BRPI0613975A2

BRPI0613975A2 - tubo de aço sem costura e seu método de produção

Info

Publication number: BRPI0613975A2
Application number: BRPI0613975-2A
Authority: BR
Inventors: Yuji Arai; Kunio Kondo; Nobuyuki Hisamune
Original assignee: Sumitomo Metal Ind
Priority date: 2005-07-26
Filing date: 2006-07-26
Publication date: 2011-02-22
Also published as: AR054573A1; EP1918395A1; BRPI0613975B1; WO2007013503A1; US7815755B2; US20080257459A1; CN101233253B; EP1918395A4; JP2007031769A; CN101233253A; JP4945946B2

Abstract

TUBO DE AçO SEM COSTURA E SEU MéTODO DE PRODUçãO. A presente invenção refere-se aos seguintes tubos de aço sem costura excelentes em resistência, dureza e capacidade de soldagem, parti- cularmente adequados para linhas de fluxo submarinas, e ao método de produção do mesmo. Um tubo de aço sem costura na condição de temperado tendo uma composição química consistindo em, % em massa, C: 0,03 a 0,08%, Mn: 0,3 a 2,5%, AI: 0,001 a 0,10%, Cr: 0,02 a 1,0%, Ni: 0,02 a 1,0%, Mo: 0,02 a 0,8%, Ti: 0,004 a 0,01 0%, N: 0,002 a 0,008%, Ca: 0,0005 a 0,005%, e o saldo sendo Fe e impurezas, com não mais de 0,25% de Si, não mais que 0,05% de P, não mais que 0,005% de 5, menos de 0,005% de Nb, e menos de 0,0003% de B como impurezas, e tendo uma microestrutura consistindo em não mais que 20% em volume de ferrita poligonal, não mais que 10% em volume de uma microestrutura mista de martensita e austenita retida, e o saldo sendo bainita. B pode ser 0,0003 a 0,001%. Mg e/ou REM podem es- tar contidos. O método de produção é caracterizado pela taxa de resfriamento durante a dissipação de calor.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO DE AÇO SEM COSTURA E SEU MÉTODO DE PRODUÇÃO".

Campo Técnico

A presente invenção refere-se a tubos sem costura excelentesem resistência, dureza e capacidade de soldagem, particularmente refere-sea tubos de aço sem costura de alta resistência e de paredes grossas ade-quados para linhas de fluxo submarinas, e seu método de produção. A pare-de grossa significa uma parede grossa de não menos que 25 mm. A alta re-sistência significa uma resistência de não menos que X70 definida pela API(American Petroleum Institute), especificamente resistências de X70 (limitede elasticidade de não menos que 483 MPa), X80 (limite de elasticidade denão menos que 551 MPa), X90 (limite de elasticidade de não menos que 620MPa), X100 (limite de elasticidade de não menos que 689 MPa), e X120 (li-mite de elasticidade de não menos que 827 MPa).

Fundamentos da Técnica

Em anos recentes, fontes de petróleo e de gás localizadas emterra e em áreas de mar raso estão sendo esgotadas, e campos de petróleosubmarinos em mar profundo foram ativamente desenvolvidos. Em um cam-po de petróleo de mar profundo, o petróleo bruto e o gás têm que ser trans-portados de um manancial no fundo do mar até uma plataforma flutuantepelo uso de uma linha de fluxo ou de um elevador.

Uma linha de fluxo colocada no mar profundo que aceite altapressão interna do fluido com uma pressão de camada profunda para o inte-rior sofre repetidas distorções devido às ondas do oceano e, durante umaparada de operação, à pressão da água do mar profundo. Portanto, tubos deaço para a linha de fluxo acima mencionada requerem paredes grossas ino-xidáveis com alta resistência e alta dureza, quando se considera um colapsoe a fadiga do metal, em adição à resistência.

Tal tubo de aço inoxidável com alta resistência e dureza foi pre-viamente produzido perfurando-se uma barra de aço aquecida até uma altatemperatura por um Iaminador de perfuração, laminando-se e alongando-sea mesma em uma forma de um produto tubo, e então executando-se um tra-tamento térmico. Por esse processo de produção, alta resistência, alta dure-za e capacidade de soldagem são dadas ao tubo de aço.

Em anos recentes, do ponto de vista de economia de energia ede aceleração do processo, a simplificação do process;o de produção foi e-xaminada aplicando-se tratamento térmico na linha, isto é, um tratamentotérmico na linha de produção do tubo. Particularmente, prestando-se aten-ção ao uso eficaz do calor do aço após o trabalho a quente, é introduzido umprocesso de dissipação do calor do tubo sem resfriar até a temperatura am-biente após a produção do tubo, onde uma economia significativa de energiae um aumento na eficiência do processo de produção podem ser alcança-das, o que reduz efetivamente o custo de produção.

O tratamento térmico na linha, a dissipação de-calor direta apósa laminação de acabamento, tende a provocar um cristal de grãos brutos,porque o processo não resfria o tubo de aço até a temperatura ambiente a-pós a laminação, e o tubo de aço não sofre o processo de transformação ede transformação inversa. Isto resulta na dificuldade de se obterem boasdureza e resistência à corrosão.

Portanto, foram propostas várias técnicas para resolver esseproblema. Uma é a técnica para produção de cristais de grãos finos do tubode aço laminado e acabado. Uma outra é a técnica que garante a dureza e aresistência à corrosão mesmo em um tubo de aço que tenha cristais degrãos tão finos.

Por exemplo, o Documento de Patente 1 a seguir descreve umatécnica para produzir os cristais de grãos finos após a laminação, o que re-duz a temperatura do tubo de aço até uma temperatura baixa {ponto detransformação Aci - 100°C) antes de colocá-lo no forno de reaquecimento,pelo ajuste do tempo desde a laminação de acabamento até a colocação domesmo no forno de reaquecimento.

