BR112021003350B1

BR112021003350B1 - Tubo de aço inoxidável duplex sem costura e método para fabricar o mesmo

Info

Publication number: BR112021003350B1
Application number: BR112021003350-5A
Authority: BR
Inventors: Shunsuke Sasaki; Seigo GOTO; Hiroki Ota; Tatsuro Katsumura
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2018-08-31
Filing date: 2019-08-07
Publication date: 2023-11-28
Also published as: AR116042A1; CA3108758A1; AU2019329105B2; BR112021003350B8; CA3108758C; AU2019329105A1; JP6849104B2; JPWO2020044988A1; WO2020044988A1; BR112021003350A2

Abstract

TUBO DE AÇO INOXIDÁVEL DUPLEX SEM COSTURA E MÉTODO PARA FABRICAR O MESMO. É fornecido na presente invenção um tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo excelente resistência à corrosão e tendo uma pequena diferença entre seu limite de escoamento à tração axial e limite de escoamento à compressão. A invenção também se destina a fornecer um método para fabricar tal tubo de aço inoxidável duplex sem costura. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura tem uma composição que compreende, em % de massa, C: 0,005 a 0,08%, Si: 0,01 a 1,0%, Mn: 0,01 a 10,0%, Cr: 20 a 35%, Ni: 1 a 15%, Mo: 0,5 a 6,0%, N: 0,005 a menos de 0,150%, e o saldo sendo Fe e impurezas incidentais. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura tem um limite de escoamento à tração axial de 689 MPa ou mais e uma razão de 0,85 a 1,15 como uma fração do limite de escoamento à compressão axial para o limite de escoamento à tração axial.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção diz respeito a um tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo excelente resistência à corrosão e tendo uma pequena diferença entre seu limite de escoamento à tração axial e limite de escoamento à compressão. A invenção também diz respeito a um método para fabricar tal tubo de aço inoxidável duplex sem costura. Aqui, o limite (strength) de escoamento (yield) à tração (tensile) axial e o limite de escoamento à compressão tendo uma pequena diferença significa que a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial abrange a faixa de 0,85 a 1,15.

ANTECEDENTES TÉCNICOS

[0002] Considerações importantes para tubos de aço sem costura usados para mineração de poços de petróleo e poços de gás incluem resistência à corrosão que pode suportar um ambiente altamente corrosivo sob alta temperatura e alta pressão, e características de alto limite que podem suportar o peso morto e a alta pressão quando os tubos são unidos e usados no subsolo profundo. Quanto a resistência à corrosão, a quantidade de elementos adicionados ao aço que melhoram a resistência à corrosão, como Cr, Mo, W e N, é importante. A este respeito, por exemplo, vários aços inoxidáveis duplex estão disponíveis, incluindo SUS329J3L contendo 22% de Cr, SUS329J4L contendo 25% de Cr e ISO S32750 e S32760 contendo Cr com quantidades aumentadas de Mo.

[0003] A característica de resistência mais importante é o limite de escoamento à tração axial, e um valor de limite de escoamento à tração axial representa a resistência especificada do produto. Isso é mais importante porque o tubo precisa suportar a tensão (stress) de tração devido ao seu próprio peso quando unido e usado no subsolo profundo. Com um limite de escoamento à tração axial suficientemente alta contra a tensão de tração devido ao seu peso, o tubo sofre menos deformação plástica, e isso evita danos ao revestimento de passivação formado na superfície do tubo e é importante para manter a resistência à corrosão.

[0004] Enquanto o limite de escoamento à tração axial é mais importante no que diz respeito à resistência especificada do produto, o limite de escoamento à compressão axial é importante para a junta do tubo. Do ponto de vista da prevenção de incêndios ou permitindo a repetida inserção e remoção, tubos usados como produtos tubulares petrolíferos, como em poços de petróleo e poços de gás, não podem ser unidos por soldagem e parafusos são usados para fixar a junta. A tensão de compressão é produzida na rosca do parafuso ao longo da direção axial do tubo em magnitudes que dependem da força de fixação. Isso torna o limite de escoamento à compressão axial importante para suportar tal limite de compressão.

[0005] Um aço inoxidável duplex tem duas fases em sua microestrutura: a fase ferrita e a fase austenita que, cristalograficamente, tem baixo limite de escoamento. Por causa disso, um aço inoxidável duplex, em uma forma processada após a conformação a quente ou tratamento térmico, não pode fornecer a resistência necessária para uso como produtos tubulares petrolíferos. Por esta razão, os tubos a serem usados como produtos tubulares petrolíferos são processados para melhorar o limite de escoamento à tração axial por reforço de deslocamento usando várias técnicas de laminação a frio. A trefilação a frio e a laminação a passo peregrino são duas técnicas limiarizadas de laminação a frio destinadas a tubos a serem usados como produtos tubulares petrolíferos. De fato, a NACE (The National Association of Corrosion Engineers), que fornece padrões internacionais para o uso de produtos tubulares petrolíferos, enumera a trefilação a frio e a laminação a passo peregrino como as únicas definições de laminação a frio. Essas técnicas de laminação a frio são tanto um processo de laminação a frio longitudinal que reduz a espessura da parede e o diâmetro do tubo, quanto o reforço de deslocamento, que é induzido por extenuação, atua de maneira mais efetiva para a melhoria do limite de escoamento à tração axial ao longo do eixo longitudinal do tubo. Nas técnicas de laminação a frio anteriores que aplicam extenuação longitudinalmente ao longo do eixo do tubo, um forte efeito Bauschinger ocorre ao longo de uma direção do eixo do tubo e o limite de escoamento à compressão ao longo da direção axial do tubo é conhecida por mostrar uma diminuição de cerca de 20%. Por essa razão, é prática comum ao projetar limite, levar em consideração o efeito Bauschinger e reduzir a limite de escoamento da porção de fixação do parafuso onde as características do limite de escoamento à compressão axial são necessárias. No entanto, isso se tornou um fator de limiar das especificações do produto.

[0006] A PTL 1 aborda este problema ao propor um tubo de aço inoxidável duplex que contém, em % de massa, C: 0,008 a 0,03%, Si: 0 a 1%, Mn: 0,1 a 2%, Cr: 20 a 35%, Ni: 3 a 10%, Mo: 0 a 4%, W: 0 a 6% e Cu: 0 a 3%, N: 0,15 a 0,35%, e o saldo sendo ferro e impurezas e tem um limite de escoamento à tração YSLT de 689,1 a 1000,5 MPa ao longo de uma direção axial do tubo de aço inoxidável duplex e em que o limite de escoamento à tração, YSLT, um limite de escoamento à compressão, YSLC, ao longo da direção axial do tubo, um limite de escoamento à tração, YSCT, ao longo de uma direção circunferencial do tubo de aço inoxidável duplex, e um limite de escoamento à compressão, YSCC, ao longo da direção circunferencial do tubo satisfazem fórmulas predeterminadas.

LISTA DE CITAÇÕES Literatura Patentária

[0007] PTL 1: Patente Japonesa n° 5500324

SUMÁRIO DA INVENÇÃO Problema Técnico

[0008] No entanto, a PTL 1 não leva em consideração a resistência à corrosão.

[0009] A presente invenção foi feita sob essas circunstâncias e é um objetivo da presente invenção fornecer um tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo uma excelente resistência à corrosão e tendo uma pequena diferença entre seu limite de escoamento à tração axial e o limite de escoamento à compressão. A invenção também se destina a fornecer um método para fabricar tal tubo de aço inoxidável duplex sem costura.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0010] Um aço inoxidável duplex contém quantidades aumentadas de solução sólida de Cr e Mo e forma um revestimento altamente resistente à corrosão, além de reduzir a progressão localizada da corrosão. A fim de proteger o material de várias formas de corrosão, também é importante trazer as frações da fase ferrita e da fase austenita para um estado duplex apropriado na microestrutura. Os elementos primários resistentes à corrosão, Cr e Mo, são ambos elementos formadores da fase ferrita e as frações de fase não podem ser trazidas a um estado duplex apropriado simplesmente ao aumentar o teor desses elementos. Por conseguinte, requer-se a adição de quantidades apropriadas de elementos formadores da fase austenita. C, N, Mn, Ni e Cu são exemplos de elementos formadores da fase austenita. O aumento do teor de C no aço prejudica a resistência à corrosão e o limiar superior do teor de carbono deve ser limiarizado. Em um aço inoxidável duplex, o teor de carbono é tipicamente 0,08% ou menos. Outros elementos formadores da fase austenita são baratos para adicionar, e o nitrogênio, que atua para melhorar a resistência à corrosão na forma de uma solução sólida, é frequentemente usado.

