BR112018017250B1

BR112018017250B1 - Tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos

Info

Publication number: BR112018017250B1
Application number: BR112018017250-2A
Authority: BR
Inventors: Mitsuhiro Okatsu; Masao Yuga; Yasuhide Ishiguro; Hiroki Ota
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2016-02-29
Filing date: 2016-11-18
Publication date: 2021-10-05
Also published as: AR107720A1; EP3425076A4; EP3425076A1; EP3425076B1; MX2018010363A; US20190048444A1; WO2017149571A1; BR112018017250A2; NZ744668A

Abstract

um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos tendo excelente resistência ssc é provido. o tubo de aço da presente invenção é um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos que inclui uma composição que contém, em termos de % em massa, c: 0,25 a 0,31%, si: 0,01 a 0,35%, mn: 0,45 a 0,70%, p: 0,010% ou menos, s: 0,001% ou menos, o: 0,0015% ou menos, al: 0,015 a 0,080%, cu: 0,02 a 0,09%, cr: 0,8 a 1,5%, mo: 1,1 a 1,6%, v: 0,01 a 0,06%, nb: 0,005 a 0,015%, b: 0,0015 a 0,0030%, ti: 0,005 a 0,020%, e n: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de ti e o teor de n (ti/n) de 3,0 a 4,0, sendo que o saldo é fe e impurezas inevitáveis, sendo que o tubo de aço que tem um valor (sigma 0,7/ sigma 0,4), como uma razão de uma tensão em uma deformação de 0,7% a uma tensão em uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação, de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 861 mpa ou mais.

Description

CAMPO TÉCNICO

[001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costu ra de alta resistibilidade para produtos tubulares petrolíferos ou de poço de gás, que é excelente em resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) especialmente em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio. O termo “alta resis- tibilidade” denominado no presente documento se refere a um caso de que tem uma resistência de 861 MPa ou mais (125 ksi ou mais) em termos de limite de elasticidade.

TÉCNICA ANTECEDENTE

[002] Nos últimos anos, a partir dos pontos de vista de um au mento substancial em preços de óleo cru e secagem esperada de recursos de óleo no futuro próximo, o desenvolvimento de um campo de óleo de alta profundidade que até agora foi desconsiderado, ou um campo de óleo ou campo de gás, etc. em um ambiente corrosivo severo que é um ambiente denominado ácido que contém sulfeto de hidrogênio, etc. é avidamente executado. Os tubos de aço para produtos tubulares petrolíferos que são usados em tal ambiente são exigidos a ter uma qualidade de material tal que eles tenham tanto alta resistibili- dade quanto excelente resistência à corrosão (resistência ácida).

[003] Em resposta a tal exigência, por exemplo, a PTL 1 revela um aço para produtos tubulares petrolíferos que tem excelente resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto, que é composto por 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 termos de % em peso, e em que a quantidade total de carbonetos precipitados e a proporção de um carboneto de tipo MC dentre os mesmos são prescritas.

[004] Além disso, a PTL 2 revela um material de aço para produ tos tubulares petrolíferos que tem excelente resistência a craqueamen- to de corrosão sob tensão de sulfeto, que contém C: 0,15 a 0,30%, Si: 0,05 a 1,0%, Mn: 0,10 a 1,0%, P: 0,025% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 0,1 a 1,5%, Mo: 0,1 a 1,0%, Al: 0,003 a 0,08%, N: 0,008% ou menos, B: 0,0005% a 0,010%, e Ca+O (oxigênio): 0,008% ou menos em termos de % em massa, e contém adicionalmente um ou mais selecionados dentre a partir de Ti: 0,005 a 0,05%, Nb: 0,05% ou menos, Zr: 0,05% ou menos, e V: 0,30% ou menos, e em que em relação a propriedades de inclusões em aço, um comprimento máximo de inclusões não metálicas contínuas e o número de grãos que tem um di-âmetro de 20 μm ou mais são prescritos.

[005] Além disso, a PTL 3 revela um aço para produtos tubulares petrolíferos que tem excelente resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto, que contém C: 0,15 a 0,35%, Si: 0,1 a 1,5%, Mn: 0,1 a 2,5%, P: 0,025% ou menos, S: 0,004% ou menos, sol.Al: 0,001 a 0,1%, e Ca: 0,0005 a 0,005% em termos de % em massa, e em que uma composição de inclusão não metálica à base de Ca e um óxido de compósito de Ca e Al são prescritos, e a dureza do aço é prescrita por HRC.

[006] A resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto de aço conforme citado nas tecnologias reveladas nessas PTL 1 a 3 significa a presença ou ausência da geração de SSC quando imergir uma amostra em tração de barra redonda em um banho de teste descrito em NACE (uma abreviatura de Associação Nacional de Engenharia de Corrosão) TM0177 por 720 horas durante o carregamento de uma tensão especificada de acordo com o método NACE TM0177 A. Por outro lado, nos últimos anos, com a finalidade de garantir mais segurança de tubos de aço para produtos tubulares petrolíferos, um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio de valor KISSC de fa- tor de intensidade de tensão obtido pela realização do teste DCB (duplo feixe de cantiléver) conforme prescrito de acordo com o método NACE TM0177 D que foi exigido para satisfazer um valor prescrito ou mais. A técnica anterior acima descrita não revela uma contramedida específica para melhorar tal valor KISSC.

[007] Entretanto, a PTL 4 revela um aço de baixa liga para produ tos tubulares petrolíferos com excelente resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto que tem um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais, que contém, em termos de % em massa, C: 0,2 a 0,35%, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 0,05 a 1,0%, P: 0,025% ou menos, S: 0,01% ou menos, Al: 0,005 a 0,10%, Cr: 0,1 a 1,0%, Mo: 0,5 a 1,0%, Ti: 0,002 a 0,05%, V: 0,05 a 0,3%, B: 0,0001 a 0,005%, N: 0,01% ou menos, e O: 0,01% ou menos, e em que uma equação entre uma largura de meio-valor da face de cristal [211] e um coeficiente de difusão de hidrogênio é prescrito para um valor predeterminado. Essa literatura de patente também descreve os valores KISSC acima descritos nos exemplos de trabalho. LISTA DE CITAÇÃO LITERATURA DE PATENTE PTL 1: JP-A-2000-178682 PTL 2: JP-A-2001-172739 PTL 3: JP-A-2002-60893 PTL 4: JP-A-2005-350754

SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO

[008] No entanto, quase todos os valores KISSC nos exemplos de trabalho de PTL 4 se referem a uma solução aquosa de (5% em massa de cloreto de sódio + 0,5% em massa de ácido acético) conforme saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio a 0,01 MPa (= 0,1 atm) (denominado “banho A”). No entanto, a PTL 4 não descreve qualquer exemplo de trabalho para um aço que tem um limite de elasticidade superior a 861 MPa, que se refere a uma solução aquosa de (5% em massa de cloreto de sódio + 0,5% em massa de ácido acético) conforme saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio 0,1 MPa (= 1 atm) (denominado “banho B”). Em geral, em relação à resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto, sabe-se que quanto maior for a pressão parcial saturada de gás de sulfeto de hidrogênio, maior é a sensibilidade. No ambiente de poço de uma condição saturada de gás de sulfeto de hidrogênio alto, que será desenvolvida no futuro, ainda permanece a incerteza no uso como um tubo de aço de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos que tem um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais, conforme descrito acima.