O Documento de Patente 2 descreve uma técnica para produ-ção de um tubo de aço que tem uma performance satisfatória mesmo quan-do com cristais com grãos relativamente grandes pelo ajuste da composiçãoquímica, particularmente os teores de Ti e de S.Documento de Patente 1

Japan Patent Unexamined Publication Ne 2001-240913

Documento de Patente 2

Japan Patent Unexamined Publication Ne 2000-104117

O desenvolvimento recente ativado de campos de petróleosubmarinos de grande profundidade leva ao aumento na demanda de tubosde aço de paredes grossas com alta resistência. Entretanto, é difícil fornecerperformances suficientes dos tubos de aço pelas técnicas descritas nos do-cumentos de patente acima. Em tubos de aço de paredes grossas que sãopretendidos na presente invenção, por exemplo, a temperatura da laminaçãode acabamento é aumentada e é necessário um tempo excessivo até a tem-peratura dos tubos de aço estarem abaixo da baixa temperatura necessária(ponto de transformação Aci - 100QC), portanto a eficiência de produção ésignificativamente reduzida. Portanto, é difícil aplicar-se o método descritono documento de patente 1 aos tubos de paredes grossas. Além disso, umavez que a taxa de resfriamento do tratamento térmico na linha para os tubosde paredes grossas é pequena, o aço tendo a composição descrita no do-cumento de patente 2 também tem problema de deterioração da dureza.

Descrição da Invenção

Problemas a serem resolvidos pela Invenção

A presente invenção foi feita nas circunstâncias acima mencio-nadas. É um objetivo da presente invenção fornecer um tubo de aço semcostura com uma espessura de parede particularmente grande, que tenhaalta resistência, dureza estável e excelente resistência à corrosão e que sejaadequado para linhas de fluxo submarinas. É um outro objetivo da presenteinvenção fornecer um tubo de aço sem costura na condição de temperadoadequado como material para produzir esse tubo de aço sem costura, e tam-bém para fornecer um método para produção desses tubos.

Meios para Solução do Problema

Como resultado da análise detalhada dos fatores que orientam adureza dos tubos de aço sem costura com paredes grossas com alta resis-tência, os presentes inventores obtiveram as seguintes descobertas (1) a (6),e confirmaram que um tubo de aço sem costura para tubulações tendo umaresistência da classe X70 ou maior, e uma extraordinária dureza com umaespessura de parede de não menos que 25 mm pode ser produzido em umtratamento térmico na linha que é um processo econômico e com alta efici-ência.

(1) A dureza do tubo de aço sem costura, de não menos de25 mm após a dissipação de calor e do tratamento térmico de revenido, variacom a condição de dissipação de calor. Quer dizer, as microestruturas dotubo de aço na condição de temperado define a dureza após o revenido.

(2) A microestrutura do tubo de aço na condição de tempe-rado é baseada na bainita superior incluindo ferrita leve. Entretanto, a ce-mentita ou "estrutura mista de austenita e martensita retida" (doravante refe-rida como MA) está em forma de agulha nas interfaces da microestrutura dabainita superior tal como nos limites dos grãos da austenita anterior, limitecom o pacote, limite com o bloco e interface entre ripas.

(3) Quando a MA é excessivo nas interfaces da microestruturada bainita superior do tubo de aço na condição de temperado, essas peçassão fragilizadas devido a uma grande diferença na dureza entre o MA e afase base em torno dele, e a dureza é pobre mesmo após o revenido serexecutado nele.

(4) Para aumentar a dureza após o revenido, a MA no tubo deaço na condição de temperado precisa ser controlada para não mais de 20%em razão de volume em toda a microestrutura do aço, preferivelmente paranão mais de 10%, e mais preferivelmente para não mais de 7%. A quantida-de de austenita relativa na MA é controlada preferivelmente para não maisque 10% em toda a microestrutura do aço, mais preferivelmente para nãomais que 7%, e ainda mais preferivelmente para não mais que 5%.

(5) Em relação à composição química da liga, uma adição de e-lementos de ligação tais como Mn, Cr e Mo levam à obtenção de uma estru-tura à base de bainita superior que garante uma resistência aumentada, euma adição da quantidade adequada de Ti com uma menor quantidade de Ce Si leva à minimizaçãoda MA, o que melhora a-dureza após o revenimento.Além disso, uma adição de uma pequena quantidade de elementos tais co-mo Ca, Mg e REM, e uma adição da quantidade adequada de elementos dereforço da precipitação tais como Ca e V, respectivamente, melhoram ex-tremamente o equilíbrio entre resistência e dureza após o revenimento.

(6) Quando o revenido é executado para o tubo de aço na con-dição de temperado com quantidade reduzida de MA conforme descrito aci-ma em uma faixa de temperaturas de 550°C ao ponto de transformação Aci,uma dureza satisfatória pode ser estavelmente obtida.

Os presentes inventores examinaram um método para aumentara dureza ao produzir um tubo de aço sem costura com paredes grossas comalta resistência através do processo de tratamento térmico na linha, quecompreende a dissipação de calor no tubo de aço enquanto a temperaturado tubo de aço não for inferior ao ponto de transformação Ar3, imediatamen-te ou após o encharque do tubo de aço em um forno de manutenção a umatemperatura de não menos que o ponto de transformação AC3, após laminara quente uma barra como um material para fazer um tubo de aço e revenir.Como resultado, os pontos a seguir tornaram-se conhecidos.

