BRPI0615215B1 - Tubo de aço sem costura para tubo de linha e processo para sua produção - Google Patents

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO

DE AÇO SEM COSTURA PARA TUBO DE LINHA E PROCESSO PARA SUA PRODUÇÃO".

Campo Técnico [001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costu- ra para uso como tubo de linha tendo resistência, tenacidade, resis- tência à corrosão melhoradas. Um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção tem uma resistência do grau X80 especificado pelas normas API (American Petroleum Institute) e especificamente uma resistência de 80-95 ksi (um limite de escoamento de 551-655 MPa), e tem também uma boa tenacidade e resistência à corrosão, particularmente boa resistência à corrosão sob tensão assistida por sulfeto mesmo a baixas temperaturas. Portanto, o tubo de aço sem costura é adequado para uso como tubo de aço sem costura de alta resistência, alta tenacidade, de parede grossa, para tubo de linha par- ticularmente para uso em ambientes de baixa temperatura. Por exem- plo, ele pode ser usado como tubo de aço para tubo de linha a ser u- sado em regiões frias, como tubo de aço para linhas de fluxo no fundo do mar, e como tubo de aço para dutos de interligação. Técnica Anterior [002] Em anos recentes, desde que fontes de petróleo bruto e de gás natural em campos petrolíferos localizados em terra ou nos assim chamados mares rasos tendo uma profundidade de água de cerca de 500 metros estão sendo esgotados, o desenvolvimento de campos pe- trolíferos em alto mar nos assim chamados mares profundos a uma profundidade de 1000-3000 metros, por exemplo, abaixo da superfície do mar está sendo executado ativamente. Em campos petrolíferos de mar profundo, é necessário transferir o petróleo bruto ou o gás natural do cabeçote de poço de um poço de petróleo ou de um poço de gás natural que esteja instalado no fundo do mar até uma plataforma loca- lizada na superfície usando-se tubos de aço referidos como linhas de fluxo e dutos de interligação. [003] Em tubos de aço que constituem linhas de fluxo ou dutos de interligação instalados no fundo do mar, uma alta pressão interna do fluido a qual a pressão das profundas camadas submarinas é adi- cionada é aplicada ao interior dos tubos, e eles também sofrem os e- feitos da pressão da água no mar profundo quando a operação é inter- rompida. Em adição, tubos de aço constituindo dutos de interligação estão sujeitos aos efeitos de tensões repetidas devido às ondas. Além disso, a temperatura da água no fundo do mar cai para cerca de 4Ό. [004] Linhas de fluxo são tubos de aço para transporte que são instalados ao longo do contorno do terreno do fundo do mar. Um duto de interligação é um tubo de aço para transporte que sobe do fundo do mar para uma plataforma na superfície do mar. Quando tais tubos são usados em campos petrolíferos em mar profundo, é normalmente con- siderado necessário que a espessura da parede de tais tubos de aço sejam de pelo menos 30 mm, e na prática real, é comum usar-se tubos de parede grossa com uma espessura de parede de 40-50 mm. Desse fato, pode ser visto que linhas de fluxo e dutos de interligação são membros que são usados em condições severas. [005] O fluido produzido em poços de petróleo e poços de gás no fundo do mar sendo desenvolvidos nos últimos anos contêm frequen- temente sulfeto de hidrogênio, que é corrosivo. Em tais ambientes, o aço de alta resistência sofre fragilização pelo hidrogênio referido como corrosão sob tensão assistida por sulfeto (SSC) e eventualmente a- presenta falha. No passado, a susceptibilidade ao SSC era dita ser mais alta à temperatura ambiente, então um teste de resistência à cor- rosão para avaliação da resistência à SSC foi executado em um ambi- ente à temperatura ambiente. Entretanto, foi descoberto que na reali- dade, a susceptibilidade à corrosão sob tensão assistida por sulfeto e maior e ocorre mais facilmente em um ambiente de baixa temperatura de cerca de 4Ό que à temperatura ambiente. [006] Em um tubo de aço usado como linha de fluxo ou duto de interligação, é desejado um material que apresente não apenas alta resistência e alta tenacidade, mas também boa resistência à corrosão em um ambiente contendo sulfeto. Nesse tipo de aplicação, um tubo de aço sem costura é usado ao invés de um tubo soldado para alcan- çar uma alta confiabilidade. [007] A resistência à corrosão do aço para tubo de linha tem co- locado, até aqui, tensão na prevenção da fratura induzida pelo hidro- gênio (HIC), isto é, na resistência ao HIC. Entre os tubos de aço resis- tentes à corrosão que têm uma resistência excedendo X80 que foram descritos até aqui, há muitos que enfatizam a resistência à HIC. Por exemplo, a JP 09-324216 A1, JP 09-324217 A1, e JP 11-189840 A1 descrevem aços para tubo de linha do grau X80 tendo excelente resis- tência à HIC. Com esses materiais, a resistência à HIC é melhorada pelo controle das inclusões no aço e da crescente capacidade de en- durecimento. Entretanto, em relação à resistência à SSC, não há dis- cussão em relação à resistência à SSC à temperatura ambiente, para não mencionar a resistência à SSC à baixa temperatura. [008] Conforme descrito acima, à medida que o desenvolvimento de poços de petróleo e poços de gás em campos de petróleo em ma- res profundos prossegue, a resistência à SSC dos tubos de aço para tubos de linha usados como linhas de fluxo ou dutos de interligação está se tornando importante. Em um ambiente de baixa temperatura tais como nos campos de petróleo ou de gás no mar profundo, a sus- ceptibilidade à SSC dos aços de alta resistência aumenta, e particu- larmente com aços de alta resistência tendo um limite de escoamento (YS) de pelo menos 551 MPa (80 ksi), a susceptibilidade à SSC au- menta até um ponto em que não pode ser ignorada. Portanto, há uma demanda para melhoria na resistência à SSG em tubos de aço sem costura para tubo de linha feito de aços de alta resistência pelo menos do grau X80.