[009] Em vista do problema anterior, a presente invenção foi feita, e um objetivo da mesma é fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos, que tem excelente resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) em um ambiente saturado de gás de sulfeto de hidrogênio alto, especificamente um ambiente ácido que tem pressão parcial de gás de sulfeto de hidrogênio igual ou inferior a 0,02 MPa, embora tenha uma alta resistibilidade de 861 MPa ou mais em termos de limite de elasticidade e, especificamente, mostre de maneira estável um alto valor KISSC.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0010] Para resolver o problema anterior, os presentes inventores recolheram em primeiro lugar cada três ou mais amostras de DCB com uma espessura de 10 mm, uma largura de 25 mm e um comprimento de 100 mm de tubos de aço contínuos com várias composições químicas e microestruturas de aço e que tem um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais, com base no método D de NACE TM0177 e fornecido para um teste DCB. Como banho de teste do teste DCB, uma so lução aquosa mista de (0,5% em massa de CH3COOH + CH3COONa) a 24 °C como saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,02 MPa (0,2 atm) foi usada. As amostras de DCB nas quais uma cunha foi introduzida sob uma condição predeterminada foram imersas nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de um craqueamento gerado nas amostras de DCB durante a imersão e uma carga de descolagem P foram então medidas e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a seguinte equação (2). (2)

[0011] Aqui, a Figura 1 é uma vista esquemática de uma amostra de DCB. Conforme mostrado na Figura 1, h é uma altura de cada braço da amostra de DCB; B é uma espessura da amostra de DCB; e Bn é uma espessura de manta da amostra de DCB. Para esses, foram usados valores numéricos prescritos no método D de NACE TM0177. Um alvo do valor KISSC foi definido em 26,4 MPa^m ou mais (24 ksi^polegada ou mais) a partir de um suposto defeito de entalhe máximo de produtos tubulares petrolíferos e condição de carga aplicada. Um gráfico resultante a partir da classificação dos valores KIssC obtidos com uma dureza média (dureza Rockwell de escala C) do tubo de aço sem costura fornecido com uma amostra é mostrado na Figura 2. Notou-se que, embora os valores KIssC obtidos pelo teste DCB tendam a diminuir com o aumento da dureza do tubo de aço sem costura, os valores numéricos são amplamente espalhados mesmo com a mesma dureza.

[0012] Além disso, quando é dada atenção a uma composição química de aço, observou-se que, mesmo na mesma dureza, em espécies de aço que tem teor de Mo de 1,1% ou mais, o valor KIssC apresenta um valor mais alto. No entanto, algumas espécies de aço com teor de Mo de 1,1% ou mais ainda estavam insatisfeitas com o alvo 26,4 MPa^m ou mais como um valor mínimo de espalhamento.

[0013] Como resultado de extensas e intensivas investigações so bre uma causa desse espalhamento, determinou-se que um grau de espalhamento é diferente dependendo de uma curva de tensão- deformação obtida ao medir o limite de elasticidade de tubo de aço. A Figura 3 mostra exemplos da curva de tensão-deformação. Nas duas curvas de tensão-deformação de tubo de aço (uma linha a cheio A e uma linha tracejada B) mostradas na Figura 3, embora os valores de tensão em uma deformação de 0,5 a 0,7% correspondentes à tensão de escoamento não variem, um deles (linha tracejada B) revelam um rendimento sem costura, enquanto o outro (linha a cheio A) revela um ponto de rendimento superior. Em seguida, verificou-se que no aço que revelam a curva de tensão-deformação (linha tracejada B) do tipo de rendimento sem costura, o espalhamento no valor KISSC é grande. Os presentes inventores realizaram adicionalmente investigações extensivas e intensivas e classificaram as dimensões do espalhamento no valor KISSC por um valor ( GO,7/CTO,4) como uma razão de uma tensão (CT0.7) a uma deformação de 0,7% para uma tensão ( CTO,4> a uma de-formação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação. Como resultado, verificou-se que, conforme mostrado na Figura 4, regulando-se o tubo de aço sem costura ( GO,7/CTO,4) para 1,02 ou menos, o espalhamento no valor KISSC pode ser reduzido para aproximadamente metade em comparação com o caso em que o ( GO,7/CTO,4) é mais do que 1,02.

[0014] Aqui, o que o espalhamento no valor KISSC é reduzido para aproximadamente metade significa que em uma correlação de valor de dureza KISSC, a dureza do aço como um limite inferior do espalhamento no valor KISSC se estende ao lado de alta dureza. Especificamente, na Figura 4, no caso em que o ( αo,7/αo,4) do tubo de aço excede 1,02 (consultar círculos brancos no desenho), mesmo quando a dureza Rockwell de escala C é um valor baixo como 3o,2, valores inferiores a 26,4 MPa^m como um valor Kissc alvo são gerados, enquanto no caso em que o ( GO,7/GO,4) do tubo de aço é 1,02 ou menos (consulte círculos pretos no desenho), mesmo quando a dureza Rockwell de escala C é um valor alto como 31,2, 26.4 MPa^m pode ser satisfeito. Ou seja, mesmo quando altamente fortalecido, um alto valor KISSC pode ser obtido de maneira estável.

