BR112019002999B1

BR112019002999B1 - Tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla e método para a produção do mesmo

Info

Publication number: BR112019002999B1
Application number: BR112019002999-0A
Authority: BR
Inventors: Yusuke Yoshimura; Hiroki Ota; Masao Yuga; Yuichi Kamo; Kenichiro Eguchi
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2016-09-02
Filing date: 2017-08-22
Publication date: 2022-09-06
Also published as: EP3508596A4; CN109642282A; RU2698235C1; WO2018043214A1; JPWO2018043214A1; BR112019002999A2; EP3508596A1; JP6358411B1; EP3508596B1; AR109563A1; US11566301B2; CN109642282B; MX2019001830A; US20190211416A1

Abstract

É fornecido aqui um aço inoxidável de fase dupla tendo excelente resistência à corrosão por dióxido de carbono, excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto, e excelente resistência ao trincamento causado por sulfeto. O aço inoxidável de fase dupla contém, em % de massa, C: 0,03% ou menos, Si: 1,0% ou menos, Mn: 0,10 a 1,5%, P: 0,030% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 20,0 a 30,0%, Ni: 5,0 a 10,0%, Mo: 2,0 a 5,0%, Cu: 2,0 a 6,0%, N: menos que 0,07%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis, e tem uma estrutura que é 20 a 70% de fase de austenita, e 30 a 80% de fase de ferrita em termos de uma fração de volume.

Description

CAMPO TÉCNICO

[001] A presente invenção se refere a um aço inoxidável de fase dupla preferido para uso em produtos tubulares petrolíferos e aplicações de poços de gás como em poços de petróleo bruto e poços de gás natural, e a um método para a produção desse aço inoxidável de fase dupla. Um aço inoxidável de fase dupla da presente invenção é aplicável para fornecer um tubo de aço inoxidável sem costura preferido para uso em produtos tubulares petrolíferos e tendo alta resistência, alta tenacidade e excelente resistência à corrosão, particularmente excelente resistência à corrosão por dióxido de carbono em um ambiente corrosivo de alta temperatura severo contendo gás de dióxido de carbono (CO2) e íons cloreto (Cl-), e excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto (resistência SCC) sob baixa temperatura, e excelente resistência ao trincamento causado por sulfeto (resistência SSC) sob temperatura ambiente em um ambiente contendo sulfeto de hidrogênio (H2S).

ANTECEDENTES DA INVENÇÃO

[002] O aumento dos preços do petróleo bruto e a crescente escassez de recursos de petróleo levaram ao desenvolvimento ativo de campos petrolíferos profundos que eram impensáveis no passado, e campos de petróleo e campos de gás de um ambiente corrosivo severo, ou um ambiente ácido como também é chamado, onde sulfeto de hidrogênio e outros gases corrosivos estão presentes. Tais campos de petróleo e campos de gás são tipicamente muito profundos e envolvem um ambiente corrosivo severo de alta temperatura de uma atmosfera contendo CO2, Cl-, e H2S. Tubos de aço para produtos tubulares petrolíferos para uso em tal ambiente precisam ser feitos de materiais com alta resistência, alta tenacidade e alta resistência à corrosão (resistência à corrosão por dióxido de carbono resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e resistência ao trincamento causado por sulfeto).

[003] Os produtos tubulares petrolíferos (OCTG) usados para a mineração de campos de petróleo e campos de gás de um ambiente contendo CO2, Cl- e similares frequentemente usam tubos de aço inoxidável de fase dupla.

[004] Por exemplo, PTL 1 descreve um aço inoxidável de fase dupla de uma composição contendo, em % de massa, C < 0,03%, Si < 1,0%, Mn < 1,5%, P < 0,03%, S < 0,0015%, Cr: 24 a 26%, Ni: 9 a 13%, Mo: 4 a 5%, N: 0,03 a 0,20%, Al: 0,01 a 0,04%, O < 0,005%, Ca: 0,001 a 0,005%, quantidades aditivas restritas de S, O, e Ca, e quantidades restritas de Cr, Ni, Mo, e N, que contribuem em grande parte para um equilíbrio de fase que afeta a capacidade de trabalho a quente. O aço inoxidável de fase dupla pode ter resistência corrosiva de H2S aprimorada com os teores de Cr, Ni, Mo, e N otimizados dentro das faixas limitadas, enquanto mantém os mesmos níveis de trabalhabilidade a quente com aços tradicionais.

[005] No entanto, a técnica descrita na PTL 1 só pode atingir uma tensão de escoamento que chega a cerca de 80 ksi (551 MPa), e é aplicável a somente alguns tipos de tubos de aço para aplicações de produtos tubulares petrolíferos.

[006] Para fornecer uma solução para este problema, vários aços inoxidáveis de fase dupla de alta resistência preferidos para uso em produtos tubulares petrolíferos foram propostos.

[007] Por exemplo, PTL 2 descreve um método para a produção de um tubo de aço inoxidável de fase dupla. O método tem por objetivo produzir um tubo de aço pelo estiramento a frio de um material de aço para o estiramento a frio preparado pelo trabalho a quente ou pelo trabalho a quente e um tratamento térmico da solução-sólido adicional de um material de aço inoxidável de fase dupla contendo, em % de massa, C: 0,03% ou menos, Si: 1% ou menos, Mn: 0,1 a 2%, Cr: 20 a 35%, Ni: 3 a 10%, Mo: 0 a 4%, W: 0 a 6%, Cu: 0 a 3%, N: 0,15 a 0,35%, e o Fe restante e impurezas. Neste método, o estiramento a frio é realizado sob condições que Rd, que representa a extensão do trabalho em termos de redução de porcentagem de uma seção transversal após o estiramento a frio final, é 5 a 35%, e que Rd (%) > (MYS - 55) /17,2 - {1,2 x Cr + 3,0 x (Mo + 0,5 x W)}. Deste modo, o método produz um tubo de aço inoxidável de fase dupla tendo a resistência a corrosão necessária e resistência para produtos tubulares petrolíferos.

[008] PTL 3 descreve um método para a produção de um aço inoxidável de fase dupla de alta resistência tendo resistência a corrosão melhorada. O método inclui aquecer um aço inoxidável de fase dupla de austenita-ferrita contendo Cu a 1.000°C ou mais para trabalho a quente, e diretamente resfriar o aço a partir de uma temperatura de 800°C ou mais, seguido pelo envelhecimento.

[009] PTL 4 revela um método para a produção de um aço inoxidável de fase dupla reforçado contra precipitação, resistente à água do mar. O método usa um aço inoxidável de fase dupla reforçado contra precipitação, resistente à água do mar que contém, em % de peso, C: 0,03% ou menos, Si: 1% ou menos, Mn: 1,5% ou menos, P: 0,04% ou menos, S: 0,01% ou menos, Cr: 20 a 26%, Ni: 3 a 7%, Sol-Al: 0,03% ou menos, N: 0,25% ou menos, Cu: 1 a 4%, e adicionalmente um ou dois de Mo: 2 a 6%, e W: 4 a 10%, e elementos incluindo Ca: 0 a 0,005%, Mg: 0 a 0,05%, B: 0 a 0,03%, Zr: 0 a 0,3% e um total de 0 a 0,03% de Y, La e Ce e que satisfaz PT > 35 e 70 > G > 30, onde PT é o índice de resistência à água do mar PT e G é a fração de austenita. No método, o aço é submetido a um tratamento de solução a 1000°C ou mais, e a um tratamento térmico por envelhecimento em uma faixa de temperatura de 450 a 600°C para produzir um aço inoxidável de fase dupla reforçado contra precipitação, resistente à água do mar.

