BRPI0921686B1

BRPI0921686B1 - Método para produção de chapa de aço e tubo de aço para oleodutos

Info

Publication number: BRPI0921686B1
Application number: BRPI0921686-3A
Authority: BR
Inventors: Hara Takuya; Fujishiro Taishi; Terada Yoshio; Shinohara Yasuhiro; Shimizu Atsushi; Uchida Yuu
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2008-11-06
Filing date: 2009-11-06
Publication date: 2018-01-02
Also published as: BRPI0921686A2; CN102203301A; RU2461636C1; WO2010052926A1; JP4819185B2; CN102203301B; JPWO2010052926A1

Description

(54) Título: MÉTODO PARA PRODUÇÃO DE CHAPA DE AÇO E TUBO DE AÇO PARA OLEODUTOS (51) lnt.CI.: C21D 8/02; B21B 3/00; B21C 37/08; C21D 8/10; C21D 9/08; C21D 9/50; C22C 38/00;

C22C 38/14; C22C 38/58 (30) Prioridade Unionista: 06/11/2008 JP 2008-285612 (73) Titular(es): NIPPON STEEL & SUMITOMO METAL CORPORATION (72) Inventor(es): TAKUYA HARA; TAISHI FUJISHIRO; YOSHIO TERADA; YASUHIRO SHINOHARA; ATSUSHI SHIMIZU; YUU UCHIDA

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Relatório Descritivo da Patente de Invenção para MÉTODO

PARA PRODUÇÃO DE CHAPA DE AÇO E TUBO DE AÇO PARA OLEODUTOS.

ANTECEDENTES DA INVENÇÃO

Campo da Invenção

A presente invenção refere-se a um método de produção de uma chapa de aço para uso em uma tubulação de resistência ultra-alta tendo ma resistência à tração (TS) de 625 MPa ou maior na direção circunferencial do tubo de aço bem como uma excelente capacidade de deformação e tenacidade a baixa temperatura e a um método de produção de um tubo de aço a ser usado como um tubo de oleoduto de resistência ultra-alta produzido usando-se essa chapa de aço. Partícularmente, o tubo de aço obtido pelo método de produção da presente invenção pode ser amplamente usado em uma tubulação de transporte de gás natural e petróleo,

É reivindicada prioridade sobre a Pedido de Patente Japonesa n° 2008-285612, registrada em 6 de novembro de 2008, cujo teor está aqui incorporado como referência.

Descrição da Técnica Relacionada

Em anos recentes, a importância dos oleodutos aumentou como método de transporte a longa distância de óleo e gás natural. Atualmente, o padrão X65 do American Petroleum Institute (API) chegou a formar a base do projeto dos principais tubos para oleodutos para transporte a longa distância, e a quantidade atual de uso de tubos para oleodutos X65 é extremamente grande. Entretanto, há uma demanda para tubos para oleodutos com maior resistência para alcançar (1) melhoria na eficiência do transporte através do aumento da pressão e (2) melhoria na eficiência de construção in loco através da redução do diâmetro externo e do peso dos tubos para oleoduto- Até aqui, tubos para oleoduto de até X120 (com uma resistência à tração de 915 MPa ou mais) foram colocados em uso na prática.

Por outro lado, em anos recentes, o conceito de projeto de tubo para oleoduto mudou. No passado, tubos para oleoduto eram projetados com um estresse constante (projeto com base no estresse); entretanto,

2/36 recentemente, um projeto no qual as zonas de soldagem circunferenciais dos tubos de aço não são fraturadas nos próprios tubos não se curvam mesmo quando uma tensão é aplicada aos tubos de oleoduto (projeto com base na tensão) está ganhando aceitação. Até agora, em relação a tubos para oleoduto de alta resistência X80 ou maiores, foram estudadas as composições químicas ou as condições de produção que possam garantir tenacidade a baixa temperatura dos materiais de origem ou tenacidade nas zonas afetadas pelo calor. Entretanto, no caso de projeto com base na tensão há uma outra demanda quanto à capacidade de deformação nos materiais de origem ou capacidade de deformação nos tubos de aço após o revestimento. Sem resolver os problemas em relação à tenacidade ou capacidade de deformação, não é possível produzir tubos de aço para oleodutos de X80 ou maior usando o projeto com base na tensão. Para alcançar tubos para oleoduto com resistência ultra-alta, são necessárias condições de produção que possam garantir o equilíbrio entre a resistência e a tenacidade a baixa temperatura dos materiais de origem, a tenacidade dos metais de soldagem e das zonas afetadas pelo calor (HAZ), a capacidade de soldagem in loco, a resistência ao amolecimento da junta, a resistência à fratura do tubo conforme o ensaio de ruptura, ou similares, e que posas também produzir tubos de aço que sejam excelentes em termos da capacidade de deformação dos materiais de origem. Como resultado, há a demanda para desenvolvimento de tubos de oleoduto espessos com resistência ultra-alta do grau X80 ou maior que atinjam as características de tubo para oleoduto mencionadas acima.

Até aqui, em relação aos métodos de produção para tubos de aço para oleodutos, por exemplo, os métodos a seguir foram sugeridos para melhorar as características acima mencionadas dos tubos de aço. Para melhorar a capacidade de deformação de tubos de aço, a Pedido de Patente Japonesa não examinada, Primeira publicação n° 2004-131799 e a Pedido de Patente Japonesa não examinada, Primeira publicação n° 2003-293089 sugerem métodos nos quais as chapas de aço são resfriadas lentamente em uma primeira etapa até 500°C a 600°C e então resfriadas a uma taxa de res3/36 friamento mais rápida em uma segunda etapa que na primeira etapa. Com esses métodos é possível controlar as microestruturas das chapas de aço e dos tubos de aço. Além disso, na Pedido de Patente Japonesa, primeira publicação n° H11-279700 e na Pedido de Patente Japonesa, primeira publicação n° 2000-178689, para melhorar a resistência ao empeno dos tubos de aço, chapas de aço com espessura de 16 mm são produzidas executandose resfriamento a uma taxa de resfriamento constante de 15°C/s ou mais.

Citação de Patente 1 Pedido de Patente Japonesa, primeira publicação n° 2004-131799

Citação de Patente 2 Pedido de Patente Japonesa, primeira publicação n° 2003-293089

Citação de Patente 3 Pedido de Patente Japonesa, primeira publicação n° H11-279700

Citação de Patente 4 Pedido de Patente Japonesa, primeira publicaçãoFirst Publication n° 2000-178689

Entretanto, os métodos descritos na Pedido de Patente Japonesa não examinado, primeira publicação n° 2004-131799 e na Pedido de Patente Japonesa não examinado, primeira publicação n° 2003-293089 têm enormes variações nas temperaturas nas quais o resfriamento à água é interrompido, e portanto há um problema pelo fato de que a qualidade das chapas de aço varia significativamente. Em adição, mesmo os métodos descritos na Pedido de Patente Japonesa não examinado, primeira publicação n° H11-279700 e na Pedido de Patente Japonesa não examinado, primeira publicação n° 2000-178689 têm enormes variações nas temperaturas nas quais o resfriamento à água é interrompido, e portanto há problemas pelo fato de que a resistência das chapas de aço varia significativamente em adição ao fato de que é difícil garantir a capacidade de deformação das chapas de aço.

A presente invenção fornece métodos de produção para chapas de aço e tubos de aço para tubulação de oleoduto com resistência ultra-alta com uma resistência à tração de 625 MPa ou mais (padrão API X80 ou maior), que são excelentes em termos de resistência, tenacidade a baixa tempe4/36 ratura e capacidade de deformação dos materiais de origem e para os quais a soldagem in loco é fácil.

