BRPI0713539A2 - tubo de aço de alta resistência para oleodutos superior em tenacidade à baixa temperatura e chapa de aço de alta resistência para tubos de oleodutos e métodos de produção dos mesmos - Google Patents

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Takuya Hara
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Nippon Steel Corp
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Abstract

TUBO DE AçO DE ALTA RESISTêNCIA PARA OLEODUTOS SUPERIOR EM TENACIDADE à BAIXA TEMPERATURA E CHAPA DE AçO DE ALTA RESISTêNCIA PARA TUBOS DE OLEODUTOS E MéTODOS DE PRODUçãO DOS MESMOS. A presente invenção refere-se a um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura suprimida em queda de tenacidade da HAZ e um método de produção do mesmo, mais particularmente uma chapa de aço de alta resistência usada como material para tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto e um método de produção da mesma, em particular tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado pelo fato de que as composições químicas do material base é, em % em massa, C: 0,020 a 0,080%, Si: 0,01 a 0,50%, Mo: 0,01 a 0,15%, Al: 0,0005 a 0,030%, e Nb: 0,0001 a 0,030% contidos em uma faixa de C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb: 0,100% ou menos e a mistura de austenita e martensita presente ao longo dos limites dos grãos de austenita anterior da parte reaquecida da zona afetada pelo calor tem uma largura de 10 <<109>m ou menos e um comprimento de 50 <109>m ou menos.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA PARA OLEODUTOS SUPERIOR EM TE- NACIDADE À BAIXA TEMPERATURA E CHAPA DE AÇO DE ALTA RE- SISTÊNCIA PARA TUBOS DE OLEODUTOS E MÉTODOS DE PRODU- ÇÃO DOS MESMOS".
CAMPO TÉCNICO
A presente invenção refere-se a um tubo de aço para oleoduto adequado para uma tubulação para transporte de óleo bruto, gás natural, etc. um material chapa de aço para o mesmo e métodos de produção do mesmo.
FUNDAMENTOS DA TÉCNICA
Como tubo de aço para oleoduto usado para linhas tronco de tubulações importantes como um método de transporte de óleo bruto, gás natural, etc. a longa distância, foi proposto um tubo de aço de alta resistên- cia, alta tenacidade para oleodutos (por exemplo, a Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 62-4826A). Até agora, a comercialização de tubos de aço de alta resistência até o grau X80 do padrões do American Pe- troleum Institute (API) tem sido impulsionada. Em anos recentes, entretanto, tubos de resistência ainda maior têm sido exigidos devido (1) à melhoria na eficiência do transporte devido a maiores pressões e (2) a melhoria na efici- ência da instalação no local devido à redução do diâmetro externo e do peso do tubo de oleodutos.
Por exemplo, se usar um tubo de oleoduto do grau X120 tendo uma resistência à tração de 900 MPa ou maior, é possível aumentar-se a pressão integral, isto é, a pressão do óleo bruto ou do gás natural, para cer- ca do dobro daquele do tubo de oleoduto do grau 65, então cerca do dobro da quantidade de óleo bruto ou de gás natural pode ser transportada. Além disso, se aumentar-se a resistência do tubo de oleoduto para melhorar a re- sistência para a pressão interna, comparado com fazer a espessura maior, torna-se possível cortar custos de material, custos de transporte, e a solda- gem no local e os custos de instalação e possivelmente economizar muito nos custos de colocação da tubulação. Além disso, tubulações são freqüentemente colocadas em regi- ões árticas, então têm que ser superiores em tenacidade à baixa temperatu- ra. Além disso, no momento da instalação, as extremidades dos tubos de oleoduto são conectadas, então uma capacidade de soldagem no local é também exigida. Para satisfazer essa exigência, foi proposto o tubo de aço para tubo de oleoduto de alta resistência com um metal base de uma micro- estrutura composta principalmente de uma estrutura mista de bainita e mar- tensita adequada para tubo de oleoduto do grau X120 maior em resistência que o tubo de aço para tubo de oleoduto proposto na Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada η- 62-4826A (por exemplo, Publicação de Paten- te Japonesa Não-Examinada ng 10-298707A, Publicação de Patente Japo- nesa Não-Examinada n- 2001-303191A e a Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada nQ 2004-52104A).
Além disso, quando se produz tubos de aço, a chapa de aço é conformada em um tubo e porções são soldadas com costura. Quando tena- cidade e produtividade são exigidas como no caso do tubo de aço para tu- bos de oleoduto de alta resistência, a soldagem por arco submerso a partir da superfície interna e da superfície externa é preferível para a soldagem com costura. Quando se solda um material de aço uma pluralidade de vezes dessa forma, a zona afetada pelo calor (HAZ) embrutecida pela entrada de calor da soldagem anterior é reaquecida pela entrada de calor da última sol- dagem e a tenacidade cai.
Sabe-se que a queda na tenacidade dessa HAZ reaquecida (HAZ reaquecida) é devida à formação de uma mistura de martensita e aus- tenita (MA). Para resolver esse problema, alguns dos inventores propuseram o método de supressão da queda da tenacidade pela redução da razão de área da MA da HAZ reaquecida e suprimindo o endurecimento da HAZ rea- quecida (por exemplo, Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada nQ 2004-68055A e Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada nQ 2004- 99930A).
Entretanto, o método proposto na Publicação de Patente Japo- nesa Não-Examinada nQ 2004-68055A trata termicamente a zona de solda- gem do tubo de aço. Por esta razão, um método que não exija tratamento térmico da zona de soldagem e, no caso de tratamento térmico, tecnologia para melhorar a tenacidade à baixa temperatura está sendo exigido. Alcem disso, o método proposto na Publicação de Patente Japonesa Não- Examinada η- 2004-99930A exige controle da taxa de resfriamento após a soldagem dependendo das condições de produção, é algumas vezes difícil limitar a taxa de resfriamento da zona de soldagem. Por esta razão, a tecno- logia para melhorar a tenacidade da HAZ reaquecida sem depender da taxa de resfriamento da zona de soldagem está também sendo exigida.
DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO
A presente invenção fornece um tubo de aço de alta resistência do grau X120 da norma API para tubo de oleoduto que suprime a queda da tenacidade da HAZ reaquecida e superior em tenacidade à baixa temperatu- ra a um método de produção do mesmo e, além disso, um chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto capaz de ser usado como material para tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto e métodos de produção do mesmo.
Os inventores se engajaram em uma pesquisa profunda enfo- cando as quantidades de C, Si, Al, Nb e Mo ajudando a formação de MA para obtenção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto ten- do uma resistência à tração na direção circunferencial de 900 MPa ou mais e uma tenacidade superior a baixa temperatura, em particular baixa tempera- tura da HAZ. Como resultado, eles obtiveram a descoberta de que contro- lando-se as quantidades de C, Si, Al. Nb e Mo para faixas adequadas, a formação de MA no limite do grão da austenita anterior da HAZ reaquecida é suprimida e a tenacidade à baixa temperatura da HAZ é melhorada. A pre- sente invenção foi feita com base nessa descoberta e tem sua essência no seguinte:
(1) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por compreender uma chapa de aço conformada em tubo com porções de costura da chapa de aço soldadas por uma camada no lado interno e no lado externo, o metal base do tubo de aço tendo uma composição química contendo, em % em massa, C: 0,020% a 0,080%, Si: 0,01 a 0,50%, Mo: 0,01 a 0,15%, Al: 0,0005 a 0,030% e Nb: 0,0001 a 0,030% em uma faixa de C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb = 0,100% ou menos, também contendo Mn: 1,50 a 2,50%, Ti: 0,003 a 0,030%, e B: 0,0001 a 0,0030%, e limitando P: 0,020% ou menos e S: 0,0030% ou menos, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, a mistura de austenita e martensita presente ao longo dos limites dos grãos de austenita anterior das partes reaquecidas da zona afetada pelo calor tendo uma largura de 10 μm ou menos e um comprimento de 50 μm ou menos.
