BR112020016065B1 - Tubo de aço e método para produzir o tubo de aço - Google Patents

Abstract

Um objetivo da presente divulgação é fornecer um tubo de aço e um método para produzir o tubo de aço que tenha um limite de escoamento dentro de um intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi; grau 125 ksi) e excelente resistência SSC. O material de aço de acordo com a presente divulgação contém uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,25 a 0,50%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,25 a 3,00%, Ti: 0,002 a 0,050%, N: 0,0010 a 0,0100% e O: 0,0030% ou menos, com o balanço sendo Fe e impurezas. O tubo de aço contém uma quantidade de C dissolvido dentro de um intervalo de 0,010 a 0,050% em massa. O limite de escoamento à tração na direção axial e na direção circunferencial é de 862 a 965 MPa e o índice de rendimento na direção axial é de 90% ou mais. O limite de escoamento à tração na direção circunferencial é 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento à tração na direção circunferencial.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço e um método para produzir o tubo de aço, e mais particularmente, refere-se a um tubo de aço adequado para uso em um ambiente ácido e um método para produzir o tubo de aço.

FUNDAMENTOS DA TÉCNICA

[0002] Devido ao aprofundamento dos poços de petróleo e poços de gás (de acordo com este documento, poços de petróleo e poços de gás são coletivamente mencionados como “poços de petróleo”), há uma demanda para aumento da resistência dos tubos de aço de poço de petróleo. Especificamente, tubos de aço de poço de petróleo de grau 80 ksi (limite de escoamento é 80 a menos de 95 ksi, ou seja, 552 a menos de 655 MPa) e grau 95 ksi (limite de escoamento é 95 a menos de 110 ksi, ou seja, 655 a menos de 758 MPa) estão sendo amplamente utilizados e solicitações recentes estão começando a serem feitas para tubos de aço de poço de petróleo de grau 110 ksi (limite de escoamento é 110 a menos de 125 ksi, ou seja, 758 a menos de 862 MPa) e grau 125 ksi (limite de escoamento é 125 a 140 ksi, ou seja, 862 a 965 MPa). Observe que, na presente descrição, o termo simplesmente referido como “limite de escoamento” significa um limite de escoamento na direção axial de um tubo de aço.

[0003] A maioria dos poços profundos está em um ambiente ácido contendo sulfeto de hidrogênio corrosivo. Na presente descrição, o termo “ambiente ácido” significa um ambiente que contem sulfeto de hidrogênio e que é ácido. Observe que um ambiente ácido pode conter dióxido de carbono. Tubos de aço de poço de petróleo que são usados nesses ambientes ácidos precisam ter não apenas uma elevada resistência, mas também precisam ter resistência à trincamento pela tensão dos sulfetos (de acordo com este documento, mencionado como “resistência SSC”).

[0004] A tecnologia para melhorar a resistência SSC dos tubos de aço como tipificado por tubos de aço de poço de petróleo é divulgada na Publicação de Pedido de Patente Japonesa n°. 62-253720 (Literatura Patentária 1), Publicação de Pedido de Patente Japonesa n°. 59-232220 (Literatura Patentária 2), Publicação de Pedido de Patente Japonesa n°. 6-322478 (Literatura Patentária 3), Publicação de Pedido de Patente Japonesa n° 8-311551 (Literatura Patentária 4), Publicação de Pedido de Patente Japonesa n° 2000-256783 (Literatura Patentária 5), Publicação de Pedido de Patente Japonesa n° 2000-297344 (Literatura Patentária 6), Publicação do Pedido de Patente Japonesa n° 2005-350754 (Literatura Patentária 7), Publicação Nacional do Pedido de Patente Internacional n° 2012-519238 (Literatura Patentária 8) e Publicação de Pedido de Patente Japonesa n° 2012- 26030 (Literatura Patentária 9).

[0005] A Literatura Patentária 1 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço para poços de petróleo, reduzindo as impurezas, como Mn e P. A Literatura Patentária 2 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço realizando a têmpera duas vezes para refinar os grãos.

[0006] A Literatura Patentária 3 propõe um método para melhorar a resistência SSC de um material de aço de grau 125 ksi, refinando a microestrutura de aço por meio de um tratamento térmico usando aquecimento por indução. A Literatura Patentária 4 propõe um método para melhorar a resistência SSC de tubos de aço de grau 110 a 140 ksi, aumentando a temperabilidade do aço ao usar um processo de têmpera direta e aumentando também a temperatura de revenimento.

[0007] A Literatura Patentária 5 e a Literatura Patentária 6 propõem, cada uma delas, um método para melhorar a resistência SSC de um aço para produtos tubulares petrolíferos de baixa liga de grau 110 a 140 ksi, controlando as formas dos carbetos. A Literatura Patentária 7 propõe um método para melhorar a resistência SSC dos materiais de aço de grau 125 ksi ou superior, controlando a densidade de deslocamento e o coeficiente de difusão de hidrogênio para os valores desejados.

[0008] A Literatura Patentária 8 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço de grau 125 ksi, submetendo um aço de baixa liga contendo 0,3 a 0,5% de C a várias etapas de têmpera. A Literatura Patentária 9 propõe um método para controlar as formas ou o número de carbetos, empregando um processo de revenimento composto por um tratamento térmico de dois estágios. Mais especificamente, na Literatura Patentária 9, é proposto um método que aumenta a resistência SSC do aço de grau 125 ksi ao suprimir a densidade numérica de grandes partículas de M3C ou partículas de M2C.

LISTA DE CITAÇÕES LITERATURA PATENTÁRIA

[0009] Literatura Patentária 1: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 62-253720 Literatura Patentária 2: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 59-232220 Literatura Patentária 3: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 6-322478 Literatura Patentária 4: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 8-311551 Literatura Patentária 5: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 2000-256783 Literatura Patentária 6: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 2000-297344 Literatura Patentária 7: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 2005-350754 Literatura Patentária 8: Publicação Nacional do Pedido de Patente Internacional N° 2012-519238 Literatura Patentária 9: Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 2012-26030

SUMÁRIO DO MODELO DE UTILIDADE PROBLEMA TÉCNICO

[0010] No entanto, no caso de um tubo de aço (por exemplo, um tubo de aço para poço de petróleo) com um limite de escoamento no intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 a 140 ksi, grau 125 ksi), não é possível obter excelente resistência SSC estável, mesmo se as técnicas divulgadas nas Literaturas Patentárias 1 a 9 forem aplicadas.

[0011] Um objetivo da presente divulgação é fornecer um tubo de aço e um método para produzir o tubo de aço que tenha um limite de escoamento dentro de um intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 a 140 ksi; 125 ksi) e que também tenha excelente resistência SSC.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0012] O material de aço de acordo com a presente divulgação contém uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,25 a 0,50%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,25 a 3,00%, Ti: 0,002 a 0,050%, N: 0,0010 a 0,0100%, O: 0,0030% ou menos, V: 0 a 0,300%, Nb: 0 a 0,100%, B: 0 a 0,0030%, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 1,00%, W: 0 a 1,00%, Ni: 0 a 0,50% e Cu: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas. O tubo de aço de acordo com a presente divulgação contém 0,010 a 0,050% em massa de C dissolvido. O tubo de aço de acordo com a presente divulgação tem um limite de escoamento à tração na direção axial do tubo de aço no intervalo de 862 a 965 MPa e um índice de rendimento em uma direção axial do tubo de aço é de 90% ou mais. O tubo de aço de acordo com a presente divulgação tem uma limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço no intervalo de 862 a 965 MPa e o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço é 30 a 80 MPa maior do que um limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço.

[0013] Um método para produzir um tubo de aço de acordo com a presente divulgação inclui um processo de preparação, um processo de têmpera, um processo de revenimento, um processo de alinhamento a quente, um processo de ajuste de temperatura da casca oca e um processo de resfriamento rápido. No processo de preparação, é preparada uma casca oca contendo a composição química supracitada. No processo de têmpera, após o processo de preparação, a casca oca que está a uma temperatura no intervalo de 800 a 1000°C é resfriada a uma taxa de resfriamento de 300°C/min ou mais. No processo de revenimento, a casca oca após o processo de têmpera é mantida a uma temperatura de revenimento de 670°C para um ponto Ac1 durante 10 a 180 minutos. No processo de alinhamento a quente, a casca oca após o processo de revenimento é submetida a alinhamento a quente a uma temperatura de 600°C para a temperatura de revenimento. No processo de ajuste de temperatura da casca oca, a temperatura da casca oca é mantida em um intervalo desde a temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C durante 10 a 120 segundos após a conclusão do alinhamento a quente. No processo de resfriamento rápido, a casca oca após o processo de ajuste de temperatura da casca oca é resfriada a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/s em um intervalo de temperatura da casca oca de 500 a 200°C.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0014] O tubo de aço de acordo com a presente divulgação também tem um limite de escoamento dentro de um intervalo de 862 a 965 Mpa (grau 125 a 140 ksi, 125 ksi)) e também possui uma excelente resistência SSC. O método para produzir um tubo de aço de acordo com a presente divulgação pode produzir o tubo de aço descrito acima.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0015] [FIG. 1] A FIG. 1 é uma vista ilustrando a relação entre a quantidade de C dissolvido e a resistência SSC. [FIG. 2A] A FIG. 2A mostra uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva em uma direção circunferencial do tubo de aço em um caso em que o alinhamento a quente não é realizado após a têmpera e o revenimento. [FIG. 2B] A FIG. 2B mostra uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva em uma direção circunferencial do tubo de aço em um caso em que o alinhamento a quente é realizado após a têmpera e o revenimento. [FIG. 2C] A FIG. 2C mostra uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva em uma direção circunferencial do tubo de aço, no caso em que o alinhamento a quente é realizado após a têmpera e revenimento e, posteriormente, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do aço tubo e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço são reduzidos. [FIG. 3A] A FIG. 3A mostra uma vista lateral e uma vista em corte transversal de uma amostra de teste DCB (Feixe de Cantilever Duplo) que é usada em um teste DCB nos exemplos. [FIG. 3B] A FIG. 3B é uma vista em perspectiva de uma cunha que é usada no teste DCB nos exemplos.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES

[0016] Os presentes inventores conduziram investigações e estudos sobre um método para obter tanto um limite de escoamento no intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, grau 125 ksi) e resistência SSC em um tubo de aço que se supõe que será usado em um ambiente ácido e obtiveram os seguintes resultados.

[0017] Se a densidade de deslocamento do tubo de aço for aumentada, o limite de escoamento do tubo de aço aumentará. No entanto, existe a possibilidade de que os deslocamentos obstruam o hidrogênio. Portanto, se a densidade de deslocamento do tubo de aço aumentar, há possibilidade de que aumente a quantidade de hidrogênio que o tubo de aço obstrui. Se a concentração de hidrogênio no tubo de aço aumenta como resultado do aumento da densidade de deslocamento, mesmo se for obtida alta resistência, a resistência SSC do tubo de aço diminuirá. Consequentemente, à primeira vista, parece que, para obter tanto um limite de escoamento de grau 125 ksi como excelente resistência SSC, não é preferencial utilizar a densidade de deslocamento para aumentar a resistência.

[0018] Contudo, os presentes inventores descobriram que, ajustando a quantidade de C dissolvido em um tubo de aço, pode obter-se também uma excelente resistência SSC, aumentando ao mesmo tempo o limite de escoamento para grau 125 ksi utilizando a densidade de deslocamento. Embora a razão para isto seja incerta, é considerada que a razão possa ser a que se segue.

[0019] Os deslocamentos incluem deslocamentos móveis e sésseis, e considera-se que o C dissolvido em um tubo de aço imobiliza deslocamentos móveis para formar deslocamentos sésseis. Quando os deslocamentos móveis são imobilizados pelo C dissolvido, o desaparecimento dos deslocamentos pode ser inibido e, assim, uma diminuição na densidade de deslocamento pode ser suprimida. Neste caso, o limite de escoamento do material de aço pode ser mantido.

[0020] Além disso, considera-se que os deslocamentos sésseis que são formadas por C dissolvido reduzem a quantidade de hidrogênio que é obstruído no tubo de aço mais do que os deslocamentos móveis. Portanto, considera-se que aumentando a densidade dos deslocamentos sésseis que são formados por C dissolvido, a quantidade de hidrogênio que é obstruída no tubo de aço é reduzida. Em consequência disto, a resistência SSC do tubo de aço pode ser aumentada. Considera-se que, devido a esse mecanismo, um tubo de aço no qual os deslocamentos sésseis são formados por C dissolvido pode obter excelente resistência SSC, mesmo que tenha um limite de escoamento de 125 ksi.

[0021] Como descrito até o momento, os presentes inventores consideraram que ajustando adequadamente a quantidade de C dissolvido em um tubo de aço, a resistência SSC do tubo de aço pode ser aumentada enquanto se mantém o limite de escoamento de grau 125 ksi utilizando a densidade de deslocamento. Portanto, usando o tubo de aço contendo a composição química que consiste em % em massa, C: 0,25 a 0,50%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,25 a 3,00%, Ti: 0,002 a 0,050%, N: 0,0010 a 0,0100%, O: 0,0030% ou menos, V: 0 a 0,300%, Nb: 0 a 0,100%, B: 0 a 0,0030%, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 1,00%, W: 0 a 1,00%, Ni: 0 a 0,50%, e Cu: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas, os presentes inventores investigaram a relação entre a quantidade de C dissolvido, o limite de escoamento e a resistência SSC.

[0022] [Relação entre a quantidade de C dissolvido e resistência SSC] A FIG. 1 é uma vista ilustrando a relação entre a quantidade de C dissolvido e a resistência SSC. A FIG. 1 é obtida pelo seguinte método. A FIG. 1 foi criada usando a quantidade de C dissolvido (% em massa), resultados de avaliação de um teste de tração de carga constante a ser descrito posteriormente e valores Kissc de tenacidade de fratura (MPaVm) obtidos por um teste DCB a ser descrito posteriormente, obtidos com respeito a tubos de aço para os quais, entre os tubos de aço dos exemplos que são descritos posteriormente, condições diferentes da quantidade de C dissolvido satisfizeram o intervalo da presente modalidade.

[0023] O limite de escoamento dos tubos de aço mostrados na FIG. 1 estava dentro do intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi). O ajuste do limite de escoamento foi realizado ajustando a temperatura de revenimento. Adicionalmente, com respeito à resistência SSC, quando um valor K1SSC de tenacidade de fratura obtido pelo teste DCB era de 30,0 MPaVm ou mais, determinou-se que o resultado do teste DCB era bom. Observe que o símbolo “O” na FIG. 1 mostra um tubo de aço para o qual o resultado do teste de tração de carga constante foi bom. Por outro lado, o símbolo “•” na FIG. 1 mostra um tubo de aço para o qual o resultado do teste de tração de carga constante não foi bom.

[0024] Referindo-se à FIG. 1, quando a quantidade de C dissolvido foi de 0,010% em massa ou mais, em um caso em que o limite de escoamento foi ajustado para ser de grau 125 ksi, o valor KISSC de tenacidade de fratura era de 30,0 MPaVm ou mais, e além disso, os resultados do teste de tração de carga constante também foram bons. Ou seja, quando a quantidade de C dissolvido era de 0,010% em massa ou mais, o tubo de aço exibia excelente resistência SSC.