SAMÁRIO DA INVENÇÃO

Os inventores conduziram através de estudos nas condições de produção de chapas de aço e tubos de aço para obter chapas de aço e tubos de aço de resistência ultra-alta que tenham uma resistência à tração de 625 MPa ou maior e excelente tenacidade a baixa temperatura. Como resultado, novos métodos de produção para chapas de aço e tubos de aço para oleoduto com resistência ultra-alta foram inventados. O resumo da presente invenção é como segue:

(1) De acordo com um método de produção para chapa de aço para tubos de oleoduto de resistência ultra-alta, o método inclui: preparar um aço fundido incluindo C: 0,03 a 0,08% em massa, Si: 0,01 a 0,50% em massa, Mn: 1,5 a 2,5% em massa, P: 0,01% em massa ou menos, S: 0,0030% em massa ou menos, Nb: 0,0001 a 0,20% em massa, Al: 0,0001 a 0,03% em massa, Ti: 0,003 a 0,030% em massa, B: menos de 0,0003% em massa, N: 0,0010 a 0,0050% em massa, O: 0,050% em massa ou menos, e o saldo composto de Fe e as inevitáveis impurezas; lingotar o aço fundido em uma placa; executar a laminação a quente da placa de modo a formar uma chapa de aço; executar o resfriamento à água até que uma temperatura predeterminada maior que o ponto Ms seja atingida, e então resfriar a superfície da chapa de aço pela repetição do tratamento em que a recuperação de calor seja executada uma ou mais vezes; e executar o resfriamento à água final de modo a resfriar a superfície da chapa de aço até a temperatura do ponto MS ou menor.

Aqui, M_s = 545 -330[C] + 2[AI] - 14[Cr] - 13[Cu] - 23[Mn] 5[Mo] - 4[Nb] - 13[Ni] - 7[Si] + 3[Ti] + 4[V] onde [C], [Al], [Cr], [Cu], [Mn], [Mo], [Nb], [Ni], [Si], [Ti] e [V] são as quantidades (%) de C, Al, Cr, Cu, Mn, Mo, Nb, Ni, Si, Ti e V, respectivamente.

(2) No método de produção para a chapa de aço para tubos de oleoduto de resistência ultra-alta conforme o item (1), o aço fundido pode também incluir pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo

5/36 de: Mo: 0,01 a 1,0% em massa, Cu: 0,01 a 1,5% em massa, Ni: 0,01 a 5,0% em massa, Cr: 0,01 a 1,5% em massa, V: 0,01 a 0,10% em massa, W: 0,01 a 1,0% em massa, Zr: 0,0001 a 0,050% em massa e Ta: 0,0001 a 0,050% em massa.

(3) No método de produção para uma chapa de aço para tubos de oleoduto com resistência ultra-alta conforme o item (1), o aço fundido pode também incluir pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo de: Mg: 0,0001 a 0,010% em massa, Ca: 0,0001 a 0,005% em massa, REM: 0,0001 a 0,005% em massa, Y: 0,0001 a 0,005% em massa, Hf: 0,0001 a 0,005% em massa e Re: 0,0001 a 0,005% em massa.

(4) No método de produção para uma chapa de aço para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta conforme o item (1), a taxa média de resfriamento (°C/s) pode ser Vcgo ou menos a partir do resfriamento à água inicial até o momento em que a superfície da chapa de aço alcance a temperatura de início da transformação martensita (ponto Ms).

Aqui, M_s = 545 - 330[C] + 2[AI] - 14[Cr] - 13[Cu] - 23[Mn] 5[Mo] - 4[Nb] - 13[Ni] - 7[Si] + 3[Ti] + 4[V]

V_C9o=1O⁽³'⁶⁹-°’^75P) β = 2,7[C] + 0,4[Si] + [Mn] + 0,45([Ni] + [Cu]) + 0,8[Cr] + 2[Mo] onde [C], [Al], [Cr], [Cu], [Mn], [Mo], [Nb], [Ni], [Si], [Ti] e [V] são as quantidades (%) de C, Al, Cr, Cu, Mn, Mo, Nb, Ni, Si, Ti e V, respectivamente.

(5) No método de produção para uma chapa de aço para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta conforme o item (1), as taxas de resfriamento à água e do resfriamento à água final podem ser V_C9o ou mais.

(6) No método de produção para uma chapa de aço para tubos para oleoduto conforme o item (1), na laminação a quente, a temperatura de reaquecimento da placa pode ser 950°C ou mais, e a redução de laminação da placa na região da temperatura de não-recristalização pode ser 3 ou mais. (7) No método de produção para uma chapa de aço para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta conforme o item (1), o resfriamento pode ser executado a partir a temperatura de início do resfriamento de 800°C ou menos.

6/36 (8) De acordo com um método de produção para um tubo de aço para oleoduto com resistência ultra-alta, o método inclui conformar a chapa de aço para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta produzida pelo método de produção conforme o item (1) em forma de um tubo por uma prensa UO; executar a soldagem a arco submerso na porção adjacente da chapa de aço para tubos de oleoduto com resistência ultra-alta das superfícies externa e interna usando um cordão de soldagem e fluxos aglomerados ou fundidos, e executando a expansão do tubo.

(9) No método de produção para um tubo de aço para oleodutos com resistência ultra-alta conforme o item (8), a solda pode ser submetida a um tratamento térmico após executar a soldagem a arco submerso e antes da execução da expansão do tubo.

(10) De acordo com o método de produção para uma chapa de aço para tubos de oleodutos com resistência ultra-alta conforme o item (8), a solda pode ser submetida a um tratamento térmico em uma faixa de temperatura de 200°C a 500°C.

De acordo com a presente invenção, é possível reduzir a variação na resistência de uma chapa de aço e de um tubo de aço e obter uma capacidade de deformação favorável na chapa de aço e no tubo de aço antes e após o envelhecimento pela laminação a quente de uma chapa de aço com composição química limitada e então repetindo o resfriamento à água e a recuperação de calor para executar o resfriamento. Como resultado, a confiabilidade em relação aos tubos para oleoduto é grandemente melhorada.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

A figura 1A é uma vista esquemática da distribuição de dureza de uma chapa de aço produzida na direção da espessura.

A figura 1B é uma vista esquemática da distribuição de temperatura de uma chapa de aço na direção da espessura durante o resfriamento.

A figura 2 é uma vista esquemática de um exemplo da relação entre o padrão de resfriamento da superfície de uma chapa de aço e o diagrama de transformação do aço.

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DESCRIÇÃO DETALHADA DA INVENÇÃO

Doravante, os teores da presente invenção serão explicados em detalhes.

A presente invenção se refere a tubos para oleoduto com resistência ultra-alta com uma resistência à tração (TS) de 625 MPa ou maior e excelente tenacidade a baixa temperatura.

Uma vez que os tubos para oleoduto com resistência ultra-alta com esse grau de resistência podem suportar até 1,2 a 2,0 vezes mais pressão em comparação com a tendência atual do tubo X65, é possível transportar uma maior quantidade de gás enquanto se usa o mesmo tamanho que no passado. Em um caso em que ο X65 é usado sob uma alta pressão, a espessura do tubo para oleoduto precisa ser aumentada. Como resultado, os custos para materiais, transporte e soldagem in loco aumentam e assim os custos para assentamento da tubulação aumentam significativamente. Portanto, para reduzir os custos para assentamento da tubulação do oleoduto, há uma demanda para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta com uma resistência à tração (TS) de 625 MPa ou maior e excelente tenacidade a baixa temperatura. Por outro lado, como a resistência dos tubos de aço requisitados aumenta, a produção dos tubos de aço rapidamente se torna difícil. Particularmente, quando o projeto com base na tensão é requisitado, é necessário obter não apenas o equilíbrio entre a resistência e a tenacidade a baixa temperatura dos materiais de origem e a tenacidade nas zonas de soldagem contínua, mas também as características almejadas incluindo a capacidade de deformação após o envelhecimento. Entretanto, é extremamente difícil atingir todas essas características.

