BR112018073053B1

BR112018073053B1 - Tubo de aço sem costura e método para produzir o tubo de aço sem costura

Info

Publication number: BR112018073053B1
Application number: BR112018073053-0A
Authority: BR
Inventors: Atsushi Soma; Yuji Arai; Yosuke Tatebayashi; Keisuke Furo; Takenori Kuramoto; Hiroki KAMITANI; Kouji Yamane
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 2016-05-20
Filing date: 2017-05-18
Publication date: 2022-09-20
Also published as: US11313005B2; EP3460086B1; CN109154053A; US20190300979A1; JP6635194B2; EP3460086A4; WO2017200033A1; RU2697999C1; CN109154053B; CA3024691A1; MX2018014000A; BR112018073053A2; EP3460086A1; JPWO2017200033A1

Abstract

É fornecido um tubo de aço sem costura com excelente resistência SSC com variação de resistência em uma direção circunferencial e uma direção axial suprimida. O tubo de aço sem costura da presente modalidade consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050% e Ti: 0,002 a 0,050%, o balanço sendo Fe e impurezas. Em uma região do corpo principal do tubo de aço sem costura, um número de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é 7,0 ou mais, uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo do número de granulometria é 1,0 ou menor, limite elástico é 655 a menos do que 862 MPa, e uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo da resistência à tração é 27,6 MPa ou menos.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura e a um método para produzir o tubo de aço sem costura.

FUNDAMENTOS DA TÉCNICA

[0002] Com a exaustão de poços (poços de petróleo e poços de gás) com baixa corrosividade, o desenvolvimento de um poço com alta corrosividade (doravante denominado poço altamente corrosivo) tem sido avançado. Um poço altamente corrosivo é um ambiente que contém muitas substâncias corrosivas e a temperatura do poço altamente corrosivo é de uma temperatura normal até aproximadamente 200°C. As substâncias corrosivas são, por exemplo, gases corrosivos, como o sulfeto de hidrogênio. Um sulfeto de hidrogênio provoca o trincamento por tensão de sulfetos (Trincamento por Tensão de Sulfetos, doravante denominado por "SSC") em produtos tubulares petrolíferos formados por um tubo de aço sem costura de um aço de baixa liga com alta resistência. Portanto, os tubos de aço sem costura para uso em poços altamente corrosivos precisam ter alta resistência SSC.

[0003] Por outro lado, é também necessária alta resistência para que os produtos tubulares petrolíferos sejam utilizados nos poços altamente corrosivos supracitados. No entanto, a resistência SCC e a resistência são características que são contrárias umas às outras em geral. Portanto, se a resistência de um tubo de aço sem costura for aumentada, a resistência SSC do tubo de aço sem costura diminui. O limite elástico principal necessário para os produtos tubulares petrolíferos para utilização no poço altamente corrosivo supracitado é de 95 ksi (655 MPa) a menos de 125 ksi (862 MPa). Consequentemente, existe uma demanda por um tubo de aço sem costura que tenha excelente resistência SSC em um poço altamente corrosivo, mesmo que o tubo de aço sem costura tenha um elevado limite elástico de 655 MPa para menos de 862 MPa.

[0004] A fim de aumentar a resistência dos produtos tubulares petrolíferos, a têmpera e o revenimento são realizados em uma casca oca após laminação a quente. Quanto à têmpera, existem dois métodos que são têmpera off-line e têmpera inline.

[0005] A têmpera offline é executada pelo seguinte método. Depois de uma casca oca ser produzida por laminação a quente (perfuração, alongamento e dimensionamento), a casca oca é arrefecida até uma temperatura normal. Depois disso, a casca oca na temperatura normal é reaquecida e a têmpera (resfriamento rápido) é realizada. Neste caso, um aparelho de têmpera está disposto no que é chamado offline, separadamente de uma linha de fabricação de tubos, incluindo um moinho de perfuração, um moinho de alongamento e um moinho de dimensionamento, e uma linha de transporte conectando esses moinhos. Na têmpera offline, durante o aquecimento antes da têmpera, ocorre transformação reversa de ferrita para austenita no aço. Desse modo, a estrutura do aço é refinada e a resistência SSC é aprimorada. No entanto, no caso de têmpera offline, após a casca oca passar por laminação a quente ser resfriada para uma proximidade da temperatura normal, a casca oca é reaquecida em um aparelho de têmpera offline e a têmpera é realizada. Portanto, a produtividade é baixa.

[0006] Por outro lado, na “têmpera inline” que realiza a têmpera na linha de produção de tubos, a produtividade pode ser melhorada. Na têmpera inline, um aparelho de têmpera está localizado na linha de transporte na linha de fabricação de tubos. Depois de uma casca oca ser produzida por uma etapa de fabricação de tubos (perfuração, alongamento, dimensionamento e semelhantes), a têmpera é realizada diretamente na linha de fabricação dos tubos ou após a casca oca ser levemente aquecida por um forno de espera, sem ser resfriada à temperatura normal. Na têmpera inline, a produtividade pode ser melhorada, embora a transformação reversa não possa ser usada como na têmpera offline. Portanto, um tubo de aço sem costura que pode ser produzido não apenas por têmpera offline, mas também por têmpera inline e pode alcançar alta resistência e excelente resistência SSC desejadas.

[0007] Os métodos para melhorar a eficiência de produção de tubos de aço sem costura com elevada resistência e excelente resistência SSC por meio de têmpera inline são divulgados na Publicação do Pedido de Patente Japonesa n° 2007-31756 (Literatura Patentária 1) e na Publicação de Pedido Internacional n° WO2008/123422 (Literatura Patentária 2).

[0008] A Literatura Patentária 1 utiliza lingote que consiste em % em massa, C: 0,15 a 0,20%, Si: 0,01% ou mais a menos de 0,15%, Mn: 0,05 a 1,0%, Cr: 0,05 a 1,5%, Mo: 0,05 a 1,0%, Al: 0,10% ou menos, V: 0,01 a 0,2%, Ti: 0,002 a 0,03%, B: 0,0003 a 0,005% e N: 0,002 a 0,01%, sendo o balanço Fe e impurezas. O lingote é aquecido a uma temperatura de 1000 a 1250°C, a temperatura final de laminação é ajustada em 900 a 1050°C e a laminação de fabricação de tubos é concluída. Posteriormente, a têmpera é realizada diretamente a partir de uma temperatura de um ponto de transformação Ar3 ou mais, ou, após o término da laminação de fabricação do tubo, o aquecimento simultâneo é realizado em um ponto de transformação Ac3 a 1000°C inline e a têmpera é realizada a partir da temperatura do ponto de transformação Ar3 ou mais. Depois disso, o revenimento é realizado em um intervalo de temperatura de 600°C a um ponto de transformação Ac1. A Literatura Patentária 1 indica que o tubo de aço sem costura produzido pelo método de produção tem resistência em um grau de 110 ksi (758 a 861 MPa), e tem alta resistência, excelente tenacidade e resistência SSC.

[0009] A Literatura Patentária 2 utiliza um lingote que consiste em % em massa, C: 0,10 a 0,20%, Si: 0,05 a 1,0%, Mn: 0,05 a 1,5%, Cr: 1,0 a 2,0%, Mo: 0,05 a 2,0%, Al: 0,10% ou menos e Ti: 0,002 a 0,05%, um valor de Ceq obtido por Ceq = C + (Mn/6) + (Cr + Mo + V) / 5 sendo 0,65 ou mais, sendo o saldo Fe e impurezas, P nas impurezas sendo 0,025% ou menos, S sendo 0,010% ou menos, N sendo 0,007% ou menos e B sendo inferior a 0,0003%. Depois que o lingote é perfurado como um processamento a quente e alongado, o lingote é laminado para que a temperatura final de laminação seja de 800 a 1100°C. O tubo de aço obtido é submetido a aquecimento simultâneo em um intervalo de temperatura desde o ponto de transformação Ar3 até 1000°C inline, é temperado a partir de uma temperatura do ponto de transformação Ar3 ou mais e é subsequentemente revenido a uma temperatura inferior à do ponto de transformação Ac1. A Literatura Patentária 2 indica que o tubo de aço sem costura produzido pelo método de produção tem alta resistência, excelente tenacidade e resistência SSC.

LISTA DE CITAÇÕES LITERATURA PATENTÁRIA

[0010] Literatura Patentária 1: Publicação do Pedido de Patente Japonesa n° 2007-31756 Literatura Patentária 2: Publicação de Pedido Internacional n° WO2008/123422

SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO

[0011] No entanto, na Literatura Patentária 1 e na Literatura Patentária 2, a excelente resistência SSC pode não ser obtida. Além disso, em um tubo de aço sem costura que é usado como produto tubular petrolífero para uso em um poço altamente corrosivo, a supressão da variação de resistência em uma direção circunferencial e uma direção axial também é necessária para o controle de qualidade. Especialmente quando a têmpera inline é realizada em um processo de produção, o limite elástico estável pode não ser obtido.

[0012] Um objeto da presente invenção é proporcionar um tubo de aço sem costura capaz de atingir tanto um elevado limite elástico de 95 ksi (655 MPa) a menos de 125 ksi (862 MPa) e excelente resistência SSC, e suprimir a variação de resistência em uma direção circunferencial e uma direção axial e um método para produzir o tubo de aço sem costura.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0013] Um tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade é um tubo de aço sem costura que tem uma primeira extremidade de tubo e uma segunda extremidade de tubo. Uma composição química do presente tubo de aço sem costura consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002 a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metal de terras raras: 0 a 0,0050%, sendo o balanço Fe e impurezas. No tubo de aço sem costura, um número de granulometria de grãos de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é de 7,0 ou mais em uma região do corpo principal excluindo uma primeira região de extremidade de tubo e uma segunda região de extremidade de tubo, a primeira região de extremidade de tubo 500 mm de distância da primeira extremidade do tubo em uma direção axial do tubo de aço sem emenda em direção à segunda extremidade do tubo, a segunda região da extremidade do tubo indo até uma posição a 500 mm da segunda extremidade do tubo na direção axial do tubo de aço sem costura na direção da primeira extremidade do tubo, uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo do número de granulometria na região do corpo principal é 1,0 ou menos, o limite elástico na região do corpo principal é 655 a menos de 862 MPa e uma diferença entre o valor máximo e um valor mínimo de limite elástico na região do corpo principal é de 27,6 MPa ou menos.

[0014] Um método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com a presente modalidade inclui uma etapa de aquecimento de um lingote redondo a partir de 950 a 1100oC, o lingote redondo consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005% a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002% a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metais de terras raras: 0% a 0,0050%, o balanço sendo Fe e impurezas, uma etapa de fabricação de tubos de perfurar o lingote redondo usando um moinho de perfuração com rolos inclinados, frequências rotacionais dos rolos inclinados sendo ajustadas em 20 a 75 rpm e mais realização de laminação para produzir uma casca oca, na qual um temperatura da casca oca durante a laminação final é de 800 a 1000oC, uma etapa de têmpera de refrigerar rapidamente a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubulação e tendo uma temperatura de superfície externa de um ponto de transformação A3 a 1000°C, no qual uma taxa de resfriamento média até a temperatura de superfície externa atinge 300°C a partir da temperatura da superfície externa da casca oca em um começo de resfriamento rápido é 15°C/segundo ou mais, e uma etapa de revenimento de realizar o revenimento por reter a temperatura de superfície da casca oca que foi rapidamente resfriada na etapa de têmpera em uma temperatura que varia de 650°C a um ponto de transformação Ac1 para produzir um tubo de aço sem costura tendo limite elástico de 655 a menos do que 862 MPa.

[0015] Um método para produzir um tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade inclui uma etapa de aquecimento um lingote redondo de 950 a 1100°C, o lingote redondo consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005% a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002% a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metais de terras raras: 0 a 0,0050%, o balanço sendo Fe e impurezas, uma etapa de fabricação de tubos de perfurar o lingote redondo usando um moinho de penetração tendo rolos inclinados, velocidade circunferencial dos rolos inclinados sendo ajustada em 1450 para 5550 mm/segundo e ainda realizar laminação para produzir uma casca oca, onde uma temperatura da casca oca durante a laminação final é 800 a 1000°C, uma etapa de têmpera de resfriar rapidamente a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubo e ter uma temperatura de superfície externa de um ponto de transformação A3 a 1000°C, em que uma taxa de temperatura de superfície até a temperatura de superfície externa atinge 300°C a partir da superfície externa da casca oca em um início de resfriamento rápido é 15°C/segundo ou mais, e uma etapa de revenimento de realizar o revenimento por reter a temperatura de superfície externa da casca oca que foi resfriada rapidamente na etapa de têmpera a uma temperatura que varia de 650°C ao ponto de transformação Ac1 para produzir um tubo de aço sem costura tendo limite elástico de 655 a menos do que 862 MPa.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0016] O tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade pode alcançar tanto um elevado limite elástico de 95 ksi (655 MPa) a menos de 125 ksi (862 MPa), e excelente resistência SSC, e pode suprimir a variação de resistência em uma direção circunferencial e uma direção axial. O método de produção de acordo com a presente modalidade pode produzir o tubo de aço sem costura supracitado.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0017] [FIG. 1] FIG. 1 é um diagrama que ilustra uma relação entre uma temperatura de material de aço durante o trabalho a quente e um número granulometria de grão de austenita prévio com uma casca oca durante a fabricação de tubo sendo assumido. [FIG. 2] FIG. 2 é uma vista em perspectiva de um tubo de aço sem costura da presente modalidade. [FIG. 3] FIG. 3 é uma vista em perspectiva de uma amostra de teste que é usada quando um tamanho de grão de austenita prévio é medido.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES

[0018] Os presentes inventores estudaram um método para obter excelente resistência SSC em um tubo de aço sem costura tendo elevado limite elástico de 95 ksi (655 MPa) a menos de 125 ksi (862 MPa). Como resultado, os presentes inventores obtiveram os seguintes resultados.