[0015] À luz do exposto, obteve-se tal constatação que um alto valor KISSC pode ser obtido de maneira estável, reforçando ao mesmo tempo um tubo de aço sem costura a ser usado em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio. Quanto à razão pela qual quando um valor da razão da tensão ( CTO.7> em uma deformação de 0,7% para a tensão ( CTO,4> em uma deformação de 0,4% na curva de tensão- deformação de tubos de aço contínuos é baixo, um alto valor KISSC pode ser obtido de maneira estável, a seguinte razão pode ser pensada. Ou seja, quando uma tensão é dada em um estado em que um entalhe inicial está presente como no teste DCB, existe a possibilidade de que a deformação plástica seja causada em uma extremidade do entalhe e, no caso em que a deformação plástica é causada, a sensibilida-de ao craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto aumenta. Por outro lado, conforme mostrado na Figura 3, quando o ( GO,7/GO,4) é alto, ou seja, em uma região de tensão de 0,4 a 0,7%, no caso de um aço com tais propriedades de tração que o rendimento sem costura ainda não é revelado, a deformação plástica de uma extremidade entalhada pode ser inibida. Assim, a sensibilidade ao craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto não muda, e um alto valor KISSC é obtido de maneira estável.

[0016] Para regular de maneira estável ( CTO,7/CTO,4> de tubo de aço sem costura a 1,02 ou menos, além da limitação de uma composição química de aço conforme descrito mais adiante, é necessário regular uma microestrutura de aço para martensita de modo que a curva de tensão-deformação não é produzida a partir de um tipo de rendimento sem costura, para suprimir a formação de uma microestrutura diferente de martensita, tanto quanto possível, e ainda para aumentar uma temperatura de arrefecimento brusco durante arrefecimento brusco para resolver Mo sólido, tanto quanto possível para o propósito de aumentar uma quantidade de precipitação secundária de Mo. Em relação à quantidade de precipitação secundária acima descrita, o Mo precipitado que foi precipitado antes do arrefecimento brusco é definido como um precipitado primário e o Mo precipitado que é solução sólida durante o arrefecimento brusco e precipitado após revenimento ser definido como um precipitado secundário.

[0017] Entretanto, para aumentar o valor de GQ,4 , é necessário exigir os grãos de cristal à refinação de grãos e, inversamente, a temperatura de arrefecimento brusco é de preferência mais baixa. Para tornar os dois compatíveis entre si, ao produzir um tubo de aço sem costura, primeiro, a temperatura de acabamento de laminação de la- minação a quente para formar um tubo de aço é aumentada e após o acabamento de laminação, o arrefecimento brusco direto (também denominado “DQ”; em que DQ se refere à matéria que no estágio de acabamento de laminação a quente, o arrefecimento brusco é imediatamente executado a partir de um estado em que a temperatura de tubo de aço ainda é alta) é aplicado. Ou seja, quando a temperatura de acabamento de laminação é aumentada para uma vez sólido resolve Mo tanto quanto possível, e depois disso, a temperatura de arrefe-cimento brusco durante o arrefecimento brusco e revenimento de tratamento térmico de tubos de aço é diminuída, tanto o aumento da quantidade de precipitação secundária descrita acima de Mo quanto o refino de grãos da microestrutura são compatibilizados uns com os outros, pelo que o (CTQ.-T/CTQ^) pode ser regulado de maneira estável para 1,02 ou menos. Além disso, após a laminação a quente de tubos de aço, no caso em que DQ não é aplicável, realizando-se o tratamento térmico de arrefecimento brusco e revenimento vezes plurais, em particular, produzindo-se a temperatura de arrefecimento brusco inicial alta como 1.000 °C ou superior, o efeito de DQ pode ser substituído.

[0018] A presente invenção foi realizada com base em tais consta tações e tem a seguinte essência.

[0019] [1] Um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade e baixa liga para produtos tubulares petrolíferos, que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,25 a 0,31%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09% Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 1,1 a 1,6%, V: 0,01 a 0,06%, Nb: 0,005 a 0,015%, B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, com um saldo que é Fe e impurezas inevitáveis; o tubo de aço que tem um valor (CTO.7/CTO,4), como uma razão de uma tensão em uma deformação de 0,7% a uma tensão em uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais.

[0020] [2] O tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de bai xa liga para produtos tubulares petrolíferos conforme apresentado no item [1] em que contém adicionalmente, em adição à composição, um ou mais dentre os selecionados a partir de, em termos de % em massa, W: 0,1 a 0,2%, e Zr: 0,005 a 0,03%,

[0021] [3] O tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de bai xa liga para produtos tubulares petrolíferos conforme apresentado no item [1] ou [2] em que contém adicionalmente, em adição à composição em termos de % em massa, Ca: 0,0005 a 0,0030%, e tem o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um tamanho a granel máximo de 5 μm ou mais, cuja razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), de 20 ou menos por 100 mm2: (CaO)/(Al2O3) > 4.0 ... (1)

[0022] O termo “alta resistibilidade” conforme denominado no pre sente documento se refere a uma resistência de 861 MPa ou mais (125 ksi ou mais) em termos de limite de elasticidade. Embora um valor limite superior do limite de elasticidade não seja particularmente limitado, é de preferência 960 MPa.

[0023] O tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos da presente invenção é excelente em resistência a craqueamento de corrosão sob tensão por sulfeto (resistência SSC). O que a resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto é excelente se refere ao fato de que quando um teste DCB usa, como banho de teste, uma solução aquosa mista de 0,5% em massa de CH3COOH e CH3COONa de 24 °C como saturado com gás de sulfeto de hidrogênio de 0,02 MPa (0,2 atm), que é um teste DCB de acordo com o método D de NACE TM0177, é realizado três vezes, o KISSC obtido de acordo com a equação acima descrita (2) é de maneira estável 26,4 MPa^m ou mais em todos os testes três vezes.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0024] De acordo com a presente invenção, é possível fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos, que tem excelente resistência a cra- queamento de corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) em um ambiente saturado de gás de sulfeto de hidrogênio alto, especificamente um ambiente ácido que tem pressão parcial de gás de sulfeto de hidrogênio igual ou inferior a 0,02 MPa, embora tenha uma alta re- sistibilidade de 861 MPa ou mais em termos de limite de elasticidade e, especificamente, que mostra de maneira estável um alto valor KISSC.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0025] A Figura 1 é uma vista esquemática de uma amostra de DCB.

[0026] A Figura 2 é um gráfico que mostra uma relação entre du reza e valor KISSC de um tubo de aço.

[0027] A Figura 3 é um gráfico que mostra uma curva de tensão- deformação de tubos de aço que têm um espalhamento diferente no valor KISSC.

