BR112021002494B1

BR112021002494B1 - Material de aço e método para produção de material de aço

Info

Publication number: BR112021002494B1
Application number: BR112021002494-8A
Authority: BR
Inventors: Yuji Arai; Shinji Yoshida; Hiroki KAMITANI; Yohei Otome
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 2018-10-31
Filing date: 2019-10-16
Publication date: 2024-03-19

Abstract

MATERIAL DE AÇO E MÉTODO PARA PRODUÇÃO DE MATERIAL DE AÇO. É fornecido um material de aço com um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e resistência SSC excelente em um ambiente ácido. O material de aço de acordo com a presente divulgação tem uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,15 a 0,45%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,01 a 1,00%, P: 0,030% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,60 a 1,80%, Mo: 0,80 a 2,30%, Ti: 0,002 a 0,020%, V: 0,05 a 0,30%, Nb: 0,002 a 0,100%, B: 0,0005 a 0,0040%, Cu: 0,01 a 0,50%, Ni: 0,01 a 0,50%, N: 0,0020 a 0,0100% e O: 0,0020% ou menos, com o balanço sendo Fe e impurezas. A densidade numérica de BN no material de aço é de 10 a 100 partículas/100 micrometros ao quadrado. O limite de escoamento do material de aço é 758 MPa ou mais.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção refere-se a um material de aço e um método para produção do material de aço e, mais particularmente, refere-se a um material de aço adequado para uso em um ambiente ácido, e um método para produção do material 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 referidos como “poços de petróleo”), há uma demanda para aumento da resistência do material de aço de poço de petróleo representado por tubos de aço de poço de petróleo. Especificamente, tubos de aço de poço de petróleo de grau 80 ksi (o limite de escoamento é 80 a menos de 95 ksi, ou seja, 552 a menos de 655 MPa) e de grau 95 ksi (o limite de escoamento é de 95 a menos de 110 ksi, ou seja, 655 a menos de 758 MPa) estão sendo amplamente utilizados e, recentemente, também estão começando a ser feitos pedidos 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 de 125 ksi ou mais (limite de escoamento é 862 MPa ou mais).

[0003] A maioria dos poços profundos está em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio corrosivo. Na presente descrição, o termo “ambiente ácido” significa um ambiente que contém sulfeto de hidrogênio e é acidificado. Observe que um ambiente ácido pode conter dióxido de carbono. Tubos de aço de poço de petróleo para uso em tais ambientes corrosivos devem ter não apenas alta resistência, mas também resistência a trincamento por tensão de sulfetos (neste documento referida como “resistência SSC”).

[0004] A tecnologia para aumentar a resistência SSC de materiais de aço como tipificado por tubos de aço de poço de petróleo é divulgada na Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 62-253720 (Literatura Patentária 1), Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 59-232220 (Literatura Patentária 2), Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 6-322478 (Literatura Patentária 3), Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 8-311551 (Literatura Patentária 4), Publicação do Pedido de Patente Japonesa N° 2000-256783 (Literatura Patentária 5), Publicação do 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 do Pedido de Patente Japonesa N° 201226030 (Literatura Patentária 9).

[0005] A Literatura Patentária 1 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço para poços de petróleo ao reduzir impurezas como Mn e P. A Literatura Patentária 2 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço ao realizar 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 ao refinar a microestrutura do aço por 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 ao aumentar a temperabilidade do aço utilizando um processo de têmpera direta e também aumentando a temperatura de revenimento.

[0007] A Literatura Patentária 5 e a Literatura Patentária 6 propõem, cada uma, um método para melhorar a resistência SSC de um aço para produtos tubulares petrolíferos de baixa liga de grau 110 a 140 ksi ao controlar as formas dos carbonetos. A Literatura Patentária 7 propõe um método para melhorar a resistência SSC de materiais de aço de grau 125 ksi ou maior ao controlar a densidade de deslocamento e o coeficiente de difusão de hidrogênio para os valores desejados. A Literatura Patentária 8 propõe um método para melhorar a resistência SSC do aço de grau 125 ksi ao submeter um aço de baixa liga que contém 0,3 a 0,5% de C a têmpera múltiplas vezes. A Literatura Patentária 9 propõe um método para controlar as formas ou o número de carbonetos ao usar 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 de aço de grau 125 ksi ao suprimir a densidade numérica de grandes partículas de M3C ou partículas de M2C.

LISTA DE CITAÇÕES LITERATURA PATENTÁRIA

[0008] 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 DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO

[0009] No entanto, um material de aço (por exemplo, tubo de aço de poço de petróleo) com um limite de escoamento de 110 ksi ou mais (758 MPa ou mais) e excelente resistência SSC pode ser obtido por uma técnica diferente das técnicas divulgadas na Literatura Patentária 1 a 9 acima.

[0010] Um objetivo da presente divulgação é fornecer um material de aço com um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e resistência SSC excelente, assim como um método para produção do material de aço.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0011] Um material de aço de acordo com a presente divulgação tem uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,15 a 0,45%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,01 a 1,00%, P: 0,030% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,60 a 1,80%, Mo: 0,80 a 2,30%, Ti; 0,002 a 0,020%, V: 0,05 a 0,30%, Nb: 0,002 a 0,100%, B: 0,0005 a 0,0040%, Cu: 0,01 a 0,50%, Ni: 0,01 a 0,50%, N: 0,0020 a 0,0100%, O: 0,0020% ou menos, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, metal de terras raras: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 0,50%, e W: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas. No material de aço, a densidade numérica de BN é de 10 a 100 partículas/100 μm2. O limite de escoamento do material de aço é 758 MPa ou mais.

[0012] O método para produção de um material de aço de acordo com a presente divulgação inclui um processo de preparação, um processo de têmpera e um processo de revenimento. No processo de preparação, é preparado um material de aço intermediário com a composição química descrita acima. No processo de têmpera, após o processo de preparação, o material de aço intermediário é aquecido a uma temperatura de têmpera de 880 a 1000°C e, posteriormente, o material de aço intermediário é resfriado por 60 a 300 segundos a partir da temperatura de têmpera até uma temperatura inicial de resfriamento rápido em um intervalo de um ponto Ar3 do material de aço a um ponto Ac3 do material de aço -10°C e, posteriormente, é resfriado da temperatura inicial de resfriamento rápido a uma taxa de resfriamento de 50°C/min ou mais. No processo de revenimento, após o processo de têmpera, o material de aço intermediário é mantido em 620 a 720°C por 10 a 180 minutos.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0013] O material de aço de acordo com a presente divulgação tem um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais), e também tem resistência SSC excelente. O método de produção de um material de aço de acordo com a presente divulgação pode produzir o material de aço descrito acima.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0014] [FIG. 1A] A FIG. 1A é uma vista que ilustra a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC para os materiais de aço que têm um limite de escoamento de grau 110 ksi. [FIG. 1B] A FIG. 1B é uma vista que ilustra a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC para os materiais de aço que têm um limite de escoamento de 125 ksi ou mais. [FIG. 2A] A FIG. 2A mostra uma vista lateral e uma vista seccional de uma amostra de teste DCB que é usada em um teste DCB na presente modalidade. [FIG. 2B] A FIG. 2B é uma vista em perspectiva de uma cunha que é usada no teste DCB na presente modalidade. [FIG. 3] A FIG. 3 é um diagrama esquemático que ilustra um padrão de calor durante a têmpera e o revenimento na presente modalidade.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES

[0015] Os presentes inventores conduziram investigações e estudos relativos a um método para obtenção de resistência SSC excelente, mantendo um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) em relação a um material de aço que será supostamente usado em um ambiente ácido, e obtiveram os seguintes resultados.

[0016] Se a densidade de deslocamento em um material de aço for aumentada, o limite de escoamento do material de aço aumentará. No entanto, existe a possibilidade de que deslocamentos ocluam o hidrogênio. Portanto, se a densidade de deslocamento em um material de aço aumentar, existe a possibilidade de que a quantidade de hidrogênio que o material de aço oclui também aumente. Se a concentração de hidrogênio no material de aço aumentar em decorrência do aumento da densidade de deslocamento, mesmo se for obtida alta resistência, a resistência SSC do material de aço diminuirá. Nesse sentido, a fim de obter um limite de escoamento de 110 ksi ou mais e resistência SSC excelente, não é preferível utilizar a densidade de deslocamento para aumentar a resistência.

[0017] Portanto, os presentes inventores consideraram que, se o limite de escoamento de um material de aço for aumentado por uma técnica diferente do aumento da densidade de deslocamento do material de aço, resistência SSC excelente será obtida mesmo se o limite de escoamento do material de aço for aumentado a 110 ksi ou mais. Assim, os presentes inventores se concentraram em elementos que aumentam a resistência ao abrandamento por revenimento e consideraram que aumentar o teor de tais elementos aumentará o limite de escoamento do material de aço após revenimento. Especificamente, os presentes inventores conduziram estudos relativos ao aumento do limite de escoamento de um material de aço ao tornar, entre os elementos da composição química do material de aço, o teor de Cr 0,60% ou mais, o teor de Mo 0,80% ou mais e o teor de V 0,05% ou mais.

[0018] Ou seja, os presentes inventores descobriram que, ao fazer com que a composição química de um material de aço seja uma composição que consista em, em % em massa, C: 0,15 a 0,45%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,01 a 1,00%, P: 0,030% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,60 a 1,80%, Mo: 0,80 a 2,30%, Ti; 0,002 a 0,020%, V: 0,05 a 0,30%, Nb: 0,002 a 0,100%, B: 0,0005 a 0,0040%, Cu: 0,01 a 0,50%, Ni: 0,01 a 0,50%, N: 0,0020 a 0,0100%, O: 0,0020% ou menos, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, metal de terras raras: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 0,50%, e W: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas, como a resistência ao abrandamento por revenimento do material de aço aumenta e o limite de escoamento do material de aço após revenimento aumenta, existe a possibilidade de obter resistência SSC excelente em um ambiente ácido mesmo quando o material de aço tem um limite de escoamento de 110 ksi ou mais.

[0019] No entanto, no caso de um material de aço com a composição química descrita acima, em alguns casos, um grande número de precipitados grossos pode precipitar no material de aço. Em decorrência de estudos adicionais conduzidos pelos presentes inventores, foi esclarecido que, em um material de aço com a composição química acima mencionada, em um caso onde um grande número de precipitados grossos precipitam no material de aço, resistência SSC excelente não é obtida em um ambiente ácido.

[0020] Ou seja, em relação a um material de aço com a composição química acima mencionada, se os precipitados grossos forem reduzidos existe uma possibilidade de que tanto um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) quanto resistência SSC excelente em um ambiente ácido podem ser obtidos. Portanto, os presentes inventores conduziram estudos sobre um método para reduzir precipitados grossos em um material de aço com a composição química acima mencionada.

[0021] Primeiro, os presentes inventores descobriram que a maioria dos precipitados grossos precipitam nos contornos de grão de grãos austeníticos a priori (neste documento, grãos austeníticos a priori também são referidos como “grãos a priori-Y”; e contornos de grão de grãos austeníticos a priori também são referidos como “contornos de grãos a priori-Y”), e precipitam durante o revenimento que é descrito posteriormente. Ou seja, se precipitados finos que têm pouca influência na resistência SSC precipitarem nos contornos de grãos a priori-Y antes de realizar o revenimento, os locais nos quais precipitados grossos se formam são reduzidos e, assim, existe uma possibilidade de que precipitados grossos possam ser reduzidos no material de aço após revenimento, e a resistência SSC do material de aço em um ambiente ácido possa ser aumentada.

[0022] Portanto, os presentes inventores conduziram estudos sobre elementos que são suscetíveis de segregar nos contornos de grãos a priori-Y e são suscetíveis de formar precipitados finos em uma temperatura alta. Como resultado, os presentes inventores descobriram que existe uma possibilidade de que essas condições possam ser satisfeitas pelo nitreto de boro (BN) que o boro (B) forma. Portanto, os presentes inventores se concentraram em B entre os elementos da composição química acima mencionada e conduziram estudos detalhados a respeito de causar ativamente a precipitação de BN para, assim, reduzir a precipitação de precipitados grossos e aumentar a resistência SSC do material de aço. Especificamente, usando um material de aço com a composição química acima mencionada, os presentes inventores investigaram a relação entre a densidade numérica de BN, o limite de escoamento e um valor de tenacidade à fratura K1SSC que é um índice de resistência SSC.

[0023] [Relação entre densidade numérica de BN e resistência SSC] Os presentes inventores primeiro conduziram estudos detalhados sobre a relação entre a densidade numérica de BN e resistência SSC de um material de aço com um limite de escoamento de grau 110 ksi (758 a menos de 862 MPa). Especificamente, com referência às figuras, é descrita a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC do material de aço que contém a composição química acima mencionada e um limite de escoamento de grau 110 ksi.