(2) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (1) caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma resistência à tração na direção circunferencial de 900 MPa ou mais.
(3) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (1) e (2) caracterizado pelo fato de que o metal da solda tem uma composi- ção química contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,00 a 2,00%, Ni: 1,30 a 3,20%, Al: 0,0005 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, também contendo um total de um ou mais entre Cr, Mo e V: 1.00 a 2.50%, limitando P: 0,020% ou menos e S: 0,0100% ou menos.
com o saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
(4) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (3) caracterizado pelo fato de que o metal da solda tem uma composição química contendo, em % em massa, B: 0,0001 a 0,0050%. (5) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (1) a (4) caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%. (6) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (1) a (5) caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Cr: 0,02 a 1,50%, W: 0,01 a 2,00%, V: 0,010 a 0,100%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%.
(7) Um tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (1) a (6) caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 0,0050%, Hf: 0,0001 a 0,0050%, e Re: 0,0001 a 0,0050%.
(8) Uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (4)e tendo uma composição química contendo, em % em massa, C: 0,020 a 0,080%, Si: 0,01 a 0,50%, Mo: 0,01 a 0,15%, Al: 0,0005 a 0,030%, e Nb: 0,0001 a 0,030% em uma faixa de C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb: 0,100% ou menos e também contendo Mn: 1,50 a 2,50%, Ti: 0,003 a 0,030%, e B: 0,0001 a 0,0030%, e limitando P: 0,020% ou menos e S: 0,0030% ou menos com um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
(9) Uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item
(8) caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubo de aço de alta resis- tência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (5) e tendo uma composição química conten- do, em % em massa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%.
(10) Uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleodu- to superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (8) ou (9) caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubos de aço de alta resistência para tubos de oleoduto superior em tenacidade à baixa tem- peratura conforme apresentado no item (6) e tendo uma composição quími- ca contendo, em % em massa, um ou mais entre Cr: 002 a 1,50%, W: 0,01 a 2,00%, V: 0,010 a 0,100%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%.
(11) Uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleodu- to superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (8) a (10) caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubos de aço de alta resistência para tubos de oleoduto superior em tenacidade à baixa tem- peratura conforme apresentado no item (7) e tendo uma composição quími- ca contendo, em % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 0,0050%, Hf: 0,0001 a 0,0050%, e Re:0,0001 a 0,0050%.
(12) Um método de produção de uma chapa de aço de alta re- sistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (8) a (11), o mencionado método de produção de uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por um aço fundido e Iingotado compreendendo as composições químicas conforme apresentado em qualquer um dos itens (8) a (11), reaquecer uma placa de aço até 1000°C ou mais, laminar a quente a uma razão de redução de em uma região de temperatura de não-recristalização de 3 ou mais, e parando o esfriamento a água a 500°C ou menos.
(13) Um método de produção de uma chapa de aço de alta re- sistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por compreender um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa tem- peratura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (7) e con- formando-se a chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto supe- rior em tenacidade à baixa temperatura produzido pelo método conforme apresentado em qualquer um dos itens (8) a (11) em um tubo, soldando-se as porções de costura, e então aumentando-se o mesmo.
(14) Um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (13) caracterizado pela conformação da chapa de aço em um tubo pelo processo UO, soldar as porções de costura a partir o lado interno e do lado externo por soldagem a arco submerso, e então alargando- se o tubo.
(15) Um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (12) a (14) caracterizado pelo fato de que o fio de sol- da usado para a soldagem a arco submerso conforme apresentada no item (14) tem uma composição química contendo, em % em massa, C: 0,01 a 0,12%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 1,00 a 2,50%, e Ni: 2,00 a 8,50%, também contendo um ou mais entre Cr, Mo, e V em uma faixa de Cr+Mo++V: 1,00 a 5,00% com um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
(16) Um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no itens (15) caracterizado pelo fato de que a composição quí- mica do cordão de solda é, em % em massa, B: 0,0001 a 0,0050%.
(17) Um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (12) a (16) caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem e da zona afetada pelo calor após a soldagem e antes da expansão do tubo.
(18) Um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado nos itens (13) a (17) caracterizado pelo fato de que a tempera- tura de aquecimento quando se trata termicamente a zona de soldagem e a zona afetada pelo calor é de 200 a 500°C.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS
A figura 1 é uma vista esquemática de uma HAZ reaquecida. A figura 2 é uma vista mostrando os efeitos das composições químicas na tenacidade da HAZ reaquecida.
A figura 3 é uma vista esquemática de uma HAZ reaquecida de um metal de solda.
A figura 4 é uma vista esquemática de martensita ou bainita.
A figura 5 é uma vista esquemática de uma bainita granular.
MELHOR MODQ PARA REALIZAR A INVENÇÃO
Inicialmente será explicada a tenacidade à baixa temperatura da HAZ. Conforme mostrado esquematicamente na figura 1, a HAZ reaquecida 1 é o local onde o metal da solda e a HAZ próxima da linha da soldagem anterior são reaquecidas pela soldagem posterior. Embora difiram um pouco pela entrada de calor no momento da soldagem, normalmente a HAZ é o local dentro de 10 mm a partir da linha de soldagem. Na HAZ reaquecida, há algumas vezes MA bruta 2 a longo dos limites dos grãos da austenita anteri- or 3. Se isso se torna o ponto de partida da fratura, a tenacidade à baixa temperatura cai notavelmente. Por esta razão, é difícil melhorar a tenacidade da HAZ na parte de metade da espessura do tubo de aço para tubos de ole- oduto de alta resistência. Em particular, quando se fornece um entalhe em uma locação correspondente à HAZ reaquecida, por exemplo, uma posição afastada 1 mm ou 2 mm da linha de soldagem, a energia de absorção Charpy a -40°C algumas vezes se torna menor que 50J.
Os inventores se engajaram em pesquisa intensiva para escla- recer a relação entre os efeitos dos elementos que ajudam a formação de MA na tenacidade à baixa temperatura da zona afetada pelo calor, isto é, as quantidades de adição de C, Si, Al, Nb, e Mo e a tenacidade da HAZ. Inici- almente, eles tiraram amostras de materiais de aço compreendidos de várias composições químicas e executaram tratamento térmico simulando a história térmica da HAZ reaquecida (teste de reprodução da HAZ aquecida). Isto en- volve aquecer o material de aço até 1400°C e imediatamente resfriá-lo até a temperatura ambiente e posteriormente aquecê-lo até 750°C e imediatamen- te resfriá-lo até a temperatura ambiente durante o que se faz a taxa de res- friamento de 750°C a 500°C no momento do resfriamento ser 5 a 10°C/s. Os inventores tomaram peças do teste de entalhe em V com base na JIS Z 2242 e executaram testes de impacto Charpy a -40°C e a -60°C. Os resulta- dos da tenacidade avaliada pelo teste de reprodução da HAZ reaquecida estão mostrados na figura 2.