[0028] A Figura 4 é um gráfico que mostra a matéria que regulan do-se (GO,7/CTO,4) obtido a partir da curva de tensão-deformação de tubo de aço a 1,02 ou menos, um espalhamento no valor KISSC diminui.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES

[0029] O tubo de aço da presente invenção é um tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares pe trolíferos que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,25 a 0,31%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09%, Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 1,1 a 1,6%, V: 0,01 a 0,06%, Nb: 0,005 a 0,015%, B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, com o saldo de Fe e impurezas inevitáveis, sendo que o tubo de aço que tem um valor (00,7/00,4), como uma razão de uma tensão em uma deformação de 0,7% a uma tensão em uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação, de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais.

[0030] Primeiro de tudo, a razão para limitar a composição química do tubo de aço da presente invenção é descrita. O termo “% em massa” é doravante denominado simplesmente como “%” salvo indicação em contrário. C: 0,25 a 0,31%

[0031] C tem uma função de aumento da resistência de aço e é um elemento importante para manter a resistência desejada. Para realizar um alto fortalecimento de modo que o limite de elasticidade seja 861 MPa ou mais, é necessário que contenha C de 0,25% ou mais. Por outro lado, quando o teor de C excede 0,31%, um aumento notável de (00,7/00,4) conforme descrito mais adiante é causado, e um espalhamento no valor KISSC se torna grande. Por essa razão, o teor de C é limitado a 0,25 a 0,31%. O teor de C é de preferência 0,27% ou mais e, de preferência, 0,30% ou menos. Si: 0,01 a 0,35%

[0032] O Si é um elemento que funciona como um desoxidante e tem a função de aumentar a resistência de aço ao estar em solução sólida em aço e suprimir o amaciamento rápido durante o revenimento. Para obter tal efeito, é necessário conter Si de 0,01% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Si excede 0,35%, as inclusões baseadas em óxido grosso são formadas, e um espalhamento no valor KISSC se torna grande. Por essa razão, o teor de Si está limitado a 0,01 a 0,35% e, de preferência, a 0,01 a 0,04%. Mn: 0,45 a 0,70%

[0033] Mn é um elemento que tem a função de aumentar a resis tência de aço através de uma melhoria na temperabilidade de arrefecimento brusco e de evitar a fragilização do limite de grão causado por S pela ligação a S e a fixação de S como MnS. Na presente invenção, é necessário conter Mn de 0,45% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Mn excede 0,70%, um aumento notável de (GO,7/GO,4) é causado, e um espalhamento no valor KISSC se torna grande. Por essa razão, o teor de Mn é limitado a 0,45 a 0,70%. O teor de Mn é de preferência 0,50% ou mais e, de preferência, 0,65% ou menos. P: 0,010% ou menos

[0034] P mostra uma tendência para segregar nos limites de grão ou semelhantes em um estado de solução sólida e para provocar cra- queamento por fragilização do limite de grão ou semelhante, e é assim desejavelmente diminuído na quantidade tanto quanto possível. No entanto, o teor de até 0,010% é admissível. Dessa forma, o teor de P é limitado a 0,010% ou menos. S: 0,001% ou menos

[0035] S está presente principalmente como inclusões à base de sulfeto em aço e deteriora a ductilidade, tenacidade e resistência à corrosão, como a resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto, etc. Há um caso em que S está parcialmente presente em um estado de solução sólida; nesse caso, no entanto, S mostra uma tendência para segregar nos limites de grão ou semelhantes e causar craqueamento por fragilização no limite de grão ou semelhante. Assim, é desejável diminuir S tanto quanto possível. No entanto, uma diminuição excessiva da quantidade aumenta rapidamente os custos de fundição. Assim, na presente invenção, o teor de S está limitado a 0,001% ou menos, ao qual são permitidos efeitos adversos. O (oxigênio): 0,0015% ou menos

[0036] O (oxigênio) é uma impureza incidental e está presente como óxidos de Al, Si, e assim por diante no aço. Em particular, quando o número de óxidos grossos do mesmo é grande, um espalhamento no valor KISSC é causado para se tornar grande. Por essa razão, o teor de O (oxigênio) é limitado a 0,0015% ou menos em que são permitidos efeitos adversos. O teor de O (oxigênio) é de preferência 0,0010% ou menos. Al: 0,015 a 0,080%

[0037] Al funciona como um desoxidante e contribui para uma di minuição de solução sólida N ligando-se N para formar AlN. Para obter tal efeito, é desejável que o teor de Al seja 0,015% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Al excede 0,080%, as inclusões baseadas em óxido aumentam tornando,desse modo, um espalhamento no valor KISSC grande. Por essa razão, o teor de Al é limitado a 0,015 a 0,080%. O teor de Al é de preferência 0,05% ou mais e, de preferência, 0,07% ou menos. Cu: 0,02 a 0,09%

[0038] Cu é um elemento que tem a função de melhorar a resis tência à corrosão, e quando uma pequena quantidade é adicionada ao mesmo, um denso produto de corrosão é formado, a formação e crescimento de cavidades que servem como ponto de partida de SSC são suprimidas, e a existência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto é notavelmente melhorada. Assim, na presente invenção, é necessário conter Cu de 0,02% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Cu excede 0,09%, a trabalhabilidade a quente durante um processo de produção de tubo de aço sem costura está deteriorada. Por essa razão, o teor de Cu é limitado a 0,02 a 0,09%. O teor de Cu é de preferência 0,03% ou mais e, de preferência, 0,05% ou menos. Cr: 0,8 a 1,5%

[0039] O Cr é um elemento que contribui para um aumento na re sistência de aço através de uma melhoria na temperabilidade do arrefecimento brusco e melhora a resistência à corrosão. Além disso, o Cr se liga ao C para formar carbonetos, como os à base de M3C, à base de M7C3, e à base de M23C6, etc., durante o revenimento. Em particular, o carboneto à base de M3C melhora a resistência ao amolecimento por revenimento do aço, diminui a alteração na resistência a ser causada devido ao revenimento e contribui para uma melhoria do limite de elasticidade. Para alcançar o limite de elasticidade de 861 MPa ou mais, é necessário que contenha Cr de 0,8% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Cr excede 1,5%, o efeito é saturado de modo que é economicamente desvantajoso. Por essa razão, o teor de Cr é limitado a 0,8 a 1,5%. O teor de Cr é de preferência 0,9% ou mais e, de preferência, 1,1% ou menos. Mo: 1,1 a 1,6%