[0011] Um tubo de aço inoxidável duplex sem costura é usado após um tratamento térmico de solução sólida realizado a uma alta temperatura de pelo menos 1.000oC após a conformação a quente, a fim de formar uma solução sólida de elementos resistentes à corrosão em aço e levar as frações de fase a um estado duplex apropriado. Isso é seguido pelo reforço de deslocamento por laminação a frio, caso o reforço seja necessário. O produto, em uma forma processada após o tratamento térmico em solução sólida ou laminação a frio, apresenta alto desempenho de resistência à corrosão com a presença de uma solução sólida dos elementos que efetivamente fornecem resistência à corrosão.

[0012] Um tratamento térmico de baixa temperatura, como aquele ensinado na PTL 1, é eficaz quando o limite de escoamento na porção de fixação do parafuso precisa ser reduzido, levando em consideração o efeito Bauschinger. No entanto, em um tratamento térmico de baixa temperatura, os elementos que se dissolvem no aço no tratamento térmico de solução sólida se difundem e os elementos importantes para o desempenho de resistência à corrosão são consumidos à medida que esses elementos precipitam na forma de carbonitretos e perdem seu efeito de resistência à corrosão. Aqui, um possível efeito adverso do nitrogênio é preocupante quando este elemento é intencionalmente adicionado em grandes quantidades para reduzir custos e melhorar a resistência à corrosão, ou quando o nitrogênio está contido em grandes quantidades como um resultado da fusão na atmosfera ou ligação a outros elementos metálicos adicionados. Especificamente, o nitrogênio, por causa de seu pequeno tamanho atômico, se difunde facilmente mesmo em um tratamento térmico de baixa temperatura e forma nitretos ao se ligar aos elementos resistentes à corrosão circundantes, com o resultado que o efeito de melhoria de resistência à corrosão desses elementos é perdido.

[0013] Para a questão da precipitação de carbonitretos em um tratamento térmico de baixa temperatura, os presentes inventores pensaram que a possível causa da queda da resistência à corrosão devido à formação de nitreto é o nitrogênio adicionado em quantidades muito maiores do que o carbono, que é adicionado apenas em quantidades traço. Os presentes inventores testaram esta hipótese a partir de várias perspectivas e obtiveram as seguintes informações.

[0014] Primeiro, os presentes inventores investigaram uma relação entre o teor de N e o teor de nitreto em um tratamento térmico. As FIGS. 1 e 2 representam SUS329J3L (aço inoxidável com 22% de Cr; FIG. 1) e SUS329J4L (aço inoxidável com 25% de Cr; FIG. 2) no que diz respeito aos seus teores de N contra as quantidades de nitretos de Cr e Mo precipitados após um tratamento térmico de baixa temperatura (590oC). Os resultados são baseados em cálculos de equilíbrio térmico. Sem um tratamento térmico, não houve formação observável de nitretos com elementos resistentes à corrosão e todos esses elementos existiram como uma solução sólida no aço. Em uma faixa de temperatura de tratamento térmico de 150 a 450oC, a quantidade de nitreto também aumentou com o aumento do teor de N, como nas FIGS. 1 e 2. A maioria dos nitretos observados como precipitados após o tratamento térmico de baixa temperatura eram de Cr e Mo, dois dos elementos importantes para o desempenho de resistência à corrosão. Em ambos os aços, a quantidade de nitreto aumentou com o aumento do teor de N, consumindo quantidades crescentes de elementos resistentes à corrosão na forma de precipitados. Ou seja, após um tratamento térmico em solução sólida, o nitrogênio está presente na forma de uma solução sólida e melhora o desempenho da resistência à corrosão com outros elementos resistentes à corrosão no aço. No entanto, em um tratamento térmico de baixa temperatura, a quantidade de nitretos aumenta em proporção ao aumento dos teores de N e as concentrações dos elementos resistentes à corrosão diminuem à medida que esses elementos são consumidos pela formação de nitreto. Esta parece ser a possível causa da diminuição do desempenho da resistência à corrosão. Quando adicionado em quantidades excessivas, o nitrogênio também parece formar nitretos com elementos resistentes à corrosão diferentes de Cr e Mo (por exemplo, W), e diminui a resistência à corrosão.

[0015] Na PTL 1, o tratamento térmico de baixa temperatura é uma condição essencial, além da trefilação a frio e laminação a frio. Para descrever mais especificamente, a técnica da PTL 1 usa trefilação a frio comum e laminação a passo peregrino e falha em evitar a geração do próprio efeito Bauschinger ao longo de uma direção do eixo do tubo. Em vez disso, a anisotropia no limite de escoamento após a geração do efeito Bauschinger é aliviada por tratamento térmico. No entanto, a técnica da PTL 1 realizando um tratamento térmico além da trefilação a frio e laminação a frio envolve diminuição da resistência à corrosão devido à diminuição dos elementos resistentes à corrosão no aço. Ou seja, uma possível explicação para o desempenho de resistência à corrosão diminuído do tubo de aço inoxidável duplex sem costura do estado da arte anterior é que, apesar da importância das quantidades de solução sólida de elementos resistentes à corrosão, como Cr, Mo, W e N no aço, esses elementos resistentes à corrosão precipitam na forma de nitretos no tratamento térmico realizado para reduzir o efeito Bauschinger e, como um resultado das quantidades reduzidas de solução sólida, a resistência à corrosão diminui.

[0016] A fim de elucidar a relação entre o teor de N e o desempenho de resistência à corrosão, os presentes inventores conduziram avaliações do desempenho de resistência à corrosão sob tensão em vários teores de N. No sistema de componentes representado na FIG. 1, apenas o teor de N foi ajustado para 0,050, 0,110, 0,149, 0,152, 0,185 e 0,252%, e o material foi fundido e conformado a quente antes de ser submetido a trabalho a frio após um tratamento térmico de solução sólida realizado a 1.050oC. Depois de ajustar o limite de escoamento para 865 a 931 MPa, uma peça de teste de corrosão por dobra de 4 pontos foi preparada e cada peça de teste foi avaliada sob duas condições diferentes - sem tratamento térmico e com um tratamento térmico a 400oC - e o desempenho da resistência à corrosão sob tensão foi comparado.

[0017] A tensão aplicada no teste de dobra de 4 pontos foi de 90% do limite de escoamento, fixa. Um ambiente corrosivo foi criado ao preparar uma solução aquosa (uma solução aquosa de 20% de NaCl + 0,5% de CH3COOH + CH3COONa com gás H2S adicionado; ajustado para pH 3,5; temperatura de teste 25oC), simulando um ambiente corrosivo de cloreto e sulfeto encontrado na mineração de um poço de petróleo. No teste, a peça de teste foi imersa na solução corrosiva por 720 horas sob tensão aplicada e o teor de N foi comparado com o estado de corrosão após o teste. O teste revelou que não ocorre corrosão quando a peça de teste não é submetida a tratamento térmico, independente do teor de N. No entanto, com o tratamento térmico, a corrosão envolvendo pite fino e fissuração ocorreram com um teor de N de 0,152% e uma séria propagação de fissuras foi observada em teores de N mais altos, embora não tenha ocorrido corrosão com teores de N de até 0,149%. A observação de áreas finas corroídas revelou que a corrosão foi iniciada por nitretos que precipitaram ao longo das bordas dos grãos da microestrutura do material e que a corrosão por pite foi o resultado do consumo de elementos resistentes à corrosão após a formação de nitreto preferencial por elementos resistentes à corrosão que existiam perto das bordas dos grãos e difundiram em taxas mais rápidas no tratamento térmico, resultando em diminuição localizada da quantidade de uma solução sólida de elementos resistentes à corrosão. A partir do resultado do teste, o teor máximo permitido de N foi decidido ser menos de 0,150%, levando em consideração a variação.