A figura 2 mostra a relação entre a quantidade de C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb e a energia de absorção Charpy a -40°C e -60°C da HAZ reaquecida obtida pelos testes de simulação. Da figura 2 torna-se claro que se for possível suprimir a quantidade de C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb para 0,100% ou menos, a energia de absorção Charpy da HAZ reaquecida a - 40°C e -60°C torna-se 50J ou mais.
A seguir, os inventores investigaram os efeitos das quantidades de adição de C, Si, Al, Nb e Mo na formação de MA na HAZ reaquecida. Da mesma forma como avaliação da tenacidade à baixa temperatura, eles to- maram amostras de materiais de aço submetidos ao teste de reprodução da HAZ reaquecida, polidos mecanicamente e causticados com Nital, e então observados por um microscópio de varredura eletrônica (SEM). Nessa ob- servação por um SEM, a MA presente ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior é totalmente branco, então pode ser discernido. Os inven- tores mediram o tamanho da MA formada ao longo dos limites dos grãos de austenita anterior e como resultado descobriram que sob condições onde a tenacidade avaliada pelo teste de reprodução da HAZ reaquecida é boa, a MA tem uma largura de 10 μm ou menos e um comprimento de 50 μm ou menos.
Com base nas descobertas acima, os inventores se engajaram em outros estudos e como resultado confirmaram que se se suprimir a quan- tidade de C de 0,080% ou menos, preferivelmente 0,060% ou menos, Si pa- ra 0,50% ou menos, preferivelmente 0,15% ou menos, e Al e Nb para 0,030% ou menos e fazendo-se o total de C+0,25Si+0,1 Mo+Al+Nb 0,100% ou menos, o embrutecimento da MA formada ao longo dos limites dos grãos da austenita embrutecida anterior na HAZ reaquecida é suprimido não e a energia de absorção Charpy a -40°C e -60°C é melhorada para 50J ou mais.
Os inventores estudaram a tenacidade do metal de solda rea- quecido da mesma forma que a HAZ reaquecida. O metal de solda reaque- cido, conforme mostrado esquematicamente na figura 3, é o, local onde o metal de solda na parte central na direção circunferencial formada pela sol- dagem anterior é reaquecida pela soldagem posterior. O metal de solda rea- quecido 4 embora difira um pouco pela entrada de calor no momento da sol- dagem, é geralmente o local a 5 mm de distância da linha de soldagem da soldagem posterior na parte central da direção circunferencial formada pela soldagem anterior.
No metal de solda reaquecido, da mesma forma que na HAZ re- aquecida, há MA bruta presente ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior e isto torna-se o ponto de partida da fratura e diminui notavelmente a energia de absorção Charpy em alguns casos. Também em relação ao metal de solda reaquecido, se se suprimirem as quantidades de C para 0,100% ou menos, Si para 0,50% ou menos, preferivelmente 0,40% ou me- nos, Al para 0,100% ou menos, e Cr+Mo+V para 2,50 ou menos, o embrute- cimento da MA formado ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior é suprimido. Se se tirar um corpo de prova em um local incluindo o metal de solda reaquecido, por exemplo, centralizado na parte de encontro da solda- gem anterior e da soldagem posterior e fornecendo entalhes na parte central da direção circunferencial do metal de solda, por exemplo, a energia de ab- sorção Charpy a -40°C e -60°C torna-se 50J ou mais.
Abaixo serão explicadas as razões para limitação das composi- ções químicas do material matriz do tubo de aço de alta resistência e da chapa de aço do material do tubo de aço da presente invenção.
C é um elemento básico que melhora a resistência do aço e tem que ser adicionado em 0,020% ou mais. Por outro lado, pela adição excessi- va de C acima de 0,080%, o material de aço perde em capacidade de solda- gem e MA bruto é formado na HAZ reaquecida provocando uma queda na tenacidade, então o limite superior da quantidade de C foi feito 0,080% ou menos. Do ponto de vista da tenacidade à baixa temperatura e da resistên- cia, a faixa preferível da quantidade de C é 0,030 a 0,060%.
O Si é um elemento desoxidante e tem que ser adicionado em uma quantidade de 0,01% ou mais. Por outro lado, se a quantidade de Si exceder 0,50%, o MA bruto é formado na HAZ reaquecida provocando uma queda na tenacidade, então o limite superior foi feito 0,50% ou menos.
Mo é um elemento que melhora a capacidade de endurecimento e que forma carbonitretos para melhorar a resistência. Para obter esse efei- to, a adição de 0,01% ou mais é necessária. Por outro lado, se se adicionar uma grande quantidade de MO excedendo 0,15%, a resistência cresce e a tenacidade cai. Além disso, MA bruto é formado na HAZ reaquecida e a te- nacidade é prejudicada, então o limite superior é feito 0,15% ou menos.
Al é um elemento desoxidante e tem que ser adicionado em uma quantidade de 0,0005% ou mais. Para reduzir suficientemente a quanti- dade de oxigênio, é preferível adicionar Al em uma quantidade de 0,001% ou mais. Por outro lado, se adicionarmos Al acima de 0,030%, MA bruto é for- mado na HAZ reaquecida e a tenacidade cai, então o limite superior é feito 0,030% ou menos.
Nb é um elemento que forma carbonetos e nitretos e eficaz para melhorar a resistência. Para se obter esse efeito, a adição de 0,0001% ou mais é necessária. Para melhorar suficientemente a resistência, a adição de 0,001% ou mais de Nb é preferível. Por outro lado, se se adicionar Nb acima de 0,030%, MA bruto é formado na HAZ reaquecida e a tenacidade cai, en- tão o limite superior é feito 0,030% ou menos.
Além disso, na presente invenção, é necessário que C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb seja 0,100% ou menos. Isto é porque se C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb exceder 0,100%, MA bruto é formado na HAZ rea- quecida e a tenacidade cai. O limite inferior de C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb é 0,0241% uma vez que o limite inferior de C, Si, Mo, Al e Nb são, respectiva- mente, 0,020%, 0,01%, 0,01%, 0,0005 e 0,0001%. Além disso, os limites inferiores preferíveis de Al e Nb são ambos 0,001%, então o limite inferior preferível de C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb é 0,0255%.
Mn é um elemento necessário para ajustar a resistência e a te- nacidade do aço. Se menor que 1,50%, a garantia da resistência fica difícil, enquanto se acima de 2,50% a tenacidade da HAZ cai. Por esta razão, a quantidade de adição de Mn é feita 1,50 a 2,50%.
Ti é um elemento de desoxidação. Além disso, ele é um elemen- to que forma nitretos e apresenta um efeito no refino dos grãos de cristal. Para se obter esse efeito, a adição de 0,003% ou mais é necessária. Por outro lado, a adição de mais de 0,030% provoca uma queda notável na te- nacidade devido à formação de carbonetos, então o limite superior é feito 0,030%.
B é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento quando em solução sólida e que diminui o N em solução sólida e portanto melhora a tenacidade da HAZ quando precipitado como BN. Para melhorar o equilíbrio de resistência e tenacidade, a quantidade de adição tem que ser feita 0,0001 a 0,0030%.