Mesmo se o tratamento for executado pelo mesmo equipamentode tratamento térmico, o equilíbrio entre resistência e dureza é deterioradopara os tubos de paredes grossas. De particular importância, foi descobertoque uma diferença na condição de revenido ocasiona uma diferença na du-reza mesmo se uma condição idêntica for adotada no revenido subseqüente.

Portanto, na suposição de que a microestrutura na condição detemperado governa a dureza após o revenido, uma parte do processo deprodução dos tubos de aço na condição de temperado com dureza pobre foiexecutada e amostrada. As microestruturas na parte central dos tubos deaço da direção da espessura da parede foram observadas em detalhe pelouso de um microscópio de transmissão eletrônica.

Conseqüentemente, uma grande quantidade de MA de grãosbrutos foi gerada nas interfaces da bainita superior, tal como nos limites dosgrãos da austenita anterior, no limite do pacote da bainita, na interface baini-ta-bloco, e na interface entre as ripas de bainita. A presença de austenitaretida na MA foi confirmada pela análise dos padrões de difração.

Por outro lado, em relação aos tubos de aço com dureza satisfa-tória, os tubos de aço na condição de temperado foram também amostradose observados da mesma maneira. Como resultado, foi confirmado que aquantidade de MA foi aparentemente pequena. Foi também descoberto queuma resistência suficientemente aumentada necessita uma supressão dafase ferrita poligonal.

A causa da geração de uma grande quantidade de MA é conce-bível como segue. Uma fase austenita simples é sucessivamente transfor-mada em ferrita, bainita ou martensita no momento do resfriamento durantea dissipação de calor. No momento, quando a taxa de resfriamento é reduzi-da, o tubo de aço passa através de uma faixa de temperaturas altas por umtempo comparativamente longo, o C descarregado da fase ferrita ou da mi-croestrutura bainita é progressivamente difundido e condensado para auste-nita não transformada. A austenita contendo o C condensado é mudada paramartensita ou bainita com alto teor de C ou austenita retida com alto teor deC após a transformação final.

Uma vez que a taxa de resfriamento é particularmente reduzidaem tubos de paredes grossas, esses tubos estão em um estado onde a MAé facilmente gerada. Portanto, para minimizar a geração da MA, é preferívelaumentar a taxa de resfriamento tanto quanto possível e em adição executaro resfriamento forçado até uma temperatura tão baixa quanto possível.

Entretanto, uma vez que há um limite superior na taxa de resfri-amento para tubos de aço de paredes grossas, foi pesquisada uma técnicapara formar uma microestrutura uniforme, mesmo à taxa de resfriamento dostubos de paredes grossas. Como resultado, os pontos a seguir se tornaramconhecidos.

A precipitação de cementita durante a dissipação de calor épromovida pela redução do teor de Si, em adição à redução do teor de Cque é um elemento condensador, enquanto a concentração de C na faseaustenita pode ser suprimida.

Com base nas descobertas mencionadas acima, a dureza dostubos de aço, após o revenido, pode ser melhorada limitando-se a razão devolume da MA para não mais que 10%, preferivelmente para não mais que7%, e mais preferivelmente para não mais que 5%, em adição à limitação darazão de volume da fase ferrita poligonal para não mais que 20% durante adissipação de calor.

A razão de volume da MA foi calculada corroendo-se uma su-perfície em observação pelo método de corrosão Repeller, opcionalmenteobservando-se 10 campos com 50 χ 50 μιτι como um campo com uma am-pliação de 1000 vezes usando-se um microscópio ótico, e determinando-seas razões de área pelo processamento de imagem. Um valor médio de 10campos foi tomado como razão de área da MA. A razão de volume da ferritapoligonal foi determinada corroendo-se uma superfície em observação porcorrosão com nital, e executando-se a mesma observação, fotografando eanalisando a imagem conforme descrito acima.

Outros exames foram feitos para esclarecer os seguintes designda liga e processo ótimo de produção, onde a presente invenção foi realiza-da. Na descrição a seguir, "%" em relação à composição química representa"% em massa", a menos que especificado de maneira diferente.

O teor de C é limitado a não mais que 0,08%, mais preferivel-mente a não mais que 0,06%, e mais preferivelmente a não mais que 0,04%.O limite superior de Si é ajustado para não mais que 0,25%. O teor de Si étambém preferivelmente não mais que 0,15% e mais preferivelmente nãomais que 0,10%.

O N, que mostra o mesmo comportamento que o C, existe inevi-tavelmente no aço. Portanto, pó N é fixado como nitreto pela adição de Ti.

Nesse caso, o teor de Ti deve ser 0,002 a 0,02%, uma vez que um teor ex-cessivamente pequeno minimiza o efeito de fixação do N, e um teor excessi-vamente grande provoca nitretos de grãos brutos e precipitação irregular decarbonetos. O teor de Ti mais preferivelmente varia de 0,002 a 0,015%, emais preferivelmente ainda de 0,004 a 0,015%.

Outros elementos são ajustados do ponto do equilíbrio entre aalta resistência e uma dureza satisfatória. Em relação ao P e ao S, que afe-tam adversamente a dureza, os valores do limite superior são ajustados,respectivamente. Os teores de Mn, Cr, Ni, Mo e Cu deve ser ajustado con-forme uma resistência pretendida, considerando-se a dureza a a capacidadede soldagem. Al e Ca, que são necessários para desoxidação, são adiciona-dos. Além disso, Mg e REM podem ser seletivamente adicionados para ga-rantir características de Iingotamento ou melhorar a dureza.

Além disso, no tubo de aço a ser produzido no tratamento térmi-co na linha, o Nb não deve ser adicionado, e seu limite superior como impu-reza deve ser controlado para menos de 0,005%. O V não é adicionado, ouse for adicionado deve ser controlado para um teor de não mais que 0,08%.O B pode ser seletivamente adicionado para aumentar suficientemente acapacidade de endurecimento.

