tais efeitos. Conter Ni em excesso de 1,0% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que o mesmo pode produzir efeitos correspondentes à medida que os efeitos se tornam saturados. Portanto, é preferencial que o Ni, quando contido, seja limitado a um teor de 1,0% ou menos.
[0051] O W (Tungstênio) é um elemento que forma carbeto e que contribui para o aumento da resistência de aço através do reforço de precipitação. Esse elemento também se segrega como uma solução sólida nos contornos de grão anteriores à austenita e contribui ao aprimoramento da resistência a SCC. O W está contido em uma quantidade desejável mente 0,03% ou mais para obter tais efeitos. Conter W em excesso de 3,0% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que o mesmo pode produzir efeitos correspondentes à medida que os efeitos se tornam saturados. Portanto, é preferencial que o W, quando contido, seja limitado a um teor de 3,0% ou menos.
Ca: 0,0005 a 0,0050% [0052] O Ca (Cálcio) é um elemento que forma CaS com S e que atua para controlar com eficácia a forma de inclusões de sulfeto. Controlando-se a forma de inclusões de sulfeto, o Ca contribui para aprimorar a tenacidade e a resistência a SCC. O Ca precisa ser contido em uma quantidade de 0,0005% ou mais para obter tais efeitos. Conter Ca em excesso de 0,0050% é economicamente desvantajoso devido ao fato de que o mesmo pode produzir efeitos correspondentes à medida que os efeitos se tornam saturados. Portanto, é preferencial que Ca, quando contido, seja limitado a um teor de 0,0005 a 0,0050%.
[0053] O tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção tem a composição supracitada, e tem uma estrutura na qual uma fração de volume de martensita revenida em fase principal é 95%
17/45 ou mais, e um número de tamanho de grão de austenita anterior é 8,5 ou mais, e que contém inclusões de nitreto que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 100 ou menor por 100 mm2, inclusões de nitreto que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 700 ou menor por 100 mm2, inclusões de óxido que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 60 ou menor por 100 mm2, e inclusões de óxido que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 500 ou menor por 100 mm2, em um corte transversal perpendicular a uma direção de laminação.
Fase de Martensita Revenida: 95% ou mais [0054] No tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção, uma fase de martensita revenida após o revenido de uma fase de martensita representa uma fase principal de modo que uma alta resistência equivalente a uma YS de 862 MPa (125 ksi) ou maior que a mesma pode ser fornecida ao mesmo tempo que mantém a ductilidade e tenacidade exigidas para a estrutura de produto. Conforme usado no presente documento fase principal se refere à quando a fase for uma fase única com uma fração de volume de 100%, ou quando a fase tiver uma fração de volume de 95% ou mais com uma segunda fase contida em uma fração de volume, 5% ou menos, que não afeta as características. Na presente invenção, os exemplos de tal segunda fase incluem uma fase de bainita, uma fase de austenita residual, uma perlita ou uma fase misturada dos mesmos.
[0055] A estrutura do tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção pode ser ajustada escolhendo-se apropriadamente uma taxa de resfriamento para resfriar de acordo com os componentes de aço ou escolhendo-se apropriadamente uma temperatura de aquecimento de resfriamento brusco.
Número de Tamanho de Grão de Austenita Prévia: 8,5 ou mais [0056] A subestrutura da fase de martensita se engrossa, e a resisW^®nilS83aCI5E^,dte(^^
18/45 tência a SCC é deteriorada quando o número de tamanho de grão de grãos de austenita anteriores for menor que 8,5. Por esse motivo, o número de tamanho de grão de grãos de austenita anteriores é limitado a 8,5 ou mais. No presente contexto, o número de tamanho de grão é um valor medido obtido de acordo com o padrão J IS G 0551.
[0057] Na presente invenção, o número de tamanho de grão de grãos de austenita anteriores pode ser ajustado variando-se a taxa de aquecimento, a temperatura de aquecimento e a temperatura mantida de resfriamento brusco e o número de processos de resfriamento brusco.
[0058] No tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção, o número de inclusões de nitreto e o número de inclusões de óxido são ajustados de modo que sejam abrangidos por faixas apropriadas de tamanho para aprimorar a resistência a SCO. A identificação de inclusões de nitreto e de inclusões de óxido é feita através de uma detecção automática com um microscópio eletrônico de varredura. As inclusões de nitreto contêm Ti e Nb como componentes principais, e as inclusões de óxido contêm Al, Ca e Mg como componentes principais. O número de inclusão é um valor medido a partir de um corte transversal perpendicular à direção de laminação do tubo de aço (um corte transversal C perpendicular à direção axial do tubo). O tamanho de inclusão é o diâmetro de cada inclusão. Para a medição do tamanho de inclusão, a área de partícula de inclusão é determinada, e o diâmetro calculado de um círculo correspondente é usado como o tamanho de inclusão.
Inclusões de Nitreto que têm Tamanho de 4 μΜ ou Mais: 100 ou Menos por 100 mm2 [0059] As inclusões de nitreto se tornam uma iniciação de trincamento SSC em um tubo de aço de alta resistência de um grau equivalente ou maior que um limite de elasticidade de 862 MPa (125 ksi), e
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19/45 esse efeito adverso se torna mais pronunciado com um tamanho de 4 pm ou mais. Portanto, é desejável reduzir o número de inclusões de nitreto com um tamanho de 4 μιτι ou mais o quanto possível. No entanto, o efeito adverso na resistência a SCC é negligenciável quando o número de inclusões de nitreto desses tamanhos é 100 ou menor por 100 mm2. Consequentemente, o número de inclusões de nitreto que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais é limitado a 100 ou menos, de preferência, 84 ou menos por 100 mm2.
Inclusões de Nitreto que têm Tamanho Menor que 4 pm: 700 ou Menos por 100 mm2 [0060] As inclusões de nitreto fino com um tamanho menor que 4 μιτι por si só não se tornam uma iniciação de geração de SSC. No entanto, o efeito adverso na resistência a SCC não pode ser ignorado quando o número de inclusão por 100 mm2 aumenta acima de 700 em um tubo de aço de alta resistência de um grau equivalente ou superior a um limite de elasticidade de 862 MPa (125 ksi). Consequentemente, o número de inclusões de nitreto que têm um tamanho menor que 4 μιτι é limitado a 700 ou menos, de preferência, 600 ou menos por 100 mm2.
Inclusões de Óxido que têm Tamanho de 4 μΜ ou Mais: 60 ou Menos por 100 mm2 [0061] As inclusões de óxido se tornam uma iniciação de trincamento SSC em um tubo de aço de alta resistência de um grau equivalente ou maior que um limite de elasticidade de 862 MPa (125 ksi), e esse efeito adverso se torna mais pronunciado com um tamanho de 4 μιτι ou mais. Portanto, é desejável reduzir o número de inclusões de óxido com um tamanho de 4 μιτι ou mais o quanto possível. No entanto, o efeito adverso na resistência a SCC é negligenciável quando o número de inclusões de óxido desses tamanhos é 60 ou menor por 100 mm2. Consequentemente, o número de inclusões de óxido que
20/45 têm um tamanho de 4 pm ou mais é limitado a 60 ou menos, de preferência, 40 ou menos por 100 mm2.
