ITMI20110180A1 - Tubi in acciaio ad alta resistenza con eccellente durezza a bassa temperatura e resistenza alla corrosione sotto tensioni da solfuri - Google Patents

Description

“TUBI DI ACCIAIO AD ELEVATA RESISTENZA CON ECCELLENTE TENACITÀ' A BASSA TEMPERATURA E RESISTENZA ALLA CRICCATURA DA CORROSIONE PER SOLLECITAZIONE PER PRESENZA DI SOLFURIâ€

DESCRIZIONE SFONDO DELL’INVENZIONE

Campo

La presente invenzione à ̈ relativa in generale alla produzione di metallo e, in alcune forme di realizzazione, à ̈ relativa a metodi per produrre barre tubolari metalliche aventi un’elevata tenacità a bassa temperatura e che possiedono contemporaneamente resistenza alla criccatura da corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri. Alcune forme di realizzazione sono relative a tubi di acciaio senza giunzioni per colonne montanti di tutti i tipi [catenaria, ibrida, top tension, work over, trivellazione, ecc.], tubi lineari e condotte di flusso da utilizzare nell’industria del petrolio e del gas, inclusi tubi che sono adatti alla piegatura.

Descrizione della tecnica correlata

Un componente centrale nella produzione in mare profondo e ultraprofondo consiste nella circolazione di fluidi dal fondo del mare fino al sistema in superficie. Le colonne montanti, i tubi che collegano la piattaforma di produzione o trivellazione al pozzo, sono esposte per una lunghezza considerevole (ora approssimativamente 10.000 piedi o approssimativamente 2 miglia) a pressioni di deformazione di molteplici correnti oceaniche.

I costi per il sistema di colonne montanti sono abbastanza sensibili alla profondità dell’acqua. Sebbene le condizioni degli impianti e le sensibilità ai carichi ambientali (per esempio onda e corrente) siano differenti per differenti tipi di colonne montanti - colonne montanti di top tension (TTR) e colonne montanti per catenaria in acciaio (SCR), colonne montanti ibride (HR), work over (WOR) e colonne montanti di trivellazione (DR) che riducono il peso della colonna montante, possono fornire significativi benefici. Per esempio, riducendo il peso della condotta, si anticipa che si possono conseguire una riduzione del costo del tubo e un significativo impatto sul sistema di tensione utilizzato per supportare la colonna montante. Almeno per queste ragioni, gli acciai ad elevata resistenza, con sollecitazioni di snervamento di 70 ksi (485 MPa) e superiori, sono i candidati per lo sviluppo di colonne montanti più leggere nel settore in mare aperto.

Tuttavia, gli acciai con resistenza allo snervamento minima specificata (SMYS) che supera 70 ksi possono patire cedimenti indotti dalla corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri (SSC) quale risultato dell'infragilimento da idrogeno sotto sollecitazione. Pertanto, à ̈ difficile soddisfare il requisito NACE per i materiali per il servizio in ambiente acido (per esempio NACE MR0175/ISO 15156-1 “Petroleum and naturai gas Industries - Materials for use in H2S-containing Environments in oil and gas production - Part 1: General principles for selection of crackingresistant materials) e per passare la valutazione SSC (per esempio NACE Standard TM0177 “Laboratory testing of metals for resistance to sulfide stress cracking and stress corrosion cracking in H2S environments†).

Sebbene la maggior parte dei fabbricatori di tubi lineari senza giunzioni siano in grado di fabbricare materiali ad elevata resistenza con una resistenza allo snervamento minima pari o superiore a 70 ksi, la resistenza a SSC e la criccatura indotta da idrogeno (HIC) (quest’ultima valutata secondo lo Standard NACE TM0284, “Evaluation of pipeline and pressure vessel steels for resistance to hydrogen induced cracking†) di questi gradi elevati à ̈ spesso non adeguata. Attualmente, per il servizio in ambiente acido vengono valutati soltanto i gradi fino a X70 secondo ISO 3183.

Inoltre, una maggiore resistenza può portare ad un comportamento meno fragile a temperature inferiori. In generale, i materiali sono qualificati alle cosiddette “temperature di progettazione†che tipicamente sono aH’incirca pari a 20°C al disotto della temperatura ambiente e/o di servizio prevista minima. La temperatura ambiente più bassa sulla piattaforma continentale norvegese à ̈ di circa -20°C. Nelle regioni artiche, sono previste temperature ambiente minime ben al disotto di -40°C. Di conseguenza, sono desiderabili temperature di progettazione minime al disotto di circa -60°C.

Tuttavia, gli acciai per tubi lineari con sollecitazioni allo snervamento di circa 70 ksi e superiori sono oggigiorno qualificati per le temperature di progettazione soltanto al disotto di circa -40°C. Questa limitazione potrebbe limitare l’esplorazione per petrolio e gas economica nelle regioni artiche e simili a quelle artiche. Pertanto sono desiderabili tubi di acciaio ad elevata resistenza con tenacità migliorata a temperature pari 0 inferiori a circa -60°C.

RIEPILOGO

Le forme di realizzazione dell’invenzione sono relative a tubi o tubazioni di acciaio e a metodi per la realizzazione degli stessi. In alcune forme di realizzazione, i tubi di acciaio temprati e spenti senza giunzioni per tubi lineari e colonne montanti sono previsti con uno spessore di parete (WT) compreso tra 8 e 35 mm, con una resistenza allo snervamento minima di 70 ksi, 80 ksi e 90 ksi, rispettivamente, con un’eccellente tenacità a bassa temperatura e resistenza alla corrosione (servizio in ambiente acido, ambiente con H2S). I tubi senza giunzioni sono anche adatti per produrre curve dello stesso grado mediante piegatura per induzione a caldo e trattamento di tempra e spegnimento fuori linea. In una forma di realizzazione, il tubo di acciaio ha un diametro esterno (OD) tra 6†(152 mm) e 28†(711 mm), e uno spessore di parete (WT) da 8 a 35 mm.

In una forma di realizzazione, la composizione di un tubo dì acciaio di bassa lega senza giunzioni consiste in (in peso): 0,05%-0, 16% C, 0,20%-0,90% Mn, 0,10%-0,50% Si, 1,20%-2,60% Cr, 0,05%-0,50% Ni, 0,80%-1 ,20% Mo, 0,03% Nb max, 0,02% Ti max, 0,005%-0,12% V, 0,008%-0,040% Al, 0,0030-0,012% N, 0,3% Cu max, 0,01% S max, 0,02% P max, 0,001-0,005% Ca, 0,0020% B max, 0,020% As max, 0,0050% Sb max, 0,020% Sn max, 0,030% Zr max, 0,030% Ta max, 0,0050% Bi max, 0,0030% O max, 0,00030% H max, con la parte restante costituita da ferro e impurità inevitabili.

I tubi di acciaio possono essere prodotti in differenti qualità. In una forma di realizzazione, una qualità da 70 ksi à ̈ dotata delle seguenti proprietà: Resistenza allo snervamento, YS: 485 MPa (70 ksi) minima e 635 MPa (92 ksi) massima

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: 570 MPa (83 ksi) minima e 760 MPa (110 ksi) massima;

• Allungamento, non minore del 20%

• rapporto YS/UTS non superiore a 0,93.

In un’altra forma di realizzazione, una qualità da 80 ksi à ̈ dotata delle seguenti proprietà:

• Resistenza allo snervamento, YS: 555 MPa (80 ksi) minima e 705 MPa (102 ksi) massima

• resistenza a trazione a rottura, UTS: 625 MPa (90 ksi) minima e 825 MPa (120 ksi) massima.

• Allungamento, non minore del 20%.

• Rapporto YS/UTS non superiore a 0,93.

In un’ulteriore forma di realizzazione, una qualità da 90 ksi à ̈ dotata delle seguenti proprietà:

• Resistenza allo snervamento YS: 625 MPa (90 ksi) minima e 775 MPa (112 ksi) massima

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: 695 MPa (100 ksi) minima e 915 MPa (133 ksi) massima

« Allungamento, non minore del 18%

• Rapporto YS/UTS non superiore a 0,95.

Il tubo di acciaio può avere un’energia di impatto minima di 250 J/200 J (media / individuale) e un minimo dell’80% di area di deformazione di taglio media per entrambi i test con intaglio a V per prova Charpy (CVN) sia longitudinale sia trasversale eseguiti a circa -70°C secondo lo standard ISO 148-1. In una forma di realizzazione, il tubo di qualità da 80 ksi può avere una durezza di 248 HV10 massima. In un’ulteriore forma di realizzazione, il tubo di qualità da 90 ksi può avere una durezza di 270 HV10 massima.

I tubi di acciaio prodotti secondo le forme dì realizzazione dell’invenzione possono presentare una resistenza sia a criccatura indotta da idrogeno (HIC) sia a criccatura da corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri (SSC). In una forma di realizzazione, il test HIC eseguito secondo lo Standard NACE TM0284-2003, articolo No. 21215, utilizzando la soluzione A di NACE e ad una durata del test di 96 ore fornisce i seguenti parametri HIC (media di tre sezioni di tre provini):

• Rapporto lunghezza cricca, CLR < 5%

• Rapporto spessore cricca, CTR < 1 %

• Rapporto sensibilità cricca CSR < 0,2%

In un’ulteriore forma di realizzazione, il test SSC eseguito secondo NACE TM0177 utilizzando la soluzione A del test, durata del test 720 ore, non prevede alcun cedimento al 90% di SMYS per le qualità da 70 ksi e 80 ksi e nessun cedimento al 72% di SMYS per la qualità da 90 ksi. I tubi di acciaio prodotti secondo alcune forme di realizzazione dell’invenzione hanno una microstruttura che non presenta ferrite, bainite superiore e bainite granulare. Questi possono essere costituiti da martensite temprata con una percentuale volumetrica maggiore del 60%, preferibilmente maggiore del 90%, in modo maggiormente preferibile maggiore del 95% (misurata secondo ASTM E562-08) e bainite inferiore temprata con una percentuale volumetrica minore del 40%, preferibilmente minore del 10% e in modo maggiormente preferibile minore del 5%. La martensite e la bainite possono essere formate a temperature inferiori a 450°C e 540°C rispettivamente, dopo nuovo riscaldamento a temperature da 900°C a 1.060°C per tempi di immersione da 300 secondi a 3.600 secondi, e con spegnimento a velocità di raffreddamento maggiori di 20°C/secondi. La grandezza del grano austenitico preesistente media misurata mediante lo standard ASTM E112 à ̈ maggiore di 15 pm o 20 Î1⁄4m (intercetta lineare) e inferiore a 100 pm.

In ulteriori forme di realizzazione, il pacchetto dei tubi di acciaio dopo la tempra può presentare una dimensione pacchetto (ovvero la dimensione media delle regioni separate da bordi ad angolo elevato minore di 6 pm. In ulteriori forme di realizzazione la dimensione pacchetto può essere minore di circa 4 pm. In altre forme di realizzazione, la dimensione pacchetto può essere minore di circa 3 pm. La dimensione pacchetto può essere misurata come intercetta lineare media su immagini acquisite mediante microscopia elettronica a scansione (SEM) utilizzando il segnale di diffrazione retrodeviato di elettroni (EBSD), con i bordi ad angolo elevato considerati come quei bordi con un disorientamento > 45°.

In ulteriori forme di realizzazione, i tubi di acciaio dopo la tempra possono mostrare la presenza di precipitati fini e grossi. I precipitati fini possono essere del tipo MX, M2X, in cui M à ̈ V, Mo, Nb, o Cr e X à ̈ C o N. Il diametro medio dei precipitati fini può essere minore di circa 40 mm. I precipitati grossi possono essere del tipo M3C, M6C, M23C6. Il diametro medio dei precipitati grossi può essere entro l’intervallo tra circa 80 mm e circa 400 mm. I precipitati possono essere esaminati mediante microscopia elettronica a trasmissione (TEM) utilizzando il metodo di replica per estrazione.

In una forma di realizzazione, Ã ̈ previsto un tubo di acciaio. Il tubo di acciaio comprende una composizione di acciaio comprendente:

da circa lo 0,05% in peso a circa lo 0,16% in peso di carbonio;

da circa lo 0,20% in peso a circa lo 0,90% in peso di manganese;

da circa lo 0,10% in peso a circa lo 0,50% in peso di silicio;

da circa Γ1 ,20% in peso a circa il 2,60% in peso di cromo;

da circa lo 0,05% in peso a circa lo 0,50% in peso di nichel;

da circa lo 0,80% in peso a circa Γ1 ,20% in peso di molibdeno;

da circa lo 0,005% in peso a circa lo 0,12% in peso di vanadio;

da circa lo 0,008% in peso a circa lo 0,04% in peso di alluminio;

da circa lo 0,0030% in peso a circa lo 0,0120% in peso di azoto; e da circa lo 0,0010% in peso a circa lo 0,005% in peso di calcio.

Lo spessore di parete del tubo di acciaio può essere maggiore 0 pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm. Il tubo di acciaio può essere lavorato per avere una resistenza allo snervamento maggiore di circa 70 ksi e la microstruttura del tubo di acciaio può comprendere martensite in una percentuale volumetrica maggiore o pari a circa il 60% e bainite inferiore in una percentuale volumetrica minore o pari a circa il 40%. In un’ulteriore forma di realizzazione, à ̈ previsto un metodo per realizzare un tubo di acciaio. Il metodo comprende fornire un acciaio avente una composizione a base di acciaio (per esempio un acciaio di bassa lega). Il metodo comprende inoltre formare l’acciaio in una tubazione avente uno spessore di parete maggiore o pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm. Il metodo in aggiunta comprende riscaldare la tubazione di acciaio formata in una prima operazione di riscaldamento ad una temperatura entro l'intervallo tra circa 900°C e circa 1.060°C. Il metodo comprende inoltre spegnere la tubazione di acciaio formata ad una velocità di raffreddamento maggiore o pari a circa 20°C/sec., in cui la microstruttura dell’acciaio spento à ̈ maggiore o pari a circa il 60% di martensite e minore o pari a circa il 40% di bainite inferiore e ha una grandezza del grano austenitico preesistente media misurata mediante ASTM E112 maggiore di circa 15 Î1⁄4m. Il metodo in aggiunta comprende temprare la tubazione di acciaio spenta ad una temperatura entro l’intervallo tra circa 680°C e circa 760°C, in cui la tubazione di acciaio dopo la tempra ha una resistenza allo snervamento maggiore di circa 70 ksi ed un’energia di intaglio a V per prova Charpy media maggiore o pari a circa 150 J/cm<2>a circa -70°C. In altre forme di realizzazione, l’energia di intaglio a V per prova Charpy media del tubo di acciaio à ̈ maggiore o pari a circa 250 J/cm<2>a circa -70°C.