[0024] A FIG. 1A é uma vista que ilustra a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC de um material de aço que têm um limite de escoamento de grau 110 ksi. A FIG. 1A foi criada usando densidades numéricas (partículas/100 μm2) de BN obtidas por um método que é descrito posteriormente e valores de tenacidade à fratura Kissc (MPaVm) obtidos por um teste DCB que é descrito posteriormente, com respeito a materiais de aço para os quais, entre os materiais de aço dos exemplos que são descritos posteriormente, tendo a composição química acima mencionada e tendo o limite de escoamento de grau ii0 ksi. Observe que, em relação à resistência SSC, quando o valor de tenacidade à fratura KISSC era 29,0 MPaVm ou mais, foi determinado que a resistência SSC era boa.

[0025] Referindo-se à FIG. iA, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de grau ii0 ksi, quando a densidade numérica de BN era de i0 partículas/i00 μm2 ou mais, o valor de tenacidade à fratura KISSC era 29,0 MPaVm ou mais e o material de aço mostrou resistência SSC excelente. Por outro lado, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de grau ii0 ksi, quando a densidade numérica BN era superior a i00 partículas/i00 μm2, o valor de tenacidade à fratura KISSC era inferior a 29,0 MPaVm. Ou seja, em um caso onde a densidade numérica de BN era muito alta, contrariamente a resistência SSC diminuiu.

[0026] Portanto, referindo-se à Fig. 1A, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de grau 110 ksi, foi esclarecido que quando a densidade numérica de BN é 10 para 100 partículas/100 μm2, o valor de tenacidade à fratura Kissc é 29,0 MPaVm ou mais e o material de aço mostrou resistência SSC excelente.

[0027] Os presentes inventores também conduziram estudos detalhados sobre a relação entre a densidade numérica de BN e resistência SSC de um material de aço com um limite de escoamento de i25 ksi ou mais (862 MPa ou mais). Especificamente, com referência às figuras, é descrita a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC do material de aço que contém a composição química acima mencionada e um limite de escoamento de i25 ksi ou mais.

[0028] A FIG. iB é uma vista que ilustra a relação entre a densidade numérica de BN e a resistência SSC de um material de aço que têm um limite de escoamento de i25 ksi ou mais. A FIG. iB foi criada usando densidades numéricas (partículas/i00 μm2) de BN obtidas por um método que é descrito posteriormente e valores de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) obtidos por um teste DCB que é descrito posteriormente, com respeito a materiais de aço para os quais, entre os materiais de aço dos exemplos que são descritos posteriormente, tendo a composição química acima mencionada e tendo o limite de escoamento de i25 ksi ou mais. Observe que, em relação à resistência SSC, quando o valor de tenacidade à fratura KISSC era 27,0 MPaVm ou mais, foi determinado que a resistência SSC era boa.

[0029] Referindo-se à FIG. iB, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de i25 ksi ou mais, quando a densidade numérica de BN era de i0 partículas/i00 μm2 ou mais, o valor de tenacidade à fratura KISSC era 27,0 MPaVm ou mais e o material de aço mostrou resistência ssC excelente. Por outro lado, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de i25 ksi ou mais, quando a densidade numérica BN era superior a 100 partículas/100 μm2, o valor de tenacidade à fratura Kissc era inferior a 27,0 MPaVm. Ou seja, em um caso onde a densidade numérica de BN era muito alta, contrariamente a resistência SSC diminuiu.

[0030] Portanto, referindo-se à Fig. 1B, em um material de aço com a composição química acima mencionada e o limite de escoamento de 125 ksi ou mais, foi esclarecido que quando a densidade numérica de BN está em um intervalo de 10 para 100 partículas/100 μm2, o valor de tenacidade à fratura K1SSC é 27,0 MPaVm ou mais e o material de aço mostrou resistência SSC excelente.

[0031] Observe que, no que diz respeito à relação entre a densidade numérica de BN e resistência SSC de um material de aço, os presentes inventores consideram que o motivo pode ser o seguinte. Convencionalmente, B está contido em um material de aço com a finalidade de fazer com que B se dissolva no material de aço para, assim, aumentar a temperabilidade do material de aço. Por outro lado, B é suscetível de segregar nos contornos de grãos a priori-Y e, no intervalo de temperatura do ponto Ar3 a menos do que o ponto Ac3 do material de aço de acordo com a presente modalidade, se combina com N para formar BN. Portanto, na presente modalidade, em vez de fazer com que B se dissolva no material de aço como é realizado convencionalmente, fazer com que B precipite como BN em vez disso permite que os locais nos quais precipitados grossos se formam possam ser reduzidos antecipadamente antes do revenimento. Os presentes inventores consideram que, como resultado, os precipitados grossos no material de aço são reduzidos e a resistência SSC do material de aço aumenta dessa forma.

[0032] Conforme descrito acima, se um material de aço tem a composição química acima mencionada e a densidade numérica de BN está no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2, mesmo quando um limite de escoamento é 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais), resistência SSC excelente pode ser obtida. Portanto, no material de aço de acordo com a presente modalidade, a densidade numérica de BN é definida no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2.

[0033] O material de aço de acordo com a presente modalidade que foi concluído com base nos resultados acima tem uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,15 a 0,45%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,01 a 1,00%, P: 0,030% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,60 a 1,80%, Mo: 0,80 a 2,30%, Ti; 0,002 a 0,020%, V: 0,05 a 0,30%, Nb: 0,002 a 0,100%, B: 0,0005 a 0,0040%, Cu: 0,01 a 0,50%, Ni: 0,01 a 0,50%, N: 0,0020 a 0,0100%, O: 0,0020% ou menos, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, metal de terras raras: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 0,50%, e W: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas. A densidade numérica de BN no material de aço está no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2. O limite de escoamento do material de aço é 758 MPa ou mais.

[0034] Na presente descrição, o termo “material de aço” não é particularmente limitado e, por exemplo, refere-se a um tubo de aço ou uma placa de aço.

[0035] O material de aço de acordo com a presente modalidade tem um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e exibe resistência SSC excelente em um ambiente ácido.

[0036] A composição química acima mencionada 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%, Zr: 0,0001 a 0,0100% e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0100%.

[0037] A composição química acima mencionada pode conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Co: 0,02 a 0,50% e W: 0,02 a 0,50%.

[0038] O material de aço acima mencionado pode ser um tubo de aço de poço de petróleo.

[0039] 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.

[0040] O tubo de aço de poço de petróleo de acordo com a presente modalidade é de preferência um tubo de aço sem costura. Quando o tubo de aço de poço de petróleo de acordo com a presente modalidade é um tubo de aço sem costura, mesmo se o diâmetro de grãos a priori-Y (neste documento também referido como “diâmetro de grãos a priori-y”) estiver no intervalo de 15 a 30 μm, tanto um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e resistência SSC excelente podem ser obtidos.

[0041] O método para produção de um material de aço de acordo com a presente modalidade inclui um processo de preparação, um processo de têmpera e um processo de revenimento. No processo de preparação, é preparado um material de aço intermediário com a composição química acima mencionada. No processo de têmpera, após o processo de preparação, o material de aço intermediário é aquecido a uma temperatura de têmpera de 880 a 1000°C e, posteriormente, o material de aço intermediário é resfriado por 60 a 300 segundos a partir da temperatura de têmpera até uma temperatura inicial de resfriamento rápido em um intervalo de um ponto Ar3 do material de aço a um ponto Ac3 do material de aço -10°C e, posteriormente, é resfriado da temperatura inicial de resfriamento rápido a uma taxa de resfriamento de 50°C/min ou mais. No processo de revenimento, após o processo de têmpera, o material de aço intermediário é mantido em 620 a 720°C por 10 a 180 minutos.

[0042] O processo de preparação do método de produção mencionado acima pode incluir um processo de preparação de material de partida para preparar um material de partida que contenha a composição química acima mencionada, e um processo de trabalho a quente para submeter o material de partida a trabalho a quente para produzir o material de aço intermediário.

[0043] Neste documento, o material de aço de acordo com a presente modalidade é descrito em detalhes. O símbolo “%” em relação a um elemento significa “percentual em massa”, a menos que seja especificado de outra forma.

[0044] [Composição Química] A composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade contém os seguintes elementos.

[0045] C: 0,15 a 0,45% Carbono (C) aumenta a temperabilidade do material de aço e aumenta o limite de escoamento do material de aço. C também promove esferoidização de carbonetos durante o revenimento no processo de produção e aumenta a resistência SSC do material de aço. Se os carbonetos estiverem dispersos, a resistência do material de aço aumenta ainda mais. Esses efeitos não serão obtidos se o teor de C for muito baixo. Por outro lado, se o teor de C for muito alto, a tenacidade do material de aço diminuirá e poderá ocorrer trincamento por têmpera. Portanto, o teor de C está no intervalo de 0,15 a 0,45%. Um limite inferior preferencial do teor de C é de 0,18%, mais preferencialmente é de 0,20% e ainda mais preferencialmente é de 0,25%. Um limite superior preferencial do teor de C é de 0,40%, mais preferencialmente é de 0,38% e ainda mais preferencialmente é de 0,35%.

[0046] Si: 0,05 a 1,00% Silício (Si) desoxida 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 material de aço diminui. Portanto, o teor de Si está no intervalo de 0,05 a 1,00%. Um limite inferior preferencial do teor de Si é de 0,10% e mais preferencialmente é de 0,15%. Um limite superior preferencial do teor de Si é de 0,85%, mais preferencialmente é de 0,70% e ainda mais preferencialmente é de 0,60%.

[0047] Mn: 0,01 a 1,00% Manganês (Mn) desoxida aço. Mn também aumenta a temperabilidade do material de aço e aumenta o limite de escoamento do material 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 nos contornos de grãos juntamente com impurezas como P e S. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço diminuirá. Portanto, o teor de Mn está no intervalo de 0,01 a 1,00%. Um limite inferior preferencial do teor de Mn é de 0,02%, mais preferencialmente é de 0,03% e ainda mais preferencialmente é de 0,10%. Um limite superior preferencial do teor de Mn é de 0,90% e mais preferencialmente é de 0,80%.

[0048] P: 0,030% ou menos Fósforo (P) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de P é superior a 0%. P segrega nos contornos de grãos e diminui a resistência SSC do material de aço. Portanto, o teor de P é 0,030% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de P é de 0,025% e mais preferencialmente é de 0,020%. 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, quando se leva em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de P é de 0,0001%, mais preferencialmente é de 0,0003%, ainda mais preferencialmente é de 0,001% e ainda mais preferencialmente é de 0,002%.

[0049] S: 0,0050% ou menos Enxofre (S) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de S é superior a 0%. S segrega nos contornos de grãos e diminui a resistência SSC do material de aço. Portanto, o teor de S é 0,0050% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de S é de 0,0040%, mais preferencialmente é de 0,0030% e ainda mais preferencialmente é de 0,0020%. 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, quando se leva em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de S é de 0,0001% e mais preferencialmente é de 0,0003%.

[0050] Al: 0,005 a 0,100% Alumínio (Al) desoxida aço. Se o teor de Al for muito baixo, esse efeito não é obtido e a resistência SSC do material de aço diminui. Por outro lado, se o teor de Al for muito alto, inclusões à base de óxido grosso são formadas e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Al está em um intervalo de 0,005 a 0,100%. Um limite inferior preferencial do teor de Al é de 0,015% e mais preferencialmente é de 0,020%. Um limite superior preferencial do teor de Al é de 0,080% e mais preferencialmente é de 0,060%. Na presente descrição, o teor de “Al” significa “Al solúvel em ácido”, ou seja, o teor de “Al sol.”.

[0051] Cr: 0,60 a 1,80% Cromo (Cr) aumenta a resistência ao abrandamento por revenimento e aumenta o limite de escoamento do material de aço. Quando a resistência ao abrandamento por revenimento do material de aço é aumentada por Cr, o revenimento em alta temperatura também é possibilitado. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço aumenta. Se o teor de Cr for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Cr for muito alto, carbonetos grossos se formam no material de aço e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Cr está em um intervalo de 0,60 a 1,80%. Um limite inferior preferencial do teor de Cr é de 0.65%, mais preferencialmente é de 0,70% e ainda mais preferencialmente é de 0,75%. Um limite superior preferencial do teor de Cr é de 1,60%, mais preferencialmente é de 1,55% e ainda mais preferencialmente é de 1,50%.

[0052] Mo: 0,80 a 2,30% Molibdênio (Mo) aumenta a resistência ao abrandamento por revenimento e aumenta o limite de escoamento do material de aço. Quando a resistência ao abrandamento por revenimento do material de aço é aumentada por Mo, o revenimento em alta temperatura também é possibilitado. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço aumenta. Se o teor de Mo for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Mo for muito alto, carbonetos do tipo Mo6C não são dissolvidos por aquecimento antes da têmpera e permanecem no material de aço. Como resultado, a temperabilidade do material de aço diminui e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Mo está em um intervalo de 0,80 a 2,30%. Um limite inferior preferencial do teor de Mo é 0,85% e mais preferencialmente é de 0,90%. Um limite superior preferencial do teor de Mo é de 2,10% e mais preferencialmente é de 1,80%.