Descrição da Invenção [009] O objetivo da presente invenção é fornecer um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo uma alta resistência com tenaci- dade estável e boa resistência à SSC, em particular boa resistência à SSC m ambientes de baixa temperatura, e um método para sua pro- dução. [0010] Os presentes inventores investigaram a susceptibilidade à SSC à temperatura ambiente e a baixas temperaturas de vários mate- riais de aço, e eles descobriram que a susceptibilidade à SSC era maior a baixas temperaturas que à temperatura ambiente para todos os materiais. Acompanhando esse resultado, eles executaram investi- gações com base na premissa de que uma boa resistência à SSC a baixas temperaturas não pode ser obtida por materiais convencionais dirigidos à melhoria da resistência à SSC à temperatura ambiente, e que novos projetos de materiais são necessários para melhorar a re- sistência à SSC a baixas temperaturas. Como resultado eles identifica- ram a composição química e a microestrutura de um material que a- presentou boa resistência à SSC não apenas à temperatura ambiente, mas também a baixas temperaturas. [0011] Em um aço de baixa liga convencional de alta resistência para tubo de linha no qual a composição química é selecionada de modo a aumentar a capacidade de endurecimento, e a velocidade de resfriamento é aumentada para se obter uma alta resistência através do endurecimento, mesmo se for possível melhorar a resistência à cor- rosão à temperatura ambiente e particularmente a resistência à SSC, a resistência à corrosão em um ambiente à baixa temperatura não é me- lhorada. Na investigação da composição química do aço e da influên- cia da velocidade de resfriamento com o objetivo de melhorar a resis- tência à corrosão a baixas temperaturas, foi descoberto que a resis- tência à SSC a baixas temperaturas é espantosamente melhorada pe- la adição de Mo para aumentar a capacidade de endurecimento e a resistência ao amolecimento do revenido e diminuindo-se a velocidade de resfriamento resulta na formação de estrutura com fase dual bainí- tica-martensítica. [0012] A presente invenção é um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo resistência à corrosão sob tensão assistida por sul- feto melhorada a baixas temperaturas, caracterizado por ter uma com- posição química compreendendo, em % em massa, C: 0,03-0,08%, Si: 0,05-0,5%, Mn: 1,0-3,0%, Mo: 0,5% a 1,2%, Al: 0,005-0,100%, Ca: 0,001-0,005%, um remanescente de Fe e impurezas incluindo N, P, S, O e Cu no qual os teores das impurezas são de no máximo 0,01% pa- ra N, no máximo 0,05% para P, no máximo 0,01% para S, no máximo 0,01% para O (oxigênio), e no máximo 0,1% para Cu, e tendo um limi- te de escoamento (YS) de pelo menos 80 ksi (551 MPa) e um fator de intensidade de tensões K|Ssc de pelo menos 20,1 ksi-(pol)1/2 (=ksi V in) conforme calculado dos resultados de um teste executado em um am- biente a 4Ό conforme o método de teste DCB especificado na NACE TM0177-2005 método D. [0013] A composição química acima descrita pode também conter um ou mais elementos selecionados entre Cr: no máximo 1,0%, Nb: no máximo 0,1%, Ti: no máximo 0,1%, Zr: no máximo 0,1%, Ni: no máxi- mo 2,0%, V: no máximo 0,2%, e B: no máximo 0,005%. [0014] Um valor K-ι do fator de intensidade de tensões obtido de um teste DCB é um índice do valor mínimo de K (intensidade de cam- po de tensão na ponta de uma fratura) capaz de permitir que uma fra- tura cresça sob um dado ambiente corrosivo. Ele indica que quanto maior o valor, menor a susceptibilidade à fratura no ambiente corrosivo dado. [0015] Na presente invenção, a resistência à corrosão sob tensão assistida por sulfeto (resistência à SSC) de um aço é avaliada por um teste DCB (Double Centilever Beam) que é executado de acordo com a NACE (National Association of Corrosion Engineers) TM0177-2005 método D, e um fator de intensidade de tensões K|Ssc em um ambiente corrosivo de sulfeto é calculado a partir dos valores medidos no teste. O banho do teste era uma solução aquosa de 5% em peso de cloreto de sódio + 0,5% em peso de ácido acético saturada com 1 atm de gás sulfeto de hidrogênio a uma baixa temperatura (4Ό). [0016] Um espécime no qual uma cunha prescrita é inserida ao longo da linha longitudinal central do espécime, impondo assim a ten- são nas direções que resultam em dois braços abertos (isto é, nas di- reções em que a fratura se estende na raiz dos braços), é imerso por 336 horas no banho do teste. O fator de intensidade de tensões K|Ssc é calculado pela equação a seguir baseado no comprimento da fratura a e da cunha liberadora de tensão P.