P é uma impureza. Se contido em uma quantidade de mais de 0,020%, o material matriz do tubo de aço é notavelmente prejudicado em tenacidade, então o limite superior é feito 0,020% ou menos. Para suprimir a queda na tenacidade da HAZ do tubo de aço, o limite superior do teor de P é preferivelmente feito 0,010% ou menos.
S é uma impureza. Se contido em uma quantidade acima de 0,0030%, sulfetos brutos são produzidos e a tenacidade é prejudicada, então o limite superior foi feito 0,0030%.
Nota-se que na presente invenção, como elementos para me- lhorar a resistência e a tenacidade, um ou mais elementos entre Cu, Ni, Cr, V, Zr e Ta podem ser adicionados.
Cu é um elemento eficaz para melhorar a resistência sem pro- vocar uma queda na tenacidade, mas se o teor for menor que 0,05%, um efeito suficiente não é obtido em alguns casos, enquanto se for acima de 1,50%, fraturas ocorrem facilmente no momento de aquecer a placa de aço ou no momento da soldagem.Portanto, o teor de Cu é preferivelmente feito 0,05 a 1,50%.
Ni é um elemento eficaz para a melhoria da tenacidade e da re- sistência. Para obter esse efeito, é preferível adicionar 0,05% ou mais. Por outro lado, se adicionarmos Ni em mais de 5,00%, a capacidade de solda- gem é prejudicada em alguns casos, então o limite superior é preferivelmen- te feito 5,00% ou menos.
Cr é um elemento que contribui para a melhoria da resistência do aço pelo reforço da precipitação. A adição de 0,02% ou mais é preferível.
Por outro lado, se adicionarmos Cr em uma quantidade acima de 1,50%, a capacidade de endurecimento é aumentada, é formada uma estrutura baini- ta, e a tenacidade é prejudicada em alguns casos, então o limite superior é preferivelmente feito 1,50%.
W é um elemento que melhora a capacidade de endurecimento e melhora a resistência. Para obter esses efeitos, a adição de 0,01% ou mais é preferível. Por outro lado, se se adicionar uma grande quantidade de W acima de 2%, a resistência aumenta e a tenacidade cai. Além disso, para suprimir a formação de MA bruto na HAZ reaquecida, o limite superior é pre- ferivelmente feito 0,50% ou menos.
V, Zr e Ta são elementos que formam carbonetos e nitretos e contribuem para a melhoria da resistência, Os limites inferiores são preferi- velmente feitos 0,010% ou mais, 0,0001% ou mais e 0,0001% ou mais. Os limites inferiores preferíveis de Zr e Ta para obter suficientemente o efeito de melhoria da resistência são ambos 0,001% ou mais. Por outro lado, se V, Zr, e Ta são adicionados excessivamente, a tenacidade é algumas vezes preju- dicada, então os limites superiores de V, Zr e Ta são preferivelmente feitos respectivamente 0,100% ou menos, 0,0500% ou menos e 0,0500% ou me- nos.
Além disso, para controlar as formas dos óxidos e inclusões, um ou mais entre Mg, Ca, REM, Y, Hf e Re podem ser adicionados.
O Mg é eficaz como elemento desoxidante. A adição de 0,0001% ou mais é preferida. Além disso, o Mg age como transformação em grão e partículas de ancoramento e contribui para o refino dos grãos do aço e da HAZ, então para se obter esse efeito a adição de 0,0010% ou mais é preferível. Por outro lado, se adicionarmos Mg acima de 0,0100%, óxidos bruto são facilmente formados, e a tenacidade do metal base e da HAZ é prejudicada em alguns casos, então o limite superior é preferivelmente feito 0,0100% ou menos.
Ca1 REM, Y, Hf e Re são elementos que formam sulfetos e são eficazes em particular para suprimir a formação de MnS estirado na direção de laminação. Para se obter o efeito de melhoria das características na dire- ção da espessura do material de aço, em particular, a resistência Iamelar ao rasgo, os limites inferiores da quantidade de adição de Ca, REM1 Y, Hf e Re são preferivelmente feitos 0,0005% ou mais. Por outro lado, se as quantida- des de adição de Ca, REM, Y, Hf e Re excederem 0,0050%, eles formam inclusões brutas e prejudicam a tenacidade em alguns casos, então os Iimi- tes superiores são preferivelmente feitos 0,0050% ou menos.
O aço contendo as composições químicas acima é produzido pelo processo de produção de aço, e então transformado em placa pelo pro- cesso de Iingotamento contínuo e transformada em chapa de aço por lami- nação a quente. Na presente invenção, a laminação a quente é importante. A placa de aço é reaquecida, e então laminada à temperatura de recristali- zação ou maior para "laminação de recristalização", e então é laminada a menos que a temperatura de recristalização e na faixa da austenita para "laminação de não-recristalização". A laminação a quente tem que ser exe- cutada sob as condições a seguir de modo a tornar a estrutura da chapa de aço mais fina, preferivelmente para fazer o tamanho médio de partícula da austenita anterior 20 μm ou menos.
Quando se lamina a quente a placa de aço, a temperatura do reaquecimento é feita 1000°C ou mais. Isto é porque se executarmos a lami- nação a quente for executada a uma temperatura onde a estrutura do aço torna-se uma fase única austenita, isto é, na região austenita, o tamanho de grão dos cristais da chapa de aço é tornado mais fino. O limite superior não é definido, mas para suprimir o embrutecimento dos grãos de austenita ante- rior, a temperatura de reaquecimento é preferivelmente feita 1250°C ou me- nos.
A razão de redução da laminação de não-recristalização é feita 3 ou mais. Devido a isso, a austenita anterior torna-se mais fina em tamanho de grãos de cristal e o tamanho médio de partícula torna-se 20 μιτι ou me- nos. Note que na presente invenção a razão de redução da laminação de não-recristalização significa a razão da espessura antes do início da lamina- ção de não-recristalização dividida pela espessura após a laminação de re- cristalização.
Além disso, a razão de redução da laminação de recristalização é preferível mente feita 2 ou mais para refinar o tamanho de grão de cristal da austenita anterior. Note que na presente invenção, a razão de redução da laminação de recristalização significa a razão da espessura da placa de aço dividida pela espessura após a laminação de recristalização. Além disso, nenhum limite superior da razão de redução da laminação de recristalização é definido, mas se a espessura da placa de aço for considerada antes da laminação e a espessura da placa de aço após a laminação, ele é geralmen- te 10 ou menos.
Além disso, após o término da laminação, a chapa de aço é res- friada a água. Se tornarmos a temperatura de parada do resfriamento a água 500°C ou menos, uma resistência e uma tenacidade superiores podem ser obtidas. Nenhum limite inferior da temperatura para parar o resfriamento a água é definido. O resfriamento a água pode ser executado mesmo até a temperatura ambiente, mas se considerarmos a produtividade e os defeitos do hidrogênio, 150°C ou mais é preferível.
A estrutura metálica da chapa de aço assim obtida tem uma ra- zão de área de bainita ou uma razão de área de bainita e martensita de 80% ou mais e um saldo de um total de um ou mais entre bainita granular, ferrita poligonal, e MA de 20% ou menos. O tubo de aço produzido usando-se essa chapa de aço como material tem uma resistência à tração na direção circun- ferencial de 900 MPa ou mais, também uma tenacidade superior a baixa temperatura, e uma energia de absorção Charpy medida a -40°C de 200 J ou mais.