In una forma di realizzazione, à ̈ previsto un tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 80 ksi. Il tubo comprende:

una composizione di acciaio comprendente:

dallo 0,10% in peso allo 0,13% in peso di carbonio;

dallo 0,40% in peso allo 0,55% in peso di manganese;

dallo 0,20% in peso allo 0,35% in peso di silicio;

dall’1,9% in peso al 2,3% in peso di cromo;

dallo 0,9% in peso all’1,1% in peso di molibdeno;

dallo 0,001% in peso allo 0,005% in peso di calcio;

dallo 0,05% in peso allo 0,07% in peso di vanadio; e

dallo 0,010% in peso allo 0,020% in peso di alluminio.

Lo spessore di parete del tubo di acciaio può essere maggiore o pari a circa 8 mm e minore o pari a circa 35 mm. Il tubo di acciaio può essere lavorato mediante laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento ad una temperatura di circa 900°C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore o pari a 40°C/sec e tempra ad una temperatura tra circa 680°C e circa 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico preesistente da circa 20 Î1⁄4m a circa 80 Î1⁄4ιτι, una dimensione pacchetto da circa 3 pm a circa 6 pm e circa il 90% di martensite in volume o più, e circa il 10% di bainite inferiore in volume o meno. Il tubo di acciaio può avere una resistenza allo snervamento (YS) tra circa 80 ksi e circa 102 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra circa 90 ksi e circa 120 ksi, allungamento non minore di circa il 20% e un rapporto YS/UTS non superiore a circa 0,93.

In un’altra forma di realizzazione, può essere previsto un tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 90 ksi. Il tubo comprende:

una composizione di acciaio comprendente

dallo 0,10% in peso allo 0,13% in peso di carbonio;

dallo 0,40% in peso allo 0,55% in peso di manganese;

dallo 0,20% in peso allo 0,35% in peso di silicio;

dall’ 1,9% in peso al 2,3% in peso di cromo;

dallo 0,9% in peso all’ 1,1% in peso di molibdeno;

dallo 0,001% in peso allo 0,0005% in peso di calcio;

dallo 0,05% in peso allo 0,07% in peso di vanadio; e

dallo 0,010% in peso allo 0,020% in peso di alluminio.

Lo spessore di parete del tubo di acciaio può essere maggiore o pari a circa 8 mm e minore o pari a circa 35 mm. Il tubo di acciaio può essere lavorato mediante laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento ad una temperatura di circa 900°C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore o pari a circa 20°C/sec e tempra ad una temperatura tra circa 680°C e circa 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico preesistente da circa 20 pm a circa 60 pm, una dimensione pacchetto da circa 2 pm a circa 6 pm e circa il 95% di martensite in volume o superiore, e circa il 5% dì bainite inferiore in volume o meno. Il tubo di acciaio può avere una resistenza alla snervamento (YS) tra circa 90 ksi e circa 112 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra 100 ksi e 133 ksi, un allungamento non minore di circa il 18% e un rapporto YS/UTS non superiore a circa 0,95. In un’ulteriore forma di realizzazione, può essere previsto un tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 70 ksi. Il tubo comprende:

una composizione di acciaio comprendente:

dallo 0,10% in peso allo 0,13% in peso di carbonio;

dallo 0,40% in peso allo 0,55% in peso di manganese;

dallo 0,20% in peso allo 0,35% in peso di silicio;

dal 2,0% in peso al 2,5% in peso di cromo;

dallo 0,9% in peso all’ 1,1% in peso di molibdeno; e

dallo 0,001% in peso allo 0,0005% in peso di calcio.

Lo spessore di parete del tubo di acciaio può essere maggiore o pari a circa 8 mm e minore o pari a circa 35 mm. Il tubo di acciaio può essere lavorato mediante laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento ad una temperatura di circa 900°C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore o pari a 20°C/sec. e tempra ad una temperatura tra circa 680°C e circa 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico preesistente da circa 20 pm a circa 100 pm, una dimensione pacchetto da circa 4 pm a circa 6 pm e circa il 60% di martensite in volume o superiore, e circa il 40% di bainite inferiore in volume o meno. Il tubo di acciaio può avere una resistenza allo snervamento (YS) tra circa 70 ksi e circa 92 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra circa 83 ksi e circa 110 ksi, un allungamento non minore di circa il 18% e un rapporto YS/UTS non superiore a circa 0,93.

BREVE DESCRIZIONE DEI DISEGNI

Altre caratteristiche e vantaggi dell’invenzione risulteranno evidenti dalla seguente descrizione presa insieme ai disegni allegati.

La Figura 1 Ã ̈ una diagramma di flusso schematico che illustra una forma di realizzazione di un metodo per fabbricare tubi di acciaio;

la Figura 2 Ã ̈ una forma di realizzazione di un diagramma della trasformazione a raffreddamento continuo (CCT) per una forma di realizzazione di un acciaio della presente descrizione;

la Figura 3 Ã ̈ una micrografia ottica di un tubo appena spento formato secondo le forme di realizzazione descritte utilizzando un tempo di permanenza di circa 600 secondi. Il tubo viene inciso per illustrare i bordi del grano austenitico preesistente;

le Figure 4A e 4B sono micrografie ottiche di un tubo temprato e appena spento formato secondo le forme di realizzazione descritte utilizzando un tempo di permanenza di circa 2.400 secondi. Il tubo viene inciso per illustrare i bordi del grano austenitico preesistente. (4A) ingrandimento di 200X; (4B) ingrandimento di 1.000X;

La Figura 5 à ̈ una micrografia acquisita mediante microscopia elettronica a scansione (SEM) utilizzando il segnale di diffrazione retrodeviato di elettroni (EBSD), che illustra i bordi con un disorientamento basso ed elevato in prossimità della metà parete del tubo della Figura 4;

La Figura 6 Ã ̈ un diagramma che illustra la distribuzione intercetta dei bordi con un angolo di disorientamento maggiore di circa 45° per un acciaio formato secondo le forme di realizzazione descritte; e

la Figura 7 à ̈ una micrografia ottica aH’incirca a metà della parete del tubo appena spento dell’esempio comparativo dell’Esempio 3.

DESCRIZIONE DETTAGLIATA

Le forme di realizzazione della presente descrizione forniscono composizioni di acciaio, barre tubolari (per esempio tubi) formate utilizzando le composizioni di acciaio, e i rispettivi metodi di fabbricazione. Le barre tubolari possono essere impiegate, per esempio, come tubi lineari e colonne montanti da utilizzare nell’industria del petrolio e del gas. In alcune forme di realizzazione, le barre tubolari possono presentare spessori di parete maggiori o pari a circa 8 mm e minori di circa 35 mm ed una microstruttura di martensite e bainite inferiore senza una quantità sostanziale di ferrite, bainite superiore o bainite granulare. Così formate, le barre tubolari possono presentare una resistenza allo snervamento minima di circa 70 ksi, 80 ksi e circa 90 ksi. In ulteriori forme di realizzazione, le barre tubolari possono presentare una buona tenacità a basse temperature e una resistenza alla criccatura da corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri (SSC) e criccatura indotta da idrogeno (HIC), il che consente l’utilizzo delle barre tubolari in ambienti di servizio acidi. Può essere compreso, tuttavia, che le barre tubolari comprendono un esempio degli articoli di fabbricazione che sono formati dalle forme di realizzazione della presente descrizione e non dovrebbero in alcun modo limitare l'applicabilità delle forme di realizzazione descritte.

Il termine “barra†come utilizzato nella presente à ̈ un termine ampio e include il suo significato da dizionario comune e si riferisce anche ad un elemento allungato, generalmente cavo, che può essere dritto o presentare pieghe o curve e può essere formato in una forma predeterminata, e una qualsiasi altra formazione richiesta per assicurare la barra tubolare formata nella sua posizione prevista. La barra può essere tubolare, con una superficie esterna e una superficie interna sostanzialmente circolari, sebbene siano contemplate anche altre forme e sezioni trasversali. Come utilizzato nella presente, il termine “tubolare†si riferisce ad una qualsiasi forma cava e allungata, che non à ̈ necessariamente circolare o cilindrica.

I termini “approssimativamente", “circa†e “sostanzialmente†, come utilizzati nella presente, rappresentano una quantità simile alla quantità impostata che esegue ancora una funzione desiderata o consegue un risultato desiderato. Per esempio, i termini “approssimativamente†, “circa†e “sostanzialmente†possono riferirsi ad una quantità che rientra in meno del 10% di, rientra in meno del 5% di, rientra in meno dell’ 1 % di, rientra in meno dello 0,1% di, e rientra in meno dello 0,01% della quantità impostata.

L’espressione “temperatura ambiente", come utilizzata nella presente, ha il suo significato comune come noto agli uomini dell’arte e può includere temperature entro l’intervallo da circa 16°C (60°F) a circa 32°C (90°F).

Le forme di realizzazione della presente descrizione comprendono tubi di acciaio al carbonio di bassa lega e metodi di fabbricazione. Come discusso in maggiore dettaglio di seguito, attraverso una combinazione di composizione di acciaio e trattamento termico, si può conseguire una microstruttura finale che genera proprietà meccaniche selezionate di interesse, incluse una o più tra resistenza allo snervamento minima, tenacità, durezza e resistenza a corrosione, in tubi a elevato spessore di parete (per esempio WT maggiore di o pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm).

La composizione di acciaio della presente descrizione può comprendere non soltanto carbonio (C) ma anche manganese (Mn), silicio (Si), cromo (Cr), nichel (Ni), molibdeno (Mo), vanadio (V), alluminio (Al), azoto (N) e calcio (Ca). In aggiunta, uno o più dei seguenti elementi può essere opzionalmente presente e/o anche aggiunto: tungsteno (W), niobio (Nb), titanio (Ti), boro (B), zirconio (Zr) e tantalio (Ta). La parte restante della composizione può comprendere ferro (Fe) e impurità. In alcune forme di realizzazione, la concentrazione di impurità può essere ridotta ad una quantità più bassa possibile. Le forme di realizzazione delle impurità possono includere, ma senza limitazione, rame (Cu), zolfo (S), fosforo (P), arsenico (As), antimonio (Sb), stagno (Sn), bismuto (Bi), ossigeno (O) e idrogeno (H).

Per esempio, la composizione di acciaio di bassa lega può comprendere (% in peso a meno che non indicato diversamente):

carbonio entro un intervallo tra circa lo 0,05% e circa lo 0,16%;

manganese entro l’intervallo tra circa lo 0,20% e circa il 90%;

silicio entro un intervallo tra circa lo 0,10% e circa lo 0,50%;

cromo entro l'intervallo tra circa l’1,20% e circa il 2,60%;

nichel entro l'intervallo tra circa lo 0,050% e circa lo 0,50%;

molibdeno entro l’intervallo tra circa lo 0,80% e circa 1 ,20%;

tungsteno minore o pari a circa lo 0,08%;

niobio minore o pari a circa lo 0,030%;

titanio minore o pari a circa lo 0,20%;

vanadio entro l’intervallo tra circa lo 0,005% a circa lo 0,12%;

alluminio entro l’intervallo tra circa lo 0,008% e circa lo 0,040%;

azoto entro l’intervallo tra circa lo 0,0030% e circa lo 0,012%;

rame minore o pari a circa lo 0,3%;

zolfo minore o pari a circa lo 0,01%;

fosforo minore o pari a circa lo 0,02%;

calcio entro l’intervallo tra circa lo 0,001 e circa lo 0,005%;

boro minore o pari a circa lo 0,0020%;

arsenico minore o pari a circa lo 0,020%;

antimonio minore o pari a circa lo 0,005%;

stagno minore o pari a circa lo 0,020%;

zirconio minore o pari allo 0,030%;

tantalio minore o pari alio 0,030%;

bismuto minore di circa lo 0,0050%;

ossigeno minore di circa lo 0,0030%;

idrogeno minore o pari a circa lo 0,00030%; e

la parte restante della composizione comprendendo ferro e impurità. Le operazioni di trattamento termico possono includere spegnimento e tempra (Q+T). L'operazione di spegnimento può includere un nuovo riscaldamento di un tubo da una temperatura quasi ambiente dopo la formazione a caldo ad una temperatura che austenizza il tubo, seguito da spegnimento rapido. Per esempio, il tubo può essere riscaldato ad una temperatura entro l'intervallo da circa 900°C a circa 1.060°C e mantenuto quasi alla temperatura di austenizzazione per tempi dì immersione selezionati. Le velocità di raffreddamento durante lo spegnimento sono selezionate in modo da conseguire una velocità di raffreddamento selezionata all’incirca a metà della parete del tubo. Per esempio, i tubi possono essere raffreddati in modo da conseguire velocità di raffreddamento maggiori o pari a circa 20°C/s a metà della parete. In altre forme di realizzazione, la velocità di raffreddamento può essere maggiore o pari a circa 40°sec., come discusso in maggiore dettaglio di seguito.

Lo spegnimento dei tubi aventi un WT maggiore o pari a circa 8 mm o minore di circa 35 mm e la composizione descritta in precedenza può promuovere la formazione di una percentuale volumetrica di martensite maggiore di circa il 60%, preferibilmente maggiore di circa il 90% e più preferibilmente maggiore di circa il 95% all’interno del tubo. In alcune forme di realizzazione, la microstruttura rimanente del tubo può comprendere bainite inferiore, sostanzialmente senza ferrite, bainite superiore o bainite granulare. In altre forme di realizzazione, la microstruttura del tubo può comprendere sostanzialmente il 100% di martensite.