Inclusões de Óxido que têm Tamanho Menor que 4 pm: 500 ou Menos por 100 mm2 [0062] As inclusões de óxido se tornam uma iniciação de trincamento por SSC em um aço de alta resistência de um grau equivalente ou maior que um limite de elasticidade de 862 MPa (125 ksi) até mesmo quando o tamanho for menor que 4 pm, e o efeito adverso do mesmo na resistência a SCC se torne mais pronunciado à medida que a contagem aumenta. Portanto, é desejável reduzir o número de inclusões de óxido o máximo possível, até mesmo para inclusões de óxido com um tamanho menor que 4 pm. No entanto, o efeito adverso é negligenciável quando a contagem por 100 mm2 é 500 ou menor. Consequentemente, o número de inclusões de óxido que têm um tamanho menor que 4 pm é limitado a 500 ou menos, de preferência, 400 ou menos por 100 mm2.
[0063] Na presente invenção, o gerenciamento de uma etapa de refinamento de aço fundido é particularmente importante no ajuste de inclusões de nitreto e inclusões de óxido. A dessulfurização e desfosforilação são realizadas em um pré-tratamento de metal quente, e isso é seguido por refinamento sob agitação a quente (LF) e desgaseificação a vácuo RH com uma panela após descarbonização e desfosforilação em um forno conversor. Um tempo suficiente de processo é fornecido para o refinamento sob agitação a quente (LF) e para a desgaseificação a vácuo RH. Durante um processo de produção de um lingote (material de tubo de aço) por meio de fusão contínua, a vedação é feita com gás inerte para a injeção de aço fundido da panela a uma panela intermediária, e o aço fundido é agitado de maneira eletromagnética em um molde para flutuar e separar as inclusões de modo que as inclusões de nitreto e as inclusões de óxido sejam limitadas aos
21/45 números anteriores por área de unidade.
[0064] Um método preferencial de produção do tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção é descrito abaixo.
[0065] Na presente invenção, um material de tubo de aço da composição supracitada é aquecido, e um tubo de aço sem costura de um formato predeterminado é obtido após o trabalho a quente.
[0066] De preferência, o material de tubo de aço usado na presente invenção é obtido fundindo-se o aço fundido da composição supracitada com o uso de um método de fusão comum, tal como em um forno conversor e formando-se um lingote (lingote redondo) com o uso de uma técnica de fusão, tal como fusão contínua. O lingote pode ser laminado a quente para produzir um lingote de aço redondo de um formato predeterminado ou pode ser processado em um lingote de aço redondo através de fusão e desbaste.
[0067] No tubo de aço sem costura de alta resistência da presente invenção, as inclusões de nitreto e as inclusões de óxido são reduzidas até os números específicos supracitados por área de unidade para aprimorar adicionalmente a resistência a SCC. A fim de realizar isso, N e O (oxigênio) no material de tubo de aço (um lingote ou um lingote de aço) precisam ser reduzidos o máximo possível na faixa supracitada de 0,006% ou menos para N e 0,0030% ou menos para O (oxigênio).
[0068] O gerenciamento de uma etapa de refinamento de aço fundido é particularmente importante para obter os números específicos supracitados de inclusões de nitreto e inclusões de óxido por área de unidade. De preferência, na presente invenção, dessulfurização e desfosforilação são realizadas em um pré-tratamento de metal quente e isso é seguido por refinamento sob agitação a quente (LF) e desgaseificação a vácuo RH com uma panela após descarbonização e desfosforilação em um forno conversor. A concentração de CaO ou a con
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22/45 centração de CaS nas inclusões diminui, e as inclusões de MgO-ALOa ocorrem à medida que o tempo de LF aumenta. Isso aprimora a resistência a SCC. A concentração de O (oxigênio) no aço fundido diminui, e o tamanho e o número de inclusões de óxido se tornam menores à medida que o tempo de RH aumenta. Portanto, é preferencial fornecer um tempo de processo de pelo menos 30 minutos para o refinamento sob agitação a quente (LF), e um tempo de processo de pelo menos 20 minutos para a desgaseificação a vácuo RH.
[0069] Durante a produção de um lingote (material de tubo de aço) por meio de fusão contínua, é preferencial que a vedação seja feita com gás inerte para a injeção de aço fundido de uma panela para uma panela intermediária, e que o aço fundido seja agitado de maneira eletromagnética em um molde para flutuar e separar as inclusões de modo que as inclusões de nitreto e as inclusões de óxido se tornem os números específicos por área de unidade. A quantidade e o tamanho de inclusões de nitreto e inclusões de óxido podem ser ajustados dessa maneira.
[0070] O lingote (material de tubo de aço) da composição supracitada é aquecido em trabalho a quente a uma temperatura de aquecimento de 1.050 a 1.350Ό para produzir um tubo de aço sem costura de dimensões predeterminadas.
Temperatura de Aquecimento: 1.050 a 1.350Ό [0071] A dissolução dos carbetos no material de tubo de aço se torna insuficiente quando a temperatura de aquecimento for menor que 1.050Ό. Por outro lado, uma temperatura de aquecimento acima de 1.350Ό produz grãos grossos de microestrutura e en grossa TiN e outros precipitados formados durante a solidificação. Além disso, engrossamento da cementita deteriora a tenacidade. Uma alta temperatura em excesso de 1.350Ό não é preferencial devido ao fato de que isso produz crostas grossas na superfície do lingote e causa defeitos de
23/45 superfície durante a laminação. Tal alta temperatura também envolve uma grande perda de energia, e não é preferencial em termos de economia de energia. Por esses motivos, a temperatura de aquecimento é limitada a 1.050 a 1.350Ό. A temperatura de aquecí mento é, de preferência, 1.100Ό ou mais, e é, de preferência, 1.300 Ό ou menos.
[0072] O material de tubo de aço aquecido é submetido a trabalho a quente (formação de tubo) com uma máquina de laminação a quente Mannesmann-Mandrel ou por moagem de tampão Mannesmann, e um tubo de aço sem costura de dimensões predeterminadas é obtido. Um tubo de aço sem costura pode ser obtido através de extrusão a quente sob pressão.
[0073] Após o trabalho a quente, o tubo de aço sem costura é submetido a resfriamento, por meio do que o tubo é resfriado a uma temperatura de superfície de 200Ό ou menos em uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar.
Resfriamento Pós-Trabalho a Quente (Taxa de Resfriamento: Igual ou Mais Rápida que Resfriamento a Ar, Temperatura de Interrupção de Resfriamento: 200Ό ou menos) [0074] Na faixa de composição da presente invenção, uma estrutura com uma fase de martensita principal pode ser obtida mediante o resfriamento do aço a uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar após o trabalho a quente. Uma transformação pode estar incompleta quando o resfriamento a ar (resfriamento) acabar antes que a temperatura de superfície caia para 200Ό. A fim de evitar isso, o resfriamento pós-trabalho a quente é realizado a uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar até que a temperatura de superfície se torne 200Ό ou menor. Conforme usado no presente documento, taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar significa uma taxa de 0,1O/s ou maior. Uma taxa de resfriamento menor que 0,10/s resulta em uma estrutura de
24/45 metal heterogênea, e a estrutura de metal se torna heterogênea após o tratamento de calor subsequente.