[0025] Referindo-se à FIG. 1 ainda, dentro dos limites da composição química e das propriedades mecânicas (limite de escoamento (grau 125 ksi) e limite de escoamento na direção circunferencial a ser descrita posteriormente) da presente modalidade, quando a quantidade de C dissolvido for 0,050% em massa ou menos, um tubo de aço com excelente resistência SSC pode ser obtido. Portanto, no tubo de aço de acordo com a presente modalidade, a quantidade de C dissolvido é ajustada para 0,010 a 0,050% em massa.

[0026] [Alinhamento pós-revenimento] A propósito, quando um tubo de aço que deve ser usado em um ambiente ácido é produzido, a têmpera e o revenimento são realizados. Na presente descrição, o termo “têmpera” significa resfriar rapidamente um tubo de aço (ou casca oca) que foi aquecido até uma temperatura não inferior ao ponto A3. Observe que o resfriamento rápido é, por exemplo, resfriamento a óleo e água. Na presente descrição, o termo “revenimento” significa reaquecer e manter um tubo de aço (ou uma casca oca) após a têmpera a uma temperatura inferior ao ponto Ac1.

[0027] Neste documento, em alguns casos, é necessário que o produto final do tubo de aço tenha uma retilineidade na direção axial do tubo de aço e/ou uma circularidade de uma forma seccional do tubo de aço. Portanto, quando o tubo de aço é dobrado no momento da têmpera e/ou a forma seccional do tubo de aço é deformada (por exemplo, em um eclipse, etc.), o tubo de aço após o revenimento é sujeito a alinhamento. Neste documento, um tipo de máquina de alinhamento para executar o alinhamento não é particularmente limitada e qualquer máquina de alinhamento conhecida pode ser usada. A máquina de alinhamento pode ser, por exemplo, uma máquina de alinhamento do tipo rolo inclinado (por exemplo, um alinhador rotativo, etc.) ou uma máquina de alinhamento do tipo caixa rotativa. Observe que, ao alinhar um tubo de aço para ser usado em um ambiente ácido, o tubo de aço é alinhado em uma condição quente (por exemplo, 400°C a 700°C). Isso ocorre quando um tubo de aço é submetido a alinhamento a frio (por exemplo, em temperatura normal), a densidade de deslocamento aumenta excessivamente e a resistência SSC do tubo de aço se deteriora extremamente.

[0028] Para melhorar de maneira estável a resistência SSC de um tubo de aço submetido ao alinhamento em uma condição quente (doravante, simplesmente denominado “alinhamento a quente”), os presentes inventores verificaram se havia ou não diferença na resistência SSC entre um tubo de aço que tinha sido submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento e um tubo de aço que não havia sido submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento. Em consequência disto, verificou-se que a resistência SSC do tubo de aço submetido a alinhamento a quente pode diminuir.

[0029] Especificamente, os presentes inventores realizaram dois tipos de testes de resistência SSC (um teste DCB de acordo com o método D da NACE TM0177-2005 e um teste de tração de carga constante de acordo com o Método A da NACE TM0177-2005) para um tubo de aço que havia sido submetido ao alinhamento a quente após a têmpera e revenimento e um tubo de aço que não havia sido submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento. Em consequência disto, conforme mostrado na Tabela 1, tanto o tubo de aço que foi submetido a alinhamento a quente quanto o tubo de aço que não foi submetido a alinhamento a quente exibiram excelente resistência SSC (como indicado por “E”: Excelente na Tabela 1) no teste DCB. Por outro lado, no teste de tração de carga constante, o tubo de aço que não foi submetido ao alinhamento a quente exibiu excelente resistência SSC (indicada por “E” na Tabela 1), enquanto o tubo de aço que foi submetido ao alinhamento a quente não apresentou excelente resistência SSC (indicada por “NA”: Não aceitável na Tabela 1).

[0030] [Tabela 1] TABELA 1

[0031] Assim, os presentes inventores estudaram adicionalmente a relação entre o alinhamento a quente e a resistência SSC. Em consequência disto, as seguintes descobertas foram obtidas.

[0032] Como descrito até agora, a quantidade de deslocamento introduzida em um tubo de aço é menor no alinhamento a quente em comparação com o alinhamento a frio. Contudo, mesmo no alinhamento a quente, é introduzida uma certa quantidade de deslocamentos no tubo de aço que foi submetido a alinhamento em comparação com o tubo de aço que não foi submetido a alinhamento. Ou seja, um tubo de aço que foi submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento pode ter uma densidade de deslocamento mais alta em comparação com um tubo de aço que não foi submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento. Como descrito acima, um deslocamento pode ocluir o hidrogênio. Portanto, se a densidade de deslocamento em um tubo de aço aumentar, a resistência SSC do tubo de aço pode diminuir. Ou seja, se a densidade de deslocamento em um tubo de aço aumentar devido ao alinhamento a quente realizado após a têmpera e revenimento, a resistência SSC do tubo de aço poderá diminuir.

[0033] No entanto, se a resistência SSC do tubo de aço diminuiu simplesmente devido ao aumento da densidade de deslocamento por conta do alinhamento a quente, parece que o tubo de aço que foi submetido ao alinhamento a quente não exibe excelente resistência SSC, não apenas no teste de tração de carga constante, mas também no teste DCB. Ou seja, o motivo pelo qual o tubo de aço, que foi submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento, exibiu excelente resistência SSC no teste DCB e, por outro lado, não exibiu excelente resistência SSC no teste de tração de carga constante não se deve apenas ao fato da densidade de deslocamento do tubo de aço ter aumentado pelo alinhamento a quente.

[0034] Neste documento, o teste de resistência SSC é realizado com a tensão sendo carregada em uma amostra de teste. O teste de tração de carga constante entre os testes de resistência SSC é realizado de acordo com o Método A da NACE TM0177-2005. Especificamente, o teste de tração de carga constante é realizado em uma amostra de teste retirada de um tubo de aço com tensão de tração sendo carregada na direção axial do tubo de aço. Por outro lado, o teste DCB é realizado de acordo com o método D da NACE TM0177-2005. Especificamente, o teste DCB é realizado em uma amostra retirada de um tubo de aço com tensão sendo carregada em uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço por uma cunha inserida na amostra. Ou seja, há diferença na direção da tensão carregada na amostra de teste entre o teste de tração de carga constante e o teste DCB.

[0035] A partir disso, os presentes inventores consideraram que a razão pela qual um tubo de aço que havia sido submetido a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento exibia excelente resistência SSC nos resultados do teste DCB, mas não exibia excelente resistência SSC no teste de tração constante de carga foi que a anisotropia foi gerada na propriedade mecânica do tubo de aço devido ao alinhamento a quente após a têmpera e revenimento. Por conseguinte, os presentes inventores estudaram em detalhes o limite de escoamento à tração e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço após a têmpera e revenimento.

[0036] Especificamente, os presentes inventores submeteram aços contendo composições químicas mostradas na Tabela 2 à laminação a quente para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura) com um diâmetro externo de 340 mm e uma espessura de parede de 13 mm.

[0037] [Tabela 2] TABELA 2

[0038] Uma casca oca após laminação a quente foi deixada esfriar, de modo que a temperatura da casca oca estivesse à temperatura normal. Em seguida, a casca oca foi submetida a têmpera na qual foi aquecida a 900°C durante 30 minutos e depois resfriada rapidamente. A casca oca após a têmpera foi ainda sujeita a revenimento na qual foi mantida a 680°C durante 60 minutos. Em seguida, o teste foi realizado em três condições, alterando a presença ou ausência de alinhamento a quente e as condições de temperatura da casca oca após o alinhamento a quente. O teste número 1 não foi submetido a alinhamento a quente. O Testes de Número 2 e 3 foram submetidos a alinhamento a quente. Observe que a temperatura inicial do alinhamento a quente no alinhamento a quente era de 600°C. Em seguida, a 5 casca oca de cada número de teste foi resfriada a uma taxa de resfriamento de 20°C/seg. Além disso, para os Testes de Número 2 e 3, o tempo até o resfriamento ter sido iniciado após o alinhamento a quente (tempo decorrido após o alinhamento e antes do resfriamento) foi mostrado na Tabela 3.

[0039] [Tabela 3] TABELA 3

[0040] Após o resfriamento, o teste de tração na direção axial foi realizado em um tubo de aço de cada número de teste, com base no método de teste a ser descrito posteriormente. O limite de escoamento à tração (YS (MPa)) na direção axial, a resistência à tração (TS (MPa)) na direção axial e o índice de rendimento (YR (%)) na direção axial do tubo de aço de cada número de teste são mostrados na Tabela 3. Neste documento, na presente descrição, o limite de escoamento à tração na direção axial significa a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida no teste de tração na direção axial.

[0041] Além disso, com base no método de teste a ser descrito posteriormente, o tubo de aço de cada número de teste foi submetido a um teste de tração na direção circunferencial e um teste de compressão na direção circunferencial. Um limite de escoamento à tração na direção circunferencial (YS (Mpa) de tração circunferencial), limite de escoamento compressivo na direção circunferencial (YS (Mpa) compressivo circunferencial) e diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial (YS de tração - YS (Mpa) compressivo) de um tubo de aço de cada número de teste são mostrados na Tabela 3.

[0042] Neste documento, o termo “direção circunferencial do tubo de aço” na presente descrição significa uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço em qualquer posição de um tubo de aço. Ou seja, na presente descrição, um limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço significa a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida por um teste de tração numa direção perpendicular à direção axial de um tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço em um ponto arbitrário do tubo de aço. Na presente descrição, o limite de escoamento compressivo circunferencial de um tubo de aço significa a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida pelo teste de compressão em uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço em um ponto arbitrário do tubo de aço.

[0043] Observe que o “ponto arbitrário” descrito acima é preferencialmente uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço, embora a posição na direção da espessura da parede do tubo de aço não seja particularmente limitada. No entanto, quando uma amostra a ser descrito posteriormente não puder ser retirada de uma parte central da espessura da parede, o “ponto arbitrário” poderá estar próximo à superfície interna do tubo de aço.

[0044] Neste documento, uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço do Teste de Número 1 são mostradas na FIG. 2A. Da mesma forma, uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço do Teste de Número 2 são mostradas na FIG. 2B. Da mesma forma, uma curva de tensão-deformação de tração e uma curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço do Teste de Número 3 são mostradas na FIG. 2C.

[0045] Além disso, a quantidade de C dissolvido (% em massa) foi calculada com base em um método de teste e um método de cálculo que são descritos posteriormente. Observe que, a quantidade de C dissolvido foi calculada a partir da diferença entre o teor de C de um tubo de aço e a quantidade de C que precipitou como carbetos (doravante também mencionada como quantidade de C precipitado). A quantidade de C precipitado foi calculada a partir das quantidades residuais de Fe, Cr, Mn, Mo, V e Nb e a concentração em cementita de Fe, Cr, Mn e Mo. As quantidades calculadas de C dissolvido (% em massa) são mostradas na Tabela 3.

[0046] Além disso, para um tubo de aço de cada número de teste, um resultado da avaliação do teste de tração de carga constante a ser descrito posteriormente e um valor Kissc (MPaVm) de tenacidade de fratura obtidos pelo teste DCB a ser descrito posteriormente são mostrados na Tabela 3.

[0047] Referindo-se à FIG. 2A, no tubo de aço do Número de Teste 1, a curva de tensão-deformação de tração e a curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço foram sobrepostas principalmente. Ou seja, no tubo de aço do Número de Teste 1, a anisotropia do limite de escoamento na direção circunferencial do tubo de aço era pouco reconhecida. Referindo-se à Tabela 3, ainda no tubo de aço do Teste de Número 1, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço era de 5 MPa. Em consequência disto, referindo-se à Tabela 3, o tubo de aço do Teste de Número 1 exibiu excelente resistência SSC no teste de tração de carga constante e no teste DCB.

[0048] Por outro lado, com referência à FIG. 2B, no tubo de aço do Teste de Número 2, a diferença entre a curva de tensão-deformação de tração e a curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço sofreu aumento. Ou seja, no tubo de aço do Teste de Número 2, foi reconhecida a anisotropia do limite de escoamento na direção circunferencial do tubo de aço. Referindo-se à Tabela 3, ainda no tubo de aço do Teste de Número 2, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço era superior a 80 MPa. Em consequência disto, referindo-se à Tabela 3, o tubo de aço do Teste de Número 2 exibiu excelente resistência SSC no teste DCB, mas, por outro lado, não exibiu excelente resistência SSC no teste de tração de carga constante.

[0049] Além disso, fazendo referência às FIG. 2C, no tubo de aço do Teste de Número 3, a diferença entre a curva de tensão-deformação de tração e a curva de tensão-deformação compressiva na direção circunferencial do tubo de aço diminuiu. Ou seja, no tubo de aço do Teste de Número 3, a anisotropia do limite de escoamento na direção circunferencial do tubo de aço foi reduzida em comparação com o tubo de aço do Teste de Número 2. Referindo-se à Tabela 3, ainda no tubo de aço do Teste de Número 3, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço era de 80 MPa ou menos. Em consequência disto, referindo-se à Tabela 3, o tubo de aço do Teste de Número 3 exibiu excelente resistência SSC, tanto no teste de tração de carga constante como no teste DCB.

[0050] Ou seja, para melhorar o resultado do teste de tração de carga constante de um tubo de aço que foi submetido a ali a alinhamento a quente após a têmpera e revenimento, é necessário apenas reduzir a anisotropia do limite de escoamento na direção circunferencial do tubo de aço. Especificamente, se a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade for de 80 MPa ou menos, é possível obter excelente resistência SSC, não apenas no Teste DCB, mas também no teste de tração de carga constante, mesmo nos casos em que o alinhamento a quente é realizado após a têmpera e revenimento. Portanto, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço de acordo com a presente modalidade é definida em 80 MPa ou menos.

[0051] Observe que a microestrutura do tubo de aço de acordo com a presente modalidade é composta principalmente de martensita revenida e bainita revenida. O termo “composto principalmente de martensita revenida e bainita revenida” significa que a razão de volume total de martensita revenida e bainita revenida é de 90% ou mais. Se a microestrutura de um tubo de aço é composta principalmente de martensita revenida e bainita revenida, no tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o limite de escoamento (significando o limite de escoamento à tração na direção axial, como descrito acima) estará em um intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento (uma razão do limite de escoamento para a resistência à tração, ou seja, um índice de rendimento (YR) = limite de escoamento (YS)/resistência à tração (TS)) será de 90% ou mais.

[0052] O tubo de aço de acordo com a presente modalidade, que foi concluído com base nos resultados descritos acima, tem uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,25 a 0,50%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,25 a 3,00%, Ti: 0,002 a 0,050%, N: 0,0010 a 0,0100%, O: 0,0030% ou menos, V: 0 a 0,300%, Nb: 0 a 0,100%, B: 0 a 0,0030%, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 1,00%, W: 0 a 1,00%, Ni: 0 a 0,50% e Cu: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas. O tubo de aço de acordo com a presente modalidade contém 0,010 a 0,050% em massa de C dissolvido. O tubo de aço de acordo com a presente modalidade tem um limite de escoamento à tração na direção axial do tubo de aço em um intervalo de 862 a 965 MPa e um índice de rendimento na direção axial do tubo de aço igual ou superior a 90%. O tubo de aço de acordo com a presente modalidade tem um limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço no intervalo de 862 a 965 MPa e o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço é de 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço.