In seguito all’operazione di spegnimento, il tubo può inoltre essere sottoposto a tempra. La tempra può essere condotta ad una temperatura entro l’intervallo tra circa 680°C e circa 760°C, a seconda della composizione dell’acciaio e della resistenza allo snervamento obiettivo. Oltre alla martensite e alla bainite inferiore, la microstruttura può inoltre mostrare una grandezza del grano austenitico preesistente media misurata secondo ASTM E112 tra circa 15 pm e circa 100 Î1⁄4m. La microstruttura può anche presentare una dimensione pacchetto media minore o pari a circa 6 pm, preferibilmente minore o pari a circa 4 pm, in modo maggiormente preferibile minore o pari a circa 3 pm. La microstruttura può inoltre mostrare precipitati fini di MX, M2X, dove M = V, Mo, Nb, Cr e X = C o N aventi un diametro medio minore o pari a circa 40 nm e precipitati grossi del tipo M3C, M6C, e M23C6 con un diametro medio entro l'intervallo tra circa 80 e circa 400 nm.

In una forma di realizzazione, un tubo di acciaio avente un WT maggiore

0 pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm e la composizione e la microstruttura discusse in precedenza possono presentare le seguenti proprietà:

• Resistenza a snervamento minima = circa 70 ksi (485 MPa) (YS)

• Resistenza a snervamento massima = circa 102 ksi (705 MPa) • Resistenza a trazione a rottura minima = circa 90 ksi (625 MPa) (UTS)

• Resistenza a trazione a rottura = circa 120 ksi (825 MPa) massima

® Allungamento a rottura = maggiore di circa il 20% • YS/UTS = minore 0 pari a circa 0,93 In un’ulteriore forma di realizzazione, un tubo di acciaio avente un WT maggiore o pari a circa 8 mm e minore dì circa 35 mm e la composizione e la microstruttura discusse in precedenza può presentare le seguenti proprietà:

• Resistenza a snervamento minima = circa 80 ksi (550 MPa) (YS)

• Resistenza a snervamento massima = circa 102 ksi (705 MPa) • Resistenza a trazione a rottura minima = circa 90 ksi (625 MPa) (UTS)

• Resistenza a trazione a rottura = circa 120 ksi (825 MPa) massima

• Allungamento a rottura = maggiore di circa il 20% • YS/UTS = minore o pari a circa 0,93 In un'ulteriore forma di realizzazione, un tubo di acciaio avente un WT maggiore o pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm può essere formato con le seguenti proprietà:

• Resistenza a snervamento minima = circa 90 ksi (625 MPa) (YS)

• Resistenza a snervamento massima = circa 112 ksi (775 MPa) • Resistenza a trazione a rottura minima = circa 100 ksi (695 MPa) (UTS)

• Resistenza a trazione a rottura = circa 133 ksi (915 MPa) massima

• Allungamento a rottura = maggiore di circa il 18% • YS/UTS = minore o pari a circa 0,95 In ciascuna delle forme di realizzazione, il tubo formato può inoltre mostrare le proprietà di durezza e impatto seguenti;

• Energia di impatto minima (media/individuale a circa -70°C}:

• = circa 250 J/circa 200 J (per le qualità da 70 ksi e 80 ksi)

• = circa 150 J/circa 100 J (per la qualità da 90 ksi)

• Area di deformazione di taglio media (CVN a circa -70°C; ISO 148-1) • = circa 80% minima

• Durezza

• = circa 248 HV10 massimo (per le qualità da 70ksi e 80 ksi) • = circa 170 HV10 massimo (per la qualità da 90 ksi).

In ciascuna delle forme di realizzazione di cui sopra, il tubo formato può inoltre presentare la seguente resistenza a criccatura per corrosione da sollecitazione per presenza di solfuri (SSC) e criccatura indotta da idrogeno (HIC). Il test SSC viene condotto secondo NACE TM 0177 utilizzando la soluzione A con una durata del test di circa 720 ore. Il test HIC viene condotto secondo NACE TM 0284-2003, articolo 21215, utilizzando la soluzione A NACE ed a una durata del test di 96 ore:

HIC:

• Rapporto lunghezza cricca, CLR = inferiore o uguale al 5%

• Rapporto spessore cricca, CTR = inferiore o uguale all’1%

• Rapporto di sensibilità della = inferiore o uguale a 0,2% cricca, CSR

SSC:

• Tempo di cedimento a sollecitazione allo snervamento minima specificata al 90%

• Per le qualità di 70 ksi e 80 ksi, maggiore di circa 720 ore

• Tempo di cedimento ad una sollecitazione allo snervamento minima specifica del 72%

• Per la qualità da 90 ksi, maggiore di circa 720 ore.

Facendo riferimento alla Figura 1 , à ̈ illustrato un diagramma di flusso che mostra una forma di realizzazione del metodo 100 per la fabbricazione di barre tubolari. Il metodo 100 include operazioni di realizzazione di acciaio 102, operazioni di formazione a caldo 104, operazioni di trattamento termico 106, che possono includere le operazioni di austenizzare 106A, spegnere 106B, temprare 106C e rifinire 110. Si può comprendere che il metodo 100 può includere più o meno operazioni e le operazioni possono essere eseguite in un ordine differente da quello illustrato nella Figura 1, come necessario.

L’operazione 102 del metodo 100 preferibilmente comprende la fabbricazione dell’acciaio e la produzione di una billetta di metallo solida che può essere perforata e laminata per formare una barra tubolare metallica. In ulteriori forme di realizzazione, lo sfrido di acciaio selezionato, il ferro colato e il ferro spugnoso possono essere impiegati per preparare la materia prima per la composizione di acciaio. Si può comprendere, tuttavia, che possono essere impiegate per la preparazione della composizione di acciaio altre fonti di ferro e/o acciaio. La realizzazione primaria dell’acciaio può essere eseguita utilizzando un forno ad arco elettrico per fondere l’acciaio, per ridurre il fosforo e altre impurità e per conseguire una temperatura selezionata. Possono inoltre essere eseguite la spillatura e la deossidazione, e l'aggiunta di alliganti. Uno degli obiettivi principali del processo di realizzazione di acciaio à ̈ quello di affinare il ferro mediante la rimozione delle impurità. In particolare, lo zolfo e il fosforo sono dannosi per l'acciaio dato che compromettono le proprietà meccaniche dell’acciaio. In una forma di realizzazione, la realizzazione di acciaio secondario può essere eseguita in un forno con siviera di colata e in una stazione di sbavatura dopo la realizzazione dell’acciaio primaria per eseguire le fasi di purificazione specifiche.

Durante queste operazioni, si possono conseguire contenuti di zolfo molto ridotti all’interno dell’acciaio, viene eseguito un trattamento di inclusione del calcio e viene eseguita la flottazione per inclusione. In una forma di realizzazione, la flottazione per inclusione può essere eseguita facendo gorgogliare dei gas inerti nel forno con siviera di colata per forzare le inclusioni e ie impurità a galleggiare. Questa tecnica produce una scoria liquida in grado di assorbire impurità e inclusioni. In questo modo, può essere previsto un acciaio di alta qualità avente la composizione desiderata con un ridotto contenuto di inclusioni.

La tabella 1 illustra le forme di realizzazione della composizione di acciaio, in percentuale in peso (% in peso) a meno che non indicato diversamente.

Tabella 1 - Intervalli della composizione di acciaio

Intervallo composizione

Maggiormente Generale Più preferito preferito

Massim Massim Massim Elemento Minimo 0 Minimo o Minimo 0

C 0.05 0.16 0.07 0.14 0.08 0.12 Mn 0.20 0.90 0.30 0.60 0.30 0.50 Si 0.10 0.50 0.10 0.40 0.10 0.25 Cr 1.20 2.60 1.80 2.50 2.10 2.40 Ni 0.05 0.50 0.05 0.20 0.05 0.20 Mo 0.80 1.20 0.90 1.10 0.95 1.10

W 0.00 0.80 0.00 0.60 0.00 0.30

Nb 0.000 0.030 0.000 0.015 0.000 0.010

Ti 0.000 0.020 0.000 0.010 0.000 0.010

V 0.005 0.12 0.050 0.10 0.050 0.07

Al 0.008 0.040 0.010 0.030 0.015 0.025

N 0.0030 0.0120 0.0030 0.0100 0.0030 0.0080

Cu 0.00 0.30 0.00 0.20 0.00 0.15

S 0.000 0.010 0.000 0.005 0.000 0.003

P 0.000 0.020 0.000 0.012 0.000 0.010

Ca 0.0010 0.0050 0.0010 0.0030 0.0015 0.0030

B 0.0000 0.0020 0.0005 0.0012 0.0008 0.0014

As 0.000 0.020 0.000 0.015 0.000 0.015

Sb 0.0000 0.0050 0.0000 0.0050 0.0000 0.0050

Sn 0.000 0.020 0.000 0.015 0.000 0.015

Zr 0.000 0.030 0.000 0.015 0.000 0.010

Ta 0.000 0.030 0.000 0.015 0.000 0.010

Bi 0.0000 0.0050 0.0000 0.0050 0.0000 0.0050

0 0.000 0.0030 0.000 0.0020 0.000 0.0015

0.0003 0.0002 0.0002

H 0.0000 0 0.0000 5 0.0 0

Il carbonio (C) à ̈ un elemento la cui aggiunta nelle composizioni di acciaio può aumentare senza costi aggiunti la resistenza dell’acciaio e affinare la microstruttura, riducendo la temperatura di trasformazione. In una forma di realizzazione, se il contenuto di C della composizione di acciaio à ̈ minore di circa lo 0,05%, può essere difficile in alcune forme di realizzazione ottenere la resistenza desiderata negli articoli di fabbricazione, in particolare i prodotti tubolari. D’altra parte, in altre forme di realizzazione, se la composizione di acciaio ha un contenuto di C maggiore di circa lo 0,16%, in alcune forme di realizzazione, viene compromessa la tenacità e può ridursi la saldabilità, il che rende più difficile e costoso qualsiasi processo di saldatura se la giunzione non viene eseguita mediante giunti filettati. In aggiunta, il rischio di sviluppare cricche di spegnimento negli acciai con elevata temprabilità aumenta con il contenuto di carbonio. Pertanto, in una forma di realizzazione, il contenuto di C della composizione di acciaio può essere selezionato entro l'intervallo tra circa lo 0,05% e circa lo 0,16%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,07% e circa lo 0,14% e più preferibilmente entro l'intervallo tra circa lo 0,08% e circa lo 0,12%.

Il manganese (Mn) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può essere efficace per aumentare la temprabilità, la resistenza e la tenacità dell’acciaio. In una forma di realizzazione, se il contenuto di Mn della composizione di acciaio à ̈ minore di circa lo 0,20%, può essere difficile in alcune forme di realizzazione ottenere la resistenza desiderata dell’acciaio. Tuttavia, in un’ulteriore forma di realizzazione, se il contenuto di Mn supera circa lo 0,90%, in alcune forme di realizzazione le strutture di banding possono essere marcate in alcune forme di realizzazione, e la tenacità e ia resistenza a HIC/SSC possono essere ridotte. Pertanto, iri una forma di realizzazione, il contenuto di Mn della composizione di acciaio può essere selezionato entro l’ìntervaiio tra circa 10 0,20% e circa lo 0,90%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,30% e circa lo 0,60% e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa io 0,30% e circa lo 0,50%.

11 silicio (Si) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può avere un effetto di deossidazione durante il processo di realizzazione dell'acciaio e può anche aumentare la resistenza dell’acciaio (per esempio rafforzamento della soluzione solida). In una forma di realizzazione, se il contenuto di Si della composizione di acciaio à ̈ minore di circa lo 0,10%, l’acciaio in alcune forme di realizzazione può essere deossidato scarsamente durante il processo di realizzazione dell’acciaio e mostrare un elevato livello di microinclusioni. In un’altra forma di realizzazione, se il contenuto di Si della composizione di acciaio supera circa lo 0,50%, in alcune forme di realizzazione possono ridursi sia la tenacità sia la formabilità dell’acciaio. Il contenuto di Si all’interno della composizione di acciaio maggiore di circa lo 0,5% si ritiene anche abbia un effetto dannoso sulla qualità superficiale quando l’acciaio viene lavorato ad elevate temperature (per esempio a temperature maggiori di circa 1.000°C) in atmosfere di ossidazione, dato che l’aderenza dell'ossido sulla superficie (crosta) à ̈ aumentata per via della formazione di fayalite e il rischio di difetto superficiale à ̈ maggiore. Pertanto, in una forma di realizzazione, il contenuto di Si della composizione di acciaio può essere selezionato entro l'intervallo tra circa lo 0,10% e circa lo 0,50%, preferibilmente entro l'intervallo tra circa lo 0,10% e circa lo 0,40% e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,10% e circa lo 0,25%.

Il cromo (Cr) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può aumentare la temprabilità, ridurre le temperature di trasformazione e aumentare la resistenza a tempra dell’acciaio. Pertanto, l'aggiunta di Cr nelle composizioni di acciaio può essere desiderabile per conseguire elevati livelli di tenacità e resistenza. In una forma di realizzazione, se il contenuto di Cr della composizione di acciaio à ̈ minore di circa i’1,2%, può essere difficile ottenere la resistenza e la tenacità desiderate, in alcune forme di realizzazione. In un’altra forma di realizzazione, se il contenuto di Cr della composizione di acciaio supera circa ii 2,6%, il costo può essere eccessivo e la tenacità può ridursi per via delia precipitazione maggiore di carburi grossi nei bordi del grano, in alcune forme di realizzazione. In aggiunta, ia saldabilità dell’acciaio risultante può essere ridotta, il che rende il processo di saldatura più difficile e costoso, se la giunzione non viene eseguita mediante giunti filettati. Pertanto, in una forma di realizzazione, il contenuto di Cr delia composizione di acciaio può essere selezionato entro l’intervallo tra circa Γ1 ,2% e circa il 2,6%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa 1 ,8% e il 2,5% e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa il 2,1% e circa il 2,4%.

Il nichel (Ni) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può aumentare la resistenza e la tenacità dell’acciaio. Tuttavia, in una forma di realizzazione, quando l'aggiunta di Ni supera circa lo 0,5%, à ̈ stato osservato un effetto negativo sull’aderenza della crosta, con un rischio maggiore di formazione di difetti superficiali. Inoltre, in altre forme di realizzazione, il contenuto di Ni all’interno della composizione di acciaio superiore a circa l’1% si ritiene abbia un effetto dannoso sulla criccatura da corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri. Pertanto, in una forma di realizzazione, il contenuto di Ni della composizione di acciaio può variare entro l'intervallo tra circa lo 0,05% e circa lo 0,5%, più preferibilmente entro l'intervallo tra circa lo 0,05% e circa lo 0,2%.