[0053] Ti: 0,002 a 0,020% O titânio (Ti) forma nitretos e refina grãos de cristal pelo efeito de pinagem. Por meio disso, o limite de escoamento do material 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, uma grande quantidade de nitretos de Ti é formada e reduz a precipitação de BN. Como resultado, a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Ti está em um intervalo de 0,002 a 0,020%. Um limite inferior preferencial do teor de Ti é de 0,003% e mais preferencialmente é de 0,004%. Um limite superior preferencial do teor de Ti é de 0,018% e mais preferencialmente é de 0,015%.

[0054] V: 0,05 a 0,30% Vanádio (V) se combina com C para formar carbonetos e aumenta a resistência ao abrandamento por revenimento por meio de um efeito de endurecimento por precipitação. Como resultado, o limite de escoamento do material de aço aumenta. Quando a resistência ao abrandamento por revenimento do material de aço é aumentada por V, o revenimento em alta temperatura também é possibilitado. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço aumenta. Se o teor de V for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de V for muito alto, a tenacidade do material de aço diminui. Portanto, o teor de V está no intervalo de 0,05 a 0,30%. Um limite inferior preferencial do teor de V é de mais de 0,05%, mais preferencialmente é de 0,06% e ainda mais preferencialmente é de 0,07%. Um limite superior preferencial do teor de V é de 0,25%, mais preferencialmente é de 0,20% e ainda mais preferencialmente é de 0,15%.

[0055] Nb: 0,002 a 0,100% Nióbio (Nb) se combina com C e/ou N para formar carbonetos, nitretos ou carbonitretos (doravante referidos como como “carbonitretos e semelhantes”). Esses carbonitretos e semelhantes refinam a subestrutura do material de aço pelo efeito de pinagem e melhoram a resistência SSC do material de aço. Nb também se combina com C para formar carbonetos finos. Como resultado, o limite de escoamento do material de aço aumenta. Se o teor de Nb for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de Nb for muito alto, carbonitretos e semelhantes são formados em excesso e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Nb está no intervalo de 0,002 a 0,100%. Um limite inferior preferencial do teor de Nb é de 0,003%, mais preferencialmente é de 0,005% e ainda mais preferencialmente é de 0,010%. Um limite superior preferencial do teor de Nb é de 0,050% e mais preferencialmente é de 0,030%.

[0056] B: 0,0005 a 0,0040% Boro (B) se combina com N para formar BN no material de aço. Como resultado, a precipitação de precipitados grossos que precipitam em contornos de grãos a priori-Y é reduzida. B também se dissolve no material de aço e aumenta a temperabilidade do material de aço. No material de aço da presente modalidade, entre esses efeitos, a resistência SSC do material de aço é aumentada ao causar ativamente a precipitação de BN. Se o teor de B for muito baixo, esse efeito não é obtido. Por outro lado, se o teor de B for muito alto, uma grande quantidade de BN será formada no material de aço e a resistência SSC do material de aço pode diminuir. Além disso, se o teor de B for muito alto, BN grosso pode ser formado no material de aço e a resistência SSC do material de aço pode diminuir. Portanto, o teor de B está em um intervalo de 0,0005 a 0,0040%. Um limite inferior preferencial do teor de B é de 0,0007%, mais preferencialmente é de 0,0010% e ainda mais preferencialmente é de 0,0012%. Um limite superior preferencial do teor de B é de 0,0035%, mais preferencialmente é de 0,0030% e ainda mais preferencialmente é de 0,0025%.

[0057] Cu: 0,01 a 0,50% Cobre (Cu) aumenta a temperabilidade do material de aço e aumenta o limite de escoamento do material de aço. Se o teor de Cu for muito baixo, esse efeito não é obtido. Por outro lado, se o teor de Cu for muito alto, a temperabilidade do material de aço será muito alta e a resistência SSC do material de aço diminuirá. Portanto, o teor de Cu está em um intervalo de 0,01 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Cu é de 0,02%. Um limite superior preferencial do teor de Cu é de 0,40%, mais preferencialmente é de 0,30%, ainda mais preferencialmente é de 0,20% e ainda mais preferencialmente é de 0,15%.

[0058] Ni: 0,01 a 0,50% Níquel (Ni) aumenta a temperabilidade do material de aço e aumenta o limite de escoamento do material de aço. Se o teor de Ni for muito baixo, esse efeito não é obtido. Por outro lado, se o teor de Ni for muito alto, Ni promoverá corrosão local e a resistência SSC do material de aço diminuirá. Portanto, o teor de Ni está no intervalo de 0,01 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Ni é de 0,02%. Um limite superior preferencial do teor de Ni é de 0,40%, mais preferencialmente é de 0,30%, ainda mais preferencialmente é de 0,20% e ainda mais preferencialmente é de 0,15%.

[0059] N: 0,0020 a 0,0100% Nitrogênio (N) se combina com B para formar BN no material de aço. Como resultado, precipitados grossos que precipitam em contornos de grãos a priori-YS são reduzidos. N também se combina com Ti para formar nitretos finos e, assim, refina grãos de cristal. Se o teor de N for muito baixo, esses efeitos não são obtidos. Por outro lado, se o teor de N for muito alto, uma grande quantidade de BN pode ser formada no material de aço e a resistência SSC do material de aço pode diminuir. Além disso, se o teor de N for muito alto, BN grosso pode ser formado no material de aço e a resistência SSC do material de aço pode diminuir. Portanto, o teor de N está no intervalo de 0,0020 a 0,0100%. Um limite inferior preferencial do teor de N é de 0,0025%, mais preferencialmente é de 0,0030%, ainda mais preferencialmente é de 0,0035% e ainda mais preferencialmente é de 0,0040%. Um limite superior preferencial do teor de N é de 0,0080% e mais preferencialmente é de 0,0070%.

[0060] O: 0,0020% ou menos Oxigênio (O) é uma impureza. Em outras palavras, o teor de O é superior a 0%. O forma óxidos grossos e reduz a resistência à corrosão do material de aço. Portanto, o teor de O é de 0,0020% ou menos. Um limite superior preferencial do teor de O é de 0,0018% e mais preferencialmente é de 0,0015%. 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, quando se leva em consideração a produção industrial, um limite inferior preferencial do teor de O é de 0,0001% e mais preferencialmente é de 0,0003%.

[0061] O equilíbrio da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade é Fe e impurezas. Neste documento, o termo “impurezas” refere-se a elementos que, durante a produção industrial do material de aço, são misturados a partir de minério ou sucata que é usado como matéria-prima do material de aço, ou a partir do ambiente de produção ou semelhante, e que são permitidos em um intervalo que não afeta adversamente o material de aço de acordo com a presente modalidade.

[0062] [Quanto aos elementos opcionais] A composição química do material de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Ca, Mg, Zr e metal de terras raras (REM) em vez de uma parte de Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional e controla a morfologia de sulfetos no material de aço para, assim, aumentar a resistência SSC do material de aço.

[0063] Ca: 0 a 0,0100% Cálcio (Ca) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Ca pode ser 0%. Se contido, Ca torna S no material de aço inofensivo, formando sulfetos, e aumenta a resistência SSC do material de aço. Mesmo que uma pequena quantidade de Ca esteja contida, esse efeito é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Ca for muito alto, óxidos no material de aço se tornam grossos e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Ca está no 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% e ainda mais preferencialmente é de 0,0006%. Um limite superior preferencial do teor de Ca é de 0,0040%, mais preferencialmente é de 0,0030% e ainda mais preferencialmente é de 0,0025%.

[0064] Mg: 0 a 0,0100% Magnésio (Mg) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Mg pode ser 0%. Se contido, Mg torna S no material de aço inofensivo, formando sulfetos, e aumenta a resistência SSC do material de aço. Mesmo que uma pequena quantidade de Mg esteja contida, esse efeito é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Mg for muito alto, óxidos no material de aço se tornam grossos e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Mg está no 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%. Um limite superior preferencial do teor de Mg é de 0,0040%, mais preferencialmente é de 0,0030% e ainda mais preferencialmente é de 0,0025%.

[0065] Zr: 0 a 0,0100% Zircônio (Zr) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Zr pode ser 0%. Se contido, Zr torna S no material de aço inofensivo, formando sulfetos, e aumenta a resistência SSC do material de aço. Mesmo que uma pequena quantidade de Zr esteja contida, esse efeito é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Zr for muito alto, óxidos no material de aço se tornam grossos e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de Zr está no 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% e ainda mais preferencialmente é de 0,0006%. Um limite superior preferencial do teor de Zr é de 0,0040%, mais preferencialmente é de 0,0030% e ainda mais preferencialmente é de 0,0025%.

[0066] Metal de terras raras (REM): 0 a 0,0100% Metal de terras raras (REM) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de REM pode ser 0%. Se contido, REM torna S no material de aço inofensivo, formando sulfetos, e aumenta a resistência SSC do material de aço. REM também se combina com P no material de aço e suprime a segregação de P nos contornos dos grãos do cristal. Portanto, é suprimida uma diminuição na tenacidade a baixas temperaturas e na resistência SSC do material de aço que é atribuível à segregação de P. Mesmo que uma pequena quantidade de REM esteja contida, esses efeitos são obtidos até certo ponto. No entanto, se o teor de REM for muito alto, os óxidos se tornam grossos e a tenacidade a baixas temperaturas e resistência SSC do material de aço diminuem. Portanto, o teor de REM está no intervalo de 0 a 0,0100%. Um limite inferior preferencial do teor de REM 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%. Um limite superior preferencial do teor de REM é de 0,0040% e mais preferencialmente é de 0,0025%.

[0067] Observe que, na presente descrição, o termo “REM” se refere a um ou mais tipos de elementos selecionados de um grupo que consiste em escândio (Sc), que é o elemento com número atômico 21, ítrio (Y), que é o elemento com número atômico 39, e os elementos de lantânio (La) com número atômico 57 a lutécio (Lu) com número atômico 71 que são lantanídios. Além disso, na presente descrição, o termo “teor de REM” refere-se ao teor total desses elementos.

[0068] A composição química do material de aço descrito acima pode conter ainda um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em Co e W em vez de uma parte de Fe. Cada um desses elementos é um elemento opcional que forma uma camada protetora contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Dessa forma, cada um desses elementos aumenta a resistência SSC do material de aço.

[0069] Co: 0 a 0,50% Cobalto (Co) é um elemento opcional e não precisa estar contido. Em outras palavras, o teor de Co pode ser 0%. Se contido, Co forma uma camada protetora contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Como resultado, a resistência SSC do material de aço aumenta. Mesmo que uma pequena quantidade de Co esteja contida, esse efeito é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de Co for muito alto, a temperabilidade do material de aço diminuirá e a resistência do material de aço diminuirá. Portanto, o teor de Co está no intervalo de 0 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de Co é de mais de 0%, mais preferencialmente é de 0,02%, ainda mais preferencialmente é de 0,03% e ainda mais preferencialmente é de 0,05%. Um limite superior preferencial do teor de Co é de 0,45% e mais preferencialmente é de 0,40%.

[0070] W: 0 a 0,50% 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 uma camada protetora contra corrosão em um ambiente ácido e suprime a penetração de hidrogênio. Como resultado, a resistência SSC do material de aço aumenta. Mesmo que uma pequena quantidade de W esteja contida, esse efeito é obtido até certo ponto. No entanto, se o teor de W for muito alto, carbonetos grossos se formam no material de aço e a resistência SSC do material de aço diminui. Portanto, o teor de W está no intervalo de 0 a 0,50%. Um limite inferior preferencial do teor de W é de mais do que 0%, mais preferencialmente é de 0,02%, ainda mais preferencialmente é de 0,03% e ainda mais preferencialmente é de 0,05%. Um limite superior preferencial do teor de W é de 0,45% e mais preferencialmente é de 0,40%.

[0071] [Quanto a BN] No material de aço de acordo com a presente modalidade, a densidade numérica de BN contido no material de aço está no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2. Observe que, na presente descrição, o termo “BN” significa um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm no qual, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, um elemento derivado de tela de malha e um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica) não são detectados. Observe que, na presente descrição, o termo “diâmetro circular equivalente” significa o diâmetro de um círculo em um caso em que a área de um precipitado identificado em uma superfície de campo visual durante observação da microestrutura é convertida em um círculo com a mesma área.

[0072] Conforme descrito acima, no material de aço de acordo com a presente modalidade, os teores de Cr, Mo e V são ajustados para aumentar a resistência ao abrandamento por revenimento do material de aço. Ou seja, o limite de escoamento após revenimento é aumentado ao ajustar a composição química conforme descrito acima. Por outro lado, no material de aço com a composição química acima mencionada, precipitados grossos são confirmados nos contornos de grãos austeníticos a priori (contornos de grãos a priori-Y) em alguns casos. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço diminui.