Durante o processo de produção, é importante dissipar o calordo aço do tubo de aço a uma alta taxa de resfriamento a partir da faixa detemperaturas da fase de austenita simples. Portanto, uma grande quantida-de de água de resfriamento é trazida ao contato tanto com a superfície inter-na quanto com a superfície externa do tubo de aço. Uma temperatura inferiorda água de resfriamento a mais preferível, e um tempo maior de contato dotubo de aço com a água de resfriamento é mais preferível. A redução natemperatura da água de resfriamento ou o longo tempo de resfriamento àágua deve ser determinado, considerando-se o custo de produção e a efici-ência de produção.

Uma taxa de resfriamento média preferível do tubo de aço du-rante a dissipação de calor é de não menos que 5°C/s a uma temperaturavariando de 800 a 500°C. Uma taxa mais preferível é de não menos que10°C/s, e a taxa ainda mais preferível é de não menos que 20°C/s. A tempe-ratura de acabamento do resfriamento forçado é ajustada para não mais-que200°C na temperatura da parte central da espessura do tubo de aço. Maispreferivelmente, a temperatura de acabamento é de não mais que 100°C, eainda mais preferivelmente a temperatura de acabamento é inferior a 50°C.Uma temperatura menor da água é mais preferível, pois a execução de dis-sipação de calor com água, e a uma temperatura de não mais que 50°C éadequada.

O revenido seguinte à dissipação de calor é executado em umafaixa de temperaturas de 550°C até o ponto de transformação Aci com umtempo de encharque de 5 a 60 minutos uma vez que uma precipitação uni-forme da cementita é importante para a melhoria da dureza. O revenido éexecutado em uma faixa de temperaturas preferivelmente de 600°C até oponto de transformação Aci, e também preferivelmente de 650°C até o pon-to de transformação Aci.

A presente invenção com base no conhecimento descrito acimainclui tubos de aço e seu método de produção.

(1) Um tubo de aço sem costura na condição de temperado ten-do uma composição química consistindo em, em % de massa, C: 0,03 a0,08%, Mn: 0,3 a 2,5%, Al: 0,001 a 0,10%, Cr: 0,02 a 1,0%, Ni: 0,02 a 1,0%,Mo: 0,02 a 0,8%, Ti: 0,004 a 0,010%, N: 0,002 a 0,008%, Ca: 0,0005 a0,005%, e o saldo sendo Fe e impurezas, com não mais que 0,25% de Si,não mais que 0,05% de P, não mais que 0,005% de S, menos que 0,005%de Nb, e menos que 0,0003% de B como impurezas, e tendo uma microes-trutura consistindo em não mais que 20% em volume de ferrita poligonal,não mais que 10% em volume de uma microestrutura mista de martensita eaustenita retida, e o saldo sendo bainita.

(2) Um tubo de aço sem costura na condição de temperado con-forme (1) acima, também incluindo, ao invés de uma parte de Fe, não maisque 0,08% em massa de V.

(3) Um tubo de aço sem costura na condição de temperado con-forme (1) ou (2) acima, também incluindo, ao invés de uma parte de Fe1 nãomais que 1,0% em massa de Cu.

(4) Um tubo de aço sem costura na condição de temperado con-forme (1) a (3) acima, também incluindo, ao invés de uma parte de Fe, umou mais elementos selecionados do grupo consistindo em não mais que0,005% em massa de Mg e não mais que 0,005% em massa de REM.

(5) Um tubo de aço sem costura na condição de temperado con-forme (1) a (4) acima, onde o teor de B é 0,0003 a 0,01 % em massa.(6) Um método para produção de um, tubo de aço sem costuraconforme qualquer um dos itens (1) a (5) acima, compreendendo a Iamina-ção de um aço tendo uma composição química descrita em qualquer um dositens (1) a (5) acima em um tubo, dissipação de calor do tubo de aço imedia-tamente enquanto a temperatura de qualquer parte do tubo de aço está aci-ma do ponto de transformação Ar3, ou dissipação de calor no tubo de açoapós o encharque em um forno de manutenção em uma faixa de temperatu-ras do ponto de transformação Ac3 até 1000°C, onde a dissipação de calor éexecutada pelo resfriamento forçado até uma temperatura de acabamentoabaixo de 200°C com uma taxa de resfriamento média de menos de 5°C/sem uma temperatura variando de 800°C a 500°C.

(7) Um método para produção de um tubo de aço sem costuraconforme o item (6) acima, onde ao revenido é executado em uma tempera-tura variando de 550°C até o ponto de transformação Ac1 após a dissipaçãode calor.

O tubo de aço sem costura acima mencionado dos itens (1) a (5)são tubos na condição de temperado e o item (6) é o método para produçãodesses tubos de aço. O item (7) é um método para produção de um produtodo tubo de aço caracterizado pelo revenido sucessivo para o método de dis-sipação de calor do item (6). O tubo de aço submetido à dissipação de calore ao revenido tem preferivelmente uma espessura de parede de não menosque 25 mm e um limite de elasticidade de não menos que 483 MPa, e taltubo de aço sem costura é extremamente adequado para um tubo de açosem costura com parede grossa com alta resistência para uma tubulação.

Melhor Forma de Execução da Invenção

1. Composição química do tubo de aço

Será explicada a razão para limitar-se a composição químicados tubos de aço conforme descrito acima na presente invenção.

C: 0,03 a 0,08%

C é um elemento importante para garantir a resistência do aço.