Em tubos para oleoduto que requeiram projeto com base na tensão, a resistência do metal da solda que conecta os tubos para oleoduto (a resistência das zonas de soldagem circunferenciais) deve ser maior que a resistência dos materiais de origem (a chapa de aço ou uma área correspondente à chapa de aço nos tubos de aço) na direção longitudinal (direção do eixo do tubo na direção do oleoduto). Em ambientes que usem tubos para oleodutos, um solo congelado pode descongelar no verão e o solo pode se

8/36 recongelar no inverno. Em tal caso, a tensão se aplica nos tubos de oleoduto e a ruptura se inicia a partir das zonas de soldagem circunferenciais. Particularmente, em um caso no qual a resistência das zonas de soldagem circunferenciais é menor que a resistência dos materiais de origem (sob adequação), a fratura é causada por uma menor quantidade de tensão. Portanto., é necessário fazer a resistência do material de origem na direção longitudinal menor que a resistência das zonas de soldagem circunferenciais, e assim o limite superior da resistência dos materiais de origem na direção longitudinal é ajustada pela resistência das zonas de soldagem circunferenciais. Particularmente, cada grau dos tubos de oleoduto tem uma faixa de resistência, e portanto a resistência dos materiais de origem é limitada a uma faixa estreita pelo limite superior para produzir os tubos de oleoduto. Consequentemente, há uma demanda para produzir estavelmente os tubos de oleoduto e os materiais de origem dos tubos de oleoduto, para os quais a variação da resistência foi suprimida.

Para limitar a resistência à tração de materiais de origem dos tubos para oleoduto em 625 MPa ou mais e a uma faixa estreita, os inventores executaram uma pesquisa meticulosa. Como resultado, foi esclarecido que é extremamente importante usar um aço de baixo carbono para a chapa de aço e otimizar as condições de resfriamento da chapa de aço durante a laminação a quente. Por exemplo, se a quantidade de C exceder 0,08%, a capacidade de endurecimento é muito alta e, portanto, a resistência varia significativamente no centro e a superfície da chapa de aço. Como resultado, um aço de baixo carbono é usado para a chapa de aço. Em adição, por exemplo, mesmo quando a quantidade de C for 0,08% ou menos, se o resfriamento for executado sem limite nas condições de resfriamento da superfície da chapa de aço, a martensita é gerada ou não gerada dependendo do método de resfriamento da superfície da chapa de aço. Em tal caso, uma vez que a diferença de dureza ocorre entre a superfície da chapa de aço e o centro (centro da espessura) da chapa de aço (dentro da chapa de aço) na direção da espessura ou ocorre uma variação de resistência em um pedaço da chapa de aço ou entre as chapas de aço produzidas, torna-se impossível

9/36 produzir tubos de oleoduto tendo uma faixa estreita de resistência.

A variação de resistência acima será descrita usando-se a figura

1A e a figura 1B. A figura 1A é uma vista esquemática da distribuição de dureza de uma chapa de aço produzida na direção da espessura e a figura 1B é uma vista esquemática da distribuição de temperatura de uma chapa de aço na direção da espessura durante o resfriamento. Nas FIGS. 1A e 1B, a linha tracejada indica o centro da espessura da chapa; a linha com tracejado alternado longo e curto (a) indica o resultado do resfriamento simples por resfriamento à água (por exemplo, condições de resfriamento indicadas pela linha quebrada (i) na figura 2); a linha sólida (b) indica o resultado das condições de resfriamento conforme a presente invenção. Conforme mostrado pela linha tracejada alternada longa e curta (a) na figura 1A, em um caso no qual o resfriamento é executado sem absoluta limitação nas condições de resfriamento da superfície da chapa de aço (resfriamento simples), ocorre uma diferença de dureza entre a superfície da chapa de aço e o centro da chapa de aço (dentro da chapa de aço) na direção da espessura. A diferença de dureza é atribuída à distribuição de temperaturas na chapa de aço na direção da espessura durante tal resfriamento conforme mostrado na figura 1B. Durante o resfriamento à água, a superfície da chapa de aço entra em contato direto com a água e assim é susceptível a ser resfriada. Entretanto, uma vez que a taxa de resfriamento é limitada pela transferência de calor dentro da chapa de aço, é mais difícil resfriar o interior da chapa de aço do que a superfície da chapa de aço. Como resultado, microestruturas com diferentes durezas são obtidas na superfície da chapa de aço e no interior da chapa de aço. Portanto, pelo resfriamento simples, ocorre uma distribuição de dureza na chapa de aço produzida devido à distribuição de temperaturas na chapa de aço durante o resfriamento. Essa distribuição de dureza não é limitada à direção da espessura e pode ocorrer em qualquer parte da chapa de aço como resultado de desuniformidades tais como uma quantidade desigual de água de resfriamento ou similares. Essa variação de resistência na chapa de aço é um problema uma vez que a variação causa defeitos de superfície, tais como dobras, fraturas ou similares, durante a produção do tubo

10/36 de aço na qual ocorre a concentração de estresse na superfície da chapa de aço. Em adição, no resfriamento simples, há casos nos quais as temperaturas em que o resfriamento à água da chapa de aço é interrompido variam para cada lote de produção, como resultado, a variação de resistência é passível de ocorrer entre as chapas de aço produzidas.

Para suprimir essa variação de resistência, ao invés de executar o resfriamento uma vez, a superfície da chapa de aço foi resfriada repetindose o resfriamento à água e a recuperação de calor que será descrita abaixo, com o que a variação de resistência foi suprimida com sucesso em uma parte da chapa de aço e entre as chapas de aço produzidas. A recuperação de calor se refere a um tratamento que torna a temperatura na superfície da chapa de aço (porção de baixa temperatura) mais alta que aquela imediatamente após o resfriamento à água pela interrupção do resfriamento à água por um determinado período de tempo de modo a transferir calor do interior da chapa de aço para a superfície da chapa de aço (transferência de calor de porções a alta temperatura para porções de baixa temperatura). Com a recuperação de calor, a diferença de temperatura entre o interior da chapa de aço e a superfície da chapa de aço é reduzida, e a distribuição de temperaturas na chapa de aço se torna uniforme. Em adição, é possível controlar uniformemente a história da temperatura mesmo para diferentes lotes de produção. Entretanto, na presente invenção, para obter uma estrutura mista de bainita e ferrita, é mais importante executar o resfriamento à água na superfície da chapa de aço até uma temperatura predeterminada maior que a temperatura de início da transformação da martensita (ponto Ms), e então executar o resfriamento pela repetição do tratamento no qual a recuperação de calor é executada pelo menos uma ou mais vezes. Além disso, se a taxa média de resfriamento da superfície da chapa de aço for ajustada para a taxa de resfriamento crítica ou menor, na qual a microestrutura tendo 90% de estrutura martensita possa ser obtida, a partir do início do resfriamento à água (o resfriamento à água inicial) até o momento em que a superfície da chapa de aço alcança a temperatura de início da transformação da martensita (ponto Ms), a variação de resistência é também suprimida. Aqui, a recupe11/36 ração de calor pode ser executada controlando-se a quantidade de água de resfriamento (por exemplo, reduzindo-se a quantidade de água). Em adição, a recuperação de calor pode ser executada após a execução do resfriamento à água final. Nesse caso, há momentos em que a temperatura de parada do resfriamento à água excedem o ponto Ms.

Doravante, será descrita a razão porque a composição química da chapa de aço (material de origem) conforme a presente invenção é limitada. Aqui, a unidade '%' de refere a % em massa em relação à composição química da presente invenção.

C é indispensável como elemento básico que melhora a resistência do material de origem. Portanto, é necessário adicionar 0,03% ou mais de C. Se uma quantidade excessiva de C, excedendo 0,08%, for adicionada, a capacidade de soldagem ou a tenacidade do aço é degradada. Portanto, o limite superior da quantidade de C adicionada é ajustado para 0,08%.

Si é necessário como elemento desoxidante durante a produção do aço. Para desoxidação, é necessário adicionar 0,01% ou mais de Si no aço. Entretanto, quando mais de 0,50% de Si é adicionado, a tenacidade da HAZ do aço é degradada. Portanto, o limite superior da quantidade de Si adicionada é ajustada para 0,50%.

Mn é um elemento necessário para garantir a resistência e a tenacidade do material de origem. Entretanto, se a quantidade de Mn exceder 2,5%, a tenacidade da HAZ do material de origem é notavelmente degradada. Uma vez que se torna difícil garantir a resistência do material de origem com uma quantidade de Mn de menos de 1,5%, a faixa da quantidade de Mn é ajustada para ser de 1,5% a 2,5%.