Il molibdeno (Mo) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può migliorare la temprabilità e l'indurimento mediante soluzione solida e precipitazione fine. Mo può favorire il ritardo del rammollimento durante la tempra, promuovere la formazione di MC molto fine e precipitati M2C. Queste particelle possono essere sostanzialmente distribuite in modo uniforme nella matrice e possono anche fungere da trappole per l’idrogeno vantaggiose, rallentando la diffusione di idrogeno atomico verso le trappole pericolose, solitamente i bordi di grano, che si comportano come siti di nucleazione delle cricche. Mo riduce anche la segregazione del fosforo sui bordi dei grani, migliorando la resistenza alla frattura intergranulare, con effetti vantaggiosi anche sulla resistenza a SSC dato che gli acciai ad aita resistenza che subiscono anche l’infragilimento da idrogeno mostrano una morfologia di frattura intergranulare. Pertanto, aumentando il contenuto di Mo della composizione di acciaio, la resistenza desiderata può essere conseguita a temperature di tempra maggiori, il che promuove livelli di tenacità migliori. In una forma di realizzazione, per esercitare il suo effetto, il contenuto di Mo della composizione di acciaio può essere maggiore o pari a circa lo 0,80%. Tuttavia, in altre forme di realizzazione, quando il contenuto di Mo all’interno della composizione di acciaio à ̈ superiore a circa ΙΊ ,2% si nota un effetto di saturazione sulla temprabilità e può essere ridotta la saldabilità. Quando la ferrolega di Mo à ̈ costosa, in una forma di realizzazione, il contenuto di Mo della composizione di acciaio può essere selezionato entro l’intervallo tra circa lo 0,8 e circa Γ1 ,2%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,9% e circa l’1,1% e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,95% e circa l’1,1%.

Il tungsteno (W) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio à ̈ opzionale e può aumentare la resistenza alle temperature elevate e ambiente formando il carburo di tungsteno che sviluppa un indurimento secondario. W à ̈ preferibilmente aggiunto quando l’uso dell’acciaio à ̈ necessario a temperature elevate. Il comportamento di W à ̈ simile a quello di Mo in termini di temprabilità ma la sua efficacia à ̈ circa metà di quella di Mo. Il tungsteno riduce l’ossidazione dell’acciaio e, quale risultato, si forma una crosta minore durante i processi di nuovo riscaldamento ad elevate temperature. Tuttavia, dato che il suo costo à ̈ molto elevato, in una forma di realizzazione, il contenuto di W della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,8%.

Il niobio (Nb) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio à ̈ opzionale e può essere previsto per formare carburi e nitruri e può inoltre essere utilizzato per affinare la grandezza del grano austenitico durante la laminazione a caldo e il nuovo riscaldamento prima dello spegnimento. Tuttavia Nb non à ̈ necessario nelle forme di realizzazione della presente composizione di acciaio per affinare i grani austenitici dato che una struttura martensitica predominante à ̈ fonnata ed à ̈ formato un pacchetto fine anche nel caso di grani austenitici grossi quando vengono promosse basse temperature di trasformazione attraverso un bilanciamento appropriato degli altri elementi chimici quali Cr, Mo e C. I precipitati di Nb, quali carbonitruri, possono aumentare la resistenza dell’acciaio mediante indurimento per dispersione delle particelle. Queste particelle rotonde e fini possono essere sostanzialmente distribuite in modo uniforme nella matrice e fungono anche da trappole per l’idrogeno, rallentando vantaggiosamente la diffusione di idrogeno atomico verso le trappole pericolose, solitamente nei bordi dei grani, che si comportano come siti di nucleazione delle cricche. In una forma di realizzazione, se il contenuto di Nb della composizione di acciaio à ̈ maggiore di circa lo 0,030%, può essere formata una distribuzione di precipitato grosso che compromette la tenacità. Pertanto, in una forma di realizzazione, il contenuto di Nb della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,30%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,015% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,01%. Il titanio (Ti) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio à ̈ opzionale e può essere previsto per affinare la grandezza del grano austenitico nei processi ad elevata temperatura, formando nitruri e carbonitruri. Tuttavia non à ̈ necessario nelle forme di realizzazione della presente composizione di acciaio, eccetto quando viene utilizzato per proteggere il boro che rimane in una soluzione solida migliorando la temprabilità, in particolare nel caso di tubi con spessore di parete maggiore di 25 mm. Per esempio, Ti si lega a azoto ed evita la formazione di BN. In aggiunta, . in alcune forme di realizzazione, quando Ti à ̈ presente a concentrazioni superiori a circa lo 0,02%, possono formarsi particelle di TiN grosse le quali compromettono la tenacità. Di conseguenza, in una forma di realizzazione, il contenuto di Ti della composizione di acciaio può essere minore o pari a circa lo 0,02% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,01% quando il boro à ̈ a! disotto di circa lo 0,0010%.

Il vanadio (V) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può aumentare ia resistenza mediante precipitazione di carbonitruri durante la tempra. Queste particelle fini e rotonde possono anche essere sostanzialmente distribuite in modo uniforme all'interno della matrice e fungono da trappole per l’idrogeno vantaggiose. In una forma di realizzazione, se il contenuto di V à ̈ minore di circa lo 0,05%, in alcune forme di realizzazione può essere difficile ottenere la resistenza desiderata. Tuttavia, in un’altra forma di realizzazione, se il contenuto di V della composizione di acciaio à ̈ superiore allo 0,12%, una frazione dì volume elevato di particelle di carburo di vanadio può essere formata con successiva riduzione della tenacità. Pertanto, in alcune forme di realizzazione, il contenuto di Nb della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,12%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,05% e circa lo 0,10%, e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,05% e circa io 0,07%.

L’alluminio (Al) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio ha un effetto di deossidazione durante il processo di realizzazione dell’acciaio e può affinare il grano di acciaio. In una forma di realizzazione, se il contenuto di Al della composizione di acciaio à ̈ superiore a circa lo - 0,040%, i precipitati grossi di AIN che compromettono la tenacità e/o gli ossidi ricchi di Al (per esempio inclusioni non metalliche) che compromettono la resistenza a HIC e SSC possono essere formati. Di conseguenza, in una forma di realizzazione, il contenuto di Al della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,04%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,03% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,025%.

L'azoto (N) à ̈ un elemento il cui contenuto all'interno della composizione di acciaio à ̈ preferibilmente selezionato per essere maggiore o pari a circa lo 0,0030%, in una forma di realizzazione, per formare carbonitruri di V, Nb, Mo e Ti. Tuttavia, in altre forme di realizzazione, se il contenuto di N della composizione di acciaio supera circa lo 0,0120%, la tenacità dell’acciaio può essere ridotta. Pertanto, il contenuto di N della composizione di acciaio può essere selezionato entro l'intervallo tra circa lo 0,0030% e circa lo 0,0120%, preferibilmente entro l’intervallo tra circa 10 0,0030% e circa lo 0,0100% e più preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,0030% e circa lo 0,0080%.

11 rame (Cu) à ̈ un elemento di impurità che non à ̈ necessario neìle forme di realizzazione della composizione di acciaio. Tuttavia, a seconda del processo di fabbricazione, la presenza di Cu può essere inevitabile. Pertanto, il contenuto di Cu all’interno della composizione di acciaio può essere limitato al più basso possibile. Per esempio, in una forma di realizzazione, il contenuto di Cu della composizione di acciaio può essere minore o pari a circa lo 0,3%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,20% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,15%.

Lo zolfo (S) à ̈ un elemento di impurità che può ridurre sia la tenacità sia la lavorabilità dell’acciaio, nonché la resistenza HIS/SSC. Di conseguenza, il contenuto di S della composizione di acciaio, in alcune forme di realizzazione, può essere mantenuto il più basso possibile. Per esempio, in una forma di realizzazione, il contenuto di Cu della composizione di acciaio può essere minore o pari a circa lo 0,01%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,05% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,003%.

Il fosforo (P) à ̈ un elemento di impurità che può causare la riduzione della tenacità e della resistenza HIS/SSC dell’acciaio ad elevata resistenza. Di conseguenza, il contenuto di P della composizione di acciaio, in alcune forme di realizzazione, può essere mantenuto il più basso possibile. Per esempio, in una forma di realizzazione, il contenuto di P della composizione di acciaio può essere minore o pari a circa lo 0,02%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,012% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,010%.

Il calcio (Ca) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio può favorire il controllo della forma delle inclusioni e il miglioramento della resistenza a HIC formando solfuri sostanzialmente rotondi e fini. In una forma di realizzazione, per fornire questi benefici, il contenuto di Ca della composizione di acciaio può essere selezionato per essere maggiore o pari a circa lo 0,0010% quando il contenuto di zolfo delia composizione di acciaio à ̈ superiore a circa lo 0,0020%. Tuttavia in altre forme di realizzazione, se il contenuto di Ca della composizione di acciaio supera circa lo 0,0050%, l’effetto di aggiunta di Ca può essere saturato e il rischio di formazione di raggruppamenti di inclusioni non metalliche ricche di Ca che riducono la resistenza a HIC e SSC può aumentare. Di conseguenza, in alcune forme di realizzazione, il contenuto di Ca massimo della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,0050% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,0030%, mentre il contenuto di Ca minimo può essere selezionato per essere maggiore o pari a circa lo 0,0010% e in modo maggiormente preferibile maggiore o pari a circa lo 0,0015%.

Il boro (B) à ̈ un elemento la cui aggiunta nella composizione di acciaio à ̈ opzionale e può essere previsto per migliorare la temprabilità dell’acciaio. B può essere utilizzato per impedire la formazione di ferrite. In una forma di realizzazione, il limite inferiore del contenuto di B della composizione di acciaio per fornire questi effetti vantaggiosi può essere di circa lo 0,005%, mentre gli effetti vantaggiosi possono essere saturati con contenuti di boro superiori a circa lo 0,0020%. Pertanto, nelle forme di realizzazione selezionate, il contenuto di B della composizione di acciaio può variare entro l’intervallo tra circa 0 e lo 0,0020%, più preferibilmente entro l’intervallo tra circa lo 0,0005 e circa lo 0,0012% e in modo maggiormente preferibile entro l’intervallo tra circa lo 0,0008 e circa lo 0,0014%.

L’arsenico (As), lo stagno (Sn), l'antimonio (Sb) e il bismuto (Bi) sono elementi di impurità che non sono necessari nelle forme di realizzazione della composizione di acciaio. Tuttavia, a seconda del processo di fabbricazione, la presenza di questi elementi di impurità può essere inevitabile. Pertanto, i contenuti di As e Sn all’interno della composizione di acciaio possono essere selezionati per essere minori o pari a circa lo 0,020% e più preferibilmente minori o pari a circa lo 0,015%. I contenuti di Sb e Bi possono essere selezionati per essere minori o pari a circa lo 0,0050%.

Lo zirconio (Zr) e il tantalio (Ta) sono elementi che fungono da formatori di nitruro e carburo forti, analoghi a Nb e Ti. Questi elementi possono essere opzionalmente aggiunti nella composizione di acciaio, dato che non sono necessari nelle forme di realizzazione della presente composizione di acciaio per affinare i grani austenitici. I carbonitruri fini di Zr e Ta possono aumentare la resistenza dell’acciaio mediante l’indurimento per dispersione di particelle e possono anche fungere da trappole per l’idrogeno vantaggiose, rallentando la diffusione dell’idrogeno atomico verso le trappole pericolose. In una forma di realizzazione, se il contenuto di Zr o Ta à ̈ maggiore o pari a circa lo 0,030%, una distribuzione di precipitato grosso che può compromettere la tenacità dell’acciaio può essere formata. Lo zirconio funge anche da elemento di deossidazione nell’acciaio e si combina con lo zolfo, tuttavia, come aggiunta all’acciaio per promuovere le inclusioni non metalliche globulari, à ̈ preferibile Ca. Pertanto, il contenuto di Zr e Ta all’interno della composizione di acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,03%.

Il contenuto di ossigeno totale (O) della composizione di acciaio à ̈ la somma dell’ossigeno solubile e dell’ossigeno nelle inclusioni non metalliche (ossidi). Dato che à ̈ praticamente il contenuto di ossigeno negli ossidi in un acciaio deossidato bene, un contenuto di ossigeno che à ̈ troppo elevato indica una frazione di volume elevato di inclusioni non metalliche e minore resistenza a HIC ed SSC. Di conseguenza, in una forma di realizzazione, il contenuto di ossigeno dell’acciaio può essere selezionato per essere minore o pari a circa lo 0,0030%, preferibilmente minore o pari a circa lo 0,0020% e più preferibilmente minore o pari a circa lo 0,0015%.

In seguito alla produzione della scoria liquida avente una composizione come descritto in precedenza, l’acciaio può essere colato in una billetta solida rotonda avente un diametro sostanzialmente uniforme lungo l’asse di acciaio. Per esempio, billette rotonde aventi un diametro entro l’intervallo tra circa 330 mm e circa 420 mm possono essere prodotte in questo modo.

La billetta così fabbricata può essere formata in una barra tubolare attraverso i processi di formazione a caldo 104. In una forma di realizzazione, una billetta cilindrica e solida di acciaio pulito può essere riscaldata ad una temperatura da circa 1.200°C a 1.340°C, preferibilmente a circa 1.280°C. Per esempio, la billetta può essere riscaldata nuovamente mediante un forno a suola rotante. La billetta può essere inoltre sottoposta ad una laminazione. All’interno del laminatoio, la billetta può essere perforata, in alcune forme di realizzazione preferite utilizzando il processo di Manessmann, e la laminazione a caldo viene utilizzata per ridurre sostanzialmente il diametro esterno e lo spessore di parete della tubazione, mentre la lunghezza à ̈ sostanzialmente aumentata. In alcune forme di realizzazione, il processo di Manessmann può essere eseguito a temperature entro l’intervallo tra circa 1 ,200°C e circa 1.280°C. Le barre cave ottenute possono essere ulteriormente laminate a caldo a temperature entro l’intervallo tra circa 1.000°C e circa 1.200°C in un laminatoio continuo a mandrino trattenuto. Il dimensionamento accurato può essere eseguito mediante un laminatoio calibratore e le tubazioni senza giunzioni raffreddate ad aria all’incirca alla temperatura ambiente in un letto di raffreddamento. Per esempio, i tubi con un diametro esterno (OD) entro l’intervallo tra circa 6 pollici e circa 16 pollici possono essere formati in questo modo.

