BRPI0713539B1 - tubo de aço para tubulação de transporte - Google Patents

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Asahi Hitoshi
Hara Takuya
Terada Yashio
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Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
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

(54) Título: TUBO DE AÇO PARA TUBULAÇÃO DE TRANSPORTE (51) Int.CI.: C22C 38/00; B23K 35/30; C21D 8/02; C21D 8/10; C21D 9/08; C21D 9/50; C22C 38/14; C22C 38/58 (30) Prioridade Unionista: 04/07/2006 JP 2006-184676 (73) Titular(es): NIPPON STEEL & SUMITOMO METAL CORPORATION (72) Inventor(es): TAKUYA HARA; HITOSHI ASAHI; YASHIO TERADA (85) Data do Início da Fase Nacional: 02/01/2009
1/40
Relatório Descritivo da Patente de Invenção para TUBO DE AÇO PARA TUBULAÇÃO DE TRANSPORTE.
CAMPO TÉCNICO [001] 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 [002] 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 resistência, 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 Petroleum 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 eficiência da instalação no local devido à redução do diâmetro externo e do peso do tubo de oleodutos.
[003] 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 cerca 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 resistência para a pressão interna, comparado com fazer a espessura maior, torna-se possível cortar custos de material, custos de transporte, e a soldagem no local e os custos de instalação e possivelmente economizar muito nos custos de coPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 4/51
2/40 locação da tubulação.
[004] Além disso, tubulações são frequentemente colocadas em regiões árticas, então têm que ser superiores em tenacidade à baixa temperatura. 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 microestrutura composta principalmente de uma estrutura mista de bainita e martensita 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 NãoExaminada n° 62-4826A (por exemplo, Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 10-298707A, Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 2001-303191A e a Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 2004-52104A).
[005] Além disso, quando se produz tubos de aço, a chapa de aço é conformada em um tubo e porções são soldadas com costura. Quando tenacidade e produtividade são exigidas como no caso do tubo de aço para tubos 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 soldagem e a tenacidade cai.
[006] Sabe-se que a queda na tenacidade dessa HAZ reaquecida (HAZ reaquecida) é devida à formação de uma mistura de martensita e austenita (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 enPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 5/51
3/40 durecimento da HAZ reaquecida (por exemplo, Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 2004-68055A e Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 2004-99930A).
[007] Entretanto, o método proposto na Publicação de Patente Japonesa Não-Examinada n° 2004-68055A trata termicamente a zona de soldagem 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 n° 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 tecnologia para melhorar a tenacidade da HAZ reaquecida sem depender da taxa de resfriamento da zona de soldagem está também sendo exigida.
DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO [008] 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 temperatura 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.
[009] Os inventores se engajaram em uma pesquisa profunda enfocando 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 tendo uma resistência à tração na direção circunferencial de 900 MPa ou mais e uma tenacidade superior a baixa temperatura, em particular baixa temperatura da HAZ. Como resultado, eles obtiveram a descoberta de que controlando-se as quantidades de C, Si, Al. Nb e
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 6/51
4/40
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 presente 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+Al+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 mm ou menos e um comprimento de 50 mm 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 composição 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.
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 7/51
5/40 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 comPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 8/51
6/40 posição 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+Al+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 resistência para tubo de oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (5) e tendo uma composição química contendo, 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 oleoduto 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 temperatura conforme apresentado no item (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) Uma chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto 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 temperatura conforme apresentado no item (7) e tendo uma composição química contendo, em % em massa, um
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7/40 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 resistência 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 lingotado 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 resistência 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 temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (7) e conformando-se a chapa de aço de alta resistência para tubo de oleoduto superior 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.
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8/40 (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 solda 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 química 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 temperatura 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 [0010] A figura 1 é uma vista esquemática de uma HAZ reaquecida.
[0011] A figura 2 é uma vista mostrando os efeitos das composições químicas na tenacidade da HAZ reaquecida.
[0012] A figura 3 é uma vista esquemática de uma HAZ reaqueciPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 11/51
9/40 da de um metal de solda.
[0013] A figura 4 é uma vista esquemática de martensita ou bainita.
[0014] A figura 5 é uma vista esquemática de uma bainita granular. MELHOR MODO PARA REALIZAR A INVENÇÃO [0015] 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 anterior 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 oleoduto 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 .
[0016] Os inventores se engajaram em pesquisa intensiva para esclarecer 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. Inicialmente, 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 envolve aquecer o material de aço até 1400°C e imediatamente resfriá-lo até a temperatura ambiente e posteriormente aquecê-lo até 750°C e imediatamente resPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 12/51
10/40 friá-lo até a temperatura ambiente durante o que se faz a taxa de resfriamento de 750°C a 500°C no momento do resfriamen to 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 resultados da tenacidade avaliada pelo teste de reprodução da HAZ reaquecida estão mostrados na figura 2.
[0017] A figura 2 mostra a relação entre a quantidade de C+0,25Si+0,1Mo+Al+Nb e a energia de absorção Charpy a -40°C e 60°C da HAZ reaquecida obtida pelos testes de simul ação. Da figura 2 torna-se claro que se for possível suprimir a quantidade de C+0,25Si+0,1Mo+Al+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. [0018] 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 tomaram 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 observação por um SEM, a MA presente ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior é totalmente branco, então pode ser discernido. Os inventores 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 mm ou menos e um comprimento de 50 mm ou menos.
[0019] Com base nas descobertas acima, os inventores se engajaram em outros estudos e como resultado confirmaram que se se suprimir a quantidade de C de 0,080% ou menos, preferivelmente 0,060% ou menos, Si para 0,50% ou menos, preferivelmente 0,15% ou
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11/40 menos, e Al e Nb para 0,030% ou menos e fazendo-se o total de C+0,25Si+0,1Mo+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 .
[0020] Os inventores estudaram a tenacidade do metal de solda reaquecido da mesma forma que a HAZ reaquecida. O metal de solda reaquecido, conforme mostrado esquematicamente na figura 3, é o, local onde o metal de solda na parte central na direção circunferencial formada pela soldagem anterior é reaquecida pela soldagem posterior. O metal de solda reaquecido 4 embora difira um pouco pela entrada de calor no momento da soldagem, 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 reaquecida, 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 menos, Al para 0,100% ou menos, e Cr+Mo+V para 2,50 ou menos, o embrutecimento 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 soldagem anterior e da soldagem posterior e fornecendo entalhes na parte central da direção circunferencial do metal de solda, por exemplo, a energia de absorção Charpy a -40°C e -60°C torna-se 50J ou mais.