[0019] [Resistência SSC] Em um tubo de aço sem costura com um elevado limite elástico de 95 ksi (655 MPa) a menos de 125 ksi (862 MPa), o grão é refinado pelo Nb para aumentar a resistência SSC. Nb forma carbonitreto, carbeto e nitreto. Carbonitreto, carbeto e nitreto finos contendo Nb suprimem o engrossamento dos grãos de austenita prévios e promovem o refinamento do grão da austenita prévio durante a laminação a quente. O Nb aumenta ainda mais a temperatura de recristalização. Quando a temperatura de recristalização aumenta, uma região de temperatura de não recristalização é aumentada e a recristalização é retardada. Como resultado, o grão da austenita prévio é ainda mais refinado. O tubo de aço sem costura da presente modalidade contém 0,010 a 0,050% de Nb e, deste modo, suprime o engrossamento do grão de austenita durante a laminação a quente, utilizando um efeito de pinagem de um carbonitreto de Nb e semelhantes. Desse modo, um número de granulometria de um grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é feito 7,0 ou mais em uma região de corpo principal excluindo uma primeira região de extremidade de tubo e uma segunda região de extremidade de tubo, a primeira região de extremidade de tubo alcançando uma posição 500 mm longe da primeira extremidade de tubo em uma direção axial do tubo de aço sem costura em direção à segunda extremidade do tubo, a segunda região da extremidade do tubo indo até uma posição a 500 mm da segunda extremidade do tubo na direção axial do tubo de aço sem costura em direção à primeira extremidade de tubo do tubo de aço sem costura, e uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo do número de granulometria (doravante mencionada como uma diferença de tamanho de grão ΔGS) é feita 1,0 ou menos. Como resultado, pode-se obter uma excelente resistência SSC com base na premissa de que o limite elástico é de 655 MPa para menos de 862 MPa.

[0020] [Variação de Resistência] A variação de resistência na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura é devido a uma razão de Nb (doravante referida como uma taxa de solução sólida Nb) que é dissolvida no aço sem ser precipitada como carbonitreto de Nb ou nitreto de Nb em uma casca oca antes de uma etapa de revenimento após uma etapa de têmpera. Na casca oca antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera, como a variação na taxa de solução sólida de Nb na direção circunferencial e na direção axial é menor, a variação de resistência na direção axial do tubo de aço sem costura após a etapa de revenimento pode ser reduzida. Especificamente, se uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo da taxa de solução sólida Nb na direção circunferencial e na direção axial da região do corpo principal da casca oca antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera (doravante mencionada como uma diferença ΔSR de taxa de solução sólida Nb) for de 10% ou menos, uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo de resistência à tração na direção circunferencial e na direção axial na região do corpo principal do tubo de aço sem costura após a etapa de revenimento (doravante mencionada como uma diferença ΔTS na resistência à tração) é de 27,6 MPa, a variação de resistência pode ser suficientemente suprimida.

[0021] O tubo de aço sem costura apresenta as características supracitadas (o limite elástico é de 655 a menos de 862 MPa, o número de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é 7,0 ou superior, a diferença ΔGS de granulometria é 1,0 ou menos, a diferença ΔTS de resistência à tração é de 27,6 MPa ou menos) pode ser produzida por têmpera inline ou têmpera offline satisfazendo as condições de produção a seguir.

[0022] Quando o tubo de aço sem costura é produzido por têmpera inline, a eficiência da produção pode ser melhorada e a economia de energia é ativada. No entanto, na têmpera inline, a transformação reversa como na têmpera offline não pode ser usada no refinamento de grãos de austenita. Portanto, os presentes inventores investigaram e estudaram um método para refinar o grão de austenita prévio sem usar a transformação reversa. Inicialmente, os presentes inventores investigaram uma relação entre uma temperatura da casca oca e um diâmetro de grão de austenita prévio em um caso em que a casca oca é produzida com uma razão de laminação (comprimento de acabamento final/comprimento de lingote) durante uma etapa normal de fabricação de tubos 1,6 a 13,0 (uma razão de redução de laminação em uma etapa de perfuração é de 1,2 a 4,0).

[0023] FIG. 1 é um diagrama que ilustra uma relação entre a temperatura de um material de aço durante o trabalho a quente e um número de granulometria de austenita prévia em conformidade com o padrão ASTM E112 quando se assume uma casca oca durante uma laminação a quente. FIG. 1 é obtido pelo seguinte método. É produzido um material de aço (placa de aço) satisfazendo a composição química supracitada. Uma amostra de teste em forma de barra redonda com um diâmetro de 8 mm x um comprimento de 12 mm foi extraído da placa de aço. Um teste de trabalho a quente (teste THERMECMASTOR) foi realizado para a amostra de teste. Como equipamento de teste, foi utilizada uma máquina de teste THERMECMASTOR Z (nome comercial) fabricada pela Fuji Electronic Industrial Co., Ltd. Um ambiente de um teste de compressão estava sob uma atmosfera de vácuo. A amostra de teste foi aquecida a uma temperatura predeterminada. Após a amostra de teste ter a temperatura predeterminada, a amostra de teste foi mergulhada durante cinco minutos enquanto a deformação predeterminada (mudança de comprimento de 50%) com uma taxa de laminação durante a fabricação de tubo normal presumida estava sendo aplicada à amostra de teste. Depois de ficar encharcada, a amostra de teste foi rapidamente resfriada pelo gás He. Mediu-se um diâmetro de grão de austenita prévio em uma porção central da amostra de teste após rápido resfriamento, e definiu-se um valor médio deste como o diâmetro de grão de austenita prévio (μm). O diâmetro de grão de austenita prévio obtido foi convertido em um número de granulometria de grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112. FIG. 1 foi feita com base no número de granulometria de austenita prévia obtido.

[0024] Referindo-se à FIG. 1, em um material de aço da composição química supracitada em que o limite elástico de 655 MPa a menos do que 862 MPa é obtido, o número de granulometria de austenita prévia no material de aço após o trabalho a quente se torna 4,0 ou menos quando a temperatura de material de aço no trabalho a quente (na fabricação de tubos) é maior do que 1100°C. Ou seja, o grão da austenita prévio torna-se grosseiro. Por outro lado, quando a temperatura do material de aço no trabalho a quente está no ponto de transformação A3 ou mais para 1100°C ou menos, o número de granulometria de austenita prévia no material de aço após o trabalho a quente é 9,0 ou mais e substancialmente constante. Isto é, o número de granulometria do grão de austenita prévio muda de forma descontínua com a temperatura do material de aço durante a laminação a quente em uma proximidade de 1100°C. Consequentemente, mesmo quando o refinamento do grão da austenita prévia por transformação reversa não é usado, se apenas uma temperatura de lingote redondo (casca oca) na etapa de fabricação do tubo puder ser mantida a 1100°C ou menos, o grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura após a fabricação de tubos pode ser feito 7,0 ou mais no número de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112.

[0025] A razão pela qual o grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura após a fabricação de tubos se torna 7,0 ou mais no número de granulometria conforme o padrão ASTM E112, se a temperatura de casca oca durante a fabricação do tubo for 1100°C ou menos é concebível como se segue.

[0026] Durante a fabricação de tubos a quente, o Nb no aço combina com carbono e/ou nitrogênio para formar carbonitretos de Nb finos e similares. Na laminação a quente, os carbonitretos de Nb e semelhantes exibem um efeito de pinagem para impedir que o grão de austenita se torne grosseiro e mantêm o grão de austenita em um estado fino. No entanto, se a temperatura da casca na produção de tubos se tornar superior a 1100°C, os carbonitretos de Nb e similares que são gerados uma vez são dissolvidos. Neste caso, o efeito de pinagem pelos carbonitretos de Nb e semelhantes não pode ser obtido, de modo que o grão de austenita é engrossado. Como resultado, o grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura após a laminação se torna inferior a 7,0 no número de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112.

[0027] A propósito, na produção de tubos, o calor gerado pelo processamento é gerado quando um material (um lingote redondo, uma casca oca) é trabalhado. Os presentes inventores prestaram atenção ao calor incorrido no processamento. Mesmo se a temperatura de aquecimento de um lingote redondo antes da laminação a quente for ajustada em 1100°C ou menos, se o calor incorrido pelo processamento for gerado de forma desigual na direção axial e na direção circunferencial da casca oco, e uma parte tendo uma temperatura superior a 1100°C ocorre em uma parte da casca oca, o seguinte fenômeno acontece. Na porção que tem uma temperatura superior a 1100°C pelo calor incorrido no processamento, os carbonitretos de Nb e similares são dissolvidos como descrito acima. Embora uma parte do Nb dissolvido seja precipitada em uma etapa subsequente, uma quantidade de precipitação de carbonitreto de Nb diminui em comparação com porções que não têm calor devido ao processamento. Como resultado, o grão da austenita prévio é engrossado nessa porção. Por outro lado, nas partes com uma temperatura inferior a 1100°C, os carbonitretos de Nb e similares exibem um efeito de pinagem, de modo que o grão de austenita prévio se torna fino. Como resultado, a diferença ΔGS de granulometria do grão de austenita prévio torna-se mais de 1,0, e a resistência SSC é reduzida.

[0028] Portanto, os presentes inventores estudaram um método para suprimir o calor incorrido no processamento. Uma etapa de fabricação de tubos inclui uma etapa de perfuração e uma etapa de laminação. A etapa de laminação inclui, por exemplo, uma etapa de alongamento e uma etapa de dimensionamento que é realizada após a etapa de alongamento. Na etapa de perfuração, um lingote redondo é perfurado e laminado usando um moinho de perfuração para ser formado em uma casca oca. Na etapa de alongamento, a casca oca é alongada usando um moinho de alongamento. O moinho de alongamento é, por exemplo, um moinho de encaixe ou um moinho de mandril. Na etapa de dimensionamento, a casca oca é submetida a uma laminação de ajuste de diâmetro utilizando um moinho de dimensionamento. O moinho de dimensionamento é, por exemplo, um dimensionador ou um redutor de extensão.

[0029] Na etapa de fabricação de tubos, mesmo no caso em que o lingote redondo, que é uma matéria prima, é aquecido a 1100°C ou menos em um forno de aquecimento, o calor incorrido pelo processamento é gerado na etapa de perfuração ou na etapa de laminação. Como resultado, uma temperatura da matéria prima pode se tornar maior que 1100°C. Neste caso, como descrito acima, o grão da austenita prévio é grosseiro, e a diferença ΔGS de granulometria aumenta.

[0030] Na etapa de fabricação de tubos, a etapa na qual a taxa de laminação é a mais alta é a etapa de perfuração, fora da etapa de perfuração e da etapa de laminação. Na etapa de perfuração, o lingote redondo é perfurado e laminado usando um moinho perfurador tendo um par de rolos inclinados. Neste momento, uma velocidade de rotação (rpm) dos rolos de inclinados está relacionada com uma quantidade de calor incorrida pelo processamento. Especificamente, quando uma velocidade circunferencial dos rolos inclinados é alta, o calor incorrido pelo processamento aumenta, e quando a velocidade circunferencial é baixa, o calor incorrido pelo processamento é suprimido.

[0031] Portanto, na presente modalidade, na etapa de fabricação de tubos, a temperatura de aquecimento do lingote redondo é ajustada em 1100°C ou menos, e ainda, na etapa de perfuração, uma frequência rotacional dos rolos inclinados do moinho de perfuração em que um o diâmetro do rolo de uma porção de gola é de 1390 a 1410 mm é ajustada a 75 rpm ou menos. Neste caso, na etapa de fabricação de tubos, a temperatura do lingote redondo (casca oca) dificilmente se torna mais do que 1100°C pelo calor incorrido pelo processamento. Por conseguinte, os carbonitretos de Nb e semelhantes que são gerados na etapa de perfuração não são novamente dissolvidos e exibem um efeito de pinagem na etapa de fabricação de tubos. Consequentemente, o grão da austenita prévio pode ser refinado sem usar a transformação reversa, e a diferença ΔGS de granulometria pode ser diminuída.

[0032] Além disso, uma temperatura de acabamento (uma temperatura da superfície externa da casca oca em um lado de saída do suporte de laminação da laminação final) durante a laminação final na etapa de fabricação de tubos é ajustada em 1000°C ou menos. Neste caso, mesmo se o calor incorrido pelo processamento for gerado durante a etapa de fabricação do tubo, a temperatura da casca oca dificilmente se torna mais do que 1100°C em toda a etapa de fabricação do tubo. Portanto, o grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura pode ser refinado, e a diferença ΔGS de granulometria também pode ser diminuída.

[0033] Se na etapa de fabricação de tubos, a temperatura de aquecimento do lingote redondo, que é uma matéria prima, é ajustada em 1100°C ou menos, a frequência de rotação dos rolos inclinados na etapa de perfuração é definida a 75 rpm ou menos (5550 mm/segundo ou menos na velocidade circunferencial dos rolos inclinados), e a temperatura de acabamento da etapa de fabricação do tubo é ajusta em 1000°C ou menos, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb na casca oca antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera diminuiu suficientemente para ser de 10% ou menos. Consequentemente, uma diferença ΔTS na resistência a tração na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura pode ser suficientemente reduzida para ser 27,6 MPa ou menos.

[0034] O tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade, o qual é completado com base na descrição acima, é um tubo de aço sem costura tendo a primeira extremidade de tubo e a segunda extremidade de tubo. Uma composição química do presente tubo de aço sem costura consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002 a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metal de terras raras: 0 a 0,0050%, sendo o balanço Fe e impurezas. No tubo de aço sem costura, o número de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é de 7,0 ou mais na região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade de tubo e a segunda região de extremidade de tubo, a primeira região de extremidade de tubo variando para uma posição de 500 mm de distância da primeira extremidade do tubo na direção axial do tubo de aço sem costura em direção à segunda extremidade do tubo, a segunda região da extremidade do tubo variando até uma posição a 500 mm da segunda extremidade do tubo na direção axial do tubo de aço sem costura na direção da primeira extremidade do tubo, a diferença entre o valor máximo e o valor mínimo do número de granulometria na região do corpo principal é 1,0 ou menos, o limite elástico na região do corpo principal é 655 a menos de 862 MPa e a diferença entre o valor máximo e o valor mínimo de limite elástico na região do corpo principal é de 27,6 MPa ou menos.