[010] A PTL 5 revela um método para a produção de um material de aço inoxidável bifásico de alta resistência que pode ser usado em produtos tubulares petrolíferos profundos e em produtos tubulares petrolíferos que perfilam linhas para poços de gás. O método inclui submeter um material de aço inoxidável de dupla fase de austenita-ferrita contendo Cu tratado por solução a trabalho a frio com uma redução percentual da seção transversal de 35% ou mais, ao aquecimento do aço a 800 a 1.150°C a uma taxa de aquecimento de 50°C/seg ou mais, e ao resfriamento rápido do aço, seguido por trabalho a frio após 300 a 700°C de trabalho a quente, ou envelhecimento realizado a 450 a 700°C após o trabalho a frio.

[011] A PTL 6 revela um método para produzir um aço inoxidável de fase dupla para produtos tubulares petrolíferos para gás ácido. O método usa um aço contendo C: 0,02 % em peso ou menos, Si: 1,0 % em peso ou menos, Mn: 1,5 % em peso ou menos, Cr: 21 a 28 % em peso, Ni: 3 a 8% em peso, Mo: 1 a 4 % em peso, N: 0,1 a 0,3 % em peso, Cu: 2 % em peso ou menos, W: 2 % em peso ou menos, Al: 0,02 % em peso ou menos, Ti: 0,1 % em peso ou menos, V: 0,1 % em peso ou menos, Nb: 0,1 % em peso ou menos, Ta: 0,1 % em peso ou menos, Zr: 0,01 % em peso ou menos, B: 0,01 % em peso ou menos, P: 0,02 % em peso ou menos, e S: 0,005 % em peso ou menos. O aço é submetido a um tratamento térmico de solução de 1.000 a 1.150°C e a um tratamento térmico por envelhecimento de 450 a 500°C por 30 a 120 minutos.

[012] A PTL 7 descreve um método para produzir um aço inoxidável de ferrita para trabalho a frio. Neste método, um aço contendo, em peso%, C: 0,0100% ou menos, Si: 0,40% ou menos, Mn: 0,50% ou menos, Ni: menos que 0,20%, Cr: 11,0 a 18,0%, N: 0,0120% ou menos, Nb: 0 a 0,10%, Ti: 0 a 0,10%, Al: 0 a 0,10%, Mo: 0 a 0,50%, Cu: 0 a 0,50%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis é aquecido a uma temperatura de 950°C ou menos e 700°C ou mais, e laminado a quente sob uma temperatura de finalização controlada de 850°C ou menos e 700°C ou mais para produzir um tamanho de grão inicial fino para o material, e assim melhorar a tenacidade.

LISTA DE REFERÊNCIAS Literatura de patentes

[013] PTL 1: JP-A-Hei5-302150

[014] PTL 2: JP-A-2009-46759

[015] PTL 3: JP-A-Sho61-23713

[016] PTL 4: JP-A-Hei10-60526

[017] PTL 5: JP-A-Hei7-207337

[018] PTL 6: JP-A-Sho61-157626

[019] PTL 7: JP-A-Hei7-150244

SUMÁRIO DA INVENÇÃO Problema técnico

[020] À medida que o desenvolvimento de campos de petróleo e campos de gás de um ambiente corrosivo severo continua, os tubos de aço para produtos tubulares petrolíferos são obrigados a ter alta resistência, alta tenacidade e alta resistência à corrosão. Aqui, a resistência à corrosão inclui toda a resistência à corrosão por dióxido de carbono sob uma temperatura elevada de 200°C ou mais, resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto (resistência a SCC) sob uma temperatura baixa de 80°C ou menos e resistência ao trincamento causado por sulfeto(resistência SSC) sob uma temperatura ambiente de 20 a 30°C em ambiente corrosivo de alta temperatura contendo CO2, Cl-, e H2S. Melhorias também são necessárias para a economia (incluindo custo e eficiência).

[021] No entanto, a técnica descrita na PTL 2 é insuficiente, embora algumas melhorias sejam feitas na resistência à corrosão, resistência e tenacidade. O método de produção que envolve o estiramento a frio também é problemático em termos de custo e requer um longo tempo para a produção devido à baixa eficiência. A técnica descrita na PTL 3 alcança alta resistência com uma tensão de escoamento de 655 MPa ou mais sem estiramento a frio, mas é problemática em termos de tenacidade a baixa temperatura. As técnicas descritas na PTL 4 a PTL 6 podem alcançar alta resistência com uma tensão de escoamento de 655 MPa ou mais sem estiramento a frio. No entanto, estas técnicas também são problemáticas em termos de resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e resistência ao trincamento causado por sulfeto em uma faixa de temperatura baixa de 80°C ou menos.

[022] A presente invenção tem por objetivo fornecer soluções para os problemas anteriores, e é um objetivo da presente invenção fornecer um aço inoxidável de fase dupla, preferido para utilização em produtos tubulares petrolíferos e aplicações de poços de gás como em poços de petróleo bruto e poços de gás natural, com alta resistência, alta tenacidade e excelente resistência à corrosão (especificamente, resistência à corrosão por dióxido de carbono, resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e resistência ao trincamento causado por sulfeto, mesmo em ambientes corrosivos severos, como descrito acima). A invenção também tem por objetivo fornecer um método para produzir esse aço inoxidável de fase dupla.

[023] Como aqui utilizado, “alta resistência” significa uma tensão de escoamento de 95 ksi (655 MPa) ou mais, especificamente uma resistência com uma tensão de escoamento de cerca de 95 ksi (655 MPa) ou mais. Como utilizado aqui, “tenacidade elevada” significa tenacidade a baixa temperatura, especificamente uma energia de absorção vE-10 de 40 J ou mais, conforme medido por um ensaio de impacto Charpy a -10°C. Como aqui utilizado, “excelente resistência à corrosão por dióxido de carbono” significa que um corpo de prova mergulhado em uma solução de teste (20% em massa de solução aquosa de NaCl; temperatura do líquido: 200°C; 30 atm de atmosfera de gás CO2) carregado em autoclave tem uma taxa de corrosão de 0,125 mm/ano ou menos após 336 horas na solução. Como aqui utilizado, “excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto” significa que um corpo de prova mergulhado em uma solução de teste (10% em massa de solução aquosa de NaCl; temperatura do líquido: 80°C; 2 MPa de gás CO2, e 35 kPa de atmosfera de H2S) carregado em uma autoclave não racha mesmo após 720 horas sob uma tensão aplicada igual a 100% da tensão de escoamento. Como aqui utilizado, “excelente resistência ao trincamento causado por sulfeto” significa que um corpo de prova mergulhado em uma solução de teste (20% em massa de solução aquosa de NaCl; temperatura do líquido: 25°C; 0,07 MPa de gás CO2, e 0,03 MPa de atmosfera de H2S) tendo um pH ajustado de 3,5 com adição de ácido acético e acetato de sódio em uma célula de teste não racha mesmo após 720 horas sob uma tensão aplicada igual a 90% da tensão de escoamento.