[0073] Portanto, no material de aço de acordo com a presente modalidade, BN é levado a se dispersar no material de aço. Conforme mencionado acima, B é passível de segregar nos contornos de grãos a priori-Y. B também se combina com N para formar BN e precipitar no material de aço. Portanto, ao causar ativamente a precipitação de BN, a precipitação de precipitados grossos pode ser inibida. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço pode ser aumentada. Por outro lado, se muito BN precipitar, a resistência SSC do material de aço irá, pelo contrário, diminuir. Os presentes inventores consideram que o motivo para isso é que o material de aço é fragilizado devido à quantidade de precipitados ser muito grande.

[0074] Portanto, no material de aço de acordo com a presente modalidade, a densidade numérica de BN contido no material de aço está no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2. Um limite inferior preferencial da densidade numérica de BN no material de aço é de 12 partículas/100 μm2. Um limite superior preferencial da densidade numérica de BN no material de aço é de 90 partículas/100 μm2, e mais preferencialmente é de 80 partículas/100 μm2.

[0075] A densidade numérica de BN no material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser determinada pelo seguinte método. Um micro corpo de prova para criar uma réplica de extração é retirado do material de aço de acordo com a presente modalidade. Se o material de aço for uma placa de aço, o micro corpo de prova é retirado de uma porção central da espessura. Se o material de aço for um tubo de aço, o micro corpo de prova é retirado de uma porção central da espessura da parede. Após o polimento da superfície do micro corpo de prova para obter uma superfície espelhada, o micro corpo de prova é imerso por 600 segundos em um reagente de corrosão nital 3,0% a uma temperatura de 25±1°C para corroer a superfície. A superfície corroída é então coberta com um filme de carbono depositado. O micro corpo de prova, cuja superfície é coberta com o filme depositado, é imerso por 1200 segundos em um reagente de corrosão nital 5,0% a uma temperatura de 25±1°C. O filme depositado é retirado do micro corpo de prova imerso. O filme depositado que foi retirado do micro corpo de prova é limpo com etanol e, em seguida, recolhido com uma tela de malha feita de Cu e seco.

[0076] O filme depositado (filme de réplica) é observado usando um microscópio eletrônico de transmissão (MET). Especificamente, quatro locais arbitrários são identificados e a observação é conduzida usando uma ampliação da observação de x30000 e uma tensão de aceleração de 200 kV, e imagens fotográficas são geradas. Além disso, com relação aos mesmos campos visuais de observação, análise elementar é realizada por Espectroscopia de Raios X por Dispersão em Energia (neste documento também referida como “EDS”), e um mapa de elementos é gerado. Observe que cada campo visual tem 5 μm x 5 μm. Além disso, os precipitados podem ser identificados com base em contraste, e processamento de imagem para as imagens fotográficas obtidas pode ser realizado para identificar que o diâmetro circular equivalente está no intervalo de 10 a 100 nm.

[0077] Observe que, em EDS, em função das características do aparelho, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, embora elementos que excluam B e N, como Fe, Cr, Mn, Mo, V e Nb sejam detectados, B e N não são detectados em alguns casos. No entanto, entre os precipitados com um diâmetro circular equivalente de 10 a 100 nm, os precipitados que não incluem um elemento diferente de B e N entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade são quase todos BN. Além disso, na presente modalidade, como mencionado acima, ao realizar análise elementar por EDS uma tela de malha feita de Cu é usada. Portanto, na análise elementar por EDS de acordo com a presente modalidade, Cu é detectado em um nível que é mais do que um nível de impureza. Além disso, na presente modalidade, como mencionado acima, os precipitados capturados em um filme de carbono depositado (filme de réplica) são realizados análise elementar por EDS. Portanto, na análise elementar por EDS de acordo com a presente modalidade, C também é detectado em um nível que é mais do que um nível de impureza em alguns casos.

[0078] Assim, na presente modalidade, BN é definido como um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm no qual, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, um elemento derivado de tela de malha e um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica) não são detectados. Observe que B, N, um elemento derivado de tela de malha e um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica) podem ser detectados por EDS, e podem não ser detectados. Por exemplo, um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm e detectado apenas um elemento derivado de tela de malha por EDS é determinado como BN. Por exemplo, um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm, detectados B, N, um elemento derivado de tela de malha e um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica), e não detectados os outros elementos é determinado como BN. Portanto, na presente modalidade, um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm, em que quaisquer outros elementos diferentes de B, N, um elemento derivado de tela de malha e um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica) não são detectados por EDS, é determinado como BN. Além disso, na presente modalidade, um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm, em que nenhum elemento é detectado por EDS, também é determinado como BN.

[0079] Como mencionado acima, na presente modalidade a frase “elemento derivado de tela de malha” refere-se a Cu. Além disso, na presente modalidade a frase “um elemento derivado de filme de carbono depositado (filme de réplica)” refere-se a C. Portanto, na presente modalidade, na prática o termo “BN” significa um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm em que, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, Cu e C não é detectado. Observe que, na presente descrição, a descrição “entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, Cu e C não é detectado” significa que em uma análise elementar por EDS, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, Cu e C não é detectado em um nível que seja mais do que um nível de impureza.

[0080] Observe que, em alguns casos, uma tela de malha que é usada durante a observação com MET pode ser constituída por um elemento diferente de Cu. Por exemplo, em um caso onde uma tela de malha feita de Ni é usada, Ni será inevitavelmente detectado em uma análise elementar por EDS. Nesse caso, BN significa um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm no qual, entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade, um elemento diferente de B, N, Ni e C não é detectado.

[0081] De acordo com a presente modalidade, especificamente, precipitados com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm que são identificados a partir das imagens fotográficas acima mencionadas e o mapa de elementos são comparados, e entre os precipitados com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm são identificados precipitados (BN) nos quais não é detectado um elemento diferente de B, N, Cu e C entre os elementos da composição química do material de aço de acordo com a presente modalidade. A densidade numérica de BN (partículas/100 μm2) pode ser determinada com base no número total de precipitados de BN identificados nos quatro campos visuais e na área bruta dos quatro campos visuais.

[0082] [Limite de escoamento do material de aço] O limite de escoamento do material de aço de acordo com a presente modalidade é de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais). Na presente descrição, o termo “limite de escoamento” significa limite convencional de escoamento de 0,2% obtido em um teste de tração. Embora o material de aço de acordo com a presente modalidade tenha um limite de escoamento de 110 ksi ou mais, ao satisfazer as condições em relação à composição química e à densidade numérica de BN que são descritas acima, o material de aço de acordo com a presente modalidade tem resistência SSC excelente em um ambiente ácido.

[0083] O limite de escoamento do material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser determinado pelo seguinte método. Um teste de tração é conduzido em um método de acordo com ASTM E8/E8M (2013). Um corpo de prova de barra redonda é retirado de um material de aço de acordo com a presente modalidade. Se o material de aço for uma placa de aço, o corpo de prova de barra redonda é retirado de uma porção central da espessura. Se o material de aço for um tubo de aço, o corpo de prova de barra redonda é retirado de uma porção central da espessura da parede. O tamanho do corpo de prova de barra redonda é, por exemplo, 4 mm no diâmetro da porção paralela e 35 mm no comprimento da porção paralela. A direção axial do corpo de prova de barra redonda é paralela à direção de laminação do material de aço. Um teste de tração é realizado em temperatura normal (25°C) na atmosfera usando o corpo de prova de barra redonda, e o limite convencional de escoamento de 0,2% obtido é definido como o limite de escoamento (MPa).

[0084] [Microestrutura] A microestrutura do material de aço de acordo com a presente modalidade é composta principalmente de martensita revenida e bainita revenida. Especificamente, o total das razões de volume de martensita revenida e bainita revenida é de 90% ou mais na microestrutura. O balanço da microestrutura é, por exemplo, ferrita ou perlita. Se a microestrutura do material de aço com a composição química acima mencionada contiver martensita revenida e bainita revenida em uma quantidade equivalente a uma razão de volume total de 90% ou mais, na condição de que os outros requisitos de acordo com a presente modalidade sejam satisfeitos, o limite de escoamento do material de aço será de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais).

[0085] As razões de volume total de martensita revenida e bainita revenida podem ser determinadas por observação da microestrutura. Em um caso onde o material de aço é uma placa de aço, um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção de laminação e 10 mm na direção da espessura é cortado de uma porção central da espessura. Além disso, em um caso onde o material de aço é uma placa de aço com uma espessura de menos de 10 mm, é cortado um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção de laminação e a espessura da placa de aço na direção da espessura. Em um caso onde o material de aço é um tubo de aço, um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção do eixo do tubo e 10 mm na direção radial do tubo é cortado de uma porção central da espessura da parede. Além disso, em um caso onde o material de aço é um tubo de aço com uma espessura de parede de menos de 10 mm, é cortado um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção do eixo do tubo e uma espessura de parede do tubo de aço na direção radial do tubo. Após o polimento da superfície de observação para obter uma superfície espelhada, o corpo de prova é imerso por cerca de 10 segundos em um reagente de corrosão nital 2% para revelar a microestrutura por corrosão. A superfície de observação corroída é observada por meio de uma imagem eletrônica secundária obtida usando um microscópio eletrônico de varredura (MEV), e a observação é realizada para 10 campos visuais. A área de cada campo visual é de 400 μm2 (ampliação de x5000).

[0086] Em cada campo visual, martensita revenida e bainita revenida podem ser distinguidas de outras fases (ferrita ou perlita) com base em contraste. Portanto, em cada campo visual, martensita revenida e bainita revenida são identificadas com base em contraste. Em seguida, é determinado um total de frações de área da martensita temperada e da bainita temperada identificadas. Na presente modalidade, um valor médio aritmético dos totais de frações de área de martensita revenida e bainita revenida determinado em todos os campos visuais é considerado como uma razão de volume total de martensita revenida e bainita revenida.

[0087] [Diâmetro de grãos austeníticos a priori] Na microestrutura do material de aço de acordo com a presente modalidade, o diâmetro de grãos austeníticos a priori (diâmetro de grãos a priori-Y) não é particularmente limitado. Em um caso em que o material de aço é um tubo de aço de poço de petróleo, um diâmetro de grãos a priori-Y preferencial na microestrutura é de 30 μm ou menos. Normalmente, em um material de aço, se o diâmetro de grãos a priori-Y for fino, o limite de escoamento e a resistência SSC aumentam de forma estável. No entanto, como o material de aço de acordo com a presente modalidade satisfaz as condições em relação à composição química e à densidade numérica de BN que são descritas acima, mesmo quando o diâmetro de grãos a priori-Y está no intervalo de 15 a 30 μm, o material de aço de acordo com a presente modalidade tem um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e resistência SSC excelente.

[0088] O diâmetro de grãos a priori-Y pode ser determinado pelo seguinte método. Em um caso onde o material de aço é uma placa de aço, um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção de laminação e 10 mm na direção da espessura é cortado de uma porção central da espessura. Além disso, em um caso onde o material de aço é uma placa de aço com uma espessura de menos de 10 mm, é cortado um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção de laminação e a espessura da placa de aço na direção da espessura. Em um caso onde o material de aço é um tubo de aço, um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção do eixo do tubo e 10 mm na direção radial do tubo é cortado de uma porção central da espessura da parede. Além disso, em um caso onde o material de aço é um tubo de aço com uma espessura de parede de menos de 10 mm, é cortado um corpo de prova com uma superfície de observação com dimensões de 10 mm na direção do eixo do tubo e uma espessura de parede do tubo de aço na direção radial do tubo. Após o corpo de prova ser embebido em uma resina, a superfície de observação do corpo de prova é polido para obter uma superfície espelhada, e imerso por cerca de 60 segundos em uma solução aquosa saturada com ácido pícrico, para revelar os contornos de grãos a priori-Y por corrosão.

[0089] A superfície de observação corroída é observada por meio de uma imagem eletrônica secundária obtida usando um MEV, e a observação é realizada para 10 campos visuais, e imagens fotográficas são geradas. As áreas dos respectivos grãos a priori-Y são determinadas com base nas imagens fotográficas geradas, e o diâmetro circular equivalente de cada grão a priori-Y é determinado com base na área do grão a priori-Y. Um valor médio aritmético dos diâmetros circulares equivalentes dos grãos a priori-Y que são determinados nos 10 campos visuais é definido como o diâmetro dos grãos a priori-Y (μm).

[0090] [Forma do material de aço] A forma do material de aço de acordo com a presente modalidade não é particularmente limitada. O material de aço é, por exemplo, um tubo de aço ou uma placa de aço. Em um caso em que o material de aço é um tubo de aço de poço de petróleo, uma espessura de parede preferencial é de 9 a 60 mm. Mais preferencialmente, o material de aço de acordo com a presente modalidade é adequado para uso como um tubo de aço sem costura de parede pesada. Mais especificamente, mesmo se o material de aço de acordo com a presente modalidade for um tubo de aço sem costura com uma parede grossa com uma espessura de 15 mm ou mais ou, ainda, 20 mm ou mais, o material de aço exibe resistência excelente e resistência SSC excelente.