[0035] A composição química do tubo de aço sem costura supracitado pode conter V: 0,01 a 0,30%. Além disso, a composição química do tubo de aço sem costura supracitado pode conter um ou mais elementos selecionados de um grupo consistindo de Ca: 0,0001 a 0,0050% e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0050%.

[0036] O método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com a presente modalidade inclui a etapa de aquecimento de um lingote redondo a partir de 950 a 1100°C, o lingote redondo consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005% a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002% a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metais de terras raras: 0% a 0,0050%, o balanço sendo Fe e impurezas, uma etapa de fabricação de tubos de perfurar o lingote redondo usando um moinho de perfuração com rolos inclinados, e ajustando uma frequência rotacional dos rolos inclinados em 20 a 75 rpm e mais realização de laminação para produzir uma casca oca, na qual um temperatura da casca oca durante a laminação final é de 800 a 1000°C, uma etapa de têmpera de resfriar rapidamente a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubulação e tendo uma temperatura de superfície externa de um ponto de transformação A3 a 1000°C, no qual uma taxa de resfriamento média até a temperatura de superfície externa atinge 300°C a partir da temperatura da superfície externa da casca oca em um começo de resfriamento rápido é 15°C/segundo ou mais, e uma etapa de revenimento de realizar o revenimento por reter a temperatura de superfície da casca oca que foi rapidamente resfriada na etapa de têmpera em uma temperatura que varia de 650°C a um ponto de transformação Ac1 para produzir um tubo de aço sem costura tendo limite elástico de 655 a menos do que 862 MPa.

[0037] Um método para produzir o tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade inclui uma etapa de aquecimento um lingote redondo de 950 a 1100°C, o lingote redondo consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, Al: 0,005% a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002% a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metais de terras raras: 0 a 0,0050%, o balanço sendo Fe e impurezas, uma etapa de fabricação de tubos de perfurar o lingote redondo usando um moinho de perfuração tendo rolos inclinados, e ajustando a velocidade circunferencial dos rolos inclinados em 1450 para 5550 mm/segundo e ainda realizar laminação para produzir uma casca oca, em que a temperatura da casca oca durante a laminação final é 800 a 1000°C, uma etapa de têmpera de resfriar rapidamente a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubo e tendo uma temperatura de superfície externa de um ponto de transformação A3 a 1000°C, em que uma taxa de resfriamento média até a temperatura de superfície externa atinge 300°C a partir da temperatura de superfície externa da casca oca em um início de resfriamento rápido é 15°C/segundo ou mais, e uma etapa de revenimento de realizar o revenimento por reter a temperatura de superfície externa da casca oca que foi resfriada rapidamente na etapa de têmpera a uma temperatura que varia de 650°C ao ponto de transformação Ac1 para produzir um tubo de aço sem costura tendo limite elástico de 655 a menos do que 862 MPa.

[0038] O método de produção supracitado pode incluir ainda uma etapa de aquecimento simultânea de aquecimento, após a etapa de fabricação de tubo antes da etapa de resfriamento, a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubo e tendo a temperatura de superfície externa de 400°C a menos do que um ponto de transformação Ar3 para o ponto de transformação Ac3 para 1000° na temperatura de superfície externa da casca oca. Neste caso, na etapa de resfriamento, a casca oca aquecida na etapa de aquecimento simultânea para fazer com que a temperatura da superfície externa alcance o ponto de transformação A3 para 1000°C é rapidamente resfriada.

[0039] O método de produção supracitado pode ainda incluir uma etapa de reaquecimento do reaquecimento, após a etapa de fabricação do tubo antes da etapa de resfriamento, a casca oca produzida na etapa de fabricação do tubo e tendo a temperatura da superfície externa inferior a 400°C ao ponto de transformação Ac3 para 1000°C na temperatura da superfície externa da casca oca. Neste caso, na etapa de têmpera, a casca oca aquecida na etapa de reaquecimento para fazer com que a temperatura da superfície externa alcance o ponto de transformação A3 para 1000°C é rapidamente resfriada.

[0040] No método de produção supracitado, o lingote redondo pode conter V: 0,01 a 0,30%. Além disso, o lingote redondo pode conter um ou mais elementos selecionados de um grupo consistindo de Ca: 0,0001 a 0,0050% e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0050%.

[0041] A seguir, o tubo de aço sem costura e o método para produzir o tubo de aço sem costura da presente modalidade serão descritos em detalhe. Um sinal "%" relativo a elementos significa % em massa, salvo indicação em contrário.

[0042] [Composição do tubo de aço sem costura] FIG. 2 é uma vista que ilustra um exemplo do tubo de aço sem costura da presente modalidade. Referindo-se a FIG. 2, um tubo de aço sem costura 10 da presente modalidade inclui uma primeira extremidade de tubo 1E e uma segunda extremidade de tubo 2E. A segunda extremidade de tubo 2E está localizada em um lado oposto da primeira extremidade de tubo 1E, em uma direção axial do tubo de aço sem costura 10.

[0043] Na FIG. 2, um intervalo até uma posição a 500 mm da primeira extremidade do tubo 1E na direção axial do tubo de aço sem costura 10 na direção da segunda extremidade do tubo 2E (na direção de um centro na direção axial do tubo de aço sem costura 10) é definida como uma primeira região de extremidade de tubo 1A. Além disso, um intervalo até uma posição a 500 mm da segunda extremidade do tubo 2E na direção axial do tubo de aço sem costura 10 em direção à primeira extremidade do tubo 1E (em direção ao centro na direção axial do tubo de aço sem costura 10) é definido como uma segunda região de extremidade de tubo 2A. Além disso, do tubo de aço sem costura 10, uma região excluindo a primeira região de extremidade de tubo 1A e a segunda região de extremidade de tubo 2E é definida como uma região de corpo principal 10CA.

[0044] [Composição Química] Uma composição química do tubo de aço sem costura da presente modalidade contém os seguintes elementos.

[0045] C: 0,21 a 0,35% Carbono (C) aumenta a resistência do aço. Se um teor de C for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de C for muito alto, aumenta a suscetibilidade à trincamento por têmpera do aço. Neste caso, especialmente na têmpera do tubo de aço, é necessário um meio de resfriamento especial (método de têmpera). Se o teor de C for muito alto, a tenacidade do aço pode ser ainda mais reduzida. Por conseguinte, o teor de C é de 0,21 a 0,35%. Um limite inferior do teor de C é, de um modo preferencial, 0,23% e, de um modo mais preferencial, 0,25%. Um limite superior do teor de C é de 0,30% e mais preferencialmente de 0,27%.

[0046] Si: 0,10 a 0,50% Silício (Si) desoxida o aço. Se um teor de Si for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de Si for muito alto, a resistência SSC e a usinabilidade do aço são reduzidas. Consequentemente, o teor de Si é de 0,10 a 0,50%. Um limite inferior do teor de Si é de preferência 0,15% e mais preferencialmente 0,20%. Um limite superior do teor de Si é, de um modo preferencial, 0,40% e, de um modo mais preferencial, 0,35%.

[0047] Mn: 0,05 a 1,00% O manganês (Mn) aumenta a durabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Se um teor de Mn for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de Mn for muito alto, o Mn é segregado em um limite de grão e a resistência SSC do aço é reduzida. Por conseguinte, o teor de Mn é de 0,05 a 1,00%. Um limite inferior do teor de Mn é, de um modo preferencial, 0,30% e, de um modo mais preferencial, 0,40%. Um limite superior do teor de Mn é, de um modo preferencial, 0,95% e, de um modo mais preferencial, 0,90%.

[0048] P: 0,025% ou menos O fósforo (P) é uma impureza e está inevitavelmente contido no aço. P segrega em um limite de grão e reduz a resistência SSC do aço. Por conseguinte, um teor de P é de 0,025% ou menos. Um limite superior do teor de P é, de preferência, de 0,020% e, mais preferencialmente, de 0,015%. O teor de P é de preferência tão baixo quanto possível.

[0049] S: 0,010% ou menos O enxofre (S) é uma impureza e está inevitavelmente contido no aço. S combina com o Mn para formar inclusões de sulfeto e reduz a resistência SSC do aço. Consequentemente, o teor de S é 0,010% ou menos. Um limite superior do teor de S é, de preferência, 0,006% e, mais preferencialmente, 0,003%. O teor de S é de preferência tão baixo quanto possível.

[0050] A1: 0,005 a 0,100% Alumínio (Al) desoxida o aço. Se um teor de Al for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o conteúdo Al for muito alto, o efeito é saturado. Se o teor de Al for muito alto, um grande número de óxidos de Al grossos é gerado para reduzir a resistência SSC do aço. Por conseguinte, o teor de Al é de 0,005 a 0,100%. Um limite inferior do teor de Al é, de preferência, 0,010% e, mais preferencialmente, 0,020%. Um limite superior do teor de Al é, de preferência, 0,070%, e mais preferencialmente, 0,050%. No presente relatório descritivo, o teor de Al significa um teor do chamado Al solúvel em ácido (Al sol.)

[0051] N: 0,010% ou menos O nitrogênio (N) está inevitavelmente contido no aço. N forma nitreto. O nitreto fino evita o engrossamento do grão, de modo que N pode ser contido. Por outro lado, o nitreto grosso reduz a resistência SSC do aço. Consequentemente, um teor de N é 0,010% ou menos. Um limite superior do teor de N é, de preferência, 0,004% e, mais preferencialmente, 0,003%. Um limite inferior preferencial do teor de N para obter um efeito de pinagem por precipitação de nitretos finos é de 0,002%.

[0052] Cr: 0,05 a 1,50% O cromo (Cr) aumenta a durabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Se um teor de Cr for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de Cr for muito alto, a resistência SSC do aço é reduzida. Assim, o teor de Cr é de 0,05 a 1,50%. Um limite inferior do teor de Cr é, de preferência, 0,20% e, mais preferencialmente, 0,40%. Um limite superior do teor de Cr é, de preferência, 1,20% e, mais preferencialmente, de 1,15%.

[0053] Mo: 0,10 a 1,50% O molibdênio (Mo) aumenta a durabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. O Mo melhora ainda mais a resistência ao amolecimento por revenimento do aço e aumenta a resistência SSC por meio de alta temperatura de revenimento. Se um teor de Mo for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de Mo for muito alto, o efeito é saturado e o custo de produção é aumentado. Consequentemente, o teor de Mo é de 0,10 a 1,50%. Um limite inferior do teor de Mo é de preferência 0,15% e mais preferencialmente 0,20%. Um limite superior do teor de Mo é de preferência 0,80% e mais preferencialmente 0,60%.

[0054] Nb: 0,010 a 0,050% O nióbio (Nb) combina com C e N para formar carbonitreto de Nb fino, carbeto de Nb e nitreto de Nb. O Nb forma ainda carbonetos compósitos com Ti e Al. Esses carbonitretos e similares (carbonitretos de Nb, carbetos de Nb e nitretos de Nb e carbetos compostos) refinam o grão por um efeito de pinagem para aumentar a resistência SSC do aço. Esses carbonitretos e semelhantes suprimem ainda mais a variação na granulometria Se um teor de Nb for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de Nb for muito alto, um grande número de inclusões de Nb grosseiras é gerado, e a resistência SSC do aço é reduzida. Por conseguinte, o teor de Nb é de 0,010 a 0,050%. Um limite inferior do teor de Nb é, de preferência, 0,013%, mais preferencialmente, 0,015% e, ainda mais preferencialmente, 0,020%. Um limite superior do teor de Nb é, de preferência, 0,040% e, mais preferencialmente, 0,035%.

[0055] B: 0,0003 a 0,0050% O boro (B) aumenta a durabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Se um teor de B for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de B for muito alto, os carbonitretos são precipitados em um limite de grão, e a resistência SSC do aço é reduzida. Por conseguinte, o teor de B é de 0,0003 a 0,0050%. Um limite inferior do teor de B é, de preferência, 0,0005% e, mais preferencialmente, 0,0008%. Um limite superior do teor de B é, de preferência, 0,0030% e, mais preferencialmente, 0,0020%.

[0056] Ti: 0,002 a 0,050% O titânio (Ti) combina-se com C e N para formar o carbonitreto de Ti fino, e fixa N que é uma impureza. Pela geração de nitretos de Ti, o grão é refinado e a resistência do aço é ainda mais aprimorada. Quando B está contido no aço, o Ti suprime a geração de nitretos de B e, portanto, promove o aumento da durabilidade por B. Se um teor de Ti for muito baixo, esses efeitos não poderão ser obtidos. Por outro lado, se o teor de Ti for muito alto, o Ti é dissolvido em inclusões de Nb e as inclusões de Nb são mais grosseiras. Neste caso, a resistência SSC do aço é reduzida. Por conseguinte, um teor de Ti é de 0,002 a 0,050%. Um limite inferior do teor de Ti é, de preferência, 0,003% e, mais preferencialmente, 0,004%. Um limite superior do teor de Ti é, de preferência, 0,035% e, mais preferencialmente, 0,030%.

[0057] O balanço da composição química do tubo de aço sem costura de acordo com a presente modalidade é Fe e impurezas. Aqui, impurezas significam aquelas que são misturadas a partir do minério e refugo como matéria-prima, um ambiente de produção ou similar quando o tubo de aço sem costura é produzido industrialmente, e são aceitáveis dentro de um intervalo que não afeta negativamente o tubo de aço sem costura da presente modalidade. Das impurezas, um teor de oxigênio (O) é de 0,005% ou menos.

[0058] [Elementos Opcionais] A composição química do tubo de aço sem costura supracitado pode ainda conter V em vez de parte de Fe.

[0059] V: 0 a 0,30% O vanádio (V) é um elemento opcional e não precisa ser contido. Quando V é contido, V gera carbetos finos para melhorar a resistência ao amolecimento por revenimento e permite uma elevada temperatura de revenimento. Assim, a resistência SSC do aço é melhorada. No entanto, se um teor de V é muito alto, os carbetos são excessivamente gerados e a resistência SSC do aço é reduzida. Por conseguinte, o teor de V é de 0 a 0,30%. Um limite inferior do teor de V para obter mais eficazmente o efeito supracitado é, de preferência, de 0,01% e, mais preferencialmente, de 0,02%. Um limite superior do teor de V é de preferência 0,25%, e mais preferencialmente 0,20%.