[0018] A presente invenção foi completada com base nestas descobertas e a essência da presente invenção é a seguinte. [1] Um tubo de aço inoxidável duplex sem costura de uma composição compreendendo, em % de massa, C: 0,005 a 0,08%, Si: 0,01 a 1,0%, Mn: 0,01 a 10,0%, Cr: 20 a 35%, Ni: 1 a 15%, Mo: 0,5 a 6,0%, N: 0,005 a menos de 0,150%, e o saldo sendo Fe e impurezas incidentais, o tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo um limite de escoamento à tração axial de 689 MPa ou mais e uma razão de 0,85 a 1,15 como uma fração do limite de escoamento à compressão axial para o limite de escoamento à tração axial. [2] O tubo de aço inoxidável duplex sem costura de acordo com o item [1], o qual tem uma razão de 0,85 ou mais como uma fração do limite de escoamento à compressão circunferencial para o limite de escoamento à tração axial. [3] O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com o item [1] ou [2], o qual que compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre W: 0,1 a 6,0% e Cu: 0,1 a 4,0%. [4] O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [3], o qual compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre Ti: 0,0001 a 0,51%, Al: 0,0001 a 0,29%, V: 0,0001 a 0,55%, e Nb: 0,0001 a 0,75%. [5] Tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [4], o qual compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca: 0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: 0,0001 a 0,010%. [6] Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura de qualquer um dos itens [1] a [5], o método compreendendo o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC. [7] Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura de qualquer um dos itens [1] a [5], o método compreendendo o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo a uma temperatura de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC. [8] O método de acordo com o item [7], em que o alongamento é seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC. [9] Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura de qualquer um dos itens [1] a [5], o método compreendendo a dobra e redobra circunferencial. [10] O método de acordo com o item [9], em que a dobra e redobra circunferencial são realizadas a uma temperatura de 600oC ou menos, excluindo 460 a 480oC. [11] O método de acordo com o item [9] ou [10], em que a dobra e redobra são seguidas por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0019] A presente invenção pode fornecer um tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo alto desempenho de resistência à corrosão e tendo uma pequena diferença entre seu limite de escoamento à tração axial e limite de escoamento à compressão circunferencial. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura da presente invenção permite, assim, que uma porção de fixação do parafuso seja projetada mais livremente, enquanto garante a resistência ao esmagamento, que é frequentemente avaliada em termos de limite de escoamento à tração axial.

BREVE DESCRIÇÃO DAS FIGURAS

[0020] A FIG. 1 é um gráfico que representa SUS329J3L (aço inoxidável com 22% de Cr) no que diz respeito a uma relação entre o teor de N e a quantidade de nitretos de Cr e Mo em um tratamento térmico de baixa temperatura.

[0021] A FIG. 2 é um gráfico que representa SUS329J4L (aço inoxidável com 25% de Cr) no que diz respeito a uma relação entre o teor de N e a quantidade de nitretos de Cr e Mo em um tratamento térmico de baixa temperatura.

[0022] A FIG. 3 mostra vistas esquemáticas que representam a dobra e redobra circunferencial do tubo.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES

[0023] A presente invenção é descrita abaixo.

[0024] As razões para limiarizar a composição de um tubo de aço da presente invenção são descritas primeiro. A seguir, “%” significa “% de massa”, a menos que seja especificado o contrário.

C: 0,005 a 0,08%

[0025] C é um elemento formador da fase austenita e serve favoravelmente para produzir frações de fase apropriadas quando contido em quantidades apropriadas. No entanto, quando contido em quantidades excessivas, C prejudica a resistência à corrosão ao formar carbonetos. Por essa razão, o limiar superior do teor de C é 0,08% ou menos. O limiar inferior não é necessariamente necessário porque a diminuição da fase austenita devido ao teor reduzido de C pode ser compensada por outros elementos formadores da fase austenita. No entanto, o teor de C é de 0,005% ou mais porque teores de C excessivamente baixos aumentam o custo de descarburação na fusão do material.

Si: 0,01 a 1,0%

[0026] O Si atua desoxidando o aço e é eficaz adicionar esse elemento ao aço fundido em quantidades adequadas. No entanto, qualquer silício remanescente no aço devido ao excesso de teor de silício prejudica a trabalhabilidade e a tenacidade a baixas temperaturas. Por essa razão, o limiar superior do teor de Si é 1,0% ou menos. O limiar inferior é de 0,01% ou mais porque os teores de Si excessivamente baixos após a desoxidação aumentam os custos de fabricação. Do ponto de vista da redução do efeito indesejável do excesso de silício remanescente no aço enquanto se produz níveis suficientes de efeito de desoxidação, o teor de Si é preferencialmente 0,2% ou mais, e é preferencialmente 0,8% ou menos.

Mn: 0,01 a 10,0%

[0027] O Mn é um forte elemento de formação da fase austenita e está disponível a custos inferiores que outros elementos de formação da fase austenita. Ao contrário de C e N, Mn não consome os elementos resistentes à corrosão, mesmo em um tratamento térmico de baixa temperatura. É, portanto, requerido adicionar Mn em uma quantidade de 0,01% ou mais, a fim de trazer a fração da fase austenita a um estado duplex apropriado em um tubo de aço inoxidável duplex sem costura com teores reduzidos de C e N. Por outro lado, quando contido em quantidades excessivas, o Mn diminui a tenacidade a baixas temperaturas. Por essa razão, o teor de Mn é 10,0% ou menos. O teor de Mn é preferencialmente menos de 1,0%, a fim de não prejudicar a tenacidade a baixa temperatura. Quanto ao limiar inferior, o teor de Mn é de 0,01% ou mais porque o Mn é eficaz em cancelar o efeito prejudicial do elemento de impureza de enxofre que se mistura ao aço fundido e o Mn tem o efeito de fixar esse elemento ao formar MnS com enxofre, o que prejudica bastante a resistência à corrosão e a tenacidade do aço, mesmo quando adicionado em quantidades traço. Quando há uma necessidade de aproveitar adequadamente a vantagem de Mn como um elemento formador da fase austenita para alcançar redução de custo enquanto se toma cuidado para não prejudicar a tenacidade em baixa temperatura, o teor de Mn é preferencialmente 2,0% ou mais, e é preferencialmente 8,0% ou menos.

Cr: 20 a 35%

[0028] Cr é o elemento mais importante em termos de aumento da resistência do revestimento de passivação do aço e melhoria do desempenho de resistência à corrosão. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, que é usado em ambientes corrosivos severos, deve conter pelo menos 20% de Cr. O Cr contribui mais para a melhoria da resistência à corrosão com o aumento dos teores. No entanto, com um teor de Cr de mais de 35%, ocorre a precipitação da fase de fragilização no processo de solidificação a partir da massa fundida. Isso causa fissuras ao longo do aço e torna difícil o processo de conformação subsequente. Por essa razão, o limiar superior é 35% ou menos. Do ponto de vista de assegurar a resistência à corrosão e produtividade, o teor de Cr é preferencialmente 21,5% ou mais, e é de preferencialmente 28,5% ou menos.

Ni: 1 a 15%

[0029] Ni é um forte elemento formador da fase austenita e melhora a tenacidade do aço a baixas temperaturas. É, portanto, desejável fazer uso ativo de níquel quando o uso de manganês como um elemento barato de formação da fase austenita é um problema em termos de tenacidade a baixa temperatura. Para este fim, o limiar inferior do teor de Ni é 1% ou mais. No entanto, o Ni é o elemento mais caro entre os elementos formadores da fase austenita e aumentar o teor de Ni aumenta os custos de fabricação. Por conseguinte, não é desejável adicionar quantidades de níquel desnecessariamente grandes. Por essa razão, o limiar superior do teor de Ni é 15% ou menos. Quando a tenacidade a baixa temperatura não é motivo de preocupação, é preferível usar níquel em combinação com outros elementos em uma quantidade de 1 a 5%. Por outro lado, quando a alta tenacidade a baixa temperatura é necessária, é eficaz adicionar níquel ativamente, preferencialmente em uma quantidade de 5% ou mais, e em uma quantidade de 13% ou menos.

Mo: 0,5 a 6,0%

[0030] O Mo aumenta a resistência à corrosão por pite do aço em proporção ao seu teor. Este elemento é, portanto, adicionado em quantidades que dependem do ambiente corrosivo. No entanto, quando o Mo é adicionado em quantidades excessivas, a precipitação da fase de fragilização ocorre no processo de solidificação a partir da massa fundida. Isso causa um grande número de fissuras na microestrutura de solidificação e prejudica bastante a estabilidade na formação subsequente. Por essa razão, o limiar superior do teor de Mo é 6,0% ou menos. Enquanto o Mo melhora a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor, o Mo precisa ser contido em uma quantidade de 0,5% ou mais para manter a resistência à corrosão estável em um ambiente de sulfeto. Do ponto de vista de satisfazer tanto a resistência à corrosão quanto a estabilidade de produção necessárias para o tubo de aço inoxidável duplex sem costura, o teor de Mo é preferencialmente 1,0% ou mais, e é preferencialmente 5,0% ou menos.