Dopo la laminazione i tubi possono essere riscaldati in linea, senza raffreddamento a temperatura ambiente, mediante un forno intermedio per rendere la temperatura più uniforme, e il dimensionamento accurato può essere eseguito mediante un laminatoio calibratore. Successivamente, i tubi senza giunzioni possono essere raffreddati ad aria fino a temperatura ambiente in un letto di raffreddamento. Nel caso di un tubo avente un OD finale maggiore di circa 16 pollici, i tubi prodotti mediante il laminatoio calibratore medio possono essere lavorati mediante un laminatoio di espansione rotante. Per esempio, i tubi di dimensione media possono essere riscaldati nuovamente mediante un forno a bilanciere fino ad una temperatura entro l’intervallo tra circa 1.150X e circa 1.250°C, espanso al diametro desiderato mediante il laminatoio espansore ad una temperatura entro l’intervallo tra circa 1.100°C e circa 1.200°C e riscaldato nuovamente in linea prima del dimensionamento finale.

In un esempio non limitativo, una barra solida può essere formata a caldo come descritto in precedenza in una tubazione che presenta un diametro esterno entro l’intervallo tra circa 6 pollici e circa 16 pollici e ad uno spessore di parete maggiore o pari a circa 8 mm e minore di circa 35 mm.

La microstruttura finale del tubo formato può essere determinata dalla composizione di acciaio prevista nell’operazione 102 e nei trattamenti a caldo eseguiti nelle operazioni 106. La composizione e la microstruttura. a loro volta, possono aumentare le proprietà del tubo formato.

In una forma di realizzazione, la promozione della formazione di martensite può affinare la dimensione pacchetto (la dimensione delle regioni separate dai bordi ad angolo elevato che offrono una maggiore resistenza alla propagazione delle cricche; maggiore à ̈ l’orientamento errato, maggiore sarà l'energia che una cricca richiede per attraversare il bordo) e migliora la tenacità del tubo di acciaio per una data resistenza allo snervamento. Aumentando la quantità di martensite nei tubi appena spenti si può inoltre consentire l’utilizzo di temperature di tempra superiori per un dato livello di resistenza. In ulteriori forme di realizzazione, possono essere conseguiti livelli di resistenza maggiori per una data temperatura di tempra sostituendo la bainite con martensite nel tubo appena spento. Pertanto, in una forma di realizzazione, à ̈ un obiettivo del metodo conseguire una microstruttura martensitica principalmente a temperature relativamente basse (per esempio trasformazione di austenite a temperature minori o pari a circa 450°C). In una forma di realizzazione, la microstruttura martensitica può comprendere una percentuale in volume di martensite maggiore o pari a circa il 60%. In ulteriori forme di realizzazione, la percentuale in volume della martensite può essere maggiore o pari a circa il 90%. In ulteriori forme di realizzazione, la percentuale in volume di martensite può essere maggiore o pari ai circa il 95%.

In un’ulteriore forma di realizzazione, la temprabilità dell’acciaio, la capacità relativa dell’acciaio di formare la martensite quando spento, può essere migliorata attraverso la composizione e la microstruttura. In un aspetto, l'aggiunta di elementi quali Cr e Mo à ̈ efficace nel ridurre la temperatura di trasformazione della martensite e della bainite e per aumentare la resistenza alla tempra. Vantaggiosamente, una temperatura di tempra superiore può essere quindi utilizzata per conseguire un dato livello di resistenza (per esempio resistenza allo snervamento). In un altro aspetto, una grandezza del grano austenitico relativamente grossa (per esempio da circa 15 pm a circa 100 pm) può migliorare la temprabilità.

corrosione per sollecitazione per presenza di solfuri (SSC) dell’acciaio può essere migliorata attraverso la composizione e la microstruttura. In un aspetto, l’SSC può essere migliorato mediante un contenuto maggiore di martensite all’interno del tubo. In un altro aspetto, la tempra a temperature molto elevate può migliorare la SSC del tubo, come discusso in maggiore dettaglio in seguito.

Per favorire la formazione di martensite a temperature minori o pari a circa 450°C, la composizione di acciaio può inoltre soddisfare l’equazione 1, laddove le quantità di ciascun elemento sono riportate in % in peso:

60 C % Mo % 1 ,7 Cr % > 10 eq. 1

Se dopo lo spegnimento à ̈ presente una quantità significativa di bainite (per esempio minore di circa il 40% in volume), la temperatura a cui la bainite si forma dovrebbe essere minore o pari a circa 540°C per promuovere un pacchetto relativamente fine, sostanzialmente senza bainite superiore o bainite granulare (una miscela di ferrite dislocata bainitica e isole di martensite ad elevato contenuto di C e austenite trattenuta).

Per promuovere la formazione di bainite ad una temperatura minore o pari a circa 540°C (per esempio bainite inferiore), la composizione di acciaio può in aggiunta soddisfare l’equazione 2, laddove le quantità di ciascun elemento sono riportate in % in peso:

60 C % 41 Mo % 34 Cr % > 70 Eq. 2

La Figura 2 illustra un diagramma della trasformazione per raffreddamento continuo (CCT) di un acciaio con la composizione entro gli intervalli illustrati nella Tabella 1 generata mediante dilatometria. La Figura 2 indica che, anche ne! caso di contenuti di Cr e Mo elevati, per evitare sostanzialmente la formazione di ferrite e disporre di una quantità di martensite maggiore o pari a circa il 50% in volume, si può impiegare una grandezza del grano austenitico preesistente media (AGS) maggiore di circa 20 Î1⁄4m ed una velocità di raffreddamento maggiore o pari a circa 20°C/secondi. inoltre, per fornire una microstruttura con approssimativamente il 100% di martensite, può essere impiegata una velocità di raffreddamento maggiore o pari a circa 40°C/secondi.

Si noti che mediante normalizzazione (per esempio austenizzazione seguita da raffreddamento in aria ferma), non si assicura il conseguimento di una microstruttura martensitica desiderata dato che le velocità di raffreddamento medie tipiche tra circa 800°C e 500°C per i tubi con spessore di parete tra circa 8 mm e circa 35 mm sono inferiori a circa 5°C/secondi. Lo spegnimento in acqua può essere impiegato per conseguire le velocità di raffreddamento desiderate incirca a metà della parete del tubo e per formare martensite e bainite inferiore a temperature inferiori a circa 450°C e aH’incirca a 540°C, rispettivamente. Pertanto, i tubi appena laminati possono essere scaldati nuovamente in un forno e spenti in acqua nell’operazione di spegnimento 106A dopo raffreddamento ad aria dalla laminazione a caldo.

Per esempio, in una forma di realizzazione delle operazioni di austenizzazione 106A, le temperature delle zone del forno possono essere selezionate per consentire al tubo di conseguire la temperatura di austenizzazione obiettivo con una tolleranza minore di circa /- 20°C. Le temperature di austenizzazione obiettivo possono essere selezionate entro l’intervallo tra circa 900°C e circa 1.060°C. La velocità di riscaldamento può essere selezionata entro l'intervallo tra circa 0,1°C/secondi a circa 0,3°C/secondi. Il tempo di immersione, il tempo da quando il tubo consegue la temperatura obiettivo finale minore di circa 10°C e in cui fuoriesce dal forno, può essere selezionato entro l'intervallo tra circa 300 secondi e circa 3.600 secondi. Le temperature di austenizzazione e i tempi di permanenza possono essere selezionati a seconda della composizione chimica, dello spessore di parete e della grandezza del grano austenitico desiderata. All’uscita dal forno, il tubo può essere scrostato per rimuovere l’ossido superficiale e viene rapidamente spostato in un sistema di spegnimento ad acqua.

Neile operazioni di spegnimento 106B, il raffreddamento interno ed esterno può essere impiegato per conseguire le velocità di raffreddamento desiderate all’incirca in prossimità di metà della parete del tubo (per esempio maggiore di circa 20°C/secondi). Come discusso in precedenza, le velocità di raffreddamento all interno di questo intervallo possono promuovere la formazione di una percentuale volumetrica di martensite maggiore di circa il 60%, preferibilmente maggiore di circa il 90% e più preferibilmente maggiore di circa il 95%. La microstruttura rimanente può comprendere bainite inferiore (ovvero bainite formata a temperature inferiori a circa 540°C con una morfologia tipica che include la precipitazione fine all’interno dei listelli di bainite, senza precipitati grossi nei bordi dei listelli come nel caso di bainite superiore, che viene solitamente formata a temperature superiori a circa 540°C.

In una forma di realizzazione, lo spegnimento ad acqua delle operazioni di spegnimento 106B può essere eseguito immergendo il tubo in un serbatoio contenente acqua sotto agitazione. Il tubo può essere rapidamente fatto ruotare durante lo spegnimento per aumentare il trasferimento termico e uniformare ed evitare la distorsione del tubo. In aggiunta, per rimuovere il vapore sviluppato all’interno del tubo, può anche essere impiegato un getto di acqua interno. In alcune forme di realizzazione, la temperatura dell’acqua può non essere superiore a circa 40°C, preferibilmente minore di circa 30°C durante le operazioni di spegnimento 106B.

In seguito alle operazioni di spegnimento 106B, il tubo può essere introdotto in un altro forno per l’operazione di tempra 106C. In alcune forme di realizzazione, la temperatura di tempra può essere selezionata per essere sufficientemente elevata in modo da produrre una matrice di densità di dislocazione relativamente bassa e più carburi con una forma sostanzialmente rotonda (ovvero un grado maggiore di sferoidizzazione). Questa sferoidizzazione migliora la tenacità airimpatto dei tubi, dato che i carburi di forma ad ago nel listello e nei bordi del grano possono fornire percorsi per le cricche più semplici.

La tempra della martensite a temperature sufficientemente elevate per produrre carburi dispersi maggiormente sferici può promuovere la criccatura trans-granulare e una resistenza a SSC migliore. La propagazione delle cricche può essere più lenta negli acciai che possiedono un elevato numero di siti di intrappolamento dell’idrogeno e i precipitati dispersi fini aventi morfologie sferiche forniscono risultati migliori.

Formando una microstnittura comprendente martensite temprata, contrariamente a una microstruttura a bande (per esempio ferrite-perlite o ferrite-bainite), la resistenza a HIC del tubo di acciaio può essere ulteriormente aumentata.

In una forma di realizzazione, la temperatura di tempra può essere selezionata entro l'intervallo tra circa 680°C e circa 760°C a seconda della composizione chimica dell’acciaio e della resistenza allo snervamento obiettivo. Le tolleranze per la temperatura di tempra selezionata possono rientrare nell’intervallo di circa 15%. Il tubo può essere riscaldato ad una velocità tra circa 0,1°C/secondi e circa 0,3°C/secondi fino alla temperatura di tempra selezionata. Il tubo può inoltre essere mantenuto alla temperatura di tempra selezionata per una durata di tempo entro l'intervallo tra circa 600 secondi e circa 4.800 secondi.

Si noti che ia dimensione pacchetto non à ̈ significativamente influenzata dalle operazioni di tempra 106C. Tuttavia, la dimensione pacchetto può ridursi con la riduzione della temperatura in cui si trasforma l’austenite. Negli acciai a basso contenuto di carbonio tradizionali con equivalenti di carbonio minori di circa lo 0,43%, la bainite temprata può mostrare una dimensione pacchetto più grossa (per esempio 7-12 Î1⁄4m) rispetto a quella della martensite temprata entro l’applicazione istantanea (per esempio minore o pari a circa 6 pm, per esempio dall'intervallo tra circa 6 pm a circa 2 pm).

La dimensione pacchetto di martensite à ̈ quasi indipendente dalla grandezza del grano austenitico medio e può rimanere fine (per esempio una dimensione media minore o pari a circa 6 pm) anche nel caso di una grandezza del grano austenitico media relativamente grande (per esempio 15 pm o 20 pm fino a circa 100 pm).

Le operazioni di finitura 110 possono includere, ma senza limitazione, operazioni di rafforzamento e piegatura. Il rafforzamento può essere eseguito a temperature al disotto all’incirca della temperatura di tempra e al disopra di circa 450°C.

In una forma di realizzazione, la piegatura può essere eseguita mediante piegatura a induzione a caldo. La piegatura a induzione a caldo consiste nel processo di deformazione a caldo che si concentra in una zona ristretta, riportata come striscia calda che à ̈ definita da una bobina a induzione (per esempio un anello di riscaldamento) ed un anello di spegnimento che spruzza acqua sulla superficie esterna della struttura da piegare. Un tubo dritto (madre) viene spinto da dietro, mentre la parte anteriore del tubo viene serrata su un braccio delimitato per descrivere un percorso circolare. Questa limitazione provoca un momento di piegatura sull’intera struttura, ma il tubo viene deformato plasticamente sostanzialmente soltanto in corrispondenza della striscia calda. L’anello di spegnimento ha pertanto due ruoli simultanei: quello di definire la zona sotto la deformazione plastica e quello di spegnere in linea la curva calda.

Il diametro degli anelli sia di riscaldamento sia di spegnimento à ̈ da circa 20 mm fino a circa 60 mm maggiore rispetto al diametro esterno (OD) del tubo madre. La temperatura di piegatura nelle superfici sia esterna che interna del tubo può essere misurata in modo continuo mediante pirometri.

Nella fabbricazione dì tubi convenzionali, le curve possono essere sottoposte ad un trattamento di attenuazione della sollecitazione dopo piegatura e spegnimento in linea, il che include il riscaldamento e il mantenimento della curva ad una temperatura relativamente bassa per conseguire le proprietà meccaniche finali. Tuttavia, si riconosce che le operazioni di spegnimento in linea e di attenuazione delle sollecitazioni eseguite durante l’operazione di finitura 110 possono produrre una microstruttura che à ̈ differente da quella ottenuta dalle operazioni di spegnimento e tempra fuori linea 106B, 106C. Pertanto, in una forma di realizzazione della descrizione, un trattamento di tempra e spegnimento fuori linea può essere eseguito, analogamente a quello discusso in precedenza nelle operazioni 106B, 106C, per rigenerare sostanzialmente la microstruttura ottenuta dopo le operazioni 106B, 106C.

Pertanto, le curve possono essere riscaldate nuovamente in un forno e quindi immerse rapidamente in un serbatoio di spegnimento con acqua sotto agitazione e quindi temprate in un forno.