[0021] Abaixo serão explicadas as razões para limitação das composições químicas do material matriz do tubo de aço de alta resistênPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 14/51
12/40 cia e da chapa de aço do material do tubo de aço da presente invenção.
[0022] 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 excessiva de C acima de 0,080%, o material de aço perde em capacidade de soldagem 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 resistência, a faixa preferível da quantidade de C é 0,030 a 0,060%.
[0023] 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.
[0024] Mo é um elemento que melhora a capacidade de endurecimento e que forma carbonitretos para melhorar a resistência. Para obter esse efeito, 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 tenacidade é prejudicada, então o limite superior é feito 0,15% ou menos.
[0025] Al é um elemento desoxidante e tem que ser adicionado em uma quantidade de 0,0005% ou mais. Para reduzir suficientemente a quantidade 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 formado 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
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13/40 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, então o limite superior é feito 0,030% ou menos.
[0026] Além disso, na presente invenção, é necessário que C+0,25Si+0,1Mo+Al+Nb seja 0,100% ou menos. Isto é porque se C+0,25Si+0,1Mo+Al+Nb exceder 0,100%, MA bruto é formado na HAZ reaquecida e a tenacidade cai. O limite inferior de C+0,25Si+0,1Mo+Al+Nb é 0,0241% uma vez que o limite inferior de C, Si, Mo, Al e Nb são, respectivamente, 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+0,1Mo+Al+Nb é 0,0255%.
[0027] Mn é um elemento necessário para ajustar a resistência e a tenacidade 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%.
[0028] Ti é um elemento de desoxidação. Além disso, ele é um elemento 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 tenacidade devido à formação de carbonetos, então o limite superior é feito 0,030%.
[0029] 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%.
[0030] P é uma impureza. Se contido em uma quantidade de mais de 0,020%, o material matriz do tubo de aço é notavelmente prejudiPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 16/51
14/40 cado 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%.
[0031] Nota-se que na presente invenção, como elementos para melhorar a resistência e a tenacidade, um ou mais elementos entre Cu, Ni, Cr, V, Zr e Ta podem ser adicionados.
[0032] Cu é um elemento eficaz para melhorar a resistência sem provocar 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%.
[0033] Ni é um elemento eficaz para a melhoria da tenacidade e da resistência. 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 soldagem é prejudicada em alguns casos, então o limite superior é preferivelmente feito 5,00% ou menos.
[0034] 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 bainita, e a tenacidade é prejudicada em alguns casos, então o limite superior é preferivelmente feito 1,50%.
[0035] 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 tenaciPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 17/51
15/40 dade cai. Além disso, para suprimir a formação de MA bruto na HAZ reaquecida, o limite superior é preferivelmente feito 0,50% ou menos. [0036] V, Zr e Ta são elementos que formam carbonetos e nitretos e contribuem para a melhoria da resistência, Os limites inferiores são preferivelmente 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 prejudicada, 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 menos.
[0037] Além disso, para controlar as formas dos óxidos e inclusões, um ou mais entre Mg, Ca, REM, Y, Hf e Re podem ser adicionados.
[0038] 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.
[0039] Ca, 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 direção da espessura do material de aço, em particular, a resistência lamelar ao rasgo, os limites inferiores da quantidade de adição de Ca, REM, Y, Hf e Re são preferivelmente feitos 0,0005% ou mais. Por outro lado, se as quantidades de adição de Ca, REM, Y, Hf e Re excederem 0,0050%, eles formam inclusões brutas e prejudicam a
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16/40 tenacidade em alguns casos, então os limites superiores são preferivelmente feitos 0,0050% ou menos.
[0040] O aço contendo as composições químicas acima é produzido pelo processo de produção de aço, e então transformado em placa pelo processo de lingotamento contínuo e transformada em chapa de aço por laminação a quente. Na presente invenção, a laminação a quente é importante. A placa de aço é reaquecida, e então laminada à temperatura de recristalização 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 executada 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 pm ou menos.
[0041] 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 laminação 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 anterior, a temperatura de reaquecimento é preferivelmente feita 1250°C ou menos.
[0042] 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 tornase 20 pm ou menos. Note que na presente invenção a razão de redução da laminação de não-recristalização significa a razão da espessura antes do início da laminação de não-recristalização dividida pela espessura após a laminação de recristalização.
[0043] Além disso, a razão de redução da laminação de recristaliPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 19/51
17/40 zação é preferivelmente 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 geralmente 10 ou menos.
[0044] Além disso, após o término da laminação, a chapa de aço é resfriada 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.
[0045] A estrutura metálica da chapa de aço assim obtida tem uma razão 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 circunferencial 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.
[0046] Quando se conforma a chapa de aço em um tubo, então soldando-se a arco as porções de costura para obter um tubo de aço, a conformação da chapa de aço é preferivelmente pelo processo UOE de prensagem-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
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18/40 mm.
[0047] Para a soldagem a arco, soldagem a arco submerso é preferivelmente 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 interna 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 10 mm 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 tornase 500 mm ou menos e a MA formada ao longo dos limites dos grãs da austenita da HAZ reaquecida pode ser também reduzida em largura e comprimento [0048] A MA pode ser observada tomando-se uma amostra da HAZ reaquecida, polindo-se mecanicamente e causticando-se com Nital, e observando-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 comprimento 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 mm, 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 inevitáveis impurezas. B: 0,0001 a 0,0050% pode também ser incluídas.
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19/40 [0049] Além disso, serão explicadas as composições químicas do metal da solda.
[0050] C é um elemento extremamente eficaz para a melhoria da resistência. 0,010% ou mais são preferivelmente incluídos. Entretanto, se a quantidade 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 superior da quantidade de C é preferivelmente feita 0,100%. Para melhorar a tenacidade do metal da solda, o limite superior é mais preferivelmente feito 0,050% ou menos.