[0053] A composição química descrita acima pode conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em V: 0,010 a 0,300% e Nb: 0,002 a 0,100%.

[0054] A composição química descrita acima pode conter B: 0,0001 a 0,0030%.

[0055] A composição química supracitada pode conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Ca: 0,0001 a 0,0100%, Mg: 0,0001 a 0,0100% e Zr: 0,0001 a 0,0100%.

[0056] A composição química supracitada pode conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Co: 0,02 a 1,00% e W: 0,02 a 1,00%.

[0057] A composição química supracitada pode conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Ni: 0,02 a 0,50%, e Cu: 0,01 a 0,50%.

[0058] O tubo de aço supracitado pode ser um tubo de aço de poço de petróleo.

[0059] Na presente descrição, o tubo de aço de poço de petróleo pode ser um tubo de aço que é usado para um tubo de linha ou pode ser um tubo de aço usado para produtos tubulares petrolíferos (OCTG). A forma do tubo de aço de poço de petróleo não é particularmente limitada e pode ser, por exemplo, um tubo de aço sem costura ou um tubo de aço soldado. Os produtos tubulares petrolíferos são, por exemplo, tubos de aço que são usados como tubos de revestimento ou tubos de tubulação.

[0060] O tubo de aço supracitado pode ser um tubo de aço sem costura.

[0061] Se o tubo de aço de acordo com a presente modalidade é um tubo de aço sem costura, mesmo se a espessura de parede for de 15 mm ou mais, o tubo de aço de poço de petróleo terá um limite de escoamento dentro de um intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e também terá excelente resistência SSC.

[0062] O termo “excelente resistência SSC” supracitado pode ser avaliado especificamente pelo teste DCB de acordo com o Método D da NACE TM0177- 2005 e pelo teste de tração de carga constante de acordo com o Método A da NACE TM0177-2005.

[0063] No teste DCB, uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que é ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução B da NACE) é empregada como solução de teste. Uma cunha que é retirada de um tubo de aço é acionada em uma amostra de teste retirada do tubo de aço, a amostra de teste na qual a cunha foi acionada é então colocada dentro de um recipiente de teste.

[0064] A solução de teste é derramada no recipiente de teste para deixar uma parte da fase de vapor e é adotada como banho de teste. Após a desgaseificação do banho de teste, uma mistura gasosa composta por 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 é soprada no recipiente de teste para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. Após o banho de teste que está imerso, a amostra é mantida a uma temperatura de 24°C durante 17 dias (408 horas) enquanto se agita o banho de teste, o valor K1SSC de tenacidade de fratura é obtido a partir da amostra retirada do recipiente de teste.

[0065] No teste de tração de carga constante, uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que é ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução B da NACE) é usada como solução de teste. É aplicada uma tensão (776 MPa) correspondente a 90% de 125 ksi (862 MPa) em uma amostra retirada de um tubo de aço.

[0066] A solução de teste é derramada em um recipiente de teste para que a amostra de teste à qual a tensão foi aplicado seja imersa nela e isso seja adotado como um banho de teste. Após a desgaseificação do banho de teste, um gás misto de 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 é soprado no banho de teste e é saturado no banho de teste. O banho de teste no qual a amostra está imerso é mantido durante 720 horas a 24°C.

[0067] Em um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o valor Kissc de tenacidade de fratura determinado no teste DCB anterior é de 30,0 MPaVm ou mais e, além disso, o trincamento não é confirmado após um período de 720 horas em uma condição do teste de tração constante supracitado.

[0068] Além disso, o termo “quantidade de C dissolvido” supracitado significa a diferença entre a quantidade de C (% em massa) em carbetos no tubo de aço e o teor de C da composição química do tubo de aço. A quantidade de C em carbetos no tubo de aço é determinada pela Fórmula (1) para a Fórmula (5) usando uma concentração de Fe <Fe>a, uma concentração de Cr <Cr>a, uma concentração de Mn <Mn>a, uma concentração de Mo <Mo>a, uma concentração <V>a e uma concentração de Nb <Nb>a em carbetos (cementita e carbetos do tipo MC) obtidos como resíduo quando a análise do resíduo de extração é realizada no tubo de aço e uma concentração de Fe <Fe>b, uma concentração de Cr <Cr>b, uma concentração de Mn <Mn>b e uma concentração de Mo <Mo>b em cementita obtida realizando análise pontual por espectrometria de raio-X de dispersão de energia (doravante também denominada como “EDS”) com relação à cementita identificada realizando observação por microscópio eletrônico de transmissão (doravante também mencionada como “TEM”) de um filme de réplica obtido por um método de extração de réplica. <Mo>c = (<Fe>a+<Cr>a+<Mn>a)x<Mo>b/(<Fe>b+<Cr>b+<Mn>b) (1) <Mo>d = <Mo>a-<Mo>c (2) <C>a = (<Fe>a/55,85+<Cr>a/52+<Mn>a/53,94+<Mo>c/95,9)/3x12 (3) <C>b = (<V>a/50,94+<Mo>d/95,9+<Nb>a/92,9)x12 (4) (quantidade de C dissolvido) = <C>-(<C>a+<C>b) (5) Note que, na presente descrição, o termo “cementita” significa carbetos contendo um teor de Fe de 50% em massa ou mais.

[0069] Um método para produzir um tubo de aço de acordo com a presente modalidade inclui um processo de preparação, um processo de têmpera, um processo de revenimento, um processo de alinhamento a quente, um processo de ajuste de temperatura da casca oca e um processo de resfriamento rápido. No processo de preparação, é preparada uma casca oca contendo a composição química supracitada. No processo de têmpera, após o processo de preparação, a casca oca que está a uma temperatura no intervalo de 800 a 1000°C é resfriada a uma taxa de resfriamento de 300°C/min ou mais. No processo de revenimento, a casca oca após o processo de têmpera é mantida a uma temperatura de revenimento de 670°C para um ponto Ac1 durante 10 a 180 minutos. No processo de alinhamento a quente, a casca oca após o processo de revenimento é submetida a alinhamento a quente a uma temperatura de 600°C para a temperatura de revenimento. No processo de ajuste de temperatura da casca oca, a temperatura da casca oca é mantida em um intervalo desde a temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C durante 10 a 120 segundos após a conclusão do alinhamento a quente. No processo de resfriamento rápido, a casca oca após o processo de ajuste de temperatura da casca oca é resfriada a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/s em um intervalo de temperatura da casca oca de 500 a 200°C.

[0070] O processo de preparação do método de produção supracitado pode incluir um processo de preparação de matéria-prima para preparar uma matéria- prima contendo a composição química supracitada e um processo de trabalho a quente de submeter a matéria-prima a trabalho a quente para produzir uma casca oca.

[0071] De acordo com isto, o tubo de aço de acordo com a presente modalidade, é descrito em detalhes. O símbolo “%” em relação a um elemento significa “percentual em massa”, exceto se especificamente declarado em contrário.

[0072] [Composição Química] A composição química do tubo de aço de acordo com a presente modalidade contém os seguintes elementos.

[0073] C: 0,25 a 0,50% O carbono (C) melhora a temperabilidade do tubo de aço e aumenta a resistência do material de aço. Consequentemente, se o teor de C for muito baixo, em alguns casos, um limite de escoamento não inferior a 826 MPa não poderá ser obtido. C também promove a esferoidização de carbetos durante o revenimento no processo de produção e aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se os carbetos estiverem dispersos, a resistência do tubo de aço também aumenta. Esses efeitos não serão obtidos se o teor de C for muito baixo. Por outro lado, se o teor de C for muito elevado, a tenacidade do tubo de aço diminuirá e é provável a ocorrência de trincamento na têmpera. Portanto, o teor de C está dentro do intervalo de 0,25 a 0,50%. Um limite superior preferencial do teor de C é 0,45% e mais preferencialmente 0,40%.

[0074] Si: 0,05 a 0,50% Silício (Si) desoxida o aço. Se o teor de Si for muito baixo, esse efeito não é obtido. Por outro lado, se o teor de Si for muito alto, a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Si está dentro do intervalo de 0,05 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Si é 0,15% e mais preferencialmente 0,20%. Um limite inferior preferencial do teor de Si é 0,45% e mais preferencialmente 0,40%.

[0075] Mn: 0,05 a 1,00% Manganês (Mn) desoxida o aço. Mn também aumenta a temperabilidade do tubo de aço. Se o teor de Mn for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Mn for muito alto, o Mn segrega as bordas do grão juntamente com impurezas como P e S. Nesse caso, a resistência SSC do tubo de aço diminuirá. Portanto, o teor de Mn está dentro de um intervalo de 0,05 a 1,00%. Um limite inferior preferencial do teor de Mn é 0,25% e mais preferencialmente 0,30%. Um limite superior preferencial do teor de Mn é 0,90% e mais preferencialmente é 0,80%.

[0076] P: 0,025% ou menos Fósforo (P) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de P é maior que 0%. P segrega nas bordas dos grãos e diminui a resistência SSC do tubo de aço. Portanto, o teor de P é 0,025% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de P é 0,020% e mais preferencialmente 0,015%. De preferência, o teor de P é o mais baixo possível. No entanto, se o teor de P for excessivamente reduzido, o custo de produção aumenta significativamente. Portanto, ao levar em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de P é 0,0001%, mais preferencialmente é 0,0003% e ainda mais preferencialmente é 0,001%.

[0077] S: 0,0050% ou menos Enxofre (S) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de S é maior que 0%. S segrega nas bordas dos grãos e diminui a resistência SSC do tubo de aço. Portanto, o teor de S é de 0,0050% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de S é 0,0040% e mais preferencialmente 0,0030%. De preferência, o teor de S é o mais baixo possível. No entanto, se o teor de S for excessivamente reduzido, o custo de produção aumenta significativamente. Portanto, ao levar em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de S é 0,0001%, mais preferencialmente é 0,0002% e ainda mais preferencialmente é 0,0003%.

[0078] Al: 0,005 a 0,100% Alumínio (Al) desoxida o aço. Se o teor de Al for muito baixo, esse efeito não é obtido e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Por outro lado, se o teor de Al for muito alto, surgem inclusões baseadas em óxido grosseiro e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Al está dentro de um intervalo de 0,005 a 0,100%. Um limite inferior preferencial do teor de Al é 0,015% e mais preferencialmente 0,020%. Um limite superior preferencial do teor de Al é 0,080% e mais preferencialmente 0,060%. Na presente descrição, o teor de “Al” significa “Al solúvel em ácido”, ou seja, o teor de “Al sol.”.

[0079] Cr: 0,30 a 1,50% Cromo (Cr) melhora a temperabilidade do tubo de aço. Cr também aumenta a resistência ao amolecimento do revenimento e permite o revenimento em alta temperatura. Em consequência disto, a resistência SSC do tubo de aço diminui. Se o teor de Cr for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Cr for muito alto, a tenacidade e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Cr está dentro de um intervalo de 0,30 a 1,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Cr é 0,35% e mais preferencialmente 0,40%. Um limite superior preferencial do teor de C é 1,30%.

[0080] Mo: 0,25 a 3,00% Molibdênio (Mo) melhora a temperabilidade do tubo de aço. Mo também forma carbetos finos e aumenta a resistência ao amolecimento por revenimento do tubo de aço. Em consequência disto, Mo aumenta a resistência SSC do tubo de aço pelo revenimento em elevada temperatura. Se o teor de Mo for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Mo for muito alto, os efeitos supracitados são saturados. Portanto, o teor de Mo está dentro de um intervalo de 0,25 a 3,00%. Um limite inferior preferencial do teor de Mo é de 0,50%, mais preferencialmente é de 0,55% e ainda mais preferencialmente é de 0,65%. Um limite superior preferencial do teor de Mo é 2,50% e mais preferencialmente 2,00%.

[0081] Ti: 0,002 a 0,050% Titânio (Ti) forma nitretos e refina os grãos cristalinos pelo efeito de pinagem. Em consequência disto, a resistência do tubo de aço aumenta. Se o teor de Ti for muito baixo, esse efeito não é obtido. Por outro lado, se o teor de Ti for muito alto, os nitretos de Ti se tornam grosseiros e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Ti está dentro de um intervalo de 0,002 a 0,050%. Um limite inferior preferencial do teor de Ti é 0,003% e mais preferencialmente 0,005%. Um limite superior preferencial do teor de Ni é 0,030% e mais preferencialmente 0,020%.

[0082] N: 0,0010 a 0,0100% Nitrogênio (N) combina com o Ti para formar nitretos finos e, assim, refina os grãos cristalinos. Se um teor de N for muito baixo, o efeito não poderá ser obtido. Por outro lado, se o teor de N for muito alto, N formará nitretos grosseiros e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de N está dentro do intervalo de 0,0010 a 0,0100%. Um limite superior preferencial do teor de N é 0,0050% e mais preferencialmente 0,0040%. Um limite inferior preferencial do teor de N é 0,0015%.

[0083] O: 0,0030% ou menos Oxigênio (O) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de O é maior que 0%. Oxigênio (O) forma óxidos grosseiros e reduz a resistência à corrosão do tubo de aço. Portanto, o teor de O é 0,0030% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de O é 0,0020%. De preferência, o teor de O é o mais baixo possível. No entanto, se o teor de O for excessivamente reduzido, o custo de produção aumenta significativamente. Portanto, ao levar em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de O é 0,0001%, mais preferencialmente é 0,0002% e ainda mais preferencialmente é 0,0003%.

[0084] O balanço da composição química do tubo de aço de acordo com a presente modalidade é Fe e impurezas. Neste documento, o termo “impurezas” refere-se aos elementos que, durante a produção industrial do tubo de aço, são misturados a partir do minério ou refugo que é usado como matéria-prima do material de aço ou a partir do ambiente de produção ou semelhante e que são permitidos dentro de um intervalo que não afeta de forma adversa o material de aço de acordo com a presente modalidade.

[0085] [Quanto aos elementos opcionais] A composição química do tubo de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos do elemento selecionado do grupo que consiste em V e Nb como um substituto para uma parte do Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional e aumenta a resistência SSC do material de aço.

[0086] V: 0 a 0,300% O Vanádio (V) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de V pode ser 0%. Se estiver contido, V combina-se com C ou N para formar carbetos, nitretos ou carbonitretos (doravante mencionados como “carbonitretos ou semelhantes”). Os carbonitretos e semelhantes refinam a subestrutura do tubo de aço pelo efeito de pinagem e melhoram a resistência SSC do tubo de aço. V também forma carbetos finos durante o revenimento. Os carbetos finos aumenta a resistência ao amolecimento no revenimento do tubo de aço e aumentam a resistência do tubo de aço. Além disso, como V também forma carbetos do tipo MC esféricos, o V suprime a formação de carbetos do tipo M2C acicular e, assim, aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de V é contida, os efeitos supracitados são obtidos até certo ponto. Contudo, se o teor de V for muito alto, a tenacidade do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de V está dentro do intervalo de 0 a 0,300%. Um limite inferior preferencial do teor de V é maior do que 0%, mais preferencialmente é 0,010%, e mais preferencialmente é 0,020%. Um limite superior preferencial do teor de V é 0,200%, mais preferencialmente é 0,150% e ainda mais preferencialmente é 0,120%.