[0060] A composição química do tubo de aço sem costura supracitado pode ainda conter um ou mais elementos selecionados de um grupo consistindo de Ca e metal de terras raras em vez de parte de Fe.

[0061] Ca: 0 a 0,0050% Cálcio (Ca) é um elemento opcional e não precisa ser contido. Quando o Ca é contido, o Ca esferoidiza as inclusões de sulfeto no aço. Assim, a resistência SSC do aço é melhorada. Se mesmo uma pequena quantidade de Ca estiver contida, o efeito supracitado pode ser obtido. No entanto, se um teor de Ca for muito alto, uma quantidade excessivamente grande de inclusões será gerada, e a resistência SSC do aço será reduzida. Por conseguinte, o teor de Ca é de 0 a 0,0050%. Um limite inferior do teor de Ca é, de preferência, 0,0001%, mais preferencialmente, 0,0010% e, ainda mais preferencialmente, 0,0015%. Um limite superior do teor de Ca é de preferência 0,0040%, e mais preferencialmente, 0,0030%.

[0062] Metal de terras raras (REM): 0 a 0,0050% O metal de terras raras (REM) é um elemento opcional e não precisa ser contido. Quando REM é contido, REM esferoidiza as inclusões de sulfeto no aço. Assim, a resistência SSC do aço é melhorada. Se mesmo uma pequena quantidade de REM estiver contida, o efeito supracitado pode ser obtido. No entanto, se um teor de REM for muito alto, uma quantidade excessivamente grande de inclusões será gerada, e a resistência SSC do aço será reduzida. Por conseguinte, o teor de REM é de 0 a 0,0050%. Um limite inferior do teor de REM é de preferência 0,0001% e mais preferencialmente 0,0010%. Um limite superior do teor de REM é de preferência 0,0040%, e mais preferencialmente, 0,0030%.

[0063] O REM no presente relatório descritivo contém pelo menos um ou mais tipos de Sc, Y e lantanoide (La do número atômico 57 para Lu de 71), e o teor de REM significa um teor total desses elementos.

[0064] [Microestrutura] Uma microestrutura do tubo de aço sem costura da presente modalidade consiste principalmente em martensita revenida, sendo o balanço, por exemplo, ferrita, bainita, perlita, uma fase mista destas substâncias ou semelhantes. Aqui, "principalmente" significa que uma fração de área total da martensita revenida na microestrutura é de 90% ou mais.

[0065] A fração de área da martensita revenida é proporcional à taxa de rendimento YR do tubo de aço sem costura da presente modalidade. Portanto, a fração de área da martensita revenida é definida pelo seguinte método.

[0066] Posições centrais na direção axial de categorias obtidas dividindo a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade de tubo e a segunda região de extremidade de tubo do tubo de aço sem costura revenido em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura são selecionadas. Em cada uma das posições selecionadas, as amostras de teste de tração em forma de faixa são extraídas de quatro posições em posições de passos de 90° em torno de um eixo central do tubo de aço sem costura. Uma seção transversal da amostra de teste de tração em forma de faixa (seção perpendicular à direção axial do tubo de aço sem costura) é em forma de faixa, e uma direção axial da amostra de teste de tração em forma de faixa é paralela à direção axial do tubo de aço sem costura. Um teste de tração é realizado em uma temperatura normal (25°C) em conformidade com as especificações 5CT dos padrões API, usando as amostras de teste de tração em forma de faixa. Uma média dos limites elásticos obtida pelas respectivas amostras de teste em forma de faixa (20 pontos no total) é definida como o limite elástico YS (MPa) do tubo de aço sem costura. Uma média das resistências à tração (20 pontos no total) obtida pelas respectivas partes de teste em forma de faixa é definida como resistência à tração TS (MPa) do tubo de aço sem costura. Note que o limite elástico YS é definido como segue. Quando o limite elástico YS está em um grau de 95 ksi (655 MPa a menos que 758 MPa), um valor de 0,5% de alongamento total é definido como limite elástico (MPa). Quando o limite elástico YS está em um grau de 110 Ksi (758 MPa a menos que 862 MPa), um valor de 0,7% de alongamento total é definido como limite elástico (MPa). As definições desses limites elásticos estão em conformidade com as especificações 5CT dos padrões API.

[0067] A razão de rendimento YR (%) é obtida a partir da fórmula seguinte, utilizando o limite elástico YS e a resistência à tração TS que são obtidas. YR = YS / TS x 100

[0068] Quando a fração de área da martensita revenida é baixa, ou seja, as frações da área da estrutura da ferrita perlita e da estrutura da bainita são altas, a taxa de rendimento YR é reduzida. Quando o limite elástico YS obtido é de 95 ksi (655 a menos de 758 MPa), se a taxa de rendimento YR for de 85,0% ou mais, a fração de área da martensita revenida é de 90% ou mais. Quando o limite elástico obtido YS é de um grau de 110 Ksi (758 a menos do que 862 MPa), a fração de área da martensita revenida é de 90% ou mais, se a taxa de rendimento for de 90,0% ou mais.

[0069] [Número de granulometria de austenita prévia] Na microestrutura do tubo de aço sem costura da presente modalidade, o número de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio é de 7,0 ou mais. Se o número de granulometria do grão de austenita prévio for menor que 7,0, o grão de austenita prévio é grosso. Consequentemente, a resistência SSC é reduzida. Se o número de granulometria do grão de austenita prévio for 7,0 ou mais, o grão é suficientemente fino. Portanto, pode ser obtida excelente resistência SSC. Na presente modalidade, o tubo é feito a uma temperatura mais baixa (1100oC ou menos) do que na técnica anterior na etapa de fabricação de tubo, e o calor incorrido no processamento que é gerado durante a perfuração e laminação é suprimido, pelo que o número de granulometria do grão de austenita prévio supracitado é realizado

[0070] [Método para medir o número de granulometria de grão da austenita prévio] Um método para medir a granulometria do grão de austenita prévio é o seguinte. Posições centrais na direção axial de categorias respectivas obtidas dividindo a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade de tubo e a segunda região de extremidade de tubo do tubo de aço sem costura em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura são selecionadas. Em uma seção perpendicular à direção axial do tubo de aço sem costura em cada uma das posições selecionadas, amostras de teste, cada uma tendo uma superfície (superfície de observação) 100 paralela à direção axial do tubo de aço sem costura, são produzidas a partir posições centrais de oito posições nas posições de passos de 45° em torno do eixo central do tubo de aço sem costura. Como ilustrado na FIG. 3, na superfície de observação 100 da amostra de teste, um comprimento na direção da espessura da parede é definido como uma espessura de parede T (mm) - (uma profundidade de 1,5 mm de uma superfície externa + uma profundidade de 1,5 mm de uma superfície interna) cortando uma região até a profundidade de 1,5 mm a partir da superfície externa e uma região até a profundidade de 1,5 mm a partir da superfície interna na direção da espessura da parede do tubo de aço sem costura. Além disso, um comprimento da superfície de observação 100 é ajustado a 15 mm na direção axial do tubo de aço sem costura. Ou seja, a superfície de observação 100 é formada em um retângulo de (a espessura da parede T - 3,0 mm) x 15 mm. As superfícies de observação das respectivas amostras de teste são mecanicamente polidas. As superfícies de observação depois de mecanicamente polidas são gravadas usando um reagente de gravação picral (Picral) e os limites de grãos de austenita prévios nas superfícies de observação são levados a aparecer. Posteriormente, usando um microscópio óptico com uma potência de ampliação de 200 para cada uma das superfícies de observação, em quatro campos visuais opcionais (500 μm x 500 μm por um campo visual), um valor médio dos números de granulometria do grão de austenita prévio é obtido em conformidade com o padrão ASTM E112. O valor médio obtido é determinado como o número de granulometria do grão de austenita prévio em cada uma das posições de medição. Dentro os números de granulometria do grão de austenita prévio que são obtidos nas respectivas posições de medição (40 pontos no total), um menor número de granulometria é definido como um número de granulometria de acordo com o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura.

[0071] [Diferença ΔGS de granulometria] Na microestrutura do tubo de aço sem costura da presente modalidade, uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo dos números de granulometria medidos em uma pluralidade de porções opcionais, na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura, na região do corpo principal (a diferença ΔGS de granulometria), é de 1,0 ou menos. Quando a diferença ΔGS de granulometria é maior do que 1,0, o hidrogênio que penetra no material de aço causa fragilização de porções de grãos grosseiros em um ambiente ácido e, como resultado, a resistência SSC é reduzida. Quando a diferença ΔGS de granulometria é de 1,0 ou menos, pode ser obtida uma excelente resistência SSC. Na presente modalidade, pelo efeito de pinagem por carbonitretos de Nb e nitretos de Nb (doravante denominados como carbonitretos de Nb e semelhantes) que são produzidos na etapa de fabricação de tubo, o grão é refinado, e a diferença ΔGS de granulometria pode ser 1,0 ou menos. Quando Nb não é contido, o grão é absolutamente mais grosseiro, e uma influência da variação de temperatura na direção axial e na direção circunferencial do tubo também é recebida, de modo que a diferença ΔGS de granulometria se torna mais do que 1,0.

[0072] [Método para medir a diferença ΔGS de granulometria] A diferença ΔGS de granulometria é medida pelo seguinte método. O valor máximo e o valor mínimo são selecionados a partir dos números de granulometria nas 40 posições de medição onde os números de granulometria foram obtidos, no método supracitado para medir um número de granulometria de grão de austenita prévio. Uma diferença do valor máximo para o valor mínimo é definida como a diferença ΔGS de granulometria.

[0073] [Limite Elástico YS e Diferença ΔTS do limite Elástico] O limite elástico YS do tubo de aço sem costura da presente modalidade é de 655 MPa (95 ksi) para menos de 862 MPa (125 ksi). Se o limite elástico YS for de 862 MPa ou mais, não será possível obter uma excelente resistência SSC, mesmo se o tubo de aço tiver a microestrutura supracitada. Por outro lado, se o limite elástico for inferior a 655 MPa, a resistência necessária para uso como produtos tubulares petrolíferos para poços altamente corrosivos não pode ser obtida. Consequentemente, o limite elástico YS do tubo de aço sem costura da presente modalidade é de 655 MPa para menos de 862 MPa. O limite elástico é definido como descrito acima. Ou seja, quando o limite elástico está em um grau de 95 ksi (655 MPa a 758 MPa), o valor de 0,5% de alongamento total é definido como o limite elástico (MPa). Quando o limite elástico está em um grau de 110 Ksi (758 MPa a menos que 876 MPa), o valor de 0,7% de alongamento total é definido como o limite elástico (MPa). As definições desses limites elásticos estão em conformidade com as especificações 5CT dos padrões API.

[0074] Além disso, na região do corpo principal do tubo de aço sem costura da presente modalidade, uma diferença (diferença de resistência à tração) ΔTS entre um valor máximo e um valor mínimo da resistência à tração TS é 27,6 MPa ou menos. Portanto, no tubo de aço sem costura da presente modalidade, a variação de resistência é suprimida na direção circunferencial e na direção axial.

[0075] [Método para medir o limite elástico YS e resistência à tração TS] O limite elástico YS e a resistência à tração TS são medidos pelos seguintes métodos. As posições centrais na direção axial de categorias respectivas que são obtidas dividindo a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade de tubo e a segunda região de extremidade de tubo do tubo de aço sem costura em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura são selecionadas. Amostras de teste de tração em forma de fita são extraídas de quatro posições em posições de passos de 90° em torno do eixo central do tubo de aço sem costura em cada uma das posições selecionadas. Uma seção transversal (seção perpendicular à direção axial do tubo de aço sem costura) da amostra de teste de tração em forma de faixa é em forma de faixa, e uma direção axial da amostra de teste de tração em forma de faixa é paralela à direção axial do tubo de aço sem costura. Utilizando as amostras de teste de tração em forma de faixa, é efetuado um teste de tração a uma temperatura normal (25°° C), em conformidade com as especificações 5CT das normas API. Uma média dos limites elásticos obtida nas respectivas amostras de teste em forma de faixa (20 pontos no total) é definida como o limite elástico YS (MPa) do tubo de aço sem costura. Além disso, uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo das resistências à tração TS (20 pontos) obtidos nas respectivas amostras de teste em forma de faixa é definida como uma diferença ΔTS de resistência à tração (MPa).

[0076] [Método de Produção] Um exemplo do método para produzir o tubo de aço sem costura da presente modalidade será descrito. Note-se que o método para produzir o tubo de aço sem costura da presente modalidade não está limitado ao método descrito mais tarde.

[0077] O presente método de produção inclui a etapa de aquecer um lingote (etapa de aquecimento), a etapa de produzir uma casca oca usando o lingote aquecido (etapa de fabricação de tubo), uma etapa de têmpera da casca oca que é produzida por laminação a quente e que possui a temperatura da superfície externa do ponto de transformação A3 ou mais (o ponto de transformação AC3 ou mais, ou o ponto de transformação Ar3 ou mais) por resfriar rapidamente a casca oca (etapa de têmpera) e a etapa de realizar o revenimento na casca oca temperada etapa de revenimento).

[0078] O presente método de produção pode incluir uma etapa de aquecimento simultâneo de realizar o reaquecimento inline na casca oca após a fabricação do tubo que é a casca oca tendo a temperatura da superfície externa de menos do que o ponto Ac3 para 400°C, entre a etapa de fabricação de tubo e a etapa de têmpera. O presente método de produção pode incluir também uma etapa de reaquecimento de realizar o reaquecimento offline na casca oca após a fabricação do tubo que é a casca oca tendo uma temperatura de menos do que 400°C para uma temperatura normal (25°C), entre a etapa de fabricação de tubo e a etapa de têmpera. O presente método também pode realizar a etapa de reaquecimento e a etapa de têmpera sequencialmente após a etapa de têmpera e, posteriormente, pode realizar a etapa de revenimento. O presente método de produção pode também realizar a etapa de reaquecimento, a etapa de têmpera e a etapa de revenimento sequencialmente, após a etapa de revenimento.