Solução para o problema

[024] A fim de alcançar os objetos acima, os presentes inventores conduziram estudos intensivos de um aço inoxidável de fase dupla com relação a vários fatores que podem afetar a resistência e tenacidade, particularmente tenacidade a baixa temperatura, resistência à corrosão por dióxido de carbono, resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e resistência ao trincamento causado por sulfeto. Os estudos levaram às seguintes descobertas.

[025] Verificou-se que um aço inoxidável de dupla fase com excelente resistência à corrosão por dióxido de carbono e excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto em alta temperatura em um ambiente corrosivo de alta temperatura contendo CO2-, Cl-, e H2S, atingindo 200°C ou temperaturas maiores, e em um ambiente corrosivo de uma atmosfera contendo CO2, Cl-, e H2S sob uma tensão aplicada perto da tensão de escoamento podem ser obtidas quando o aço tem uma estrutura composta com uma fase de 20 a 70% de austenita, e uma fase de ferrita secundária. Verificou-se também que é possível obter uma alta resistência com uma tensão de escoamento de 95 ksi (655 MPa) ou mais sem trabalho a frio quando o aço contém mais do que uma certa quantidade de Cu. Outra descoberta é que a geração de nitreto em um tratamento térmico por envelhecimento pode ser suprimida, e excelente tenacidade a baixa temperatura pode ser alcançada pela redução do teor de nitrogênio para menos de 0,07%. Verificou-se também que a tenacidade melhora quando o valor do GSI do intervalo entre as fases (ferrita e austenita) como um índice de finura da estrutura é aumentado, isto é, quando o intervalo entre as fases é menor. Sabendo que a principal causa de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto e trincamento sob tensão de sulfeto é a dissolução ativa em uma faixa de temperatura de 80°C ou mais, constatou-se que: (1) a fragilização por hidrogênio é a principal causa de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto em uma faixa de temperatura de 80°C ou menos, e (2) os nitretos servem como locais de aprisionamento de hidrogênio, e aumentam a absorção de hidrogênio e deterioram a resistência contra a fragilização por hidrogênio. Isto levou à descoberta de que a redução do teor de nitrogênio para menos de 0,07% é eficaz na supressão da geração de nitreto em um tratamento térmico por envelhecimento e na prevenção de trincamento por corrosão sob tensão de sulfeto a uma temperatura de 80°C ou menos e trincamento sob tensão de sulfeto.

[026] A presente invenção foi completada com base nestas descobertas e a essência da presente invenção é a seguinte.

[027] [1] Um aço inoxidável de fase dupla de uma composição compreendendo, em % de massa, C: 0,03% ou menos, Si: 1,0% ou menos, Mn: 0,10 a 1,5%, P: 0,030% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 20,0 a 30,0%, Ni: 5,0 a 10,0%, Mo: 2,0 a 5,0%, Cu: 2,0 a 6,0%, N: menos que 0,07%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis,o aço inoxidável de fase dupla tendo uma estrutura que é 20 a 70% de fase de austenita, e 30 a 80% de fase de ferrita em termos de uma fração de volume, uma tensão de escoamento YS de 655 MPa ou mais, e uma energia de absorção vE-10 de 40 J ou mais como medido por um ensaio de impacto Charpy a uma temperatura de teste de -10°C.

[028] [2] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com o item [1], em que a composição compreende ainda, em % de massa, W: 0,02 a 1,5%.

[029] [3] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com o item [1] ou [2], em que a composição compreende ainda, em % de massa, V: 0,02 a 0,20%.

[030] [4] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [3], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre Zr: 0,50% ou menos, e B: 0,0030% ou menos.

[031] [5] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [4], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre REM: 0,005% ou menos, Ca: 0,005% ou menos, Sn: 0,20% ou menos, e Mg: 0,0002 a 0,01%.

[032] [6] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [5], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre Ta: 0,01 a 0,1%, Co: 0,01 a 1,0%, e Sb: 0,01 a 1,0%.

[033] [7] O aço inoxidável de fase dupla, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [6], em que a estrutura tem um valor de GSI de 176 ou mais em uma porção central na espessura da parede de material de aço, o valor de GSI sendo definido como o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita que estão presentes por unidade de comprimento (1 mm) de um segmento de linha desenhado em uma direção de espessura de parede.

[034] [8] Um método para a produção de um aço inoxidável de fase dupla tendo uma tensão de escoamento YS de 655 MPa ou mais, e uma energia de absorção vE-10 de 40 J ou mais como medido por um ensaio de impacto Charpy a uma temperatura de teste de -10°C, o método compreendendo submeter um aço inoxidável de uma composição compreendendo, em % de massa, C: 0,03% ou menos, Si: 1,0% ou menos, Mn: 0,10 a 1,5%, P: 0,030% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 20,0 a 30,0%, Ni: 5,0 a 10,0%, Mo: 2,0 a 5,0%, Cu: 2,0 a 6,0%, N: menos que 0,07%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis para o seguinte: um tratamento térmico da solução no qual o aço inoxidável é aquecido a uma temperatura de aquecimento de 1.000°C ou mais, e resfriado a uma temperatura de 300°C ou menos a uma taxa de resfriamento média de resfriamento de ar ou mais rápida; e um tratamento térmico por envelhecimento no qual o aço inoxidável é aquecido a uma temperatura de 350°C a 600°C, e resfriado.

[035] [9] O método, de acordo com o item [8], em que a composição compreende ainda, em % de massa, W: 0,02 a 1,5%.

[036] [10] O método, de acordo com o item [8] ou [9], em que a composição compreende ainda, em % de massa, V: 0,02 a 0,20%.

[037] [11] O método, de acordo com qualquer um dos itens [8] a [10], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre Zr: 0,50% ou menos, e B: 0,0030% ou menos.

[038] [12] O método, de acordo com qualquer um dos itens [8] a [11], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre REM: 0,005% ou menos, Ca: 0,005% ou menos, Sn: 0,20% ou menos, e Mg: 0,0002 a 0,01%.

[039] [13] O método, de acordo com qualquer um dos itens [8] a [12], em que a composição compreende adicionalmente, em % de massa, ao menos um selecionado dentre Ta: 0,01 a 0,1%, Co: 0,01 a 1,0%, e Sb: 0,01 a 1,0%.

[040] [14] O método, de acordo com qualquer um dos itens [8] a [13], em que o aço inoxidável é um tubo de aço sem costura feito de um material de aço da composição pelo aquecimento e trabalho a quente do material de aço para preparar um material de tubo de aço, aquecendo o material do tubo de aço, formando um tubo de aço a partir do material de tubo de aço, e moldando o tubo de aço, seguido pelo resfriamento por refrigeração a ar ou mais rápido, o trabalho a quente envolvendo uma redução total de 30% ou mais e 50% ou menos em uma faixa de temperatura de 1.200°C a 1.000°C.