P é um elemento que afeta a tenacidade do aço. Se a quantidade de P exceder 0,01%, não apenas a tenacidade do material de origem mas também a tenacidade da HAZ são notavelmente degradadas, Portanto, o limite superior da quantidade de P é ajustado para 0,01%.

Se uma quantidade excessiva de S, excedendo 0,0030%, for adicionada, são gerados sulfetos brutos. Uma vez que os sulfetos brutos de12/36 gradam a tenacidade, o limite superior da quantidade de S é ajustado para 0,0030%.

Nb é um elemento que tem um efeito que forma carbonetos e nitretos de modo a melhorar a resistência. Entretanto, a adição de 0,0001% ou menos de Nb não produz tal efeito. Em adição, se mais de 0,20% de Nb forem adicionados, é provocada a degradação na tenacidade. Portanto, a faixa da quantidade de Nb é ajustada para ser de 0,0001% a 0,20%.

Al é adicionado como material desoxidante geral. Na presente invenção, se mais de 0,03% de Al forem adicionados, óxidos à base de Ti não são gerados. Portanto, o limite superior da quantidade de Al é ajustado para 0,03%. Em adição, para reduzir a quantidade de oxigênio no aço fundido, é necessário adicionar 0,0001% ou mais de Al. Portanto, o limite inferior da quantidade de Al é ajustado em 0,0001%.

Ti é um elemento que desenvolve um efeito de refino de grão como material desoxidante e, além disso, como elemento formador de nitretos. Entretanto, uma vez que a adição de uma grande quantidade de Ti resulta em uma notável degradação da tenacidade devido à formação de carbonetos, o limite superior da quantidade de Ti precisa ser ajustado para 0,030%. Entretanto, para obter os efeitos predeterminados, é necessário adicionar 0,003% ou mais de Ti. Portanto, a faixa da quantidade de Ti é ajustada para ser de 0,003 a 0,030%.

B é geraimente um elemento que é dissolvido no aço de modo a aumentar a capacidade de endurecimento e suprime significativamente a formação de ferrita. Portanto, a quantidade de B é ajustada para menos de 0,0003%.

N é necessário para precipitar finamente TiN de modo a refinar o diâmetro dos grãos de austenita. Uma vez que uma quantidade de N de 0,0010% não é suficiente para o refino, o limite inferior da quantidade de N é ajustado para 0,0010%. Em adição, se a quantidade de N exceder 0,0050%, a quantidade de N soluto aumenta, e a tenacidade a baixa temperatura do material de origem é degradada, e, portanto, o limite superior da quantidade de N é ajustado para 0,0050%.

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Se uma quantidade excessiva de O, excedendo 0,0050%, for adicionada, são gerados óxidos brutos e a tenacidade do material de origem é degradada. Portanto, o limite superior da quantidade de O é ajustado para 0,0050%.

O aço incluindo os elementos acima e o saldo composto de ferro (Fe) e as inevitáveis impurezas é a composição química básica preferida para a chapa de aço e o tubo de aço da presente invenção.

Enquanto isso, na presente invenção, é possível adicionar pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo de Mo, Cu, Ni, Cr, V, Zr e Ta, de acordo com a necessidade, como um elemento que melhore a resistência e a tenacidade.

Mo é um elemento que melhora a capacidade de endurecimento e, ao mesmo tempo, forma carbonetos e nitretos de modo a melhorar a resistência. Para obter tal efeito, é necessário adicionar 0,01% ou mais de Mo. Entretanto, a adição de uma grande quantidade de Mo, excedendo 1,0%, aumenta a resistência do material de origem mais do que o necessário e também degrada notavelmente a tenacidade. Portanto, a faixa da quantidade de Mo é ajustada para ser de 0,01 % a 1,0%.

Cu é um elemento para aumentar a resistência sem degradar a tenacidade. Entretanto, uma quantidade de Cu de menos de 0,01% não produz esse efeito e, se a quantidade de Cu exceder 1,5%, fraturas são passíveis de ocorrerem durante o aquecimento da placa ou a soldagem. Portanto, a quantidade de Cu é ajustada para ser de 0,01% a 1,5%. Therefore, the amount of Cu is set to be from 0.01% to 1.5%.

Ni é um elemento eficaz para melhorar a tenacidade e a resistência. Para obter tal efeito, é necessário adicionar 0,01% ou mais de Ni. Entretanto, em um caso em que mais de 5,0% de Ni são adicionados, a capacidade de soldagem é degradada. Portanto, o limite superior da quantidade de Ni é ajustado em 5,0%.

Cr é um elemento que melhora a resistência do aço pelo fortalecimento da precipitação. Portanto, é necessário adicionar 0,01% ou mais de

Cr. Entretanto, se uma grande quantidade de Cr for adicionada, a capacida14/36 de de endurecimento aumenta e, portanto, uma estrutura martensita é gerada e a tenacidade é degradada. Portanto, o limite superior da quantidade de Cré ajustado para 1,5%.

V é um elemento que tem um efeito que forma carbonetos e nitretos de modo a melhorar a resistência. Entretanto, a adição de 0.01% ou menos de V não produz tal efeito. Em adição, a adição de mais de 0,10% de V resulta na degradação da tenacidade. Portanto, a faixa da quantidade de V é ajustada para ser de 0,01% a 0,10%.

W é um elemento que melhora a capacidade de endurecimento e, ao mesmo tempo, forma carbonetos e nitretos de modo a melhorar a resistência. Para obter tais efeitos, é necessário adicionar 0,01% ou mais de W. Entretanto, a adição de uma quantidade excessiva de W, excedendo 1,0%, aumenta a resistência do material de origem mais do que o necessário e também degrada notavelmente a tenacidade. Portanto a faixa da quantidade de W é ajustada para ser de 0,01 %a 1,0%.

Similarmente ao Nb, Zr e Ta são elementos que têm um efeito que forma carbonetos e nitretos de modo a melhorar a resistência. Entretanto, a adição de 0,0001% ou menos não produz tal efeito. Além disso, a adição de mais de 0,050% de Zr ou Ta resulta na degradação da tenacidade. Portanto, a faixa da quantidade de Zr ou Ta é ajustada para ser de 0,0001% a 0,050%;

Em adição, na presente invenção, é possível adicionar pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo de Mg, Ca, REM, Y, Hf e Re, conforme a necessidade, para melhorar o efeito de fixação ou a resistência à ruptura lamelar devido aos óxidos.

Mg é adicionado principalmente como material desoxidante. Entretanto, se mais de 0,010% de Mg forem adicionados, óxidos brutos são passíveis de serem gerados e assim a tenacidade do material de origem e da HAZ são degradadas. Em adição, com a adição de menos de 0,0001% de Mg, não é possível esperar suficientemente a transformação intragranular e a geração dos óxidos necessários como partículas de fixação. Portanto, a faixa de adição de Mg é ajustada para ser de 0,0001% a 0,010%.

15/36

Ca, REM, Y, Hf e Re geram sulfetos de modo a suprimir a geração de MnS, que é passível de alongar na direção de laminação e melhorar a característica do aço na direção da espessura, particularmente a resistência à ruptura lamelar. Com uma quantidade de menos de 0,0001% de qualquer um entre Ca, REM, Y, Hf e Re, tal efeito não pode ser obtido. Portanto, o limite inferior das quantidades de Ca, REM, Y, Hf e Re é ajustado para 0,0001%. Inversamente, se a quantidade de qualquer um entre Ca, REM, Y, Hf e Re exceder 0,0050%, o número de óxidos de Ca, REM, Y, Hf e Re aumenta, e o número de óxidos incluindo Mg ultrafino é diminuído. Portanto, os limites superiores das quantidades de Ca, REM, Y, Hf e Re são ajustados para 0,0050%.