[0075] O resfriamento realizado a uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que o resfriamento a ar é seguido por revenido. O revenido envolve aquecimento a 600 a 740Ό.
Temperatura de Revenido: 600 a 740Ό [0076] O revenido é realizado para reduzir a densidade de deslocamento e aprimorar a tenacidade e a resistência a SCC. Com uma temperatura de revenido menor que 600Ό, a redução de um deslocamento se torna insuficiente, e a excelente resistência a SCC não pode ser fornecida. Por outro lado, uma temperatura acima de 740Ό causa amolecimento grave da estrutura, e a excelente alta resistência não pode ser fornecida. Portanto, é preferencial limitar a temperatura de revenido a 600 a 740Ό. A temperatura de revenid o é, de preferência, 660Ό ou mais, com mais preferência, 670Ό ou mais. A temperatura de revenido é, de preferência, 740Ό ou menos, com mais preferência, 710Ό ou menos.
[0077] A fim de fornecer estavelmente características desejáveis, é desejável que o resfriamento realizado a uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que o resfriamento a ar após o trabalho a quente seja seguido por pelo menos um ciclo de resfriamento brusco que envolve reaquecimento e resfriamento brusco com água ou semelhantes, antes do revenimento.
Temperatura de Reaquecimento para Resfriamento Brusco: Entre o Ponto de Transformação Acs e 1.000Ό [0078] O aquecimento a uma região de fase única de austenita falha, e uma estrutura de primariamente uma microestrutura de martensita não pode ser obtida quando a temperatura de reaquecimento estiver abaixo do ponto de transformação Acs. Por outro lado, uma alta temperatura em excesso de 1.000Ό causa efeitos adversos,
25/45 incluindo tenacidade insuficiente devido ao engrossamento dos grãos da microestrutura, e crostas de óxido em superfície espessa são fáceis de remover e causam defeitos em uma superfície de placa de aço. Tais temperaturas excessivamente altas também exercem uma carga excessiva em um forno de tratamento a calor e são problemáticas em termos de economia de energia. Por esses motivos, e considerando a questão de energia, a temperatura de reaquecimento para o resfriamento brusco é limitada a uma temperatura entre o ponto de transformação Acs e 1.000Ό, de preferência, 950Ό ou menos.
[0079] O reaquecimento é seguido por resfriamento brusco. O resfriamento brusco envolve resfriamento a água a, de preferência, 400Ό ou menos, conforme medido no centro da espess ura de placa, em uma taxa de resfriamento média de 2O/s ou mais, até que a temperatura de superfície se torne 200Ό ou menor, de preferência, 100Ό ou menor. O resfriamento brusco pode ser repetido duas ou mais vezes.
[0080] O ponto de transformação Acs é a temperatura calculada de acordo com a equação a seguir.
[0081] Ponto de transformação Acs (O) = 937 - 476,5C + 56Si 19,7Mn - 16,3Cu - 4,9Cr - 26,6Ni + 38,1 Mo + 124,8V + 136,3Ti + 198AI + 3315B [0082] Na equação, C, Si, Mn, Cu, Cr, Ni, Mo, V, Ti, Al e B representam o teor de cada elemento em % em massa.
[0083] No cálculo de ponto de transformação Acs, o teor do elemento é considerado como 0% quando não estiver contido na composição.
[0084] O revenido, ou o resfriamento brusco e o revenido, pode ser seguido por um processo de correção que corrige defeitos no formato do tubo de aço por trabalho a quente ou a frio, conforme exigido.
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EXEMPLOS [0085] A presente invenção é descrita abaixo mais detalhadamente com o uso de Exemplos.
[0086] O metal quente removido por batida de um alto-forno foi dessulfurizado e desfosforilado em um pré-tratamento de metal a quente. Após a descarbonização e a desfosforilação em um forno conversor, o metal foi submetido a refinamento sob agitação a quente (LF; um tempo de processo de no máximo 60 min) e desgaseificação a vácuo RH (taxa de refluxo: 120 ton/min, tempo de processo: 10 a 40 min), conforme resumido nas Tabelas 2 e 3. Esses aços fundidos produzidos das composições representadas na Tabela 1 e cada aço foram fundidos em um lingote por fusão contínua (lingote redondo: 190 ηπηπφ). Para fusão contínua, o processo envolveu blindagem da panela intermediária com gás Ar para aços diferentes de AD, AE, AH e Al. Os aços diferentes de Z, AA, AH e Al foram agitados de maneira eletromagnética em um molde.
[0087] Os lingotes foram carregados, cada um, em um forno de aquecimento como um material de tubo de aço e aquecido e mantido por duas horas nas temperaturas de aquecimento mostrada nas Tabelas 2 e 3. O material de tubo de aço aquecido foi submetido a trabalho a quente com o uso de uma máquina de laminação a quente por moagem de tampão Mannesmann para produzir um tubo de aço sem costura (diâmetro externo de 178 a 229 mm<[)x 12 a 32 mm de espessura de parede). Em seguida do trabalho a quente, o aço foi resfriado a ar e submetido a resfriamento brusco e revenido sob as condições mostradas nas Tabelas 2 e 3. Alguns aços foram resfriados a água após o trabalho a quente e submetidos a revenido ou resfriamento brusco e revenido.
[0088] Peças de teste foram coletadas do tubo de aço sem costura produzido acima, e a estrutura foi observada. As amostras também
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27/45 foram testadas em um teste de tração e um teste de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto, conforme a seguir.
(1) OBSERVAÇÃO DE ESTRUTURA [0089] Peças de teste para observação de estrutura foram coletadas do tubo de aço sem costura em uma posição 1/4t do lado de superfície interna (t: espessura de parede de tubo), e um corte transversal (corte transversal C) ortogonal à direção longitudinal de tubo foram polidos, e a estrutura foi exposta corroendo-se a superfície com nital (uma mistura de ácido nítrico-etanol). A estrutura é observada com um microscópio leve (ampliação: 1.000 x), e com um microscópio eletrônico de varredura (ampliação: 2.000 a 3.000 x), e as imagens foram obtidas em pelo menos 4 localizações no campo observado. Em seguida, as imagens fotográficas da estrutura foram analisadas para identificar as fases constituintes, e as frações das fases identificadas na estrutura foram calculadas.
[0090] Peças de Teste para a observação de estrutura também foram medidas para tamanho de grão de austenita anterior (γ) . Um corte transversal (corte transversal C) ortogonal à direção longitudinal de tubo das peças de teste para a observação de estrutura foi polido, e contornos de grão anteriores γ foram expostos corroendo-se a superfície com picral (uma mistura de etanol-ácido pícrico). A estrutura foi observada com um microscópio leve (ampliação: 1,000 x), e as imagens foram obtidas em pelo menos 3 localizações no campo observado. O número de tamanho de grão de grãos anteriores γfoi, em seguida, determinado a partir dos micrográficos da estrutura com o uso do método de corte especificado por J IS G 0551.