Efeitos Vantajosos da Invenção

[041] A presente invenção pode fornecer um aço inoxidável de fase dupla com alta resistência com uma tensão de escoamento de 95 ksi ou mais (655 MPa ou mais), e alta tenacidade com uma energia de absorção vE-10 de 40 J ou mais medida por um ensaio de impacto Charpy a -10°C. O aço inoxidável de fase dupla também possui excelente resistência à corrosão, incluindo excelente resistência à corrosão por dióxido de carbono, excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e excelente ao trincamento causado por sulfeto, mesmo em um ambiente corrosivo severo contendo sulfeto de hidrogênio. Um aço inoxidável de dupla fase produzido pela presente invenção é aplicável a tubos de aço inoxidável sem costura para produtos tubulares petrolíferos e pode reduzir o custo de produção desses tubos. Isso é altamente vantajoso na indústria.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[042] A FIG. 1 é um gráfico representando a relação entre o valor de GSI e o resultado do ensaio de impacto Charpy conduzido no Exemplo da presente invenção.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES

[043] A presente invenção é descrita abaixo em detalhe.

[044] Em seguida, descreve-se primeiro a composição de um aço inoxidável de fase dupla da presente invenção e as razões para especificar a composição. A seguir, “%” significa porcentagem por massa, a menos que seja especificamente declarado de outra forma.C: 0,03% ou menos

[045] O carbono é um elemento que estabiliza a fase da austenita e melhora a resistência e a tenacidade a baixas temperaturas. O teor de carbono é preferivelmente de 0,002% ou mais para alcançar alta resistência com uma tensão de escoamento de 95 ksi ou mais (655 MPa ou mais), e tenacidade a baixa temperatura com um vE-10 de 40 J ou mais. No entanto, a precipitação de carboneto por tratamento térmico torna-se em excesso quando o teor de carbono é superior a 0,03%. Isso também pode afetar adversamente a resistência à corrosão. Por este motivo, o limite superior do teor de carbono é de 0,03%. O teor de carbono é de preferência 0,02% ou menos. O teor de carbono é com mais preferência 0,012% ou menos. Com mais preferência, o teor de carbono é 0,005% ou mais.Si: 1,0% ou menos

[046] Silício é um elemento que é eficaz como um agente de desoxidação. De preferência, o silício está contido em uma quantidade de 0,05% ou mais para obter este efeito. O teor de Si é com mais de preferência 0,10% ou mais. No entanto, com um teor de Si de mais de 1,0%, a precipitação de compostos intermetálicos pelo tratamento térmico se torna excessiva, e a resistência a corrosão do aço se deteriora. Por esta razão, o teor de Si é 1,0% ou menos. O teor de Si é, de preferência, 0,7% ou menos, com mais preferência 0,06% ou menos. Mn: 0,10 a 1,5%

[047] Como o silício, manganês é um agente de desoxidação eficaz. O manganês também melhora a trabalhabilidade a quente ao fixar o enxofre inevitável do aço na forma de um sulfeto. Estes efeitos são obtidos com um teor de Mn de 0,10% ou mais. No entanto, um teor de Mn superior a 1,5% não apenas deteriora a trabalhabilidade a quente, mas afeta negativamente a resistência à corrosão. Por esta razão, o teor de Mn é 0,10% a 1,5%. O teor de Mn é de preferência 0,15 a 1,0%, com mais preferência 0,2 a 0,5%.P: 0,030% ou menos

[048] Na presente invenção, o fósforo deve preferencialmente estar contido na menor quantidade possível, porque este elemento deteriora a resistência à corrosão, incluindo a resistência à corrosão por dióxido de carbono, a resistência à corrosão alveolar e a resistência ao trincamento causado por sulfeto. No entanto, um conteúdo de P de 0,030% ou menos é aceitável. Por esta razão, o teor de P é 0,030% ou menos. De preferência, o teor de P é 0,020% ou menos. O teor de P é de preferência 0,005% ou mais em termos de impedir um aumento do custo de fabricação.

(5) 0,005% ou menos

[049] De preferência, o enxofre deve estar contido na menor quantidade possível, porque este elemento é altamente prejudicial para a trabalhabilidade a quente, e interfere com uma operação estável do processo de fabricação do tubo. No entanto, a produção normal do tubo é possível quando o teor de S é de 0,005% ou menos. Por esta razão, o teor de S é 0,005% ou menos. De preferência, o teor de S é 0,002% ou menos. O teor de S é de preferência 0,0005% ou mais em termos de impedir um aumento do custo de fabricação.Cr: 20,0 a 30,0%

[050] O cromo é um componente básico que efetivamente mantém a resistência à corrosão e melhora a resistência. O cromo precisa estar contido em uma quantidade de 20,0% ou mais para obter estes efeitos. No entanto, um teor de Cr superior a 30,0% facilita a precipitação da fase o e deteriora a resistência à corrosão e a tenacidade. Por esta razão, o teor de Cr é 20,0% a 30,0%. Para melhor resistência, o teor de Cr é de preferência 21,4% ou mais. Com mais preferência, o teor de Cr é 23,0% ou mais. Do ponto de vista da tenacidade, o teor de Cr é preferencialmente de 28,0% ou menos.Ni: 5,0 a 10,0%

[051] O níquel é um elemento que é adicionado para estabilizar a fase da austenita e produzir uma estrutura de fase dupla. Quando o teor de Ni é inferior a 5,0%, a fase de ferrita torna-se predominante e a estrutura de fase dupla não pode ser obtida. Com um teor de Ni maior que 10,0%, a fase de austenita torna- se predominante e a estrutura de fase dupla não pode ser obtida. O níquel também é um elemento caro, e um teor de Ni tão alto não é favorável em termos de economia. Por estas razões, o teor de Ni é 5,0 a 10,0%, de preferência 8,0% ou menos.Mo: 2,0 a 5,0%

[052] O molibdênio é um elemento que melhora a resistência à corrosão alveolar devido ao Cl- e baixo pH, além de melhorar a resistência ao trincamento causado por sulfeto e a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto. Na presente invenção, o molibdênio precisa estar contido em uma quantidade de 2,0% ou mais. Um alto teor de Mo superior a 5,0% causa a precipitação da fase o e deteriora a tenacidade e a resistência à corrosão. Por esta razão, o teor de Mo é 2,0 a 5,0%, de preferência 2,5 a 4,5%.Cu: 2,0 a 6,0%

[053] O cobre precipita-se sob a forma de ε-Cu fino em um tratamento térmico por envelhecimento e melhora grandemente a resistência. O cobre também adiciona resistência ao revestimento protetor e suprime a entrada de hidrogênio no aço, melhorando, assim, a resistência ao trincamento causado por sulfeto e a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto. Isto faz do cobre um elemento muito importante na presente invenção. O cobre precisa estar contido em uma quantidade de 2,0% ou mais para obter estes efeitos. Um teor de Cu superior a 6,0% resulta em um baixo valor de tenacidade a baixa temperatura. Por esta razão, o teor de Cu é 6,0% ou menos. Tomado junto, o teor de Cu é 2,0 a 6,0%, de preferência 2,5 a 5,5%.N: Menor que 0,07%

[054] O nitrogênio é conhecido por melhorar a resistência à corrosão alveolar e contribuir para o fortalecimento da solução sólida em aços inoxidáveis de fase dupla comuns. O nitrogênio é adicionado ativamente em uma quantidade de 0,10% ou mais. No entanto, os presentes inventores descobriram que o nitrogênio na verdade forma vários nitretos em um tratamento térmico por envelhecimento, e causa deterioração da tenacidade a baixa temperatura, e resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto em uma baixa faixa de temperatura de 80°C ou menos e resistência ao trincamento causado por sulfeto tornam-se mais proeminentes quando o conteúdo de N é de 0,07% ou mais. Por estas razões, o teor de N é menor que 0,07%. O teor de N é, de preferência, 0,03% ou menos, com mais preferência 0,015% ou menos. De preferência, o teor de N é 0,005% ou mais em termos de impedir um aumento do custo de fabricação.