N: 0,005 a menos de 0,150%

[0031] N é um forte elemento formador de fase austenita, além de ser barato. Por si só, N é um elemento que melhora a resistência à corrosão e é usado ativamente. No entanto, quando o tratamento térmico de solução sólida é seguido por um tratamento térmico de baixa temperatura, a adição em excesso de N leva à precipitação de nitreto e, ao consumir os elementos resistentes à corrosão, causa diminuição da resistência à corrosão. Por esta razão, o limiar superior do teor de N é de menos de 0,150%. O limiar inferior não é particularmente limiarizado. No entanto, teores de N excessivamente baixos complicam o processo de fusão e levam a uma produtividade pobre. Por essa razão, o limiar inferior do teor de N é 0,005% ou mais. Contendo nitrogênio em quantidades que não são um problema em termos de resistência à corrosão permite a redução de custos ao permitir que os outros elementos formadores de fase austenita Ni, Mn e Cu sejam contidos em quantidades reduzidas. Para este fim, o teor de N é preferencialmente 0,08% ou mais, e é preferencialmente 0,14% ou menos.

[0032] O saldo é Fe e impurezas incidentais. Exemplos de impurezas incidentais incluem P: 0,05% ou menos, S: 0,05% ou menos, e O: 0,01% ou menos. P, S e O são impurezas incidentais que inevitavelmente se misturam no material no momento da fundição. Quando retidos em quantidades excessivamente grandes, esses elementos de impureza causam uma série de problemas, incluindo diminuição da trabalhabilidade a quente e diminuição da resistência à corrosão e tenacidade a baixas temperaturas. Os teores desses elementos, portanto, devem ser confinados nas faixas de P: 0,05% ou menos, S: 0,05% ou menos, e O: 0,01% ou menos.

[0033] Além dos componentes anteriores, os seguintes elementos podem estar apropriadamente contidos na presente invenção, conforme necessário. Pelo menos um selecionado dentre W: 0,1 a 6,0% e Cu: 0,1 a 4,0%, W: 0,1 a 6,0%

[0034] Assim como o molibdênio, o tungstênio é um elemento que aumenta a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor. No entanto, quando contido em quantidades excessivas, o tungstênio prejudica a trabalhabilidade do trabalho a quente e prejudica a estabilidade da produção. Por esta razão, o tungstênio, quando contido, é contido em uma quantidade de no máximo 6,0%. O tungstênio melhora a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor e sua faixa de teor não requer particularmente o limiar inferior. É, no entanto, preferível adicionar tungstênio em uma quantidade de 0,1% ou mais, a fim de estabilizar o desempenho de resistência à corrosão do tubo de aço inoxidável duplex sem costura. Do ponto de vista da resistência à corrosão e estabilidade de produção necessária para o tubo de aço inoxidável duplex sem costura, o teor de W é mais preferencialmente 1,0% ou mais, e é mais preferencialmente 5,0% ou menos.

Cu: 0,1 a 4,0%

[0035] O Cu é um forte elemento formador da fase austenita e melhora a resistência à corrosão do aço. É, portanto, desejável fazer uso ativo de Cu quando a resistência à corrosão suficiente não pode ser fornecida por outros elementos formadores da fase austenita, + Mn e Ni. Por outro lado, quando contido em quantidades excessivamente grandes, o Cu leva à diminuição da trabalhabilidade a quente, dificultando a conformação. Por esta razão, o Cu, quando contido, está contido em uma quantidade de 4,0% ou menos. O teor de Cu não requer particularmente o limiar inferior. No entanto, o Cu pode produzir o efeito de melhoria da resistência à corrosão quando contido em uma quantidade de 0,1% ou mais. Do ponto de vista de satisfazer tanto a resistência à corrosão e trabalhabilidade a quente, o teor de Cu é mais preferencialmente 1,0% ou mais, e é mais preferencialmente 3,0% ou menos.

[0036] Os seguintes elementos também podem estar apropriadamente contidos na presente invenção, conforme necessário. Pelo menos um selecionado dentre Ti: 0,0001 a 0,51%, Al: 0,0001 a 0,29%, V: 0,0001 a 0,55%, e Nb: 0,0001 a 0,75%

[0037] Quando adicionados em quantidades adequadas, Ti, Al, V e Nb ligam-se ao nitrogênio em excesso e reduzem a quantidade de nitrogênio da solução sólida no aço, evitando que o nitrogênio se ligue aos elementos resistentes à corrosão e melhorando a resistência à corrosão. Esses elementos podem ser adicionados sozinhos ou em combinação, conforme podem ser selecionados apropriadamente. O teor desses elementos não requer particularmente os limiares inferiores. No entanto, quando contidos, esses elementos podem produzir um efeito de melhoria da resistência à corrosão com teores de 0,0001% ou mais. Deve-se notar, no entanto, que, como o excesso de adição desses elementos aumenta o custo da liga, os limiares superiores preferidos são Ti: 0,51% ou menos, Al: 0,29% ou menos, V: 0,55% ou menos, e Nb: 0,75% ou menos. Os limiares superiores mais preferidos são Ti: 0,30% ou menos, Al: 0,20% ou menos, V: 0,30% ou menos, e Nb: 0,30% ou menos.

[0038] Os seguintes elementos também podem estar apropriadamente contidos na presente invenção, conforme necessário. Pelo menos um selecionado dentre B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca: 0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: 0,0001 a 0,010%

[0039] Quando adicionados em quantidades traço, B, Zr, Ca e REM melhoram a ligação nas bordas dos grãos. Quantidades traço desses elementos alteram a forma dos óxidos de superfície e melhoram a maleabilidade ao melhorar a trabalhabilidade do trabalho a quente. Como uma regra, um tubo de aço inoxidável duplex sem costura não é um material facilmente operável e muitas vezes envolve marcas de rolo e defeitos de forma que dependem da extensão e do tipo de trabalho. B, Zr, Ca e REM são eficazes contra a formação de condições envolvendo esses problemas. Os teores desses elementos não requerem particularmente os limiares inferiores. No entanto, quando contidos, B, Zr, Ca e REM podem produzir o efeito de melhoria da trabalhabilidade e da maleabilidade com teores de 0,0001% ou mais. Quando adicionados em quantidades excessivamente grandes, B, Zr, Ca e REM prejudicam a trabalhabilidade a quente. Como B, Zr, Ca e REM são elementos raros, esses elementos também aumentam o custo da liga quando adicionados em quantidades excessivas. Por essa razão, o limiar superior de B, Zr, Ca e REM é de 0,010% ou menos. Quando adicionado em pequenas quantidades, o Ta reduz a transformação para a fase de fragilização e, ao mesmo tempo, melhora a trabalhabilidade a quente e a resistência à corrosão. O Ta é eficaz quando a fase de fragilização persiste por longos períodos de tempo em uma região de temperatura estável no trabalho a quente ou no processo de resfriamento subsequente. Por esta razão, Ta, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,0001% ou mais. O limiar superior do teor de Ta é de 0,3% ou menos porque o Ta aumenta o custo da liga quando adicionado em quantidades excessivamente grandes.

[0040] A seguir, são descritas as frações de fase apropriadas da fase ferrita e austenita no produto, uma propriedade importante para a resistência à corrosão.