Um aço incluindo os componentes químicos acima é preparado como um aço fundido em um processo de produção de aço e então lingotado por lingotamento contínuo ou processo similar para produzir uma placa. A placa é submetida à laminação a quente (aquecimento e então laminação da placa) de modo a produzir uma chapa de aço. Nesse caso, a placa é aquecida até uma temperatura do ponto A_c3 ou maior (temperatura de reaquecimento) e então são laminadas de modo a ter uma redução de laminação (razão de redução) de 2 ou mais na região da temperatura de recristalização e uma redução de laminação de 3 ou mais na região de temperatura de nãorecristalização. Como resultado, o diâmetro médio dos grãos de austenita anterior da chapa de aço obtida se torna 20 μιτι ou menos.

A temperatura de reaquecimento da placa é preferivelmente 950°C ou maior. Em adição, se a temperatura de se tornar muito alta, o tamanho dos grãos γ aumenta durante o aquecimento, e, portanto, a temperatura de reaquecimento é preferivelmente 1250°C ou menor.

Em relação à redução da laminação na região de temperatura de recristalização, se a redução da laminação for menor que 2, a recristalização não ocorre suficientemente, e, portanto, a redução de laminação é preferivelmente 2 ou maior.

Se a redução de laminação na região de não-recristalização for 3 ou maior, o diâmetro médio dos grãos da austenita anterior na chapa de

16/36 aço d se torna 20 pm ou menos. Portanto, a redução de laminação na região de não-recristalização é preferivelmente 3 ou mais, e mais preferivelmente 4 ou mais. Nesse caso, é possível fazer o diâmetro médio dos grãos da austenita anterior na chapa de aço ser 10 pm ou menos.

Em relação à temperatura na qual o resfriamento à água é iniciado (temperatura de início do resfriamento à água), é preferível resfriar a chapa de aço a partir da temperatura de início do resfriamento à água de 800°C ou menos. Isto é, o resfriamento da chapa de aço é iniciado no ponto Ae₃ ou menor. Nesse caso, ocorre a transformação em ferrita e a razão de rendimento da chapa de aço é degradada, enquanto a capacidade de deformação da chapa de aço de torna favorável.

Em relação aos métodos de resfriamento, é mais importante resfriar a superfície da chapa de aço pela repetição do resfriamento à água e recuperação de calor até que a superfície da chapa de aço alcance a temperatura de início da transformação da martensita. Com esse método de resfriamento, é possível suprimir a variação de resistência acima mencionada na chapa de aço. Além disso, se a taxa média de resfriamento (°C/s) da superfície da chapa de aço for ajustada para a taxa de resfriamento crítica V_Cgo (°C/s) ou menor, na qual a microestrutura tendo 90% de estrutura martensita pode ser obtida, a partir do início do resfriamento à água (o resfriamento à água inicial) até o momento quando a superfície da chapa de aço atinge a temperatura da transformação da martensita (ponto Ms), a variação da resistência é também suprimida. Enquanto isso, as formulas (1), (2), e (3) a seguir indicam as formulas do ponto Ms e de VcgoM_s = 545 - 330[C] + 2[AI] - 14[Cr] - 13[Cu] - 23[Mn] - 5[Mo] - 4[Nb] - 13[Ni] - 7[Si] + 3[Ti] + 4[V] - (1)

V_C90 = 1 o ⁽³·⁶⁹ - °’^75P) ...(2) β = 2,7[C] + 0,4[Si] + [Mn] + 0,45([Ni] + [Cu]) + 0,8[Cr] + 2[Mo] ... (3)

Aqui [C], [Al], [Cr], [Cu], [Mn], [Mo], [Nb], [Ni], [Si], [Ti] e [V] nas fórmulas (1) a (3) indicam a quantidade (%) de C, Al, Cr, Cu, Mn, Mo, Nb, Ni, Si, Ti e V, respectivamente.

Enquanto isso, a temperatura doa superfície da chapa de aço é

17/36 medida a partir do dentro da chapa de aço na direção da largura.

A recuperação de calor na presente invenção será descrita agora. A recuperação de calor na presente invenção se refere a uma operação quem, quando se resfria uma chapa de aço, inicialmente resfria a superfície da chapa de aço por resfriamento à água até uma temperatura predeterminada maior que o ponto Ms e então interrompe o resfriamento à água por um certo período de tempo, aumentando assim a temperatura da superfície da chapa de aço comparado à temperatura imediatamente após o resfriamento à água. Isto é, a superfície da chapa de aço é resfriada executando-se o resfriamento à água até uma temperatura predeterminada maior que o ponto Ms, e então repetindo o tratamento no qual a recuperação de calor é executada uma ou mais vezes. Após isto, o último resfriamento à água (resfriamento à água final) é executado de modo a resfriar a superfície da chapa de aço até a temperatura do ponto MS ou menor. Após o resfriamento à água final, Após o resfriamento à água final, uma outra recuperação de calor pode ser executada. Em um caso no qual a recuperação de calor é executada, a temperatura do resfriamento final é a temperatura após a última recuperação de calor. Aqui, para evitar variação da resistência na chapa de aço, o número de vezes da recuperação de calor da chapa de aço antes do resfriamento à água final é preferivelmente dois ou mais. Em adição, para garantir a produtividade, a taxa de resfriamento à água e a taxa de resfriamento à água final são preferivelmente V_C90 ou maior. O equipamento de resfriamento usado na presente invenção tem vários locais (chamados zonas) onde bocais capazes de executar o controle para tornar a densidade da água idêntica são reunidos. Na presente invenção, por exemplo, as zonas são classificadas em zonas de resfriamento à água onde o resfriamento à água deve ser executado e zonas de recuperação de calor onde nenhum resfriamento à água deve ser executado. Isto é, quando o resfriamento à água é executado na primeira zona (zona de resfriamento à água) e o resfriamento à água não é executado na segunda zona (zona de recuperação de calor), a temperatura da superfície da chapa de aço se torna maior na saída da segunda zona do que na saída da primeira zona. Além disso, se o resfriamento à água for

18/36 executado na terceira zona (zona de resfriamento à água), a temperatura da superfície da chapa de aço é diminuída. Como tal, pela repetição das zonas de resfriamento à água, a temperatura da superfície da chapa de aço se torna diminuída. As zonas em que nenhum resfriamento à água é executado (zonas de recuperação de calor) podem ser determinadas arbitrariamente em consideração do status de resfriamento ou similar da chapa de aço. Finalmente, a superfície da chapa de aço é resfriada até uma temperatura do ponto Ms ou menor na última zona de resfriamento à água.

Doravante serão descritas em detalhes as razões porque o resfriamento é executado nas condições de resfriamento acima em relação à figura 2. A figura 2 mostra um exemplo da relação entre o padrão de resfriamento da superfície da chapa de aço e o diagrama de transformação do aço. A linha interrompida (i) na figura 2 indica um padrão de resfriamento em um caso em que uma chapa de aço é resfriada a uma taxa de resfriamento V_C9oNo padrão de resfriamento, cerca de 90% da chapa de aço se tornam estrutura martensita. Conforme mostrado pela linha tracejada (ii) na figura 2, em um caso em que a taxa média de resfriamento da superfície da chapa de aço é maior que a taxa de resfriamento Vcgo, quase toda a superfície da chapa de aço se torna estrutura martensita. Portanto, mesmo em um caso no qual a recuperação de calor é executada na superfície da chapa de aço, há casos nos quais a tenacidade da superfície da chapa de aço é notavelmente degradada e defeitos de superfície, tais como fraturas de superfície ou similares, ocorrem na superfície da chapa de aço durante a produção dos tubos de aço. Por outro lado, conforme mostrado pelas linhas sólidas (iii) e (iv) na figura 2, em um caso em que a taxa média de resfriamento da superfície da chapa de aço é menor que taxa de resfriamento Vc9o, a chapa de aço se torna uma estrutura mista de bainita e ferrita conforme a presente invenção. Adicionalmente, executando-se a recuperação de calor na superfície da chapa de aço, a microestrutura na chapa de aço se torna uniforme, e, portanto, é possível produzir uma chapa de aço com pouca variação de resistência.