Quando se conforma a chapa de aço em um tubo, então sol- dando-se a arco as porções de costura para obter um tubo de aço, a con- formação da chapa de aço é preferivelmente pelo processo UOE de prensa- gem-C, prensagem-U e prensagem-O. O processo UOE é um processo de produção adequado para conformar tubos de aço para tubo de oleoduto de alta resistência e uma espessura de 10 a 30 mm.
Para a soldagem a arco, soldagem a arco submerso é preferi- velmente empregado do ponto de vista da tenacidade do metal da solda e da produtividade. Se se usar chapa de aço feita de composições químicas da presente invenção como material, mesmo se se executar a soldagem a arco submerso, com sua grande entrada de calor da soldagem, da superfície in- terna e da superfície externa do tubo de aço, é possível fazer-se a largura da MA formada ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior da HAZ reaquecida 10μm ou menos. Além disso, quando se executa a soldagem a arco submerso, a entrada de calor é preferivelmente feita 10,0 kJ ou menos. Devido a isso, o tamanho médio de partícula da austenita anterior da HAZ torna-se 500 μm ou menos e a MA formada ao longo dos limites dos grãs da austenita da HAZ reaquecida pode ser também reduzida em largura e com- primento
A MA pode ser observada tomando-se uma amostra da HAZ re- aquecida, polindo-se mecanicamente e causticando-se com Nital, e obser- vando-se a mesma em um SEM. A MA pode ser observada por um SEM com uma potência de 1000X a 10000X. Quanto menor a largura e o compri- mento da MA presente ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior, mais preferível. O limite inferior não é definido, mas se for menor que 0,1 μm, a diferenciação torna-se difícil.
Além disso, o cordão usado para a soldagem é preferivelmente feito dos seguintes elementos para fazer a composição química do metal da solda a última faixa considerando a diluição dos elementos pelo metal base. Isto é, ele pode conter, em % em massa, Cr: 0,01 a 0,12%, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 1,0 a 2,5%, e Ni: 2,0 a 8,5%, também contém um ou mais entre Cr, Mo e V em uma faixa de Cr+Mo+V: 1,0 a 5,0 e tem um saldo de Fe e as inevitá- veis impurezas. B: 0,0001 a 0,0050% pode também ser incluídas.
Além disso, serão explicadas as composições químicas do me- tal da solda.
C é um elemento extremamente eficaz para a melhoria da resis- tência. 0,010% ou mais são preferivelmente incluídos. Entretanto, se a quan- tidade de C for muito grande, ocorre facilmente a fratura na solda fria. Em particular, a HAZ algumas vezes endurece e a tenacidade é prejudicada nas assim chamadas partes da seção em T (T-cross) onde a zona de soldagem no local e a soldagem com costura se cruzam. Por esta razão, o limite supe- rior da quantidade de C é preferivelmente feita 0,100%. Para melhorar a te- nacidade do metal da solda, o limite superior é mais preferivelmente feito 0,050% ou menos.
O Si evita a formação de defeito de soldagem de bolhas de gás, então é preferivelmente incluído em uma quantidade de 0,01% ou mais. Por outro lado, se incluído em excesso, a tenacidade à baixa temperatura é no- tavelmente degradada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,50% ou menos. Em particular, quando se solda uma pluralidade de vezes, a tena- cidade à baixa temperatura do metal de solda reaquecida é um tanto degra- dada, então o limite superior é mais preferivelmente feito 0,40% ou menos.
O Mn é um elemento eficaz para garantir um equilíbrio superior de resistência e tenacidade. O limite inferior é preferivelmente feito 1,00% ou mais. Entretanto, se Mn for incluído em uma grande quantidade, a segrega- ção é promovida e a tenacidade à baixa temperatura é degradada. Note a- penas que a produção do cordão de solda usado para a soldagem torna-se difícil. Portanto, o limite superior é preferivelmente feito 2,00% ou menos.
Ni é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento para garantir a resistência e ainda melhorara a tenacidade à baixa tempera- tura. É preferivelmente incluído em uma quantidade de 1,30% ou mais. Por outro lado, se o teor de Ni for muito grande, o fraturamento a alta temperatu- ra algumas vezes ocorre, então o limite superior foi feito 3,20% ou menos.
O Al é um elemento adicionado para melhorar o refino e a solidi- ficação quando se produz cordão de solda. É também adicionado ao metal base, então 0,0005% ou mais são algumas vezes incluídos. Além disso, pa- ra utilizar ativamente os óxidos finos à base de Ti e suprimir o embruteci- mento dos grãos do cordão de solda, 0,001% ou mais de Al estão preferi- velmente contidos. Entretanto, o Al é um elemento que promove a formação de MA, então o limite superior preferível de seu teor é 0,100% ou menos.
Ti é um elemento que forma micro óxidos e refina os grãos do metal de solda e está preferivelmente incluído em uma quantidade de 0,003% ou mais. Por outro lado, se o Ti estiver incluído em uma grande quantidade, uma grande quantidade de carbonetos de Ti são produzidos e a tenacidade à baixa temperatura é degradada, então o limite superior é prefe- rivelmente feito 0,050% ou menos.
O é uma impureza. A quantidade de oxigênio que permanece fi- nalmente no metal de solda é geralmente 0,0001% ou mais. Entretanto, quando a quantidade de O permanece em mais de 0,0500%, os óxidos bru- tos tornam-se mais numerosos e a tenacidade do metal da solda algumas vezes cai, então o limite superior é preferivelmente feito 0,0500% ou menos.
Cr, Mo e V são todos elementos que aumentam a capacidade de endurecimento. Para alta resistência do metal da solda, entre esses, um ou mais desses elementos são preferivelmente incluídos em um total de 1,00% ou mais, Por outro lado, se o total de um ou mais entre Cr, Mo e V exceder 2,50%, tenacidade à baixa temperatura algumas vezes se deteriora, então o limite superior é preferivelmente feito 2,50% ou menos.
PeS são impurezas. Para reduzir a deterioração da tenacidade à baixa temperatura do metal de solda e a susceptibilidade ao fraturamento a frio, os respectivos limites superiores são preferivelmente feitos 0,020% e 0,0100% ou menos. Note que do ponto de vista da tenacidade à baixa tem- peratura, o limite superior mais preferível de P é 0,010%.
O metal da solda pode também conter B.
B é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento do metal de solda. Para aumentar a resistência, ele está preferivelmente contido em uma quantidade de 0,0001% ou mais. Por outro lado, se o teor de B exceder 0,0050%, a tenacidade é algumas vezes prejudicada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,0050% ou menos.
Se se fizer as composições químicas do metal da solda na faixa acima, é possível fazer a MA formada ao longo dos limites dos grãos da aus- tenita anterior do metal de solda reaquecido uma largura de 10 μιτι ou me- nos e um comprimento de 50 μιτι ou menos. Além disso, para refinar o MA, é preferível executar a soldagem a arco submerso com uma entrada de calor de 10,0 kJ/mm ou menos.