Equação] [0017] onde B é a espessura do espécime, h é a largura de cada um dos dois braços em ambos os lados da fratura, e Bn é a espessura da porção do espécime na qual a fratura se propaga. [0018] O modelo simplificado mostrado na Figura 4 é usado para outra explicação. Considerando que um material tendo dimensões infi- nitas tenha uma fratura inicial (ou um defeito formado por corrosão) tendo uma profundidade a, quando uma tensão σ é imposta sobre o material nas direções que a fratura se abre conforme mostrado pelas setas, a intensidade do fator de intensidade de tensões K-ι é expressa pela seguinte equação: [0019] Assim, quanto mais profunda a fratura inicial e quanto maior a tensão imposta, maior o valor de K|. A profundidade da fratura inicial pode ser estimada como sendo no máximo 0,5 mm. Quanto à tensão que é imposta, em vista dos aços com resistência do grau X80 especi- ficados na API que tem 551-655 MPa (80-95 ksi) de limite de escoa- mento (YS), a tensão que é geralmente imposta em um teste de resis- tência à corrosão é de 90% do YS, que é calculado a 72-85,5 ksi (396- 590 MPa). O valor de K| correspondente a tal valor de tensão é calcu- lado para ser 22,1 MPa-(m)1/2 (20,1 ksi-(pol)1/2) -26,2 MPa-(m)1/2 (23,9 ksi-(pol)1/2) [0020] Um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente invenção tem um valor de fator de intensidade de tensões Kissc a 4*C de pelo menos 22,1 MPa-(m)1/2 (20,1 ksi-(pol)1/2). Isto signi- fica que o tubo de aço sem costura melhorou a resistência à SSC que é insuficiente para evitar a ocorrência de corrosão sob tensão assistida por sulfeto em um teste padrão de resistência à SSC para aços do grau X80 mesmo a baixas temperaturas nas quais a susceptibilidade à SSC é maior que à temperatura ambiente. O valor de K|Ssc a 4*C é preferivelmente pelo menos 23,9 ksi-(pol)1/2 (26,2 MPa-(m)1/2). Nesse caso, uma resistência à SSC extremamente alta é alcançada, com o que a fratura é evitada mesmo em um teste de resistência à SSC no qual a carga imposta é de 90% da resistência máxima dos aços do grau X80 (655 MPa (95 ksi) em YS). [0021] De outro ponto de vista, a presente invenção é um método de produção de um tubo de aço sem costura para tubo de linha com- preendendo a formação de um tubo de aço sem costura pelo trabalho a quente a partir de uma barra de aço tendo a composição química descrita acima e submetendo-se o tubo de aço a têmpera a uma taxa de resfriamento de no máximo 20Ό por segundo segui do de revenido. [0022] Conforme usado aqui, “taxa de resfriamento” para a têmpe- ra significa a taxa de resfriamento média no centro da espessura da parede do tubo na faixa de temperatura de 800Ό a 5 00*0. [0023] A têmpera pode ser executada resfriando-se inicialmente o tubo de aço sem costura preparado pelo trabalho a quente e então re- aquecendo-se o mesmo, ou pode ser executado imediatamente após a formação do tubo de aço sem costura por trabalho a quente. O reveni- do é preferivelmente executado a uma temperatura de pelo menos 600Ό. [0024] De acordo com a presente invenção, prescrevendo-se a composição química, isto é, a composição do aço, e o método de pro- dução de um tubo de aço sem costura da forma acima, um tubo de aço sem costura para tubo de linha que tem uma alta resistência do grau X80 (limite de escoamento de pelo menos 551 MPa) e tenacidade estável e que tem boa resistência à SSC a baixas temperaturas de forma que possa ser usado em ambientes de baixa temperatura con- tendo sulfeto de hidrogênio tal como campos de petróleo de mar pro- fundo podem ser produzidos apenas por tratamento térmico na forma de têmpera e revenido mesmo no caso de um tubo de aço sem costu- ra com parede grossa tendo uma espessura de pelo menos 30 mm. [0025] Conforme usado aqui, “tubo de linha” significa uma estrutu- ra tubular que é usada para transporte de um fluido tal como petróleo bruto ou gás natural e que pode, naturalmente, ser usado em terra, bem como na superfície do mar ou no fundo do mar. Um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção é particularmente adequa- do para uso como tubo de linha tal como linhas de fluxo ou dutos de interligação instalados na superfície ou em mares profundos e como tubos de linha instalados em regiões frias. Entretanto suas aplicações não são restritas a essas. [0026] Não há restrições particulares na forma e na dimensão de um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção, mas há limites nas dimensões de um tubo de aço sem costura devido ao seu processo de produção, e normalmente seu diâmetro externo é no má- ximo em torno de 500 mm e no mínimo em tomo de 150 mm. A espes- sura da parede do tubo de aço é frequentemente pelo menos 30 mm (tal como 30-50 mm) no caso de linhas de fluxo e dutos de interliga- ção, mas no caso de tubo de linha usado em terra, ele pode ser um tubo muito mais fino tal como um tubo tendo uma espessura de 5-30 mm e tipicamente em torno de 10-25 mm. [0027] Um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente invenção tem propriedades mecânicas e resistência à corro- são suficientes para uso como dutos de interligação e linhas de fluxo, partí cuia rmente em campos de petróleo de mar profundo, que podem conter sulfeto de hidrogênio e estão a uma baixa temperatura, então ele tem significação prática pelo fato de que contribuí para um forne- cimento de energia estável.

Breve Descrição dos Desenhos [0028] A Figura 1 é um gráfico mostrando o efeito do teor de Mo do aço no limite de escoamento (YS) e o fator de intensidade de ten- sões (Kissc). [0029] A Figura 2 é um gráfico mostrando a influência da taxa de resfriamento da têmpera no limite de escoamento (YS) e o fator de in- tensidade de tensões (K1SSC) no qual a taxa de resfriamento é variada pela espessura de uma chapa. [0030] A Figura 3 é um gráfico mostrando a relação entre o limite de escoamento e o fator de intensidade de tensões (K|SSC} para um aço tendo uma taxa de resfriamento na têmpera de no máximo 20Ό por segundo (triângulo sólido) e para um aço para o qual ela excede 2013 por segundo (triângulo aberto). [0031] A Figura 4 é um diagrama explicativo de um modelo mos- trando o crescimento de propagação de uma fratura do tipo aberta.