[0079] Mais especificamente, o presente método de produção é como segue, por exemplo. Caso 1: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de têmpera (têmpera direta) - etapa de revenimento Caso 2: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de aquecimento simultâneo- etapa de têmpera - etapa de revenimento Caso 3: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento Caso 4: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de aquecimento simultâneo - etapa de têmpera - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento Caso 5: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento Caso 6: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - (etapa de aquecimento simultâneo) - etapa de têmpera - etapa de revenimento - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento Caso 7: etapa de aquecimento - etapa de fabricação de tubo - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento - etapa de reaquecimento - etapa de têmpera - etapa de revenimento

[0080] O caso 1 e o caso 2 correspondem à chamada têmpera inline. O caso 3 corresponde à chamada têmpera offline. A seguir, as respectivas etapas serão descritas em detalhe.

[0081] [Etapa de aquecimento] Primeiro, é preparado um lingote redondo com a composição química supracitada. Um método para produzir o lingote redondo não é especialmente limitado. O lingote redondo é produzido pelo seguinte método, por exemplo. É produzido um aço fundido com a composição química supracitada. Na produção do aço fundido, por exemplo, é utilizado um conversor ou semelhante. É produzido um bloom (bloco) por um processo de fundição contínua usando o aço fundido. O lingote pode ser produzido por um processo de fabricação de lingotes usando o aço fundido. O lingote redondo circular na seção transversal é produzido por laminação a quente do bloom e do lingote. O lingote redondo pode ser produzido pelo processo de fundição contínua usando o aço fundido. O lingote redondo é preparado pelo método acima.

[0082] O lingote redondo preparado é aquecido. A temperatura de aquecimento é definida entre 950 e 1100°C. A temperatura de aquecimento mencionada neste documento significa uma temperatura no forno de um forno de aquecimento. Quando a temperatura do forno é de 950 a 1100°C, uma temperatura da superfície externa do lingote redondo também é de 950 a 1100°C.

[0083] Como ilustrado na FIG. 1, quando a temperatura de aquecimento (a temperatura da superfície externa do lingote redondo) do lingote redondo na etapa de aquecimento é de 1100°C ou menos, o grão de austenita prévio é mantido em um estado fino na premissa de que a frequência de rotação do rolo (velocidade circunferencial do rolo) na etapa de perfuração descrita mais adiante e a temperatura de acabamento é satisfeita. Consequentemente, um limite superior da temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento é 1100°C. Se a temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento for 1100°C ou menos, a variação na taxa de solução sólida de Nb na direção axial e na direção circunferencial da casca oca pode ser ainda suprimida, e uma diferença ΔSR de taxa de solução sólida de Nb na casca oca antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera pode ser suprimida a 10% ou menos. Como resultado, a diferença ΔTS de resistência à tração na região do corpo principal do tubo de aço sem costura produzido pode ser suprimida para 27,6 MPa ou menos. Por outro lado, quando a temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento é muito baixa, a resistência à deformação do lingote redondo é aumentada. Neste caso, a perfuração e a laminação tornam-se difíceis. Por conseguinte, um limite inferior da temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento é de 950°C. Um limite superior da temperatura de aquecimento na etapa de aquecimento é de preferência 1080°C e o limite inferior é de preferência 1050°C.

[0084] [Etapa de fabricação de tubo] O lingote redondo aquecido pela etapa de aquecimento é perfurado e laminado para produzir a casca oca. A etapa de fabricação de tubos inclui uma etapa de perfuração e uma etapa de laminação. A etapa de laminação inclui uma etapa de alongamento e uma etapa de dimensionamento, por exemplo. Na etapa de perfuração, o lingote redondo é perfurado e laminado usando um moinho perfurador para formar o lingote redondo no na casca oca. Na etapa de alongamento, a casca oca é alongada usando um moinho de alongamento. O moinho de alongamento é um moinho de encaixe, ou um moinho de mandris, por exemplo. Na etapa de dimensionamento, a casca oca é submetida a uma laminação de ajuste de diâmetro utilizando um moinho de dimensionamento. O moinho de dimensionamento é, por exemplo, um dimensionador ou um redutor de extensão.

[0085] Como descrito acima, a temperatura da superfície externa do lingote redondo (casca oca) na etapa de perfuração e a etapa de alongamento durante a etapa de fabricação de tubo é 1100°C ou inferior. Além disso, a temperatura da superfície externa (temperatura de acabamento) da casca oca durante a laminação final (laminação em um suporte de redução de laminação final na etapa de dimensionamento) é de1000°C ou menos.

[0086] Especificamente, a temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento é 1100°C ou menos, e um valor máximo da temperatura da superfície externa (temperatura de acabamento) na região do corpo principal da casca oca medido no lado da entrega do moinho de dimensionamento é 1000°C ou menos.

[0087] No lado de saída do moinho de perfuração, no lado de saída do suporte de redução de laminação final do moinho de alongamento e no lado de saída do suporte de redução de laminação final do moinho de dimensionamento, os termômetros de radiação estão localizados. Na casca oca que passa através do lado de entrega do moinho de perfuração, o lado de saída do suporte de redução de laminação final do moinho de alongamento, e o lado de saída do suporte de redução de laminação final do moinho de dimensionamento, as temperaturas de superfície externa das porções correspondentes à região do corpo principal são medidas pelos termômetros de radiação. A temperatura máxima na região do corpo principal do resultado de medição do qual o ruído é removido é definida como a temperatura da superfície externa da casca oca supracitada nos lados de saída das respectivas instalações (o moinho de perfuração, o moinho de alongamento, o moinho de dimensionamento).

[0088] Mesmo quando a temperatura de aquecimento do lingote redondo na etapa de aquecimento é de 950 a 1100°C ou menos, se ocorre calor decorrente do processamento no lingote redondo na etapa de fabricação de tubos, as porções com a temperatura da superfície externa superior a 1100°C ocorrem no região do corpo principal do lingote redondo (casca oca) na etapa de fabricação do tubo. Neste caso, os carbonitretos de Nb finos, os carbetos de Nb e os nitretos de Nb que são gerados na etapa de fabricação de tubos são novamente dissolvidos. Neste caso, o efeito de pinagem pelos carbonitretos de Nb, os carbetos de Nb e os nitretos de Nb nos quais os carbonitretos de Nb e semelhantes são dissolvidos não pode ser obtido e o grão de austenita não é refinado. Como resultado, a granulometria do grão da austenita prévio na região do corpo principal torna-se inferior a 7,0 e a diferença ΔGS de granulometria torna-se mais do que 1,0. Neste caso, a resistência SSC é reduzida. Além disso, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb na casca oca antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera torna-se mais de 10%. Como resultado, a diferença ΔTS de resistência à tração do tubo de aço sem costura torna-se mais de 27,6 MPa, e a variação de resistência aumenta.

[0089] Na etapa de fabricação de tubos, especialmente na etapa de perfuração que é realizada diretamente após o lingote redondo ser aquecido, uma razão de laminação é alta. Portanto, o calor incorrido pelo processamento é o mais rapidamente gerado na etapa de perfuração, fora da etapa de perfuração, da etapa de alongamento e da etapa de dimensionamento, e a temperatura da superfície externa do lingote redondo (casca oca) torna-se facilmente superior a 1100°C na etapa de perfuração. Quando a temperatura da superfície externa da casca oca se torna superior a 1100°C na etapa de perfuração, a temperatura da superfície externa (temperatura de acabamento) da casca oca no lado de saída do moinho de dimensionamento na etapa de laminação torna-se superior a 1000°C. Neste caso, o número de granulometria do grão da austenita prévio da região do corpo principal torna-se inferior a 7,0, a diferença ΔGS de granulometria torna-se superior a 1,0 e a diferença ΔTS de resistência à tração aumenta para mais de 27,6 MPa.

[0090] Portanto, neste exemplo, na etapa de perfuração, o calor incorrido pelo processamento na etapa de perfuração é suprimido controlando a frequência rotacional do rolo do moinho de perfuração, e a temperatura da superfície externa do lingote redondo (casca oca) na etapa de fabricação de tubo é suprimida a1100°C ou menos. O moinho de perfuração inclui uma pluralidade de (por exemplo, um par de) rolos inclinados, e um tampão localizado entre a pluralidade de rolos inclinados. Na presente modalidade, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados do moinho de perfuração estão regulados entre 1390 e 1410 mm e as frequências de rotação são reguladas entre 20 e 75 rpm. Neste momento, as velocidades circunferenciais dos rolos inclinados são de 1450 a 5550 mm/segundo. Observe que o diâmetro de rolo do rolo inclinado significa um diâmetro de rolo (mm) de uma porção de gola do rolo de inclinação.

[0091] Quando a frequência de rotação do rolo inclinado é de 75 rpm ou menos, mesmo no caso em que o lingote redondo que é aquecido a 1100°C ou menos é perfurado e laminado na perfuração e laminação com uma taxa de laminação de 1,2 a 4,0, a temperatura da superfície externa do lingote redondo na etapa de perfuração pode ser impedida de aumentar para ser mais de 1100°C pelo calor incorrido no processamento. Além disso, a temperatura da casca oca (temperatura de acabamento) durante a laminação final na etapa de dimensionamento torna-se 1000°C ou menos.

[0092] Quando a temperatura de acabamento é muito baixa, a fabricação de tubos torna-se difícil na etapa de fabricação de tubos. Por conseguinte, um limite inferior da temperatura de acabamento é 800°C. Ou seja, a temperatura de acabamento é de 800 a 1000°C. O limite inferior da temperatura de acabamento é de preferência de 850°C.

[0093] [Etapa de aquecimento simultânea] A etapa de aquecimento simultânea é realizada de acordo com a necessidade. Se a temperatura da superfície externa (temperatura de acabamento) da casca oca após laminação a quente for menor que o ponto de transformação A3 (ponto de transformação Ar3), a têmpera não poderá ser realizada. No entanto, se a temperatura da superfície externa da casca oca após laminação a quente for de 400°C ou mais, o reaquecimento não precisará ser realizado no forno de aquecimento offline e a temperatura da superfície externa da casca oca será aumentada para o ponto de transformação Ac3 ou mais aquecendo a casca oca no modo inline utilizando um forno de espera ou um aquecedor de indução localizado em um trajeto de transporte que liga o moinho de dimensionamento ao aparelho de têmpera (aparelho de resfriamento rápido). Um limite superior da temperatura de superfície externa da casca oca que é aquecida na etapa de aquecimento simultânea é de preferência o ponto de transformação Ac3 + 50°C. A temperatura da superfície exterior da casca oca após aquecimento na etapa de aquecimento simultânea é referida como "temperatura de aquecimento simultâneo" no presente relatório descritivo. A temperatura de aquecimento simultâneo é medida pelo seguinte método. Quando a etapa de aquecimento simultâneo é realizada utilizando o aquecedor de indução, o valor médio da temperatura da superfície exterior da região do corpo principal da casca oca no lado de saída do aquecedor de indução é definido como a temperatura de aquecimento simultânea (°C). Neste caso, a temperatura de aquecimento simultâneo é medida por um termômetro de radiação localizado no lado de saída do aquecedor de indução. Por outro lado, quando a etapa de aquecimento simultâneo é realizado utilizando o forno de aquecimento simultâneo, uma temperatura do forno (°C) do forno de aquecimento simultâneo corresponde à temperatura da superfície externa da região do corpo principal da casca oca. Por conseguinte, neste caso, a temperatura do forno do forno de aquecimento simultâneo é definida como a temperatura da superfície externa (°C) da casca oca.

[0094] [Etapa de Reaquecimento] A etapa de reaquecimento é realizada de acordo com a necessidade. Quando a temperatura da superfície externa da casca oca se torna inferior a 400°C à temperatura normal (25°C), como resultado de que a casca oca após a fabricação de tubos é resfriada, a casca oca é reaquecida usando o forno de aquecimento localizado offline da linha de fabricação de tubos. A temperatura da superfície exterior da casca oca que é aquecida pela etapa de reaquecimento está no ponto de transformação Ac3 ou superior, e um limite superior é de preferência o ponto de transformação Ac3 + 50°C. A temperatura do forno (°C) do forno de aquecimento corresponde à temperatura da superfície externa da região do corpo principal da casca oca. Por conseguinte, quando o forno de aquecimento é utilizado na etapa de reaquecimento, a temperatura do forno do forno de aquecimento é definida como a temperatura da superfície externa (°C) da casca oca.

[0095] Quando a etapa de reaquecimento é realizada para repetir a etapa de têmpera após a etapa de têmpera, ou após a etapa de revenimento (caso 4, caso 5 e semelhantes descritos acima), o reaquecimento é realizado na casca oca da mesma maneira descrita acima. Neste caso, a temperatura da superfície externa da casca oca aquecida pela etapa de reaquecimento está no ponto de transformação Ac3 ou superior, e um limite superior é de preferência o ponto de transformação Ac3 + 50C°.

[0096] [Etapa de Têmpera] Na etapa de têmpera, a casca oca tendo a temperatura de superfície externa do ponto de transformação A3 ou mais (a temperatura de superfície externa da casca oca após a etapa de fabricação de tubos é o ponto de transformação Ar3 ou mais, ou quando a etapa de aquecimento simultânea e a etapa de reaquecimento são realizadas, a temperatura de superfície externa da casca oca é o ponto de transformação Ac3 ou mais) é rapidamente resfriada ou temperada. A temperatura da superfície externa (a temperatura de têmpera) da casca oca em um início de resfriamento rápido na etapa de têmpera é o ponto de transformação A3 (o ponto de transformação Ar3 ou o ponto de transformação Ac3) em 1000°C. Aqui, a temperatura da superfície externa da casca oca no tempo de início de resfriamento rápido é o valor médio da temperatura da superfície externa da região do corpo principal. Além disso, uma taxa de resfriamento média CR até a temperatura da superfície exterior da casca oca atingir 300°C da temperatura da superfície externa da casca oca no tempo de início de resfriamento rápido na etapa de têmpera é estabelecida a 15°C/segundo ou mais.