[0040] O Mo é um elemento que contribui para um aumento na resistência de aço através de uma melhoria na propriedade de arrefecimento brusco e melhora a resistência à corrosão. Com respeito a este Mo, os presentes inventores prestaram atenção especialmente a um ponto de formação de um carboneto à base de M2C. Em seguida, os presentes inventores revelaram que o carboneto à base de M2C para precipitar secundariamente após o revenimento melhora a resistência ao amolecimento revenindo-se o aço, diminui uma mudança na resistência a ser causada devido ao revenimento, contribui para uma melhoria do limite de elasticidade, e converte a forma da curva de tensão-deformação de aço a partir de um tipo de rendimento sem costura para um tipo de rendimento. Em particular, na presente invenção, como resultado de investigação exaustiva e intensiva feita pelos presentes inventores, observou-se que uma quantidade específica de Mo é eficaz para tornar tanto o alto limite de elasticidade como o valor KISSC compatíveis uns com os outros no ambiente ácido descrito acima com uma pressão parcial de gás de sulfeto de hidrogênio de 0,02 MPa (0,2 atm) ou mais. Para obter tal efeito, é necessário conter Mo de 1,1% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Mo excede 1,6%, o carboneto à base de Mo2C torna-se grosso e serve como ponto de partida do cra- queamento de corrosão sob tensão por sulfeto, causando, assim, uma diminuição do valor KISSC. Por essa razão, o teor de Mo é limitado a 1,1 a 1,6%. O teor de Mo é de preferência 1,2% ou mais e, de preferência, 1,5% ou menos. V: 0,01 a 0,06%

[0041] V é um elemento que forma um carboneto ou um nitreto e contribui para a resistibilidade de aço. Para obter tal efeito, é necessário conter V de 0,01% ou mais. Por outro lado, quando o teor de V excede 0,06%, o carboneto à base de V é grosso e se torna um ponto de partida do craqueamento de corrosão sob tensão por sulfeto, causando, assim, uma diminuição do valor KISSC. Por essa razão, o teor de V é limitado a 0,01 a 0,06%. O teor de V é de preferência 0,03% ou mais e, de preferência, 0,05% ou menos. Nb: 0,005 a 0,015%

[0042] Nb é um elemento que retarda a recristalização em uma região de temperatura de austenita (y) para contribuir para a refinação de y grãos e funciona significativamente na refinação de uma subestru- tura inferior (por exemplo, um pacote, um bloco ou um ripado) de aço imediatamente após o arrefecimento brusco. Para obter tal efeito, é necessário conter Nb de 0,005% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de Nb excede 0,015%, o efeito é saturado. Por essa ra- zão, o teor de Nb é limitado a 0,005 a 0,015%. O pacote, conforme citado no presente documento, é definido como uma região composta por um grupo de ripados dispostos em paralelo e que tem o mesmo plano de hábitos, e o bloco é composto por um grupo de ripados paralelos que têm a mesma orientação. O teor de Nb é de preferência 0,009% ou mais. B: 0,0015 a 0,0030%

[0043] B é um elemento que contribui para uma melhoria na tem- perabilidade de arrefecimento brusco com um teor leve e, na presente invenção, é necessário que contenha B de 0,0015% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de B excede 0,0030%, o efeito é saturado, ou inversamente, não se pode esperar um efeito desejado devido à formação de um boreto de Fe (Fe-B), de modo que seja economicamente desvantajoso. Por essa razão, o teor de B é limitado a 0,0015 a 0,0030%. O teor de B é, de preferência, 0,0020% a 0,0030%. Ti: 0,005 a 0,020%

[0044] Ti forma um nitreto e diminui o excesso de N no aço, tor nando efetivo o efeito de B descrito acima. Além disso, o Ti é um elemento que contribui para a prevenção da formação grosseira devido ao efeito de fixação dos grãos de austenita no momento do arrefecimento brusco do aço. Para obter tal efeito, é necessário conter Ti de 0,005% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Ti excede 0,020%, a formação de um nitreto tipo MC grosso (TiN) é acelerada durante a fundição, o que resulta em um pouco mais grosseira dos grãos de aus- tenita durante o arrefecimento brusco. Por essa razão, o teor de Ti é limitado a 0,005 a 0,020%. O teor de Ti é, de preferência, 0,008% ou mais e, de preferência, 0,015% ou menos. N: 0,005% ou menos

[0045] N é uma impureza inevitável no aço e liga-se a um elemen to que forma um nitreto de Ti, Nb, Al ou semelhante, para formar um precipitado do tipo MN. Além disso, o excesso de N restante após a formação de tal nitreto também se liga a B para formar um precipitado de BN. Nessa ocasião, o efeito para melhorar as propriedades de arrefecimento brusco devido à adição de B é perdido e, portanto, é preferível que o N excessivo seja diminuído tanto quanto possível. O teor de N é limitado a 0,005% ou menos. Razão de teor de Ti para teor de N (Ti/N): 3,0 a 4,0,

[0046] Para que tanto o efeito de pinagem de grãos de austenita devido à formação de um nitreto de TiN pela adição de Ti e o efeito para melhorar a temperabilidade de têmpera devido à adição de B através da prevenção da formação de BN devido à supressão de N excessivo possam se tornar compatíveis entre si, o Ti/N é prescrito. No caso em que o Ti/N é inferior a 3,0, o N excessivo é gerado, e BN é formado, de modo que a solução sólida B durante o arrefecimento brusco é insuficiente. Como resultado, a microestrutura no acabamento do arrefecimento brusco torna-se uma estrutura multifásica de mar- tensita e bainita, ou martensita e ferrita, e a curva de tensão- deformação após o revenimento dessa estrutura multifásica torna-se um tipo sem costura de rendimento, pelo qual valor de (CTO,7/CTO,4> aumenta em grande parte. Por outro lado, no caso em que o Ti/N excede 4,0, o efeito de pinagem dos grãos de austenita é deteriorado devido ao engrossamento de TiN, e a estrutura necessária de grão fino não é obtida. Por essa razão, o Ti/N é limitado a 3,0 a 4,0.