Melhor Forma de Execução da Invenção [0032] Serão descritas as razões para prescrição da composição química de um tubo de aço conforme a presente invenção na forma acima. Conforme mencionado anterior mente» os percentuais em rela- ção aos teores {concentrações) dos componentes químicos significam percentual em massa. [0033] C: 0,03-0,08% [0034] C é necessário para aumentar a capacidade de endureci- mento do aço e assim aumentar sua resistência» e é tornado pelo me- nos 0,03% para se obter resistência suficiente. Se muito C estiver con- tido, a tenacidade do aço diminui, então seu limite superior é tornado 0,08%. O teor de C é preferivelmente pelo menos 0,04% e no máximo 0,06%. [0035] Si: 0,05-0,5% [0036] Si é um elemento eficaz para desoxidação do aço. É ne- cessário adicionar pelo menos 0,05% de Si como a quantidade mínima necessária para desoxidação. Entretanto, o Si tem o efeito de diminuir a tenacidade de uma zona afetada pelo calor no momento da solda- gem circunferencial para conectar tubos de linha, e assim seu teor é preferivelmente tão pequeno quanto possível. A adição de 0,5% ou mais de Si faz com que a tenacidade do aço diminua marcantemente e promove a precipitação de uma fase ferrita que é uma fase amolecida, diminuindo assim a resistência à SSC do aço. Portanto» o limite supe- rior do teor de Si é tornado 0,5%. O teor de Si é preferivelmente de no máximo 0,3%, [0037] Mn: 1,0-3,0% [0038] É necessário adicionar-se uma certa quantidade de Mn pa- ra aumentar a capacidade de endurecimento e assim a resistência do aço e para garantir sua tenacidade. Se seu teor for menor que 1,0%, esses efeitos não são obtidos. Entretanto, uma vez que um teor de Mn excessivamente alto resulta na diminuição da resistência à SSC do aço, seu limite superior é tornado 3,0%. Em vista da tenacidade, o limi- te inferior do teor de Mn é preferivelmente tornado 1,5%. [0039] P: no máximo 0,05% [0040] P é uma impureza que segrega nos limites dos grãos e pro- voca uma diminuição na resistência à SSC. Esse efeito torna-se mar- cante se seu teor exceder 0,05%, então seu limite superior é tornado 0,05%. O teor de P é preferivelmente tornado o mais baixo possível. [0041] S: no máximo 0,01% [0042] Como o P, o S segrega nos limites dos grãos e provoca a diminuição na resistência à SSC. Se seu teor exceder 0,01%, esse e- feito torna-se marcante, então seu limite superior é tornado 0,01%. O teor de S é preferivelmente tornado o menor possível. [0043] Mo: 0,5% a 1,2% [0044] Mo é um elemento importante que pode aumentar a capa- cidade de endurecimento do aço e assim aumentar sua resistência e que ao mesmo tempo aumenta a resistência ao amolecimento do re- venido do aço, tornando assim possível um revenido à alta temperatu- ra para aumentar a tenacidade. Para se obter esse efeito, é necessário que o teor de Mo exceda 0,4%. Um limite inferior mais preferido é 0,5%. O limite superior do Mo é tornado 1,2% porque o Mo é um ele- mento oneroso e o aumento na tenacidade satura. [0045] Al: 0,005-0,100% [0046] Al É um elemento que é eficaz para desoxidação do aço, mas esse efeito não pode ser obtido se seu teor for menor que 0,005%. Mesmo se seu teor exceder 0,100%, seu efeito satura. Uma faixa preferida para o teor de Al é 0,01-0,05%. O teor de Al na presen- te invenção é indicado pelo Al solúvel em ácido (referido como sol. Al). [0047] N: no máximo 0,01% [0048] N (nitrogênio) está presente no aço como impureza. Se seu teor excede 0,01%, nitretos brutos são formados, diminuindo, portanto a tenacidade e a resistência do aço à SSC. Consequentemente, seu limite superior é 0,01%. O teor de N (nitrogênio) é preferivelmente tor- nado o menor possível. [0049] O: no máximo 0,01% [0050] O (oxigênio) está presente no aço como uma impureza. Se seu teor excede 0,01%, ele forma óxidos brutos, diminuindo, portanto a tenacidade e a resistência do aço à SSC. Consequentemente seu limite superior é tornado 0,01%. O teor de O (oxigênio) é preferivel- mente tornado o menor possível. [0051] Ca: 0,001-0,005% [0052] Ca é adicionado com o objetivo de melhorar a tenacidade e a resistência à corrosão do aço pelo controle da forma das inclusões e com o objetivo de melhorar as propriedades de lingotamento pela su- pressão dos entupimentos dos bocais no momento do lingotamento.

Para se obter esses efeitos, pelo menos 0,001% de Ca é adicionado.

Se muito Ca for adicionado, as inclusões formam facilmente grupos, e a tenacidade e a resistência à corrosão diminuem, então seu limite su- perior é tornado 0,005%. [0053] Cu: no máximo 0,1% (impureza) [0054] Cu é um elemento que geralmente aumenta a resistência à corrosão do aço, mas foi descoberto que quando o Cu é adicionado juntamente com Mo, ele diminui a resistência à SSC do aço e que esta influência do Cu é marcada particularmente em um ambiente de baixa temperatura. Uma vez que um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente invenção contém Mo em uma quantidade maior que a usual descrita acima e é esperada para uso em um ambi- ente de baixa temperatura, o Cu não é adicionado para garantir a re- sistência do aço à SSC. Entretanto, o Cu é um elemento que tem a possibilidade de uma leve quantidade ser incluída no aço como impu- reza em um processo de fabricação de aço. Portanto, ele é controlado de modo a ter um teor de no máximo 0,1% que não produz qualquer efeito adverso substancial na resistência à corrosão quando presente juntamente com o Mo. [0055] A resistência, tenacidade e/ou resistência à corrosão de um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente in- venção pode ser também aumentada adicionando-se conforme neces- sário pelo menos um elemento selecionado entre os seguintes à com- posição descrita acima. [0056] Cr: no máximo 1,0% [0057] Cr pode aumentar a capacidade de endurecimento do aço e assim aumenta sua resistência, então ele pode ser adicionado, se ne- cessário. Entretanto, a presença de muito Cr reduz a tenacidade do aço, então o limite superior do teor de Cr é tornado 1,0%. Não há um limite inferior particular, mas para se aumentar a capacidade de tena- cidade, é necessário adicionar-se pelo menos 0,02% de Cr. O limite inferior do teor de Cr quando ele é adicionado é preferivelmente 0,1%. [0058] Nb, Ti e Zr: no máximo 0,1% cada um [0059] Nb, Ti e Zr combinam cada um com C e N para formar car- bonitretos, e eles são, portanto, eficazes no refino do grão pelo efeito de agregação e melhoram as propriedades mecânicas tais como tena- cidade, então eles devem ser adicionados caso necessário. Para se obter esse efeito com certeza, preferivelmente pelo menos 0,002% é adicionado para cada elemento. Se o teor de qualquer um desses ex- ceder 0,1%, esse efeito satura, então o limite superior para cada um é tornado 0,1%. Um teor preferido para cada um deles é 0,01-0,05%. [0060] Ni: no máximo 2,0% [0061] Ni é um elemento que aumenta a capacidade de endurecí- mento e assim a resistência do aço e que também aumenta a tenaci- dade do aço, então pode ser adicionado caso necessário. Entretanto, Ni é um elemento oneroso e quando é adicionado excessivamente, seu efeito satura. Portanto, quando ele é adicionado, seu limite superi- or é feito 2,0%. Não há limite inferior particular, mas seu efeito é parti- cularmente marcado quando seu teor é de pelo menos 0,02%. [0062] V: no máximo 0,2% [0063] V é um elemento cujo teor é determinado com base no e- quilíbrio entre resistência e tenacidade. Quando uma resistência sufi- ciente é obtida com outros elementos de ligação, uma melhor tenaci- dade é obtida não se adicionando V. Entretanto, a adição de V provo- ca a formação de carbonetos mínimos com o Mo na forma de MC (on- de M é V e Mo), que tem o efeito de suprimir a formação de Mo2C aci- cular (que se torna o ponto de partida da SSC), que pode ocorrer quando o Mo excede 1,0%, e aumentando a temperatura de têmpera.