[0097] Se a taxa de resfriamento média CR for muito baixa, uma razão de martensita no aço diminui e uma razão de bainita aumenta. Neste caso, uma fração de área de martensita revenida no tubo de aço sem costura torna-se menor que 90%, e resistência suficiente não pode ser obtida. Portanto, a taxa média de resfriamento CR é definida em 15°C/segundo ou mais. Um limite inferior da taxa de resfriamento média CR é de preferência 17°C/segundo e mais preferencialmente 19°C/segundo. Um método de resfriamento rápido na etapa de têmpera é de preferência resfriamento por água.

[0098] Quando a chamada têmpera inline representada pelos casos 1, 2, 4 e 6 é realizada, a etapa de têmpera é executada, por exemplo, por um dispositivo de resfriamento à água que está na linha de fabricação de tubos e está localizado a jusante do moinho de dimensionamento. O dispositivo de resfriamento à água inclui, por exemplo, um dispositivo de fluxo de água laminar e um dispositivo de fluxo jato de água. O dispositivo de fluxo de água laminar despeja água para a casca oca de cima. Neste momento, a água despejada na casca oca forma um fluxo de água em forma laminar. O dispositivo de fluxo de jato de água injeta um fluxo de jato de água para um interior da casca oca a partir da extremidade da casca oca. O dispositivo de resfriamento à água pode ser outros dispositivos que o dispositivo de fluxo de água laminar e o dispositivo de fluxo de jato de água descritos acima. O dispositivo de resfriamento à água pode ser um tanque de água, por exemplo. Neste caso, a casca oca é mergulhada no tanque de água e resfriada. O dispositivo de resfriamento à água também pode ser apenas o dispositivo de fluxo de água laminar.

[0099] Quando a chamada têmpera offline representada pelos casos 3, 5 e 7 é realizada, a etapa de resfriamento é realizada por um dispositivo de resfriamento à água localizado fora da linha de fabricação de tubos, por exemplo. O dispositivo de resfriamento a água é semelhante ao dispositivo de resfriamento à água que é usado na têmpera inline. Quando a têmpera offline é realizada, a transformação reversa pode ser usada, de modo que, em comparação com o caso em que apenas a têmpera inline é realizada, o número de granulometria do grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura torna-se alto.

[0100] [Diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb] Na casca oca após o primeiro etapa de têmpera e antes da etapa subsequente ser realizada (antes da etapa de revenimento quando a etapa subsequente é a etapa de revenimento, e antes da etapa de reaquecimento quando a etapa subsequente é a etapa de reaquecimento, por exemplo), a razão de Nb dissolvido no aço sem ser precipitado como carbonitretos de Nb e semelhantes (carbonitretos de Nb e nitretos de Nb) para um teor total de Nb no aço é definida como uma taxa de solução sólida de Nb (% em massa). Neste caso, uma diferença (doravante mencionada como a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb) entre um valor máximo e um valor mínimo da taxa de solução sólida de Nb na região do corpo principal da casca oca é de 10% ou menos. Quando a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb for superior a 10%, a diferença (diferença ΔTS de resistência de tração) entre o valor máximo e o valor mínimo da resistência à tração TS medida na região do corpo principal do tubo de aço sem costura produzido através da etapa de revenimento descrita posteriormente aumenta, e a variação de resistência no tubo de aço sem costura aumenta. Quando a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb é de 10% ou menos, a diferença de resistência à tração ΔTS diminui para 27,6 MPa ou menos, e a variação de força na direção circunferencial e a direção axial do tubo de aço sem costura é suprimida. Portanto, o tubo de aço sem costura da presente modalidade tem uma resistência elevada estável. Na presente modalidade, a taxa de solução sólida de Nb supracitada é realizada por executar a fabricação de tubos a uma temperatura inferior (1100°C ou menos) do que na técnica anterior na etapa de fabricação de tubos supracitada e suprimindo o calor incorrido no processamento que é gerado durante a perfuração e laminação.

[0101] [Método para medir a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb] A taxa de solução sólida de Nb da casca oca após a primeira etapa de têmpera antes da etapa subsequente é medida por um método de resíduo extraído. Especificamente, a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade de tubo e a segunda região de extremidade de tubo da casca oca após a primeira etapa de têmpera antes da etapa subsequente é dividida em cinco partes iguais na direção axial da casca oca e posições centrais na direção axial da casca oca, das respectivas categorias, são selecionadas como posições de medição. Em uma seção perpendicular à direção axial da casca oca em cada uma das posições de medição, as amostras de teste são extraídas de posições centrais de espessura de parede de quatro posições em passos de 90° em torno do eixo central da casca oca. Neste momento, uma área de superfície da amostra de teste extraída é definida como 15 cm2. A amostra de teste é eletrolisada por uma quantidade de 0,5 g em uma solução eletrolítica para dissolver uma matriz. A solução eletrolítica consiste em 10% de acetilacetona + 1% de cloreto de tetrametilamônio + o restante sendo metanol, e uma corrente elétrica é de 200 A/m2. Um resíduo (= precipitado) é filtrado por um filtro com um diâmetro de furo de 0,2 μm, e o precipitado é extraído. O precipitado é decomposto em ácido, uma composição química é analisada por ICP (análise de plasma indutivamente acoplado), e um teor de Nb no precipitado é obtido. Com base no teor de Nb no precipitado, uma taxa de solução sólida de Nb é obtida pela seguinte fórmula. Taxa de solução sólida de Nb = (teor total de Nb no teor de Nb do - aço no precipitado) / teor total de Nb no aço

[0102] Da taxa de solução sólida de Nb obtida, um valor máximo e um valor mínimo são selecionados, e uma diferença entre o valor máximo e o valor mínimo é definida como a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb.

[0103] A taxa de solução sólida de Nb é medida na casca oca após a primeira etapa de têmpera, antes da etapa subsequente, como descrito acima.

[0104] [Etapa de têmpera] A casca oca que é rapidamente resfriada e temperada na etapa de têmpera é revenida para ser feito o tubo de aço sem costura. A temperatura de revenimento é de 650°C até o ponto de transformação Ac1 e é ajustada com base em uma propriedade mecânica desejada. Especificamente, a temperatura de revenimento é ajustada de modo a que o limite elástico do tubo de aço sem costura após o revenimento passe de 655 MPa para menos de 862 MPa. Quando o limite elástico é 862 MPa ou mais, o número de granulometria é 7,0 ou mais, e mesmo se a diferença ΔGS do número de granulometria for 1,0 ou menor, a resistência SSC torna-se baixa. Quando o limite elástico é inferior a 862 MPa, a resistência SSC é melhorada. A temperatura de revenimento para fazer com que o limite elástico do tubo de aço sem costura da presente modalidade da composição química supracitada de 655 MPa para menos do que 862 MPa é 650°C para o ponto de transformação Ac1 e um limite superior é de preferência 750°C.

[0105] Note-se que a temperatura de revenimento (°C) significa uma temperatura no forno no forno de tratamento térmico que utilizado na etapa de revenimento. Na etapa de revenimento, a temperatura da superfície externa da casca oca torna-se a mesma que a temperatura de revenimento (temperatura no forno).

[0106] O tubo de aço sem costura produzido pelas etapas acima tem excelente resistência SSC, e estavelmente tem o limite elástico de 655 MPa para menos de 862 MPa na direção circunferencial e na direção axial. EXEMPLO 1

[0107] Uma pluralidade de tubos de aço sem costura tendo várias composições químicas foi produzida, e as variações de resistência e resistência SSC dos tubos de aço sem costura foram investigadas.

[0108] [Método de Investigação] Os aços fundidos tendo as composições químicas mostradas na Tabela 1 foram produzidos.

[0109] [Tabela 1]

[0110] Uma pluralidade de lingotes redondos foi produzida por fundição contínuo usando os aços fundidos. Tubos de aço sem costura foram produzidos sob condições de produção mostradas na Tabela 2 usando os lingotes redondos. No presente exemplo, foi realizada a chamada têmpera inline do caso 1 e do caso 5 2 descrito acima.

[0111] [Tabela 2]

[0112] Especificamente, os lingotes redondos dos respectivos números de teste foram aquecidos em temperaturas de aquecimento (°C) descritas na Tabela 2. A etapa de fabricação de tubos (a etapa de perfuração, a etapa de alongamento e a etapa de dimensionamento) foi realizado nos lingotes redondos aquecidos e foram produzidas cascas ocas com um diâmetro externo de 244,5 mm e uma espessura de parede de 13,8 mm. Na etapa de fabricação de tubos, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados do moinho de perfuração eram de 1390 a 1410 mm. Especificamente, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados do moinho de perfuração dos números de teste 1 a 11 eram 1390 mm, e os diâmetros de rolo dos rolos inclinados do moinho de perfuração dos números de teste 12 a 15 eram 1410 mm. As frequências de rotação do rolo (rpm), as velocidades circunferenciais do rolo (mm/segundo) e as temperaturas de acabamento (°C) na perfuração do moinho de perfuração na etapa de fabricação de tubos foram mostradas na Tabela 2.

[0113] A etapa de aquecimento simultâneo foi realizada nas temperaturas de aquecimento simultâneo mostradas na Tabela 2 para as cascas ocas que não as cascas ocas dos números de teste 2 e 5, fora das cascas ocas produzidas. A têmpera foi realizada por resfriamento rápido para as cascas ocas após a etapa de fabricação do tubo (teste números 2 e 5), ou após a etapa de aquecimento simultâneo. As temperaturas de início de resfriamento rápido na etapa de resfriamento são mostradas na Tabela 2, e todas as temperaturas de início de resfriamento rápido foram o ponto de transformação A3 ou mais. A taxa de resfriamento média CR até a temperatura da superfície externa da casca oca atingir 300°C a partir da temperatura de início de resfriamento rápido na etapa de têmpera foi de 15°C/segundo ou mais. O revenimento foi realizado nas cascas ocas após a etapa de têmpera. As temperaturas de revenimento foram as mostradas na Tabela 2, e as durações de retenção nas temperaturas de revenimento foram todas de 30 minutos. As temperaturas de revenimento de todos os números de teste foram o ponto de transformação Ac1 ou inferior. Na etapa de produção acima, foram produzidos os tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste. Note-se que nos respectivos números de teste, a fim de medir as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb, as cascas ocas antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera também foram preparadas.

[0114] As composições químicas dos tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste correspondiam à Tabela 1, como resultado da realização de métodos de análise de componentes bem conhecidos nas porções centrais de espessura de parede opcionais das principais regiões do corpo dos tubos de aço sem costura produzidos (um método de absorção de infravermelhos bem conhecido após combustão para C e S, um método de análise de gás de dessorção de alta temperatura bem conhecido para O e N, e um método de análise de ICP para os outros elementos de liga).

[0115] [Diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb] A região do corpo principal excluindo a primeira região da extremidade do tubo e a segunda região da extremidade do tubo antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera de cada um dos números de teste é dividida em cinco partes iguais na direção axial da casca oca e as posições centrais na direção axial da casca oca das respectivas categorias foi selecionada como a posição de medição. Na seção perpendicular à direção axial da casca oca em cada uma das posições de medição, as amostras de teste foram extraídas de posições centrais de espessura de parede de quatro posições em passos de 90° em torno do eixo central da casca oca. Neste momento, uma área de superfície da amostra de teste extraída é definida como 15 cm2. As amostras de teste foram eletrolisadas por uma quantidade de 0,5 g em uma solução eletrolítica para dissolver uma matriz. A solução eletrolítica consiste em 10% de acetilacetato + 1% de cloreto de tetrametilamônio + o restante sendo metanol, e uma corrente foi fixada em 200 A/m2. Um resíduo (= precipitado) foi filtrado por um filtro com um diâmetro de orifício de 0,2 μm e o precipitado foi extraído. O precipitado foi decomposto em ácido, a composição química foi analisada por ICP (análise de plasma indutivamente acoplado) e o teor de Nb no precipitado foi obtido. Com base no teor de Nb no precipitado, a taxa de solução sólida de Nb é obtida pela seguinte fórmula. Taxa de solução sólida de Nb = (teor total de Nb no teor de Nb do - aço no precipitado) / teor total de Nb no aço

[0116] Das taxas de solução sólida de Nb obtidas nas respectivas posições de medição (20 pontos no total), o valor máximo e o valor mínimo foram selecionados, e a diferença entre o valor máximo e o valor mínimo foi definida como a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb.

[0117] [Testes de medição de número de granulometria de grão de austenita prévio e diferença ΔGS do número de granulometria] As posições centrais na direção axial das respectivas categorias, no caso em que a região do corpo principal, excluindo a primeira região terminal do tubo e a segunda região terminal do tubo, foi dividida em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura, no tubo de aço sem costura de cada um dos números de teste, foram selecionadas como posições de medição. Em cada uma das posições de medição, a partir de posições centrais de espessura de parede em oito posições em passos de 45° em torno do eixo central do tubo de aço sem costura, foram produzidas amostras de teste com superfícies (superfícies de observação) paralelas à direção axial do tubo de aço sem costura. Como ilustrado na FIG. 3, na superfície de observação 100 da amostra de teste, o comprimento na direção da espessura da parede da superfície de observação 100 foi definido como a espessura da parede T (mm) - (profundidade de 1,5 mm da superfície externa + profundidade de 1,5 mm da superfície interna) cortando a região até a profundidade de 1,5 mm a partir da superfície externa e da região até a profundidade de 1,5 mm da superfície interna na direção da espessura da parede do tubo de aço sem costura. Além disso, o comprimento na direção axial do tubo de aço sem costura, da superfície de observação 100 foi feito 15 mm. Ou seja, a superfície de observação 100 era um retângulo de (espessura da parede T - 3,0 mm) x 15 mm. A superfície de observação de cada uma das amostras foi mecanicamente polida. A superfície de observação após o polimento mecânico foi condicionada usando um reagente de corrosão picral (Picral) e o limite de grão de austenita prévio na superfície de observação foi causado a aparecer. Posteriormente, o valor médio do número de granulometria do grão de austenita prévio foi obtido em conformidade com o padrão ASTM E112 em quatro campos visuais opcionais (500 μm 500 m x μpor um campo visual) usando um microscópio óptico com uma potência de 200 para a superfície de observação, e foi definido como o número de granulometria do grão austenita prévio em cada uma das posições de medição. Dos números de granulometria do grão de austenita prévio obtidos nas respectivas posições de medição (40 pontos no total), o número mínimo de granulometria foi definido como o número de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio do tubo de aço sem costura. Além disso, o valor máximo e o valor mínimo dos números de granulometria (total de 40 pontos) obtidos nas respectivas posições de medição foram selecionados, e a diferença obtida subtraindo o valor mínimo do valor máximo foi definida como a diferença ΔGS de granulometria.