[0041] As duas fases diferentes do aço inoxidável duplex agem de maneira diferente na resistência à corrosão e produzem alta resistência à corrosão por estarem presentes juntas no aço. Para este fim, tanto a fase austenita quanto a fase ferrita devem estar presentes no aço inoxidável duplex e as frações de fase dessas fases também são importantes para o desempenho da resistência à corrosão. Por exemplo, The Japan Institute of Metals and Materials Newsletter, Technical Data, Vol. 17, N° 8 (1978) descreve uma relação entre a fração da fase ferrita de um aço inoxidável duplex de 21 a 23% de Cr e o tempo de fratura do material em um ambiente corrosivo (Fig. 9, 662). Pode-se ler a partir desta relação que a resistência à corrosão é bastante prejudicada quando a fração da fase ferrita é de 20% ou menos, ou 80% ou mais. Com base na evidência de que a fração da fase ferrita tem impacto no desempenho de resistência à corrosão, conforme embasado pela literatura, incluindo a publicação anterior, a ISO 15156-3 (NACE MR0175) especifica que um aço inoxidável duplex deve ter uma fração da fase ferrita de 35% ou mais e 65% ou menos. O material usado na presente invenção é um tubo de aço inoxidável duplex destinado a aplicações que requerem desempenho de resistência à corrosão e é importante para a resistência à corrosão criar um estado de fração duplex apropriado. Conforme usado na presente invenção, “estado de fração duplex apropriado” significa que a fração da fase ferrita na microestrutura do tubo de aço inoxidável duplex é de pelo menos 20% ou mais e 80% ou menos. Quando o produto for usado em um ambiente que requeira resistência à corrosão ainda maior, é preferível que a fase ferrita seja de 35 a 65%, seguindo a ISO 15156-3.

[0042] A seguir, descreve-se um método para fabricar um tubo de aço inoxidável duplex sem costura da presente invenção.

[0043] Primeiro, um material de aço da composição de aço inoxidável duplex anterior é produzido. O processo para fazer o aço inoxidável duplex pode usar uma variedade de processos de fusão e não é limiarizado. Por exemplo, um forno de fusão a vácuo ou um forno de fusão atmosférica podem ser usados ao fazer o aço por fusão elétrica de sucata de ferro ou uma massa de vários elementos. Como outro exemplo, um forno de descarburação com ar insuflado pelo fundo usando um gás misto de Ar-O2, ou um forno de descarburação a vácuo pode ser usado quando se usa metal quente a partir de um alto-forno. O material fundido é solidificado por moldagem estática ou moldagem contínua e formado em lingotes ou placas antes de ser formado em um tarugo redondo por laminação a quente ou forjamento.

[0044] O tarugo redondo é aquecido ao usar um forno de aquecimento e conformado em um tubo de aço através de vários processos de laminação a quente. O tarugo redondo é conformado em um tubo oco por conformação a quente (perfuração). Várias técnicas de conformação a quente podem ser usadas, incluindo, por exemplo, o processo Mannesmann e o processo de fabricação de tubos por extrusão. Também é possível, conforme necessário, usar, por exemplo, um alongador, um laminador Assel, um laminador com mandril, um laminador automático, um dimensionador ou um redutor de alongamento como um processo de laminação a quente que reduz a espessura da parede do tubo oco, ou define o diâmetro externo do tubo oco.

[0045] Desejavelmente, a conformação a quente é seguida por um tratamento térmico de solução sólida. Na laminação a quente, o aço inoxidável duplex sofre uma diminuição gradual da temperatura enquanto é laminado a quente a partir do estado de alta temperatura de aquecimento. O aço inoxidável duplex também é tipicamente resfriado a ar após a conformação a quente e o controle de temperatura não é alcançável devido ao histórico de temperatura que varia com o tamanho e a variedade de produtos. Isso pode levar à diminuição da resistência à corrosão como resultado dos elementos resistentes à corrosão sendo consumidos na forma de precipitados termoquimicamente estáveis que se formam em várias regiões de temperatura no decorrer da diminuição de temperatura. Também existe a possibilidade de transformação de fase na fase de fragilização, o que leva a um sério comprometimento da tenacidade a baixas temperaturas. O aço inoxidável duplex precisa resistir a uma variedade de ambientes corrosivos e é importante trazer as frações da fase austenita e da fase ferrita para um estado duplex apropriado para uso. No entanto, como a taxa de resfriamento da temperatura de aquecimento não é controlável, o controle das frações dessas duas fases, que variam em sucessão com a temperatura de retenção, é difícil de alcançar. Para resolver esses problemas, um tratamento térmico de solução sólida é frequentemente realizado que envolve resfriamento rápido após o aquecimento de alta temperatura para formar uma solução sólida dos precipitados em aço e para iniciar a transformação reversa da fase de fragilização para a fase de não fragilização e, trazer assim, as frações de fase para um estado duplex apropriado. Neste processo, os precipitados e a fase de fragilização são dissolvidos em aço, e as frações de fase são controladas para alcançar um estado duplex apropriado. O tratamento térmico de solução sólida é tipicamente realizado a uma alta temperatura de 1.000oC ou mais, embora a temperatura que dissolve os precipitados, a temperatura que inicia a transformação reversa da fase de fragilização e a temperatura que traz as frações de fase a um estado duplex apropriado variem ligeiramente com os tipos de elementos adicionados. O aquecimento é seguido pela têmpera para manter o estado de solução sólida. Isso pode ser alcançado por resfriamento por ar comprimido, ou ao usar vários refrigerantes, como névoa, óleo e água.

[0046] O tubo bruto sem costura após o tratamento térmico de solução sólida contém a fase austenita de baixo limite de escoamento e, em sua forma processada, não pode fornecer a resistência necessária para a mineração de poços de petróleo e poços de gás. Isso requer o reforço do tubo por reforço de deslocamento, usando várias técnicas de laminação a frio. A resistência do tubo de aço inoxidável duplex sem costura após o reforço é classificada de acordo com seu limite de escoamento à tração axial.

[0047] Na presente invenção, o tubo é reforçado ao usar (1) um método que alonga axialmente o tubo, ou (2) um método que envolve dobra e redobra circunferencial do tubo, como segue.

[1] Alongamento axial do tubo: Trefilação a frio, Laminação a passo peregrino

[0048] A trefilação a frio e a laminação a passo peregrino são dois métodos padronizados de laminação a frio de tubos destinados à mineração de poços de petróleo e poços de gás. Ambas as técnicas podem alcançar alta resistência ao longo da direção do eixo de um tubo e podem ser usadas conforme apropriado. Essas técnicas trazem alterações principalmente na redução de laminação e na porcentagem de alteração do diâmetro externo até que a resistência do grau requerido seja alcançada. Outra coisa a se notar é que a trefilação a frio e a laminação a passo peregrino são uma forma de laminação que reduz o diâmetro externo e a espessura da parede do tubo para alongar longitudinalmente e estender bastante o tubo na mesma proporção ao longo do eixo do tubo. De fato, o reforço longitudinal do tubo ao longo do eixo do tubo é um processo fácil. Um problema, no entanto, é que esses processos produzem um grande efeito Bauschinger em uma direção de compressão ao longo do eixo do tubo e reduzem o limite de escoamento à compressão axial em cerca de 20% em relação ao limite de escoamento à tração axial.

[0049] Para evitar isso, na presente invenção, um tratamento térmico é realizado em uma faixa de temperatura de 150 a 600oC, excluindo de 460 a 480oC, após o tubo ser alongado ao longo do eixo do tubo. Desde que o teor de N seja de menos de 0,150%, isso pode reduzir a diminuição do limite de escoamento à compressão axial devido ao alongamento ao longo do eixo do tubo, sem causar uma queda no desempenho da resistência à corrosão devido ao consumo dos elementos resistentes à corrosão, mesmo após o tratamento térmico.

[0050] Também é eficaz para alongar o tubo ao longo do eixo do tubo em uma faixa de temperatura de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC. Desde que o teor de N seja de menos de 0,150%, também é possível, neste caso, reduzir a diminuição do limite de escoamento à compressão axial devido ao alongamento ao longo do eixo do tubo, sem causar uma queda no desempenho da resistência à corrosão, como no tratamento térmico realizado após o alongamento. Isso também deve produzir um efeito de redução da carga de trabalho contra o amolecimento do material. A diminuição do limite de escoamento à compressão axial devido ao alongamento ao longo do eixo do tubo pode ser reduzida sem afetar a resistência à corrosão, mesmo quando o tratamento térmico pós- alongamento e o alongamento são realizados em combinação a temperaturas aumentadas, desde que o teor de N seja de menos de 0,150%. Na presente invenção, o tratamento térmico pode seguir o alongamento realizado em uma faixa de temperatura de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC e a temperatura de aquecimento do tratamento térmico é preferencialmente 150 a 600θC, excluindo 460 a 480oC.

[0051] Os limiares superiores da temperatura de alongamento e a temperatura de aquecimento do tratamento térmico precisam ser temperaturas que não cancelem o reforço de deslocamento fornecido pelo trabalho, e a temperatura aplicada não deve exceder 600oC. Temperaturas de trabalho de 460 a 480oC deve ser evitadas, porquê essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase ferrita e possivelmente causa fissuras durante o processo, além de causar deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo.