Desse ponto de vista, V é preferivelmente adicionado em uma quanti- dade de pelo menos 0,05% e em equilíbrio com o teor de Mo. Se muito V for adicionado, a quantidade de solução sólida de V formada no momento da têmpera alcança a saturação, e o efeito de aumentar a temperatura da têmpera também satura, então seu limite superior é tornado 0,2%. [0064] B: no máximo 0,005% [0065] B tem o efeito de promover a formação de carbonetos bru- tos nos limites dos grãos M23C6 (onde M é Fe, Cr ou Mo), diminuindo assim a resistência do aço à SSC. Entretanto, B tem o efeito de au- mentar a capacidade de endurecimento, então ele pode ser adicionado caso necessário em uma faixa adequada de no máximo 0,005% na qual esse efeito na resistência à SSC é pequeno e no qual pode ser esperado aumento da capacidade de endurecimento. Para se obter esse efeito do B, ele é preferivelmente adicionado em uma quantidade de pelo menos 0,0001%. [0066] A seguir, será explicado o método de produção de um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente invenção.

Nesta invenção, exceto para tratamento térmico para aumentar a re- sistência após a formação do tubo (têmpera e revenído), não há restri- ções particulares ao método de produção em si, e ele pode ser execu- tado de acordo com um método de produção usual. Selecionando-se adequadamente a composição química do aço e as condições de tra- tamento térmico após a formação do tubo, é possível produzir-se um tubo de aço sem costura tendo alta resistência com tenacidade estável e tendo boa resistência à SSC mesmo a baixas temperaturas. Abaixo, serão descritas as condições de produção preferidas em um método de produção conforme a presente invenção.

Formação do Tubo de Aco sem Costura [0067] O aço fundido que é preparado de modo a ter a composi- ção de aço acima descrita é formado por um método de lingotamento contínuo, por exemplo, em um fundido tendo uma seção transversal redonda que pode ser usado como um material virgem para laminação (barra), ou em um fundido tendo uma seção transversal retangular, a partir do qual uma barra tendo uma seção transversal circular é forma- da por laminação. A barra resultante é conformada e, um tubo de aço sem costura por perfuração, laminação de alongamento, e laminação de dimensionamento no estado a quente. [0068] As condições de produção para a formação de tubos po- dem ser as mesmas que as condições de produção convencionais pa- ra um tubo de aço sem costura por trabalho a quente e não hã limita- ções particulares na presente invenção. Entretanto, para garantir boa capacidade de endurecimento no momento do subsequente tratamen- to térmico pelo controle da forma das inclusões, a temperatura de a- quecimento no momento da perfuração a quente é preferivelmente pe- Io menos 1150Ό, e a temperatura no final da lamina ção é preferivel- mente no máximo 1100Ό, Tratamento Térmico Após a Formação do Tubo [0069] Um tubo de aço sem costura produzido pela formação do tubo é submetido a tratamento térmico na forma de têmpera e reveni- do. O método de têmpera pode ser ou um método um qual o tubo de aço a quente é inicialmente resfriado e a têmpera é então executada pelo reaquecimento seguido de rápido resfriamento, ou por um método no qual a têmpera é executada imediatamente após a formação do tubo pelo resfriamento rápido sem reaqueci mento com utilização do calor do tubo de aço trabalhado a quente, [0070] Quando um tubo de aço é inicialmente resfriado antes da têmpera, a temperatura no final do resfriamento não é restrita. O tubo pode ser deixado resfriar até a temperatura ambiente e então ser rea- quecido para têmpera, ou ele pode ser resfriado até cerca de 500Ό na qual a transformação ocorre e então reaquecido para se executar a têmpera, ou após ser resfriado durante o transporte até um forno de reaquecimento, ele pode ser imediatamente aquecido no forno de rea- queci mento para a têmpera. A temperatura de reaquecimento é prefe- rivelmente 880-1000Ό. [0071] O resfriamento rápido para reaquecimento é executado pre- ferivelmente a uma taxa de resfriamento relativamente lento de no má- ximo 20Q por segundo (como taxa de resfriamento mé dío de 800O a 500*C no centro da espessura da parede do tubo). Co mo resultado, é formada uma estrutura de fase d uai bai n ítica-martensítica. Após sofrer revenido, o aço tendo essa estrutura de fase d uai tem uma alta resis- tência e alta tenacidade, e pode ainda apresentar boa resistência à SSC mesmo a baixas temperaturas onde a susceptibilidade à SSC é aumentada, Se a taxa de resfriamento for maior que 20^ por segun- do, a estrutura endurecida resultante torna-se uma fase martensítica única, e a resistência à SSC a baixas temperaturas diminui grande- mente embora a resistência aumente. Uma faixa preferida para a taxa de resfriamento é de 5o-15*0 por segundo. Se a ta xa de resfriamento for muito baixa, a têmpera torna-se insuficiente e a resistência diminui. A taxa de resfriamento na têmpera pode ser controlada pela espessura do tubo de aço e pela taxa de fluxo da água de resfriamento. [0072] O revenido após a têmpera é preferivelmente executado a uma temperatura de pelo menos 600Ό. Na presente invenção, uma vez que o aço tem uma composição química que contém uma quanti- dade relativamente grande de Mo, ele tem uma alta resistência ao a- molecimento do revenido de forma que é possível executar-se o reve- nido a uma alta temperatura de pelo menos 600Ό, co m o que é pos- sível aumentar a tenacidade e melhorar a resistência à SSC. Não há limite superior particular na temperatura de revenido, mas normalmen- te ela não excede 700Ό. [0073] Assim, de acordo com a presente invenção, é possível pro- duzir de maneira estável um tubo de aço sem costura para tubo de li- nha tendo uma alta resistência do grau X80 ou maior com alta tenaci- dade e tendo o supracitado valor de K|Ssc e boa resistência à SSC a baixas temperaturas devido à estrutura que é uma estrutura de fase dual bainítica-martensítica. [0074] Os exemplos a seguir ilustram os efeitos da presente in- venção, mas não limitam de forma alguma a presente invenção. Nos Exemplos 1 e 2, as propriedades foram avaliadas usando-se uma cha- pa grossa que foi submetida ao trabalho a quente e ao tratamento tér- mico equivalentes às condições para um tubo de aço sem costura. O resultado dos testes para uma chapa grossa pode ser aplicado para avaliar o desempenho de um tubo de aço sem costura.