Quando se executam testes de tração na direção circunferencial nos locais do tubo de aço incluindo também o metal de solda, a resistência à tração é preferivelmente 900 MPa ou mais. Por esta razão, preferivelmente a resistência do metal da solda é tornada maior que aquela do metal base, o amolecimento da HAZ é suprimido, e a locação da quebra no teste de tração é feita o metal base. Para tornar maior a resistência do metal da solda que aquela do metal base e melhorar a tenacidade do metal da solda, é preferí- vel fazer a estrutura metálica do metal de solda aquele com razão de área de bainita e razão de área de bainita e martensita de 80% ou mais e com o saldo do total sendo um ou mais entre bainita granular, ferrita poligonal e MA de 20% ou menos.
Quando se usa um microscópio ótico para observar as estrutu- ras da chapa de aço e do metal base e o metal de solda do tubo de aço, a seção transversal na direção circunferencial do tubo de aço ou na direção da largura da chapa de aço é feita a seção transversal observada, mecanica- mente polida, e então causticada por Nital. A amostra usada para observa- ção pelo microscópio é preferivelmente preparada e o tamanho médio de partícula da austenita anterior medida pelo método de corte da JIS G0551. A estrutura metálica da bainita e da martensita vistas no caso de se observar a estrutura metálica da chapa de aço e do metal base do tubo de aço da pre- sente invenção por um microscópio ótico está mostrada esquematicamente na figura 4.
A figura 4(a) mostra uma estrutura metálica também chamada "bainita inferior" que é compreendida de camadas finas 5 e cementita fina 6 precipitadas nas camadas. Note que na observação da estrutura por um mi- croscópio ótico, martensita, da mesma forma que na FIG, 4(a), é também compreendida de camadas finas 5 e cementita fina 6 precipitada nas cama- das. A figura 4(b) mostra uma estrutura metálica também chamada de "pseudo bainita superior". Ela tem camadas de larguras maiores que a baini- ta inferior da FlFG. 4(a). Além disso, ela não tem cementita fina nas cama- das, mas tem MA entre as camadas 5. Na presente invenção, "bainita" é o termo geral para a bainita inferior da forma esquemática mostrada na figura 4(a) e a pseudo bainita superior da forma mostrada esquematicamente na figura 4(b).
Note que quando se usa um microscópio ótico para observar uma estrutura metálica, tanto a martensita quanto a bainita inferior têm, a forma mostrada esquematicamente na figura 4(a), então a discriminação é difícil. Note que a martensita e a bainita e a ferrita e a bainita granular podem ser discriminadas por um microscópio ótico. A bainita granular lembra a ferri- ta acicular. Conforme mostrado esquematicamente na figura 5, ela tem MA mais bruto que a pseudo bainita superior e, ao contrário da bainita, tem ferri- ta granular 7 presente.
Além disso, para fazer a resistência à tração na direção circun- ferencial do tubo de aço 900 MPa ou mais e garantir uma boa tenacidade, é preferível fazer um ou ambos entre o carbono equivalente Ceq calculado a partir das composições químicas do metal base e do metal da solda e o indi- cador da capacidade de endurecimento Pcm faixas adequadas. O carbono equivalente Ceq é calculado pela formula 1 a seguir. No metal base, está na faixa de 0,20 a 0,80%, enquanto no metal de solda, ele é preferivelmente 0,60 a 1,30. Se se considerar o equilíbrio entre resistência e tenacidade, no metal base ele é mais preferivelmente 0,30 a 0,70% e no metal da solda 0,70 a 1,20%:
Ceq = C+Mn/6+(Cu+Ni)/15+(Cr+Mo+V)/5...........(fórmula 1)
onde C, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo e V são teores (em % em massa) dos elementos.
Além disso, o indicador da capacidade de endurecimento Pcm é calculado pela fórmula 2 a seguir. No metal base, está preferivelmente na faixa de 0,100 a 0,300, enquanto no metal da solda ele é 0,200 a 0,500. Se considerarmos o equilíbrio da resistência e da tenacidade, no metal base ele está mais preferivelmente na faixa de 0,150 a 0,250, e no metal da solda de 0,250 a 0,400. Pcm = C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+Mo/15+V/10+5xB...........(fórmula 2) onde C, Si, Mn, Cu, Cr, Ni, Mo, VeB são teores (% em massa) dos elementos.
Note que quando os teores dos elementos contidos opcional- mente Cu, Ni, Cr e V são menores que os limites inferiores preferíveis, na fórmula 1 e na fórmula 2, o carbono equivalente Ceq e o indicador de capa- cidade de endurecimento Pcm são calculados assumindo-os como sendo 0.
A zona de soldagem e a HAZ do tubo de aço são preferivelmen- te também tratados termicamente. Se aquecer até uma temperatura de 200 a 500°C, a MA bruta formada ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior se quebra em bainita e cementita fina e a tenacidade é melhorada. Com uma temperatura de aquecimento de menos de 200°C, a quebra da MA bruta é insuficiente e o efeito de melhoria da tenacidade algumas vezes não é suficiente, então o limite inferior é preferivelmente feito 200°C ou mais. Por outro lado, se se aquecer a zona de soldagem até mais de 500°C, é formado um precipitado e a tenacidade da solda metálica deteriora em alguns casos, então o limite superior é preferivelmente feito 500°C ou menos. Se a MA for- mada na HAZ reaquecida quebra em bainita e cementita, enquanto as for- mas são similares à MA em observação em um SEM, os interiores contêm precipitado fino branco tornando possível a diferenciação da MA.
O tratamento térmico da zona de solda e da HAZ pode ser exe- cutado pelo aquecimento a partir da superfície externa por um queimador ou um aquecimento a alta freqüência. Após a superfície externa alcançar a temperatura do tratamento térmico, o tubo pode ser imediatamente resfriado, mas para promover a quebra da MA, o tubo é preferivelmente mantido ali por 1 s a 300 s. Entretanto, se se considerar o custo dos equipamentos e a pro- dutividade, ao tempo de manutenção é preferivelmente 180 s ou menos.
EXEMPLOS
A presente invenção será explicada em maiores detalhes abaixo através do uso de exemplos.
(Exemplo 1)
Aços feitos de composições químicas da Tabela 1 e da Tabela 2 (continuação da Tabela 1) foram produzidos e Iingotados continuamente pa- ra se obter placas de aço tendo espessuras de 240 mm. Os espaços em branco na Tabela 1 significam o teor do ingrediente é menor que o limite de- tectável. Essas placas de aço foram aquecidas até 1100 a 1210°C, Iamina- das a quente a temperaturas de recristalização de 950°C ou maiores até uma espessura de 100 mm, e então começaram a ser laminadas a 880°C por laminação A laminação foi encerrada a 750°C para se obter espessuras de 13 a 25 mm. O resfriamento a água foi iniciado na faixa de temperaturas de 670 a 750°C. O resfriamento a água foi terminado a 300°C.
As chapas de aço obtidas foram conformadas em tubos pelo processo UOE1 então as porções de costura foram soldadas a partir da su- perfície interna e da superfície externa por uma camada cada por soldagem a arco submerso. As composições químicas nos cordões de solda eram a- quelas contendo, em % em massa, C: 0,01 a 0,12%, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 1,0 a 2,5%, e Ni: 2,0 a 8,5%., também contendo um ou mais elementos entre Cr, Mo, e V até uma faixa de Cr+Mo+V: 1,0 a 5,0%, e tendo um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas. Parte dos cordões de solda também contêm B: 0,0001 a 0,0050%. A entrada de calor da soldagem foi feita 2,0 a 5,0 kJ/mm.