[0047] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis. Além da composição básica descrita acima, um ou mais selecionados a partir de W: 0,1 a 0,2% e Zr: 0,005 a 0,03% podem ser selecionados e contidos, se desejado. Além disso acima, Ca de 0,0005 a 0,0030% pode ser contido, e o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um tamanho a granel máximo de 5 μm ou mais, cuja razão de composição satisfaz uma relação: (CaO)/(AhO3) > 4,0, em termos de % em massa, pode ser 20 ou menos por 100 mm2. W: 0,1 a 0,2%

[0048] Semelhante a Mo, W forma um carboneto para contribuir para um aumento na resistência devido ao endurecimento por precipitação, e segrega, em uma solução sólida, nos limites de grãos da aus- tenita prévia, contribuindo assim para uma melhoria na resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto. Para obter tal efeito, é desejado conter W de 0,1% ou mais. No entanto, quando o teor de W excede 0,2%, a resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto é deteriorada. Por esta razão, no caso em que W está contido, o teor de W está limitado a 0,1 a 0,2%. Zr: 0,005 a 0,03%

[0049] Semelhante ao Ti, o Zr forma um nitreto e é eficaz para su primir o crescimento de grãos de austenita durante o arrefecimento brusco, devido a um efeito de pinagem. Para obter tal efeito exigido, é desejado conter Zr de 0,005% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de Zr excede 0,03%, o efeito é saturado. Por esta razão, no caso em que Zr está contido, o teor de Zr está limitado a 0,005 a 0,03%. Ca: 0,0005 a 0,0030%.

[0050] O Ca é eficaz para evitar o entupimento dos bocais no mo mento da fundição contínua. Para obter tal efeito exigido, é desejado conter Ca de 0,0005% ou mais. Por outro lado, o Ca forma uma inclusão não metálica à base de óxido complexada com Al e, em particular, no caso em que o teor de Ca excede 0,0030%, um grande número de inclusões não metálicas à base de óxido grosso está presente, deteriorando assim a resistência a craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto. Especificamente, em vista do fato de que inclusões nas quais uma razão de composição do óxido de Ca (CaO) para o óxido de Al (Al2O3) satisfaz a equação (1) em termos de % em massa, especial- mente dar efeitos adversos, é desejável regular o número de inclusões com tamanho a granel máximo de 5 μm ou mais e que satisfaz a equação (1) a 20 ou menos por 100 mm2. O número de inclusões pode ser calculado da seguinte maneira. Ou seja, a partir de um lugar opcional na direção circunferencial de uma extremidade de um tubo de aço, uma amostra para microscópio eletrônico de varredura (SEM) de uma seção transversal ortogonal longitudinal do tubo é coletada, e com relação a essa amostra, pelo menos três locais da superfície externa do tubo, do centro da parede espessa e da superfície interna são submetidos à observação de inclusões por SEM, uma composição química é analisada com um analisador de raios X característico anexado ao SEM e o número de inclusões é calculado a partir do resultados da análise. Por essa razão, no caso em que Ca está contido, o teor de Ca está limitado a 0,0005 a 0,0030%. Além disso, nesse caso, o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um tamanho a granel máximo de 5 μm ou mais, cuja razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), é limitada a 20 ou menos por 100 mm2. O teor de Ca é de preferência 0,0010% ou mais e, de preferência, 0,0016% ou menos.

[0051] O número de inclusões acima descrito pode ser controlado controlando-se a quantidade carregada de Al no momento do tratamento morto por Al a ser realizado após o término do refino de des- carbonização e a adição de Ca em uma quantidade em conformidade com os valores analisados de Al, O e Ca em aço fundido antes da adição de Ca.

[0052] Na presente invenção, embora não seja particularmente necessário limitar o método de produção de uma matéria-prima de tubo de aço que tem a composição acima descrita, é preferido que um aço fundido que tem a composição acima descrita seja refinado por um método de refinação geralmente conhecido com o uso de um conversor, um forno elétrico, um forno de fusão a vácuo ou semelhante e formado em uma matéria-prima de tubo de aço, como um lingote, etc., por um método usual, como um método de fundição contínua, um método que faz florescer lingote, etc. A matéria-prima do tubo de aço é formada em um tubo de aço sem costura por meio de formação a quente. No método de formação a quente, após a perfuração do furador, a matéria-prima do tubo de aço é formada em uma espessura predeterminada por qualquer método de laminação do mandril e lami- nador de plugue e, a partir daí, a laminação a quente é realizada até a laminação de redução de diâmetro apropriada. De modo a regular de maneira estável o (CTO,7/CTO,4> a 1,02 ou menos, é desejável realizar o arrefecimento brusco direto (DQ) após laminação a quente. Além disso, é necessário evitar a ocorrência da matéria que quando a microes- trutura no acabamento desse DQ se torna uma estrutura multifásica de martensita e bainita, ou martensita e ferrita, após o arrefecimento brusco subsequente e tratamento de calor de revenimento, o diâmetro de aço de grão de cristal e a quantidade de precipitação secundária de Mo ou semelhante tornam-se heterogêneos, pelo que o valor de (CTO.7/CTO.4) excede 1,02. Por essa razão, para que o início de DQ possa ser realizado a partir de uma região de fase única de austenita, a temperatura de acabamento de laminação a quente está, de preferência, a 950 °C ou maior. Por outro lado, a temperatura de acabamento de DQ está, de preferência, 200 °C ou menor. Depois de formar o tubo de aço sem costura, para alcançar o limite de elasticidade alvo de 861 MPa ou mais, o arrefecimento brusco (Q) e revenimento (T) do tubo de aço são realizados. Nesse momento, a partir do ponto de vista de refinação de grãos de cristais, a temperatura de arrefecimento brusco é, de preferência, ajustada para 930 °C ou menor. Por outro lado, no caso em que a temperatura de arrefecimento brusco é inferior a 860 °C, a solução sólida de Mo ou similar é insuficiente, de modo que a quantidade de precipitação secundária após o acabamento do revenimento subsequente não pode ser assegurada. Por esta razão, a temperatura de arrefecimento brusco é de preferência ajustada para 860 a 930 °C. Para evitar a retransformação de austenita para ser uma temperatura Ac1 ou menor; no entanto, quando é inferior a 600 °C, a quantidade de precipitação secundária de Mo ou semelhante não pode ser assegurada. Por esta razão, é preferível definir a temperatura de revenimento para pelo menos 600 °C ou mais.

[0053] Após laminação a quente, no caso em que DQ não é apli cável, realizando-se o arrefecimento brusco e revenimento vezes plurais, em particular, definindo-se a temperatura inicial de arrefecimento brusco para 950 °C ou mais, o efeito de DQ pode ser substituído.

[0054] Em seguida, a razão para limitar as propriedades mecâni cas do tubo de aço da presente invenção é descrita.

[0055] O valor (00,7/00,4), como uma razão de uma tensão (CTQ,7> em uma deformação de 0,7% para uma tensão (00,4) em uma deformação de 0,4% na curva de tensão-deformação, é de 1,02 ou menor.