Para aumentar a capacidade de endurecimento suficientemente para se ob-ter uma resistência de não menos que a classe X70 em tubos de paredesgrossas, são necessários não menos que 0,03% de C. Por outro lado, se oteor exceder 0,08%, a dureza deteriora. Portanto, o teor varia de 0,03 a0,08%. O teor de C preferivelmente varia de 0,03 a 0,07%, e mais preferi-velmente de 0,03 a 0,06%.

Mn: 0,3 a 2,5%

O Mn precisa ser adicionado em uma quantidade relativamentegrande para aumentar a capacidade de endurecimento suficientemente parareforçar os tubos de paredes grossas mesmo até o centro e também aumen-tar a dureza. Esses efeitos não podem ser obtidos com um teor de Mn demenos de 0,3%, e um teor excedendo 2,5% provoca a deterioração da dure-za. Portanto, o teor de Mn varia de 0,3 a 2,5%.

Al: 0,001 a 0,10%

O Al é adicionado como um agente de desoxidação na produçãode aço. Para se obter esse efeito, é necessário um teor de não menos que0,001%. Entretanto, um teor excedendo 0,10% provoca agrupamento de in-clusões, resultando na deterioração da dureza ou a freqüente ocorrência dedefeitos de superfície durante o trabalho de chanframento das extremidadesdos tubos. Portanto, o teor de Al varia de 0,001 a 0,10%. Para evitar os de-feitos de superfície, é preferível ajustar-se o limite superior em um nível infe-rior. Quer dizer, é preferível que o limite superior seja 0,03%, e é mais prefe-rível que o limite superior seja 0,02%.

Cr: 0,02 a 1,0%

O Cr é um elemento que melhora a capacidade de endureci-mento suficientemente para melhorar a resistência do aço nos tubos de pa-redes grossas. No caso de um teor de não menos de 0,02%, esse efeito énotável. Entretanto, uma vez que uma adição excessiva provoca alguma de-terioração da dureza, o limite superior do teor deve ser 1,0%.

Ni: 0,02 a 1,0%

O Ni é um elemento que melhora a capacidade de endurecimen-to do aço suficientemente para melhorar a resistência dos tubos de paredesgrossas. Esse efeito é notável com um teor de não menos que 0,02%. Entre-tanto, uma vez que o Ni á um elemento oneroso, e o efeito é saturado pelaadição excessiva, o limite superior deve ser 1,0%.

Mo: 0,02 a 0,8%

O Mo é um elemento que melhora a resistência do aço devidoao reforço da transformação e ao reforço da solução sólida. Esse efeito énotável a um teor de não menos que 0,02%. Entretanto, uma vez que umteor excessivo de Mo provoca deterioração da dureza, o limite superior deveser 0,8%.

Ti: 0,004 a 0,010%

O Ti se aglutina ao N no aço para formar TiN, suprimindo a aus-tenita de grãos brutos durante a produção de tubos a quente. Para se obtertal efeito do Ti, é necessário um teor de não menos que 0,004%. Entretanto,se o teor de Ti exceder 0,010%, o Ti é concentrado pela segregação de soli-dificação para formar TiN durante a solidificação, o que começa a desenvol-ver grãos brutos a uma alta temperatura e provoca a deterioração da dureza.

Portanto, o teor de Ti deve ser de 0,004 a 0,010%. A faixa preferível para oteor de Ti é de 0,006 a 0,10%.

N: 0,002 a 0,008%

O N existe no aço, e se aglutina ao Al, Ti o similar para formarnitretos. A presença de uma grande quantidade de N provoca a formação denitretos de grãos brutos, o que deteriora a dureza. Por outro lado, quando oteor de N é menor que 0,002%, a quantidade de nitretos é muito pequenapara se obter esse efeito de supressão dos grãos brutos de austenita duran-te a produção do tubo a quente. Portanto, o teor de N varia de 0,002 a0,008%. A faixa preferível do teor de N é de 0,004 a 0,007%.

Ca: 0,0005 a 0,005%

O Ca é adicionado como um agente de desoxidação na produ-ção do aço e para suprimir o entupimento dos bocais no Iingotamento paramelhorar a propriedade de lingotamento. Uma vez que o Si é controlado numvalor baixo para suprimir a MA na presente invenção, a adição de Ca é ne-cessária para garantir a desoxidação suficiente com um teor de não menosque 0,0005%. Por outro lado, quando o teor exceder 0,005%, o efeito satura,e a dureza deteriora porque inclusões são facilmente agrupadas. Portanto, olimite superior deve ser 0,005%.

V: 0 a 0,08%

O V deve ser adicionado, se necessário. O V é um elemento cu-jo teor deve ser determinado dependendo do equilíbrio entre resistência edureza. Quando uma resistência suficiente pode ser garantida pela adiçãode outros elementos de liga, nenhuma adição do mesmo fornecerá uma du-reza mais satisfatória. Quando ele é adicionado para melhoria da resistência,um teor de não menos que 0,02% é desejável. Uma vez que um teor exce-dendo 0,08% provoca deterioração significativa da dureza, o limite superiorde V, se adicionado, é 0,08%.

Cu: 0 a 1,0%

O Cu é também um elemento a ser adicionado se for necessá-rio. Uma vez que o Cu tem o efeito de melhorar a resistência à fratura pelohidrogênio induzido (característica de resistência a HIC), ele deve ser adi-cionado se a melhoria da característica de resistência à HIC for desejada. Oteor desejável para melhorar a característica de resistência à HIC é de nãomenos que 0,02%. Por outro lado, uma vez que um teor que exceda 1,0%provoque saturação do efeito, o limite superior do teor de Cu é 1,0% se adi-cionado.