In alcune forme di realizzazione, durante lo spegnimento nell’acqua, il tubo può ruotare e l’acqua può fluire all’interno del tubo utilizzando un ugello mentre, durante io spegnimento, la curva può essere fissata e non viene utilizzato nessun ugello. Pertanto, l’efficacia di spegnimento per la curva può essere leggermente inferiore. In ulteriori forme di realizzazione, le velocità di riscaldamento durante l’austenizzazione e la temperatura possono anche essere leggermente diverse dato che possono essere utilizzate forme con differenti prestazioni/produttività. In una forma di realizzazione, la tempra dopo la piegatura e lo spegnimento può essere eseguita ad una temperatura entro l’intervallo tra circa 650°C e circa 760°C. Il tubo può essere riscaldato ad una velocità entro l’intervallo tra circa 0,05°C/s e circa 0,3°C/s. Un tempo di permanenza entro l’intervallo tra circa 600 s e circa 3600 s può essere impiegato dopo che à ̈ stata conseguita la temperatura di tempra obiettivo.

La figura 3 à ̈ una micrografia ottica (incisione al nital al 2%) che illustra la microstruttura di un tubo appena spento formato secondo le forme di realizzazione descritte. La composizione del tubo era 0,10% C, 0,44% Mn, 0,21% Si, 2,0% Cr, 0,93% Mo, 0,14% Ni, 0,05% V, 0,01% Al, 0,006% N, 0,0011% Ca, 0,011% P, 0,003% S, 0,14% Cu. Il tubo presentava un diametro esterno (OD) di circa 273 mm ed uno spessore di parete di circa 13,9 mm. Come illustrato nella figura 3, il tubo appena spento mostra una microstruttura che à ̈ principalmente di martensite e una parte di bainite inferiore. Sostanzialmente non si rileva nessuna ferrite, bainite superiore o bainite granulare. La grandezza del grano austenitico preesistente media (AGS) del tubo appena spento, misurata secondo ASTM E112 come intercetta lineare, era approssimativamente di 20 Î1⁄4m , quando l’austenizzazione à ̈ stata eseguita a circa 980°C per un tempo di immersione breve di circa 600 s.

Le figure 4A e 4B sono micrografie ottiche che illustrano la microstruttura del tubo dopo spegnimento e tempra secondo le forme di realizzazione descritte, in cui il tempo di immersione à ̈ approssimativamente di 2400 s. La figura 4A mostra una micrografia ottica ad un ingrandimento ridotto (per esempio circa 200x) e la figura 4B mostra una micrografia ottica ad un ingrandimento elevato (per esempio circa 1000x), che illustra la microstruttura di un tubo appena spento dopo l’incisione selettiva in grado di rivelare i bordi dei grani austenitici preesistenti. Come illustrato nelle figure 4A e 4B, la grandezza del grano austenitico preesistente à ̈ elevata, approssimativamente di 47 Î1⁄4ιτι e la temprabilità può essere ulteriormente migliorata con una percentuale volumetrica di martensite maggiore di circa il 90%. Si noti che quando la grandezza del grano austenitico preesistente à ̈ minore o pari a circa 20 Î1⁄4Πτι e la percentuale volumetrica di martensite à ̈ maggiore di circa il 60%, dopo la tempra, la dimensione media delle regioni separate dai bordi di grano ad angolo alto (ovvero la dimensione pacchetto) à ̈ approssimativamente minore di 6 Î1⁄4m .

Anche quando il grano austenitico preesistente diviene più grande, la dimensione pacchetto dell’acciaio dopo spegnimento e tempra può essere mantenuta al di sotto di circa 6 Î1⁄4m se viene formata una struttura di martensite predominante (per esempio martensite maggiore di circa il 60% in volume) e la bainite inferiore si forma a temperature relativamente basse (per esempio <540°C).

La dimensione pacchetto può essere misurata come intercetta lineare media sulle immagini acquisite mediante microscopia elettronica a scansione (SEM) utilizzando il segnale di diffrazione retrodeviato di elettroni (EBSD) e considerando i bordi ad angolo elevato con un orientamento errato maggiore di circa 45°.

Un esempio della figura di polo inversa à ̈ illustrato nella figura 5, in cui à ̈ indicato l'orientamento errato dei bordi. L’orientamento errato dei bordi minore di circa 3° à ̈ indicato come linee fini, mentre i bordi che mostrano un orientamento errato maggiore di circa 45° sono indicati con linee spesse.

La misurazione mediante il metodo di intercetta lineare ha dato la distribuzione illustrata nella figura 6, con una media del valore di dimensione pacchetto di circa 5 Î1⁄4ιτι sebbene la grandezza e il grano austenitico preesistente presentino un valore medio di circa 47 Î1⁄4ιτι dato che la quantità di martensite nella microtiruttura era maggiore di circa il 95%.

Sul tubo spento e temprato, i precipitati fini di tipo MX, M2X (in cui M à ̈ Mo o Cr, 0 V, Nb, Ti quando presente, e X à ̈ C 0 N) con dimensione minore di circa 40 nm sono stati anche rilevati mediante microscopia elettronica per trasmissione (TEM), oltre a precipitati grandi del tipo M3C, Îœ6C, e/o M23C6, con un diametro medio entro l’intervallo tra circa 80 nm e circa 400 nm.

La percentuale volumetrica totale delle inclusioni non metalliche à ̈ al di sotto di circa lo 0,05%, preferibilmente al di sotto di circa lo 0,04%. Il numero di inclusioni per mm quadrato dell’area esaminata di ossidi con dimensione maggiore di circa 15 Î1⁄4m à ̈ al di sotto di circa 0,4/mm<2>. Sostanzialmente sono presenti soltanto solfuri rotondi modificati.

Esempi

Nei seguenti esempi, sono discusse le proprietà microstrutturali e meccaniche e l'impatto dei tubi di acciaio formati utilizzando le forme di realizzazione del metodo dì realizzazione di acciaio discusse in precedenza. In particolare, i parametri microstrutturali compresi la grandezza del grano austenitico, la dimensione pacchetto, il volume di martensite, il volume di bainite inferiore, il volume di inclusioni non metalliche e le inclusioni maggiori di circa 15 Î1⁄4m vengono esaminati per le forme di realizzazione delle composizioni e per le condizioni di trattamento termico discusse in precedenza. Le proprietà meccaniche corrispondenti, incluse le resistenze allo snervamento e a trazione, la durezza, l'allungamento, la tenacità e la resistenza a HIC/SSC sono inoltre discusse.

Esempio 1 - Proprietà meccaniche e microstrutturali di tubi spenti e temprati per qualità da 80 ksi

Le proprietà microstrutturali e meccaniche dell'acciaio della tabella 2 sono state studiate. Relativamente alla misurazione dei parametri microstrutturali, à ̈ stata misurata ia grandezza del grano austenitico (AGS) secondo ASTM E112, la dimensione pacchetto à ̈ stata misurata utilizzando un’intercetta lineare media sulle immagini acquisite mediante microscopia elettronica a scansione (SEM) utilizzando il segnale di diffrazione retrodeviato di elettroni (EBSD), à ̈ stato misurato il volume di martensite secondo ASTM E562, il volume di bainite inferiore à ̈ stato misurato secondo ASTM E562, la percentuale volumetrica di inclusioni non metalliche à ̈ stata misurata mediante analisi di immagini automatica utilizzando microscopia ottica secondo ASTM E1245, e la presenza di precipitati à ̈ stata studiata mediante microscopia elettronica a trasmissione (TEM) utilizzando il metodo di replica per estrazione.

Relativamente alle proprietà meccaniche, sono state misurate la resistenza allo snervamento, la resistenza a trazione e l’allungamento secondo ASTM E8, à ̈ stata misurata la durezza secondo ASTM E92, à ̈ stata valutata l’energia di impatto su provini a intaglio a V per prova Charpy secondo ISO 148-1, à ̈ stato misurato lo spostamento di apertura della punta della cricca secondo la parte 1 di BS7488 a circa -60°C, à ̈ stata eseguita la valutazione HIC secondo lo standard NACE TM0284 2003, Articolo No. 21215 utilizzando la soluzione A di NACE e ad una durata di test di 96 ore. La valutazione SSC à ̈ stata eseguita secondo NACE TM0177 utilizzando la soluzione da test A e ad una durata del test di circa 720 ore all’incirca ad una sollecitazione allo snervamento minima specificata del 90%.

Mediante un forno ad arco elettrico à ̈ stata prodotta una colata di circa 90 t, con l’intervallo della composizione chimica riportato nella tabella 2. Tabella 2 - Intervallo della composizione chimica dell’esempio 1

C Mn Si P s Ni Cr Mo Ca V Nb Ti N Cu Al As Sb Sn B H

- - 1.90.90.0010.05 - - - 0.010 - -

Dopo spi latura deossidazione e aggiunte di alleganti sono state eseguite le operazioni metallurgiche secondarie in un forno con siviera di colata e stazione di sbavatura Dopo il trattamento con calcio e la degassazione sotto vuoto l’acciaio liquido à ̈ stato quindi colato in modo continuo su una macchina di colatura verticale sotto forma di barre rotonde con un diametro di approssimativamente 330 mm

Le barre appena colate sono state riscaldate nuovamente mediante un forno a suola rotante fino ad una temperatura di circa 130Q°C perforate a caldo e le parti cave sono state laminate a caldo mediante un laminatoio per tubi multilunghezza con mandrino trattenuto e sottoposte a dimensionamento termico secondo il processo descritto in precedenza relativamente alla figura 1 I tubi senza giunzioni prodotti presentavano un diametro esterno di circa 273 2 mm ed uno spessore dì parete di circa 13 9 mm La composizione chimica misurata sul tubo senza giunzioni appena laminato risultante à ̈ riportata nella tabella 3

Tabella 3 - Composizione chimica dei tubi senza giunzioni dell’esempio 1

I tubi appena laminati sono stati successivamente austenizzati mediante riscaldamento fino ad una temperatura di circa 920°C per circa 2200 s mediante un forno a bilanciere, scrostati mediante ugelli di acqua ad alta pressione e spenti con acqua esternamente ed internamente utilizzando un serbatoio di acqua sotto agitazione ed un ugello per acqua interno. La velocità di riscaldamento di austenizzazione era approssimativamente di 0,25°C/s. La velocità di raffreddamento impiegata durante lo spegnimento era approssimativamente maggiore di 65°C/s. I tubi spenti sono stati rapidamente spostati in un altro forno a bilanciere per il trattamento di tempra ad una temperatura di circa 710°C per un periodo totale di circa 5400 s ed un tempo di immersione di circa 1800 s. La velocità di riscaldamento di tempra era approssimativamente di 0,2°C/s. Il raffreddamento impiegato dopo la tempra à ̈ stato eseguito in aria ferma ad una velocità approssimativamente al di sotto di 0,5°C/s. Tutti i tubi spenti e temprati (Q&T) sono stati raddrizzati a caldo.

I parametri principali che caratterizzano la microstruttura e le inclusioni non metalliche nei tubi dell’esempio 1 sono riportati nella tabella 4.

Tabella 4 - Parametri microstrutturali dei tubi senza giunzioni dell’esempio 1

Parametro Valore medio Grandezza del grano austenitico (Î1⁄4m ) 47 Dimensione pacchetto (Î1⁄4m) 5,1 Martensite (% in volume) 100

Bainite inferiore (% in volume) 0

Volume di inclusioni non metalliche (%) 0,03 Inclusioni con dimensione >15 Î1⁄4m (no./mm<2>) 0,2

Le proprietà meccaniche e di corrosione dei tubi del 'esempio 1 sono riportate nelle tabelle 5, 6 e 7. La tabella 5 presenta le proprietà di tensione, allungamento, durezza e tenacità dei tubi spenti e temprati. La tabella 6 presenta la resistenza allo snervamento dopo due trattamenti termici post-saldatura simulati, PWHT1 e PWHT2. Il trattamento termico post-saldatura 1 (PWHT1) à ̈ costituito da riscaldamento e raffreddamento ad una velocità di circa 80°C/h ad una temperatura di circa 650°C con un tempo di immersione di circa 5 ore. Il trattamento termico post-saldatura 2 (PWHT2) à ̈ costituito da riscaldamento e raffreddamento ad una velocità di circa 80°C/h fino a una temperatura di circa 650° C con un tempo di immersione di circa 10 ore. La tabella 7 presenta la resistenza a HIC e SSC misurata dei tubi spenti e temprati. Tabella 5 - Proprietà meccaniche dei tubi spenti e temprati dell’esempio 1

Proprietà meccaniche Risultato Resistenza allo snervamento media (MPa) 615 Resistenza allo snervamento minima (MPa) 586 Resistenza allo snervamento massima (MPa) 633 Resistenza a trazione a rottura media UTS (MPa) 697 Resistenza a trazione a rottura minima, UTS (MPa) 668 Resistenza a trazione a rottura massima, UTS (MPa) 714 Rapporto YS/UTS massimo 0,91 Allungamento medio (%) 22,1 Allungamento minimo (%) 20,5 Allungamento massimo (%) 25,8 Durezza massima (HV-10) 232 Energia di impatto media (J) a circa -70°C [provini CVN 250 trasversali]

Energia di impatto (J) minima individuale a circa -70°C 200 [provini CVN trasversali]

80% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -90

50% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -110 CTOD medio (mm) a circa -60°C 1,04 Tabella 6 - Proprietà meccaniche di tubi spenti e temprati dell’esempio 1 dopo trattamento termico post-saldatura simulato (PWHT1) Resistenza allo snervamento minima (MPa) dopo 565 PWHT1

Resistenza allo snervamento minima (MPa) dopo 555

PWHT2

Tabella 7 - Resistenza a HIC e SSC di tubi Q&T dell’esempio 1

HIC: Risultato Nr. di test Rapporto lunghezza cricca, CLR % 0 12

Rapporto spessore cricca, CTR % 0 12

Rapporto sensibilità cricca, CSR % 0 12

SSC Risultato Nr. di test (Metodo A NACE TM0177, sollecitazione:

90% SMYS):

>720 (tutti 12

Tempo di cedimento (h)

superati)

Dai risultati dei test riportati sopra (tabella 5, tabella 6, e tabella 7) si à ̈ scoperto che i tubi spenti e temprati sono adatti per sviluppare una qualità da 80 ksi, caratterizzati da:

• resistenza allo snervamento, YS: circa 555 MPa (80 ksi) minima e circa 705 MPa (102 ksi) massima.