[0091] A estrutura das peças de teste para observação de estrutura foi observada em uma área de 400 mm2 com o uso de um microscópio eletrônico de varredura (ampliação: 2.000 a 3.000 x). As inclusões foram detectadas automaticamente a partir do sombreamento da
28/45 imagem observada e foram quantificadas simultaneamente por automação com EDX (analisador de raio X dispersivo de energia) do microscópio de varredura para constatar o tipo de inclusões e medir o tamanho e o número de inclusões. O tipo de inclusão foi determinado pela análise quantitativa de EDX. As inclusões foram categorizadas como inclusões de nitreto quando contiveram Ti e Nb como componentes principais e as inclusões de óxido quando os componentes principais foram Al, Ca e Mg. No presente contexto, o termo componentes principais se refere à quando os elementos somarem um total de 65% ou mais.
[0092] O número dos grãos das inclusões identificadas foi determinado e o diâmetro de um círculo correspondente foi calculado a partir da área de cada partícula e usado como o tamanho de inclusão. As inclusões com um tamanho de 4 μιτι ou mais e inclusões com um tamanho menor que 4 μιτι foram contadas para constatar a densidade (número de grãos/100 mm2). As inclusões com um lado mais longo menor que 2 μιτι não foram analisadas.
(2) TESTE DE TRAÇÃO [0093] Peças de teste de tração JIS 10 (peça de teste do tipo tirante; diâmetro da seção paralela 12,5 ιτιιτιφ; comprimento da seção paralela = 60 mm; GL (Comprimento de calibre (distância entre linhas de calibre) = 50 mm) foram coletadas do tubo de aço sem costura em uma posição 1/4t do lado de superfície interna (t: espessura de parede de tubo) de acordo com o padrão JIS Z 2241 em tal orientação que a direção axial do tubo fosse a direção de tração. As características de tração (limite de elasticidade YS (0,5% de estresse de prova)), resistência à tração TS) foram, em seguida, determinadas em um teste de tração.
(3) TESTE DE TRINCAMENTO POR CORROSÃO SOB TENSÃO DE SULFETO [0094] Peças de teste de tração (diâmetro da seleção paralela:
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6,35 mm φ e comprimento da seção paralela 25,4 mm) foram coletadas do tubo de aço sem costura em uma posição 1/4t do lado de superfície interna (t: espessura de parede de tubo) em tal orientação em que a direção axial do tubo foi a direção de tração.
[0095] As peças de teste de tração foram testadas em um teste de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto de acordo com o método de teste especificado em NACE TM0177 Método A. No teste de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto, as peças de teste de tração foram colocadas sob uma carga constante em uma soluçãoteste (uma solução aquosa de acetado de sódio-ácido acético (temperatura do líquido: 24Ό) que contém uma solução de água salgada a 5,0% em massa de pH 3,5 com sulfeto de hidrogênio saturado a 10 kPa), nos quais as peças de teste foram mantidas sob 85% do estresse igual ao limite de elasticidade YS obtido na verdade no teste de tração (tubo de aço NQ. 10 foi colocado sob 90% do estresse igual ao limite de elasticidade YS). As amostras foram avaliadas como o : Bom (aprovada) quando a fratura não ocorreu por hora 720, e x : Insuficiente (reprovada) quando a fratura ocorreu por hora 720. O teste de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto não foi realizado quando o limite de elasticidade não obteve o valor-alvo.
[0096] Os resultados são apresentados nas Tabelas 4 e 5.
[TABELA 1]
Aço na Composição (% em massa) Ti/N Considerações
C Si Mn P S Al N Cr Mo V Nb B Ti Cu Ni w Ca 0
A 0,26 0,21 0,90 0,008 0,0009 0,035 0,0016 0,88 0,81 0,142 0,007 0,0021 0,006 - - - - 0,0016 3,8 Presente Exemplo
B 0,28 0,24 0,85 0,007 0,0017 0,030 0,0018 0,38 0,74 0,135 0,009 0,0025 0,005 - - - - 0,0014 2,8 Presente Exemplo
C 0,27 0,22 0,75 0,008 0,0011 0,032 0,0042 1,04 0,95 0,105 0,003 0,0019 0,015 0,06 - - - 0,0009 3,6 Presente Exemplo
D 0,26 0,25 0,70 0,009 0,0009 0,035 0,0044 0,54 0,90 0,072 0,005 0,0021 0,014 0,07 - - - 0,0012 3,2 Presente Exemplo
E 0,28 0,21 0,60 0,010 0,0015 0,072 0,0054 2,16 0,98 0,045 0,009 0,0013 0,016 - - - 0,0023 0,0011 3,0 Presente Exemplo
F 0,27 0,24 0,55 0,008 0,0010 0,067 0,0055 0,59 0,95 0,096 0,005 0,0015 0,015 - - - 0,0018 0,0009 2,7 Presente Exemplo
G 0,30 0,21 0,60 0,009 0,0008 0,032 0,0053 0,72 0,69 0,062 0,002 0,0009 0,019 0,33 - - - 0,0010 3,6 Presente Exemplo
H 0,27 0,23 0,55 0,007 0,0012 0,037 0,0052 0,21 0,71 0,204 0,012 0,0014 0,016 0,23 - - - 0,0008 3,1 Presente Exemplo
I 0,29 0,22 0,59 0,009 0,0009 0,035 0,0031 0,64 0,51 0,079 0,008 0,0016 0,013 0,21 0,45 - 0,0009 0,0014 4,2 Presente Exemplo
J 0,28 0,23 0,54 0,008 0,0011 0,062 0,0034 0,60 0,44 0,132 0,015 0,0015 0,009 0,19 0,37 - 0,0010 0,0010 2,6 Presente Exemplo
K 0,28 0,35 0,45 0,009 0,0017 0,028 0,0035 0,66 0,28 0,154 0,007 0,0021 0,015 - - 1,22 - 0,0011 4,3 Presente Exemplo
L 0,27 0,36 0,41 0,011 0,0008 0,032 0,0037 0,35 0,21 0,145 0,021 0,0019 0,012 - - 0,96 - 0,0010 3,2 Presente Exemplo
M 0.19 0,25 0,46 0,010 0,0009 0,033 0,0036 0,71 0,75 0,184 0,007 0,0012 0,012 - 0,33 - 0,0020 0,0015 3,3 Exemplo Comparativo
N 0.18 0,24 0,39 0,011 0,0011 0,038 0,0037 0,33 0,82 0,194 0,008 0,0013 0,014 - 0,24 - 0,0024 0,0012 3,8 Exemplo Comparativo
0 0.54 0,13 1,05 0,009 0,0010 0,034 0,0029 1,15 0,76 0,125 0,010 0,0022 0,009 - - - - 0,0010 3,1 Exemplo Comparativo
P 0.52 0,19 0,95 0,012 0,0014 0,033 0,0031 0,54 0,68 0,155 0,009 0,0014 0,016 - - - - 0,0011 5,2 Exemplo Comparativo
Q 0,24 0,29 0,44 0,010 0,0012 0,030 0,0044 0,67 0.02 0,095 0,007 0,0022 0,014 - - - - 0,0012 3,2 Exemplo Comparativo
R 0,25 0,31 0,46 0,008 0,0016 0,029 0,0033 0,23 0.01 0,080 0,008 0,0018 0,012 - - - - 0,0008 3,6 Exemplo Comparativo
S 0,27 0,25 0,45 0,012 0,0011 0,034 0,0029 2,65 0,96 0,065 0,006 0,0015 0,013 - - - - 0,0009 4,5 Exemplo Comparativo