Em relação à temperatura de interrupção do resfriamento, se o

19/36 último resfriamento à água (resfriamento à água final) for interrompido a

200°C ou menos, defeitos, que são considerados como sendo induzidos pelo hidrogênio, ocorrem no centro da espessura da chapa de aço. Portanto, o limite inferior da temperatura de interrupção do resfriamento é preferivelmente ajustado para 200°C.

A seguir será descrito um método para produção de tubos para oleoduto através de um processo UO (prensa UO) usando uma chapa de aço para tubos de oleoduto com resistência ultra-alta produzida pelo método de produção acima. Após a produção de uma chapa de aço com uma espessura de 12 mm a 25 mm, a chapa de aço é conformada em forma de um tubo com uma prensa UO (prensa C, prensa U e prensa O). Então as extremidades da chapa de aço, que é conformada em forma de tubo, são encostadas e submetidas à soldagem por pontos. Para a solda por pontos, é usada uma soldagem MAG ou uma soldagem MIG. Após a soldagem por pontos, é executada a soldagem a arco submerso na porção encostada da chapa de aço conformada na forma de tubo a partir das superfícies externa e interna. Para a soldagem a arco submerso, um cordão de solda e um fluxo aglomerado ou fundido são usados. Finalmente, a expansão do tubo é executada de modo a produzir o tubo de aço.

No método de produção para um tubo de aço para oleoduto de resistência ultra-alta conforme a presente invenção é preferível executar um tratamento térmico na solda (zona soldada por pontos) após executar a soldagem a arco submerso nas superfícies interna e externa e antes de executar a expansão do tubo. Em adição, como condições de tratamento térmico do tubo de aço, é preferível executar um tratamento térmico na solda a uma temperatura de 200°C a 500°C. Com esse tratamento térmico, é possível reduzir a estrutura mista de austenita e martensita (MA) que é gerada na solda (metal de solda) e prejudicial à tenacidade. Se a solda for aquecida a uma temperatura de 200°C a 500°C, MA bruta gerada ao longo dos limites dos grãos da austenita anterior é decomposta em cementita fina. Entretanto, em um caso no qual a solda é submetia a um tratamento térmico a uma temperatura de menos de 200°C, MA bruta não é decomposta em cementita.

20/36

Portanto, o limite inferior da temperatura de tratamento térmico da solda é

200°C. Em adição, se a solda for submetida a um tratamento térmico a uma temperatura que exceda 500°C, a tenacidade na solda é degradada. Portanto, o limite superior da temperatura de tratamento térmico da solda é 500°C.

Exemplos

A seguir, serão descritos exemplos conforme a presente invenção.

Após aquecer placas com 240 mm de espessura com os componentes químicos na Tabela 1 até 1000°C a 1210°C, a laminação a quente foi executada em uma região de temperatura de recristalização de 950°C ou maior até a espessura das placas (espessura intermediária) se tornar 70 mm a 100 mm. Além disso, foi executada a laminação a quente em uma região de temperatura de não-recristalização dentro de uma faixa de 880°C a 750°C até a espessura das placas (espessura da chapa) se tornar 12 mm a 25 mm. Então o resfriamento da chapa de aço (o resfriamento à água inicial) foi iniciado a uma temperatura de 650°C a 795°C, e o resfriamento à água foi continuado até uma temperatura predeterminada maior que o ponto Ms, e então um tratamento para executar a recuperação de calor foi repetido pelo menos uma vez ou mais, executando assim o resfriamento. Após isto, o resfriamento (resfriamento final) foi interrompido a uma temperatura de 300°C a 470°C. Enquanto isso, a Tabela 1 também mostra o carbono equivalente C_eqe o índice de sensibilidade à fratura da solda Pcm para referência.

Para avaliar o limite de elasticidade e a resistência à tração das chapas de aço produzidas, corpos de prova com espessura completa, com base no padrão API 5L standard, foram amostrados de cada uma das chapas de aço, e testes de resistência à tração foram executados à temperatura ambiente. Em relação à direção de amostragem, os corpos de prova com espessura completa foram amostrados de maneira tal que as direções longitudinais dos corpos de prova de espessura completa corresponderam às direções da largura das chapas de aço. Em adição, os corpos de prova de espessura completa foram amostrados de posições a 1 m da extremidade frontal e da extremidade traseira da chapa de aço na direção longitudinal da

21/36 chapa de aço. Dois corpos de prova de espessura completa foram amostrados de ambos os lados do centro da espessura da chapa de aço em cada uma dessas posições.

A seguir, após conformar a chapa de aço por uma prensa UO, foi executada a soldagem por pontos através de soldagem a arco a gás CO₂nas porções adjacentes das chapas de aço. Após isto, foi executada a soldagem por pontos através da soldagem a arco submerso nas porções adjacentes das chapas de aço a partir das superfícies externa e interna, usando um cordão de soldagem e um fluxo fundido de modo a produzir tubos de aço. A entrada média de calor na soldagem por pontos foi ajustada para ser de 2,0 kJ/mm a 5,0 kJ/mm. Enquanto isso, um tratamento térmico de 250°C a 450°C foi executado nas zonas de soldagem por pontos de uma parte dos tubos de aço. A Tabela 2 mostra as condições de produção das chapas de aço e dos tubos de aço.

Para avaliar o limite de elasticidade e a resistência à tração de cada um dos tubos de aço produzidos, um corpo de prova API foi amostrado de cada um dos tubos de aço, e testes de resistência à tração foram executados. Em relação à direção de amostragem, os corpos de prova API foram amostrados de tal maneira que as direções longitudinais dos corpos de prova API corresponderam às direções dos eixos dos tubos de aço. Em adição, dois corpos de prova API foram amostrados de ambos os lados a uma posição a 1/4 de ciclo de cada uma das zonas de soldagem por pontos do tubo de aço em uma superfície cortada perpendicular ao eixo do tubo. Em adição, para avaliar a capacidade de deformação após o envelhecimento como referência, os tubos de aço foram submetidos a um tratamento térmico a 210°C (mantido por 5 minutos e então resfriado a ar), e dois corpos de prova API foram amostrados da mesma posição mencionada acima, e então foram executados testes de tração. O teste de tração é baseado na norma API 2000. Em adição, para avaliar a tenacidade dos tubos de aço, foram executados testes de Charpy a -30°C e testes DWT. Testes de Charpy e testes DWT são também baseados na norma API 2000. Os corpos de prova do teste Charpy e os corpos de prova do teste DWT foram amostrados de posi22/36 ções a 1/2 ciclo da zona de soldagem por pontos do tubo de aço na superfície cortada perpendicular ao eixo do tubo de forma que as direções longitudinais dos corpos de prova corresponderam às direções circunferenciais dos tubos de aço. Dois corpos de prova DWT foram amostrados de cada um dos tubos de aço, e três corpos de prova do teste Charpy foram amostrados do centro de cada um dos tubos de aço.

Além disso, a tenacidade da HAZ de cada um dos tubos de aço produzidos foi avaliada. Corpos de prova para a avaliação da tenacidade da HAZ foram amostrados da zona afetada pelo calor (HAZ) na vizinhança da zona de soldagem por pontos no tubo de aço. E foi formado um entalhe em FL + 1 mm (uma posição a 1 mm da fronteira entre a HAZ e a zona de soldagem por pontos na direção da HAZ). Três corpos de prova foram amostrados a partir de cada um dos tubos de aço. Todos os corpos de prova foram avaliados através de testes Charpy a -30°C.

A Tabela 3 mostra os resultados dos testes. Enquanto isso, a Tabela 3 mostra não apenas a resistência à tração, mas também o limite de elasticidade e a razão de rendimento para referência.