Exemplo 1 [0075] 50 kg de cada um dos aços tendo a composição química apresentada na Tabela 1 foram preparados por fusão a vácuo, e após o aquecimento até 1250*0, eles foram conformados po r forjamento em blocos tendo uma espessura de 100 mm. Esses blocos foram aqueci- dos até 12500 e então conformados por laminação a quente e, cha- pas tendo uma espessura de 40 mm ou 20 mm. Após essas chapas serem mantidas a 9500 por 15 minutos, elas foram resfriadas brus- camente por resfriamento a água sob as mesmas condições e então submetidos ao revenido pela manutenção das mesmas por 30 minutos a 650Ό (ou a 620Ό em algumas chapas) antes de ser em deixadas resfriar, e as chapas foram então usadas para testagem. A taxa de resfriamento durante o resfriamento a água foi estimado como sendo aproximadamente 40*C por segundo para uma espessura de chapa de 20 mm e aproximadamente 10*C por segundo para uma e spessura de chapa de 40 mm.

Tabela 1 (1a parte) (2a parte) [0076] Na Tabela 1, Ceq e Pcm são ambos valores de equivalen- tes C como índices de capacidade de endurecimento calculado pelas seguintes fórmulas: [0077] Ceq = C + Mn/6 + (Cr + Mo + V)/5 + (Ni + Cu)/15, [0078] Pcm = C + Si/30 + (Mn + Cu + Cr)/20 + Ni/60 + Mo/15 + V/10 + 5B [0079] A resistência de cada de cada material de teste foi avaliada usando-se um corpo de prova de ensaio de tração n° 12 da JIS tirado do material e medindo-se seu limite de escoamento (YS) por um en- saio de tração que foi executado de acordo com a JIS Z 2241. [0080] A resistência à SSC de cada material de teste foi avaliada por um teste DCB (Double Cantilever Beam). Um espécime de teste DCB com uma espessura de 10 mm, uma largura de 25 mm, e um comprimento de 100 mm foi tirado de cada material de teste e subme- tido ao teste DCB que foi executado de acordo com o método D da NACE (National Association of Corrosion Engineers) TM0177-2005. O banho de teste foi uma solução aquosa de 5% em peso de cloreto de sódio + 0,5% em peso de ácido acético saturado com 1 atm de gás sulfeto de hidrogênio (doravante referido como banho) à temperatura ambiente (24*C) ou a uma baixa temperatura (4Ό). [0081] Um espécime no qual a cunha prescrita foi inserida ao lon- go da linha do centro longitudinal do espécime, impondo assim uma tensão nas direções que os dois braços resultantes se abrem (isto é, nas direções em que a fratura se estende na raiz dos braços), foi imer- so por 336 horas no banho A a 24*C ou 4Ό. O valor do fator de inten- sidade de tensões K|Ssc foi calculado pela equação a seguir com base no comprimento da fratura estendida a do espécime observado após a imersão e a tensão de liberação da cunha P. Um material de teste no qual o valor de K|Ssc foi de pelo menos 22,1 MPa - (m)1/2 (20,1 ksi- (pol)1/2) correspondente a um matéria tendo um YS de 551 MPa (80 ksi) (o YS mínimo para o grau 551 MPa (80 ksi)) foi determinado como tendo boa resistência à SSC, e um material de teste no qual o valor de Kissc foi de pelo menos 26,2 MPa - (m)1'2 (23,9 ksi-(pol)1/2) correspon- dente a um material tendo um YS de 655 MPa (95 ksi) (o YS máximo para o grau 551 MPa (80 ksi)) foi determinado como tendo resistência muito boa à SSC.