[055] A composição também contém o Fe restante e impurezas inevitáveis. Aceitável como impurezas inevitáveis é O (oxigênio): 0,01% ou menos.

[056] Os componentes anteriores representam os componentes básicos da composição e, com estes componentes básicos, o aço inoxidável de fase dupla da presente invenção pode ter as características desejadas. Além dos componentes básicos anteriores, elementos selecionados a partir do seguinte podem estar contidos na presente invenção, conforme necessário.W: 0,02 a 1,5%.

[057] O tungstênio é um elemento útil que melhora a resistência à corrosão sob tensão por sulfeto e a resistência ao trincamento causado por sulfeto. De preferência, o tungstênio está contido em uma quantidade de 0,02% ou mais para obter estes efeitos. Quando contido em uma grande quantidade em excesso de 1,5%, o tungstênio pode deteriorar a tenacidade a baixas temperaturas. Por esta razão, o tungstênio, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,02 a 1,5%. O teor de W é preferencialmente de 0,8 a 1,2%. V: 0,02 a 0,20%.

[058] O vanádio é um elemento útil que melhora a resistência do aço através do reforço contra precipitação. De preferência, o vanádio está contido em uma quantidade de 0,02% ou mais para obter estes efeitos. Quando contido em excesso de 0,20%, o vanádio pode deteriorar a tenacidade a baixas temperaturas. Um excesso de teor de vanádio também pode deteriorar a resistência ao trincamento causado por sulfeto. Por esta razão, o teor de V é, de preferência, 0,20% ou menos. Tomados juntos, o vanádio, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,02 a 0,20%. Com mais preferência, o teor de V é 0,04 a 0,08%.

[059] Ao menos um selecionado dentre Zr: 0,50% ou menos, e B: 0,0030% ou menos

[060] O zircônio e o boro são elementos úteis que contribuem para melhorar a resistência e podem estar contidos quando selecionados, conforme necessário.

[061] Além de contribuir para a melhoria da resistência, o zircônio também contribui para melhorar a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto. De preferência, o zircônio está contido em uma quantidade de 0,02% ou mais para obter estes efeitos. Quando contido em excesso de 0,50%, o zircônio pode deteriorar a tenacidade a baixas temperaturas. Por esta razão, o zircônio, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,50% ou menos. O teor de Zr é, de preferência, 0,05% ou mais, com mais preferência 0,05% a 0,20%.

[062] O boro é um elemento útil que contribui para melhorar a trabalhabilidade a quente, além de melhorar a resistência. De preferência, o boro está contido em uma quantidade de 0,0005% ou mais para obter estes efeitos. Quando contido em excesso de 0,0030%, o boro pode deteriorar a tenacidade e aplicabilidade a aquente a baixas temperaturas. Por esta razão, o boro, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,0030% ou menos. Com mais preferência, o teor de B é 0,0010 a 0,0025%.

[063] Ao menos um selecionado dentre REM: 0,005% ou menos, Ca: 0,005% ou menos, Sn: 0,20% ou menos, e Mg: 0,0002 a 0,01%.

[064] REM, Ca, Sn e Mg são elementos úteis que contribuem para melhorar a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto, e podem estar contidos quando selecionados, conforme necessário. Os conteúdos preferidos para fornecer esse efeito são 0,001% ou mais para REM, 0,001% ou mais para Ca, 0,05% ou mais para Sn, e 0,0002% ou mais para Mg. Com mais preferência, REM: 0,0015% ou mais, Ca: 0,0015% ou mais, Sn: 0,09% ou mais, e Mg: 0,0005% ou mais. Nem sempre é economicamente vantajoso conter REM em excesso de 0,005%, Ca acima de 0,005%, Sn acima de 0,20% e Mg acima de 0,01% porque o efeito não é necessariamente proporcional ao teor e pode se tornar saturado. Por esta razão, REM, Ca, Sn e Mg, quando contidos, estão contidos em quantidades de 0,005% ou menos, 0,005% ou menos, 0,20% ou menos, e 0,01% ou menos, respectivamente. Com mais preferência, REM: 0,004% ou menos, Ca: 0,004% ou menos, Sn: 0,15% ou menos, e Mg: 0,005% ou menos.

[065] Ao menos um selecionado dentre Ta: 0,01 a 0,1%, Co: 0,01 a 1,0%, e Sb: 0,01 a 1,0%.

[066] Ta, Co e Sb são elementos úteis que contribuem para melhorar a resistência à corrosão por CO2, a resistência ao trincamento causado por sulfeto e a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto, e podem ser contidos quando selecionados, conforme necessário. Os conteúdos preferidos para fornecer esses efeitos são 0,01% ou mais para Ta, 0,01% ou mais para Co, e 0,01% ou mais para Sb. O efeito não é necessariamente proporcional ao teor e pode ficar saturado quando Ta, Co e Sb estão contidos em excesso de 0,1%, 1,0% e 1,0%, respectivamente. Por essa razão, Ta, Co e Sb, quando contidos, estão contidos em quantidades de 0,01 a 0,1%, 0,01 a 1,0% e 0,01 a 1,0%, respectivamente. O cobalto também contribui para elevar o ponto de fusão e aumentar a resistência. Com mais preferência, Ta: 0,02 a 0,05%, Co: 0,02 a 0,5%, e Sb: 0,02 a 0,5%.

[067] O seguinte descreve a estrutura do aço inoxidável de fase dupla da presente invenção e as razões para limitar a estrutura. A seguir, “fração de volume” significa uma fração de volume relativa à estrutura inteira da placa de aço.

[068] Além da composição anterior, o aço inoxidável de fase dupla da presente invenção tem uma estrutura compósita que é 20 a 70% de fase de austenita, e 30 a 80% de fase de ferrita em termos de uma fração de volume. A estrutura compósita pode ter um valor GSI de 176 ou mais em uma porção central na espessura da parede do material de aço. Aqui, o valor GSI é definido como o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita que estão presentes por unidade de comprimento (1 mm) de um segmento de linha desenhado ao longo da direção de espessura de parede.

[069] Quando a fase de austenita é inferior a 20%, o valor desejado de tenacidade a baixa temperatura não pode ser obtido. Também não é possível obter a resistência ao trincamento causado por sulfeto ou resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto. A alta resistência desejada não pode ser fornecida quando a fase de ferrita é menor que 30% e a fase de austenita é maior que 70%. Por estas razões, a fase de austenita é 20 a 70%. De preferência, a fase de austenita é 30 a 60%. A fase de ferrita é 30 a 80%, de preferência 40 a 70%. As frações de volume da fase de austenita e da fase de ferrita podem ser medidas usando o método descrito na seção de Exemplo abaixo.

[070] Além da fase de austenita e da fase de ferrita, a composição pode conter precipitados como compostos intermetálicos, carbonetos, nitretos e sulfetos, desde que o teor total destas fases seja de 1% ou menos. A tenacidade a baixa temperatura, a resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto e a resistência ao trincamento causado por sulfeto deterioram-se muito quando o teor total desses precipitados excede 1%.