B: menos que 0,0003% ou 0,0003 a 0,01 %

Nenhuma adição de B é vantajosa para a dureza. Particularmen-te, quando a ênfase está na dureza, o B não deve ser adicionado, enquantoo teor de B como impureza deve ser controlado para menos de 0,0003%.Por outro lado, quando a ênfase está na resistência, o B pode ser adicionadopara aumentar a capacidade de endurecimento e a resistência. Para se ob-ter esse efeito, um teor de não menos que 0,0003% precisa ser adicionado.Uma vez que sua adição excessiva provoca deterioração da dureza, o limitesuperior do teor de B é ajustado para 0,01% se for adicionado.

Mg e REM: 0 a 0,005%

A adição de Mg e REM não é necessária. Entretanto, uma vezque esses elementos têm os efeitos de melhorar a dureza e a resistência àcorrosão pelo controle da forma das inclusões e melhoria das característicasde Iingotamento pela supressão de entupimentos dos bocais no Iingotamen-to, esses elementos podem ser adicionados quando esses efeitos são dese-jados. Para se obter esses efeitos, um teor de não menos que 0,005% é de-sejado para cada elemento. Por outro lado, quando o teor de cada elementoexcede 0,005%, o efeito satura e a dureza e a resistência à HIC deterioramporque as inclusões são facilmente agrupadas. Portanto, o limite superiorpara cada elemento é de 0,005% se adicionado. A REM aqui referida é onome genérico de 17 elementos consistindo em 15 elementos desde La den9 atômico 57 até Lu de n9 atômico 71, Y e Sc, e os teores acima menciona-dos significam o teor de cada elemento ou o total do seu teor.

O limite superior das impurezas será descrito abaixo.

Si: í não mais que 0,25%

O Si age como agente de desoxidação na produção do aço. En-tretanto, ele reduz significativamente a dureza de tubos de paredes grossas.

Quando o teor excede 0,25%, gera uma grande quantidade de MA, o queprovoca a deterioração da dureza. Portanto, o seu teor deve ser de não maisque 0,25%. Um teor menor de Si melhora a dureza ainda mais. É preferívelque o teor de Si seja de não mais que 0,15%. É mais preferível que o teor deSi seja de menos que 0,05%.

Ρ: í não mais que 0,05%

O P é um elemento de impureza que deteriora a dureza, e é pre-ferivelmente reduzido tanto quanto possível. Uma vez que um teor exceden-do 0,05% provoca uma deterioração notável da dureza, o limite superior de-ve ser 0,05%, preferivelmente 0,02%, e mais preferivelmente 0,01%.

S: í não mais que 0,005%

O S é um elemento de impureza que deteriora a dureza, e é pre-ferivelmente reduzido tanto quanto possível. Uma vez que um teor exceden-do 0,005% provoca uma deterioração notável da dureza, o limite superiordeve ser 0,005%, preferivelmente 0,003%, e mais preferivelmente 0,001%.

Nb: Não mais que 0,005%

No tratamento térmico na linha adotado na presente invenção, émelhor ao adicionar-se Nb uma vez que carbonitretos de Nb são precipita-dos irregularmente, aumentando a dispersão da resistência. O teor de Nb denão menos que 0,005% provoca uma dispersão notável de resistência naprodução. Portanto, o Nb não deve ser adicionado aos tubos de aço da pre-sente invenção, onde o teor de Nb como impureza deve ser controlado paramenos de 0,005%.

2. Microestrutura

É importante, para a melhoria do equilíbrio entre resistência edureza, ajustar a composição química do aço conforme mencionado acima,e fazer microestruturas conforme descrito abaixo. A saber, nos tubos de açona condição de temperado, a ferrita poligonal é controlada para não maisque 20% por razão de volume, e a MA (mistura de martensita e austenitaretida) é controlada para não mais que 10%, preferivelmente para menosque 7%, e mais preferivelmente para não mais que 5%, com o saldo sendobainita.

O método para analisar as microestruturas compreende coletarum corpo de prova de 10 χ 10 mm para observação da microestrutura a par-tir da parte central de um tubo de aço de paredes grossas na condição detemperado, executando-se o método de corrosão com nital ou de corrosãoRepeller, observando-se a peça resultante pelo uso de um microscópio devarredura eletrônica, fotografando-se aleatoriamente 10 campos com 50x50μιη como um campo com a ampliação de 1000 vezes de ampliação, deter-minando-se as razões de área das respectivas microestruturas usando-seum software de análise de imagem, e calculando-se as razões de área mé-dias das respectivas microestruturas, que podem levar às razões de volume.

3. Processo de Produção

Um processo de produção adequado da presente invenção serádescrito abaixo.

(1) Processo de Iingotamento

O aço é refinado em um conversor ou similar de modo a ter acomposição química acima mencionada, e solidificado para se obter um ma-terial lingote. É ideal lingotar-se continuamente o aço na forma de uma barraredonda. Entretanto, um processo para Iingotamento contínuo do aço em ummolde de Iingotamento quadrado ou lingotando-se o aço como um lingote eentão desbastando-o até uma barra redonda pode também ser adotado.Uma maior taxa de resfriamento do bloco no Iingotamento é vantajosa para adureza do produto, porque uma dispersão insignificante de TiN é melhorpromovida.

(2) Temperatura de aquecimento da barra

A barra redonda é reaquecida até uma temperatura trabalhávela quente e submetida à perfuração, ao alongamento e à laminação de con-formação. A temperatura de reaquecimento não deve ser inferior a 1150°C,uma vez que a temperatura inferior a 1150°C resulta em um aumento da re-sistência à deformação a quente e fendas. Por outro lado, o limite superior édesejavelmente ajustado para 1280°C, uma vez que uma temperatura dereaquecimento que exceda 1280°C resulta em um aumento excessivo deuma unidade de combustível de aquecimento, uma redução no rendimentodevido ao aumento da perda de carepa, e uma vida mais curta do forno deaquecimento. O aquecimento é preferivelmente executado a uma temperatu-ra não maior que 1200°C, uma vez que uma temperatura de aquecimentomenor é mais preferível para aumentar a dureza devido aos grãos finos.