30/45
T 0,33 0,20 0,43 0,007 0,0008 0,039 0,0036 0,67 0,95 0,052 0.035 0,0018 0,015 - - - - 0,0008 4,2 Exemplo Comparativo
u 0,28 0,24 0,46 0,009 0,0009 0,035 0,0046 0,43 0,77 0,077 0.032 0,0016 0,016 - - - - 0,0009 3,5 Exemplo Comparativo
V 0,32 0,25 0,43 0,014 0,0017 0,029 0,0042 0,71 0,95 0,053 0,007 0,0022 0,024 - - - - 0,0012 5J Exemplo Comparativo
w 0,33 0,24 0,45 0,009 0,0007 0,032 0,0039 0,36 0,89 0,074 0,008 0,0014 0,025 - - - - 0,0011 6Λ Exemplo Comparativo
X 0,29 0,32 0,70 0,010 0,0008 0,033 0.0066 0,61 0,71 0,055 0,009 0,0010 0,010 0,16 0,22 - 0,0022 0,0017 L5 Exemplo Comparativo
Y 0,25 0,33 0,61 0,009 0,0009 0,038 0.0068 0,38 0,65 0,072 0,009 0,0008 0,011 0,14 0,15 - 0,0019 0,0016 LÊ Exemplo Comparativo
z 0,28 0,23 0,75 0,009 0,0011 0,035 0,0042 0,72 0,69 0,056 0,007 0,0018 0,014 0,52 - - 0,0021 0.0033 3,3 Exemplo Comparativo
AA 0,35 0,24 0,70 0,008 0,0009 0,041 0,0039 0,42 0,76 0,073 0,010 0,0015 0,012 0,44 - - 0,0016 0.0037 3,1 Exemplo Comparativo
AB 0,28 0,28 0,62 0,011 0,0010 0,033 0,0057 0,70 0,95 0,055 0,007 0,0014 0.027 - - - - 0,0014 4,7 Exemplo Comparativo
AC 0,26 0,25 0,58 0,010 0,0011 0,028 0,0055 0,45 0,87 0,072 0,008 0,0010 0.028 - - - - 0,0015 5,1 Exemplo Comparativo
AD 0,27 0,33 0,61 0,011 0,0009 0,032 0.0080 0,86 0,95 0,047 0,014 0,0013 0,019 - - - - 0.0035 2,4 Exemplo Comparativo
AE 0,25 0,23 0,62 0,012 0,0013 0,035 0.0078 0,56 0,93 0,067 0,009 0,0011 0,018 - - - - 0.0032 2,3 Exemplo Comparativo
AF 0,26 0,26 0,73 0,011 0,0007 0,034 0,0029 0,80 0,96 0,214 0,008 0,0021 0,014 0,09 - - - 0,0012 4,8 Presente Exemplo
AG 0,26 0,24 0,77 0,010 0,0008 0,027 0,0032 0,42 0,81 0,203 0,014 0,0017 0,016 0,08 - - - 0,0011 5,0 Presente Exemplo
AH 0,31 0,26 0,31 0,009 0,0011 0,035 0,0058 0,90 0,84 0,085 0,008 0,0019 0,024 - - - - 0,0013 4,1 Presente Exemplo
Al 0,30 0,27 0,34 0,012 0,0009 0,033 0,0054 0,36 0,79 0,051 0,015 0,0012 0,025 - - - - 0,0010 4,6 Presente Exemplo
AJ 0,25 0,29 0,45 0,008 0,0011 0,043 0,0044 0,77 0,68 0,089 0,008 0,0023 0,015 1,16 - - - 0,0012 3,4 Exemplo Comparativo
31/45
- Saldo: Fe e impurezas inevitáveis
W^887ffllSKnaSEmft,dte(W^ [TABELA 2]
Tubo de Aço ns Aço ns Refinamento Fundição Aquecimento Dimensão de Tubo Resfriamento pós-trabalho a quente Resfriamento brusco Revenido Ponto de transformação AC3 (°C) Considerações
Tempo de processo (min) ★ ★★★★ Vedação Agitação Eletromagnética Temperatura de Aquecimento (°C) Diâmetro externo (mm0) Espessura de parede (mm) Resfriamento Temperatura de interrupção de resfriamento (°C)* Temperatura de Resfriamento brusco ** (°C) Temperatura de interrupção de resfriamento*** (°C) Temperatura de revenido (°C)
LF RH ★★★★★★ ★★★★★★★
1 A 60 20 o o 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 150 690 866 Presente Exemplo
2 A 60 20 o o 1230 229 32 Resfriamento a ar <100 950 150 680 866 Presente Exemplo
900““ 150**** 866
3 B 60 20 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 920 150 690 862 Presente Exemplo
4 B 60 20 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 950 150 680 862 Presente Exemplo
920““ 150**** 862
5 C 65 30 o o 1200 178 25 Resfriamento a ar <100 900 150 700 864 Presente Exemplo
6 C 65 30 o o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 864 Presente Exemplo
7 C 65 30 o o 1230 229 32 Resfriamento de Água 200 - - 720 864 Presente Exemplo
32/45
8 C 65 30 O O 1230 229 32 Resfriamento de Água 200 900 150 700 864 Presente Exemplo
9 C 65 30 O O 1230 229 32 Resfriamento a ar <100 900 <100 690 864 Presente Exemplo
10 D 65 30 O O 1200 220 12 Resfriamento a ar <100 930 150 700 870 Presente Exemplo
11 D 65 30 O O 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 930 <100 700 870 Presente Exemplo
12 D 65 30 O O 1230 178 25 Resfriamento a água 200 - - 720 870 Presente Exemplo
13 D 65 30 O O 1230 178 25 Resfriamento de Água 200 930 150 700 870 Presente Exemplo
14 D 65 30 O O 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 930 <100 690 870 Presente Exemplo
15 E 50 40 O O 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 690 855 Presente Exemplo
16 E 50 40 O O 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 1.030 <100 690 855 Exemplo Comparativo
17 F 50 40 O o 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 930 <100 690 876 Presente Exemplo
18 F 50 40 O o 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 1.030 <100 690 876 Exemplo Comparativo
19 G 50 40 O o 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 690 831 Presente Exemplo
20 H 50 40 O o 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 930 <100 690 870 Presente Exemplo
33/45
21 I 50 30 O O 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 680 821 Presente Exemplo
22 I 50 30 O O 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 770 821 Exemplo Comparativo
23 I 50 30 O O 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 330 670 821 Exemplo Comparativo
24 I 50 20 O O 1.260 178 25 Resfriamento a ar <100 - - 700 821 Presente Exemplo
25 J 50 30 O O 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 890 <100 680 841 Presente Exemplo
26 J 50 30 O O 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 890 <100 770 841 Exemplo Comparativo
27 J 50 30 O O 1.230 220 12 Resfriamento a ar <100 890 330 670 841 Exemplo Comparativo
28 J 50 20 O O 1.260 220 12 Resfriamento a ar <100 - - 700 841 Presente Exemplo
34/45
*) Temperatura de Interrupção de Resfriamento a ar: temperatura de superfície **) Temperatura de reaquecimento ***) temperatura de interrupção de resfriamento brusco e de resfriamento: temperatura de superfície ****) segundo resfriamento brusco *****) LF: Refinamento sob agitação a quente, RH: Desgaseificação a vácuo ******) Vedação para Injeção da panela para a panela intermediária Presente: O, Ausente: x *******) Agitação eletromagnética em molde, Presente: O, Ausente: x [TABELA 3]