[071] A presente invenção pode melhorar ainda mais a tenacidade quando o valor de GSI, definido como o número de fronteiras de grãos de ferrita- austenita, é 176 ou mais, especificamente reduzindo a distância entre as fases. Uma tenacidade de 40 J ou mais pode ser obtida mesmo com um valor de GSI inferior a 176, desde que a composição química, a estrutura e as condições de fabricação estejam dentro da faixa da presente invenção. No entanto, a tenacidade pode ter um valor maior de 70 J ou mais quando o valor de GSI for 176 ou mais. Uma grande deformação em um processo de laminação obliqua promove a recristalização e aumenta o valor do GSI. No entanto, uma grande deformação envolve o risco de trincas, e múltiplas ocorrências de deformação levam a um rendimento menor e um aumento no custo de fabricação devido ao aumento do número de etapas de fabricação. Os presentes inventores investigaram a relação entre o resultado de um ensaio de impacto Charpy e o valor de GSI sob as condições descritas na seção Exemplo abaixo. O resultado da investigação é representado na FIG. 1. No resultado mostrado na FIG. 1, o valor GSI foi de 300 em um processo de laminação típico que não envolveu trincas. Por conseguinte, é desejável definir este número como o limite superior do valor GSI. O valor GSI, definido como o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita, pode ser medido usando o método descrito na seção Exemplo abaixo.

[072] Um método de produção do aço inoxidável de dupla fase da presente invenção é descrito abaixo.

[073] Na presente invenção, um aço inoxidável de fase dupla da composição descrita acima é usado como um material de partida (daqui em diante, também referido como “material de tubo de aço”). Na presente invenção, o método de produção do aço inoxidável de dupla fase do material de partida não é particularmente limitado, e, tipicamente, qualquer método de produção conhecido pode ser usado.

[074] O seguinte descreve um método preferido de produção do aço inoxidável de fase dupla da presente invenção para aplicações de tubo de aço sem costura. A presente invenção não se limita a tubos de aço sem costura, e tem outras aplicações, incluindo placas finas, placas grossas, UOE, ERW, tubos de aço em espiral e tubos soldados por forja.

[075] Em um método preferido de produção de um material de tubo de aço da composição anterior, por exemplo, um aço fundido da composição anterior é transformado em aço utilizando um processo de fabricação de aço comum, como utilizando um forno de conversão e formado em um material de tubo de aço, por exemplo, um tarugo, usando um método comum, como fundição contínua, e fundição de lingote-laminação de placas. O material do tubo de aço é então aquecido e formado em um tubo de aço sem costura da composição anterior e das dimensões desejadas, tipicamente utilizando um processo de fabricação de tubo conhecido, por exemplo, como extrusão pelo método de Eugene Sejerne, e laminação a quente pelo método de Mannesmann.

[076] Em um método preferido para obter uma estrutura fina com um valor de GSI de 176 ou mais, por exemplo, o trabalho a quente é realizado com uma redução total de 30% ou mais em uma faixa de temperatura de 1200°C a 1000°C. Isto promove a recristalização, e pode ser produzido um tubo de aço sem costura que inclui uma estrutura com um valor de GSI de 176 ou mais em uma porção central na espessura da parede do material de aço. Aqui, o valor GSI é definido como o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita que estão presentes por unidade de comprimento (1 mm) de um segmento de linha desenhado na direção de espessura de parede. Abaixo de 1000°C, a temperatura de trabalho seria muito baixa e aumenta a resistência à deformação. Isto coloca uma carga excessiva na máquina de laminação e o trabalho a quente torna-se difícil. Acima de 1200°C, os cristais ficam grosseiros e a tenacidade se deteriora. A faixa de temperatura é mais preferencialmente 1100°C a 1180°C. Quando a redução total na faixa de temperatura anterior é inferior a 30%, é difícil fazer o valor de GSI, ou o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita por unidade de comprimento na direção de espessura de parede, 176 ou mais. Por este motivo, a redução total na faixa de temperatura anterior é de 30% ou mais. De preferência, a redução total na faixa de temperatura anterior é de 35% ou mais. O limite superior da redução total na faixa de temperatura anterior não é particularmente especificado na presente invenção. No entanto, do ponto de vista de uma carga na máquina de laminação, é preferível fazer a redução total de 50% ou menos na faixa de temperatura anterior. Com mais preferência, a redução total na faixa de temperatura anterior é de 45% ou menos. Como aqui utilizado, “redução total” significa uma redução na espessura da parede do tubo de aço laminado com um alongador, um trem de laminação, ou semelhante após perfuração com uma punção.

[077] Após a produção, o tubo de aço sem costura é resfriado, preferencialmente, para a temperatura ambiente a uma taxa média de resfriamento por refrigeração a ar ou mais rápida.

[078] Na presente invenção, o tubo de aço sem costura resfriado para um tratamento térmico da solução no qual o tubo de aço é ainda aquecido a uma temperatura de aquecimento de 1.000°C ou mais, e resfriado a uma temperatura de 300°C ou menos a uma taxa de resfriamento média de refrigeração a ar ou mais rápida; e de preferência 1°C/s ou mais. Deste modo, compostos intermetálicos, carburetos, nitretos, sulfetos e outros desses compostos que foram precipitados anteriormente podem ser dissolvidos, e um tubo de aço sem costura de uma estrutura contendo quantidades adequadas da fase de austenita e fase de ferrita pode ser produzido.

[079] A alta tenacidade desejada não pode ser fornecida quando a temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução for menor que 1000°C. A temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução é, de preferência, 1150°C ou menos em termos de impedir o engrossamento da estrutura. Com mais preferência, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução é 1020°C ou mais. Com mais preferência, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução é 1.130°C ou menos. Na presente invenção, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução é mantida por pelo menos 5 minutos a partir do ponto de vista de tornar a temperatura uniforme no material. De preferência, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico da solução é mantida por pelo menos 210 minutos.

[080] Quando a taxa de resfriamento média do tratamento térmico da solução é menor que 1°C/s, os compostos intermetálicos, como a fase o e a fase X precipitam durante o processo de refrigeração, e a tenacidade a baixas temperaturas e a resistência à corrosão deterioram-se seriamente. O limite superior da taxa de resfriamento média não é particularmente limitado. Como aqui utilizado, “taxa de resfriamento média” significa a média das taxas de resfriamento desde a temperatura de aquecimento até à temperatura de parada de resfriamento.

[081] Quando a temperatura de parada de resfriamento do tratamento térmico da solução é maior que 300°C, a precipitação da fase α-prime ocorre subsequentemente, e a tenacidade a baixas temperaturas e a resistência à corrosão deterioram-se seriamente. Por esta razão, a temperatura de parada de resfriamento do tratamento térmico da solução é de 300°C ou menos, mais preferivelmente 100°C ou menos.

[082] Após o tratamento térmico da solução, o tubo de aço sem costura é submetido a um tratamento térmico por envelhecimento, no qual o tubo de aço é aquecido a uma temperatura de 350 a 600°C, mantida por 5 a 210 minutos e resfriado. Pelo tratamento térmico por envelhecimento, o cobre adicionado precipita-se na forma de ε-Cu, que contribui para a resistência. Isso completa o tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla de alta resistência tendo a alta resistência e a alta tenacidade desejadas e excelente resistência à corrosão.