[0051] 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 notavelmente degradada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,50% ou menos. Em particular, quando se solda uma pluralidade de vezes, a tenacidade à baixa temperatura do metal de solda reaquecida é um tanto degradada, então o limite superior é mais preferivelmente feito 0,40% ou menos.
[0052] 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 segregação é promovida e a tenacidade à baixa temperatura é degradada. Note apenas 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.
[0053] Ni é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento para garantir a resistência e ainda melhorara a tenacidade à baixa temperatura. É preferivelmente incluído em uma quantidade de 1,30% ou mais. Por outro lado, se o teor de Ni for muito grande, o fraPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 22/51
20/40 turamento a alta temperatura algumas vezes ocorre, então o limite superior foi feito 3,20% ou menos.
[0054] O Al é um elemento adicionado para melhorar o refino e a solidificação quando se produz cordão de solda. É também adicionado ao metal base, então 0,0005% ou mais são algumas vezes incluídos. Além disso, para utilizar ativamente os óxidos finos à base de Ti e suprimir o embrutecimento dos grãos do cordão de solda, 0,001% ou mais de Al estão preferivelmente 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.
[0055] 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 preferivelmente feito 0,050% ou menos.
[0056] O é uma impureza. A quantidade de oxigênio que permanece finalmente no metal de solda é geralmente 0,0001% ou mais. Entretanto, quando a quantidade de O permanece em mais de 0,0500%, os óxidos brutos 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.
[0057] 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.
[0058] P e S são impurezas. Para reduzir a deterioração da tenaPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 23/51
21/40 cidade 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 temperatura, o limite superior mais preferível de P é 0,010%.
[0059] O metal da solda pode também conter B.
[0060] 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.
[0061] 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 austenita anterior do metal de solda reaquecido uma largura de 10 mm ou menos e um comprimento de 50 mm 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.
[0062] 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 preferível 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.
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22/40 [0063] Quando se usa um microscópio ótico para observar as estruturas 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, mecanicamente polida, e então causticada por Nital. A amostra usada para observação 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 presente invenção por um microscópio ótico está mostrada esquematicamente na figura 4.
[0064] 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 microscópio ótico, martensita, da mesma forma que na FIG, 4(a), é também compreendida de camadas finas 5 e cementita fina 6 precipitada nas camadas. A figura 4(b) mostra uma estrutura metálica também chamada de pseudo bainita superior. Ela tem camadas de larguras maiores que a bainita inferior da FIFG. 4(a). Além disso, ela não tem cementita fina nas camadas, 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).
[0065] 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
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23/40 bainita granular lembra a ferrita acicular. Conforme mostrado esquematicamente na figura 5, ela tem MA mais bruto que a pseudo bainita superior e, ao contrário da bainita, tem ferrita granular 7 presente. [0066] Além disso, para fazer a resistência à tração na direção circunferencial 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 indicador 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.
[0067] 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, V e B são teores (% em massa) dos elementos.
[0068] Note que quando os teores dos elementos contidos opcionalmente 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 capacidade de endurecimento Pcm são calculados assumindo-os como sendo 0.
[0069] A zona de soldagem e a HAZ do tubo de aço são preferiPetição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 26/51
24/40 velmente 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 formada na HAZ reaquecida quebra em bainita e cementita, enquanto as formas são similares à MA em observação em um SEM, os interiores contêm precipitado fino branco tornando possível a diferenciação da MA.
[0070] O tratamento térmico da zona de solda e da HAZ pode ser executado pelo aquecimento a partir da superfície externa por um queimador ou um aquecimento a alta frequência. 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 produtividade, ao tempo de manutenção é preferivelmente 180 s ou menos.
EXEMPLOS [0071] A presente invenção será explicada em maiores detalhes abaixo através do uso de exemplos.
(Exemplo 1) [0072] Aços feitos de composições químicas da Tabela 1 e da Tabela 2 (continuação da Tabela 1) foram produzidos e lingotados continuamente para se obter placas de aço tendo espessuras de 240 mm. Os espaços em branco na Tabela 1 significam o teor do ingrediente é
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25/40 menor que o limite detectável. Essas placas de aço foram aquecidas até 1100 a 1210°C, laminadas 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 lam inação 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.
[0073] As chapas de aço obtidas foram conformadas em tubos pelo processo UOE, então as porções de costura foram soldadas a partir da superfície interna e da superfície externa por uma camada cada por soldagem a arco submerso. As composições químicas nos cordões de solda eram aquelas 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.
[0074] 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 estrutura 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. Posteriormente, 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 impacto Charpy da HAZ foi conduzido de forma que a posição do entalhe se tornou 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
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26/40 tração da direção circunferencial medida usando-se o metal da solda na parte central do corpo de prova é equivalente à resistência à tração do material matriz. Foi confirmado que a posição de quebra foi o metal base.
[0075] Além disso, foram tiradas amostras do metal de solda de alguns dos tubos de aço e analisados quanto às composições químicas. Os resultados estão mostrados na Tabela 4. Os espaços em branco na Tabela 4 mostram 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.
[0076] 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 queimador 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
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27/40 temperatura de tratamento térmico. As amostras foram tratadas termicamente sob as condições mostradas 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 usando-se o metal de solda como parte central do corpo de prova. Os resultados estão mostrados na Tabela 5. O metal de solda foi tratado termicamente 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 mostrados na Tabela 7.
[0077] Na Tabela 3, os Materiais Matrizes de Tubos de Aço nos B1 a B22 mostram amostras da presente invenção. Essas chapas de aço têm todas altas resistências à tração, MA fina observada nos limites dos grãos da austenita anterior da HAZ reaquecida, superior em tenacidade à baixa temperatura da HAZ, e energia de absorção Charpy da HAZ a -40°C e -60°C mostrados por vE-40 e vE-60, de mais de 50J. [0078] 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+Al+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 n° 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 acima das faixas da presente invenção, então a tenacidade da HAZ cai notavelmente.