Equação 2 [0082] onde B é a espessura do espécime, h é a largura de cada um dos dois braços em ambos os lados da fratura, e Bn é a espessura da porção do espécime na qual a fratura se propaga. [0083] As Figuras 1 e 2 são gráficos mostrando os resultados do teste DCB, com a abscissa sendo o YS do aço e a ordenada sendo o valor de KISSC. [0084] A Figura 1 mostra os resultados para os 4 aços da Tabela 1 tendo um teor de Mo de 0,2%, 0,5%, 0,7% e 1,0% (aços 1-4) a uma temperatura de teste de 24Ό (círculos abertos) e 40 (círculos sóli- dos) para uma espessura de chapa tanto de 20 mm quanto de 40 mm. Há dois de cada símbolo, com aquele do lado direito mostrando o re- sultado para uma espessura de chapa de 20 mm e o do lado esquerdo mostrando o resultado para uma espessura de chapa de 40 mm. [0085] Da Figura 1, foi verificado que o valor de K|SSC (a resistência à SSC) diminui à medida que a resistência (YS) aumenta e a tempera- tura medida diminui. Entretanto, para um material contendo uma quan- tidade aumentada de Mo e tendo assim uma resistência aumentada, um valor rei ativa mente alto de K|SSC foi obtido mesmo a uma baixa temperatura, Esse resultado significa que se um revenido à alta tempera- tura for tornado possível pela adição de Mo aumentando assim a resis- tência e a tenacidade, é possível aumentar-se a resistência à SSC. [0086] A Figura 2 é um gráfico mostrando separadamente os re- sultados do teste para uma espessura de chapa de 20 mm e para uma espessura de chapa de 40 mm a uma temperatura de teste de 4Ό.

Para cada espessura de chapa, quanto mais o teor de Mo aumentou e a resistência aumentou, menor foi o valor de K|Ssc (isto é, a resistência à SSC diminuiu). A influência da espessura da chapa no momento do tratamento térmico foi revelada pela comparação dos resultados para diferentes espessuras de chapa. Pode ser visto que uma maior espessu- ra de chapa no momento do tratamento térmico (e consequentemente uma taxa de resfriamento mais lenta) eu um valor mais alto de K|Ssc)· [0087] Conforme mostrado pelos resultados na Figura 2, aumen- tando-se a resistência pela adição de Mo e pela diminuição da taxa de resfriamento no momento do tratamento térmico do material de modo a formar uma estrutura de fase dual bainítica-martensítica, o valor de Kissc foi aumentado. Com um material de teste tendo uma espessura de chapa de 40 mm no qual a estrutura foi a estrutura de fase dual, foi possível obter-se um material tendo resistência muito boa à SSC a uma baixa temperatura na qual ao YS foi de 655 MPa(95 ksi) e o valor de Kissc foi de pelo menos 22,1 MPa-(m)1/2 (23,9 ksi-(pol)1/2).

Exemplo 2 [0088] O Exemplo 1 foi repetido usando-se os aços A-G tendo as composições químicas mostradas na Tabela 2. Os aços A-C eram ma- teriais que tinham uma composição química na faixa da presente in- venção e a espessura da chapa era de 40 mm de forma que o trata- mento térmico foi executado sob condições tais que a taxa de resfria- mento no momento da têmpera foi de no máximo 20*C p or segundo (a taxa de resfriamento foi lenta). Por outro lado, os aços D-E eram mate- riais para os quais a composição química do aço estava dentro da fai- xa da presente invenção, mas a espessura da chapa era de 20 mm de forma que a taxa de resfriamento no momento da têmpera excedeu 20*Ό por segundo (a taxa de resfriamento foi rápida). Os aços F-G e- ram materiais para os quais a espessura da chapa era de 40 mm de forma que a taxa de resfriamento no momento da têmpera era de no máximo 20*€ por segundo, mas a composição química do aço estava fora da faixa para a presente invenção. [0089] Nesse exemplo, tanto o limite de escoamento quanto o limite de resistência à tração foram medidos no teste de tração. O teste de resis- tência à corrosão foi executado a 4Ό e 24Ό da mes ma maneira que no Exemplo 1. Esses resultados dos testes estão compilados na Tabela 2.

Tabela 2 (1a parte) (2a parte) (3a parte) [0090] Dados sublinhados: condições fora da faixa definida aqui; [0091] “x” indica que a fratura se estendeu para através do espé- cime de forma que o valor K não pode ser calculado. [0092] Conforme mostrado na Tabela 2, para os aços A-C que são exemplos da presente invenção, independentemente da temperatura do teste, o valor de K1Ssc a 4C excedeu o valor de 22,1 MPa - (m)1/2 (20,1 ksi-(pol)1'2) que é necessário para um material do nível de resis- tência mínimo do grau X80 e até excedeu o valor de 26,2 MPa - (m)1/2 (23,9 ksi-(pol)1/2) que é necessário para um material do nível de resis- tência máximo do grau X80, e foi confirmado que a resistência à SSC foi muito boa. Em contraste, para os aços D e E que eram exemplos comparativos, o valor de KiSsc a uma baixa temperatura foi significati- vamente menor que o nível mínimo aceitável de 22,1 MPa - (m)1'2 (20,1 ksi-(pol)1'2), indicando uma diminuição significativa na resistência à SSC. Imagina-se que a causa da diminuição seja que a taxa de res- friamento era alta, então foi formada uma fase martensítica única. Si- milarmente, uma resistência á SSC extremamente piorada na qual a fratura se estendeu através do espécime foi descoberta para o aço F devido ao Mo ser inadequado, e para o aço G devido à combinação de adição de Mo e Cu. [0093] Com cada um dos aços A-C, que eram exemplos da pre- sente invenção, a microestrutura do aço foi considerada como sendo uma fase dual bainítica-martensítica em vista do valor de sua resistên- cia. Em contraste, com cada um dos aços D e E, foi considerado ser uma fase martensítica única em vista do valor de sua resistência.