[0056] Conforme descrito anteriormente, o espalhamento no valor KISSC é amplamente diferente de acordo com o formato da curva de tensão-deformação do aço. Os presentes inventores fizeram investigações extensivas e intensivas sobre esse ponto. Como resultado, verificou-se que, no caso em que o valor (00,7/00,4), como uma razão de uma tensão (00,7) a uma deformação de 0,7% a uma tensão (00,4) a uma deformação de 0,4% na curva de tensão-deformação, é 1,02 ou menos, o espalhamento no valor KISSC é reduzido para aproximadamente a metade. Por essa razão, na presente invenção, o (00,7/00,4) está limitado a 1,02 ou menos.

[0057] Na presente invenção, o limite de elasticidade, a tensão (αo,4) a uma deformação de 0,4% e a tensão (CTO,7> a uma deformação de 0,7% podem ser medidos pelo teste de tração em conformidade com a JIS Z2241.

[0058] Além disso, embora a microestrutura da presente invenção não seja particularmente limitada, desde que a estrutura seja composta de martensita como uma fase principal, com o saldo que é uma ou mais estruturas de ferrita, austenita residual, perlita, bainita e como em uma razão de área de 5% ou menos, o objeto da invenção do presente pedido pode ser alcançado. EXEMPLO 1

[0059] A presente invenção é, de acordo com esse documento, descrita em mais detalhes a título de referência aos Exemplos.

[0060] Um aço de cada uma das composições mostradas na Ta bela 1 foi refinado pelo método conversor e depois moldado continuamente para preparar uma placa de tarugo. Essa placa de tarugo foi formada em um lingote que tem uma seção transversal redonda por meio de laminação a quente. Além disso, esse lingote foi usado como matéria-prima, aquecido a uma temperatura de aquecimento de lingote mostrada na Tabela 2, e então laminado a quente pelo processo de perfuração - laminação com laminador peregrino - redução de diâmetro Mannesmann, e a laminação foi acabada a uma temperatura de acabamento de laminação mostrada nas Tabelas 2 e 3, formando assim um tubo de aço sem costura. O tubo de aço foi resfriado à temperatura ambiente (35 °C ou menos) por meio de arrefecimento brusco direto (DQ) ou resfriamento a ar (0,2 a 0,5°C/s) e depois tratado termi- camente sob uma condição de tratamento de calor de tubo de aço mostrado nas Tabelas 2 e 3 (temperatura Q1: primeira temperatura de arrefecimento brusco, temperatura T1: primeira temperatura de reve- nimento, temperatura Q2: segunda temperatura de arrefecimento brusco e temperatura T2: segunda temperatura de revenimento). Uma amostra de tração e amostras de DCB foram coletadas de um único local opcional na direção circunferencial de uma extremidade do tubo no estágio de acabamento de revenimento final. As três ou mais amostras de DCB foram coletadas respectivamente de todos os tubos de aço.

[0061] Com o uso da amostra de tração coletada, o limite de elas ticidade, uma tensão (CTO,4> a uma deformação de 0,4% e uma tensão (CTO,7) a uma deformação de 0,7% foram medidos pelo desempenho do teste de tração em conformidade com JIS Z2241.

[0062] Além disso, com o uso das amostras de DCB coletadas, o teste DCB foi realizado em conformidade com o método D NACE TM0177. Como um banho de teste do DCB, uma solução aquosa mista de (0,5% em massa de CH3COOH + CH3COONa) de 24 °C como saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,2 atm (0,02 MPa) foi usada. As amostras de DCB nas quais uma cunha foi introduzida sob uma condição predeterminada foram imersas nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de um craqueamento gerado nas amostras de DCB durante a imersão e uma tensão de abertura de cunha P foram então medidos e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a seguinte equação (2).

[0063] No caso em que o limite de elasticidade foi 861 MPa ou mais, tal foi considerado aceito. Além disso, no caso em que em todas as três amostras de DCB, o valor KISSC foi 26,4 MPa^m ou mais, tal foi considerado aceito. (2)

[0064] Aqui, h é uma altura de cada braço da amostra de DCB; B é uma espessura da amostra de DCB; e Bn é uma espessura de manta da amostra de DCB. Para esses, foram usados valores numéricos prescritos no método D de NACE TM0177 (consulte a Figura 1). TABELA 1

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0065] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis.

As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

TABELA 3

As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0066] Em todos os tubos de aço 1 a 7 abrangidos pelo escopo da presente invenção em termos da composição química e (CTO.7/CTO,4), o limite de elasticidade era de 861 MPa ou mais, e tanto quanto o banho de teste de DCB era uma solução aquosa mista de (0,5% em massa de CH3COOH + CH3COONa) de 24 °C saturada com gás de sulfeto de hidrogênio de 0,2 atm (0,02 MPa), todos os valores KISSC obtidos no teste DCB de cada três amostras satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais sem causar espalhamento.

[0067] Por outro lado, todo o Exemplo Comparativo 8 (aço n° G) no qual a quantidade de C da composição química era inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção, o Exemplo Comparativo 9 (aço n° H) no qual a quantidade de Mn foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção e o Exemplo Comparativo 10 (aço n° I), em que a quantidade de Cr foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção, não conseguiu alcançar o limite de elasticidade alvo de 861 MPa ou mais.

[0068] No Exemplo Comparativo 11 (aço n° J) em que a quantida de de Mo da composição química foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção e Exemplo Comparativo 12 (aço n° K) em que a quantidade de Mo foi inversamente maior que o limite superior do escopo da presente invenção, todas as três amostras no teste DCB não satisfaziam o alvo 26,4 MPa^m ou mais.

[0069] Além disso, no Exemplo Comparativo 13 (aço n° L) em que a quantidade de Nb da composição química foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção e ao Exemplo Comparativo 14 (aço n° M) em que a quantidade B foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção, o (CT0,7/CTG,4) ficou fora do escopo da presente inven-ção. Como resultado, o valor KISSC foi amplamente espalhado, e duas das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais.

[0070] No Exemplo Comparativo 15 (aço n° N), no qual a relação Ti/N foi inferior ao limite inferior do escopo da presente invenção, o (CT0.7/CT0.4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi amplamente espalhado, e duas das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais.

[0071] Por outro lado, no Exemplo Comparativo 16 (aço n° O) em que a relação Ti/N excedeu o limite superior do escopo da presente invenção, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor do KISSC foi amplamente espalhado, e uma das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais.