[0118] [Teste de tração] Nas respectivas categorias obtidas dividindo a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade do tubo e a segunda região de extremidade do tubo do tubo de aço sem costura de cada um dos números de teste em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura, as posições centrais na direção axial do tubo de aço sem costura foram selecionadas. Amostras de teste de tração em forma de faixa foram extraídas de quatro posições em posições de passos de 90° em torno do eixo central do tubo de aço sem costura em cada uma das posições selecionadas. Uma seção transversal (seção perpendicular à direção axial do tubo de aço sem costura) da amostra de teste de tração em forma de faixa estava em forma de faixa, e uma direção axial da amostra de teste de tração em forma de faixa estava paralela à direção axial do tubo de aço sem costura. Um teste de tração foi realizado em uma temperatura normal (25°C) em conformidade com as especificações 5CT dos padrões API, usando as amostras de teste de tração em forma de faixa. Uma média dos limites elásticos (20 pontos no total) obtida nas respectivas amostras de teste em forma de faixa foi definida como o limite elástico YS (MPa) do tubo de aço sem costura. Uma média das resistências à tração (20 pontos no total) obtida pelas respectivas amostras de teste em forma de faixa foi definida como resistência à tração TS (MPa) do tubo de aço sem costura. Uma diferença entre um valor máximo e um valor mínimo das resistências à tração TS (20 pontos) obtidos nas respectivas amostras de teste em forma de faixa foi definida como a diferença de resistência à tração ΔTS (MPa).

[0119] [Teste de resistência SSC] Nas respectivas categorias obtidas dividindo a região do corpo principal excluindo a primeira região de extremidade do tubo e a segunda região de extremidade do tubo do tubo de aço sem costura de cada um dos números de teste em cinco partes iguais na direção axial do tubo de aço sem costura, posições centrais na direção axial do tubo de aço sem costura foram selecionadas. Amostras de teste de barra redonda foram extraídas de porções centrais de espessura de parede em quatro posições nas posições de passos de 90° em torno do eixo central do tubo de aço sem costura nas respectivas posições selecionadas. Uma direção axial da amostra de teste de barra redonda era paralela à direção axial do tubo de aço sem costura. Um diâmetro externo de uma porção paralela da amostra de teste de barra redonda foi de 6,35 mm, e um comprimento da porção paralela foi de 25,4 mm.

[0120] A resistência SSC das respectivas amostras de teste de barra redonda foi avaliada por um teste de carga constante de acordo com o método de TM0177A da NACE (Associação Nacional de Engenheiros de Corrosão). Um banho de teste foi 5% de cloreto de sódio + 0,5% de solução aquosa de ácido acético a uma temperatura normal em que 1 atm de gás sulfeto de hidrogênio estava saturado. Tensões de carga correspondentes a 90% dos limites elásticos (AYS) das respectivas amostras de teste de barra redonda foram carregadas, e as respectivas amostras de teste de barra redonda foram imersas no banho de teste durante 720 horas. Passadas as 720 horas após a imersão das respectivas amostras de teste de barra redonda, foi confirmado se as respectivas amostras de teste de barra redonda foram ou não quebrados. Quando não foi observada fratura subsidiária em nenhuma das amostras de teste de barra redonda (20 no total) de cada um dos números de teste, foi determinado que a resistência SSC do aço era alta (sucesso). Quando fratura subsidiária foi observada em qualquer uma das amostras de teste de barra redonda (20 no total) de cada um dos números de teste, foi determinado que a resistência SSC do aço era baixa (falha).

[0121] [Resultado dos Testes] A Tabela 2 mostra o resultado dos testes. Na Tabela 2, "YS" denota o limite elástico YS (MPa), e "TS" indica a resistência à tração TS (MPa). Na coluna "Resistência SSC", o resultado do teste de avaliação de resistência SSC é escrito. "Sucesso" significa que fratura subsidiária não foi observada na amostra de teste de barra redonda, e excelente resistência SSC foi mostrada. "Falha" significa que a fratura subsidiária foi observada na amostra de teste de barra redonda, e a resistência SSC foi baixa. Quando o limite elástico YS obtido estava em um grau de 95 ksi (655 a menos de 758 MPa) em cada um dos números de teste, quando a taxa de rendimento YR era de 85,0% ou mais, e o limite elástico YS obtido estava em um grau de 110 ksi (758 a 862 MPa), a taxa de rendimento foi de 90,0% ou mais, e as frações de área da martensita revenida foram todas de 90% ou mais.

[0122] Com referência à Tabela 2, nos números de teste 1 a 8, as composições químicas foram apropriadas, e as condições de produção também foram apropriadas. Consequentemente, os limites elásticos YS foram de 655 a menos de 862 MPa. Além disso, os números de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 nos tubos de aço sem costura eram todos de 7,0 ou mais, e as diferenças ΔGS de granulometria eram 1,0 ou menos. Consequentemente, o trincamento não foi confirmado em nenhum dos números de teste 1 a 8, no teste de resistência SSC, e obteve-se uma excelente resistência SSC.

[0123] Além disso, nos números de teste 1 a 8, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb nas cascas ocas antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera foram todos de 10% ou menos. Portanto, as diferenças ΔTS de resistência à tração dos tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste após a etapa de revenimento foram de 27,6 MPa ou menos, e resistências estáveis puderam ser obtidas na direção circunferencial do tubo de aço sem costura e nos corpos inteiros.

[0124] Por outro lado, no número de teste 9, a frequência de rotação do rolo inclinado foi superior a 75 rpm e a velocidade circunferencial do rolo na etapa de perfuração foi superior a 5550 mm/segundo. Como resultado, a temperatura de acabamento da casca oca tornou-se superior a 1000°C. Consequentemente, o número de granulometria conforme o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio no tubo de aço sem costura tornou-se menor do que 7,0 e, além disso, a diferença ΔGS do número de granulometria tornou-se maior do que 1,0. Como resultado, a resistência SSC foi baixa. Além disso, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb tornou-se mais de 10%. Portanto, a diferença de resistência ΔTS passou de 27,6 MPa, a resistência varia na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura, e a resistência estável não pôde ser obtida.

[0125] No número de teste 10, a temperatura de aquecimento do lingote redondo era muito alta. Como resultado, a temperatura de acabamento da casca oca na etapa de fabricação de tubos tornou-se superior a 1000°C. Portanto, o número de grãos em conformidade com o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio no tubo de aço sem costura tornou-se inferior a 7,0 e, além disso, a diferença ΔGS de número de grão tornou-se mais de 1,0. Como resultado, a resistência SSC foi baixa. Além disso, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb tornou-se mais de 10%. Consequentemente, a diferença de resistência ΔTS passou de 27,6 MPa, a resistência varia na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura, e a resistência estável não pôde ser obtida.

[0126] No número de teste 11, o Nb não foi contido. Portanto, o número de grãos em conformidade com o padrão ASTM E112 do grão de austenita prévio no tubo de aço sem costura tornou-se inferior a 7,0 e a diferença ΔGS de granulometria tornou-se mais de 1,0. Portanto, a resistência SSC foi baixa.

[0127] No número de teste 12, o teor de Nb foi muito baixo. Portanto, o número de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 no tubo de aço sem costura foi inferior a 7,0. Consequentemente, a resistência SSC foi baixa.

[0128] Nos números de teste 13 e 14, as frequências de rotação do rolo inclinado foram superiores a 75 rpm e as velocidades circunferenciais do rolo na etapa de perfuração aumentaram para mais de 5550 mm/segundo, como no número de teste 9. Como resultado, as temperaturas de acabamento das cascas ocas se tornaram superiores a 1000°C. Consequentemente, os números de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112 dos grãos de austenita prévios nos tubos de aço sem costura tornaram-se inferiores a 7,0 e, além disso, as diferenças ΔGS de granulometria tornaram-se mais de 1,0. Como resultado, a resistência SSC foi baixa. Além disso, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb se tornaram mais de 10%. Consequentemente, as diferenças de resistência ΔTS tornaram-se mais de 27,6 MPa, as resistências variaram nas direções circunferenciais e nas direções axiais dos tubos de aço sem costura, e resistências estáveis não puderam ser obtidas.

[0129] No número de teste 15, a temperatura de revenimento foi menor que 650°C e muito baixa. Portanto, o limite elástico tornou-se 862 MPa ou mais. Como resultado, o trincamento foi confirmado no teste de resistência SSC, e a resistência SSC foi baixa. EXEMPLO 2

[0130] Nas mesmas condições que no exemplo 1, uma pluralidade de lingotes redondos foi produzida por fundição contínua usando os aços fundidos mostrados na Tabela 1. Tubos de aço sem costura foram produzidos sob condições de produção mostradas na Tabela 3 usando os lingotes redondos.

[0131] [Tabela 3]

[0132] Especificamente, os lingotes redondos nos respectivos números de teste foram aquecidos em temperaturas de aquecimento (°C) descritas na Tabela 3. Para os lingotes redondos aquecidos, foi realizado a etapa de fabricação de tubos (a etapa de perfuração, a etapa de alongamento e a etapa de dimensionamento) e foram produzidas cascas ocas, cada uma com um diâmetro externo de 244,5 mm e uma espessura de parede de 13,8 mm. Na etapa de fabricação de tubos, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração eram de 1390 a 1410 mm. Especificamente, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração dos números de teste 16 a 20 eram 1390 mm, e os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração dos números de teste 21 a 23 eram 1410 mm. As frequências de rotação do rolo (rpm), as velocidades circunferenciais do rolo (mm/segundo) e as temperaturas de acabamento (°C) na perfuração do moinhos de perfuração na etapa de fabricação de tubos foram mostradas na Tabela 3.

[0133] Foi realizado aquecimento simultâneo à temperatura de aquecimento simultânea apresentada na Tabela 3 antes da etapa de têmpera, para a casca oca do número de teste 16, a partir das cascas ocas após a etapa de fabricação de tubos. A têmpera (têmpera inline) foi realizada por resfriamento rápido para as cascas ocas após a etapa de fabricação do tubo (números de teste 17 a 23), ou após a etapa de aquecimento simultâneo (número de teste 16). As temperaturas de início de resfriamento rápido (temperaturas de têmpera) QT1 na etapa de têmpera foram mostradas na Tabela 3 e foram todas do ponto de transformação A3 ou mais. As taxas de resfriamento médias CR até as temperaturas da superfície externa das cascas ocas atingirem 300°C, a partir das temperaturas de início de resfriamento rápido QT1 na etapa de têmpera foram de 15°C/segundo ou mais. O revenimento foi realizado nas cascas ocas após a etapa de têmpera. As temperaturas de revenimento TT1 foram mostradas na Tabela 3, e as durações de espera nas temperaturas de revenimento TT1 foram todas de 30 minutos. As temperaturas de revenimento TT1 de todos os números de teste foram o ponto de transformação Ac1 ou inferior. As cascas ocas após o revenimento foram deixadas resfriar até uma temperatura normal (25°C).

[0134] As cascas ocas a uma temperatura normal foram aquecidas até as temperaturas de têmpera de reaquecimento QT2 (°C) mostradas na Tabela 3, e a têmpera (têmpera offline) foi realizada por resfriamento rápido das cascas ocas nas temperaturas de reaquecimento. As temperaturas de início de resfriamento rápido na etapa de têmpera foram as mesmas que as temperaturas de têmpera de reaquecimento QT2 mostradas na Tabela 3. As taxas de resfriamento médias CR até as temperaturas da superfície externa das cascas ocas atingirem 300°C, a partir das temperaturas de início de resfriamento rápido QT2 na etapa de têmpera foram de 15°C/segundo ou mais. O revenimento foi realizado nas cascas ocas após a têmpera offline. As temperaturas de revenimento TT2 foram mostradas na Tabela 3, e as durações de espera nas temperaturas de revenimento TT2 foram todas de 30 minutos. As temperaturas de revenimento TT2 de todos os números de teste foram o ponto de transformação Ac1 ou inferior. Na etapa de produção acima, foram produzidos os tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste. Nos respectivos números de teste, foram também preparadas cascas ocas antes da primeira etapa de revenimento após a etapa de têmpera inline para medir as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb.

[0135] As composições químicas dos tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste correspondiam à Tabela 1, como resultado da realização de métodos de análise de componentes bem conhecidos nas porções centrais de espessura de parede opcionais das principais regiões do corpo dos tubos de aço sem costura produzidos (um método de absorção de infravermelhos bem conhecido após combustão para C e S, um método de análise de gás de dessorção de alta temperatura bem conhecido para O e N, e um método de análise de ICP para os outros elementos de liga).

[0136] Utilizando os tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste, as granulometrias dos grãos de austenita prévios em conformidade com ASTM E112, as diferenças ΔGS de granulometria, os limites elásticos YS (MPa), as resistências à tração TS (MPa) e as diferenças de resistência à tração ΔTS (MPa) foram obtidas como no exemplo 1. Além disso, o teste de resistência SSC foi realizado como no exemplo 1. Além disso, para as cascas ocas antes da primeira etapa de revenimento após a etapa de têmpera inline dos respectivos números de teste, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb foram obtidas como no exemplo 1.