[0079] Os Metais de Solda nos W1 W14 mostrados na Tabela 5 são exemplos da invenção com ingredientes do metal da solda nas faixas preferíveis. Por essa razão, a MA do metal de soda reaquecido
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28/40 é fino e a energia de absorção Charpy do metal de solda a -40°C e 60°C mostrados por vE-40 e vE-60 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 nos W21 a W25 são exemplos de referência com composições químicas do metal da solda fora das faixas preferíveis.
[0080] 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 n° W18 tem uma quantidade de P e i n° W19 uma quantidade de S acima das faixas preferíveis, então são exemplos de queda na tenacidade do metal de solda. O Metal de Solda n° W20 tem uma quantidade de Ti acima da faixa preferível, então carbonetos de Ti são formados e a tenacidade do metal de solda cai.
[0081] O Metal de Solda n° W21 tem uma quantidade de Si e o n° 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 n° W23 tem uma quantidade de Ni maior que a faixa preferível. Embora boa em resistência e tenacidade, ocorrem fraturas a alta temperatura. O Metal de Solda n° W24 tem uma quantidade de Cr+Mo+V menor que a faixa preferível, então a resistência à tração cai, enquanto o Metal de Solda n° 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 tenacidade do metal de solda cai.
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29/40 [0082] 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 circunferencial cai, a MA da HAZ reaquecida se quebra e se torna mais fina, e a tenacidade é melhorada. Por outro lado, o Material Matriz de Tubo de Aço n° B20 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, 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.
[0083] 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 n° 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 temperatura preferível. Embora algumas quebras da MA sejam observadas, a tenacidade não cai se comparada com antes do tratamento térmico.
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Tabela 1
Chapa de Aço n° Composições químicas (% em massa)
C Si Mn P S Mo Nb Al Ti B Cu Ni
A 0.035 0.10 1.95 0.005 0.0005 0.09 0.025 0.004 0.012 0.0010 0.50
B 0.040 0.10 1.81 0.008 0.0006 0.04 0.016 0.013 0.003 0.0005 0.40
C 0.040 0.08 1.90 0.003 0.0008 0.07 0.017 0.008 0.012 0.0030 0.30 0.30
D 0.046 0.07 2.12 0.004 0.0003 0.06 0.016 0.010 0.016 0.0003 0.30 0.80
E 0.044 0.11 1.85 0.009 0.0006 0.01 0.014 0.007 0.012 0.0020 0.30
F 0.045 0.10 1.85 0.026 0.0004 0.01 0.013 0.015 0.012 0.0004 0.35 0.35
G 0.036 0.02 1.80 0.003 0.0006 0.15 0.030 0.005 0.013 0.015
H 0.035 0.01 1.90 0.007 0.0005 0.08 0.030 0.013 0.008 0.0003 0.30 0.50
I 0.036 0.10 1.90 0.005 0.0002 0.07 0.015 0.013 0.010 0.0008 0.20
J 0.045 0.11 2.20 0.008 0.0004 0.11 0.012 0.004 0.030 0.0008 0.30 0.30
K 0.046 0.11 1.85 0.002 0.0003 0.01 0.020 0.004 0.024 0.0026
L 0.048 0.11 2.12 0.004 0.0006 0.02 0.014 0.010 0.012 0.0006 0.40
M 0.035 0.11 1.86 0.006 0.0008 0.05 0.015 0.015 0.024 0.0025
N 0.046 0.12 2.12 0.006 0.0006 0.05 0.015 0.001 0.013 0.0005 0.30 0.35
O 0.040 0.08 2.00 0.004 0.0004 0.07 0.015 0.017 0.012 0.0010 0.30 0.50
P 0.035 0.18 2.00 0.003 0.0006 0.01 0.013 0.006 0.008 0.0003 0.40 0.80
Q 0.040 0.08 1.96 0.002 0.0006 0.06 0.018 0.003 0.010 0.0019
R 0.040 0.13 2.20 0.004 0.0006 0.08 0.016 0.003 0.005 0.0003 0.30 0.50
S 0.052 0.06 2.30 0.007 0.0003 0.01 0.013 0.016 0.026 0.0030 0.40
30/40
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Continuação...
Chapa de Aço n° Composições químicas (% em massa)
C Si Mn P S Mo Nb Al Ti B Cu Ni
T 0.038 0.07 2.20 0.003 0.0005 0.10 0.014 0.020 0.012 0.0003 1.00 0.80
U 0.036 0.12 1.80 0.002 0.0008 0.08 0.016 0.003 0.017 0.0026 0.05
V 0.038 0.10 1.96 0.004 0.0025 0.01 0.015 0.020 0.018 0.0002 1.00
W 0.005 0.18 2.20 0.005 0.0026 0.40 0.030 0.005 0.012 0.0026 0.50 0.80
X 0.210 0.45 1.75 0.007 0.0015 0.01 0.030 0.016 0.013 0.0003
Y 0.040 0.12 3.50 0.015 0.0021 0.02 0.030 0.017 0.008 0.0029
Z 0.060 0.25 1.93 0.040 0.0026 0.60 0.030 0.009 0.019 0.0002
AA 0.045 0.17 1.86 0.003 0.0351 0.30 0.021 0.005 0.017 0.0027 0.30 0.30
AB 0.060 0.05 1.96 0.005 0.0030 0.30 0.030 0.100 0.023 0.0060
AC 0.059 0.09 2.40 0.003 0.0009 0.30 0.030 0.003 0.064 0.0002 0.60
AD 0.046 0.12 1.85 0.019 0.0008 0.02 0.030 0.014 0.002 0.0021 0.40 0.13
AE 0.060 1.50 1.96 0.002 0.0015 0.30 0.030 0.003 0.010 0.0003 0.50 1.50
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Tabela 2