[083] Quando a temperatura de aquecimento do tratamento térmico por envelhecimento é superior a 600°C, o ε-Cu engrossa e a alta resistência e alta tenacidade desejadas e excelente resistência à corrosão não podem ser obtidas. Quando a temperatura de aquecimento do tratamento térmico por envelhecimento é inferior a 350°C, o ε-Cu não pode precipitar suficientemente e a alta resistência desejada não pode ser obtida. Por estas razões, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico por envelhecimento é de preferência de 350 a 600°C. Com mais preferência, a temperatura de aquecimento do tratamento térmico por envelhecimento é 400°C a 550°C. Na presente invenção, o calor da temperatura de aquecimento do tratamento térmico por envelhecimento é mantido por pelo menos 5 minutos a partir do ponto de vista de tornar a temperatura uniforme no material. A estrutura uniforme desejada não pode ser obtida quando o calor do tratamento térmico por envelhecimento é mantido por menos de 5 min. Mais preferencialmente, o calor do tratamento térmico por envelhecimento é mantido durante pelo menos 20 min. De preferência, o calor do tratamento térmico por envelhecimento é mantido durante, no máximo, 210 min. Como aqui utilizado, “resfriamento” significa resfriamento de uma faixa de temperatura de 350 a 600°C para a temperatura ambiente a uma taxa média de resfriamento por refrigeração a ar ou mais rápida. De preferência, a taxa de resfriamento média é de 1°C/s ou mais.

Exemplos

[084] A presente invenção é adicionalmente descrita abaixo através dos exemplos. Deve-se observar que a presente invenção não está limitada pelos exemplos a seguir.

[085] Os aços fundidos das composições mostradas na Tabela 1 foram transformados em aço com um forno conversor e fundidos em tarugos (material de tubo de aço) por fundição contínua. O material do tubo de aço foi então aquecido a 1.150 a 1.250°C e trabalhado a quente com um modelo de aquecimento de máquina de laminação contínua para produzir um tubo de aço sem costura com 83,8 mm de diâmetro externo e 12,7 mm de espessura de parede. Após a produção, o tubo de aço sem costura foi resfriado no ar.

[086] O tubo de aço sem costura foi então submetido a um tratamento térmico de solução, no qual o tubo de aço sem costura foi aquecido sob as condições mostradas na Tabela 2 e resfriado. Isto foi seguido por um tratamento térmico por envelhecimento, no qual o tubo de aço sem costura foi aquecido sob as condições mostradas na Tabela 2 e resfriado no ar.

[087] A partir do tubo de aço sem costura finalmente obtido após o tratamento térmico, um corpo de prova para observação da estrutura foi coletado e medido para o valor de GSI e avaliada para a qualidade da estrutura do constituinte. O corpo de prova também foi examinado por um ensaio de tração, um ensaio de impacto Charpy, um teste de corrosão, um teste de resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto (teste de resistência SCC) e um teste de resistência ao trincamento causado por sulfeto (teste de resistência SSC). Os testes foram conduzidos da maneira descrita abaixo.

(6) Medição do valor de GSI

[088] Um corpo de prova para observação da estrutura foi coletado de uma superfície perpendicular à direção de laminação do tubo de aço, e que estava localizado no centro na espessura do tubo de aço. O corpo de prova para observação estrutural foi polido e corroído com uma solução de Vilella (um reagente misto contendo 2 g de ácido pícrico, 10 ml de ácido clorídrico e 100 ml de etanol). A estrutura foi observada com um microscópio de luz (ampliação: 400 vezes). A partir da imagem da estrutura, o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita por unidade de comprimento (correspondente a 1 mm do corpo de prova) na direção de espessura de parede (número de fronteiras de grão de ferrita-austenita/mm) foi determinado por medição.

(7) Frações volumétricas (volume%) de Fases na estrutura inteira da placa de aço

[089] A fração de volume da fase de ferrita foi determinada pela microscopia eletrônica de varredura de uma superfície perpendicular à direção de laminação do tubo de aço, e que estava localizada no centro na espessura do tubo de aço. O corpo de prova para observação da estrutura foi corroído com um reagente de Vilella, e a estrutura foi fotografada com um microscópio eletrônico de varredura (1.000 vezes). O valor médio da porcentagem de área da fase de ferrita foi então calculado usando um analisador de imagem para encontrar a fração de volume (volume%).

[090] A fração de volume da fase de austenita foi medida pelo método de difração de raios X. Um corpo de prova a ser medido foi coletado de uma superfície na vizinhança do centro na espessura do material do corpo de prova submetido ao tratamento térmico (tratamento térmico da solução-tratamento térmico por envelhecimento), e a resistência da difração de raios-X foi medida para o plano (220) da fase de austenita (Y) e o plano (211) da fase de ferrita (α) por difração de raios-X. O resultado foi convertido usando a seguinte fórmula.y (Fração de volume) = 100/ (1 + (IαRy/IyRα)),em que Iα é a resistência integral de α, Rα é o valor teórico cristalográfico para α, Iy é a resistência integral de y, e Ry é o valor cristalográfico teórico para y.

(8) Características de tração

[091] Um espécime de tiras especificado pelo padrão API 5CT foi coletado do material do corpo de prova tratado termicamente e submetido a um ensaio de tração de acordo com as especificações da API para determinar suas características de tração (tensão de escoamento YS, tensão de ruptura TS). Na presente invenção, o corpo de prova foi avaliado como sendo aceitável quando tinha uma tensão de escoamento de 655 MPa ou mais.

(9) Ensaio Charpy

[092] Um corpo de prova de entalhe em V (10 mm de espessura) foi coletado do material do corpo de prova tratado termicamente de acordo com as especificações JIS Z2242. O corpo de prova foi submetido a um ensaio de impacto Charpy, e a energia de absorção a -10°C foi determinada para avaliação da tenacidade. Na presente invenção, o corpo de prova foi avaliado como sendo aceitável quando tinha um vE-10 de 40 J ou mais. O resultado do teste foi classificado em termos de sua relação com o valor GSI, como mostrado na FIG. 1.

(10) Teste de Corrosão

[093] Um corpo de prova de corrosão, medindo 3 mm de espessura de parede, 30 mm de largura e 40 mm de comprimento, foi usinado a partir do material do corpo de prova tratado termicamente e submetida a um teste de corrosão.

[094] O teste de corrosão foi realizado mergulhando-se o corpo de prova durante 14 dias em uma solução de teste (uma solução aquosa a 20% em massa de NaCl; temperatura do líquido: 200°C, uma atmosfera de gás CO2 de 30 atm) carregado em uma autoclave. Após o teste, o peso do corpo de prova foi medido e a taxa de corrosão foi determinada a partir da redução do peso calculado antes e depois do teste de corrosão. O corpo de prova após o teste de corrosão também foi observado para a presença ou ausência de corrosão alveolar em uma superfície do corpo de prova usando uma lupa (aumento de 10 vezes). A corrosão com diâmetro de 0,2 mm ou mais foi considerada corrosão alveolar. Na presente invenção, o corpo de prova foi avaliado como sendo aceitável quando tinha uma taxa de corrosão de 0,125 mm/ano ou menos.