[0087] Nb: 0 a 0,100% O Nióbio (Nb) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Nb pode ser 0%. Se contido, o Nb forma carbonitretos e semelhantes. Os carbonitretos e semelhantes refinam a subestrutura do tubo de aço pelo efeito de pinagem e aumentam a resistência SSC do tubo de aço. Além disso, como Nb também forma carbetos do tipo MC esféricos, o Nb suprime a formação de carbetos do tipo M2C acicular e, assim, aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Nb é contida, os efeitos supracitados são obtidos até certo ponto. No entanto, se o teor de Nb for muito alto, formam-se carbonitretos e semelhantes em excesso e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Nb está dentro do intervalo de 0 a 0,100%. Um limite inferior preferencial do teor de Nb é de 0%, mais preferencialmente é de 0,002%, ainda mais preferencialmente é de 0,003%, e ainda mais preferencialmente é de 0,007%. Um limite superior preferencial do teor de Nb é 0,075% e mais preferencialmente 0,050%.

[0088] Um total dos teores de V e Nb supracitados é de preferência 0,300% ou menos, e ainda mais preferencialmente é 0,200% ou menos.

[0089] A composição química do tubo de aço que é descrito acima pode conter ainda V como um substituto para uma parte do Fe.

[0090] B: 0 a 0,0030% O Boro (V) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de B pode ser 0%. Se contido, B é dissolvido em aço e melhora a temperabilidade de um tubo de aço, aumentando assim a resistência do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de B é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de B for muito alto, os nitretos grosseiros são formados e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de B é de 0 a 0,0030%. O limite inferior preferencial do teor de B é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,0001%, ainda mais preferencialmente é de 0,0003%, e ainda mais preferencialmente é de 0,0007%. O limite superior preferencial do teor de B é 0,0025%.

[0091] A composição química do tubo de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos do elemento selecionado do grupo que consiste em Ca, Mg e Zr como um substituto para uma parte do Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional e aumenta a resistência SSC do material de aço.

[0092] Ca: 0 a 0,0100% O Cálcio (Ca) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Ca pode ser 0%. Se contido, Ca neutraliza S no tubo de aço ao formar sulfetos e aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Ca é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Ca for muito alto, os óxidos do tubo aço se tornam grosseiros e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Ca está dentro do intervalo de 0 a 0,0100%. Um limite inferior preferencial do teor de Ca é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,0001%, ainda mais preferencialmente é de 0,0003%, ainda mais preferencialmente é de 0,0006% e ainda mais preferencialmente é de 0,0010%. Um limite superior preferencial do teor de Ca é 0,0025% e mais preferencialmente 0,0020%.

[0093] Mg: 0 a 0,0100% O Magnésio (Ca) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Mg pode ser 0%. Se contido, Mg neutraliza S no tubo de aço ao formar sulfetos e aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Mg é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Mg for muito alto, os óxidos no tubo de aço se tornam grosseiros e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Mg está dentro do intervalo de 0 a 0,0100%. Um limite inferior preferencial do teor de Mg é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,0001%, ainda mais preferencialmente é de 0,0003%, e ainda mais preferencialmente é de 0,0006%, e ainda mais preferencialmente é de 0,0010%. Um limite superior preferencial do teor de Mg é 0,0025% e mais preferencialmente é 0,0020%.

[0094] Zr: 0 a 0,0100% O Zircônio (Zr) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Zr pode ser 0%. Se contido, Zr neutraliza S no tubo de aço ao formar sulfetos e aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Zr é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Zr for muito alto, os óxidos do tubo aço se tornam grosseiros e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de Zr está dentro do intervalo de 0 a 0,0100%. Um limite inferior preferencial do teor de Zr é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,0001%, ainda mais preferencialmente é de 0,0003%, ainda mais preferencialmente é de 0,0006% e ainda mais preferencialmente é de 0,0010%. Um limite superior preferencial do teor de Zr é 0,0025% e mais preferencialmente é 0,0020%.

[0095] No caso em que dois ou mais tipos de elementos selecionados do grupo acima mencionado contendo Ca, Mg e Zr estão contidos em combinação, o total dos teores destes elementos é de preferência de 0,0100% ou menos, e mais preferencialmente é de 0,0050% ou menos.

[0096] A composição química do tubo de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos do elemento selecionado do grupo que consiste em Co e W como um substituto para uma parte do Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional que forma um revestimento de proteção contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Por meio disso, cada um desses elementos aumenta a resistência SSC do tubo de aço.

[0097] Co: 0 a 1,00% O cobalto (Co) é um elemento opcional e não precisa ser contido. Em outras palavras, o teor de Co pode ser 0%. Se contido, Co forma um revestimento de proteção contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Por meio disto, Co aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Co é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Co for muito alto, a temperabilidade do tubo de aço diminuirá e a resistência do tubo de aço diminuirá. Portanto, o teor de Co está dentro do intervalo de 0 a 1,00%. Um limite inferior preferencial do teor de Co é maior do que 0%, mais preferencialmente é 0,02%, e mais preferencialmente é 0,05%. Um limite superior preferencial do teor de Co é 0,80% e mais preferencialmente 0,70%.

[0098] W: 0 a 1,00% O Tungstênio (W) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de W pode ser 0%. Se contido, W forma um revestimento de proteção contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Por meio disto, W aumenta a resistência SSC do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de W é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de W for muito alto, formam-se carbetos grosseiros no tubo de aço e a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, o teor de W está dentro do intervalo de 0 a 1,00%. Um limite inferior preferencial do teor de W é maior do que 0%, mais preferencialmente é 0,02%, e mais preferencialmente é 0,05%. Um limite superior preferencial do teor de W é 0,80% e mais preferencialmente é 0,70%.

[0099] A composição química do tubo de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos do elemento selecionado do grupo que consiste em Ni e Cu como um substituto para uma parte do Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional e aumenta a temperabilidade do tubo de aço.

[0100] Ni: 0 a 0,50% O Níquel (Ni) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Ni pode ser 0%. Se contido, N melhora a temperabilidade do tubo de aço e aumenta a resistência do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Ni é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Ni for muito elevado, o Ni promoverá a corrosão local e a resistência SSC do tubo de aço diminuirá. Portanto, o teor de Ni está dentro do intervalo de 0 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Ni é de 0%, mais preferencialmente é de 0,01%, ainda mais preferencialmente é de 0,02%, e ainda mais preferencialmente é de 0,05%. Um limite inferior preferencial do teor de Ni é 0,35% e mais preferencialmente 0,25%.

[0101] Cu: 0 a 0,50% O Cobre (Cu) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Cu pode ser 0%. Se contido, Cu melhora a temperabilidade do tubo de aço e aumenta a resistência do tubo de aço. Se mesmo uma pequena quantidade de Cu é contida, o efeito supracitado é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Cu for muito elevado, a temperabilidade do tubo de aço será muito alta e a resistência SSC do tubo de aço diminuirá. Portanto, o teor de Cu está dentro do intervalo de 0 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Cu é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,01%, ainda mais preferencialmente é de 0,02%, e ainda mais preferencialmente é de 0,05%. Um limite superior preferencial do teor de Cu é 0,35% e mais preferencialmente 0,25%.

[0102] [Quantidade de C dissolvido] O tubo de aço de acordo com a presente modalidade também contém uma quantidade de C dissolvido dentro de um intervalo de 0,010 a 0,050% em massa. Se a quantidade de C dissolvido for inferior a 0,010% em massa, a imobilização de deslocamentos no tubo de aço será insuficiente e a excelente resistência SSC do tubo de aço não será obtida. Observe que nos limites da composição química e nas propriedades mecânicas (limite de escoamento (grau 125 ksi) e limite de escoamento na direção circunferencial a ser descrita posteriormente) da presente modalidade, se a quantidade de C dissolvido for 0,050% em massa ou menos, pode ser obtido um tubo de aço com excelente resistência SSC. Portanto, a quantidade de C dissolvido está dentro do intervalo de 0,010 a 0,050% em massa. Um limite inferior preferencial da quantidade de C dissolvido é 0,015% em massa, e mais preferencialmente 0,020% em massa.

[0103] [Método para calcular a quantidade de C dissolvido] O termo “quantidade de C dissolvido” significa a diferença entre a quantidade de C (% em massa) em carbetos no tubo de aço e o teor de C da composição química do tubo de aço. A quantidade de C em carbetos no tubo de aço é determinada pela Fórmula (1) para a Fórmula (5) usando uma concentração de Fe <Fe>a, uma concentração de Cr <Cr>a, uma concentração de Mn <Mn>a, uma concentração de Mo <Mo>a, uma concentração <V>a e uma concentração de Nb <Nb>a em carbetos (cementita e carbetos do tipo MC) obtidos como resíduo quando a análise do resíduo de extração é realizada no tubo de aço e uma concentração de Fe <Fe>b, uma concentração de Cr <Cr>b, uma concentração de Mn <Mn>b e uma concentração de Mo <Mo>b em cementita obtida realizando análise pontual por EDS com relação à cementita identificada por meio da observação TEM de um filme de réplica obtido por um método de extração de réplica. <Mo>c = (<Fe>a+<Cr>a+<Mn>a)x<Mo>b/(<Fe>b+<Cr>b+<Mn>b) (1) <Mo>d = <Mo>a-<Mo>c (2) <C>a = (<Fe>a/55,85+<Cr>a/52+<Mn>a/53,94+<Mo>c/95,9)/3x12 (3) <C>b = (<V>a/50,94+<Mo>d/95,9+<Nb>a/92,9)x12 (4) (quantidade de C dissolvido) = <C>-(<C>a+<C>b) (5) Note que, na presente descrição, o termo “cementita” significa carbetos contendo um teor de Fe de 50% em massa ou mais. Abaixo, o método para calcular a quantidade de C dissolvido é descrito em detalhes.

[0104] [Determinação do teor de C do tubo de aço] Uma amostra de análise com a forma de um chip usinado é retirada de uma porção central da espessura da parede do tubo de aço. O teor de C (% em massa) é analisado por um método de absorção por infravermelho por combustão de fluxo de oxigénio. O valor resultante foi considerado como sendo o teor de C (<C>) do tubo de aço.

[0105] [Cálculo da quantidade de C que precipita como carbetos (quantidade C precipitada)] A quantidade de C precipitado é calculada pelos seguintes procedimentos de 1 a 4. Especificamente, no procedimento 1, é realizada uma análise de resíduos de extração. No procedimento 2, um método de réplica de extração usando um TEM e uma análise de concentração de elementos (doravante mencionado como “análise EDS”) dos elementos na cementita é realizada por EDS. No procedimento 3, o teor de Mo é ajustado. No procedimento 4, a quantidade de C precipitado é calculada.

[0106] [Procedimento 1. Determinação das quantidades residuais de Fe, Cr, Mn, Mo, V e Nb por análise de resíduos de extração]No procedimento 1, carbetos no tubo de aço são capturados como resíduo e os teores de Fe, Cr, Mn, Mo, V e Nb no resíduo são determinados. Neste documento, o termo “carbetos” é um termo genérico para cementita (carbetos do tipo M3C) e carbetos do tipo MC. O procedimento específico é o que se segue. Uma amostra cilíndrica com um diâmetro de 6 mm e um comprimento de 50 mm é extraída de uma parte central da espessura da parede do tubo de aço de maneira que o centro da espessura da parede torna-se o centro da seção transversal. A superfície da amostra de teste extraída é polida para remover cerca de 50 μm por eletropolimento preliminar para obter uma superfície recém-formada. A amostra de teste eletropolida é submetida à eletrólise em uma solução eletrolítica de 10% de acetilacetona + 1% de tetra-amônio + metanol. A solução eletrolítica após a eletrólise é passada através de um filtro de 0,2-μm para capturar resíduos. O resíduo obtido é submetido à decomposição ácida, e as concentrações de Fe, Cr, Mn, Mo, V e Nb são determinadas em unidades de percentual em massa por espectrometria de emissão óptica por ICP (plasma indutivamente acoplado). As concentrações são definidas como <Fe>a, <Cr>a, <Mn>a, <Mo>a, <V>a e <Nb>a, respectivamente.

[0107] [Procedimento 2. Determinação do teor de Fe, Cr, Mn e Mo em cementita pelo método de réplica de extração e EDS] No procedimento 2, o teor de cada um dos Fe, Cr, Mn e Mo na cementita é determinado. O procedimento específico é o que se segue. Uma amostra de microteste é cortada a partir de uma porção central da espessura da parede do tubo de aço e a superfície da amostra de microteste é finalizada por polimento de espelho. A amostra de teste é imersa durante 10 minutos em um reagente de gravação nital a 3% para gravar a superfície. A sua superfície é coberta com uma película de carbono depositada. A amostra de teste cuja superfície é coberta com o filme depositado é imersa em um reagente de gravação nital a 5% e mantida nela durante 20 minutos para fazer com que a película depositada se solte. O filme depositado que é descascado é limpo com etanol e depois é recolhido com uma tela de folha e seco. O filme depositado (filme de réplica) é observado usando um TEM, e a análise pontual por EDS é realizada em relação a 20 partículas de cementita. A concentração de cada um dos elementos Fe, Cr, Mn e Mo é determinada em unidades de percentual em massa, considerando-se o total dos elementos de liga, excluindo carbono na cementita como 100%. As concentrações são determinadas para 20 partículas de cementita, e os valores médios aritméticos para os respectivos elementos são definidos como: <Fe>b, <Cr>b, <Mn>b e <Mo>b.

[0108] [Procedimento 3. Ajuste da quantidade de Mo] Em seguida, a concentração de Mo nos carbetos é determinada.Neste caso, Fe, Cr, Mn e Mo concentram-se na cementita. Por outro lado, V, Nb e Mo concentram-se em carbetos do tipo MC. Em outras palavras, o Mo é concentrado em cementita e carbetos do tipo MC por meio de revenimento. Portanto, a quantidade de Mo é calculada separadamente para cementita e para carbetos do tipo MC. Note que, em alguns casos, uma parte de V também se concentra em cementita. No entanto, a quantidade de V que se concentra na cementita é insignificantemente pequena em comparação com a quantidade de V que se concentra em carbetos do tipo MC. Portanto, ao determinar a quantidade de C dissolvido, V é considerado como concentrado apenas em carbetos do tipo MC.

[0109] Especificamente, a quantidade de Mo que precipita como cementita (<Mo>c) é calculada pela fórmula (1).

[0110] Por outro lado, a quantidade de Mo que precipita como carbetos do tipo MC (<Mo>d) é calculada em unidades de percentual em massa pela Fórmula (2).

[0111] [Procedimento 4. Cálculo da quantidade de C precipitada] A quantidade de C precipitada é calculada como o total da quantidade de C que precipita como cementita (<C>a) e a quantidade de C precipitando como carbetos do tipo MC (<C>b). <C>a e <C>b são calculados em unidades de percentual em massa pela Fórmula (3) e Fórmula (4), respectivamente. Note que, a Fórmula (3) é uma fórmula que é derivada do fato de que a estrutura da cementita é uma estrutura do tipo M3C (M inclui Fe, Cr, Mn e Mo).