Chapa de Aço n° Composições Químicas (% em massa) Ceq Pcm Notas
Cr, W, V, Zr, Ta Mg, Ca, REM, Y, Hf, Re C+0.25Si+Al+0.1Mo+Nb
A Cr: 0.30, V: 0.060 Mg: 0.0053 0.098 0.483 0.176
B V: 0.060 Ca: 0.0012 0.098 0.388 0.152
C V: 0.040 REM: 0.0008 0.092 0.419 0.181
D V: 0.050, Zr: 0.0051 0.096 0.495 0.193
E Cr: 0.30, V: 0.060, Ta: 0.0032 0.094 0.446 0.177
F Cr: 0.60, Zr: 0.0012 Ca: 0.0021 0.099 0.522 0.197
G W: 0.50, V: 0.060 Mg: 0.0038 0.091 0.378 0.150
H Cr: 0.30, V: 0.100 Ca: 0.0022 0.089 0.501 0.186
I V: 0.050 0.096 0.390 0.151
J Cr: 0.60, V: 0.070 Mg: 0.0018 Ca: 0.0024 0.100 0.608 0.227
K 0.099 0.356 0.156 Exemplo da
L Cr: 0.50, V: 0.060, Zr: 0.0137 0.102 0.544 0.200 Invenção
M Cr: 0.40, V: 0.090 0.098 0.453 0.177
N Cr: 0.60 Mg: 0.0033 Ca: 0.0035 0.097 0.573 0.213
O Y: 0.0010 0.099 0.441 0.176
P Cr: 0.70 REM: 0.0007 0.100 0.590 0.212
Q Cr: 0.30, Zr: 0.0008 Re: 0.0025 0.087 0.439 0.169
R Ta: 0.0229 0.099 0.476 0.185
S Cr: 030 REM: 0.0006 0.097 0.524 0.206
T Cr: 0.60, V: 0.050 Mg: 0.0025 Ca: 0.0017 0.100 0.675 0.257
U V: 0.050 Hf: 0.0020 0.093 0.365 0.156
V Cr: 1.00 Ca: 0.0021 0.099 0.633 0.208
W Cr: 0.50, V: 0.050 0.125 0.648 0.229 Exemplo Comparativo
X V: 0.200 Ca: 0.0013 0.370 0.544 0.335
Y REM: 0.0012 0.119 0.627 0.235
Z Cr: 0.60, V: 0.060 0.221 0.634 0.242
32/40
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 35/51
Continuação da Tabela 2
Chapa de Aço n° Composições Químicas (% em massa) Ceq Pcm Notas
Cr, W, V, Zr, Ta Mg, Ca, REM, Y, Hf, Re C+0.25Si+Al+0.1Mo+Nb
AA Cr: 0.30 Mg: 0.0005 0.144 0.515 0.212
AB Cr: 0.30, V: 0.080 0.233 0.523 0.233
AC Cr: 0.30 Ca: 0.0017 0.145 0.619 0.228
AD 0.122 0.394 0.177
AE Cr: 0.30 REM: 0.0007 0.498 0.640 0.295
Tabela 3
Metal base do tubo de aço Chapa de Aço n° Espessura MA da HAZ reaquecida Metal base Tenacidade a HAZ Notas
mm Largura Comprimento Resistência à tração vE -40 vE -60
pm pm MPa J J
B1 A 14 4 30 915 100 80
B2 B 25 3 20 923 90 70
B3 C 16 2 15 945 94 74
B4 D 15 4 24 932 125 65
B5 E 19 6 26 915 110 74
B6 F 17 5 32 910 95 75
B7 G 15 4 24 950 105 75
B8 H 16 5 15 920 91 71 Exemplo da
B9 I 21 4 16 940 112 82 Invenção
B10 J 23 2 18 925 110 70
B11 K 15 9 24 956 87 67
B12 L 16 7 22 1000 110 70
B13 M 17 5 26 950 117 77
B14 N 19 6 24 945 101 71
B15 O 24 4 31 923 94 74
B16 P 16 2 34 924 90 70
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Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 36/51
Continuação da Tabela 3
Metal base do tubo de aço Chapa de Aço n° Espessura MA da HAZ reaquecida Metal base Tenacidade a HAZ Notas
mm Largura Comprimento Resistência à tração vE -40 vE -60
pm pm MPa J J
B17 Q 19 8 24 940 120 60
B18 R 20 4 25 915 87 67
B19 S 16 3 27 926 89 69 Exemplo da
B20 T 21 1 29 930 91 71 Invenção
B21 U 13 2 32 915 110 70
B22 V 17 4 14 915 130 74
B23 W 15 11 30 750 25 15
B24 X 16 15 Z0 1150 13 5
B25 Y 21 12 80 1020 46 26
B26 Z 23 11 30 915 5 5 Exemplo Comparativo
B27 AA 15 16 20 925 5 5
B28 AB 17 11 55 915 20 0
B29 AC 19 14 45 930 48 28
B30 AD 23 13 40 915 26 10
B31 AE 16 17 60 900 25 5
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Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 37/51
Tabela 4
Metal de Solda n° Código da Chapa de Aço Composições químicas (% em massa) Ceq Pcm Notas
C Si Mn P S Ti Al Ni Cr Mo V B O Cr+M o+V
W1 A 0.055 0.25 1.63 0.005 0.0005 0.020 0.010 3.00 1.00 1.36 0.035 0.0003 0.0245 2.40 1.006 0.341
W2 B 0.044 0.20 1.43 0.008 0.0006 0.018 0.008 2.90 1.00 1.50 0.060 0.0005 0.0285 2.41 0.988 0.329
W3 C 0.100 0.08 1.40 0.003 0.0008 0.025 0.005 2.50 1.00 1.20 0.040 0.0003 0.0213 2.24 0.948 0.350
W4 D 0.070 0.05 1.50 0.004 0.0003 0.026 0.004 2.40 0.88 1.23 0.050 0.0006 0.0265 2.16 0.912 0.321
W5 E 0.060 0.35 1.52 0.009 0.0006 0.021 0.056 3.00 0.90 1.32 0.060 0.0010 0.0323 2.28 0.969 0.342
W6 F 0.070 0.10 1.25 0.005 0.0004 0.026 0.003 2.45 1.11 1.11 0.040 0.0006 0.0245 2.26 0.894 0.313 Exemplo da Invenção
W7 G 0.045 0.02 1.80 0.003 0.0006 0.021 0.015 2.65 1.00 0.95 0.060 0.0015 0.0198 2.01 0.924 0.307
W8 H 0.080 0.15 1.80 0.007 0.0005 0.026 0.001 1.40 0.95 1.50 0.030 0.0006 0.0178 2.48 0.969 0.352
W9 I 0.070 0.17 1.65 0.005 0.0002 0.030 0.003 3.00 0.85 1.45 0.050 0.0008 0.0426 2.35 1.015 0.356
W10 J 0.060 0.30 1.95 0.008 0.0004 0.035 0.012 3.00 0.60 0.40 0.070 0.0351 2.35 0.799 0.281
W11 K 0.040 0.22 1.40 0.002 0.0003 0.024 0.001 2.80 1.30 1.50 0.060 0.0026 0.0215 2.41 1.032 0.348
W12 L 0.050 0.25 1.56 0.004 0.0006 0.004 0.005 2.50 1.30 1.23 0.060 0.0198 2.32 0.995 0.331
W13 M 0.060 0.31 1.43 0.006 0.0008 0.045 0.012 2.50 1.50 1.24 0.050 0.0025 0.0234 2.41 1.023 0.359