(3) Produção do tubo por laminação a quente

Um exemplo de processo de produção do tubo por laminação aquente é o processo de Iaminador de mandril Mannesmann ou a laminaçãode alongamento subseqüente. Se a temperatura de acabamento da produ-ção de tubo não é inferior ao ponto de transformação Ar3, que é a faixa detemperaturas da fase austenita simples, a dissipação de calor pode ser exe-cutada imediatamente após a produção do tubo, e a energia térmica podeser vantajosamente economizada. Mesmo se a temperatura de acabamentoda produção do tubo estiver abaixo do ponto de transformação Ar3, a faseaustenita simples pode ser obtida executando-se imediatamente a manuten-ção de uma temperatura não inferior ao ponto de transformação Ac3 confor-me será descrito posteriormente.

(4) Execução da manutenção da temperatura ou reaquecimentoapós a produção do tuboUm tubo é colocado em um forno de manutenção imediatamenteapós a produção do tubo e encharcado a uma temperatura de não menosque o ponto de transformação Ac3, onde a uniformidade de temperatura nadireção longitudinal dos tubos de aço pode ser garantida. Nesse caso, a ma-nutenção da temperatura é executada a uma faixa de temperaturas do pontode transformação Ac3 até 1000°C e um tempo de residência de 5 a 30 minu-tos, onde a uniformidade de temperaturas e a suspensão da formação ex-trema de grãos brutos de cristal pode ser vantajosamente realizada.

(5) Dissipação de calor

A medida que a taxa de resfriamento na dissipação de calor au-menta, alta resistência e alta dureza são mais facilmente obtidas, mesmo emtubos de paredes grossas. Quer dizer, à medida que a taxa de resfriamentochega mais próxima de um limite teórico da taxa de resfriamento, maior re-sistência e maior dureza são obtidas. A taxa de resfriamento média necessá-ria é de não menos que 5°C/s a uma temperatura variando de 800 a 500°C.

A taxa preferível é de não menos que 10°C/s, e uma taxa mais preferível éde não menos que 15°C/s.

A taxa de resfriamento corresponde a uma redução de tempera-tura com o tempo na parte central de um tubo de aço de paredes grossas, epode ser medido por um par termelétrico soldado a essa porção, ou previstoa partir de uma combinação de cálculo de transferência de calor com medição.

Para garantir excelente dureza, a temperatura de acabamentodo resfriamento forçado, em adição à taxa de resfriamento, é também impor-tante. É importante usar o aço com uma composição ajustada e para resfriá-Io de maneira forçada para atingir uma temperatura de acabamento de200°C ou menos. A temperatura de acabamento é preferivelmente não maiorque 100°C, e mais preferivelmente não maior que 50°C. Como resultado, ageração de uma microestrutura reforçada de transformação ou austenita re-tida com C parcialmente concentrado pode ser suprimida, o que melhorasignificativamente a dureza.(6) Revenido

Após a dissipação de calor, o revenido é executado a uma tem-peratura variando de 550°C até o ponto de transformação Aci. O tempo demanutenção à temperatura de revenido pode ser determinado adequada-mente, e geralmente ajustado para cerca de 10 a 120 minutos. A temperatu-ra de revenido está preferivelmente na faixa de 600°C até o ponto de trans-formação Aci, e uma vez que a MA é mais facilmente decomposta para ce-mentita a uma temperatura mais alta, a dureza é melhorada.

Exemplos

Aços tendo composições químicas mostradas na Tabela 1 foramfundidos em um conversor e transformado em barras redondas por uma má-quina de Iingotamento contínuo, que são materiais de tubos de aço. Cadabarra redonda foi submetida ao tratamento térmico de encharque a 1250°Cpor 1 hora, e então transformado em um tubo oco pelo uso de um Iaminadorde perfuração de cilindro inclinado. O tubo oco sofreu laminação de acaba-mento pelo uso de um Iaminador de mandril e um calibrador para se obtertubos de aço com espessuras de parede de 25 mm e 50 mm.

Os tubos de aço acima mencionados foram resfriados em condi-ções de dissipação de calor mostradas na Tabela 2. Quer dizer, eles foramcarregados em um forno de manutenção imediatamente após a produção dotubo, encharcados, e então resfriados. As taxas de resfriamento médiasmostradas na Tabela 2 foram determinadas conforme a seguir. A parte cen-tral longitudinal de cada tubo de aço foi perfurada a partir da superfície ex-terna, um par termelétrico foi soldado à posição correspondente à parte cen-trai da espessura para medir a mudança da temperatura a uma temperaturavariando de 800 a 500°C, e a taxa média de resfriamento a esta temperaturafoi determinada.

Cada tubo de aço com dissipação de calor foi igualmente dividi-do em duas partes verticalmente à direção longitudinal, uma pequena peça(10 mm cúbicos) para exame da microestrutura foi amostrado a partir da su-perfície cortada da parte central da espessura, submetido a uma corrosãocom nital ou corrosão Repeller, e observado pelo uso de um microscópio devarredura eletrônica, fotografando aleatoriamente 10 campos com 50 χ 50μm como um campo com uma ampliação de 1000 veses, determinou as ra-zões de área das respectivas microestruturas de ferrita poligonal e MA u-sando-se um software de análise de imagem, e calculando-se as razões deárea médias, que levam às razões de volume (%). A razão de volume debainita é um valor obtido subtraindo-se a razão de volume total da ferrita po-ligonal e MA de 100%.