[0091] [Resistência SSC do material de aço] No material de aço de acordo com a presente modalidade, resistência SSC excelente é determinada para cada limite de escoamento. Observe que, para cada limite de escoamento, a resistência SSC do material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser avaliada por um teste DCB realizado de acordo com o “Método D” descrito em NACE TM0177-2005.

[0092] [Resistência SSC quando o limite de escoamento é de 758 a menos de 862 MPa] Em um caso em que o limite de escoamento do material de aço está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa (110 a menos de 125 ksi, grau 110 ksi), a resistência SSC do material de aço pode ser avaliada pelo seguinte método.Uma solução aquosa contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio é adotada como uma solução de teste. Um corpo de prova DCB ilustrado na FIG. 2A é retirado do material de aço de acordo com a presente modalidade. Em um caso em que o material de aço é uma placa de aço, o corpo de prova DCB é retirado de uma porção central da espessura. Em um caso em que o material de aço é um tubo de aço, o corpo de prova DCB é retirado de uma porção central da espessura da parede. A direção longitudinal do corpo de prova DCB é paralela à direção de laminação do material de aço. Uma cunha ilustrada na FIG. 2B também é retirada do material de aço de acordo com a presente modalidade. Uma espessura t da cunha é de 3,10 (mm).

[0093] Referindo-se à FIG. 2A, a cunha acima mencionada é conduzida entre os braços do corpo de prova DCB. O corpo de prova DCB no qual a cunha foi conduzida é então colocado dentro de um vaso de teste. Em seguida, a solução de teste acima mencionada é vertida no vaso de teste de modo a deixar uma porção da fase de vapor, e é adotada como um banho de teste. A quantidade adotada para o banho de teste é de 1L por corpo de prova. Em seguida, gás N2 é soprado no banho de teste por três horas para desgaseificar o banho de teste até que o oxigênio dissolvido no banho de teste se torne 20 ppb ou menos.

[0094] Gás H2S a 5 atm (0,5 MPa) é soprado no banho de teste desgaseificado para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O pH do banho de teste é ajustado para o intervalo de 3,5 a 4,0 durante todo o período de imersão. O interior do vaso de teste é mantido a 24±3°C por 14 dias (336 horas) enquanto se agita o banho de teste. Após ser mantido dessa forma, o corpo de prova DCB é retirado do vaso de teste.

[0095] Um pino é inserido em um furo formado na ponta dos braços de cada corpo de prova DCB que é retirado e uma porção de entalhe é aberta com uma máquina de teste de tração, e é medida uma tração de liberação de cunha P. Além disso, o entalhe no corpo de prova DCB é liberado em nitrogênio líquido, e é medido um comprimento de propagação de trincamento “a” em relação à propagação de trincamento que ocorreu durante a imersão. O comprimento de propagação de trincamento “a” é medido visualmente utilizando paquímetros. Um valor de tenacidade à fratura KISSC (MPa^m) é determinado usando a Fórmula (1) com base na tração de liberação de cunha P e no comprimento de propagação de trincamento “a” obtidos.

[0096]

[0097] Na Fórmula (1), h representa a altura (mm) de cada braço do corpo de prova DCB, B representa a espessura (mm) do corpo de prova DCB e Bn representa a espessura da malha (mm) do corpo de prova DCB. Esses são definidos no “Método D” de NACE TM0177-2005. Para o material de aço de acordo com a presente modalidade, em um caso em que o limite de escoamento está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa, o valor de tenacidade à fratura K1ssC que é determinado no teste de DCB acima mencionado é de 29,0 MPa^m ou mais.

[0098] [Resistência ssC quando o limite de escoamento é de 862 MPa ou mais] Em um caso em que o limite de escoamento do material de aço é de 862 MPa ou mais (125 ksi ou mais), a resistência ssC do material de aço pode ser avaliada pelo seguinte método. Uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio, 2,5% em massa de ácido acético e 0,41% em massa de acetato de sódio (solução NACE B) é adotada como uma solução de teste. De maneira similar ao caso em que o limite de escoamento está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa, um corpo de prova DCB ilustrado na FIG. 2A e uma cunha ilustrada na FIG. 2B são retirados do material de aço de acordo com a presente modalidade. Observe que uma espessura t da cunha é de 3,10 (mm).

[0099] De maneira similar ao caso em que o limite de escoamento está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa, o corpo de prova DCB no qual a cunha foi conduzida entre os braços é então colocado dentro de um vaso de teste. Em seguida, a solução de teste acima mencionada é vertida no vaso de teste de modo a deixar uma porção da fase de vapor, e é adotada como um banho de teste. A quantidade adotada para o banho de teste é de 1L por corpo de prova. Em seguida, gás N2 é soprado no banho de teste por três horas para desgaseificar o banho de teste até que o oxigênio dissolvido no banho de teste se torne 20 ppb ou menos.

[0100] Um gás misto contendo H2S a 0,3 atm (0,03 MPa) e CO2 a 0,7 atm (0,07 MPa) é soprado no banho de teste desgaseificado para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O pH do banho de teste é ajustado para o intervalo de 3,5 a 4,0 durante todo o período de imersão. O interior do vaso de teste é mantido a 24±3°C por 17 dias (408 horas) enquanto se agita o banho de teste. Após ser mantido dessa forma, o corpo de prova DCB é retirado do vaso de teste.

[0101] De maneira similar ao caso em que o limite de escoamento está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa, um valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPaVm) é determinado usando a Fórmula (1) com base na tração de liberação de cunha P e no comprimento de propagação de trincamento “a” obtidos. Para o material de aço de acordo com a presente modalidade, em um caso em que o limite de escoamento é de 862 MPa ou mais, o valor de tenacidade à fratura K1SSC que é determinado no teste de DCB acima mencionado é de 27,0 MPaVm ou mais.

[0102] [Método de produção] O método para produção de um material de aço de acordo com a presente modalidade é descrito neste documento. O método para produção de um material de aço de acordo com a presente modalidade inclui um processo de preparação, um processo de têmpera e um processo de revenimento. O processo de preparação pode incluir um processo de preparação de material de partida e um processo de trabalho a quente. Na presente modalidade, um método para a produção de um tubo de aço sem costura será descrito como um exemplo de um método para a produção de um material de aço. O método para a produção de um tubo de aço sem costura inclui um processo de preparação de uma casca oca (processo de preparação) e um processo para submeter a casca oca a têmpera e revenimento para fazer um tubo de aço sem costura (processo de têmpera e processo de revenimento). Observe que o método para a produção do material de aço de acordo com a presente modalidade não está limitado ao método de produção descrito neste documento. Cada um desses processos é descrito em detalhes neste documento.

[0103] [Processo de preparação] No processo de preparação, é preparado um material de aço intermediário com a composição química acima mencionada. O método para a produção do material de aço intermediário não é particularmente limitado, desde que o material de aço intermediário tenha a composição química acima mencionada. Conforme usado neste documento, o termo “material de aço intermediário” se refere a um material de aço em forma de placa em um caso em que o produto final é uma placa de aço e se refere a uma casca oca em um caso em que o produto final é um tubo de aço.

[0104] O processo de preparação pode incluir um processo em que um material de partida é preparado (processo de preparação do material de partida) e um processo em que o material de partida é submetido a trabalho a quente para produzir um material de aço intermediário (processo de trabalho a quente). Neste documento, um caso em que o processo de preparação inclui o processo de preparação de material de partida e o processo de trabalho a quente é descrito em detalhes.

[0105] [Processo de preparação de material de partida] No processo de preparação de material de partida, um material de partida é produzido usando aço fundido com a composição química acima mencionada. O método para produção do material de partida não é particularmente limitado e um método bem conhecido pode ser usado. Especificamente, uma peça fundida (uma placa, lupa ou tarugo) é produzida por uma processo de fundição contínua usando o aço fundido. Um lingote também pode ser produzido por um processo de produção de lingote usando o aço fundido. Conforme necessário, a placa, lupa ou lingote pode ser submetido a desbaste para produzir um tarugo. Um material de partida (uma placa, lupa ou tarugo) é produzido pelo processo acima descrito.

[0106] [Processo de trabalho a quente] No processo de trabalho a quente, o material de partida que foi preparado é submetido a trabalho a quente para produzir um material de aço intermediário. Em um caso em que o material de aço é um tubo de aço, o material de aço intermediário corresponde a uma casca oca. Primeiro, o tarugo é aquecido em um forno de aquecimento. Embora a temperatura de aquecimento não seja particularmente limitada, por exemplo, a temperatura de aquecimento está em um intervalo de 1100 a 1300°C. O tarugo que é extraído do forno de aquecimento é submetido a trabalho a quente para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura). O método de realização do trabalho a quente não é particularmente limitado e um método bem conhecido pode ser usado. Por exemplo, o processo Mannesmann é realizado como o trabalho a quente para produzir a casca oca. Nesse caso, um tarugo redondo é laminado por perfuração usando uma perfuradora. Ao realizar perfuração-laminação, embora a razão de perfuração não seja particularmente limitada, a razão de perfuração está, por exemplo, em um intervalo de 1,0 a 4,0. O tarugo redondo que passou por perfuração-laminação é ainda laminado a quente para formar uma casca oca usando um laminador de mandril, um redutor, um laminador de calibração ou semelhante. A redução acumulada de área no processo de trabalho a quente é, por exemplo, de 20 a 70%.

[0107] Uma casca oca pode ser produzida também a partir do tarugo por outro método de trabalho a quente. Por exemplo, no caso de um material de aço de parede pesada de comprimento curto, como um acoplamento, uma casca oca pode ser produzida por forjamento como o processo de Ehrhardt. Uma casca oca é produzida pelo processo acima. Embora não seja particularmente limitada, a espessura de parede da casca oca é, por exemplo, de 9 a 60 mm.

[0108] A casca oca produzida por trabalho a quente pode ser resfriada por ar (em estado bruto de laminação). A casca oca produzida por trabalho a quente pode ser submetida a têmpera direta após trabalho a quente sem ser resfriada à temperatura normal, ou pode ser submetida a têmpera após passar por aquecimento suplementar (reaquecimento) após trabalho a quente. No entanto, no caso de realização de têmpera direta ou têmpera após aquecimento suplementar, é preferencial parar o resfriamento no meio do processo de têmpera e conduzir resfriamento lento com o propósito de suprimir o trincamento por têmpera.

[0109] Em um caso em que têmpera direta é realizada após trabalho a quente, ou têmpera é realizada após aquecimento suplementar após trabalho a quente, com o propósito de eliminar tensão residual, é preferencial realizar um alívio de tensão (tratamento SR) em um momento após a têmpera e antes de um tratamento térmico (revenimento ou semelhante) do próximo processo.

[0110] Como descrito acima, um material de aço intermediário é preparado no processo de preparação. O material de aço intermediário pode ser produzido pelo processo preferencial acima mencionado, ou pode ser um material de aço intermediário que foi produzido por um terceiro, ou um material de aço intermediário que foi produzido em outra fábrica que não a fábrica em que um processo de têmpera e um processo de revenimento que são descritos posteriormente são realizados, ou em um trabalho diferente. O processo de têmpera é descrito em detalhes neste documento.

[0111] [Processo de têmpera] No processo de têmpera, o material de aço intermediário (casca oca) que foi preparado é submetido a têmpera. Na presente descrição, o termo “têmpera” significa, após o material de aço intermediário ser aquecido uma vez a uma temperatura não inferior ao ponto Ac3, resfriar rapidamente o material de aço intermediário que está a uma temperatura não inferior ao ponto Ar3. Além disso, na têmpera, o intermediário contendo a microestrutura composta principalmente por austenita é resfriado rapidamente. Como resultado, após têmpera, pode ser obtido o material de aço intermediário contido na microestrutura que é composta principalmente por martensita e/ou bainita. Ou seja, em um caso em que a microestrutura do material de aço intermediário não é composta principalmente de austenita, mesmo que o material de aço intermediário seja resfriado rapidamente, o efeito da têmpera não é obtido. Portanto, na têmpera, o material de aço intermediário geralmente é aquecido até o ponto Ac3 ou mais antes do resfriamento rápido.

[0112] A FIG. 3 é um diagrama esquemático que ilustra um padrão de calor em um processo de têmpera e um processo de revenimento no método de produção da presente modalidade. Na FIG. 3, após submeter o material de aço intermediário a têmpera (“Q” na FIG. 3), o material de aço intermediário é submetido a revenimento (“T” na FIG. 3). Neste documento, o processo de têmpera de acordo com a presente modalidade é descrito com referência à FIG. 3.