W14 N 0.060 0.20 1.56 0.006 0.0006 0.025 0.007 2.13 1.23 1.12 0.000 0.0045 0.0195 2.35 0.932 0.339
W15 O 0.005 0.28 1.42 0.004 0.0004 0.026 0.013 2.56 1.02 1.12 0.000 0.0010 0.0234 2.14 0.840 0.259
W16 P 0.200 0.32 1.45 0.003 0.0006 0.023 0.002 2.45 1.13 1.12 0.000 0.0195 2.25 1.055 0.455 Exemplo Compara- tivo
W17 Q 0.050 0.24 2.50 0.004 0.0006 0.020 0.006 2.56 1.03 1.05 0.050 0.0003 0.0189 2.13 1.063 0.354
W18 R 0.080 0.31 1.60 0.025 0.0008 0.020 0.026 2.56 1.12 1.02 0.050 0.0026 0.0256 2.19 0.955 0.355
W19 S 0.080 0.31 1.63 0.004 0.0200 0.025 0.021 2.85 1.13 1.12 0.040 0.0006 0.0234 2.29 1.000 0.358
W20 T 0.060 0.15 1.56 0.002 0.0006 0.100 0.032 2.85 1.03 1.03 0.040 0.0002 0.0256 2.10 0.930 0.316
W21 U 0.100 0.80 1.45 0.003 0.0005 0.035 0.024 3.00 0.96 0.96 0.050 0.0243 1.97 0.936 0.366
W22 V 0.070 0.18 1.70 0.005 0.0021 0.016 0.150 0.50 1.05 0.96 0.050 0.0026 0.0267 2.06 0.799 0.304 Exemplo
W23 W 0.060 0.15 1.75 0.007 0.0002 0.018 0.021 4.00 0.89 0.86 0.030 0.0005 0.0321 1.78 0.974 0.327 de Refe-
W24 X 0.040 0.12 1.65 0.005 0.0003 0.020 0.003 2.56 0.0029 0.0248 0.486 0.184 rência
W25 Y 0.060 0.25 1.63 0.005 0.0006 0.036 0.033 2.85 3.50 0.60 0.060 0.0216 4.16 1.354 0.418
35/40
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 38/51
Tabela 5
Metal base do tubo de aço Chapa de Aço n° MA do metal de solda reaquecido Propriedades mecânicas do metal de solda Notas
Largura Comprimento Resistência à tração vE-40 vE -60
pm pm MPa J J
W1 A 2 20 1056 120 95 Exemplo da Invenção
W2 B 3 10 1037 130 105
W3 C 4 15 995 125 100
W4 D 2 10 958 135 110
W5 E 4 30 1018 145 120
W6 F 6 20 1012 124 99
W7 G 2 14 1031 135 110
W8 H 5 15 1018 105 80
W9 I 4 12 1066 124 99
W10 J 3 15 939 125 100 Exemplo Comparativo
W11 K 2 13 1084 150 125
W12 L 5 24 1044 110 85
W13 M 4 25 1074 151 126
W14 N 6 14 979 115 90
W15 W 2 25 882 130 105
W16 X 11 55 1108 30 5
W17 Y 12 53 1117 30 5
W18 Z 6 15 1003 24 10
W19 AA 4 12 1050 45 20
W20 AC 9 46 977 45 20
W21 O 13 55 982 35 10 Exemplo de Referência
W22 P 15 65 902 25 0
W23 Q 4 15 1023 110 90
W24 R 4 15 870 42 17
W25 S 11 51 1221 10 5
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Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 39/51
Tabela 6
Metal Base de Tubo de Aço n° Chapa de Aço n° Temperatura do Tratamento Térmico MA de HAZ reaquecida Direção Circunferencial Tenacidade da HAZ Notas
Largura Comprimento Resistência à tração vE-40 vE -60
pm pm MPa J J
B1 A 350 3 25 905 130 90 Exemplo da Invenção
B2 B 400 2 15 913 120 80
B3 C 450 1 10 935 124 84
B4 D 500 3 19 922 155 75
B5 E 300 5 21 905 140 84
B6 F 350 4 27 900 125 85
B7 G 400 3 19 940 135 85
B8 H 450 4 10 910 121 81
B9 I 440 3 11 930 142 92
B10 J 320 1 13 915 140 80
B11 K 350 8 19 946 117 77
B12 L 280 6 17 990 140 80
B13 M 350 4 21 940 147 87
B14 N 420 5 19 935 131 81
B15 O 400 3 26 913 124 84
B16 P 380 1 29 914 120 80
B17 Q 480 7 19 930 150 70
B18 R 280 3 20 905 117 77
owzs
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 40/51
Continuação da Tabela 6
Metal Base de Tubo de Aço n° Chapa de Aço n° Temperatura do Tratamento Térmico MA de HAZ reaquecida Direção Circunferencial Tenacidade da HAZ Notas
°C Largura Comprimento Resistência à tração vE-40 vE -60
pm pm MPa J J
B19 S 420 2 22 916 119 79
B20 T 180 1 28 938 92 72
B21 U 570 1 27 905 55 40
B22 V 620 3 9 905 60 45
Tabela 7
Metal Base de Tubo de Aço n° Chapa de Aço n° Temperatura do Tratamento Térmico MA de HAZ reaquecida Direção Circunferencial Tenacidade da HAZ Notas
Largura Largura Resistência à tração vE-40 vE -60
pm pm MPa J J
W1 A 350 1 15 1046 165 120 Exemplo da Invenção
W2 B 400 2 5 1027 175 130
W3 C 450 3 10 985 170 125
W4 D 500 1 5 948 180 135
W5 E 300 3 25 1008 190 145
W6 F 350 5 15 1002 169 124
W7 G 400 1 9 1021 180 135
W8 H 450 4 10 1008 150 105
W9 I 440 3 7 1056 169 124
38/40
Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 41/51
Continuação da Tabela 7
Metal Base de Tubo de Aço n° Chapa de Aço n° Temperatura do Tratamento Térmico MA de HAZ reaquecida Direção Circunferencial Tenacidade da HAZ Notas
°C Largura Comprimento Resistência à tração vE-40 vE -60
pm pm MPa J J
W11 K 350 1 8 1074 195 150
W12 L 180 5 23 1046 112 87
W13 M 570 3 20 1064 75 45
W14 N 620 5 9 980 55 40
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APLICABILIDADE INDUSTRIAL [0084] 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 produção 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 resistência para tubo de oleoduto e um método de produção da mesma.