[0112] Assim, a quantidade de C precipitada é <C>a + <C>b.

[0113] [Cálculo da Quantidade de C dissolvido] A quantidade de C dissolvido (doravante também mencionada como “<C>c”) é calculada em unidades de percentual em massa pela fórmula (5) como uma diferença entre o teor de C (<C>) e a quantidade precipitada de C do tubo de aço.

[0114] [Microestrutura] A microestrutura do tubo de aço de acordo com a presente invenção é composta principalmente de martensita revenida e bainita revenida. Mais especificamente, a razão volumétrica de martensita revenida e bainita revenida na microestrutura é de 90% ou mais. Em outras palavras, as razões volumétricas de martensita revenida e bainita revenida na microestrutura é de 90% ou mais. O balanço da microestrutura é, por exemplo, ferrita ou perlita. Se a martensita revenida e a bainita revenida estiverem contidas em uma quantidade de 90% ou mais em razão volumétrica na microestrutura de um tubo de aço que contém a composição química supracitada, o limite de escoamento à tração na direção axial do tubo de aço estará no intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento será de 90% ou mais.

[0115] Na presente modalidade, se o limite de escoamento à tração na direção axial estiver em um intervalo de 862 a 965 Mpa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento for 90% ou mais, presume-se que a razão volumétrica de martensita revenida e bainita revenida na microestrutura seja 90% ou mais. De preferência, a microestrutura é composta apenas por martensita revenida e bainita revenida. Em outras palavras, o total das razões volumétricas de martensita revenida e bainita revenida na microestrutura pode ser de 100%.

[0116] Note que, o seguinte método pode ser adotado no caso de determinar as razões volumétricas de martensita revenida e bainita revenida por observação da microestrutura. Uma amostra de teste tendo uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção do eixo do tubo e 10 mm na direção circunferencial do tubo é cortada de uma porção central da espessura da parede do tubo de aço. Depois de polir a superfície de observação da amostra para obter uma superfície espelhada, a amostra é imersa por cerca de 10 segundos em um reagente de gravação nital para revelar a microestrutura por gravação. A superfície de observação gravada é observada por meio de uma imagem secundária de elétrons obtida usando um microscópio eletrônico de varredura (MEV) e a observação é realizada por meio de 10 campos visuais. A área de cada campo visual é de 400 μm2 (ampliação de x5000).

[0117] Em cada campo visual, a martensita revenida e a bainita revenida podem ser diferenciadas de outras fases (ferrita ou perlita) com base no contraste. Assim, em cada campo visual, a martensita revenida e bainita revenida são identificadas. Em seguida, é determinado um total de frações de área da martensita revenida identificada e da bainita revenida. Na presente modalidade, um valor da média aritmética dos totais das frações de área de martensita revenida e bainita revenida determinadas em todos os campos visuais é definido como a razão volumétrica total (%) de martensita revenida e bainita revenida.

[0118] [Carbeto ε (Fe2,4C)] Em um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o número de partículas de carbeto ε contidas na microestrutura é de preferência 30/μm3 ou menos. Quando a densidade numérica de partículas de carbeto ε é superior a 30/μm3, a resistência SSC do tubo de aço diminuirá. De preferência, o carbeto ε contido é o mais baixo possível. Em outras palavras, a densidade numérica de partículas de carbeto ε pode ser 0/μm3. No entanto, é aceitável mesmo que 30/μm3 do partículas de carbeto ε estejam contidas em um tubo de aço. Portanto, a densidade numérica de partículas de carbeto ε é de preferência 30/μm3 ou menos.

[0119] Considera-se que o carbeto ε precipita mantendo-se em uma condição quente de cerca de 200°C. Por esse motivo, é improvável que os elementos de liga estejam concentrados no carbeto ε. Portanto, na presente modalidade, um precipitado no qual 97% em % em massa ou mais de elementos constituintes, exceto carbono, é Fe quando a análise composicional é realizada é definido como carbeto ε.

[0120] A densidade numérica de partículas de carbeto ε na microestrutura de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade com base na definição supracitada podem ser determinadas pelo método a seguir. Uma amostra de filme fino (espessura de 100 nm a 200 nm) para observação da estrutura é retirada de qualquer posição de uma seção do tubo de aço. Mais especificamente, uma amostra de filme fino para observação da estrutura é retirada de uma porção central da espessura da parede do tubo de aço e cinco campos visuais arbitrários são identificados. Para 5 campos visuais identificados, a observação da estrutura por TEM é realizada com uma ampliação de 10000 vezes. Especificamente, quaisquer 5 campos visuais (1μm x 1mμ) são identificados como o campo visual de observação. Em seguida, os precipitados são identificados com base no contraste de cada campo visual.

[0121] Para os precipitados identificados, é realizada uma análise composicional por EDS do TEM. Como resultado da análise de composição por EDS, um precipitado no qual 97% em massa ou mais dos elementos constituintes, exceto o carbono, é Fe, é identificado como carbeto ε. É determinado um número total de partículas de carbetos ε que são identificadas nos 5 campos visuais. Assim, a partir do número total determinado de partículas de carbeto ε e o volume da amostra de filme fino, a densidade numérica de partículas de carbeto ε (/μm3) é determinada. Observe que o volume da amostra de filme fino pode ser determinado a partir da área de campo visual de observação supracitada do TEM e uma espessura da amostra de filme fino determinada por análise usando a Espectroscopia de Perda de Energia Eletrônica (doravante também denominada “EELS”) associada ao TEM.

[0122] [Limite de escoamento à tração e índice de rendimento na direção axial do tubo de aço] O limite de escoamento à tração na direção axial de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade está em um intervalo entre 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento na direção axial de um tubo de aço é 90% ou mais. Como descrito acima, o limite de escoamento à tração na direção axial, conforme usado na presente descrição, refere-se à aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida por um teste de tração na direção axial de um tubo de aço. Em suma, o limite de escoamento de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade é grau 125 ksi.

[0123] O limite de escoamento à tração na direção axial do tubo de aço de acordo com a presente modalidade pode ser determinado pelo método a seguir. Especificamente, um teste de tração é realizado em um método de acordo com a ASTM E8 (2013). Uma amostra de barra redonda é retirada de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade. O tamanho da amostra de barra redonda é, por exemplo, 4 mm no diâmetro da porção paralela e 35 mm no comprimento da porção paralela. A direção axial da amostra de barra redonda é paralela à direção axial do tubo de aço sem.

[0124] A aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida através da realização de um teste de tração usando a amostra de barra redonda à temperatura normal (25°C) na atmosfera é definida como limite de escoamento à tração na direção axial (MPa). Além disso, a tensão máxima durante o alongamento uniforme é definida como uma resistência à tração (MPa). Um índice de rendimento YR (%) pode ser determinado como um limite de escoamento YS para uma resistência à tração TS (YR = YS/TS).

[0125] [Limite de escoamento à tração e limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço O limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade está no intervalo de 862 a 965 MPa e o limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço é de 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço. Conforme descrito até agora, a direção circunferencial de um tubo de aço, conforme usada na presente descrição, significa uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço, em qualquer ponto do tubo de aço.

[0126] Portanto, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço significa a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida por um teste de tração em uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço, em qualquer ponto do tubo de aço. O limite de escoamento compressivo na direção circunferencial de um tubo de aço significa a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida por um teste de compressão em uma direção perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço, em qualquer ponto no tubo de aço.

[0127] Quando o limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço é mais de 80 MPa superior que o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço, uma excelente resistência SSC não será obtida no teste de tração de carga constante, mesmo se uma excelente resistência SSC for obtida no teste DCB. Por outro lado, se a retilineidade e/ou circularidade de um tubo de aço após o revenimento for melhorada por alinhamento a quente, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço é, em alguns casos, 30 MPa ou ainda maior que o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço. Portanto, em um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço é 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço.

[0128] O limite inferior preferível da diferença entre o limite de escoamento à tração e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial de um tubo de aço é de 31 MPa, mais preferencialmente é de 33 MPa, ainda mais preferencialmente é de 40 MPa e ainda mais preferencialmente é de 50 MPa. Um tubo de aço de acordo com a presente modalidade tem excelente resistência SSC em resultado da satisfação da composição química supracitada, quantidade de C dissolvido, microestrutura e propriedades mecânicas, mesmo se for submetido a alinhamento a quente após o revenimento.

[0129] O limite de escoamento à tração na direção circunferencial de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade pode ser medido pelo método a seguir. Especificamente, um teste de tração é realizado em um método de acordo com a ASTM E8 (2013). Uma amostra de barra redonda é retirada de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade. O tamanho da amostra de barra redonda é, por exemplo, 4 mm no diâmetro da porção paralela e 35 mm no comprimento da porção paralela.

[0130] Observe que a amostra de barra redonda é coletado de forma que a direção axial da amostra de barra redonda seja perpendicular à direção axial do tubo de aço e também perpendicular à direção radial do tubo de aço, em uma parte central da amostra de barra redonda. Em outras palavras, a direção axial da amostra de barra redonda é paralela à direção circunferencial do tubo de aço na parte central da amostra de barra redonda. A aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida através da realização de um teste de tração usando a amostra de barra redonda à temperatura ambiente (25°C) na atmosfera é definida como o limite de escoamento à tração (MPa) na direção circunferencial.

[0131] O limite de escoamento compressivo na direção circunferencial de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade pode ser medido pelo método a seguir. Uma amostra de barra redonda é retirada de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, como no método de medição supracitado da resistência à tração na direção circunferencial. A aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida pela realização de um teste de compressão usando a amostra de barra redonda à temperatura ambiente (25°C) na atmosfera é definida como o limite de escoamento compressivo (MPa) na direção circunferencial.

[0132] Um tubo de aço de acordo com a presente modalidade possui as propriedades mecânicas supracitadas. Neste documento, as propriedades mecânicas supracitadas especificamente significam que, em um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o limite de escoamento à tração na direção axial está em um intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi), o índice de rendimento na direção axial é 90% ou mais, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial está em um intervalo de 862 a 965 MPa e, além disso, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial é 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial.

[0133] Tais propriedades mecânicas são dependentes da microestrutura (fases, precipitados e inclusões) do tubo de aço e/ou da estrutura cristalina e/ou disposição atômica do cristal metálico e seu balanço adicional. Nos últimos anos, os instrumentos de medição fizeram progressos notáveis. No entanto, não foi encontrada nenhuma técnica de medição que reconheça diferenças na microestrutura, na estrutura cristalina e na disposição atômica do cristal metálico com alta reprodutibilidade e alta resolução, como nas propriedades mecânicas.

[0134] Em outras palavras, a técnica de medição desejada no campo das ligas é uma técnica de medição que pode reconhecer diferenças na microestrutura, na estrutura do cristal e na disposição atômica do cristal metálico com maior reprodutibilidade e alta resolução. Portanto, um tubo de aço que satisfaz essas propriedades mecânicas e um tubo de aço que não satisfaz essas propriedades mecânicas são claramente diferentes na microestrutura e/ou na estrutura cristalina e/ou na disposição atômica do cristal metálico. Portanto, um tubo de aço que satisfaça as propriedades mecânicas supracitadas pode efetivamente alcançar excelente resistência SSC.

[0135] [Forma do tubo de aço] A forma do tubo de aço de acordo com a presente modalidade não é particularmente limitada. Quando o tubo de aço é um tubo de aço de poço de petróleo, o tubo de aço é preferencialmente um tubo de aço sem costura. Além disso, neste caso, uma espessura de parede preferencial é de 9 a 60 mm. O tubo de aço de acordo com a presente modalidade é, em particular, adequado para utilização como um tubo de aço sem costura de parede pesada. Mais especificamente, mesmo quando o tubo de aço de acordo com a presente modalidade é um tubo de aço sem costura com uma espessura de parede de 15 mm ou mais e mais 20 mm ou mais, ele exibe um limite de escoamento no intervalo de 862 a 965 MPa (125 a 140 ksi, grau 125 ksi) e excelente resistência SSC.

[0136] [Resistência SSC do tubo de aço] A resistência SSC de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade pode ser avaliada por um teste DCB de acordo com ao Método D da NACE TM0177-2005 e um teste de tração de carga constante de acordo com o Método A da NACE TM0177-2005.

[0137] No teste DCB, uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que é ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução B da NACE) é empregada como solução de teste. Uma amostra de teste DCB ilustrada na FIG. 3A é tomada a partir de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade. A direção longitudinal da amostra do teste DCB é paralela à direção axial do tubo de aço. Uma cunha ilustrada na FIG. 3B também é retirado do tubo de aço de acordo com a presente modalidade. A espessura t da cunha foi de 3,10 (mm).

[0138] Referindo-se à FIG. 3A, a cunha supracitada foi conduzida entre os braços da amostra do teste DCB. A amostra de teste DCB na qual a cunha foi conduzida e colocada em um recipiente de teste. Depois disso, a solução de teste supracitada é vertida no recipiente de teste de modo a deixar uma porção da fase de vapor e é adotada como um banho de teste. Após a desgaseificação do banho de teste, uma mistura gasosa composta por 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 é soprada no recipiente de teste para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O interior do recipiente de teste é mantido a uma temperatura de 24°C durante 17 dias (408 horas) enquanto se agita o banho de teste. Depois de mantido durante 408 horas, a amostra de teste DCB é retirada do recipiente de teste.

[0139] Foi inserido um pino em um furo formado na ponta dos braços de cada amostra de teste DCB que foi obtida e foi aberta uma porção de entalhe com uma máquina de teste de tensão, e foi medida uma cunha que libera tensão P. Além disso, o entalhe na amostra de teste DCB foi liberada no nitrogênio líquido e foi medido um comprimento de propagação de trincamento “a” com respeito à propagação de trincamento que ocorreu durante a imersão. O comprimento de propagação de trincamento “a” foi medido visualmente utilizando paquímetros. Foi determinado um valor Kissc (MPaVm) de tenacidade de fratura usando a Fórmula (6) com base na cunha de liberação de tensão P obtida e no comprimento de propagação de trincamento “a”.

[0140]

[0141] Na Fórmula (6), h representa a altura (mm) de cada braço da amostra de teste DCB, B representa a espessura (mm) da amostra de teste DCB e Bn representa a espessura da malha (mm) da amostra de teste DCB. Estes são definidos no "Método D" da NACE TM0177-2005.

[0142] No teste de tração de carga constante, uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que é ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução B da NACE) é usada como solução de teste. As amostras de barra redonda são retirados de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade. O tamanho da amostra de barra redonda é, por exemplo, 6,35 mm de diâmetro, com um comprimento de porção paralela de 25,4 mm. Observe que a direção axial da amostra da barra redonda é paralela à direção axial do tubo de aço.

[0143] Uma tensão (776 MPa) correspondente a 90% de 125 ksi (862 MPa) é aplicada à amostra de barra redonda. A solução de teste em 24°C é derramada em um recipiente de teste para que a amostra de barra redonda à qual a tensão foi aplicado seja imersa no mesmo e isso seja adotado como um banho de teste. Após a desgaseificação do banho de teste, uma mistura gasosa consistindo de 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 é soprado no recipiente de teste para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O banho de teste no qual a amostra de barra redonda está imerso é mantido em 24°C durante 720 horas.