[0113] Especificamente, um padrão de calor de um processo de têmpera convencional é indicado por uma linha tracejada na FIG. 3. Por outro lado, o padrão de calor do processo de têmpera de acordo com a presente modalidade é indicado por uma linha contínua na FIG. 3. Referindo-se à FIG. 3, no processo de têmpera convencional, o material de aço intermediário é aquecido a não menos do que o ponto Ac3 (H1 na FIG. 3). Conforme descrito acima, a microestrutura do material de aço intermediário se torna austenita ao aquecer o material de aço intermediário até o ponto Ac3 ou mais. Em seguida, após o material de aço intermediário ter sido mantido a uma temperatura não inferior ao ponto Ac3, o material de aço intermediário é submetido a resfriamento rápido a partir de uma temperatura não inferior ao ponto Ac3 (C1 na FIG. 3).

[0114] Por outro lado, no processo de têmpera de acordo com a presente modalidade, o material de aço intermediário é aquecido a não menos do que o ponto Ac3 (H1 na FIG. 3), de forma semelhante ao processo de têmpera convencional. Em seguida, o material de aço intermediário é submetido a um primeiro resfriamento a partir de uma temperatura não inferior ao ponto Ac3 (C1 na FIG. 3) até uma temperatura no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3 -10°C (C2 na FIG. 3). Após o primeiro resfriamento, o material de aço intermediário é submetido a um segundo resfriamento a partir da temperatura no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3 -10°C (C2 na FIG. 3).

[0115] Como ilustrado na FIG. 3, o processo de têmpera de acordo com a presente modalidade inclui um processo de aquecimento do material de aço intermediário e permanência do material de aço intermediário à temperatura aquecida (processo de aquecimento e permanência), um processo de resfriamento do material de aço intermediário a partir da temperatura na qual o material de aço intermediário foi aquecido e mantido a uma temperatura no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3 -10°C (processo de primeiro resfriamento), e um processo de resfriamento rápido do material de aço intermediário a partir da temperatura no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3 -10°C (processo de segundo resfriamento). Cada um desses processos é descrito em detalhes neste documento.

[0116] [Processo de aquecimento e permanência] No processo de aquecimento e permanência, o material de aço intermediário é aquecido a não menos do que o ponto Ac3. Especificamente, no processo de aquecimento e permanência de acordo com a presente modalidade, a temperatura de aquecimento antes da têmpera (isto é, a temperatura de têmpera) está no intervalo de 880 a 100°C. Na presente descrição, a temperatura de têmpera corresponde à temperatura de um forno de aquecimento suplementar ou um forno de tratamento térmico que é usado para reaquecer o material de aço intermediário após trabalho a quente.

[0117] Se a temperatura de têmpera for muito alta, os diâmetros de grãos a priori-Y podem se tornar muito grandes. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço diminuirá. Por outro lado, se a temperatura de têmpera for muito baixa, em alguns casos a microestrutura não se torna uma que seja composta principalmente de martensita e bainita após têmpera. Nesse caso, as propriedades mecânicas descritas na presente modalidade não são obtidas no material de aço. Portanto, no processo de têmpera de acordo com a presente modalidade, a temperatura de têmpera está no intervalo de 880 a 1000°C.

[0118] [Processo de primeiro resfriamento] No processo de primeiro resfriamento, o material de aço intermediário após o processo de aquecimento é resfriado por 60 a 300 segundos a partir da temperatura do material de aço intermediário aquecido (isto é, a temperatura de têmpera) até uma temperatura inicial de resfriamento rápido do processo de segundo resfriamento que é descrito posteriormente.

[0119] Como mencionado acima, em um material de aço com a composição química de acordo com a presente modalidade, em alguns casos precipitados grossos podem se formar nos contornos de grãos a priori-Y. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço diminui. Por outro lado, BN é formado no material de aço em um intervalo de temperatura do ponto Ar3 a menos do que o ponto Ac3 do material de aço de acordo com a presente modalidade. BN também é suscetível de ser formado nos contornos de grãos a priori-Y. Ou seja, se o material de aço intermediário for mantido até certo ponto em um intervalo de temperatura do ponto Ar3 a menos do que o ponto Ac3, BN precipita no material de aço intermediário e a resistência SSC do material de aço aumenta.

[0120] Portanto, no processo de primeiro resfriamento de acordo com a presente modalidade, o material de aço intermediário é resfriado por um período de 60 a 300 segundos a partir da temperatura de têmpera até uma temperatura inicial de resfriamento rápido. Como mencionado acima, a temperatura de têmpera de acordo com a presente modalidade não é inferior ao ponto Ac3. Além disso, a temperatura inicial de resfriamento rápido de acordo com a presente modalidade está em um intervalo do ponto Ar3 do material de aço ao ponto Ac3 do material de aço -10°C. Portanto, ao resfriar o material de aço intermediário a partir da temperatura de têmpera até a temperatura inicial de resfriamento rápido por um período de 60 a 300 segundos, o material de aço intermediário é mantido até certo ponto em um intervalo de temperatura do ponto Ar3 a menos do que o ponto Ac3. Como resultado, BN pode ser levado a se precipitar no material de aço intermediário.

[0121] Conforme descrito acima, no processo de têmpera de acordo com a presente modalidade, BN é ativamente levado a se precipitar no material de aço intermediário. Ao fazer com que BN se precipite durante o processo de primeiro resfriamento, a precipitação de precipitados grossos durante um processo de revenimento que é descrito posteriormente pode ser inibida. Como resultado, precipitados grossos são reduzidos no material de aço de acordo com a presente modalidade, e o material de aço exibe resistência a SSC excelente.

[0122] Se o período de tempo em que a temperatura do material de aço intermediário é resfriada a partir da temperatura de têmpera até a temperatura inicial de resfriamento rápido (período de tempo do primeiro resfriamento) for muito curto, BN não será suficientemente formado no material de aço. Portanto, a densidade numérica de BN no material de aço será muito baixa e a resistência SSC do material de aço não será obtida. Por outro lado, se o primeiro período de tempo de resfriamento for muito longo, muito BN será formado no material de aço. Nesse caso, a densidade numérica de BN no material de aço será muito alta e a resistência SSC do material de aço não será obtida.

[0123] Portanto, no processo de primeiro resfriamento de acordo com a presente modalidade, o período de tempo do primeiro resfriamento está no intervalo de 60 a 300 segundos. Um limite inferior preferencial do período de tempo do primeiro resfriamento é de 65 segundos, e mais preferencialmente é de 70 segundos. Um limite superior preferencial do período de tempo do primeiro resfriamento é de 250 segundos, e mais preferencialmente é de 200 segundos.

[0124] Observe que o método de resfriamento no processo de primeiro resfriamento não é particularmente limitado, desde que o resfriamento possa ser realizado a partir da temperatura de têmpera acima mencionada até a temperatura inicial de resfriamento rápido por um período no intervalo de 60 a 300 segundos. O método de resfriamento no processo de primeiro resfriamento de acordo com a presente modalidade é, por exemplo, resfriamento a ar, permissão do resfriamento ou resfriamento lento.

[0125] [Processo de segundo resfriamento] No processo de segundo resfriamento, o material de aço intermediário que foi resfriado pelo processo de primeiro resfriamento é resfriado rapidamente. No processo de segundo resfriamento de acordo com a presente modalidade, a temperatura em que o resfriamento rápido é iniciado (ou seja, uma temperatura inicial de resfriamento rápido) está no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3 -10°C. Na presente descrição, o termo “temperatura inicial de resfriamento rápido” significa a temperatura da superfície do material de aço intermediário no lado de entrada do equipamento de resfriamento para resfriar rapidamente o material de aço intermediário.

[0126] Se a temperatura inicial de resfriamento rápido for muito baixa, em alguns casos a microestrutura não se torna uma que seja composta principalmente de martensita e bainita após têmpera. Nesse caso, as propriedades mecânicas descritas na presente modalidade não são obtidas no material de aço. Por outro lado, se a temperatura inicial de resfriamento rápido for muito alta, o período de tempo em que a temperatura do material de aço intermediário é mantida em um intervalo de temperatura (ponto Ar3 ao ponto Ac3) no qual BN se precipita diminuirá. Nesse caso, BN não será suficientemente formado no material de aço e a resistência SSC do material de aço não será obtida.

[0127] Portanto, no processo de segundo resfriamento de acordo com a presente modalidade, a temperatura inicial de resfriamento rápido está no intervalo do ponto Ar3 ao ponto Ac3-10°C. Um limite inferior preferencial da temperatura inicial de resfriamento rápido é o ponto Ar3 +5°C, e mais preferencialmente é o ponto Ar3 +10°C. Um limite superior preferencial da temperatura inicial de resfriamento rápido é o ponto Ac3 -15°C, e mais preferencialmente é o ponto Ac3 -20°C.

[0128] No segundo processo de resfriamento, o método usado para resfriar rapidamente o material de aço intermediário é, por exemplo, resfriar continuamente o material de aço intermediário (casca oca) a partir da temperatura inicial de têmpera, para assim diminuir continuamente a temperatura da superfície da casca oca. O método de realização do tratamento de resfriamento contínuo não é particularmente limitado e um método bem conhecido pode ser usado. O método de realização do tratamento de resfriamento contínuo é, por exemplo, um método que resfria o material de aço intermediário por imersão do material de aço intermediário em um banho de água, ou um método que resfria o material de aço intermediário de uma maneira acelerada por resfriamento com água de chuveiro ou resfriamento por névoa.

[0129] Se a taxa de resfriamento no processo de segundo resfriamento for muito baixa, em alguns casos a microestrutura não se torna uma que seja composta principalmente de martensita e bainita após têmpera. Nesse caso, as propriedades mecânicas descritas na presente modalidade não são obtidas no material de aço. Portanto, como descrito acima, no método para produção de um material de aço de acordo com a presente modalidade, o material de aço intermediário é submetido a resfriamento rápido no processo de segundo resfriamento. Especificamente, no processo de segundo resfriamento, a taxa de resfriamento média quando a temperatura da superfície do material de aço intermediário (casca oca) está no intervalo do ponto Ar3 até 500°C durante a têmpera é definida como a taxa de resfriamento durante a têmpera.

[0130] No processo de têmpera da presente modalidade, a taxa de resfriamento durante a têmpera é de 50°C/min ou mais. Um limite inferior preferencial da taxa de resfriamento durante a têmpera é de 100°C/min. Embora um limite superior da taxa de resfriamento durante a têmpera não seja particularmente definido, por exemplo, o limite superior é de 60000°C/min.

[0131] Como descrito acima, como o material de aço de acordo com a presente modalidade satisfaz as condições em relação à composição química e à densidade numérica de BN que são descritas acima, mesmo quando o diâmetro de grãos a priori-Y está no intervalo de 15 a 30 μm, o material de aço de acordo com a presente modalidade tem um limite de escoamento de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais) e resistência SSC excelente em um ambiente ácido. Observe que o processo de têmpera de acordo com a presente modalidade pode ser realizado apenas uma vez. Por outro lado, a têmpera pode ser realizada após realizar o aquecimento do material de aço intermediário na zona de austenita uma pluralidade de vezes. Nesse caso, a resistência SSC do material de aço aumenta ainda mais, 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 normalização e têmpera. Neste documento, o processo de revenimento será descrito em detalhes.

[0132] [Processo de revenimento] No processo de revenimento, o revenimento é realizado no material de aço intermediário que foi submetido ao processo de têmpera acima mencionado. Conforme usado na presente descrição, o termo “revenimento” significa reaquecer e manter o material de aço intermediário após têmpera a uma temperatura que não é maior do que o ponto Ac1. Especificamente, como ilustrado na FIG. 3, a temperatura de revenimento no processo de revenimento de acordo com a presente modalidade não é maior do que o ponto Ac1. A temperatura de revenimento é ajustada de forma adequada de acordo com a composição química do material de aço e o limite de escoamento a ser obtido. Ou seja, a temperatura de revenimento é ajustada para o material de aço intermediário que tem a composição química da presente modalidade, de modo que o limite de escoamento do material de aço seja ajustado para o intervalo de 758 MPa ou mais (110 ksi ou mais). Neste documento, o termo “temperatura de revenimento” corresponde à temperatura do forno quando o material de aço intermediário após têmpera é aquecido e mantido na temperatura relevante.

[0133] Como descrito acima, no processo de revenimento de acordo com a presente modalidade a temperatura de revenimento não é maior do que o ponto Ac1. Especificamente, no processo de revenimento de acordo com a presente modalidade a temperatura de revenimento está definida no intervalo de 620 a 720°C. Se a temperatura de revenimento for de 620°C ou mais, carbetos são esferoidizados de forma suficiente e a resistência SSC é aumentada ainda mais. Um limite inferior preferencial da temperatura de revenimento é de 630°C, e ainda mais preferencialmente é de 650°C. Um limite superior mais preferencial da temperatura de revenimento é de 715°C, e ainda mais preferencialmente é de 710°C.