Os aços n^os 1 a 22 indicam os exemplos conforme a presente invenção. Como fica claro da Tabela 3, essas chapas de aço e tubos de aço tiveram uma resistência à tração de X80 ou maior e a variação de tração nas chapas de aço e nos tubos de aço foi suprimida até 60 MPa ou menos. Em adição, os tubos de aço tiveram uma energia Charpy de 200 J ou maior e uma área de cisalhamento DWTT de 85% ou maior, e a energia absorvida Charpy da zona afetada pelo calor (a tenacidade da HAZ) excedeu 50 J. Como tal, os tubos de aço dos exemplos conforme a presente invenção tiveram uma alta tenacidade. Os aços n^os 23 a 35 indicam exemplos comparativos que não satisfazem as condições de produção conforme a presente invenção. Isto é, o aço n° 23 teve uma menor quantidade de C no aço que a faixa da presente invenção, e, portanto, apresentaram resistência à tração insuficiente. Os aços n^os 24 a 29 tiveram pelo menos um elemento de componentes químicos básicos e os elementos seletivos adicionados aos aços em uma quantidade que excedeu a faixa da presente invenção, e, portanto,

23/36 apresentaram tenacidade insuficiente (energia Charpy) do material de origem dos tubos de aço ou tenacidade insuficiente da HAZ. Por outro lado, os aços n^os 30 a 35 foram resfriados sem recuperação de calor na superfície da chapa de aço, e, portanto, mostraram grandes variações de resistência de

100 MPa ou mais nas chapas de aço e nos tubos de aço. Em adição, o limite de elasticidade dos tubos de aço após o tratamento térmico a 210°C aumentou 200 MPa ou mais comparado com o limite de elasticidade sãs chapas de aço. Isto é, a capacidade de deformação após o envelhecimento foi significativamente degradada porque a superfície da chapa de aço foi resfriada sem recuperação de calor.

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Tabela 1

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28/36

Tabela 2

Temperatura de início do resfriamento a água (°C)	700	670	730	750	770	o LO CD	790	o LO	770	760	790	780	795	780	785	730	720	795	790
Redução da laminção na região de temperatura de não-recristalização	5,0	5,0	O LO	5,0	5,0	O LO	5,0	o lí)	ε'9	5,6	5,0	5,0	5,0	5,0	5,0	5,0	5,0	5,0	O ΙΌ
Redução da laminação na região de temperatura de recristalização		2,4	3,0		Q‘Z	00 CN	ζ'ε	co		VZ	Z‘Z	3,0	2,8	CT)	ΪΖ	3,0	S‘Z	VZ	O CO
Temperatura de aquecimento (°C)	1100	1150	1000	1200	1100	O LO	1200	o io T“	1200	1100	1150	1200	1100	1150	1200	1100	1150	1100	1200
Espessura da chapa (mm)		20	co	ΙΌ V“	CT)		lí)	CD	CT)	00	LO	co		25	20	CD	CT)	20	CD
Espessura intermediária (mm)	70	100	08	75	95	IO 00	75	O CO	100	100 _I	75	08	85	125	o o	08	95	100	08
Espessura da placa (mm)	240	240	240	240	240	O Xf CM	240 I	O Ν’ CN	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240
Aço	V“	CN	CO	M·	in	CD	r-	00	CT)	o	v~	CN	CO	M^- τ—·	lí)	CD	r-	00	CT)

29/36

Tabela 2 - continuação

Temperatura do tratamento térmico (°C)		300		250		O o co			350		400		450		O O -M·			300
Entrada de calor (kJ/mm)	2,6	4,0	1	2,9	3,6	M; co	2,6	O co		3,6	2,9	3,0	T“ co	4,5	3,5	2,4	3,0	3,5	co
Taxa média de resfriamento da superfície (°C/s)	25	²⁵	O	O	50	LO	30	LO V	20	o	70	LO	IO	O	O V“	o	20	20	50
Temperatura da superfície no resfriamento inicial (°C)	470	o OO N	460	470	O 00	o N- Ν’	490	o 00	490	470	O 00	470	490	470	470	460	480 j	O 00	490
Número de vezes da recuperação de calor	CO	CN	in		co	CO		CN	CO	'M	LO		co	CN	CD	r-	CN	CO
Temperatura de interrupção do resfriamento a água (°C)	350	400	300	300	375	LO CM M	440	O CN Ν’	430	370	320	330	370	320	300	325	350	400	420
Aço	V*	CN	co	-st	m	co		00		o		CN	CO	M	m	CD	r-	co	σ>

30/36

Tabela 2 - continuação

Temperatura de início do resfriamento a água (°C)	750	730	700	069	700	720	740	760	770	790	780	760	750	770	009	760
Redução da laminção na região de temperatura de não-recristalização	5,0	5,0	5,0	5,0	5,0	5,3	5,6	5,0	5,0	5,0	5,6	5,0	5,0	4,3	5,0	<O LO
Redução da laminação na região de temperatura de recristalização	2,4	CO	2,8	2‘ε	3,0		VZ I	3,2	2,8	S‘3	c\í	3,0		4,0	2,5	O CO
Temperatura de aquecimento (°C)	1150	1100	1150	1100	1200	1100	1200	1100	1150	1150	1100	1150	1300	1150	1150	1100
Espessura da chapa (mm)	20	co χ—	r^- v-	ΙΌ	CD	σ>	00	LO		σ> V“	OO	CD	00		σ> V	co
Espessura intermediária (mm)	100	65	85	75	08	100	100	75	85	95	ioo I	O OO	90	09	95	o 00
Espessura da placa (mm)	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240	240
Aço	20	·?— CM	22	23	24	25	26	27	28	29	30 I	cõ	32 _I	33	34	35

31/36

Tabela 2 - continuação

Temperatura do tratamento térmico (°C)	400					300
Entrada de calor (kJ/mm)	3,9	2,4	3,0	2,6	CD cm	3,4	3,6	3,0	S‘9	3,9	3,5	2,9	3,4	2,5	CD co	2,4
Taxa média de resfriamento da superfície (°C/s)	O T“	o	o	35	O IO	o	co	35	⁵⁰	25	45	30	35	⁷⁰	55	60
Temperatura da superfície no resfriamento inicial (°C)	o 00 m-	490	o 00	490	O CO M	460	470	o 00 M	480	470	200	190	150	200	150	250
Número de vezes da recuperação de calor		CM	CO	CM	M	in	Μ	M	CM	co	o	o	o	o	o	o
Temperatura de interrupção do resfriamento a água (°C)	380	320	470	O 00 00	l·- O	420	400	450	400	350	370	350	400	420	380	400
Aço	20	CM	22	23	M CM	25	26	27	28	29	30	co	32	33	34	35

32/36

Tabela 3

Tubos de aço	Razão de Rendimento (%)	00	86	87	CO	83	CO 00	V 00	co 00	88	98	85	83	ÒÕ	87	89	87	86
Resistência à tração (MPa)	833	785	696	928	763	698	to 05 CD	co co	V	854	869	879	752	914	795	934	810
Limite de elasticidade (MPa)	700	675	843	CM LO	633	765	•'t 00 LO	694	625	734	594	729	609	795	00 o r-	813	697
Chapas de aço	Variação de resistência (MPa)	50	45	40	46	35	50	co	52	55	45	40	35 _i	50	45	09	45	50
Razão de Rendimento (%)	78	08	85	75	77	82	00	82	83	08	79	77	75	cõ	83	84	08
Resistência à tração (MPa)	817	770	950	910	748	852	00 CD	773	697	837	685	861	737	968	780	916	794
Limite de elasticidade (MPa)	637	616	CO o CO	683	576	669	CM CO LO	634	578	670	541	663	553	726	647	769	635
Aço	V“	CM	CO		io	co	r-	00	05	o	-	CM	CO		m	co	1^

33/36

Tabela 3 - continuação

Tubos de aço	Razão de rendimento após aquecimento a 210°C (%)	86	co oo	89	83	85	06	98	06	90	00 00	87	85	83	σ> 00	CD	68	00 oo
Resistência à tração após aquecimento a210°C (MPa)	853	805	989	OO σ>	783	σ> oo oo	715	CO o co	731	874	718	899	⁷⁷²	934	815	944	830
Limite de elasticidade após aquecimento a210°C (MPa)	731	706	878	783	663	798	613	725	656	767	623	761	638	829	740	838	728
Tenacidade da HAZ vE-30 (J)	120	06	130	105	95	95	O T“	125	o	95	06	105	O	100	o	100	95
Área de cisalhamento DWTT (-10) (%)	90	95	95	98	CM σ>	85	oo 00	06	96	O	100	98	87	89	CD	O o	95
Energia Charpy (-30°C) (J)	280	230	245	230	o CO CM	250	270	265 _I	260	250	235	250	270	265 I	260	250	230
Variação de resistência (MPa)	50	45	40	46	35	50	46	52	55	45	40	35	50	45	09	45	50
Aço		CM	co			co	r-	00	O)	o		CM	CO v—		IO	co