Tubo de Aço ns Aço ns Refinamento Fundição Aquecimento Dimensão de Tubo Resfriamento pós-trabalho a quente resfriamento brusco Revenido Ponto de transformação AC3 (°C) Considerações
Tempo de processo (min) ★ ★★★★ Vedação Agitação Eletromagnética Temperatura de Aquecimento (°C) Diâmetro externo (mm0) Espessura de parede (mm) Resfriamento Temperatura de interrupção de resfriamento (°C)* Temperatura de Resfriamento brusco ★ ★ (°C) Temperatura de interrupção de resfriamento*** (°C) Temperatura de revenido (°C)
LF RH ★★★★★★ ★★★★★★★
29 K 50 30 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 680 855 Presente Exemplo
30 L 50 30 o o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 890 <100 680 862 Presente Exemplo
31 M 25 30 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 950 <100 680 903 Exemplo Comparativo
32 N 25 30 o o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 950 <100 680 915 Exemplo Comparativo
33 0 40 30 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 680 720 Exemplo Comparativo
34 P 40 30 o o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 880 <100 680 739 Exemplo Comparativo
35 Q 40 30 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 680 855 Exemplo Comparativo
36 R 40 30 o o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 680 851 Exemplo Comparativo
37 S 40 30 o o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 650 859 Exemplo Comparativo
35/45
38 T 40 30 O o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 836 Exemplo Comparativo
39 u 40 30 O o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 865 Exemplo Comparativo
40 V 40 30 O o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 845 Exemplo Comparativo
41 w 40 30 O o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 842 Exemplo Comparativo
42 X 40 30 O o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 836 Exemplo Comparativo
43 Y 40 30 O o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 864 Exemplo Comparativo
44 z 25 10 O X 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 838 Exemplo Comparativo
45 AA 25 10 O X 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 812 Exemplo Comparativo
46 AB 40 30 O o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 862 Exemplo Comparativo
47 AC 40 30 O o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 930 <100 700 873 Exemplo Comparativo
48 AD 25 10 X o 1230 178 25 Resfriamento a ar <100 900 150 700 866 Exemplo Comparativo
49 AE 25 10 X o 1230 220 12 Resfriamento a ar <100 930 150 700 876 Exemplo Comparativo
50 AF 50 25 o o 1230 229 32 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 887 Presente Exemplo
36/45
W^WnrSfflOCBE^.di^
51 AG 50 25 O o 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 930 <100 700 887 Presente Exemplo
52 AH 50 30 X X 1230 229 32 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 852 Exemplo Comparativo
53 Al 50 30 X X 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 930 <100 700 855 Exemplo Comparativo
54 B 60 20 o o 1.230 229 32 Resfriamento a ar <100 950 150 680 862 Exemplo Comparativo
900““ 150““ 862
55 D 65 30 o o 1.230 229 32 Resfriamento a ar <100 900 <100 690 870 Exemplo Comparativo
56 H 50 40 o o 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 690 870 Exemplo Comparativo
57 L 50 30 o o 1.230 178 25 Resfriamento a ar <100 890 <100 680 862 Exemplo Comparativo
58 AG 50 25 o o 1.230 229 32 Resfriamento a ar <100 900 <100 700 887 Exemplo Comparativo
59 AJ 50 30 o o 1.260 178 25 Resfriamento a ar <100 900 <100 690 858 Exemplo Comparativo
37/45
*) Temperatura de Interrupção de Resfriamento a ar: temperatura de superfície **) Temperatura de reaquecimento ***) temperatura de interrupção de resfriamento brusco e de resfriamento: temperatura de superfície *****) LF: refino sob agitação a quente, RH: desgaseificação a vácuo ******) Vedação para injeção da panela para a panela intermediária Presente: O, Ausente: x *******) Agitação eletromagnética em molde, Presente: O, Ausente: x [TABELA 4]
Tubo ie Aço Π- !\ÇO Π- Estrutura Características de Tração Resistência a SSC Considerações
Densidade de inclusões de nitreto* lensídade de inclusões de óxido* Tipo** Fração de Estrutura TM (% em volume) número de amanho de grãoy anterior limite de elasticidade YS (MPa) Resistência i tração TS (MPa)
nenor que 4μπι 4μπι ou mais nenor que 4μπι 4μπι ou mais Avaliação istresse (MPa)
1 A 442 25 272 41 TM+B 97 9,5 888 972 o : Bom 755 Presente Exemplo
2 A 403 24 313 32 TM+B 96 9,5 908 981 o : Bom 772 Presente Exemplo
3 B 378 22 298 35 TM+B 98 9 892 975 o : Bom 758 Presente Exemplo
4 B 398 25 326 29 TM+B 97 9,5 913 983 o : Bom 776 Presente Exemplo
5 C 587 75 205 22 TM+B 97 10 895 972 o : Bom 761 Presente Exemplo
6 C 567 70 189 16 TM+B 98 10 873 949 o : Bom 742 Presente Exemplo
7 C 524 67 215 21 TM+B 98 9 927 1004 o : Bom 788 Presente Exemplo
8 C 553 79 188 25 TM+B 96 11 885 956 o : Bom 752 Presente Exemplo
9 C 589 82 193 30 TM+B 97 10 906 984 o : Bom 770 Presente Exemplo
10 D 569 72 231 16 TM+B 98 9 898 971 o : Bom 763 Presente Exemplo
o : Bom 808 Presente Exemplo
11 D 553 71 202 13 TM+B 97 10 868 942 o : Bom 738 Presente Exemplo
12 D 537 64 241 15 TM+B 98 9 932 1006 o : Bom 792 Presente Exemplo
13 D 579 80 201 22 TM+B 96 12 880 949 o : Bom 748 Presente Exemplo
14 D 566 79 219 24 TM+B 98 10 910 987 o : Bom 774 Presente Exemplo
38/45
15 E 632 52 209 16 TM+B 97 11 926 997 o : Bom 787 Presente Exemplo
16 E 651 73 233 24 TM+B 97 8 943 1020 < : insuficie nte 802 Exemplo Comparativo
17 F 658 53 222 13 TM+B 98 11 929 996 o : Bom 790 Presente Exemplo
18 F 664 70 259 18 TM+B 97 L5 948 1022 < : insuficie nte 806 Exemplo Comparativo
19 G 543 72 189 22 TM+B 97 10 956 1028 o : Bom 813 Presente Exemplo
20 H 569 73 202 19 TM+B 96 10 951 1021 o : Bom 808 Presente Exemplo
21 I 451 61 226 34 TM+B 97 10 944 1018 o : Bom 802 Presente Exemplo
22 I 423 49 204 30 TM+B 98 10 828 913 - 704 Exemplo Comparativo