Os números de tamanho de grão definido na JIS G0551 (1998)e as razões de volume da ferrita poligonal e MA estão mostrados nas Tabe-las 3 e 4.

Uma parte de cada tubo de aço cortado foi executada para dis-sipação de calor e revenido nas condições descritas na Tabela 2. Um corpode prova de tensão da JIS nQ 12 foi amostrada de cada produto tubo de açoapós o revenido de modo a medir-se o limite de resistência à tração (TS) e olimite de elasticidade (YS). O teste de tensão foi executado conforme a JISZ2241. Um corpo de prova de impacto, um corpo de prova com uma fendaem V de 2 mm, de 10 mm χ 10 mm, foi amostrado da direção longitudinal docentro da espessura da parede conforme um corpo de prova da JIS Z2202ng 4, e submetido a testes. Em relação à resistência, aqueles com YS de nãomenos que 483 MPa (o limite inferior do limite de elasticidade do grau X70da norma API) são estimados como sendo bem-sucedidos, e em relação àdureza, aqueles com temperaturas de transição de energia vTE (cC) deter-minadas pelo teste de impacto de não mais que 0°C são consideradas comosendo bem-sucedidos.

Em relação aos tubos de aço com espessura de parede de 25mm e 50 mm, as razões de volume da ferrita poligonal e MA dos tubos deaço na condição de temperado e YS e vTE dos produtos tubos de aço apóso revenido, que foram obtidos nos testes acima mencionados, estão mostra-dos nas Tabelas 3 e 4, respectivamente. Os Testes nos 1 a 10, 15 a 17, 20 a29 e 34 a 36 satisfazem a composição química, e o processo de produção,definido pela presente invenção, foram também satisfeitos. Uma dureza sa-tisfatória foi também obtida.Os testes nos 11 a 14 e 30 a 33 são comparativos que usam a-ços que não satisfazem a composição química definida pela presente inven-ção, e os tubos resultantes são pobres em dureza após o revenido. Eles nãopodem ser usados em aços que requeiram alta resistência e alta dureza comgrandes espessuras de parede. Os testes nos 18, 19, 37 e 38 satisfazem acomposição química definida pela presente invenção, mas não satisfazem acondição de produção definida pela presente invenção. Portanto, os tubosde aço resultantes são pobres em dureza com uma grande quantidade daMA no estado na condição de temperado, e não podem ser usados em açosque requeiram alta resistência e alta dureza com uma grande espessura deparede.<table>table see original document page 22</column></row><table><table>table see original document page 23</column></row><table><table>table see original document page 24</column></row><table><table>table see original document page 25</column></row><table><table>table see original document page 26</column></row><table>Aplicabilidade Industrial

De acordo com os tubos de aço sem costura e o seu método deprodução da presente invenção, a composição química dos tubos de açosem costura e seu método de produção são definidos, com o que um tubode aço sem costura para linha de fluxo submarina com uma parede particu-larmente grossa, que tenha alta resistência de não menos que 483 MPa porlimite de elasticidade e excelente dureza pode ser produzido. A presenteinvenção permite o fornecimento de um tubo de aço sem costura que podeser deixado em mares profundos, e contribui significativamente para forne-cimento estável de energia no mundo.

Claims

1. Tubo de aço sem costura na condição de temperado carac-terizado pelo fato de possuir uma composição química consistindo em, % emmassa, C: 0,03 a 0,08%, Mn: 0,3 a 2,5%, Al: 0,001 a 0,10%, Cr: 0,02 a 1,0%,Ni: 0,02 a 1,0%, Mo: 0,02 a 0,8%, Ti: 0,004 a 0,010%, N: 0,002 a 0,008%,Ca: 0,0005 a 0,005%, e o saldo sendo Fe e impurezas, com não mais de 0,25% de Si, não mais que 0,05% de P, não mais que 0,005% de S, menosde 0,005% de Nb, e menos de 0,0003% de B como impurezas, e tendo umamicroestrutura consistindo em não mais que 20% em volume de ferrita poli-gonal, não mais que 10% em volume de uma microestrutura mista de mar-tensita e austenita retida, e o saldo sendo bainita.

2. Tubo de aço sem costura na condição de temperado de a-cordo com a reivindicação 1, caracterizado por também incluir ao invés deuma parte de Fe, não mais que 0,08% em massa de V.

3. Tubo de aço sem costura na condição de temperado de a-cordo com a reivindicação de 1 ou 2, caracterizado por também inclui, aoinvés de uma parte de Fe, não mais que 1,0% de Cu.

4. Tubo de aço sem costura na condição de temperado de a-cordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado por tambémincluir, ao invés de uma parte de Fe, um ou mais elementos selecionados dogrupo consistindo em não mais que 0,005% em massa de Mg e não maisque 0,005% em massa de REM.

5. Tubo de aço sem costura na condição de temperado de a-cordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato deque o teor de B é 0,0003 a 0,01 % em massa.

6. Método para produção de um tubo de aço sem costura comodefinido em qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado por com-preender laminar um aço que tenha a composição química descrita em qual-quer uma das reivindicações 1 a 5 em um tubo, temperar o tubo de aço ime-diatamente enquanto a temperatura de qualquer parte do tubo de aço não éinferior ao ponto de transformação Ar3, ou temperar o tubo de aço após oencharque em um forno de manutenção em uma temperatura variando doponto de transformação Ac3 até IOOO0C1 no qual o temperamento é executa-do pelo resfriamento forçado até uma temperatura de acabamento abaixo de-200°C com a taxa média de resfriamento de não menos que 5°C/s a umatemperatura variando de 800°C a 500°C.

7. Método para produção de um tubo de aço sem costura deacordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que o revenimentoé executado em uma temperatura variando de 550°C até o ponto de trans-formação Aci após o temperamento.