[0137] [Resultado dos Testes] A Tabela 3 mostra o resultado dos testes. Nos respectivos números de teste, os limites elásticos YS obtidos foram de um grau de 110 ksi (758 a 862 MPa), as taxas de rendimento YR foram de 90,0% ou mais e as frações de área da martensita de revenimento foram todas de 90% ou mais. Com referência à Tabela 3, nos números de teste 16 a 18, 21 e 22, as composições químicas foram apropriadas, e as condições de produção também foram apropriadas. Portanto, os números de granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112 dos grãos de austenita prévios dos tubos de aço sem costura foram todos de 7,0 ou mais, e as diferenças ΔGS de granulometria foram 1,0 ou menos. Consequentemente, excelentes resistências SSC foram obtidas tanto na direção axial quanto na direção circunferencial dos tubos de aço sem costura.

[0138] Além disso, nestes números de teste, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb foram todas de 10% ou menos. Consequentemente, as diferenças ΔTS de resistência à tração foram 27,6 MPa ou menos, e resistências estáveis foram obtidas na direção circunferencial e na direção axial dos tubos de aço sem costura.

[0139] Nos números de teste 16 a 18, 21 e 22, a têmpera offline foi realizada após a têmpera inline. Portanto, em comparação com os números de teste 1 a 8, para os quais apenas foi realizada a têmpera inline, os números granulometria em conformidade com o padrão ASTM E112 dos grãos de austenita prévios dos tubos de aço sem costura tornaram-se mais elevados.

[0140] Por outro lado, no número de teste 19, a frequência de rotação do rolo (e a velocidade circunferencial do rolo) era muito alta e, como resultado, a temperatura de acabamento tornou-se superior a 1000°C. Por conseguinte, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb na casca oca antes da primeira etapa de revenimento após a etapa de têmpera inline tornou-se mais de 10%. Portanto, a diferença ΔTS de resistência à tração passou de 27,6 MPa, e a resistência estável na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura não foram obtidas. Além disso, no número de teste 19, a diferença ΔGS de granulometria tornou-se mais de 1,0. Portanto, o trincamento foi confirmado no teste de resistência SSC e a resistência SSC foi baixa.

[0141] No número de teste 20, a temperatura de aquecimento do lingote redondo era muito alta. Como resultado, a temperatura de acabamento da casca oca na etapa de fabricação de tubos tornou-se superior a 1000°C. Por conseguinte, a diferença ΔSR da taxa de solução sólida de Nb na casca oca antes da primeira etapa de revenimento após a etapa de têmpera inline tornou-se mais de 10%. Portanto, a diferença ΔTS de resistência à tração passou de 27,6 MPa, e a resistência estável não pôde ser obtida na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura. Além disso, no número de teste 20, a diferença ΔGS de granulometria tornou-se mais de 1,0. Consequentemente, o trincamento foi confirmado no teste de resistência SSC, e a resistência SSC foi baixa.

[0142] No número de teste 23, a temperatura de revenimento final (a segunda) TT2 foi inferior a 650°C e muito baixa. Portanto, o limite elástico tornou- se 862 MPa ou mais. Como resultado, o trincamento foi confirmado no teste de resistência SSC, e a resistência SSC foi baixa. EXEMPLO 3

[0143] Nas mesmas condições que no exemplo 1, uma pluralidade de lingotes redondos foi produzida por fundição contínua usando os aços fundidos mostrados na Tabela 1. Tubos de aço sem costura foram produzidos sob as condições de produção mostradas na Tabela 4 usando os lingotes redondos.

[0144] [Tabela 4]

[0145] Especificamente, os lingotes redondos nos respectivos números de teste foram aquecidos em temperaturas de aquecimento (°C) descritas na Tabela 4. Para os lingotes redondos aquecidos, foi realizado a etapa de fabricação de tubos (a etapa de perfuração, a etapa de alongamento e a etapa de dimensionamento) e foram produzidas cascas ocas, cada uma com um diâmetro externo de 244,5 mm e uma espessura de parede de 13,8 mm. Na etapa de fabricação de tubos, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração eram de 1390 a 1410 mm. Especificamente, os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração dos números de teste 24 a 28 eram 1390 mm, e os diâmetros de rolo dos rolos inclinados dos moinhos de perfuração dos números de teste 29 a 32 eram 1410 mm. As frequências de rotação do rolo (rpm), as velocidades circunferenciais do rolo (mm/segundo) e as temperaturas de acabamento (°C) na perfuração do moinhos de perfuração na etapa de fabricação de tubos foram mostradas na Tabela 4.

[0146] No presente exemplo, em todos os números de teste, as cascas vazias após a etapa de fabricação de tubos foram deixadas resfriar até uma temperatura normal (25°C). As cascas ocas a uma temperatura normal foram aquecidas até as temperaturas de têmpera de reaquecimento QT2 (°C) mostradas na Tabela 4, e a têmpera (têmpera offline) foi realizada por resfriamento rápido das cascas ocas nas temperaturas de reaquecimento. As temperaturas de início de resfriamento rápido na etapa de têmpera foram as mesmas que as temperaturas de têmpera de reaquecimento QT2 mostradas na Tabela 4. As taxas de resfriamento médias CR até as temperaturas da superfície externa das cascas ocas atingirem 300°C, a partir das temperaturas de início de resfriamento rápido QT2 na etapa de têmpera foram de 15°C/segundo ou mais. O revenimento foi realizado nas cascas ocas após a têmpera offline. As temperaturas de revenimento TT2 foram mostradas na Tabela 4, e as durações de espera nas temperaturas de revenimento TT2 foram todas de 30 minutos. As temperaturas de revenimento TT2 de todos os números de teste foram o ponto de transformação Ac1 ou inferior. Na etapa de produção acima, foram produzidos os tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste. Nos respectivos números de teste, foram também preparadas cascas ocas antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera offline para medir as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb.

[0147] As composições químicas dos tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste correspondiam à Tabela 1, como resultado da realização de métodos de análise de componentes bem conhecidos nas porções centrais de espessura de parede opcionais das principais regiões do corpo dos tubos de aço sem costura produzidos (um método de absorção de infravermelhos bem conhecido após combustão para C e S, um método de análise de gás de dessorção de alta temperatura bem conhecido para O e N, e um método de análise de ICP para os outros elementos de liga).

[0148] Utilizando os tubos de aço sem costura dos respectivos números de teste, as granulometrias dos grãos de austenita prévios em conformidade com o padrão ASTM E112, as diferenças ΔGS de granulometria, os limites elásticos YS (MPa), as resistências à tração TS (MPa) e as diferenças de resistência à tração ΔTS (MPa) foram obtidas como no exemplo 1. Além disso, um teste de resistência SSC foi realizado como no exemplo 1.

[0149] Além disso, para as cascas ocas antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera offline dos respectivos números de teste, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb foram obtidas como no exemplo 1.

[0150] [Resultado dos Testes] A Tabela 4 mostra o resultado dos testes. Nos respectivos números de teste, os limites elásticos YS obtidos foram de um grau de 110 ksi (758 a 862 MPa), as taxas de rendimento YR foram de 90,0% ou mais e as frações de área da martensita de revenimento foram todas de 90% ou mais. Com referência à Tabela 4, nos números de teste 24 a 26 e 29 a 31, as composições químicas foram apropriadas, e as condições de produção também foram apropriadas. Portanto, os números de granulometria dos grãos de austenita prévios conforme o padrão ASTM E112 dos tubos de aço sem costura foram todos de 7,0 ou mais, e as diferenças ΔGS de granulometria foram 1,0 ou menos. Consequentemente, excelentes resistências SSC foram obtidas tanto na direção axial quanto na direção circunferencial dos tubos de aço sem costura.

[0151] Além disso, nestes números de teste, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb foram todas de 10% ou menos. Consequentemente, as diferenças ΔTS de resistência à tração foram 27,6 MPa ou menos, e resistências estáveis foram obtidas na direção circunferencial e na direção axial dos tubos de aço sem costura.

[0152] Nos números de teste 24 a 26 e 29 a 31, foi realizada a têmpera offline e o refinamento do grão por transformação reversa. Portanto, em comparação com os números de teste 1 a 8 para os quais apenas a têmpera inline foi realizada, os números de granulometria dos grãos de austenita prévios em conformidade com o padrão ASTM E112 dos tubos de aço sem costura tornaram-se mais elevados.

[0153] Por outro lado, nos números de teste 27, 28 e 32, as temperaturas de acabamento foram superiores a 1000°C. Portanto, nos tubos de aço sem costura depois de produzidos, as diferenças ΔGS de granulometria se tornaram mais de 1,0. Portanto, o trincamento foi confirmado no teste de resistência SSC e a resistência SSC foi baixa.

[0154] Além disso, nesses números de teste, as diferenças ΔSR de taxa de solução sólida de Nb nas cascas ocas antes da etapa de revenimento após a etapa de têmpera offline tornaram-se mais de 10%. Portanto, as diferenças ΔTS de resistência à tração passaram de 27,6 MPa, e a resistência estável não pôde ser obtida na direção circunferencial e na direção axial do tubo de aço sem costura.

[0155] A modalidade da presente invenção é descrita até agora. Contudo, a modalidade supracitada é apenas uma ilustração para realizar a presente invenção. Por conseguinte, a presente invenção pode ser realizada alterando adequadamente a modalidade supracitada dentro do intervalo sem se afastar da essência da presente invenção sem ser limitada pela modalidade supracitada.

Claims

1. Tubo de aço sem costura tendo uma primeira extremidade do tubo e uma segunda extremidade do tubo, o tubo de aço sem costura caracterizado por ter uma composição química que consiste em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, sol. Al: 0,005 a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002 a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050%, e metal de terras raras: 0 a 0,0050%, sendo o balanço Fe e impurezas, das impurezas um teor de oxigênio é de 0,005% ou menos, no tubo de aço sem costura, um número de granulometria do grão de austenita prévio conforme o padrão ASTM E112 é de 7,0 ou mais em uma região do corpo principal excluindo uma primeira região de extremidade de tubo e uma segunda região de extremidade de tubo, a primeira região de extremidade de tubo variando a uma posição 500 mm de distância da primeira extremidade do tubo em uma direção axial do tubo de aço sem costura em direção à segunda extremidade do tubo, a segunda região da extremidade do tubo variando até uma posição a 500 mm da segunda extremidade do tubo na direção axial do tubo de aço sem costura em direção à primeira extremidade de tubo, em que, dentre os números de granulometria do grão de austenita prévio obtidos em 40 posições de medição, o número mínimo de granulometria é definido como o número de granulometria conforme a ASTM E112, na região do corpo principal, uma diferença entre um valor máximo dos números de granulometria nas 40 posições de medição e um valor mínimo dos números de granulometria nas 40 posições de medição é de 1,0 ou menos, na região do corpo principal, o limite elástico é de 655 a menos de 862 MPa, e na região do corpo principal, a diferença entre um valor máximo e um valor mínimo de resistência à tração é 27,6 MPa ou menos.

2. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por conter V: 0,01 a 0,30%.

3. Tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado por conter um ou mais elementos selecionados de um grupo constituído por Ca: 0,0001 a 0,0050%, e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0050%.

4. Método para produzir um tubo de aço sem costura, conforme definido na reivindicação 1, caracterizado por compreender: uma etapa de aquecimento de um lingote redondo de 950 a 1100°C, o lingote redondo consistindo em % em massa, C: 0,21 a 0,35%, Si: 0,10 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos, sol. Al: 0,005 a 0,100%, N: 0,010% ou menos, Cr: 0,05 a 1,50%, Mo: 0,10 a 1,50%, Nb: 0,010 a 0,050%, B: 0,0003 a 0,0050%, Ti: 0,002 a 0,050%, V: 0 a 0,30%, Ca: 0 a 0,0050% e metal de terras raras: 0 a 0,0050%, sendo o balanço Fe e impurezas, das impurezas um teor de oxigênio é de 0,005% ou menos; uma etapa de fabricação de tubos de perfurar o lingote redondo usando um moinho de perfuração tendo rolos inclinados, velocidades circunferenciais dos rolos inclinados sendo ajustadas em 1450 a 5550 mm/segundo, e realizar ainda laminação para produzir uma casca oca, em que a temperatura da casca oca durante a laminação final é 800 a 1000°C; uma etapa de têmpera de rapidamente resfriar a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubos e tendo uma temperatura de superfície externa de um ponto de transformação A3 em 1000°C, em que uma taxa de resfriamento média até a temperatura de superfície externa atinge 300°C a partir da temperatura de superfície externa da casca oca em um início de resfriamento rápido é de 15°C/segundo ou mais; e uma etapa de revenimento de realizar o revenimento por manter a temperatura de superfície externa da casca oca que foi rapidamente resfriada na etapa de têmpera em uma temperatura que varia de 650°C ao ponto de transformação Ac1 para produzir um tubo de aço sem costura tendo o limite elástico de 655 a menos do que 862 MPa.

5. Método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado por compreender ainda: uma etapa de aquecimento simultânea de aquecimento, após a etapa de fabricação de tubo antes da etapa de têmpera, a casca oca produzida na etapa de fabricação de tubo e tendo a temperatura de superfície externa de 400°C a menos do que um ponto de transformação Ar3 para o ponto de transformação Ac3 para 1000°C na temperatura de superfície externa da casca oca, em que na etapa de têmpera, a casca oca aquecida na etapa de aquecimento simultâneo tem a temperatura da superfície externa, chegando ao ponto de transformação A3 para 1000°C é rapidamente resfriada.

6. Método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado por compreender ainda: uma etapa de reaquecimento do reaquecimento, após a etapa de fabricação do tubo antes da etapa de têmpera, a casca oca produzida na etapa de fabricação do tubo e tendo a temperatura da superfície externa inferior a 400°C ao ponto de transformação Ac3 para 1000°C na temperatura da superfície externa da casca oca, em que na etapa de têmpera, a casca oca aquecida na etapa de reaquecimento tem a temperatura da superfície externa, chegando ao ponto de transformação A3 para 1000°C é rapidamente resfriada.

7. Método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 4 a 6, caracterizado por o lingote redondo conter V: 0,01 a 0,30%.

8. Método para produzir um tubo de aço sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 4 a 7, caracterizado por o lingote redondo conter um ou mais elementos selecionados de um grupo que consiste em Ca: 0,0001 a 0,0050%, e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0050%.