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: circa 625 MPa (90 ksi) minima e circa 825 MPa (120 ksi) massima.

• Durezza: al di sotto di circa 250 HV-io·

• Allungamento, non minore di circa il 20%.

• Rapporto YS/UTS minore o pari a circa 0,93.

<e>Energia di impatto minima di circa 250 J/circa 200 J (media/individuale) a circa -70°C su provini con intaglio a V per prova Charpy.

• Tenacità eccellente in termini di FATT del 50% (temperatura di transizione per la comparsa di una frattura con circa il 50% di area di deformazione di taglio) e FATT dell’80% (temperatura di transizione per la comparsa di una frattura con circa l'80% di area di deformazione di taglio), misurata su provini con intaglio a V per prova Charpy testati secondo io standard ISO 148-1.

• Spostamento di apertura della punta della cricca (CTOD) longitudinale eccellente a circa -60°C (maggiore di circa 0,8 mm).

• Resistenza allo snervamento, YS di circa 555 MPa minima dopo trattamenti termici di post saldatura simulati: velocità di riscaldamento e raffreddamento di circa 80°C/h, temperatura di immersione di circa 650°C; tempi di immersione: 5 ore (PWHT1) e 10 ore (PWHT2).

« Buona resistenza a HIC (test secondo Standard NACE TM0284-2003 Articolo No. 21215, utilizzando la soluzione NACE A e durata del test di circa 96 ore) e SSC (test secondo NACE TM0177, utilizzando la soluzione di test A e circa 1 bar H2S, sollecitazione a circa 90% della resistenza allo snervamento minima specificata, SMYS).

Esempio 2 - Proprietà meccaniche e microstrutturaii di tubi spenti e temprati per qualità da 90 ksi

Le proprietà microstrutturali e meccaniche acciaio della tabella 8 sono state studiate come discusso sopra riguardo all’esempio 1. Una colata di circa 90 t, con la composizione chimica mostrata nella tabella 8, à ̈ stata prodotta tramite forno ad arco elettrico.

Tabella 8 - Composizione chimica della colata dell’esempio 2

c Mn Si P s Ni Cr Mo Ca V Nb Ti N Cu Al As Sb Sn B H 0,110,410,240,0100,0020,092,220,910,0120,060,0050,002 0,100,010,0050,00180,0090,00010,0002 Dopo spillatura, deossidazione, e aggiunte di alleganti, sono state svolte operazioni metallurgiche secondarie in un forno con siviera di colata e stazione di sbavatura. Dopo trattamento con il calcio e degassamento sotto vuoto, l’acciaio liquido viene quindi fuso in modo continuo su una macchina per colata verticale sotto forma di barre tonde di circa 330 mm di diametro.

Le barre appena fuse sono state riscaldate nuovamente mediante un forno a suola rotante a una temperatura di circa 1300°C, perforate a caldo, e le parti cave sono state laminate a caldo mediante un laminatoio per tubi multilunghezza con mandrino trattenuto e sottoposte a dimensionamento termico secondo il procedimento descritto in alto relativamente alla figura 1. I tubi senza giunzioni prodotti presentavano un diametro esterno di circa 250,8 mm e uno spessore della parete di circa 15,2 mm. La composizione chimica misurata sul tubo senza giunzioni appena laminato, risultante à ̈ riportata nella tabella 9.

Tabella 9 - Composizione chimica di tubi senza giunzioni dell’esempio 2

C Mn Si P s Ni Cr Mo Ca V Nb Ti N Cu Al As Sb Sn B H 0.100.440.210.0110.0030.142.00.930.0100.050.0040.0010.0060.140.010.010.001 o.oiq 0.00010.0002 0.100.440.210.0110.0030.142.00.930.0120.050.0040.0010.0060.140.010.010.001 o.oiq 0.00010.0002 0.100.430.200.0110 00d 0.142.00.890.0110.050.0040.0010.0060.150.010.010.0010.0100.00020.0002 0.100.440.210.0100.0030.142.d 0.930.0100.060.0040.0010.0070.140.010.010.0010.009 o.oood 0.0002 I tubi appena lamina :ì sono stati successivamente austenizzati tramite riscaldamento a una temperatura di circa 900°C per circa 2200 s mediante un forno a bilanciere, scrostati tramite ugelli ad acqua ad alta pressione, e spenti esternamente e internamente con acqua utilizzando un serbatoio di acqua sotto agitazione ed un ugello di acqua interno. La velocità di riscaldamento di austenizz era circa 0,2°C/s. La velocità di raffreddamento impiegata durante lo spegnimento era all’incirca maggiore di 60°C/s. I tubi spenti sono stati rapidamente spostati in un altro forno a bilanciere per il trattamento di tempra ad una temperatura di circa 680°C per un tempo totale di circa 5400 s e un tempo di immersione di circa 1800 s. La velocità di riscaldamento di tempra era all’incirca di 0,2°C/s. Il raffreddamento impiegato dopo la tempra à ̈ stato svolto in aria ferma ad una velocità incirca al di sotto di 0,5°C/s. Tutti i tubi spenti e temprati (Q&T) sono stati raddrizzati a caldo. I parametri principali caratterizzanti la microstruttura e le inclusioni non metalliche dei tubi dell’esempio 2 sono riportati nella tabella 10.

Tabella 10 - Parametri microstrutturali di tubi senza giunzioni dell’esempio 2

Parametro Valore medio Grandezza del grano austenitico (Î1⁄4m ) 26,2 Dimensione pacchetto (pm) 3,8

Martensite (% in volume) 95

Bainite inferiore (% in volume) 5

Volume di inclusioni non metalliche (%) 0,028

Inclusioni con dimensione >15 Î1⁄4m (no./mm<2>) 0,45

Le proprietà meccaniche dei tubi dell'esempio 2 sono riportate nella tabella 11. La tabella 11 presenta le proprietà di trazione, allungamento durezza e tenacità dei tubi spenti e temprati.

Tabella 11 - Proprietà meccaniche dei tubi spenti e temprati dell’esempio 2

Proprietà meccanica Risultato Resistenza allo snervamento media (MPa) 690 Resistenza allo snervamento minima (MPa) 681 Resistenza allo snervamento massima (MPa) 706 Resistenza a trazione a rottura media UTS (MPa) 743 Resistenza a trazione a rottura minima, UTS (MPa) 731 Resistenza a trazione a rottura massima, UTS (MPa) 765 Rapporto YS/UTS massimo 0,93 Allungamento medio (%) 20,1 Allungamento minimo (%) 18,5 Allungamento massimo (%) 23,4 Durezza massima (HV-10) 263 Energia di impatto media (J) a circa -70°C [provini CVN 200 trasversali]

Energia di impatto (J) minima individuale a circa -70°C 150 [provini CVN trasversali]

80% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -70

50% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -80

È stato scoperto dai risultati dei test riportati in alto (tabella 11) che i tubi spenti e temprati sono adatti per sviluppare una qualità da 90 ksi, caratterizzata da:

• resistenza allo snervamento, YS: circa 625 MPa (90 ksi) minima e circa 775 MPa (112 ksi) massima

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: circa 695 MPa (100 ksi) minima e circa 915 MPa (133 ksi) massima.

• Durezza: al di sotto di circa 270 HV10.

• Allungamento, non minore di circa il 18%.

• Rapporto YS/UTS minore o pari a circa 0,95.

• Energia di impatto minima di circa 150 J / circa 100 J (media/individuale) a circa -70°C su provini con intaglio a V per prova Charpy.

• Resistenza eccellente in termini di FATT al 50% (temperatura di transizione per comparsa di una frattura con un’area di deformazione di taglio di circa 50%) e FATT all’80% (temperatura di transizione per comparsa di una frattura con un’area di deformazione di taglio di circa f’80%), misurata su provini con intaglio a V per prova Charpy testati secondo lo standard ISO 148-1.

Buona resistenza a HIC (test secondo Standard NACE TM0284-2003 articolo No. 21215, utilizzando soluzione A NACE e durata test 96 ore), con:

• rapporto lunghezza cricca, CLR = 0

• rapporto spessore cricca, CTR % = 0

• rapporto sensibilità cricca, CSR % = 0

Una buona resistenza a SSC à ̈ stata anche osservata nei provini. Non si à ̈ osservata alcuna rottura dopo circa 720 ore su 3 provini. I test sono stati condotti secondo il metodo A NACE TM0177 utilizzando la soluzione dì test A con un valore di sollecitazione maggiore di o pari a circa il 72% della resistenza allo snervamento minima specificata (SMYS) ad una pressione dì H2S di circa 1 bar.

Esempio 3 - Esempio comparativo di un tubo spento e temprato

in questo esempio comparativo, i tubi spenti e temprati aventi un diametro esterno di circa 324,7 mm e spessori della parete di circa 15,7 mm, prodotti in un acciaio tipico per tubi lineari con un equivalente di carbonio basso dello 0,4% (tabella 12), sono stati impiegati per produrre curve di induzione a caldo, spegnimento e raffreddamento fuori linea, utilizzando forme di realizzazione del processo precedentemente descritto.

Tabella 12 - Composizione dell’esempio comparativo 3

n Si P S Ni Cr Mo Ca V Nb ii N Cu Al As Sb Sn B H

i tubi senza giunzioni prodotti sono stati austenizzati a circa 920°C per circa 2200 s come discusso sopra mediante un forno a bilanciere I tubi sono stati ulteriormente scrostati tramite ugelli ad acqua ad alta pressione e raffreddati con acqua internamente ed esternamente utilizzando un serbatoio di acqua sotto agitazione ed un ugello per l’acqua interno I tubi spenti sono stati spostati rapidamente in un altro forno a bilanciere per un trattamento di tempra a circa 660-670°C. Tutti i tubi spenti e temprati sono stati raddrizzati a caldo.

I parametri principali che caratterizzano la microstruttura e le inclusioni non metalliche delle curve Q&T sono riportati nella tabella 13.

Tabella 13 - Parametri microstrutturali dell’esempio comparativo 3 Parametri Valore medio Grandezza del grano austenìtico (pm) 12,0 Dimensione pacchetto (pm) 7,1

Bainite inferiore (% in volume) 17

Bainite granulare (% in volume) 75

Ferrite (% in volume) 8

Volume di inclusioni non metalliche (%) 0,04 Inclusioni con dimensione >15 pm (no./mm<2>) 0,25

E stato scoperto che questi tubi spenti e temprati, quando sono prodotti con un acciaio che ha un grano austenìtico fine (circa 12 pm), non sviluppano una temprabilità sufficiente per formare martensite. Pertanto, la microstruttura presenta una microstruttura di bainite granulare predominante, inclusa bainite inferiore ed anche una certa quantità di ferrite grossa (si vedano figura 7 e tabella 13). Inoltre, la dimensione pacchetto à ̈ maggiore di quella degli esempi 1 e 2.

È stato inoltre scoperto (tabella 14), che questi tubi spenti e temprati sono in grado di raggiungere la resistenza allo snervamento minima di circa 555 MPa (qualità da 80 ksi), ma hanno una tenacità inferiore con temperature di transizione superiori, rispetto agli esempi 1 e 2, per via della loro differente mìcrostruttura.

Tabella 14 - Proprietà meccaniche di curve spente e temprate dell’esempio comparativo 3

Proprietà meccaniche Risultato Resistenza allo snervamento media (MPa) 600 Resistenza allo snervamento minima (MPa) 583 Resistenza allo snervamento massima (MPa) 625 Resistenza a trazione a rottura media UTS (MPa) 681 Resistenza a trazione a rottura minima, UTS (MPa) 659 Resistenza a trazione a rottura massima, UTS (MPa) 697

Rapporto YS/UTS massimo 0,91

Allungamento medio (%) 26,1

Allungamento minimo (%) 25,0

Allungamento massimo (%) 29,0

Durezza massima (HV-10) 239

Energia di impatto media (J) a circa -70°C [provini CVN 193

trasversali]

Energia di impatto (J) minima individuale a circa -70°C 156

[provini CVN trasversali]

80% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -40

50% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -55

Esempio 4 - Proprietà microstrutturali e meccaniche di curve in tubi spenti e temprati.

I tubi spenti e temprati dell’esempio 1 sono stati utilizzati per fabbricare curve aventi un raggio di circa 5 volte il diametro esterno del tubo (5D).

I tubi sono stati sottoposti ad una piegatura a induzione a caldo tramite riscaldamento a una temperatura di circa 850°C /- 25°C e spegnimento in acqua in linea. Le curve sono state quindi nuovamente riscaldate a una temperatura di circa 920°C per una permanenza di circa 15 minuti in un forno a suola a carro, spostate in un serbatoio di acqua, e immerse in acqua sotto agitazione. La temperatura minima delle curve era maggiore di circa 860°C poco prima dell'immersione nel serbatoio di acqua e la temperatura dell’acqua del serbatoio à ̈ stata mantenuta all’incirca al di sotto di 40°C.

Dopo l’operazione di spegnimento, le curve appena spente sono state temprate in un forno impostato ad una temperatura rientrante nell'intervallo tra circa 700 e 710°C utilizzando un tempo di permanenza approssimativo di 20 minuti.

Tabella 15 - Proprietà meccaniche di curve spente e temprate dell’esempio 4

Proprietà meccaniche Risultato Resistenza allo snervamento media (MPa) 603 Resistenza allo snervamento minima (MPa) 576 Resistenza allo snervamento massima (MPa) 638 Resistenza a trazione a rottura media UTS (MPa) 687 Resistenza a trazione a rottura minima, UTS (MPa) 652 Resistenza a trazione a rottura massima, UTS (MPa) 702 Rapporto YS/UTS massimo (-) 0,91 Allungamento medio (%) 22,0 Allungamento minimo (%) 20,5 Allungamento massimo (%) 25,0 Durezza massima (HV10) 238 Energia di impatto media (J) a circa -70°C [provini CVN 238 trasversali]

Energia di impatto (J) minima individuale a circa -70°C 202 [provini CVN trasversali]

80% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -85

50% FATT (°C) [provini CVN trasversali] -100 CTOD medio (mm) a circa -45°C 0,94 Tabella 16 - Resistenza a HIC e SSC di curve spente e temprate dell’esempio 2

HIC: Risultato Nr. di test Rapporto lunghezza cricca, CLR % 0 3 Rapporto spessore cricca, CTR % 0 3 Rapporto sensibilità cricca, CSR % 0 3

SSC Risultato Nr. di test (metodo A NACE TM0177,

sollecitazione: SMYS 90%):

Tempo di cedimento(h) >720 (tutti 3

superati)

Dai risultati dei test riportati sopra 15, tabella 16) si à ̈ scoperto che le curve spente e temprate fuori linea sono adatte a sviluppare una qualità da 80 ksi, caratterizzata da:

• resistenza allo snervamento, YS: circa 555 MPa (80 ksi) minima e circa 705 MPa (102 ksi) massima

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: circa 625 MPa (90 ksi) minima e circa 825 MPa (120 ksi) massima.