[0052] Uma rápida queda do limite de escoamento ocorre quando a temperatura de aquecimento do tratamento térmico e a temperatura de alongamento estão abaixo de 150oC. Para evitar isso e para produzir suficientemente o efeito de redução da carga de trabalho, esses processos são realizados a uma temperatura de 150oC ou mais. Preferencialmente, a temperatura é de 350 a 450oC para evitar a passagem da fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento.

(2) Dobra e redobra circunferencial do tubo

[0053] O reforço de deslocamento envolvendo dobra e redobra circunferencial de tubo também pode ser usado para o reforço de tubo, embora esta não seja uma técnica padronizada de trabalho a frio de tubos de aço inoxidável duplex sem costura destinados à mineração de poços de petróleo e poços de gás. Essa técnica de trabalho é descrita abaixo, com referência aos desenhos anexos. Ao contrário da trefilação a frio e da laminação a passo peregrino que produzem uma extenuação longitudinal ao longo de uma direção do eixo do tubo, a técnica citada anteriormente produz extenuação ao dobrar e achatar o tubo (primeiro achatamento) e redobra de tubo que restaura a circularidade total (segundo achatamento), conforme mostrado na FIG. 3. Nesta técnica, a quantidade de extenuação é ajustada ao repetir a dobra e redobra, ou variando a quantidade de dobra. Em ambos os casos, a extenuação transmitida é uma extenuação de cisalhamento aditiva que não envolve uma alteração de formato antes e após o trabalho. A técnica também envolve quase nenhuma extenuação ao longo de uma direção do eixo do tubo e alta resistência é alcançada pelo reforço de deslocamento devido à extenuação transmitida na circunferência e espessura da parede do tubo. Isso torna possível reduzir o efeito Bauschinger que é gerado ao longo de uma direção do eixo do tubo. Ou seja, ao contrário da trefilação a frio e da laminação a passo peregrino, a técnica não envolve diminuição do limite à compressão axial, ou causa apenas uma pequena diminuição do escoamento à compressão, se houver. Isso torna possível projetar mais livremente a porção de fixação do parafuso. O limite à compressão circunferencial também melhora quando o tubo é trabalhado para reduzir sua circunferência externa. Desta maneira, um tubo de aço forte pode ser produzido que pode suportar a pressão externa encontrada na mineração de poços de petróleo e poços de gás profundos. A dobra e redobra circunferencial não conseguem produzir uma grande alteração no diâmetro externo e na espessura da parede na mesma medida que a trefilação a frio e a laminação a passo peregrino, mas são particularmente eficazes quando existe a necessidade de reduzir a anisotropia de resistência ao longo de uma direção do eixo do tubo e ao longo de uma direção de compressão circunferencial contra o alongamento axial.

[0054] A FIG. 3, (a) e (b) mostram vista em corte transversal que ilustram uma ferramenta com dois pontos de contato. A FIG. 3, (c) é uma vista em corte transversal que mostra uma ferramenta com três pontos de contato. As setas grossas na FIG. 3 indicam a direção da força exercida achatando o tubo de aço. Conforme mostrado na FIG. 3, para o segundo achatamento, a ferramenta pode ser movida ou reorientada de modo a girar o tubo de aço e fazer contato com as porções do tubo que não foram achatadas pelo primeiro achatamento (as porções achatadas pelo primeiro achatamento são indicadas pelo sombreado).

[0055] Conforme ilustrado na FIG. 3, a dobra e redobra circunferencial que achata o tubo de aço, quando intermitentemente ou continuamente aplicada ao longo da circunferência do tubo, produz extenuação no tubo, com a extenuação de dobra ocorrendo em porções onde a curvatura se torna a maior e a extenuação de redobra ocorrendo em direção às porções onde a curvatura é a menor. A extenuação necessária para melhorar a resistência do tubo de aço (reforço de deslocamento) se acumula após a deformação devido à dobra e redobra. Ao contrário do trabalho que alcança espessura de parede reduzida e diâmetro externo reduzido por compressão, um atributo característico do método anterior é que o tubo é deformado por ser achatado e, como isso é alcançado sem exigir grande potência, é possível minimizar a alteração do formato antes e após o trabalho.

[0056] Uma ferramenta usada para achatar o tubo de aço, tal como a mostrada na FIG. 3, pode ter a forma de um rolo. Neste caso, dois ou mais rolos podem ser dispostos em torno da circunferência de um tubo de aço. A deformação e a extenuação devido a dobra e redobra repetidas podem ser produzidas com facilidade ao achatar o tubo e rotacionar o tubo entre os rolos. O eixo de rotação do rolo pode ser inclinado dentro de 90o do eixo de rotação do tubo. Desta maneira, o tubo de aço se move na direção de seu eixo de rotação enquanto é achatado e pode ser continuamente trabalhado com facilidade. Ao usar tais rolos para trabalho contínuo, por exemplo, a distância entre os rolos pode ser variada apropriadamente de tal maneira que altere a extensão de achatamento de um tubo de aço móvel. Isso facilita a variação da curvatura (extensão do achatamento) do tubo de aço na primeira e na segunda execuções de achatamento. Isto é, ao variar a distância do rolo, o percurso de movimento da linha neutra pode ser alterado para produzir uniformemente extenuação em uma direção da espessura da parede. O mesmo efeito pode ser obtido quando a extensão do achatamento é variada ao variar o diâmetro do rolo, em vez da distância do rolo. Também é possível variar a distância do rolo e o diâmetro do rolo. Com três ou mais rolos, o tubo pode ser impedido de girar solto durante o trabalho, e isso torna o procedimento mais estável, embora o sistema se torne mais complexo.

[0057] A dobra e redobra circunferencial do tubo podem ser realizadas em temperatura comum. Com a dobra e redobra circunferencial realizadas em temperatura comum, todo o nitrogênio pode se transformar em uma solução sólida e isso é preferível do ponto de vista da resistência à corrosão. No entanto, quando o teor de N é de menos de 0,150%, é eficaz amolecer o material aumentando a temperatura de trabalho, quando o trabalho não é facilmente alcançável com uma alta carga colocada no trabalho a frio. O limiar superior da temperatura de trabalho precisa ser uma temperatura que não cancele o reforço de deslocamento fornecido pelo trabalho, e a temperatura aplicada não deve exceder 600oC. Temperaturas de trabalho de 460 a 480oC devem ser evitadas, porque essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase ferrita e possivelmente causa fissuras durante o processo, além de causar deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo. A temperatura de trabalho preferencial de dobra e redobra circunferencial do tubo é, portanto, 600oC ou menos, excluindo 460 a 480oC. O limiar inferior da temperatura de trabalho é preferencialmente 150OC ou mais porque uma temperatura de trabalho de menos de 150oC coincide com a região de temperatura onde a rápida diminuição do limite de escoamento ocorre. Mais preferencialmente, o limiar superior da temperatura de trabalho é 450oC do ponto de vista de economia de energia e evita a passagem da fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento. Com um aumento da temperatura de trabalho, a anisotropia de resistência do tubo após o trabalho pode ser reduzida até certo ponto, e aumentar a temperatura de trabalho também é eficaz quando a anisotropia de resistência é preocupante.

[0058] Na presente invenção, o método anterior (1) ou (2) usado para o reforço de deslocamento pode ser seguido por um tratamento térmico adicional. Com um tratamento térmico adicional, a anisotropia de resistência pode melhorar enquanto mantém a resistência à corrosão. A temperatura de aquecimento do tratamento térmico é preferencialmente 150oC ou mais porque uma temperatura de aquecimento inferior a 150oC coincide com uma região de temperatura onde uma rápida diminuição do limite de escoamento ocorre. O limiar superior da temperatura de aquecimento precisa ser uma temperatura que não cancele o reforço de deslocamento fornecido pelo trabalho e a temperatura aplicada não deve exceder 600oC. Temperaturas de aquecimento de 460 a 480oC devem ser evitadas, porque essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase ferrita e causa deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo. É, por conseguinte, preferível que o tratamento térmico, quando realizado, seja realizado a 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC. Mais preferencialmente, a temperatura de aquecimento é de 350 a 450oC do ponto de vista de economia de energia e evitando passar da fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento, além de produzir o efeito melhorador da anisotropia. A taxa de resfriamento após o aquecimento pode ser uma taxa atingível por resfriamento a ar ou resfriamento a água.