[0134] Na presente descrição, o termo “tempo de permanência para revenimento (tempo de revenimento)” significa o período de tempo a partir de um momento em que o material de aço intermediário é inserido no forno ao aquecer e manter o material de aço intermediário após têmpera até um tempo em que o material de aço intermediário seja retirado do forno. Se o tempo de revenimento for muito curto, uma microestrutura que é composta principalmente de martensita revenida e/ou bainita revenida pode não ser obtida em alguns casos. Por outro lado, se o tempo de revenimento for muito longo, o efeito acima citado é saturado. Além disso, se o tempo de revenimento for muito curto, o limite de escoamento desejado pode não ser obtido em alguns casos. Portanto, no processo de revenimento da presente modalidade, o tempo de revenimento é preferencialmente definido no intervalo de 10 a 180 minutos. Um limite inferior mais preferencial do tempo de revenimento é de 15 minutos. Um limite superior mais preferencial do tempo de revenimento é de 120 minutos, e ainda mais preferencialmente é de 100 minutos.

[0135] Observe que, em um caso em que o material de aço é um tubo de aço, em comparação com outras formas, variações na temperatura do tubo de aço podem ocorrer durante a permanência para revenimento. Portanto, em um caso em que o material de aço é um tubo de aço, o tempo de revenimento é preferencialmente ajustado no intervalo de 15 a 180 minutos. Uma pessoa versada na técnica será suficientemente capaz de fazer com que o limite de escoamento do material de aço com a composição química da presente modalidade esteja no intervalo de 758 MPa ou mais, ajustando de forma apropriada a temperatura de revenimento acima mencionada e o tempo de permanência acima mencionado.

[0136] O material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser produzido pelo método de produção descrito acima. Observe que um método para a produção de um tubo de aço sem costura foi descrito como um exemplo do método de produção acima mencionado. No entanto, o material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser uma placa de aço ou outra forma. O método para produção de uma placa de aço ou outras formas também inclui, como o método de produção descrito acima, por exemplo, um processo de preparação, um processo de têmpera e um processo de revenimento. Além disso, o método de produção acima mencionado é um exemplo e o material de aço de acordo com a presente modalidade pode ser produzido por outro método de produção.

[0137] Neste documento, a presente invenção é descrita mais especificamente a título de exemplos.

EXEMPLO 1

[0138] No Exemplo 1, em um caso em que o limite de escoamento do material de aço está em um intervalo de 758 a menos de 862 MPa (grau 110 ksi),5 a resistência SSC foi investigada. Especificamente, foram produzidos aços fundidos contendo as composições químicas mostradas na Tabela 1.

[0139] [Tabela 1] TABELA 1

[0140] Os aços fundidos dos Aços A a M foram refinados usando o método RH (Ruhrstahl-Hausen) e, posteriormente, tarugos de Números de Teste 1-1 a 1-13 foram produzidos por um processo de fundição contínua. Os tarugos assim produzidos foram mantidos a 1250°C por uma hora e, após isso, foram submetidos à laminação a quente (trabalho a quente) pelo processo de mandril Mannesmann para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura). As cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 após laminação a quente foram resfriadas a ar de modo que as cascas ocas tenham uma temperatura normal (25°C).

[0141] Após resfriarem, as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 foram aquecidas e mantidas por 20 minutos na temperatura de têmpera (°C) mostrada na Tabela 2. Neste documento, a temperatura do forno em que o reaquecimento foi realizado foi considerada como a temperatura de têmpera (°C). Após as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 resfriarem após o reaquecimento, resfriamento com água foi realizado por meio de equipamento de resfriamento com água. O período de tempo a partir do momento em que as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 que passaram por reaquecimento foram retiradas do forno até o momento de entrada no equipamento de resfriamento com água é mostrado na Tabela 2 como “período de tempo do primeiro resfriamento (segundos)”. As temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 que foram medidas por um termômetro de radiação instalado no lado de entrada do equipamento de resfriamento com água são mostradas na Tabela 2 como “temperatura inicial de resfriamento rápido (°C)”. Observe que os pontos Ac3 das cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 estavam todos no intervalo de 850 a 870°C, e os pontos Ar3 das cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 estavam todos no intervalo de 650 a 700°C.

[0142] [Tabela 2] TABELA 2

[0143] As temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 que foram medidas por um termômetro de radiação instalado no lado de saída do equipamento de resfriamento com água foram todas abaixo de 100°C. A taxa de resfriamento no processo de segundo resfriamento para as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 foi determinada com base na temperatura inicial de resfriamento rápido, nas temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 no lado de saída do equipamento de resfriamento com água e no tempo necessário para se mover do lado de entrada para o lado de saída do equipamento de resfriamento com água. A taxa de resfriamento no processo de segundo resfriamento para as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 foi de 10°C/seg ou mais. Portanto, a taxa de resfriamento durante têmpera para os Números de Teste 1-1 a 1-13 foi considerada como sendo 10°C/seg ou mais (isto é, 600°C/minutos ou mais). Em seguida, foi realizado o revenimento em que as cascas ocas de Números de Teste 1-1 a 1-13 foram mantidas por 100 minutos nas temperaturas de revenimento mostradas na Tabela 2, para assim produzir um tubo de aço (tubo de aço sem costura) de Números de Teste 1-1 a 1-13. Observe que as temperaturas de revenimento mostradas na Tabela 2 foram todas menores do que os pontos Ac1 do aço correspondente.

[0144] [Testes de avaliação] Os tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13 após o revenimento acima mencionado foram submetidos à observação da microestrutura, um teste de medição de densidade numérica de BN, um teste de tração e um teste de avaliação de resistência SSC que são descritos neste documento.

[0145] [Observação da microestrutura] Os diâmetros de grãos a priori-Y dos tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13 foram medidos pelo método descrito acima. Os diâmetros de grãos a priori-Y (μm) dos tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13 são mostrados na Tabela 2.

[0146] [Teste de medição de densidade numérica de BN] Para os tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13, as densidades numéricas de BN foram medidas e calculadas pelo método de medição descrito acima. O MET usado para medição foi fabricado pela JEOL Ltd. (nome do modelo JEM-2010), e a tensão de aceleração foi definida para 200 kV. As densidades numéricas de BN (partículas/100 μm2) para os tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13 são mostradas na Tabela 2.

[0147] [Teste de tração] Os limites de escoamento dos tubos de aço de Números de Teste 11 a 1-13 foram medidos pelo método descrito acima. Especificamente, um teste de tração foi realizado em conformidade com ASTM E8/E8M (2013). Corpos de prova de barra redonda com um diâmetro de parte paralela de 4 mm e um comprimento de parte paralela de 35 mm foram preparados a partir da porção central da espessura da parede dos tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13. A direção axial dos corpos de prova de barra redonda era paralela à direção de laminação (direção de eixo do tubo) do tubo de aço. Um teste de tração foi realizado na atmosfera à temperatura normal (25°C) usando os corpos de prova de barra redonda de Números de Teste 1-1 a 1-13, e foram obtidos o limite de escoamento (MPa) e a resistência à tração (MPa) do tubo de aço de cada número de teste. Observe que, nos presentes exemplos, o limite convencional de escoamento de 0,2% obtido no teste de tração foi definido como o limite de escoamento para cada número de teste. A maior tensão durante alongamento uniforme obtida no teste de tração foi definida como a resistência à tração para cada número de teste. Os limites de escoamento obtidos são mostrados como “YS (MPa)” e as resistências à tração são mostradas como “TS (MPa)” na Tabela 2.

[0148] [Teste para avaliar a resistência SSC do material de aço] A resistência SSC foi avaliada realizando um teste DCB em conformidade com o Método D de NACE TM0177-2005, usando os tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13. Especificamente, três dos corpos de prova DCB ilustrados na FIG. 2A foram retirados de uma porção central da espessura da parede dos tubos de aço sem costura de Números de Teste 1-1 a 1-13. Os corpos de prova DCB foram retirados de maneira que a direção longitudinal de cada corpo de prova DCB fosse paralela à direção de laminação (direção do eixo do tubo) do tubo de aço. Uma cunha ilustrada na FIG. 2B foi posteriormente retirada dos tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-13. Uma espessura t da cunha era de 3,10 mm. A cunha acima mencionada foi conduzida entre os braços do corpo de prova DCB.

[0149] Uma solução aquosa contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio foi usada como a solução de teste. A solução de teste foi vertida no vaso de teste que envolve o corpo de prova DCB em que a cunha foi conduzida de modo a deixar uma porção da fase de vapor, e foi adotada como o banho de teste. A quantidade adotada para o banho de teste foi de 1L por corpo de prova.

[0150] Em seguida, gás N2 foi soprado no banho de teste por três horas para desgaseificar o banho de teste até que o oxigênio dissolvido no banho de teste se tornasse 20 ppb ou menos. Gás H2S a 5 atm (0,5 MPa) foi soprado no banho de teste desgaseificado para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O pH do banho de teste foi ajustado para o intervalo de 3,5 a 4,0 durante todo o período de imersão. O interior do vaso de teste foi mantido a 24±3°C por 14 dias (336 horas) enquanto se agita o banho de teste. Após ser mantido dessa forma, o corpo de prova DCB foi retirado do vaso de teste.

[0151] Foi inserido um pino em um furo formado na ponta dos braços do corpo de prova DCB que foi retirado e uma porção de entalhe foi aberta com uma máquina de teste de tração, e foi medida uma tração de liberação de cunha P. Além disso, o entalhe no corpo de prova DCB que foi imerso no banho de teste foi liberado em nitrogênio líquido, e foi medido um comprimento de propagação de trincamento “a” em relação à propagação de trincamento que ocorreu durante a imersão. O comprimento de propagação de trincamento “a” pôde ser medido visualmente utilizando paquímetros. Um valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPaVm) foi determinado usando a Fórmula (1) com base na tração de liberação de cunha P e no comprimento de propagação de trincamento “a” medidos. Um valor médio aritmético dos três valores de tenacidade à fratura K1SSC K1SSC (MPaVm) obtidos foi determinado e foi definido como o valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPa√m) do tubo de aço do número de teste.

[0152]

[0153] Observe que na Fórmula (1), h (mm) representa uma altura de cada braço do corpo de prova DCB, B (mm) representa uma espessura do corpo de prova DCB e Bn (mm) representa uma espessura da malha do corpo de prova DCB. Esses são definidos no “Método D” de NACE TM0177-2005.

[0154] [Resultados do teste] Os resultados do teste são mostrados na Tabela 2.

[0155] Com referência à Tabela 1 e Tabela 2, a composição química dos respectivos tubos de aço de Números de Teste 1-1 a 1-9 era apropriada, a densidade numérica de BN estava no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2 e o limite de escoamento estava no intervalo de 758 a menos de 862 MPa. Como resultado, embora o diâmetro de grãos a priori-Y estivesse no intervalo de 15 a 30 μm, no teste de resistência SSC o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPa^m) foi de 29,0 ou mais e, portanto, resistência SSC excelente foi exibida.

[0156] Em contraste, para o tubo de aço de Número de Teste 1-10, o período de tempo do primeiro resfriamento foi muito curto. Além disso, a temperatura inicial de resfriamento rápido era muito alta. Portanto, a densidade numérica de BN foi inferior a 10 partículas/100 μm2. como resultado, no teste de resistência ssc, o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPa^m) foi inferior a 29,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0157] Para o tubo de aço de Número de Teste 1-11, o período de tempo do primeiro resfriamento foi muito longo. Portanto, a densidade numérica de BN foi superior a 100 partículas/100 μm2. como resultado, no teste de resistência ssc, o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPa^m) foi inferior a 29,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0158] No tubo de aço de Número de Teste 1-12, o teor de Cr era muito alto. Como resultado, no teste de resistência SSC, o valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPaVm) foi inferior a 29,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0159] No tubo de aço de Número de Teste 1-13, o teor de Mo era muito alto. Como resultado, no teste de resistência SSC, o valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPaVm) foi inferior a 29,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

EXEMPLO 2

[0160] No Exemplo 2, em um caso em que o limite de escoamento do material de aço é de 862 MPa ou mais (125 ksi ou mais), a resistência SSC foi investigada. Especificamente, ao usar Aços A a M com a composição química descrita na Tabela 1 no Exemplo 1, foi investigada a resistência SSC do material de aço com o limite de escoamento de 862 MPa ou mais.

[0161] De maneira similar ao Exemplo 1, os aços fundidos dos Aços A a M foram refinados usando o método RH (Ruhrstahl-Hausen) e, posteriormente, tarugos de Números de Teste 2-1 a 2-13 foram produzidos por um processo de fundição contínua. Os tarugos assim produzidos foram mantidos a 1250°C por uma hora e, após isso, foram submetidos à laminação a quente (trabalho a quente) pelo processo de mandril Mannesmann para produzir uma casca oca (tubo de aço sem costura). As cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 após laminação a quente foram resfriadas a ar de modo que as cascas ocas tenham uma temperatura normal (25°C).