Usando-se uma posição a 1 mm do limite entre o metal da solda e a HAZ, isto é, e linha de soldagem, como posição de observação, a estru- tura metálica da HAZ foi observada com base na JIS G 0551 e o tamanho médio de partícula da velha austenita foi medido pelo método de corte. Pos- teriormente, uma amostra causticada com Nital foi observada em um SEM e medida quanto à largura e comprimento da MA. A resistência à tração na direção circunferencial do metal base foi medida e um teste de impacto Charpy da HAZ foi conduzido com base na Norma API 5L. O teste de impac- to Charpy da HAZ foi conduzido de forma que a posição do entalhe se tor- nou a HAZ reaquecida. Especificamente, um entalhe em V foi introduzido até uma posição a 1 mm da parte ligada e o teste conduzido a -40°C e -60°C.
Os resultados estão mostrados na Tabela 3. Note que a resistência à tração da direção circunferencial medida usando-se o metal da solda na parte cen- tral do corpo de prova é equivalente à resistência à tração do material matriz. Foi confirmado que a posição de quebra foi o metal base.
Além disso, foram tiradas amostras do metal de solda de alguns dos tubos de aço e analisados quanto às composições químicas. Os resulta- dos estão mostrados na Tabela 4. Os espaços em branco na Tabela 4 mos- tram que o teor do ingrediente é menor que o limite detectável. Além disso usando-se uma posição a 1 mm do ponto de encontro da solda anterior e da solda posterior na parte central na direção circunferencial do metal da solda desses tubos de aço como posição observada, a estrutura do metal de solda formada pela solda anterior, isto é, a estrutura metálica do metal de solda reaquecido, foi observada com base na JIS G 0551 e o tamanho médio de partícula da austenita anterior foi medida pelo método de corte. Além disso, uma amostra causticada com Nital foi observada em um SEM e a largura e o comprimento da MA foram medidas. O teste de tração e o teste de impacto Charpy do metal da solda foram conduzidos com base na Norma API 5L. O teste de impacto Charpy do metal da solda foi executado de forma que a posição do entalhe tornou-se o metal da solda reaquecido. Especificamente, corpos de prova foram testados a -40°C e -60°C enquanto se introduzia um entalhe em V no centro da ponto de encontro da solda anterior e da solda posterior do metal da solda. Os resultados estão mostrados na Tabela 5.
Além disso, para algumas das amostras, amostras contendo metal de solda e HAZ foram tomadas, medidas quando à temperatura da superfície por um par termelétrico, e tratados termicamente por um queima- dor a partir da superfície externa da zona de soldagem e da HAZ. Note que as amostras não foram mantidas à temperatura do tratamento térmico. Elas foram imediatamente resfriadas após alcançar a temperatura de tratamento térmico. As amostras foram tratadas termicamente sob as condições mos- tradas na Tabela 6., e então medidas quanto à largura e ao comprimento da MA na HAZ reaquecida e submetidas aos testes de impacto Charpy da HAZ. Além disso, a resistência à tração na direção circunferencial foi medida u- sando-se o metal de solda como parte central do corpo de prova. Os resul- tados estão mostrados na Tabela 5. O metal de solda foi tratado termica- mente sob as condições mostradas na Tabela 7, e então medidas quanto à largura e o comprimento da MA no metal de solda reaquecido e submetido a um teste de impacto Charpy e teste de tração. Os resultados estão mostra- dos na Tabela 7.
Na Tabela 3, os Materiais Matrizes de Tubos de Aço nos B1 a B22 mostram amostras da presente invenção. Essas chapas de aço têm to- das altas resistências à tração, MA fina observada nos limites dos grãos da austenita anterior da HAZ reaquecída, superior em tenacidade à baixa tem- peratura da HAZ1 e energia de absorção Charpy da HAZ a -40°C e -60°C mostrados por vE.40 e vE.6o, de mais de 50J.
Por outro lado, os Materiais Matrizes do Tubos de Aço nos B23 a B31 são exemplos comparativos tendo composições químicas fora da faixa da presente invenção. Todos têm C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb acima de 0,100%, então a MA da HAZ reaquecida embrutece e a tenacidade da HAZ cai. Além disso, o Material Matriz de Tubo de Aço η- B23 tem uma quantidade de C menor que a faixa da presente invenção, então a resistência à tração cai. Os Materiais Matrizes de Tubos de Aço nos B26 e B27 têm teores de P e S aci- ma das faixas da presente invenção, então a tenacidade da HAZ cai nota- velmente.
Os Metais de Solda nos W1 W14 mostrados na Tabela 5 são e- xemplos da invenção com ingredientes do metal da solda nas faixas preferí- veis. Por essa razão, a MA do metal de soda reaquecido é fino e a energia de absorção Charpy do metal de solda a -40°C e -60°C mostrados por vE.4o e vE-6o está acima de 50J. Por outro lado, os Metais de Solda nos W15 a W20 são exemplos comparativos com composições químicas do metal base fora das faixas a presente invenção e com composições químicas do metal da solda fora das faixas preferíveis. Além disso, os Metais de Solda n0SW21 a W25 são exemplos de referência com composições químicas do metal da solda fora das faixas preferíveis.
O Metal de Solda n- W15 tem uma quantidade de C menor que a faixa preferível, de forma que a resistência à tração caia. Os Metais de Solda nos W16 e W17 respectivamente têm uma quantidade de C e uma quantidade de Mn acima das faixas preferíveis, então a resistência aumenta, a MA do metal de solda reaquecido embrutece, e a tenacidade do metal de solda cai. O Metal de Solda ne W18 tem uma quantidade de P e i n9 W19 uma quantidade de S acima das faixas preferíveis, então são exemplos de queda na tenacidade do metal de solda. O Metal de Solda n9 W20 tem uma quantidade de Ti acima da faixa preferível, então carbonetos de Ti são for- mados e a tenacidade do metal de solda cai.
O Metal de Solda n9 W21 tem uma quantidade de Si e o ns W22 uma quantidade de Al acima das faixas preferíveis, então a MA do metal de solda reaquecido embrutece e a tenacidade do metal de solda cai. O Metal de Solda n9 W23 tem uma quantidade de Ni maior que a faixa preferível. Embora boa em resistência e tenacidade, ocorrem fraturas a alta temperatu- ra. O Metal de Solda n9 W24 tem uma quantidade de Cr+Mo+V menor que a faixa preferível, então a resistência à tração cai, enquanto o Metal de Solda ne W25 tem uma quantidade de Cr+Mo+V acima da faixa preferível, então a resistência aumenta, a MA do metal de solda reaquecido embrutece e a te- nacidade do metal de solda cai.
Na Tabela 6, Os Materiais Matrizes de Tubos de Aço nos B1 a B19 têm temperaturas de tratamento térmico na faixa preferível. Comparado com antes do tratamento térmico, a resistência à tração na direção circunfe- rendai cai, a MA da HAZ reaquecida se quebra e se torna mais fina, e a te- nacidade é melhorada. Por outro lado, o Material Matriz de Tubo de Aço n9 B20 tem uma temperatura de tratamento térmico menor que a faixa preferí- vel, então os efeitos do refino da MA e de melhoria da tenacidade não são notáveis. Além disso, o Material Matriz de Tubo de Aço nos B21 e B22 têm temperaturas de tratamento térmico maiores que a faixa preferível. Enquanto alguma quebra da MA é reconhecida, a tenacidade cai em comparação com antes do tratamento térmico.