[0144] No tubo de aço de acordo com a presente modalidade, o valor K1SSC de tenacidade de fratura determinado no teste DCB é de 30,0 MPaVm ou mais, e além disso, o trincamento não é confirmado após 720 horas decorridas, em uma condição do teste de tração de carga constante supracitado. Observe que, na presente descrição, a declaração “trincamento não é confirmado” significa que o trincamento não é confirmado em um caso em que a amostra após o teste foi observada a olho nu.

[0145] [Método de Produção] O método para produzir um tubo de aço de acordo com a presente modalidade inclui um processo de preparação, um processo de têmpera, um processo de revenimento, um processo de alinhamento a quente, um processo de ajuste de temperatura da casca oca e um processo de resfriamento rápido. O processo de preparação pode incluir um processo de preparação de matéria-prima e um processo de trabalho a quente. Na presente modalidade, um método para produzir um tubo de aço sem costura será descrito como um exemplo de um método para produzir um tubo de aço. O método para produzir um tubo de aço sem costura inclui um processo de preparação de uma casca oca (processo de preparação), um processo de submeter a concha oca a têmpera e revenimento (processo de têmpera e processo de revenimento), um processo de alinhamento a quente, um processo de ajuste de temperatura da casca oca e um processo de resfriamento rápido. Cada um desses processos é descrito em detalhes abaixo.

[0146] [Processo de Preparação] No processo de preparação, é preparada uma casca oca contendo a composição química supracitada. O método para produzir a casca oca não é particularmente limitado desde que a casca oca contenha a composição química supracitada.

[0147] O processo de preparação pode preferencialmente incluir um processo no qual uma matéria-prima é preparada (processo de preparação de matéria-prima) e um processo no qual a matéria-prima é submetida a trabalho a quente para produzir uma casca oca (processo de trabalho a quente). Em seguida, um caso em que o processo de preparação inclui o processo de preparação da matéria-prima e o processo de trabalho a quente é descrito em detalhe.

[0148] [Processo de preparação da matéria-prima] No processo de preparação da matéria-prima, uma matéria-prima é produzida usando aço fundido contendo a composição química supracitada. O método para produzir a matéria-prima não é particularmente limitado e pode ser usado um método bem conhecido. Especificamente, a peça fundida (uma placa, lupa ou tarugo) é produzida por uma processo de fundição contínua usando o aço fundido. Pode ser produzido também um lingote por um processo de produção de lingote usando o aço fundido. Como necessário, a placa, lupa ou lingote pode ser submetido a desbaste para produzir um tarugo. A matéria-prima (uma placa, lupa ou tarugo) é produzida pelo processo descrito acima.

[0149] [Processo de trabalho a quente] No processo de trabalho a quente, a matéria-prima que foi preparada é submetida a trabalho a quente para produzir uma casca oca. Primeiro, o tarugo é aquecido no forno de aquecimento. Embora a temperatura de aquecimento não seja particularmente limitada, por exemplo, a temperatura de aquecimento está dentro de um intervalo de 1100 a 1300°C. O tarugo que é extraído a partir do forno de aquecimento é submetido a trabalho a quente para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura). O método de trabalho a quente não é particularmente limitado e um método bem conhecido pode ser usado.

[0150] Por exemplo, o processo Mannesmann pode ser realizado conforme o trabalho a quente para produzir a casca oca. Neste caso, um tarugo redondo é laminado por perfuração usando uma perfuradora. Quando se realiza a laminação por perfuração, embora a razão de perfuração não seja particularmente limitada, a razão de perfuração está, por exemplo, dentro de um intervalo de 1,0 a 4,0. O tarugo redondo que foi submetido a laminação por perfuração é ainda laminado a quente para formar uma casca oca usando um laminador contínuo, um redutor, um moinho de dimensionamento ou semelhante. A redução cumulativa de área no processo de trabalho a quente é, por exemplo, de 20 a 70%.

[0151] Uma casca oca pode ser produzida também a partir do tarugo por outro método de trabalho a quente. Por exemplo, no caso de um tubo de aço de parede pesada de um comprimento curto tal como um acoplamento, uma casca oca pode ser produzida por forjamento, tal como por processo de Ehrhardt. Uma casca oca é produzida pelo processo acima. Embora não particularmente limitada, a espessura da parede da casca oca é, por exemplo, de 9 a 60 mm.

[0152] A casca oca produzida por trabalho a quente pode ser resfriada por ar (produto laminado). A casca oca produzida por trabalho a quente pode ser submetido a têmpera direta após trabalho a quente sem ser resfriado à temperatura normal ou pode ser submetido a têmpera após sofrer aquecimento suplementar (reaquecimento) após laminação a quente.

[0153] No caso de realizar a têmpera direta ou têmpera após aquecimento suplementar, é preferencial parar o resfriamento pela metade durante o processo de têmpera ou conduzir resfriamento lento. Neste caso, o trincamento de têmpera pode ser suprimido. Em um caso onde a têmpera direta é realizada após trabalho a quente ou a têmpera é realizada após aquecimento suplementar após trabalho a quente, para fins de eliminar tensão residual, pode-se realizar um tratamento de alívio de tensão (tratamento SR) em um momento que é após a têmpera e antes do tratamento a quente do próximo processo. Nesse caso, uma tensão residual da casca oca pode ser eliminada.

[0154] Como descrito acima, uma casca oca é preparada no processo de preparação. A casca oca pode ser produzida pelo processo preferencial supracitado ou pode ser uma casca oca que foi produzido por terceiros ou uma casca oca que foi produzido em outra fábrica diferente da fábrica na qual um processo de têmpera e processo de revenimento que são descritos mais tarde são realizados ou em trabalhos diferentes. O processo de têmpera é descrito em detalhes abaixo.

[0155] [Processo de Têmpera] No processo de têmpera, a casca oca que foi preparada é submetido a têmpera. Como descrito acima, o termo “têmpera”, conforme usado na presente descrição, significa resfriar rapidamente a casca oca que foi aquecido a uma temperatura não inferior ao ponto A3. Uma temperatura de têmpera é de 800 a 1000°C no processo de têmpera da presente modalidade.

[0156] Em um caso em que a têmpera direta é realizada após o trabalho a quente, a temperatura de têmpera corresponde à temperatura da superfície da casca oca que é medida por um termômetro colocado no lado de saída do aparelho que realiza o trabalho final a quente. Além disso, em um caso em que a têmpera é realizada após o aquecimento suplementar ou reaquecimento ser realizado após o trabalho a quente, a temperatura de têmpera corresponde à temperatura do forno que realiza o aquecimento suplementar ou reaquecimento.

[0157] O método de têmpera, por exemplo, resfria continuamente a casca oca a partir da temperatura inicial de têmpera e diminui continuamente a temperatura da casca oca. O método de realizar o tratamento de resfriamento contínuo não é particularmente limitado e um método bem conhecido pode ser usado. O método de realizar o tratamento de resfriamento contínuo é, por exemplo, um método que esfria a casca oca imergindo a casca oca em um banho de água ou um método que resfria a casca oca de forma acelerada por resfriamento de água de chuveiro ou resfriamento por nebulização.

[0158] Se a taxa de resfriamento durante a têmpera é muito lenta, a microestrutura não se torna uma que é composta principalmente de martensita e bainita, e a propriedade mecânica definida na presente modalidade não é obtida. Portanto, como descrito acima, no método para produzir o tubo de aço de acordo com a presente modalidade, a casca oca é rapidamente resfriada durante a têmpera. Especificamente, no processo de têmpera, a taxa média de resfriamento quando a temperatura da casca oca está dentro do intervalo de 800 a 500°C durante a têmpera é definida como uma taxa de resfriamento durante a têmpera CR800-500.

[0159] A taxa de resfriamento durante a têmpera CR800-500 é determinada a partir da temperatura medida em uma região que é resfriada mais lentamente em uma seção da casca oca a ser temperada (por exemplo, uma porção central da espessura da parede da casca oca quando a superfície externa e a superfície interna da casca oca são resfriada à força).

[0160] No processo de têmpera da presente modalidade, a taxa de resfriamento durante a têmpera CR800-500 é 300°C/min ou mais. Um limite inferior preferencial da taxa de resfriamento durante a têmpera CR800-500 é 400°C/min, e mais preferencialmente é 600°C/min. Embora um limite superior da taxa de resfriamento durante a têmpera CR800-500 não seja particularmente definido, por exemplo, o limite superior é 60000°C/min.

[0161] De preferência, a têmpera é realizada após realizar uma pluralidade de vezes o aquecimento da casca oca na zona de austenita. Neste caso, a resistência SSC do tubo de aço aumenta adicionalmente, pois os grãos de austenita são refinados antes da têmpera. O aquecimento na zona de austenita pode ser repetido uma pluralidade de vezes ao realizar a têmpera uma pluralidade de vezes, ou o aquecimento na zona de austenita pode ser repetido uma pluralidade de vezes ao realizar a normalização e têmpera. A seguir, o processo de revenimento será descrito em detalhes.

[0162] [Processo de Revenimento] No processo de revenimento, o revenimento é realizado na casca oca que foi submetida à têmpera supracitada. Como descrito acima, o termo “revenimento”, conforme usado na presente descrição, significa reaquecer e reter a casca oca após a têmpera a uma temperatura menor que o ponto Ac1. A temperatura de revenimento é ajustada de forma adequada de acordo com a composição química da casca oca e o limite de escoamento na direção axial do tubo de aço a ser obtido.

[0163] Ou seja, a temperatura de revenimento é ajustada para a casca oca que contém uma composição química da presente modalidade, de modo que o limite de escoamento na direção axial de um tubo de aço esteja no intervalo de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento na direção axial do tubo de aço é de 90% ou mais. Observe que a temperatura de revenimento significa a temperatura do forno para realizar o revenimento.

[0164] No processo de revenimento da presente modalidade, a temperatura de revenimento é 670°C para o ponto Ac1. Se a temperatura de revenimento for 670°C ou mais, carbetos são esferoidizados de forma suficiente e a resistência SSC do tubo de aço é adicionalmente melhorada.

[0165] No processo de revenimento da presente modalidade, o tempo de espera na temperatura de revenimento (tempo de revenimento) é de 10 a 180 minutos. Se o tempo de revenimento for muito curto, os carbetos não serão esferoidizados o suficiente, portanto, a resistência SSC do tubo de aço ao diminui. Igualmente, se o tempo de revenimento for muito longo, o efeito supracitado é saturado. Além disso, em comparação com outras formas, variações de temperatura em relação ao tubo de aço podem ocorrer durante a espera para revenimento. Portanto, um limite inferior preferencial do tempo de espera para o revenimento é de 15 minutos. Neste documento, o tempo de revenimento (tempo de espera) significa o período de tempo desde a inserção do material de aço ao forno intermediário até a extração do forno.

[0166] Um limite superior preferencial do tempo de revenimento é 90 minutos, mais preferencialmente é 70 minutos, e ainda mais preferencialmente é 60 minutos. Um versado na técnica será suficientemente capaz de fazer com que a o limite de escoamento do tubo de aço contendo a composição química da presente modalidade caia dentro do intervalo de 862 a 965 Mpa (grau 125 ksi), ajustando apropriadamente o tempo de espera supracitado na temperatura de revenimento supracitada. A seguir, o processo de alinhamento a quente será descrito em detalhes.

[0167] [Processo de alinhamento a quente] No processo de alinhamento a quente, o alinhamento em uma condição quente (alinhamento a quente) é realizado na casca oca que foi submetida ao revenimento supracitado. No processo de alinhamento a quente da presente modalidade, uma temperatura para iniciar o alinhamento a quente (temperatura inicial de alinhamento a quente) é 600°C à temperatura de revenimento. Como descrito acima, se a temperatura para executar o alinhamento a quente for muito baixa, ocorre um endurecimento excessivo do trabalho, portanto, a resistência SSC do tubo de aço diminui. Nesse caso, o limite de escoamento na direção axial e/ou na direção circunferencial do tubo de aço pode se tornar muito alta em alguns casos. Por esse motivo, no processo de alinhamento a quente da presente modalidade, a temperatura inicial de alinhamento a quente é ajustada para 600°C ou mais.

[0168] Por outro lado, quando a temperatura inicial do alinhamento a quente é superior à temperatura de revenimento, torna-se necessário um aquecimento suplementar. Portanto, no processo de alinhamento a quente da presente modalidade, a temperatura inicial de alinhamento a quente é ajustada para 600°C à temperatura de revenimento. A temperatura inicial de alinhamento a quente, conforme usada na presente descrição, significa uma temperatura de superfície da casca oca no lado de entrada da máquina de alinhamento. A temperatura da superfície da casca oca no lado de entrada da máquina de alinhamento pode ser medida por um termômetro (por exemplo, termômetro de radiação) colocado no lado de entrada da máquina de alinhamento.

[0169] Como descrito acima, o tipo de máquina de alinhamento para realizar o alinhamento a quente não é particularmente limitado e pode ser usada uma máquina de alinhamento bem conhecida. A máquina de alinhamento pode ser, por exemplo, uma máquina de alinhamento do tipo rolo inclinado (por exemplo, um alinhador rotativo, etc.) ou uma máquina de alinhamento do tipo caixa rotativa. Ou seja, na presente modalidade, o alinhamento a quente pode ser realizado em um método bem conhecido sem qualquer limitação específica.

[0170] A taxa de redução no alinhamento a quente é, por exemplo, 10 a 50%. Uma pessoa versada na técnica no campo de tubos de aço para poços de petróleo pode executar o alinhamento a quente em um tubo de aço a uma taxa de redução apropriada, melhorando assim a retilineidade na direção axial do tubo de aço e/ou a circularidade da forma seccional de tubo de aço. A seguir, o processo de ajuste de temperatura da casca oca será descrito.

[0171] [Processo de ajuste de temperatura da casca oca] No processo de ajuste de temperatura da casa oca, a temperatura da casca oca é ajustada após a realização do processo de alinhamento a quente supracitado. No processo de ajuste de temperatura da casca oca da presente modalidade, a temperatura da casca oca é mantida em um intervalo da temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C durante 10 a 120 segundos após a finalização do alinhamento a quente.

[0172] Na presente descrição, “manter a temperatura da casca oca” pode ser realizada resfriando a casca oca a uma taxa de resfriamento não superior ao resfriamento a ar (resfriamento a ar, resfriamento lento, etc.) para manter a temperatura da casca oca no intervalo de temperatura no momento da finalização do alinhamento a quente a 500°C. Além disso, a temperatura da casca oca pode ser mantida em um intervalo da temperatura no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C aquecendo a casca oca usando um forno de aquecimento suplementar ou um forno de aquecimento de alta frequência. Em outras palavras, no processo de ajuste de temperatura da casca oca, a casca oca pode ser resfriada a ar ou lenta, e também pode ser mantida ou aquecida.

[0173] Como descrito acima, considera-se que a densidade de deslocamento de uma casca oca é aumentada por alinhamento a quente. Portanto, no método para a produção de um tubo de aço de acordo com a presente modalidade, a temperatura da casca oca é mantida após a conclusão do alinhamento a quente até o início do resfriamento rápido a ser descrito posteriormente. Como resultado disso, a diferença entre o limite de escoamento à tração na direção circunferencial e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial é reduzida. Os presentes inventores consideram esse mecanismo da seguinte maneira.