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1/3

Claims (6)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Tubo de aço para tubulação de transporte caracterizado pelo fato de que compreende 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 0,09%,
    Al: 0,0005 a 0,030% e
    Nb: 0,013 a 0,030% em uma faixa de
    C+0,25Si+0,1Mo+Al+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 um saldo de 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 mm ou menos e um comprimento de 50 mm ou menos, e o metal da solda tem uma composição 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%,
    Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 44/51
  2. 2/3
    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.
    2. Tubo de aço para tubulação de transporte de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o metal base tem uma resistência à tração na direção circunferencial de 900 MPa ou mais.
  3. 3. Tubo de aço para tubulação de transporte de acordo com a reivindicação 2, caracterizado pelo fato de que o metal da solda tem uma composição química contendo, em % em massa, B: 0,0001 a 0,0050%.
  4. 4. Tubo de aço para tubulação de transporte de acordo com a reivindicação 1, 2 ou 3, 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%.
  5. 5. Tubo de aço para tubulação de transporte de acordo com a reivindicação 1, 2, 3 ou 4, 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%,
    Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 45/51
    3/3
    Zr: 0,0001 a 0,0500%, e
    Ta: 0,0001 a 0,0500%.
  6. 6. Tubo de aço para tubulação de transporte de acordo com a reivindicação 1, 2, 3, 4 ou 5, 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%.
    Petição 870180017198, de 02/03/2018, pág. 46/51
    1/2
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Families Citing this family (33)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5098235B2 (ja) * 2006-07-04 2012-12-12 新日鐵住金株式会社 低温靱性に優れたラインパイプ用高強度鋼管及びラインパイプ用高強度鋼板並びにそれらの製造方法
EP2093302B1 (en) * 2006-11-30 2017-01-25 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Weld steel pipe with excellent low-temperature toughness for high-strength line pipe and process for producing the same
US8039118B2 (en) * 2006-11-30 2011-10-18 Nippon Steel Corporation Welded steel pipe for high strength line pipe superior in low temperature toughness and method of production of the same
JP5251089B2 (ja) * 2006-12-04 2013-07-31 新日鐵住金株式会社 低温靱性に優れた高強度厚肉ラインパイプ用溶接鋼管及びその製造方法
US8110292B2 (en) * 2008-04-07 2012-02-07 Nippon Steel Corporation High strength steel plate, steel pipe with excellent low temperature toughness, and method of production of same
US8641836B2 (en) * 2009-10-28 2014-02-04 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Steel plate for line pipe excellent in strength and ductility and method of production of same
RU2518830C1 (ru) * 2010-06-30 2014-06-10 Ниппон Стил Энд Сумитомо Метал Корпорейшн Горячекатаный стальной лист и способ его изготовления
CN102409260A (zh) * 2010-09-21 2012-04-11 鞍钢股份有限公司 一种具有良好低温韧性的压力容器用厚板及其生产方法
KR101582782B1 (ko) * 2010-12-22 2016-01-05 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 용접 솔리드 와이어 및 용접 금속
KR101253899B1 (ko) * 2010-12-27 2013-04-16 주식회사 포스코 강도 및 저온 인성이 우수한 후판강재 및 그 제조방법
WO2012105452A1 (ja) * 2011-02-01 2012-08-09 三菱重工業株式会社 Ｎｉ基高Ｃｒ合金溶接ワイヤ、被覆アーク溶接棒及び被覆アーク溶着金属
EP2692875B1 (en) * 2011-03-30 2017-12-13 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Electroseamed steel pipe and process for producing same
CN102199995B (zh) * 2011-04-13 2013-05-15 安徽天大石油管材股份有限公司 一种高精度特殊螺纹套管接箍的制造方法
CN102240865A (zh) * 2011-06-28 2011-11-16 首钢总公司 超高强管线钢用高强度高韧性埋弧焊丝
JP2013078775A (ja) * 2011-10-03 2013-05-02 Jfe Steel Corp 溶接熱影響部靱性に優れた溶接鋼管およびその製造方法
CN102409254B (zh) * 2011-11-25 2013-05-22 山西太钢不锈钢股份有限公司 一种压力容器用钢板的热处理方法