[0072] No Exemplo Comparativo 17, em que, embora a composi ção química fosse compatível com o escopo da presente invenção, a temperatura final de revenimento era baixa, o (CTG,7/CT0,4) estava fora do escopo da presente invenção. Como resultado, todas as três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais. Além disso, de modo semelhante, no Exemplo Comparativo 18 em que a temperatura de arrefecimento brusco antes do revenimento final foi baixa, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor do KISSC foi amplamente espalhado, e duas das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais. No Exemplo Comparativo 19, no qual o arrefecimento brusco direto (DQ) não foi realizado, e o tratamento de calor de arrefecimento brusco e revenimento do tubo de aço foi realizado apenas uma vez, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi amplamente espalhado, e uma das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais. EXEMPLO 2

[0073] Um aço de cada uma das composições mostradas na Ta bela 4 foi injetado pelo método convertido e depois moldado continua- mente para preparar uma placa de tarugo. Essa placa de tarugo foi formada em um lingote que tem uma seção transversal redonda por meio de laminação a quente. Além disso, esse lingote era usado como matéria-prima, aquecido a uma temperatura de aquecimento de lingote mostrada na Tabela 5, e então submetido à perfuração Mannemann - laminador de plugue - em que rola para reduzir o diâmetro enquanto aquecido, e a laminação era acabada a uma temperatura de acabamento de laminação mostrada na Tabela 5, formando assim um tubo de aço sem costura. O tubo de aço foi resfriado à temperatura ambiente (35 °C ou menos) por meio de arrefecimento brusco direto (DQ) ou resfriamento a ar (0,2 a 0,5°C/s) e depois tratado termicamente sob uma condição de tratamento de calor de tubo de aço mostrado na Tabela 5 (temperatura Q1: primeira temperatura de arrefecimento brusco, temperatura T1: primeira temperatura de revenimento, temperatura Q2: segunda temperatura de arrefecimento brusco e temperatura T2: segunda temperatura de revenimento). Uma amostra para SEM de uma seção transversal ortogonal longitudinal, uma amostra de tração e amostras de DCB foram coletadas de um único local opcional na direção circunferencial de uma extremidade do tubo no estágio de acabamento de revenimento final. As três ou mais amostras de DCB foram coletadas respectivamente de todos os tubos de aço.

[0074] Com relação à amostra coletada para SEM, três locais da superfície externa do tubo, centro da parede espessa e superfície interna foram submetidos à observação de inclusões por SEM, uma composição química foi analisada com um analisador de raios X característico anexado ao SEM, e o número (por mm2) de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreendem Ca e Al e que têm um diâmetro principal de 5 μm ou mais e que satisfazem a equação (1) que foi calculada.

[0075] Além disso, com o uso da amostra de tração coletada, um limite de elasticidade, uma tensão (CTO,4> a uma deformação de 0,4% e uma tensão (CTO,7> a uma deformação de 0,7% foram medidos pelo teste de tração de desempenho em conformidade com JIS Z2241.

[0076] Além disso, com o uso das amostras de DCB coletadas, o teste DCB foi realizado em conformidade com o método D NACE TM0177. Como um banho de teste do DCB, uma solução aquosa mista de (0,5% em massa de CH3COOH + CH3COONa) de 24 °C como saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,2 atm (0,02 MPa) foi usada. As amostras de DCB nas quais uma cunha foi introduzida sob uma condição predeterminada foram imersas nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de um craqueamento gerado na amostra de DCB durante a imersão e uma tensão de abertura de cunha P foram então medidas e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a equação anterior (2).

[0077] No caso em que o limite de elasticidade foi 861 MPa ou mais, tal foi considerado aceito. Além disso, no caso em que em todas as três amostras do DCB, o valor KISSC foi 26,4 MPa^m ou mais, tal foi considerado aceito. TABELA 4

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0078] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis.

As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção. *1) Número (por 100 mm2) de inclusões não metálicas à base de óxido no aço, satisfazendo uma relação: (CaO)/(Al2O3) > 4,0 e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais.

[0079] Em todos os tubos de aço 2-1 a 2-4 abrangidos pelo esco po da presente invenção em termos de composição química, o número de inclusões, e (00.7/00.4), o limite de elasticidade foi 861 MPa ou mais, e todos os valores KISSC obtidos no teste DCB de cada três amostras satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais sem causar espalhamento.

[0080] Por outro lado, no Exemplo Comparativo 2-5 (aço n° T) em que o limite superior de Ca era mais do que o limite superior do escopo da presente invenção, o valor KISSC estava amplamente espalhado, e uma das três amostras no teste DCB não satisfizeram o alvo 26,4 MPa^m ou mais. Além disso, no Exemplo Comparativo 2-6 (aço n° U), a adição de Ca foi realizada sem ter em consideração o estado em que a quantidade de Ca no aço fundido antes da adição de Ca ser elevada devido ao Ca como uma impureza contida no ferro ligado de outros elementos adicionados no momento da refinação secundária. Por essa razão, embora a quantidade de Ca seja abrangida pelo escopo da presente invenção, o número de inclusões não metálicas à base de óxido no aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais e que satisfaz a equação (1) foi mais do que o limite superior do escopo da presente invenção, o valor KISSC foi amplamente espalhado, e uma das três amostras no teste DCB não satisfez o alvo 26,4 MPa^m ou mais.

Claims

1. Tubo de aço sem costura de alta resistibilidade de baixa liga para produtos tubulares petrolíferos, caracterizado pelo fato de que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,25 a 0,31%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09%, Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 1,1 a 1,6%, V: 0,01 a 0,06%, Nb: 0,005 a 0,015%, B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, opcionalmente, um ou mais selecionados dentre, em termos de % em massa, W: 0,1 a 0,2%, Zr: 0,005 a 0,03%, e Ca: 0,0005 a 0,0030%, sendo que o saldo é Fe e impurezas inevitáveis; sendo que o tubo de aço tem um valor (CTO,7/CTO,4), como uma razão de uma tensão em uma deformação de 0,7% a uma tensão em uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 861 MPa ou mais, consi-derando que a tensão-deformação e o limite de elasticidade são medidas em conformidade com a norma JIS Z 2241, e tem o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais, cuja razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), de 20 ou menos por 100 mm2: (CaO)/(Al2O3) > 4,0 ... (1), em que a equação (1) é satisfeita quando Ca: 0,0005 a 0,0030% está contido.