[0059] Um tubo de aço inoxidável duplex sem costura da presente invenção pode ser produzido ao usar o método para fabricar descrito acima. A classificação da resistência de tubos de aço inoxidável duplex sem costura destinados a poços de petróleo e poços de gás é baseada no limite de escoamento à tração ao longo do eixo do tubo, que experimenta a maior carga. Um tubo de aço inoxidável duplex sem costura da presente invenção tem um limite de escoamento à tração de pelo menos 689 MPa ao longo de uma direção do eixo do tubo. Tipicamente, um aço inoxidável duplex contém a fase austenita mole em sua microestrutura e um limite de escoamento à tração de 689 MPa não pode ser alcançada ao longo de uma direção do eixo do tubo em uma forma processada após o tratamento térmico de solução sólida. O limite de escoamento à tração axial do aço inoxidável duplex tratado termicamente é, portanto, ajustada pelo reforço de deslocamento alcançado pelo trabalho a frio descrito acima (alongamento axial ou dobra e redobra circunferencial do tubo). Em termos de custo, é vantajoso ter limite de escoamento à tração axial mais altos porque isso permite o projeto de tubos com uma parede mais fina para a mineração de poços. No entanto, quando apenas a espessura da parede é reduzida sem variar o diâmetro externo do tubo, o tubo se torna suscetível a esmagamento sob a pressão externa exercida profundamente no subsolo, e isso torna o tubo inútil. Por essa razão, muitos tubos têm um limite de escoamento à tração axial de no máximo 1033,5 MPa.

[0060] Na presente invenção, a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial do tubo é de 0,85 a 1,15 (limite de escoamento à compressão axial/ limite de escoamento à tração axial). Com a razão se enquadrando nesta faixa, o tubo de aço pode suportar maior tensão de compressão axial quando fixando um parafuso ou quando o tubo de aço é dobrado em um poço. Isso permite que o tubo de aço tenha a espessura de parede reduzida necessária para suportar tensões compressivas. A flexibilidade melhorada do projeto da espessura da parede do tubo, particularmente, a faixa mais ampla de espessura de parede redutível diminui o custo do material, o que diminui o custo de fabricação e melhora o limite. Com alongamento a quente ou dobra e redobra, a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial do tubo pode ser levada de 0,85 a 1,15, mantendo a resistência à corrosão, desde que o teor de N seja de 0,005 a menos de 0,150%. Com a dobra e redobra a quente, ou com um tratamento térmico de baixa temperatura realizado após os processos anteriores, a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial do tubo pode ser aproximada de 1, em direção a uma anisotropia menor.

[0061] Na presente invenção, a razão entre o limite de escoamento à compressão circunferencial e o limite de escoamento à tração axial do tubo é preferencialmente 0,85 ou mais (limite de escoamento à compressão circunferencial/ limite de escoamento à tração axial). Dada a mesma espessura de parede, a profundidade alcançável de mineração de poço depende do limite de escoamento à tração axial do tubo. A fim de evitar o esmagamento sob a pressão externa exercida no subsolo profundo, o tubo deve ter resistência com uma razão entre o limite de escoamento à compressão circunferencial e o limite de escoamento à tração axial de 0,85 ou mais. Ter um limite de escoamento à compressão circunferencial mais alto do que o limite de escoamento à tração axial não é particularmente um problema; no entanto, o efeito tipicamente se torna saturado quando a razão é de cerca de 1,50. Quando a razão de resistência é muito alta, outras características mecânicas (por exemplo, tenacidade em baixa temperatura) ao longo de uma direção circunferencial do tubo diminuem bastante em comparação com aquelas na direção do eixo do tubo. A razão é portanto mais preferencialmente de 0,85 a 1,25.

[0062] Na presente invenção, a razão de aspecto dos grãos de austenita separados por uma diferença no ângulo de orientação do cristal de 15o ou mais em uma seção transversal através da espessura da parede ao longo do eixo do tubo é preferencialmente 9 ou menos. Também é preferível que os grãos de austenita com uma razão de aspecto de 9 ou menos tenham uma fração de área de 50% ou mais. Um aço inoxidável duplex da presente invenção é ajustado para ter uma fração da fase ferrita apropriada por aquecimento em um tratamento térmico de solução sólida. Aqui, dentro da fase austenita restante está uma microestrutura tendo uma pluralidade de grãos de cristal separados por um ângulo de orientação de 15o ou mais após a recristalização ocorrida durante o trabalho a quente e o tratamento térmico. Isso torna a razão de aspecto dos grãos de austenita menor. Neste estado, o tubo de aço inoxidável duplex sem costura não tem o limite de escoamento à tração axial necessária para uso como produtos tubulares petrolíferos e a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial é próxima a 1. A fim de produzir o limite de escoamento à tração axial necessária para aplicações de produtos tubulares petrolíferos, o tubo de aço é submetido a (1) alongamento axial (trefilação a frio, laminação a passo peregrino) e (2) dobra e redobra circunferencial. Nestes processos, alterações ocorrem na razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial, e na razão de aspecto dos grãos de austenita. Ou seja, a razão de aspecto dos grãos de austenita e a razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial estão intimamente relacionadas entre si. Especificamente, enquanto (1) ou (2) melhoram o limite de escoamento na direção do alongamento dos grãos de austenita antes e após o trabalho em uma seção transversal através da espessura da parede ao longo do eixo do tubo, o limite de escoamento diminui na direção oposta por causa do efeito Bauschinger, com o resultado de que a diferença entre o limite de escoamento à compressão e limite de escoamento à tração axial aumenta. Isso significa que um tubo de aço de pequena anisotropia de resistência ao longo do eixo do tubo pode ser obtido quando os grãos de austenita antes e após o processo (1) ou (2) têm uma razão de aspecto pequena e controlada.

[0063] Na presente invenção, um tubo de aço estável com uma pequena anisotropia de resistência pode ser obtido quando a fase austenita tem uma razão de aspecto de 9 ou menos. Um tubo de aço estável com uma pequena anisotropia de resistência também pode ser obtido quando os grãos de austenita tendo uma razão de aspecto de 9 ou menos têm uma fração de área de 50% ou mais. Um tubo de aço ainda mais estável com uma pequena anisotropia de resistência pode ser obtido quando a razão de aspecto é de 5 ou menos. Menores razões de aspecto significam menores anisotropias de resistência e, por conseguinte, a razão de aspecto deve ser aproximada de 1, sem limiar inferior. A razão de aspecto dos grãos de austenita é determinada, por exemplo, como uma razão entre o lado mais longo e o lado mais curto de uma estrutura retangular contendo grãos tendo um ângulo de orientação de cristal de 15o ou mais observado na fase austenita em uma análise de orientação de cristal de uma seção transversal ao longo da espessura da parede ao longo do eixo do tubo. Aqui, os grãos de austenita de pequenos diâmetros de partícula são propensos a produzir grandes erros de medição e a presença de tais grãos de austenita de pequenos diâmetros de partícula pode causar erros na razão de aspecto. É, por conseguinte, preferível que o grão de austenita usado para medição da razão de aspecto seja de pelo menos 10 μm em termos do diâmetro de um círculo verdadeiro da mesma área construída a partir do grão medido.