KR20140127870A (ko) * 2012-03-01 2014-11-04 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 대입열 용접용 강재
WO2015022899A1 (ja) 2013-08-16 2015-02-19 新日鐵住金株式会社 溶接部品質の優れた電縫鋼管及びその製造方法
DE112014001895T5 (de) * 2013-09-27 2016-01-07 Komatsuseiki Kosakusho Co., Ltd. Verfahren zum Verbinden von Edelstahlelementen und Edelstähle
CN103740925B (zh) * 2013-12-26 2015-03-25 秦皇岛首秦金属材料有限公司 采用喷射和层流冷却联动生产高强韧性管线钢的方法
CN103952641B (zh) * 2014-04-10 2016-10-05 日照钢铁控股集团有限公司 耐scc腐蚀管线钢及其制造工艺
KR101434335B1 (ko) * 2014-07-11 2014-08-27 이두영 용접 및 열처리가 가능한 맞대기 용접기
KR101696025B1 (ko) 2014-08-21 2017-01-13 주식회사 포스코 충격인성이 우수한 용접이음부 및 그 제조 방법
CN104789890A (zh) * 2015-03-20 2015-07-22 苏州科胜仓储物流设备有限公司 一种具有锌镍合金涂层的高强度钢板及其热处理工艺
CN104862591B (zh) * 2015-05-26 2017-03-22 宝山钢铁股份有限公司 一种高强度高压油管用钢、高压油管及其制造方法
CN106011622B (zh) * 2016-06-11 2018-07-31 青岛果子科技服务平台有限公司 一种超高强度高变形性能的焊接钢管的制造方法
CN111094609B (zh) 2017-09-19 2021-09-14 日本制铁株式会社 钢管和钢板
CN108637428B (zh) * 2018-05-18 2020-10-27 共享铸钢有限公司 一种高强度齿圈类铸钢件缺陷焊补修复方法
CN109266975B (zh) * 2018-10-25 2021-08-31 青岛天赢智能工业股份有限公司 一种高强度高低温冲击韧性合金及其制备和热处理工艺
CN111015015A (zh) * 2019-10-22 2020-04-17 上海大西洋焊接材料有限责任公司 一种用于60Kg级钢板焊接的低合金钢气体保护焊焊丝
CN111218613A (zh) * 2020-01-08 2020-06-02 河北华进贸易有限公司 海洋耐候桥梁钢板
CN114182169A (zh) * 2021-11-22 2022-03-15 燕山大学 一种厚壁大口径x80m级热煨弯管用板及其制造方法
CN115502610A (zh) * 2022-10-14 2022-12-23 成都先进金属材料产业技术研究院股份有限公司 一种含钒钛的高强钢用焊丝钢水和高强钢用焊丝及其生产方法

Family Cites Families (23)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS624826A (ja) 1985-07-01 1987-01-10 Kobe Steel Ltd 不安定延性破壊伝播停止特性にすぐれた高強度高靭性ラインパイプ用鋼板の製造方法
US5755895A (en) 1995-02-03 1998-05-26 Nippon Steel Corporation High strength line pipe steel having low yield ratio and excellent in low temperature toughness
JP3817887B2 (ja) 1997-02-25 2006-09-06 住友金属工業株式会社 高靭性高張力鋼およびその製造方法
JPH10324950A (ja) * 1997-03-26 1998-12-08 Sumitomo Metal Ind Ltd 高強度溶接鋼構造物およびその製造方法
JP3519966B2 (ja) * 1999-01-07 2004-04-19 新日本製鐵株式会社 低温靱性に優れた超高強度ラインパイプおよびその製造法
JP4112733B2 (ja) 1999-03-08 2008-07-02 新日本製鐵株式会社 強度および低温靭性に優れた５０キロ（４９０ＭＰａ）ないし６０キロ（５８８ＭＰａ）級の厚手高張力鋼板の製造方法
JP2001303191A (ja) 2000-04-19 2001-10-31 Nippon Steel Corp 溶接部ｈａｚ靱性に優れた超高強度ラインパイプ鋼管とその製造方法
JP3487262B2 (ja) * 2000-05-26 2004-01-13 住友金属工業株式会社 Ｃｔｏｄ特性に優れた高強度厚鋼板及びその製造方法
JP4072009B2 (ja) 2002-07-01 2008-04-02 新日本製鐵株式会社 圧潰強度の高いｕｏｅ鋼管の製造方法
JP3968011B2 (ja) 2002-05-27 2007-08-29 新日本製鐵株式会社 低温靱性および溶接熱影響部靱性に優れた高強度鋼とその製造方法および高強度鋼管の製造方法
JP4119706B2 (ja) 2002-08-02 2008-07-16 新日本製鐵株式会社 溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管およびその製造方法
JP4171267B2 (ja) 2002-09-05 2008-10-22 新日本製鐵株式会社 溶接部靱性に優れた高強度溶接鋼管およびその製造方法
JP4564245B2 (ja) * 2003-07-25 2010-10-20 新日本製鐵株式会社 溶接金属の低温割れ性に優れた超高強度溶接継手及び高強度溶接鋼管の製造方法
CN1894434B (zh) * 2003-12-19 2010-06-02 新日本制铁株式会社 用于超高强度管线管的钢板和具有优异的低温韧度的超高强度管线管及其制造方法
JP4299743B2 (ja) * 2004-07-21 2009-07-22 新日本製鐵株式会社 母材靭性と超大入熱溶接部ｈａｚ靭性に優れた高強度溶接構造用高靭性鋼とその製造方法
CN100558924C (zh) * 2004-11-05 2009-11-11 住友金属工业株式会社 高强度焊接钢管
JP4226626B2 (ja) 2005-11-09 2009-02-18 新日本製鐵株式会社 音響異方性が小さく溶接性に優れる、板厚中心部も含めて降伏応力４５０ＭＰａ以上かつ引張強さ５７０ＭＰａ以上の高張力鋼板およびその製造方法
JP5098235B2 (ja) * 2006-07-04 2012-12-12 新日鐵住金株式会社 低温靱性に優れたラインパイプ用高強度鋼管及びラインパイプ用高強度鋼板並びにそれらの製造方法
US8039118B2 (en) * 2006-11-30 2011-10-18 Nippon Steel Corporation Welded steel pipe for high strength line pipe superior in low temperature toughness and method of production of the same
JP5251089B2 (ja) * 2006-12-04 2013-07-31 新日鐵住金株式会社 低温靱性に優れた高強度厚肉ラインパイプ用溶接鋼管及びその製造方法
JP5223375B2 (ja) * 2007-03-01 2013-06-26 新日鐵住金株式会社 低温靭性に優れるラインパイプ用高強度熱延鋼板およびその製造方法
US8110292B2 (en) * 2008-04-07 2012-02-07 Nippon Steel Corporation High strength steel plate, steel pipe with excellent low temperature toughness, and method of production of same
RU2509171C1 (ru) * 2010-02-04 2014-03-10 Ниппон Стил Корпорейшн Высокопрочная сварная стальная труба и способ ее получения

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