Os Metais de Solda nos W1 a W11 mostrados na Tabela 7 têm temperaturas de tratamento térmico dentro da faixa preferível. Comparado com antes do tratamento térmico, a resistência à tração cai, a MA do metal de solda reaquecido quebra e se torna mais fina, e a tenacidade aumenta. Por outro lado, o Metal de Solda n9 W12 tem uma temperatura de tratamento térmico menor que a faixa preferível, então os efeitos do refino da MA e de melhoria da tenacidade não são notáveis. Além disso, os Metais de Solda nos W13 e W14 têm temperaturas de tratamento térmico maiores que a tem- peratura preferível. Embora algumas quebras da MA sejam observadas, a tenacidade não cai se comparada com antes do tratamento térmico. Table 1
<table>table see original document page 28</column></row><table> <table>table see original document page 29</column></row><table> <table>table see original document page 30</column></row><table> Continuacao da Tabela 3
<table>table see original document page 31</column></row><table> Tabela 4
<table>table see original document page 32</column></row><table> <table>table see original document page 33</column></row><table> <table>table see original document page 34</column></row><table> <table>table see original document page 35</column></row><table> <table>table see original document page 36</column></row><table> APLICABILIDADE INDUSTRIAL
De acordo com a presente invenção, tornou-se possível fornecer um tubo de aço de alta resistência do grau API X120 para tubo de oleoduto suprimindo-se a tenacidade da HAZ do tubo de aço e um método de produ- ção do mesmo e além disso uma chapa de aço de lata resistência para tubo de oleoduto capaz de ser usada como material para tubo de aço de alta re- sistência para tubo de oleoduto e um método de produção da mesma.

Claims (18)

1. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por compreender uma chapa de aço conformada em tubo com porções de costura da chapa de aço soldadas por uma camada no lado interno e no lado externo, o metal base do tubo de aço tendo uma composição química contendo, em % em massa, C: 0,020% a 0,080%, Si: 0,01 a 0,50%, Mo: 0,01 a 0,15%, Al: 0,0005 a 0,030% e Nb: 0,0001 a 0,030% em uma faixa de C+0,25Si+0,1 Mo+AI+Nb = 0,100% ou menos, também contendo Mn: 1,50 a 2,50%, Ti: 0,003 a 0,030%, e B: 0,0001 a 0,0030%, e limitando P: 0,020% ou menos e S: 0,0030% ou menos, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, a mistura de austenita e martensita presente ao longo dos limites dos grãos de austenita anterior das partes reaquecidas da zona afetada pelo calor tendo uma largu- ra de 10 μm ou menos e um comprimento de 50 μm ou menos.
2. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura como definido na reivindicação 1 ca- racterizado pelo fato de que o metal base tem uma resistência à tração na direção circunferencial de 900 MPa ou mais.
3. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura como definido nas reivindicações 1 e -2 caracterizado pelo fato de que o metal da solda tem uma composição quí- mica contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,00 a 2,00%, Ni: 1,30 a 3,20%, Al: 0,0005 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, também contendo um total de um ou mais entre Cr, Mo e V: 1.00 a 2.50%, Iimitan- do P: 0,020% ou menos e S: 0,0100% ou menos. com o saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
4. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado na reivindica- ção 3 caracterizado pelo fato de que o metal da solda tem uma composição química contendo, em % em massa, B: 0,0001 a 0,0050%.
5. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4 caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%.
6. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 5 caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Cr: 0,02 a 1,50%, W: 0,01 a 2,00%, V: 0,010 a 0,100%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%.
7. Tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superi- or em tenacidade à baixa temperatura como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 6 caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 0,0050%, Hf: 0,0001 a 0,0050%, e Re: 0,0001 a 0,0050%.
8. Chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto supe- rior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tena- cidade à baixa temperatura como definido em qualquer uma das reivindica- ções 1 a 4 e tendo composições químicas contendo, em % em massa, C: 0,020 a 0,080%, Si: 0,01 a 0,50%, Mo: 0,01 a 0,15%, Al: 0,0005 a 0,030%, e Nb: 0,0001 a 0,030% em uma faixa de C+0,25Si+0,1Mo+AI+Nb: 0,100% ou menos e também contendo Mn: 1,50 a 2,50%, Ti: 0,003 a 0,030%, e B: 0,0001 a 0,0030%, e limitando P: 0,020% ou menos e S: 0,0030% ou menos com um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
9. Chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto supe- rior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 8 ca- racterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura como definido na reivindicação 5 e tendo composições químicas contendo, em % em mas- sa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%.
10. Chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto su- perior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 8 ou 9 caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubos de aço de alta resis- tência para tubos de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado na reivindicação 6 e tendo uma composição química contendo, em % em massa, um ou mais entre Cr: 002 a 1,50%, W: 0,01 a 2,00%, V: 0,010 a 0,100%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%.
11. Chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto su- perior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com qualquer uma das reivindicações 8 a 10 caracterizado por compreender uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto usado como material para tubos de aço de alta resistência para tubos de oleoduto superior em tenacidade à bai- xa temperatura conforme apresentado na reivindicação 7 e tendo composi- ções químicas contendo, em % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 00050% Hf: 0,0001 a 0,0050%, e Re:0,0001 a 0,0050%.
12. Método de produção de uma chapa de aço de alta resistên- cia para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura como definido em qualquer uma das reivindicações 8 a 11, o dito método de pro- dução de uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto supe- rior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por um aço fundido e lingotado compreendendo as composições químicas conforme apresentadas em qualquer uma das reivindicações 8 a 11, reaquecer uma placa de aço até 1000°C ou mais, laminar a quente a uma razão de redução em uma região de temperatura de não-recristalização de 3 ou mais, e parando o esfriamento a água a 500°C ou menos.
13. Método de produção de uma chapa de aço de alta resistên- cia para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura carac- terizado por compreender um método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatu- ra como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 7 e conformando- se a chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em te- nacidade à baixa temperatura produzido pelo método como definido em qualquer uma das reivindicações 8 a 11 em um tubo, soldando-se as por- ções de costura, e então alargando-se o mesmo.
14. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 13 caracterizado pela conformação da chapa de aço em um tubo pelo processo UO, soldando-se as porções de costura a partir o lado interno e do lado externo por soldagem a arco submerso, e então alargando- se o tubo.
15. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com as reivindicações 12 a 14 caracterizado pelo fato de que o cordão de solda usado para a soldagem a arco submerso como definidda na reivindicação 14 tem composições químicas contendo, em % em massa, C: 0,01 a 0,12%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 1,00 a 2,50%, e Ni: 2,00 a 8,50%, também contendo um ou mais entre Cr, Mo, e V em uma faixa de Cr+Mo++V: 1,00 a 5,00% com um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas.
16. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 15 caracterizado pelo fato de que a composição química do cordão de solda é, em % em massa, B: 0,0001 a 0,0050%.
17. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com as reivindicações 12 a 16 caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem e da zona afetada pelo calor após a soldagem e antes da expan- são do tubo.
18. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com as reivindicações 13 a 17 caracterizado pelo fato de que a temperatura de aquecimento quando se trata termicamente a zona de soldagem e a zona afetada pelo calor é de 200 a 500°C.
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