[0064] A fim de obter de maneira estável uma microestrutura de grãos de austenita tendo uma pequena razão de aspecto em uma seção transversal através da espessura da parede ao longo do eixo do tubo, é eficaz não alongar o tubo ao longo do eixo do tubo e não reduzir a espessura da parede no processo (1) ou (2). O processo (1), em princípio, envolve o alongamento ao longo do eixo do tubo e redução da espessura da parede. Por conseguinte, a razão de aspecto é maior após o trabalho do que antes do trabalho e isso tende a produzir anisotropia de resistência. É, portanto, requerido manter uma pequena razão de aspecto ao reduzir a extensão do trabalho (a redução da espessura da parede é mantida em 40% ou menos, ou o alongamento axial é mantido em 50% ou menos para reduzir o alongamento na microestrutura) e ao diminuir a circunferência externa do tubo sendo esticada para reduzir a espessura da parede (a circunferência externa é reduzida em pelo menos 10% enquanto se alonga o tubo ao longo do eixo do tubo). Também é requerido realizar um tratamento térmico de baixa temperatura após o trabalho (amolecimento devido à recristalização ou recuperação não ocorre com uma temperatura de tratamento térmico de 560oC ou menos) de modo a reduzir a anisotropia de resistência gerada. O processo (2) produz deformação circunferencial ao dobrar e redobrar e, por conseguinte, a razão de aspecto basicamente permanece inalterada. Isso torna o processo (2) altamente eficaz na manutenção de uma pequena razão de aspecto e na redução da anisotropia de resistência, embora o processo seja limiarizado em termos da quantidade de alterações de formato que pode ser atingida pelo alongamento ou redução da espessura da parede do tubo. Este processo também não requer o tratamento térmico de baixa temperatura pós- trabalho necessário em (1). Os grãos de austenita tendo uma razão de aspecto de 9 ou menos podem ter uma fração de área em uma faixa controlada de 50% ou mais ao controlar a temperatura de trabalho e as condições de aquecimento de (1) dentro das faixas da presente invenção, ou ao usar o processo (2).

[0065] Um tratamento térmico realizado após o processo (1) ou (2) não altera a razão de aspecto. Preferencialmente, a fase ferrita deve ter uma razão de aspecto menor pelas mesmas razões descritas para a fase austenita. No entanto, a fase austenita tem um limite de escoamento menor e seu impacto no efeito Bauschinger após o trabalho é maior do que a fase ferrita.

EXEMPLOS

[0066] A presente invenção é descrita adicionalmente abaixo através de Exemplos.

[0067] Os componentes químicos representados por A a L na Tabela 1 foram transformados em aço com um forno de fusão a vácuo e o aço foi laminado a quente em um tarugo redondo tendo um diâmetro Φ de 60 mm. [Tabela 1]

[0068] Após a laminação a quente, o tarugo redondo foi recarregado no forno de aquecimento e mantido em alta temperatura de 1.200oC ou mais. O material foi então conformado a quente em um tubo bruto sem costura tendo um diâmetro externo Φ de 70 mm e um diâmetro interno de 58 mm (espessura da parede = 6 mm), usando um laminador perfurador Mannesmann. Após a conformação a quente, os tubos brutos de diferentes composições foram cada um submetidos a um tratamento térmico de solução sólida a uma temperatura que leva as frações da fase ferrita e da fase austenita a um estado duplex apropriado. Isso foi seguido pelo reforço. Isso foi alcançado por trefilação e laminação, um tipo de técnica de alongamento axial e dobra e redobra, conforme mostrado na Tabela 2. Após trefilação e laminação ou dobra e redobra, uma parte do tubo foi cortada e a microestrutura foi observada para confirmar que as frações da fase ferrita e da fase austenita tinham um estado duplex adequado. A amostra foi então submetida a uma análise de orientação de cristal EBSD que observou uma seção transversal através da espessura da parede tomada paralela ao eixo do tubo e grãos de austenita separados por um ângulo de orientação de cristal de 15o foram medidos para razão de aspecto. A medição foi feita em uma área de 1,2 mm x 1,2 mm, e a razão de aspecto foi medida para grãos de austenita que tinham um tamanho de grão de 10 μm ou mais em termos de um diâmetro de um círculo imaginário verdadeiro.

[0069] A trefilação foi realizada sob condições que reduzem a espessura da parede em 10 a 30% e a circunferência externa em 20%.

[0070] Para dobra e redobra, foi preparado um laminador que tinha três rolos cilíndricos dispostos em uma arfagem de 120o em torno da circunferência externa do tubo (FIG. 3, (c)). O tubo foi processado sendo girado com os rolos rolando ao redor da circunferência externa do tubo com uma distância de rolo menor que o diâmetro externo do tubo. Em condições selecionadas, os tubos foram submetidos a trabalho a quente de 150 a 550oC. Em condições selecionadas, os tubos após trabalho a frio e trabalho a quente foram submetidos a um tratamento térmico de baixa temperatura de 150 a 550oC.

[0071] Os tubos de aço após o trabalho a frio, trabalho a quente e tratamento térmico de baixa temperatura foram medidos para limite de escoamento à tração axial e limite de escoamento à compressão axial ao longo do comprimento do tubo e para limite de escoamento à compressão circunferencial. Os tubos de aço também foram medidos para limite de escoamento à tração axial, no qual a classificação dos tubos de aço destinados a poços de petróleo e poços de gás se baseia. Como uma avaliação da anisotropia de resistência, os tubos de aço foram medidos para uma razão entre o limite de escoamento à compressão axial e o limite de escoamento à tração axial e uma razão entre o limite de escoamento à compressão circunferencial e a limite de escoamento à tração axial.

[0072] Os tubos de aço também foram submetidos a um teste de corrosão sob tensão em um ambiente de cloreto-sulfeto. O ambiente corrosivo foi criado pela preparação de uma solução aquosa que simula um ambiente de mineração encontrado por produtos tubulares petrolíferos (um NaCl a 20% + CH3COOH a 0,5% + Solução aquosa de CH3COONa com gás H2S adicionado sob uma pressão de 0,01 a 0,10 MPa; um pH ajustado de 3,0; temperatura de teste = 25oC). A fim de ser capaz de aplicar tensão longitudinalmente ao longo do eixo do tubo, uma peça de teste de dobra de 4 pontos com uma espessura de parede de 5 mm foi cortada e uma tensão de 90% do limite de escoamento à tração axial do tubo foi aplicada antes de mergulhar o tubo na solução corrosiva. Para avaliação da corrosão, as amostras foram avaliadas como aceitáveis quando nenhuma fissura foi observada na superfície tensionada imediatamente após a amostra mergulhada na solução aquosa corrosiva por 720 horas sob estresse aplicado ter sido retirada da solução. As amostras foram avaliadas como inaceitáveis quando uma fissura foi observada sob as mesmas condições.

[0073] As condições de fabricação são apresentadas na Tabela 2, juntamente com os resultados da avaliação. [Tabela 2] OT: Temperatura comum CE: Exemplo Comparativo, PE: Exemplo Atual

[0074] Como pode ser visto a partir dos resultados mostrados na Tabela 2, a resistência à corrosão era desejável em todos os sistemas de componentes dos presentes exemplos e a diferença entre o limite de escoamento à tração axial e o limite de escoamento à compressão era pequena nos presentes exemplos.

Claims

1. Um tubo de aço inoxidável duplex sem costura de uma composição que compreende, em % de massa, C: 0,005 a 0,08%, Si: 0,01 a 1,0%, Mn: 0,01 a 10,0%, Cr: 20 a 35%, Ni: 1 a 15%, Mo: 0,5 a 6,0%, N: 0,005 a menos de 0,150%, e o saldo sendo Fe e impurezas incidentais, o tubo de aço inoxidável duplex sem costura tendo um limite de escoamento à tração axial de 689 MPa ou mais e uma razão de 0,85 a 1,15 como uma fração do limite de escoamento à compressão axial para o limite de escoamento à tração axial.

2. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com a reivindicação 1, o qual tem uma razão de 0,85 ou mais como uma fração do limite de escoamento à compressão circunferencial para o limite de escoamento à tração axial.

3. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, o qual compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre W: 0,1 a 6,0% e Cu: 0,1 a 4,0%.

4. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, o qual compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre Ti: 0,0001 a 0,51%, Al: 0,0001 a 0,29%, V: 0,0001 a 0,55%, e Nb: 0,0001 a 0,75%.

5. O tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, o qual compreende adicionalmente, em % de massa, pelo menos um selecionado dentre B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca: 0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: 0,0001 a 0,010%.

6. Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de qualquer uma das reivindicações 1 a 5, o método compreendendo o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC.

7. Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura, de qualquer uma das reivindicações 1 a 5, o método compreendendo o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo a uma temperatura de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC.

8. O método de acordo com a reivindicação 7, em que o alongamento é seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC.

9. Um método para fabricar o tubo de aço inoxidável duplex sem costura de qualquer uma das reivindicações 1 a 5, o método compreendendo a dobra e redobra circunferencial.

10. O método de acordo com a reivindicação 9, em que a dobra e redobra circunferencial são realizadas a uma temperatura de 600oC ou menos, excluindo 460 a 480oC.

11. O método de acordo com a reivindicação 9 ou 10, em que a dobra e redobra são seguidas por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600oC, excluindo 460 a 480oC.