[0162] De maneira similar ao exemplo 1, após resfriarem, as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 foram aquecidas e mantidas por 20 minutos na temperatura de têmpera (°C) mostrada na Tabela 3. Neste documento, a temperatura do forno em que o reaquecimento foi realizado foi considerada como a temperatura de têmpera (°C). Após as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 resfriarem após o reaquecimento, resfriamento com água foi realizado por meio de equipamento de resfriamento com água. O período de tempo a partir do momento em que as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 que passaram por reaquecimento foram retirados do forno até o momento de entrada no equipamento de resfriamento com água é mostrado na Tabela 3 como “período de tempo do primeiro resfriamento (segundos)”. As temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 que foram medidas por um termômetro de radiação instalado no lado de entrada do equipamento de 5 resfriamento com água são mostradas na Tabela 3 como “temperatura inicial de resfriamento rápido (°C)”. Observe que os pontos Ac3 das cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 estavam todos no intervalo de 850 a 870°C, e os pontos Ar3 das cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 estavam todos no intervalo de 650 a 700°C.

[0163] [Tabela 3] TABELA 3

[0164] De maneira similar ao Exemplo 1, as temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 que foram medidas por um termômetro de radiação instalado no lado de saída do equipamento de resfriamento com água foram todas abaixo de 100°C. A taxa de resfriamento no processo de segundo resfriamento para as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 foi determinada com base na temperatura inicial de resfriamento rápido, nas temperaturas da superfície das cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 no lado de saída do equipamento de resfriamento com água e no tempo necessário para se mover do lado de entrada para o lado de saída do equipamento de resfriamento com água. A taxa de resfriamento no processo de segundo resfriamento para as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 foi de 10°C/seg ou mais. Portanto, a taxa de resfriamento durante têmpera para os Números de Teste 2-1 a 2-13 foi considerada como sendo 10°C/seg ou mais (isto é, 600°C/minutos ou mais). Em seguida, foi realizado o revenimento em que as cascas ocas de Números de Teste 2-1 a 2-13 foram mantidas por 100 minutos nas temperaturas de revenimento mostradas na Tabela 3, para assim produzir um tubo de aço (tubo de aço sem costura) de Números de Teste 2-1 a 2-13. Observe que as temperaturas de revenimento mostradas na Tabela 3 foram todas menores do que os pontos Ac1 do aço correspondente.

[0165] [Testes de avaliação] De maneira similar ao Exemplo 1, os tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13 após o revenimento acima mencionado foram submetidos à observação da microestrutura, um teste de medição de densidade numérica de BN, um teste de tração e um teste de avaliação de resistência SSC que são descritos neste documento.

[0166] [Observação da microestrutura] De maneira similar ao Exemplo 1, os diâmetros de grãos a priori-Y dos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13 foram medidos pelo método descrito acima. Os diâmetros de grãos a priori-Y (μm) dos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13 são mostrados na Tabela 3.

[0167] [Teste de medição de densidade numérica de BN] De maneira similar aos Exemplo 1, para os tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13, as densidades numéricas de BN foram medidas e calculadas pelo método de medição descrito acima. O MET usado para medição foi fabricado pela JEOL Ltd. (nome do modelo JEM-2010), e a tensão de aceleração foi definida para 200 kV. As densidades numéricas de BN (partículas/100 μm2) para os tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13 são mostradas na Tabela 3.

[0168] [Teste de tração] De maneira similar ao Exemplo 1, os limites de escoamento dos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13 foram medidos pelo método descrito acima. Especificamente, um teste de tração foi realizado em conformidade com ASTM E8/E8M (2013). Corpos de prova de barra redonda com um diâmetro de parte paralela de 4 mm e um comprimento de parte paralela de 35 mm foram preparados a partir da porção central da espessura da parede dos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13. A direção axial dos corpos de prova de barra redonda era paralela à direção de laminação (direção de eixo do tubo) do tubo de aço. Um teste de tração foi realizado na atmosfera à temperatura normal (25°C) usando os corpos de prova de barra redonda de Números de Teste 2-1 a 2-13, e foram obtidos o limite de escoamento (MPa) e a resistência à tração (MPa) do tubo de aço de cada número de teste. Observe que, nos presentes exemplos, o limite convencional de escoamento de 0,2% obtido no teste de tração foi definido como o limite de escoamento para cada número de teste. A maior tensão durante alongamento uniforme obtida no teste de tração foi definida como a resistência à tração para cada número de teste. Os limites de escoamento obtidos são mostrados como “YS (MPa)” e as resistências à tração são mostradas como “TS (MPa)” na Tabela 3.

[0169] [Teste para avaliar a resistência SSC do material de aço] A resistência SSC foi avaliada realizando um teste DCB em conformidade com o Método D de NACE TM0177-2005, usando os tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13. Especificamente, três dos corpos de prova DCB ilustrados na FIG. 2A foram retirados de uma porção central da espessura da parede dos tubos de aço sem costura de Números de Teste 2-1 a 2-13. Os corpos de prova DCB foram retirados de maneira que a direção longitudinal de cada corpo de prova DCB fosse paralela à direção de laminação (direção do eixo do tubo) do tubo de aço. Uma cunha ilustrada na FIG. 2B foi posteriormente retirada dos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-13. Uma espessura t da cunha era de 3,10 mm. A cunha acima mencionada foi conduzida entre os braços do corpo de prova DCB.

[0170] Uma solução aquosa mista contendo 5,0% em massa de cloreto de sódio, 2,5% em massa de ácido acético e 0,41% em massa de acetato de sódio (solução NACE B) foi usada como a solução de teste. A solução de teste foi vertida no vaso de teste que envolve o corpo de prova DCB em que a cunha foi conduzida de modo a deixar uma porção da fase de vapor, e foi adotada como o banho de teste. A quantidade adotada para o banho de teste foi de 1L por corpo de prova.

[0171] Em seguida, gás N2 foi soprado no banho de teste por três horas para desgaseificar o banho de teste até que o oxigênio dissolvido no banho de teste se tornasse 20 ppb ou menos. Um gás misto contendo H2S a 0,3 atm (0,03 MPa) e CO2 a 0,7 atm (0,07 MPa) foi soprado no banho de teste desgaseificado para tornar o banho de teste um ambiente corrosivo. O pH do banho de teste foi ajustado para o intervalo de 3,5 a 4,0 durante todo o período de imersão. O interior do vaso de teste foi mantido a 24±3°C por 17 dias (408 horas) enquanto se agita o banho de teste. Após ser mantido dessa forma, o corpo de prova DCB foi retirado do vaso de teste.

[0172] De maneira similar ao Exemplo 1, foi inserido um pino em um furo formado na ponta dos braços do corpo de prova DCB que foi retirado e uma porção de entalhe foi aberta com uma máquina de teste de tração, e foi medida uma tração de liberação de cunha P. Além disso, o entalhe no corpo de prova DCB que foi imerso no banho de teste foi liberado em nitrogênio líquido, e foi medido um comprimento de propagação de trincamento “a” em relação à propagação de trincamento que ocorreu durante a imersão. O comprimento de propagação de trincamento “a” pôde ser medido visualmente utilizando paquímetros. Um valor de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) foi determinado usando a Fórmula (1) acima mencionada com base na tração de liberação de cunha P e no comprimento de propagação de trincamento “a” medidos. Um valor médio aritmético dos três valores de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) obtidos foi determinado e foi definido como o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) do tubo de aço do número de teste.

[0173] [Resultados do teste] Os resultados do teste são mostrados na Tabela 3.

[0174] com referência à Tabela 1 e Tabela 3, a composição química dos respectivos tubos de aço de Números de Teste 2-1 a 2-9 era apropriada, a densidade numérica de BN estava no intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2 e o limite de escoamento era de 862 MPa ou mais. como resultado, embora o diâmetro de grãos a priori-Y estivesse no intervalo de 15 a 30 μm, no teste de resistência SSC o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) foi de 27,0 ou mais e, portanto, resistência ssc excelente foi exibida.

[0175] Em contraste, para o tubo de aço de Número de Teste 2-10, o período de tempo do primeiro resfriamento foi muito curto. Além disso, a temperatura inicial de resfriamento rápido era muito alta. Portanto, a densidade numérica de BN foi inferior a 10 partículas/100 μm2. como resultado, no teste de resistência ssc, o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) foi inferior a 27,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0176] Para o tubo de aço de Número de Teste 2-11, o período de tempo do primeiro resfriamento foi muito longo. Portanto, a densidade numérica de BN foi superior a 100 partículas/100 μm2. como resultado, no teste de resistência ssc, o valor de tenacidade à fratura KISSC (MPaVm) foi inferior a 27,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0177] No tubo de aço de Número de Teste 2-12, o teor de cr era muito alto. como resultado, no teste de resistência ssc, o valor de tenacidade à fratura K1ssc (MPaVm) foi inferior a 27,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0178] No tubo de aço de Número de Teste 2-13, o teor de Mo era muito alto.Como resultado, no teste de resistência SSC, o valor de tenacidade à fratura K1SSC (MPaVm) foi inferior a 27,0 e resistência SSC excelente não foi exibida.

[0179] Uma modalidade da presente invenção foi descrita acima. No entanto, a modalidade descrita acima é apenas um exemplo para a implementação da 5 presente invenção. Consequentemente, a presente invenção não está limitada à modalidade acima, e a modalidade acima pode ser apropriadamente modificada e realizada em um intervalo que não se desvia da essência da presente invenção.

APLICABILIDADE INDUSTRIAL

[0180] O material de aço de acordo com a presente invenção é amplamente 10 aplicável a materiais de aço a serem utilizados em um ambiente severo, como uma região polar, e preferencialmente pode ser utilizado como um material de aço que é utilizado em um ambiente de poço de petróleo, e ainda mais preferencialmente pode ser utilizado como um material de aço para tubos de revestimento, tubos de tubulação ou tubos de linha ou semelhante.

Claims

1. Material de aço caracterizado por compreender: uma composição química que consiste em, em % em massa, C: 0,15 a 0,45%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,01 a 1,00%, P: 0,030% ou menos, S: 0,0050% ou menos, Al: 0,005 a 0,100%, Cr: 0,60 a 1,80%, Mo: 0,80 a 2,30%, Ti: 0,002 a 0,020%, V: 0,05 a 0,30%, Nb: 0,002 a 0,100%, B: 0,0005 a 0,0040%, Cu: 0,01 a 0,50%, Ni: 0,01 a 0,50%, N: 0,0020 a 0,0100%, O: 0,0020% ou menos, Ca: 0 a 0,0100%, Mg: 0 a 0,0100%, Zr: 0 a 0,0100%, metal de terras raras: 0 a 0,0100%, Co: 0 a 0.50%, e W: 0 a 0,50%, com o balanço sendo Fe e impurezas, em que no material de aço, uma densidade numérica de BN está em um intervalo de 10 a 100 partículas/100 μm2, e um limite de escoamento é de 758 MPa ou mais, onde, o BN é definido como um precipitado com um diâmetro circular equivalente em um intervalo de 10 a 100 nm.

2. Material de aço, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a composição química 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%, Zr: 0,0001 a 0,0100%, e metal de terras raras: 0,0001 a 0,0100%.

3. Material de aço, de acordo com a reivindicação 1 ou reivindicação 2, caracterizado por a composição química conter um ou mais tipos de elementos selecionados do grupo que consiste em: Co: 0,02 a 0,50%, e W: 0,02 a 0,50%.

4. Material de aço, de acordo com qualquer uma da reivindicação 1 a reivindicação 3, caracterizado por o material de aço estar em um tubo de aço de poço de petróleo.

5. Método para a produção de um material de aço, caracterizado por compreender: um processo de preparação para preparar um material de aço intermediário com uma composição química de acordo com qualquer uma da reivindicação 1 a reivindicação 3; um processo de têmpera de, após o processo de preparação, aquecer o material de aço intermediário a uma temperatura de têmpera de 880 a 1000°C, posteriormente resfriar a partir da temperatura de têmpera até uma temperatura inicial de resfriamento rápido por 60 a 300 segundos, e posteriormente resfriar da temperatura inicial de resfriamento rápido a uma taxa de resfriamento de 50°C/min ou mais; e um processo de revenimento de, após o processo de têmpera, manter o material de aço intermediário a uma temperatura de 620 a 720°C por 10 a 180 minutos, onde, a temperatura inicial de resfriamento rápido é definida como a temperatura da superfície do material de aço intermediário no lado de entrada do equipamento de resfriamento e a temperatura inicial de resfriamento rápido está em um intervalo de um ponto Ar3 do material de aço a um ponto Ac3 do material de aço -10°C, a taxa de resfriamento do processo de têmpera é definida como a taxa de resfriamento média da temperatura da superfície do material de aço intermediário no intervalo do ponto Ar3 até 500°C durante a têmpera, e o limite inferior da temperatura de têmpera é não menos do que o ponto Ac3.

6. Método para produção de um material de aço, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado por o processo de preparação incluir: um processo de preparação de material de partida para preparar um material de partida com uma composição química de acordo com qualquer uma da reivindicação 1 a reivindicação 3, e um processo de trabalho a quente para submeter o material de partida a trabalho a quente para produzir o material de aço intermediário.