[0174] O alinhamento a quente induz anisotropia na resistência na direção circunferencial da casca oca. Especificamente, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial da casca oca é aumentado e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial é diminuído. Onde, quando um deslocamento é introduzido por alinhamento a quente, o deslocamento recém- introduzido é um deslocamento móvel. Portanto, considera-se que C dissolvido adere ao deslocamento móvel recém-introduzido, mantendo a casca oca em uma condição quente após o alinhamento a quente. Nesse caso, o efeito de Cottrell ocorre na casca oca. Em consequência disto, o limite de escoamento à tração e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial da casca oca aumentam. Por outro lado, manter uma casca oca em uma condição quente diminui a densidade de deslocamento da casca oca em certa medida. Em consequência de tal equilíbrio, a diferença entre o limite de escoamento à tração e o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial pode ser diminuída.

[0175] Com base no mecanismo descrito até o momento, se o tempo para manter a temperatura da casca oca (tempo de manutenção) após a conclusão do alinhamento a quente até o início do resfriamento rápido for muito curto, os deslocamento não podem ser transformados em deslocamentos sésseis por C dissolvido, e, portanto, não é possível melhorar suficientemente a resistência SSC do tubo de aço em alguns casos. Por outro lado, se o tempo de manutenção for muito longo, o C dissolvido pode ser precipitado como carbetos. Nesse caso, a quantidade de C dissolvido se torna muito baixa, a resistência SSC do tubo de aço diminui. Portanto, no processo de ajuste de temperatura da casca oca da presente modalidade, o tempo de manutenção é de 10 a 120 segundos.

[0176] Um limite inferior preferencial do tempo de manutenção é 20 segundos. O limite superior preferencial do tempo de manutenção é 100 minutos.

[0177] Neste documento, no processo de ajuste de temperatura da casca oca da presente modalidade, a temperatura da casca oca a ser mantida (mantendo a temperatura) está dentro de um intervalo da temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C. Se a temperatura de manutenção estiver muito baixa, carbeto ε pode ser precipitado. Neste caso, a resistência SSC do tubo de aço será deteriorada. Por outro lado, se a temperatura de manutenção for muito alta, em alguns casos a densidade de deslocamento do tubo de aço pode diminuir excessivamente. Nesse caso, o limite de escoamento à tração desejado na direção axial não pode ser obtido. Portanto, no processo de ajuste de temperatura da casca oca da presente modalidade, a temperatura de manutenção está dentro do intervalo da temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C.

[0178] Na presente descrição, o termo “temperatura de manutenção” significa a temperatura da superfície da caca oca em um intervalo entre o lado da entrada de uma máquina de alinhamento e o lado da entrada de uma instalação de resfriamento rápido que é usada no processo de resfriamento rápido a ser descrito posteriormente. A temperatura da superfície da casca oca no lado da entrada da instalação de resfriamento rápido pode ser medida, por exemplo, por um termômetro (por exemplo, um termômetro de radiação) colocado no lado da entrada da instalação de resfriamento rápido. A seguir, será descrito em detalhes o processo de resfriamento rápido.

[0179] [Processo de resfriamento rápido] No processo de resfriamento rápido, a casca oca é resfriada após a realização do processo de ajuste de temperatura da casca oca supracitada. No processo de resfriamento rápido da presente modalidade, a casca oca é resfriada a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/seg em um intervalo de temperatura da casca oca de 500 a 200°C. A taxa de resfriamento após a execução do alinhamento a quente não era controlada convencionalmente. Contudo, 500°C a 200°C é um intervalo de temperatura em que a difusão de C é relativamente rápida. Portanto, se a taxa de resfriamento da casca oca após o processo de ajuste de temperatura da casca oca for lenta, a maior parte do C dissolvido será reprecipitada enquanto a temperatura estiver diminuindo.

[0180] Ou seja, se a taxa de resfriamento da casca oca após o processo de ajuste de temperatura da casca oca for lenta, a quantidade de C dissolvido se tornará quase 0% em massa. Por conseguinte, na presente modalidade, a casca oca após o alinhamento a quente é rapidamente resfriada. Especificamente, no processo de resfriamento rápido da presente modalidade, a casca oca é resfriada a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/seg em um intervalo de temperatura da casca oca de 500 a 200°C.

[0181] Além disso, como descrito acima, no processo de ajuste de temperatura da casca oca da presente modalidade, a temperatura de manutenção é de 500°C ou mais. Portanto, no processo de resfriamento rápido da presente modalidade, o resfriamento rápido é iniciado a partir de 500°C ou mais. Por outro lado, como descrito acima, se a temperatura de manutenção for muito baixa, o carbeto ε é precipitado em alguns casos. Portanto, no processo de resfriamento rápido da presente modalidade, o resfriamento rápido é realizado até 200°C ou menos. Em outras palavras, no processo de resfriamento rápido da presente modalidade, uma temperatura inicial de resfriamento é 500°C ou mais, e ainda mais uma temperatura de parada de resfriamento é de 200°C ou menos.

[0182] Portanto, no processo de resfriamento rápido da presente modalidade, o intervalo de temperatura na qual o resfriamento rápido é realizado pelo menos inclui um intervalo de 500 a 200°C. Por conseguinte, na presente descrição, uma taxa média de resfriamento em um processo rápido de resfriamento, da temperatura inicial de resfriamento até a temperatura de parada de resfriamento é definida como uma taxa de resfriamento de processo de resfriamento rápido CR500-200.

[0183] Na presente modalidade, a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 é de 5 a 100°C/seg. Se a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 da presente modalidade é definida como 5 a 100°C/seg, é possível executar o resfriamento a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/seg em um intervalo de 500°C ou mais a 200°C ou menos. Em consequência disto, a quantidade de C dissolvido do tubo de aço da presente modalidade será de 0,010 a 0,050% em massa.

[0184] Portanto, na presente modalidade, a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 é de 5 a 100°C/seg. O limite inferior preferencial da taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 é 10°C/seg, e mais preferencialmente é 15°C/seg. Um limite superior preferencial da taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 é 75°C/seg, e mais preferencialmente é 50°C/seg.

[0185] Na presente modalidade, um método para resfriamento de modo que a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 está dentro do intervalo de 5 a 100°C/seg não é particularmente limitada e um método bem conhecido pode ser usado. O método de resfriamento é, por exemplo, um método que realiza o resfriamento forçado de uma casca oca continuamente a partir de 500°C ou mais para desse modo diminuir continuamente a temperatura da casca oca. Exemplos desse tipo de tratamento de resfriamento contínuo incluem um método que esfria a casca oca por imersão em um banho de água ou um banho de óleo, e um método que esfria a casca oca de forma acelerada, com resfriamento a água de chuveiro, resfriamento por nebulização ou por ar forçado. Neste documento, a instalação para a realização do tratamento de resfriamento contínuo também é chamada de “instalação de resfriamento rápido”.

[0186] Observe que a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 pode ser determinado com base na temperatura da superfície da casca oca no lado de entrada e no lado de saída da instalação de resfriamento rápido. Neste documento, a temperatura da superfície da casca oca no lado da entrada da instalação de resfriamento rápido (temperatura inicial de resfriamento) pode ser medida por um termômetro (por exemplo, termômetro de radiação) colocado no lado da entrada da instalação de resfriamento rápido. A temperatura da superfície da casca oca no lado de saída da instalação de resfriamento rápido (temperatura de parada de resfriamento) pode ser medida por um termômetro (por exemplo, termômetro de radiação) colocado no lado de saída da instalação de resfriamento rápido, por exemplo.

[0187] Foi descrito um método para produzir um tubo de aço sem costura descrito como um exemplo do método de produção supracitado. Contudo, o tubo de aço da presente de acordo com a presente modalidade pode ter outra forma. O método para produzir outras formas também inclui, como o método de produção descrito acima, por exemplo, um processo de preparação, um processo de têmpera, um processo de revenimento, um processo de alinhamento a quente, um processo de ajuste de temperatura da casca oca e um processo de resfriamento rápido. Contudo, o método de produção supracitado é um exemplo, e o tubo de aço de acordo com a presente modalidade pode ser produzido por outro método de produção.

EXEMPLOS

[0188] Os aços fundidos tendo as composições químicas mostradas na Tabela 4 foram produzidos.

[0189] [Tabela 4] TABELA 4

[0190] Foram produzidos lingotes usando os aços fundidos supracitados. O lingote foi submetido a laminação a quente (mandril Mannesmann) para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura) com um diâmetro externo de 340 mm e uma espessura de parede de 13 mm.

[0191] A casca oca de cada número de teste após a laminação a quente foi resfriada a ar, de modo que a casca oca tenha uma temperatura normal (25°C).

[0192] Depois de ser resfriado a ar, a casca oca de cada número de teste foi reaquecida, de modo que a temperatura da casca oca fosse uma temperatura de têmpera (900°C na qual foi obtida uma fase única de austenita) e foi mantida durante 30 minutos. Onde, a temperatura do forno com o qual o reaquecimento foi realizado foi ajustada para a temperatura de têmpera (°C). Após ser mantida, a casca oca foi imersa em um banho de água e temperada. A taxa de resfriamento durante a têmpera foi determinada a partir da temperatura medida por um termopar K de um tipo de bainha que foi inserido antecipadamente em uma porção central da espessura da parede da casca oca. A taxa de resfriamento durante a têmpera (CR800-500) de cada número de teste estava entre 300 e 6000°C/min.

[0193] Após a têmpera, as casca ocas de cada número de teste foram submetidas a revenimento. No revenimento, a temperatura de revenimento foi ajustada de forma que as placas de aço se tornam de grau 125 ksi como especificado nos padrões AP1 (limite de escoamento de 862 a 965 MPa). A temperatura de revenimento (°C) e o tempo de revenimento (min) para a casca oca de cada número de teste são mostrados na Tabela 5. Onde, a temperatura do forno com a qual o revenimento era realizado deveria ser a temperatura de revenimento (°C). Note que, qualquer um do ponto Ac1 das casca ocas de cada número de teste estava em um intervalo de 730 a 750°C e a temperatura de revenimento foi ajustada de modo a ser menor que o ponto Ac1.

[0194] [Tabela 5] TABELA 5

[0195] Depois de ser submetido a tratamento térmico a cada temperatura de revenimento, a casca oca de cada número de teste foi submetida a alinhamento a quente. O alinhamento a quente foi realizado por uma máquina de alinhamento do tipo rolo inclinado (alinhador rotativo). As temperaturas iniciais de alinha a quente (°C) no alinhamento a quente das casca ocas de cada número de teste são mostradas na Tabela 5. Observe que a temperatura da superfície da casa oca, medida por um termômetro de radiação colocado no lado da entrada da máquina de alinhamento para realizar o alinhamento a quente, foi adotada como a temperatura inicial do alinhamento a quente (°C).

[0196] A casca oca de cada número de teste submetido a alinhamento a quente foi resfriada. O resfriamento foi realizado por água da névoa de um tubo em forma de anel no qual 24 bicos foram dispostos na direção circunferencial da casca oca. Daqui em diante, o tubo em forma de anel é referido como “instalação de resfriamento rápido”. A instalação de resfriamento rápido foi disposta no lado da saída da máquina de alinhamento. O tempo para o início do resfriamento rápido após o alinhamento a quente (tempo de manutenção) (seg) foi ajustado ajustando o tempo da pulverização da água. Além disso, a temperatura da superfície da casca oca de cada número de teste foi medida por um termômetro de radiação colocado no lado de entrada da instalação de resfriamento rápido e um termômetro de radiação colocado no lado de saída da instalação de resfriamento rápido.

[0197] A partir de temperaturas medidas, a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 (°C/seg) foi determinada para a casca oca de cada número de teste. O tempo de manutenção (seg), a temperatura inicial do processo de resfriamento rápido (°C) e a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 (°C/seg) são mostradas na Tabela 5. Observe que a temperatura da superfície da casca oca medida pelo termômetro de radiação colocado no lado da entrada da instalação de resfriamento rápido foi adotada como a temperatura inicial do processo de resfriamento rápido (°C).

[0198] [Teste de Avaliação] O tubo de aço de cada número de teste que foi resfriado após o alinhamento a quente supracitado, foi submetido a um teste de tração na direção axial, um teste de tração e um teste de compressão na direção circunferencial, um teste de medição da quantidade de C dissolvido, uma observação de microestrutura, um teste DCB e um teste de tração de carga constante, conforme descrito abaixo.

[0199] [Teste de tração na direção axial] Um teste de tração na direção axial foi realizado de acordo com a ASTM E8 (2013). Especificamente, uma amostra de barra redonda, com 6,35 mm de diâmetro em uma porção paralela e 35 mm em comprimento da porção paralela, foi retirada de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de cada número de teste. A direção axial da amostra de barra redonda era paralela à direção de laminação (direção axial) do tubo de aço.

[0200] Foi realizado um teste de tensão na temperatura normal (25°C) na atmosfera usando a amostra de teste de barra redonda de cada número de teste e foram obtidos um limite de escoamento (Mpa) e uma resistência à tração (MPa). Observe que a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida no teste de tração foi adotada como o limite de escoamento (MPa) de cada número de teste. Uma tensão máxima durante o alongamento uniforme foi tomada como a resistência à tração (MPa). Uma razão de um limite de escoamento determinada (YS) para uma resistência à tração (TS) foi adotada como um índice de rendimento (YR) (%). Assim, YS (MPa), TS (MPa) e YR (%) determinados são mostrados na Tabela 6.

[0201] [Tabela 6] TABELA 6

[0202] [Teste de tração e compressão na direção circunferencial] Um teste de tração na direção circunferencial é realizado de acordo com a norma ASTM E8 (2013), como no teste de tração na direção axial. Especificamente, uma amostra de barra redonda, com 6,35 mm de diâmetro em uma porção paralela e 35 mm em comprimento da porção paralela, foi retirada de uma porção central da espessura da parede de um tubo de aço de cada número de teste. A amostra de barra redonda foi tomada de modo que a direção axial da amostra de barra redonda e a direção circunferencial do tubo de aço fiquem paralelas uma à outra na parte central da amostra de barra redonda.

[0203] Um teste de tração foi realizado em temperatura normal (25°C) na atmosfera, utilizando a amostra de barra redonda de cada número de teste e um limite de escoamento à tração (MPa) na direção circunferencial. Observe que, conforme descrito acima, a tensão de prova de deslocamento de 0,2% obtida pelo teste de tração foi adotada como o limite de escoamento à tração (MPa) na direção circunferencial de cada número de teste.

[0204] O teste de compressão na direção circunferencial foi realizado da seguinte maneira. Uma amostra de barra redonda, com 6,35 mm de diâmetro em uma porção paralela e 35 mm em comprimento da porção paralela, foi retirada da porção central da espessura da parede de um tubo de aço de cada número de teste. A amostra de barra redonda foi tomada de modo que a direção axial da amostra de barra redonda e a direção circunferencial do tubo de aço fiquem paralelas uma à outra na parte central da amostra de barra redonda.

[0205] Um teste de compressão foi realizado em temperatura normal (25°C) na atmosfera, utilizando a amostra de barra redonda de cada número de teste e um limite de escoamento compressivo (MPa) na direção circunferencial foi obtida. Observe que, conforme descrito acima, a aproximação de limite elástico de compensação de 0,2% obtida pelo teste de compressão foi adotada como o limite de escoamento compressivo (MPa) na direção circunferencial de cada número de teste.