[0094] A Figura 3 é um gráfico mostrando o valor de K|Ssc a 4*C para muitos aços de teste incluindo aqueles mostrados na Tabela 2 juntamente com o valor de YS. Na figura, os triângulos sólidos mos- tram os resultados para os aços A-C em ordem a partir da esquerda (isto é exemplos para os quais a taxa de resfriamento no momento da têmpera foi de no máximo 20Ό por segundo). Os triâ ngulos abertos remanescentes são exemplos para os quais a espessura da chapa foi de 20 mm e a taxa de resfriamento foi rápida. Quando a taxa de resfri- amento excede 20Ό por segundo, pode ser visto que o valor de K|Ssc cai abaixo de 26,2 MPa - (m)1/2 (23,9 ksi-(pol)1/2) no ponto em que o YS é 655 MPa (95 ksi) que é o valor máximo para o aço do grau 551 MPa (80 ksi), indicando que não é possível obter-se uma boa resistência à SSC a baixas temperaturas. [0095] Nos exemplos acima, quando a espessura da chapa foi de 20 mm, a taxa de resfriamento no momento da têmpera foi rápida, e uma estrutura de fase dual bainítica-martensítica não foi obtida, com o resultado de que a resistência à SSC diminuiu. Entretanto, mesmo se a espessura da chapa for 20 mm ou mais fina, a estrutura resfriada bruscamente pode naturalmente ser tornada a estrutura de fase dual descrita acima pelo controle da taxa de fluxo da água de resfriamento, obtendo assim uma boa resistência à SSC. Consequentemente, a pre- sente invenção não é limitada a tubos de aço sem costura de parede grossa.

Exemplo 3 [0096] Um bloco de aço cilíndrico tendo uma composição química mostrada na Tabela 3 (nos quais o teor de Cu de < 0,01% indica que é menor que o limite da detecção, isto é, o Cu é uma impureza) foi pre- parado pela fusão convencional, lingotamento e laminação bruta. O bloco de aço foi usado como uma barra (material virgem para lami na- ção), e foi submetido a perfuração, estampagem (alongamento) e di- mensionamento no estado a quente em um laminador de conformação de tubos do tipo laminador de mandril Mannesmann para formar um tubo de aço sem costura tendo um diâmetro externo de 323,9 mm e uma espessura de parede de 40 mm. Imediatamente após a comple- mentação doa lami nação, o tubo de aço resultante foi resfriado brus- camente a uma taxa de resfriamento de 15*0 por segundo e então submetida ao revenido por encharque por 15 minutos a 650*0 seguido de permissão para resfriar, Um tubo de aço sem costura tendo um YS de 568 MPa (82,4 ksi) foi produzido.

Tabela 3 (1a parte) (2a parte) [0097] Para testar a resistência à SSC, um corpo de prova tendo dimensões de 2 mm de espessura, 10 mm de largura e 75 mm de comprimento foi tirado da porção central na direção da espessura da parede com o comprimento do corpo de prova se estendendo ao longo do eixo longitudinal do tubo. O banho de teste usado foi uma solução aquosa de 21,4% em peso de cloreto de sódio + 0,007% em peso de carbonato de sódio hidrogênio a uma baixa temperatura (4*0) que foi saturado com um gás misto de 0,41 atm de gás sulfeto de hidrogênio e 0,59 atm de gás dióxido de carbono (referido abaixo como banho B).

[0098] Após uma tensão correspondente a 90% da tensão do YS do material foi imposta ao corpo de prova pelo método de carregamen- to empregado em um teste de dobramento de quatro pontos, o corpo de prova foi imerso no banho B por 720 horas. Após ser imerso, o cor- po de prova foi verificado se a fratura (SSC) ocorreu, e foi descoberto que nenhuma fratura (SSC) ocorreu. Esse resultado confirmou que o aço tem boa resistência à SSC a baixas temperaturas também na for- ma de tubo de aço.

Claims (6)

1. Tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo resis- tência melhorada à corrosão sob tensão assistida por sulfeto a baixas temperaturas, caracterizado por ter uma composição química consis- tindo em % em massa, de C: 0,03-0,08%, Si: 0,05-0,5%, Mn: 1,0-3,0%, Mo: 0,5% a 1,2%, Al: 0,005-0,100%, Ca: 0,001-0,005%, Cr: 0 - 1,0%, Nb: 0 - 0,1%, Ti: 0 - 0,1%, Zr: 0 - 0,1%, Ni: 0 - 2,0%, V: 0 - 0,2%, B: 0 - 0,005%, e um remanescente de Fe e impurezas, os teores das impu- rezas sendo no máximo 0,01% para N, no máximo 0,05% para P, no máximo 0,01% para S, no máximo 0,01% para O, e no máximo 0,1% para Cu, e tendo um limite de escoamento (YS) de pelo menos 551 MPa (80 ksi), e tendo um fator de intensidade de tensões K|Ssc de pelo menos 22,1 MPa - (m)1/2 (20,1 ksi-(pol)1/2) conforme calculado a partir dos resultados de um teste executado em um ambiente a 4Ό confor- me o método de teste DCB especificado na NACE TM0177-2005 mé- todo D.

2. Tubo de aço sem costura para tubo de linha de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição química contém, em % em massa, um ou mais elementos seleciona- dos entre Cr: 0,02-1,0%, Nb: 0,002-0,1%, Ti: 0,002-0,1%, Zr: 0,002- 0,1%, Ni: 0,02-2,0%, V: 0,05-0,2%, e B: 0,0001-0,005%.

3. Processo para produção de um tubo de aço sem costura para tubo de linha compreendendo a conformação de um tubo de aço sem costura em um estado quente a partir de uma barra tendo uma composição química como definida na reivindicação 1 ou 2, caracteri- zado pelo fato de que o tubo de aço é submetido a têmpera de tal ma- neira que a taxa média de resfriamento no centro da espessura da pa- rede do tubo na faixa de temperaturas de 800Ό a 50 0Ό é de 20*C por segundo ou menor, seguido de revenido.

4. Processo de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o revenido é executado a uma temperatura de 600*0 ou maior.

5. Processo de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço sem costura preparado em um estado quente é inicialmente resfriado e então é reaquecido para têmpera.

6. Processo de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço sem costura preparado em um estado quente é imediatamente submetido a têmpera.