23 I 418 53 193 42 TM+B 80 10,5 807 897 - 686 Exemplo Comparativo
24 I 445 52 190 55 TM+B 96 10,5 866 983 o : Bom 736 Presente Exemplo
25 J 464 58 252 28 TM+B 97 10 947 1017 o : Bom 805 Presente Exemplo
26 J 449 50 217 27 TM+B 98 10 832 916 - 707 Exemplo Comparativo
27 J 431 50 219 36 TM+B 80 10,5 811 895 - 689 Exemplo Comparativo
28 J 471 53 203 51 TM+B 97 10,5 879 956 o : Bom 747 Presente Exemplo
39/45
*) Densidade: Número de inclusões/100 mm2 **) TM: Martensita revenida, B: Bainita [TABELA 5]
Tubo de Aço ns Aço ns Estrutura Características de Tração Resistência a SSC Considerações
Densidade de inclusões de nitreto* Densidade de inclusões de óxido* Tipo** Fração de Estrutura TM (% em volume) número de tamanho de grãoy anterior limite de elasticidade YS (MPa) Resistência à tração TS (MPa)
menor que 4μπι 4μπι ou mais menor que 4μπι 4μπι ou mais Avaliação Estresse (MPa)
29 K 615 66 222 30 TM+B 98 10,5 927 1003 o : Bom 788 Presente Exemplo
30 L 628 63 248 24 TM+B 97 10,5 930 1002 o : Bom 791 Presente Exemplo
31 M 436 59 264 25 TM+B 98 9,5 816 899 - 694 Exemplo Comparativo
32 N 462 60 277 22 TM+B 98 9,5 821 890 - 698 Exemplo Comparativo
33 0 687 55 283 19 TM+B 98 8,5 1095 1165 x : insuficiente 931 Exemplo Comparativo
34 P 578 52 309 13 TM+B 97 9 1098 1164 x : insuficiente 933 Exemplo Comparativo
35 Q 626 43 292 24 TM+B 98 10,5 987 1043 x : insuficiente 839 Exemplo Comparativo
36 R 652 44 305 21 TM+B 97 10,5 991 1046 x : insuficiente 842 Exemplo Comparativo
37 S 510 78 233 27 TM+B 98 11,5 960 1144 x : insuficiente 816 Exemplo Comparativo
38 T 691 135 167 13 TM+B 96 10 886 983 x : insuficiente 753 Exemplo Comparativo
39 u 654 136 180 10 TM+B 96 10,5 891 985 x : insuficiente 757 Exemplo Comparativo
40 V 1225 78 237 28 TM+B 98 10 959 1035 x : insuficiente 815 Exemplo Comparativo
41 w 922 75 263 22 TM+B 98 10 964 1037 x : insuficiente 819 Exemplo Comparativo
42 X 623 125 374 31 TM+B 98 10,5 897 980 x : insuficiente 762 Exemplo Comparativo
40/45
43 Y 649 126 387 28 TM+B 97 10 901 983 x : insuficiente 766 Exemplo Comparativo
44 Z 683 34 585 34 TM+B 98 10,5 874 946 x : insuficiente 743 Exemplo Comparativo
45 AA 696 31 611 28 TM+B 97 11 879 948 x : insuficiente 747 Exemplo Comparativo
46 AB 554 84 277 18 TM+B 98 10 900 981 x : insuficiente 765 Exemplo Comparativo
47 AÇ 628 85 290 15 TM+B 98 10,5 904 984 x : insuficiente 768 Exemplo Comparativo
48 AD 665 70 844 112 TM+B 97 10 888 967 x : insuficiente 755 Exemplo Comparativo
49 AE 578 67 870 106 TM+B 98 10 891 966 x : insuficiente 757 Exemplo Comparativo
50 AF 550 39 256 33 TM+B 98 11 933 1001 o : Bom 793 Presente Exemplo
51 AG 576 40 269 30 TM+B 98 10,5 937 1004 o : Bom 796 Presente Exemplo
52 AH 956 207 533 124 TM+B 98 10,5 912 979 x : insuficiente 775 Exemplo Comparativo
53 Al 869 174 559 118 TM+B 98 11 917 981 x : insuficiente 779 Exemplo Comparativo
54 B 380 23 315 28 TM+B 90 9 855 923 - 727 Exemplo Comparativo
55 D 552 68 225 21 TM+B 88 9,5 843 920 - 717 Exemplo Comparativo
56 H 549 65 212 21 TM+B 82 9,5 831 892 - 706 Exemplo Comparativo
57 L 595 62 274 26 TM+B 85 10,5 847 929 - 720 Exemplo Comparativo
58 AG 550 46 248 29 TM+B 83 10,5 833 912 - 708 Exemplo Comparativo
59 AJ 596 65 230 29 TM+B 98 9,5 942 1025 x : insuficiente 801 Exemplo Comparativo
41/45
*) Densidade: Número de inclusões/100 mm2 **) TM: Martensita revenida, B: Bainita
42/45 [0097] Os tubos de aço sem costura dos Presentes Exemplos têm, todos, excelente resistência a SCO e alta resistência com o limite de elasticidade YS de 862 MPa ou mais. O limite de elasticidade YS do tubo de aço é 965 MPa ou menos em todos os Presentes Exemplos. Por outro lado, os Exemplos Comparativos fora da presente invenção têm limite de elasticidade insuficiente YS, e não puderam alcançar o nível desejado de alta resistência. A resistência a SCC também é insuficiente.
[0098] Os grãos de austenita anteriores engrossados, e a resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 16 e no tubo de aço NQ. 18 (aço NQ. E, e aço NQ. F) da Tabela 2 submetida a temperaturas de resfriamento brusco superiores à temperatura de limite superior da presente invenção (Tabela 4).
[0099] A resistência é insuficiente no tubo de aço NQ. 22 e no tubo de aço NQ. 26 (aço NQ. I e aço NQ. J) da Tabela 2 submetida a temperaturas de revenido superiores à temperatura de limite superior da presente invenção. Consequentemente, o teste de resistência a SCC não foi realizado para essas amostras (Tabela 4).
[00100] O tubo de aço NQ. 23 e o tubo de aço NQ. 27 (aço NQ. I, e aço NQ. J) da Tabela 2 nos quais a Temperatura de Interrupção de Resfriamento do resfriamento brusco é superior à temperatura de limite superior da presente invenção falha em produzir uma estrutura desejada com uma fase de martensita principal e têm resistência insuficiente. Consequentemente, o teste de resistência a SCC não foi realizado para essas amostras (Tabela 4).
[00101] O tubo de aço NQ. 31 e tubo de aço NQ. 32 (aço NQ. M e aço NQ. N na Tabela 1) nos quais o teor de C esteve abaixo do limite inferior da presente invenção falham em ter o nível desejado de alta resistência. Consequentemente, o teste de resistência a SCC não é realizado para essas amostras (Tabela 5).
43/45 [00102] O tubo de aço NQ. 33 e tubo de aço NQ. 34 (aço NQ. O, e aço NQ. P na Tabela 1) nos quais o teor de C excedeu o limite superior da presente invenção têm alta resistência na faixa de temperatura do revenido da presente invenção. A resistência a SCC é insuficiente (Tabela 5).
[00103] O tubo de aço NQ. 35 e o tubo de aço NQ. 36 (aço NQ. Q, e aço NQ. R na Tabela 1) nos quais o teor de Mo está abaixo do limite inferior da presente invenção têm resistência a SCC insuficiente (Tabela 5).
[00104] A resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 37 (aço NQS. na Tabela 1) no qual o teor de Cr excedeu o limite superior da presente invenção (Tabela 5).