34/36

Tabela 3 - continuação

Tubos de aço	Razão de Rendimento (%)	83	83	oõ	⁸⁷	98	LO 00	85	83	80	86	85	83	T““ 00	84	85	00	83	87
Resistência à tração (MPa)	722	643	836	j 764	829	CM O) IO	1134	796	933	770	786	793	755	826	758	713	749	656
Limite de elasticidade (MPa)	599	534	677	i 665	713	00 o LO	964	661	747	662	899	658	s	737	644	599	621	571
Chapas de aço	Variação de resistência (MPa)	45	00	38	50	45	io co	48	42	38	48	34	45	100	120	o	o	100	130
Razão de Rendimento (%)	77	72	75	00	08	òõ	79	77	74	08	79	77	75	08	79	78	77	5
Resistência à tração (MPa)	708	631	o CM 00	749	813	CD 00 IO	1112	780	915	755	770	777	740	809	743	669	734	643
Limite de elasticidade (MPa)	545	454	615	607	651	IO r- M-	878	601	677	604	608	598	555	X“ r- CD	Γ- ΟΟ m	545	565	521
Aço	00	O)	20	CM	22	co CM	24	25	26	27	28	29	30	co	32	33	34	35

35/36

Tabela 3 - continuação

Tubos de aço	Razão de rendimento após aquecimento a 210°C (%)	85	85	83	89	OO 00	87	f'- oo	85	82	00 00	87	85	CO 00	98	r^- 00	86	85	89
Resistência à tração após aquecimento a210°C(MPa)	742	663	856	784	O) oo	612	1154	816	953	790	806	813	775	846	778	733	769	676
Limite de elasticidade após aquecimento a210°C (MPa)	628	562	707	969	m h-	531	o o o	691	778	693	698	688	640	734	674	628	651	600
Tenacidade da HAZ vE-30 (J)	110	! ¹⁰⁰	120	125	O T“	56	m CM	105	30	20	30	30	06	06	06	95	100	O
Área de cisalhamento DWTT (-10) (%)	96	98	5	90	σ> σ>	O o	o co	75	30	35	85	98	85	5>	σ> 00	85	86	89
Energia Charpy (-30°C) (J)	250	260	275	265	ο h- CM	250	o o	160	20	255	245	255	245	265	235	245	250	260 I
Variação de resistência (MPa)	45	48	38	50	o M^-	35	oo •M·	42	38	48	34	45	100	120	o	110	100	130
Aço	OO	σ>	20	CM	CM CM	23	M- CM	25	26	27	00 CM	29	30	cõ	32	33	34	35

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Aplicabilidade Industrial

É possível fornecer um método de produção para chapas de aço e tubos de aço para tubos para oleoduto de resistência ultra-alta para os quais a resistência, a tenacidade a baixa temperatura e a capacidade de de5 formação dos materiais de origem são excelentes, a soldagem in loco é fácil, e a resistência à tração é 625 MPa ou maior (padrão API X80 ou maior).

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Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleodutos, caracterizado pelo fato de que compreende:

preparar um aço fundido incluindo

C: 0,03 a 0,08% em massa,

Si: 0,01 a 0,50% em massa,

Mn: 1,5 a 2,5% em massa,

P: 0,01% em massa ou menos,

S: 0,0030% em massa ou menos,

Nb: 0,0001 a 0,20% em massa,

Al: 0,0001 a 0,03% em massa,

Ti: 0,003 a 0,030% em massa,

B: menos de 0,0003% em massa,

N: 0,0010 a 0,0050% em massa,

O: 0,0050% em massa ou menos, e um saldo composto de Fe e as inevitáveis impurezas;

lingotar o aço fundido em uma placa;

executar laminação a quente da placa de modo a formar uma chapa de aço;

executar o resfriamento à água até que uma temperatura predeterminada maior que um ponto Ms seja atingido, e então resfriar a superfície da chapa de aço pela repetição do tratamento no qual a recuperação de calor seja executada uma ou mais vezes; e executar o resfriamento à água final de modo a resfriar a superfície da chapa de aço até uma temperatura do ponto Ms ou menor.

M_s = 545 -330[C] + 2[AI]- 14[Cr] -13[Cuj- 23[Mnj- 5[Mo]- 4[Nb]13[Ni] -7[Si] + 3|Ti] + 4[V] onde [C], [Al], [Cr], [Cu], [Mn], [Mo], [Nb], [Ni], [Si], [Ti] e [V] são as quantidades (%) de C, Al, Cr, Cu, Mn, Mo, Nb, Ni, Si, Ti e V, respectivamente.
2. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o aço fundido também inclui pelo menos um elemento selecio2/3 nado do grupo consistindo de:

Mo: 0,01 a 1,0% em massa,

Cu: 0,01 a 1,5% em massa,

Ni: 0,01 a 5,0% em massa,

Cr: 0,01 a 1,5% em massa,

V: 0,01 a 0,10% em massa,

W: 0,01 a 1,0% em massa,

Zr: 0,0001 a 0,050% em massa; e

Ta: 0,0001 a 0,050% em massa.
3. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o aço fundido também inclui pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo de:

Mg: 0,0001 a 0,010% em massa,

Ca: 0,0001 a 0,005% em massa,

REM: 0,0001 a 0,005% em massa,

Y: 0,0001 a 0,005% em massa,

Hf: 0,0001 a 0,005% em massa; e

Re: 0,0001 a 0,005% em massa.
4. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a taxa media de resfriamento (°C/s) é Vcgo ou menor a partir de um resfriamento à água inicial até o momento em que a superfície da chapa de aço alcança a temperatura de início da transformação da martensita (ponto Ms).

Ms = 545- 330[C] + 2[AI]- 14[Cr]- 13[Cu]- 23[Mn]- 5[Mo]- 4[Nb]- 13[Ni] -7[Si] + 3[Ti] + 4[V]

Vc₉₀ = 10⁽³'⁶⁹'°'^75|3) β = 2.7[C] + 0.4[Si] + [Mn] + 0.45([Ni] + [Cu]) + 0.8[Cr] + 2[Mo] onde [C], [Al], [Cr], [Cu], [Mn], [Mo], [Nb], [Ni], [Si], [Ti] e [V] são as quantidades (%) de C, Al, Cr, Cu, Mn, Mo, Nb, Ni, Si, Ti e V, respectivamente

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5. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que as taxas de resfriamento à água e a taxa de resfriamento à água final são Vcgo ou mais.
6. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que na laminação a quente, a temperatura de reaquecimento da placa é 950°C ou mais, e a redução de laminação da placa em uma região de não-recristalização é 3 ou mais.
7. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o resfriamento é executado a partir de uma temperatura de início de resfriamento de 800Ό ou menor.
8. Método para produção de uma chapa de aço para tubos para oleoduto com resistência ultra-alta, caracterizado pelo fato de que compreende:

conformar as chapas de aço para tubos para oleoduto produzidas pelo método como definido na reivindicação 1 em forma de tubo por uma prensa UO;

executar a soldagem a arco submerso em uma porção adjacente da chapa de aço para tubos de oleoduto a partir das superfícies externa e interna usando-se um cordão de soldagem e um fluxo aglomerado ou fundido; e executar a expansão do tubo.
9. Método para produção de um tubo de aço para tubos para oleoduto, de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo fato de que a solda é submetida a um tratamento térmico após a execução da soldagem a arco submerso e antes da execução da expansão do tubo.
10. Método para produção de um tubo de aço para oleoduto, de acordo com a reivindicação 9, caracterizado pelo fato de que a solda é submetida a um tratamento térmico em uma faixa de temperaturas de 200Ό a 500Ό.

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