[0206] Assim, determinou o limite de escoamento à tração na direção circunferencial (tração circunferencial YS) (MPa), o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial (compressivo circunferencial YS) (MPa) e uma diferença entre o limite de escoamento à tração e o limite de escoamento compressivo (YS de tração-YS compressivo) (MPa) na direção circunferencial são 5 mostradas na Tabela 6.

[0207] [Quantidade de teste de medição de C dissolvido] Em relação aos tubos de aço de cada número de teste, a quantidade de C dissolvido (% em massa) foi medida e calculada pelo método de medição descrito acima. Observe que, o TEM usado foi o JEM-2010 fabricado pela JEOL 10 Ltd., a tensão de aceleração foi definida em 200 kV. Para a análise pontual de EDS, a corrente de irradiação foi de 2,56 nA e a medição foi realizada por 60 segundos em cada ponto. As regiões de observação para a observação do TEM foram 8 μm x 8 μm, e a observação foi realizada com respeito a 10 campos visuais arbitrários. As quantidades residuais de cada elemento e as concentrações de cada element 15 na cementita que foram usadas para calcular a quantidade de C dissolvido foram listadas na Tabela 7.

[0208] [Tabela 7] TABELA 7

[0209] [Observação da microestrutura] Para a microestrutura do tubo de aço de cada número de teste, foi determinado que a razão de volume total de martensita revenida e bainita revenida era de 90% ou mais, uma vez que o limite de escoamento era de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e o índice de rendimento foi de 90% ou mais.

[0210] Além disso, para tubos de aço de cada número de teste, a densidade numérica das partículas de carbeto ε foram calculadas pelo método supracitado. Observe que o TEM era o JEM-2010, fabricado pela JEOL Ltd., e a tensão de aceleração foi definida em 200 kV. Para a análise pontual de EDS, a corrente de irradiação foi de 2,56 nA e a medição foi realizada por 60 segundos em cada ponto. As regiões de observação para a observação do TEM foram 1 μm x 1 μm e a observação foi realizada com respeito a campos visuais arbitrários. Densidades numéricas assim determinadas (/μm3) das partículas de carbeto ε são mostradas na Tabela 6.

[0211] [Teste DCB] Para tubos de aço de cada número de teste, um teste DCB foi realizado de acordo com o “Método D” da NACE TM0177-2005. Especificamente, três das amostras de teste DCB ilustrada na FIG. 3A foram extraídas a partir de uma porção central da espessura de parede dos tubos de aço de cada número de teste. As amostras de teste DCB foram tiradas de maneira que a direção longitudinal de cada amostra de teste DCB fosse paralela à direção axial do tubo de aço. Uma cunha ilustrada na FIG. 3B foi retirado dos tubos de aço de cada número de teste. A espessura t da cunha era de 3,10 mm. A cunha supracitada foi introduzida entre os braços da amostra DCB.

[0212] Uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que foi ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução NACE B) foi usada como solução de teste. A solução de teste foi vertida no recipiente de teste que incluía a amostra DCB na qual a cunha havia sido inserida no interior de modo a deixar uma parte da fase de vapor e foi adotada como banho de teste. Após a desgaseificação do banho de teste, uma mistura gasosa consistindo em 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 foi soprada no recipiente de teste para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O interior do vaso de teste foi mantido a uma temperatura de 24°C durante 17 dias (408 horas) enquanto se agita o banho de teste. Depois de mantido por 408 horas, a amostra DCB foi retirada do recipiente de teste.

[0213] Foi inserido um pino em um furo formado na ponta dos braços da amostra de teste DCB que foi obtida e foi aberta uma porção de entalhe com uma máquina de teste de tensão e foi medida uma cunha que libera tensão P. Além disso, o entalhe na amostra de teste DCB sendo imerso no banho de teste foi liberado no nitrogênio líquido e foi medido um comprimento de propagação de trincamento “a” com respeito à propagação de trincamento que ocorreu durante a imersão. O comprimento de propagação de trincamento “a” pode ser medido visualmente utilizando paquímetros. Foi determinado um valor K1SSC (MPaVm) de tenacidade de fratura usando a Fórmula (6) com base na cunha de liberação de tensão P medida e no comprimento de propagação de trincamento “a”. Um valor médio aritmético dos três valores de tenacidade de fratura obtidos K1SSC (MPaVm) foi determinado e definido como o valor de tenacidade de fratura K1SSC (MPaVm) do tubo de aço do número de teste.

[0214]

[0215] Observe que, na Fórmula (6), h (mm) representa uma altura de cada braço da amostra de teste DCB, B (mm) representa uma espessura da amostra de teste DCB e Bn (mm) representa uma espessura de malha da amostra de teste DCB. Estes são definidos no "Método D" da NACE TM0177-2005.

[0216] Para os tubos de aço de cada número de teste, os valores K1SSC de tenacidade de fratura obtidos são mostrados na Tabela 6. Quando o valor K1SSC de tenacidade de fratura definido como descrito acima foi de 30,0 MPaVm ou mais, determinou-se que o resultado do teste DCB foi bom. Observe que, a folga entre os braços quando a cunha foi conduzida antes da imersão no banho do teste influencia o valor K1SSC. Assim, a medição atual da folga entre os braços foi realizada no avanço usando um micrômetro e foi confirmado que a folga estava dentro do intervalo nos padrões API.

[0217] [Teste de tração de carga constante] Para tubos de aço de cada número de teste que não seja o Número de Teste 20, foi realizado um teste de tração de carga constante em um método de acordo com o Método A da NACE TM0177-2005. Especificamente, amostras de barra redonda com diâmetro de 6,35 mm e comprimento de 25,4 mm na porção paralela foram retiradas de uma porção central da espessura da parede do tubo de aço de cada número de teste. A direção axial da amostra de barra redonda foi paralela à direção axial do tubo de aço. A tensão de tração foi aplicada na direção axial da amostra de barra redonda de cada número de teste. Nesta ocasião, foi ajustado para que a tensão a ser aplicado à amostra de barra redonda de cada número de teste fosse 90% de 125 ksi (862 MPa), ou seja, 776 MPa.

[0218] Uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio e 0,4% em massa de acetato de sódio que foi ajustada para pH 3,5 usando ácido acético (solução NACE B) foi usada como solução de teste. A solução de teste de 24°C foi vertida em três recipientes de teste e estes foram adotados como banhos de teste. As amostras de três barras redondas às quais a tensão foi aplicada foram imersas individualmente em recipientes de teste mutuamente diferentes como banhos de teste. Após desgaseificação de cada banho de teste, uma mistura gasosa consistindo em 0,1 atm de H2S e 0,9 atm de CO2 foi soprada nos respectivos banhos de teste e causou a saturação. A amostra de teste foi mantida em 24°C durante 720 minutos.

[0219] Após serem mantidas durante 720 horas, as amostras de barra redonda de cada número de teste foram observadas para determinar se ocorreu ou não o trincamento por tensão de sulfeto (SSC). Tubos de aço para os quais não foram confirmados trincamentos nas três amostras da barra redonda como resultado da observação foram determinados como sendo “E” (Excelente). Por outro lado, os tubos de aço para os quais o trincamento foi confirmada em pelo menos uma amostra de barra redonda foram determinados como “NA” (Não Aceitável). Observe que, para o teste número 20, como o limite de escoamento não era de 125 ksi, o teste de tração de carga constante não pôde ser realizado.

[0220] [Resultados do Teste] Os resultados do teste são mostrados na Tabela 6.

[0221] Referindo-se às Tabelas 4 a 6, para os tubos de aço dos Testes de Número 1 a 14, a composição química era adequada, o limite de escoamento na direção axial era de 862 a 965 MPa (grau 125 ksi) e índice de rendimento era de 90% ou mais. Além disso, o limite de escoamento na direção circunferencial foi de 862 a 965 MPa e o limite de escoamento à tração na direção circunferencial foi de 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento à tração na direção circunferencial. Além disso, a quantidade de C dissolvido foi de 0,010 a 0,050% em massa. Além disso, a densidade numérica de partículas de carbeto ε era 30/μm3 ou menos. Em consequência disto, o valor Kissc era 30,0 MPaVm ou mais e o trincamento não foi confirmado em todas as três amostras no teste de tração de carga constante. Em outras palavras, excelente resistência SSC foi exibida.

[0222] Por outro lado, no tubo de aço do Teste de Número 15, a temperatura inicial de alinhamento a quente era muito baixa. Por esse motivo, a resistência à tração na direção circunferencial foi superior a 965 MPa. Como resultado, o valor KISSC foi inferior a 30,0 MpaVm e mais trincamentos foram confirmados no teste de tração de carga constante. Em outras palavras, não foi exibida excelente resistência SSC.

[0223] No tubo de aço do Teste de Número 16, o tempo de manutenção após o alinhamento a quente foi muito curto. Por esse motivo, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial foi mais de 80 MPa maior que a o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial. Em consequência disto, foi confirmado trincamento no teste de tração de carga constante. Em outras palavras, não foi exibida excelente resistência SSC.

[0224] No tubo de aço do Teste de Número 17, o tempo de manutenção após o alinhamento a quente foi muito longo. Por esse motivo, a quantidade de C dissolvido foi inferior a 0,010%. Como resultado, o valor K1SSC foi inferior a 30,0 MpaVm e mais trincamentos foram confirmados no teste de tração de carga constante. Ou seja, não foi exibida excelente resistência SSC.

[0225] No tubo de aço do Teste de Número 18, uma temperatura inicial de resfriamento rápido após o alinhamento a quente era muito baixa. Por esse motivo, a quantidade de C dissolvido foi inferior a 0,010%. Além disso, a densidade numérica de partículas de carbeto ε era superior a 30/μm3. Como resultado, o valor Kissc foi inferior a 30,0 MpaVm e mais trincamentos foram confirmados no teste de tração de carga constante. Ou seja, não foi exibida excelente resistência SSC.

[0226] No tubo de aço do Teste de Número 19, a taxa de resfriamento do processo de resfriamento rápido CR500-200 estava muito lenta. Por esse motivo, a quantidade de C dissolvido foi inferior a 0,010%. Além disso, a densidade numérica de partículas de carbeto ε era superior a 30/μm3. Como resultado, o valor KISSC foi inferior a 30,0 MpaVm e trincamento foi confirmado no teste de tração de carga constante. Em outras palavras, não foi exibida excelente resistência ssC.

[0227] No tubo de aço do Número de Teste 20, o teor de C foi muito baixo. Por esse motivo, a quantidade de C dissolvido foi inferior a 0,010%. Por esse motivo, tanto o limite de escoamento à tração na direção axial quanto o limite de escoamento à tração na direção circunferencial foram inferiores a 862 MPa. Portanto, um limite de escoamento de 125 ksi não foi obtido.

[0228] No tubo de aço do Número de Teste 21, o teor de si foi muito alto. Em consequência disto, o valor KISSC foi inferior a 30,0 MpaVm e mais rachaduras foram confirmadas no teste de tração de carga constante. Em outras palavras, não foi exibida excelente resistência ssC.

[0229] Uma modalidade da presente invenção foi descrita acima. No entanto, a modalidade descrita acima é meramente um exemplo para implementar a presente invenção. Consequentemente, a presente invenção não está limitada à modalidade acima, e a modalidade acima pode ser modificada adequadamente e implementada dentro de uma variação que não se desvia da essência da presente invenção.

APLICABILIDADE INDUsTRIAL

[0230] O tubo de aço de acordo com a presente invenção é amplamente aplicável à materiais utilizados em um ambiente ácido e de preferência pode ser utilizado como um tubo de aço para poços de petróleo que é utilizado em um ambiente de poço de petróleo, e ainda de preferência, pode ser utilizado como 5 tubos de aço de poço de petróleo, tal como revestimento, tubulação e oleodutos.

Claims (10)

1. Tubo de aço, caracterizado pelo fato de que compreende: uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,25 a 0,50%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: 0,025% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,30 a 1,50%, Mo: 0,25 a 3,00%, Ti: 0,002 a 0,050%, N: 0,0010 a 0,0100%, O: 0,0030% ou menos, V: 0 a 0,300%, Nb: 0 a 0,100%, B: 0 a 0,0030%, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 1,00%, W: 0 a 1,00%, Ni: 0 a 0,50%, Cu: 0 a 0,50%, e com o balanço sendo Fe e impurezas, uma quantidade de C dissolvido dentro de um intervalo de 0,010 a 0,050% em massa, em que um limite de escoamento à tração na direção axial do tubo de aço é de 862 a 965 MPa e um índice de rendimento na direção axial do tubo de aço é de 90% ou mais, um limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço é de 862 a 965 MPa, o limite de escoamento à tração na direção circunferencial do tubo de aço é 30 a 80 MPa maior que o limite de escoamento compressivo na direção circunferencial do tubo de aço, e em uma microestrutura do tubo de aço, a razão volumétrica total de martensita revenida e bainita revenida é de 90% ou mais.

2. Tubo de aço de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em: V: 0,010 a 0,300%, e Nb: 0,002 a 0,100%.

3. Tubo de aço de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a composição química contém: B: 0,0001 a 0,0030%.

4. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou mais tipos de elementos selecionados de um grupo que consiste em: Ca: 0,0001 a 0,0100%, Mg: 0,0001 a 0,0100%, e Zr: 0,0001 a 0,0100%.

5. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou mais tipos de elementos selecionados de um grupo que consiste em: Co: 0,02 a 1,00%, e W: 0,02 a 1,00%.

6. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou mais tipos de elementos selecionados de um grupo que consiste em: Ni: 0,02 a 0,50%, e Cu: 0,01 a 0,50%.

7. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço é um tubo de aço de poço de petróleo.

8. Tubo de aço de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 7, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço é um tubo de aço sem costura.

9. Método para produzir o tubo de aço, conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 8, caracterizado pelo fato de que compreende: um processo de preparação para preparar uma casca oca contendo uma composição química de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6; um processo de têmpera, após o processo de preparação, para resfriar a casca oca que está em um intervalo de 800 a 1000°C a uma taxa de resfriamento de 300°C/min ou mais; um processo de revenimento para manter a casca oca após o processo de têmpera a uma temperatura de 670°C para o ponto Ac1 durante 10 a 180 minutos; um processo de alinhamento a quente de submeter a casca oca após o processo de revenimento ao alinhamento a quente a uma temperatura de 600°C para a temperatura de revenimento; um processo de ajuste de temperatura da casca oca para manter uma temperatura da casca oca dentro de um intervalo da temperatura da casca oca no momento da conclusão do alinhamento a quente até 500°C durante 10 a 120 segundos após a conclusão do alinhamento a quente; e um processo de resfriamento rápido de resfriamento da casca oca após o processo de ajuste de temperatura da casca oca a uma taxa de resfriamento de 5 a 100°C/seg em um intervalo de temperatura da casca oca de 500 a 200°C.

10. Método, de acordo com a reivindicação 9, caracterizado pelo fato de que o processo de preparação inclui: um processo de preparação de matéria-prima para preparar uma matéria-prima contendo uma composição química de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, e um processo de trabalho a quente de submeter a matéria-prima a trabalho a quente para produzir a casca oca.