(11) Teste de Resistência ao trincamento causado por sulfeto (Teste de Resistência SSC)

[095] Um corpo de prova em forma de haste redonda (diâmetro Φ = 6,4 mm) foi usinada a partir do material do corpo de prova tratado termicamente de acordo com NACE TM0177, Método A, e submetida a um teste de resistência de SSC.

[096] No teste de resistência de SSC, o corpo de prova foi mergulhado em uma solução aquosa de teste (uma solução aquosa a 20% em massa de NaCl; temperatura do líquido: 25°C; H2S: 0,03 MPa; CO2: 0,7 MPa) com um pH ajustado de 3,5 com adição de uma solução aquosa de ácido acético e acetato de sódio. A peças de teste foi mantida na solução por 720 horas para aplicar uma tensão igual a 90% da tensão de escoamento. Após o teste, o corpo de prova foi observado quanto à presença ou ausência de trincamento. Na presente invenção, o corpo de prova foi avaliado como sendo aceitável quando não teve uma trinca após o teste. Na Tabela 2, o círculo aberto representa nenhuma trincamento e a cruz representa as trincas.

(12) Teste de Resistência ao trincamento por corrosão induzido por sulfeto (Teste de Resistência SCC)

[097] Um corpo de prova de dobra em 4 pontos, medindo 3 mm de espessura de parede, 15 mm de largura e 115 mm de comprimento, foi coletada pela usinagem do material do corpo de prova tratado termicamente e submetido a um teste de resistência de SCC.

[098] No teste de resistência de SCC, o corpo de prova foi mergulhado em uma solução aquosa de teste (uma solução aquosa a 10% em massa de NaCl; temperatura do líquido: 80°C; H2S: 35 MPa; CO2: 2 MPa) carregada em uma autoclave. A peças de teste foi mantida na solução por 720 horas para aplicar uma tensão igual a 100% da tensão de escoamento. Após o teste, o corpo de prova foi observado quanto à presença ou ausência de trincamento. Na presente invenção, o corpo de prova foi avaliado como sendo aceitável quando não teve uma trinca após o teste. Na Tabela 2, o círculo aberto representa nenhuma trincamento e a cruz representa a trincamento.

[099] Os resultados desses testes são apresentados na Tabela 2.

* O: Sem trincamento x: trincamento * Sublinhado significa fora da faixa da presente invenção.

[100] Os tubos de aço inoxidável de fase dupla de alta resistência dos presentes exemplos, todos tinham alta resistência com uma tensão de escoamento de 655 MPa ou mais, tenacidade a baixas temperaturas com um vE- 10 > 40 J e excelente resistência à corrosão (resistência à corrosão por dióxido de carbono) em um ambiente corrosivo de alta temperatura, contendo CO2- e Cl-, de 200°C ou mais. Os tubos de aço inoxidável de fase dupla de alta resistência dos presentes exemplos não produziram trincas (SSC, SCC) no ambiente contendo H2S, e apresentaram excelente resistência ao trincamento causado por sulfeto e excelente resistência ao trincamento por corrosão induzida por sulfeto. Resistência à baixa temperatura melhorada com um vE-10 > 70 J foi obtida quando o valor GSI era de 176 ou mais. Por outro lado, os exemplos comparativos fora da faixa da presente invenção não têm a alta resistência, alta tenacidade ou resistência à corrosão por dióxido de carbono desejada da presente invenção, nem as trincas geradas (SSC, SCC) no ambiente contendo H2S.

Claims

1. Tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla caracterizado pelo fato de que tem uma composição compreendendo, em % de massa, C: 0,005% ou mais a 0,03% ou menos, Si: 0,05% ou mais a 1,0% ou menos, Mn: 0,10 a 1,5%, P: 0,030% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 20,0 a 30,0%, Ni: 5,0 a 10,0%, Mo: 2,0 a 5,0%, Cu: 2,0 a 6,0%, N: menos que 0,07%, opcionalmente ao menos um selecionado dentre W: 0,02 a 1,5%, V: 0,02 a 0,20%, Zr: 0,02 a 0,50%, B: 0,0005 a 0,0030%, REM: 0,001 a 0,005%, Ca: 0,001 a 0,005%, Sn: 0,05 a 0,20%, Mg: 0,0002 a 0,01%, Ta: 0,01 a 0,1%, Co: 0,01 a 1,0%, e Sb: 0,01 a 1,0%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis, o tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla tendo uma estrutura que é 20 a 70% de fase de austenita, e 30 a 80% de fase de ferrita em termos de uma fração de volume, uma tensão de escoamento YS de 655 MPa ou mais medida de acordo com as especificações da API, e uma energia de absorção vE- 10 de 40 J ou mais como medido por um teste de impacto Charpy de acordo com as especificações JIS Z2242 a uma temperatura de teste de -10oC.

2. Tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla, de acordo com a reinvidicação 1, caracterizado pelo fato de que a estrutura tem um valor de GSI de 176 ou mais em uma porção central de direção de espessura na espessura de parede do tubo de aço, o valor de GSI sendo definido como o número de fronteiras de grão de ferrita-austenita que estão presentes por unidade de comprimento (1 mm) de um segmento de linha desenhado em uma direção de espessura de parede.

3. Método para a produção de um tubo de aço inoxidável sem costura de fase dupla, caracterizado pelo fato de que tem uma tensão de escoamento YS de 655 MPa ou mais medida de acordo com as especificações da API, e uma energia de absorção vE-10 de 40 J ou mais como medido por um teste de impacto Charpy de acordo com as especificações JIS Z2242 a uma temperatura de teste de -10oC, o método compreendendo submeter um material de aço inoxidável de uma composição compreendendo, em % de massa, C: 0,005% ou mais a 0,03% ou menos, Si: 0,05% ou mais a 1,0% ou menos, Mn: 0,10 a 1,5%, P: 0,030% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 20,0 a 30,0%, Ni: 5,0 a 10,0%, Mo: 2,0 a 5,0%, Cu: 2,0 a 6,0%, N: menos que 0,07%, opcionalmente ao menos um selecionado dentre W: 0,02 a 1,5%, V: 0,02 a 0,20%, Zr: 0,02 a 0,50%, B: 0,0005 a 0,0030%, REM: 0,001 a 0,005%, Ca: 0,001 a 0,005%, Sn: 0,05 a 0,20%, Mg: 0,0002 a 0,01%, Ta: 0,01 a 0,1%, Co: 0,01 a 1,0%, e Sb: 0,01 a 1,0%, e o Fe restante e impurezas inevitáveis ao seguinte: aquecimento e trabalho a quente do material de aço para preparar um material de tubo de aço, aquecendo o material do tubo de aço, formando um tubo de aço a partir do material de tubo de aço e moldando o tubo de aço, seguido pelo resfriamento por refrigeração a ar ou mais rápido, o trabalho a quente envolvendo uma redução total de 30% ou mais e 50% ou menos em uma faixa de temperatura de 1.200°C a 1.000°C, um tratamento térmico da solução no qual o tubo de aço é aquecido a uma temperatura de aquecimento de 1.000oC ou mais e 1.150°C ou menos, e resfriado a uma temperatura de 300oC ou menos a uma taxa de resfriamento média de 1oC /s ou mais; e um tratamento térmico por envelhecimento no qual o aço inoxidável é aquecido a uma temperatura de 350oC a 600oC mantido por 5 min a 210 min, e resfriado.