[00105] O número de inclusões está muito fora da faixa da presente invenção, e a resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 38 e tubo de aço NQ. 39 (aço NQ. T, e aço NQ. U na Tabela 1) no qual o teor de Nb está muito fora da faixa da presente invenção (Tabela 5).
[00106] O número de inclusões de nitreto e o número de inclusões de óxido estão fora da faixa da presente invenção, e a resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 40 a NQ. 43 (aço NQ. V a N-. Y na Tabela 1) no qual Ti/N está fora da faixa da presente invenção (Tabela 5).
[00107] O número de inclusões de óxido está fora da faixa da presente invenção, e a resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 44 e no tubo de aço NQ. 45 (aço NQ. Z, e aço NQ. AA na Tabela 1) que conteve O (oxigênio) nos teores acima do limite superior da presente invenção (Tabela 5).
[00108] A resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 46 e no tubo de aço NQ. 47 (aço NQ. AB, e aço NQ. AC na Tabela 1) que conteve Ti nos teores acima do limite superior da presente invenção (Tabela 5).
44/45 [00109] O número de inclusões de óxido está fora da faixa da presente invenção, e a resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 48 e no tubo de aço NQ. 49 (aço NQ. AD, e aço NQ. AE na Tabela 1) no qual os teores N e O excederam os limites superiores da presente invenção (Tabela 5).
[00110] A resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 52 e no tubo de aço NQ. 53 (aço NQ. AH, e aço NQ. Al na Tabela 1) nos quais os componentes estão dentro da faixa da presente invenção, porém, o número de inclusões de nitreto, e o número de inclusões de óxido estão fora da faixa da presente invenção (Tabela 5).
[00111] A resistência a SCC é insuficiente no tubo de aço NQ. 59 (aço NQ. AJ na Tabela 1) no qual o teor de Cu excede o limite superior da presente invenção (Tabela 5).
[00112] Com o teor de Cr, o tubo de aço NQ. 2 da Tabela 4 (aço NQ. A na Tabela 1) com o teor de Cr de 0,6 % em massa ou mais tem capacidade estável de endurecimento, uma fração de volume de martensita de 95% ou mais, e uma espessura de parede de 32 mm, em comparação ao tubo de aço NQ. 54 da Tabela 5 (aço NQ. B na Tabela 1) na qual o teor de Cr é menor que 0,6% em massa, embora as outras condições sejam iguais.
[00113] O tubo de aço NQ. 9 da Tabela 4 (aço NQ. C na Tabela 1) com um teor de Cr de 0,6% em massa ou mais tem capacidade de endurecimento estável, uma fração de volume de martensita de 95% ou mais, e a espessura de parede de 32 mm, em comparação ao tubo de aço NQ. 55 da Tabela 5 (aço NQ. D na Tabela 1) no qual o teor de Cr é menor que 0,6% em massa, embora a outra condição seja igual.
[00114] O tubo de aço NQ. 50 da Tabela 5 (aço NQ. AF na Tabela 1) com um teor de Cr de 0,6% em massa ou mais tem capacidade de endurecimento estável, uma fração de volume de martensita de 95% ou mais, e uma espessura de parede de 32 mm, em comparação ao tubo
45/45 de aço NQ. 58 da Tabela 5 (aço NQ. AG na Tabela 1) no qual o teor de Cr é menor que 0,6% em massa, embora a outra condição seja igual.
[00115] O tubo de aço NQ. 19 da Tabela 4 (aço NQ. G na Tabela 1) com o teor de Cr de 0,6% em massa ou mais tem capacidade de endurecimento estável, uma fração de volume de martensita de 95% ou mais, e a espessura de parede de 25 mm, em comparação ao tubo de aço NQ. 56 da Tabela 5 (aço NQ. H na Tabela 1) no qual o teor de Cr é menor que 0,6% em massa, embora a outra condição seja igual. De modo semelhante, o tubo de aço NQ. 29 da Tabela 5 (aço NQ. K na Tabela 1) com um teor de Cr de 0,6% em massa ou mais tem capacidade de endurecimento estável, uma fração de volume de martensita de 95% ou mais, e a espessura de parede de 25 mm, em comparação ao tubo de aço NQ. 57 da Tabela 5 (aço NQ. L na Tabela 1) no qual o teor de Cr é menor que 0,6% em massa, embora a outra condição seja igual.

Claims (5)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo caracterizado pelo fato de que a composição compreende C: 0,20 a 0,50% em massa, Si: 0,05 a 0,40% em massa, Mn: 0,1 a 1,5% em massa, P: 0,015% em massa ou menos, S: 0,005% em massa ou menos, Al: 0,005 a 0,1% em massa, N: 0,006% em massa ou menos, Cr: 0,1 a 2,5% em massa, Mo: 0,1 a 1,0% em massa, V: 0,03 a 0,3% em massa, Nb: 0,001 a 0,030% em massa, B: 0,0003 a 0,0030% em massa, O (oxigênio): 0,0030% em massa ou menos, Ti: 0,003 a 0,025% em massa, e o saldo Fe e impurezas inevitáveis, e satisfazendo Ti/N = 2,0 a 5,5, em que o tubo de aço sem costura de alta resistência tem uma estrutura na qual uma fração de volume de martensita revenida é 95% ou mais, e um número de tamanho de grão de austenita anterior é 8,5 ou mais, e que contém inclusões de nitreto que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 100 ou menos por 100 mm2, inclusões de nitreto que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 700 ou menos por 100 mm2, inclusões de óxido que têm um tamanho de 4 μιτι ou mais e cujo número é 60 ou menos por 100 mm2, e inclusões de óxido que têm um tamanho menor que 4 μιτι e cujo número é 500 ou menos por 100 mm2, em um corte transversal perpendicular a uma direção de laminação, e em que o tubo de aço sem costura de alta resistência tem um limite de elasticidade YS de 862 MPa ou mais.
  2. 2. Tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição contém ainda pelo menos um selecionado a partir de Cu: 1,0% em massa ou menos, Ni: 1,0% em massa ou menos, e W: 3,0% em massa ou menos.
  3. 3. Tubo de aço sem costura de alta resistência para produ-
    2/2 tos tubulares de petróleo, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a composição contém ainda Ca: 0,0005 a 0,0050% em massa.
  4. 4. Método para produzir o tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de petróleo, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 3, o método caracterizado pelo fato de que compreende: aquecer um material de tubo de aço a uma temperatura de aquecimento de 1.050 a 1.350Ό e submeter o materia I de tubo de aço a trabalho a quente a fim de obter um tubo de aço sem costura de um formato predeterminado; e resfriar o tubo de aço sem costura após o trabalho a quente em uma taxa de resfriamento igual ou mais rápida que resfriamento a ar até que uma temperatura de superfície se torne 200Ό ou menos, e revenir o tubo de aço sem costura aquecendo-se o tubo a 600 a 740Ό.
  5. 5. Método, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço sem costura é submetido a resfriamento brusco pelo menos uma vez após o resfriamento e antes do revenimento, sendo que o resfriamento brusco envolve reaquecimento em uma faixa de temperatura entre um ponto de transformação Acs e 1.000Ό e resfriamento brusco a uma temperatura de superfície de 200Ό ou menos.
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