• Durezza massima: al di sotto di circa 250 HV10.

« Allungamento, non minore di circa il 18%.

• Rapporto YS/UTS non maggiore di circa 0,93.

• Energia di impatto minima di circa 250 J / 200 J (media/individuale) a circa -70°C su provini con intaglio a V per prova Charpy trasversale. • Tenacità eccellente in termini di FATT al 50% (temperatura di transizione per comparsa di una frattura con un’area di deformazione di taglio di circa 50%) e FATT all’80% (temperatura di transizione per comparsa di una frattura con un’area di deformazione di taglio di circa 80%), provini con intaglio a V per prove Charpy trasversale.

• Spostamento di apertura della punta della cricca (CTOD) longitudinale eccellente a circa -45°C maggiore di circa 0,8 mm).

• Buona resistenza a HIC (test secondo Standard NACE TM0284-2003 articolo No. 21215, utilizzando soluzione A NACE e durata del test di circa 96 ore) e SSC (test secondo NACE TM0177, utilizzando una soluzione di test A e H2S di circa 1 bar, sollecitazione circa del 90% della resistenza allo snervamento minima specificata SMYS).

Esempio 5 - Proprietà meccaniche dei tubi spenti e temprati per qualità da 70 ksi

Le proprietà meccaniche dell’acciaio della tabella 17 sono state studiate come descritto sopra rispetto all’esempio 1. Una colata di circa 90 t, con l’intervallo della composizione chimica mostrato nella tabella 17, à ̈ stata realizzata tramite un forno ad arco elettrico.

Tabella 17 - Intervallo della composizione chimica della colata dell’esempio 5

C Mn Si P s Ni Cr Mo Ca V Nb Ti N Cu Al As Sb Sn B H - - 2.00.90.001

Dopo spillatura, deossidazione e addizione di alleganti, le operazioni metallurgiche secondarie sono state svolte in un forno con siviera di colata e una stazione di sbavatura. Dopo trattamento con il calcio e degassamento sotto vuoto, l’acciaio liquido à ̈ stato colato in modo continuo su una macchina per colata verticale in barre tonde di circa 330 mm di diametro.

Le barre appena fuse sono state nuovamente riscaldate attraverso mediante un forno a suola rotante a una temperatura di circa 1300°C, perforate a caldo, e le parti cave sono state laminate a caldo mediante un laminatoio per tubi a multilunghezza delle barre con mandrino trattenuto e sottoposte a dimensionamento termico secondo il processo descritto in alto rispetto alla figura 1. I tubi senza giunzioni prodotti presentavano un diametro esterno di circa 273,1 mm ed uno spessore di parete di circa 33 mm. La composizione chimica misurata sui tubo senza giunzioni come laminato, risultante à ̈ riportata nella tabella 18.

Tabella 18 - Composizione chimica di tubi senza giunzioni dell’esempio 5

Min Si P I<s>Ni Cr Mio Ca jV Nb Ti N Cu Al As Sb Sn B H k <

I tubi appena laminati sono stati successivamente austenizzati tramite riscaldamento a una temperatura di circa 900°C per circa 5400 s tramite un forno a bilanciere scrostati tramite ugelli ad acqua ad alta pressione e spenti internamente ed esternamente con acqua utilizzando un serbatoio di acqua sotto agitazione ed un ugello d’acqua interno La velocità di riscaldamento di austenizzazione era 0 16°C/s La velocità di raffreddamento impiegata durante lo spegnimento era circa 25°C/s I tubi spenti sono stati spostati rapidamente in un altro forno a bilanciere per il trattamento di tempra ad una temperatura di circa 750°C per un tempo totale di circa 8600 s e un tempo di immersione di circa 4200 s La velocità di riscaldamento di tempra era aH’incirca 0 15°C/s La velocità di raffreddamento impiegata durante la tempra era circa minore di 0 1°C/s Tutti i tubi spenti e temprati (Q&T sono stati raddrizzati a caldo.

Le proprietà meccaniche e la resistenza alla corrosione dei tubi dell’esempio 5 sono mostrate nella tabella 19 e nella tabella 20, rispettivamente. La tabella 20 presenta le proprietà di trazione, allungamento, durezza e tenacità dei tubi spenti e temprati.

Tabella 19 - Proprietà meccaniche di tubi spenti e temprati dell’esempio 5

Proprietà meccaniche Risultato Resistenza allo snervamento media (MPa) 514 Resistenza allo snervamento minima (MPa) 494 Resistenza allo snervamento massima (MPa) 545 Resistenza a trazione a rottura media UTS (MPa) 658 Resistenza a trazione a rottura minima, UTS (MPa) 646 Resistenza a trazione a rottura massima, UTS (MPa) 687 Rapporto YS/UTS massimo (-) 0,83 Allungamento medio (%) 22,2 Allungamento minimo (%) 20,6 Aliungamento massimo (%) 24,2 Durezza massima (HV-10) 218 Energia di impatto media (J) a circa -70°C [provini CVN 270 trasversali]

Energia di impatto (J) minima individuale a circa -70°C 200 [provini CVN trasversali]

80% FATT (°C) [provini CVN trasversali] < -90

50% FATT (°C) [provini CVN trasversali] < -110 Tabella 20 - Resistenza a HIC e SSC di tubi Q&T dell’esempio 5 HIC: Risultato Nr. di test Rapporto lunghezza cricca, CLR % 0 12 Rapporto spessore cricca, CTR % 0 12 Rapporto sensibilità cricca, CSR % 0 12

SSC Risultato Nr. di test metodo A NACE TM0177,

ollecitazione: SMYS 90%):

empo di cedimento (h) >720 (tutti 12

superati)

E stato scoperto dai risultati dei test riportati in alto (tabella 19 e tabella 20) che i tubi spenti e temprati sono adatti a sviluppare una qualità da 70 ksi, caratterizzata da:

• resistenza allo snervamento, YS: circa 70 ksi (485 MPa) minima e circa 92 ksi (635 MPa) massima

• Resistenza a trazione a rottura, UTS: circa 83 ksi (570 MPa) minima e circa 110 ksi (760 MPa) massima.

• Durezza massima: minore di circa 248 HV«o.

• Allungamento, non minore di circa il 18%.

• Rapporto YS/UTS non maggiore di circa 0,93.

• Energia di impatto minima maggiore di circa 200 J / circa 150 J (media/individuale) a circa -70°C su provini con intaglio a V per prova Charpy trasversale.

« Tenacità eccellente in termini di FATT al 50% (temperatura di transizione per una comparsa di frattura con area di deformazione di taglio di circa i! 50%) e FATT 80% (temperatura di transizione per comparsa di frattura con un’area di deformazione di taglio di circa 80%), misurata su provini con intaglio a V per prove Charpy trasversale.

• Buona resistenza a HIC (test secondo Standard NACE TM0284-2003 articolo No. 21215, utilizzando soluzione A NACE e durata del test di circa 96 ore) e SSC (test secondo NACE TM0177, utilizzando una soluzione di test A e H2S a circa 1 bar, sollecitazione circa del 90% della resistenza allo snervamento minima specificata, SMYS).

Sebbene la precedente descrizione abbia dimostrato, descritto e sottolineato le caratteristiche innovative fondamentali dei presenti insegnamenti, risulterà evidente che varie omissioni, sostituzioni e varianti nella forma del dettaglio dell’apparecchio come illustrato, nonché i loro impieghi, possono essere apportati dagli uomini dell’arte, senza allontanarsi dallo scopo dei presenti insegnamenti. Di conseguenza, lo scopo dei presenti insegnamenti non dovrebbe essere limitato alla discussione di cui sopra, ma dovrebbe essere definito dalle rivendicazioni allegate.

Claims (1)

1. RIVENDICAZIONI 1 . Tubo di acciaio senza giunzioni, comprendente: una composizione di acciaio comprendente: da 0,05% in peso a 0,16% in peso di carbonio; da 0,20% in peso a 0,90% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,50% in peso di silicio; da 1,20% in peso a 2,60% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,50% in peso di nichel; da 0,80% in peso a 1 ,20% in peso di molibdeno; da 0,005% in peso a 0,12% in peso di vanadio; da 0,008% in peso a 0,04% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,0120% in peso di azoto; e da 0,0010% in peso a 0,005% in peso di calcio; in cui lo spessore della parete del tubo di acciaio à ̈ maggiore di o pari a 8 mm o minore di o pari a 35 mm; e in cui il tubo di acciaio à ̈ lavorato in modo da avere una resistenza allo snervamento di 70 ksi o maggiore e in cui la microstruttura del tubo di acciaio comprende martensite in una percentuale volumetrica maggiore di o pari al 60% e bainite inferiore in una percentuale volumetrica minore di o pari ai 40% _ 2. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 1 , in cui la composizione dell’acciaio comprende inoltre: da 0 a 0,80% in peso di tungsteno; da 0 a 0,030% in peso di niobio; da 0 a 0,020% in peso di titanio; da 0 a 0,020% in peso di boro; da 0 a 0,030% in peso di zirconio; da 0 a 0,030% in peso di tantalio; e la parte restante della composizione comprendendo ferro e impurità. 3. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 2, in cui la composizione dell’acciaio comprende: da 0,07% in peso a 0,14% in peso di carbonio; da 0,30% in peso a 0,60% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,40% in peso di silicio; da 1,80% in peso a 2,50% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,20% in peso di nichel; da 0,90% in peso a 1,10% in peso di molibdeno; da 0 a 0,60% in peso di tungsteno; da 0 a 0,015% in peso di niobio; da 0 a 0,010% in peso di titanio; da 0,050% in peso a 0,10% in peso di vanadio; da 0,010% in peso a 0,030% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,0100% in peso di azoto; da 0,0010% in peso a 0,003% in peso di calcio; da 0,0005% in peso a 0,0012% in peso di boro; da 0 a 0,015% in peso di zirconio; e da 0 a 0,015% in peso di tantalio. 4. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 2, in cui la composizione di acciaio comprende: da 0,08% in peso a 0,12% in peso di carbonio; da 0,30% in peso a 0,50% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,25% in peso di silicio; da 2,10% in peso a 2,40% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,20% in peso di nichel; da 0,95% in peso a 1,10% in peso di molibdeno; da 0 a 0,030% in peso di tungsteno; da 0 a 0,010% in peso di niobio; da 0 a 0,010% in peso di titanio; da 0,050% in peso a 0,07% in peso di vanadio; da 0,015% in peso a 0,025% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,008% in peso di azoto; da 0,0015% in peso a 0,003% in peso di calcio; da 0,0008% in peso a 0,0014% in peso di boro; da 0 a 0,010% in peso di zirconio; e da 0 a 0,010% in peso di tantalio. 5. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la resistenza allo snervamento à ̈ 80 ksi o maggiore. 6. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delie precedenti rivendicazioni, in cui la resistenza allo snervamento à ̈ 90 ksi o maggiore. 7. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la microstruttura del tubo di acciaio consiste sostanzialmente in martensite e bainite inferiore. 8. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la microstruttura de! tubo di acciaio non comprende una o più tra ferrite, bainite superiore e bainite granulare. 9. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la percentuale volumetrica di martensite à ̈ maggiore di o pari al 95% e la percentuale volumetrica della bainite inferiore à ̈ minore di o pari al 5%. 10. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 9, in cui la percentuale volumetrica di martensite à ̈ 100%. 11. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la grandezza del grano austenitico preesistente à ̈ tra 15 pm e 100 pm. 12. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui la dimensione pacchetto à ̈ minore di o pari al 6 pm. 13. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle precedenti rivendicazioni, in cui uno o più particolati aventi la composizione MX o M2Xex aventi un diametro medio minore di o pari al 40 nm à ̈ presente all’interno del tubo di acciaio, in cui M à ̈ scelto tra V, Mo, Nb, e Cr e X à ̈ selezionato tra C e N. 14. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 1-5, in cui l’energia di intaglio a V per prova Charpy media a -70°C secondo ISO 148-1 à ̈ maggiore o pari a 250 J/cm<2>. 15. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 6, in cui l’energia di intaglio a V per prova Charpy media a -70°C secondo ISO 148-1 à ̈ maggiore o pari a circa 150 J/cm<2>. 16. Tubo di acciaio secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 1-5, in cui il tubo di acciaio non presenta una rottura dovuta almeno in parte ad una criccatura per corrosione da sollecitazione dopo 720 ore quando sottoposta a sollecitazione del 90% della sollecitazione di snervamento minima specificata e testato secondo NACE TM0177. 17. Tubo di acciaio secondo la rivendicazione 6, in cui il tubo di acciaio non presenta una rottura dovuta almeno in parte ad una criccatura per corrosione da sollecitazione dopo 720 ore quando sottoposto a sollecitazione del 72% della sollecitazione di snervamento minima specificata e testato secondo NACE TM0177. 18. Metodo per realizzare un tubo di acciaio, comprendente le fasi di: fornire un acciaio avente una composizione di acciaio; formare l’acciaio in un tubo avente uno spessore della parete maggiore di o pari a 8 mm e minore di o pari a 35 mm; riscaldare il tubo di acciaio formato in una prima operazione di riscaldamento a una temperatura all’interno dell’intervallo tra 900°C e 1060°C; spegnere il tubo di acciaio formato ad una velocità di raffreddamento maggiore di o pari a 20°C/sec, in cui la microstruttura dell’acciaio spento à ̈ maggiore di o pari al 60% di martensite in volume e minore di o pari al 40% di bainite inferiore in volume ed ha una grandezza del grano austenitico preesistente media maggiore di 15 Î1⁄4Îœ; e temprare il tubo di acciaio spento a una temperatura nell'intervallo tra 680°C e 76Ã’°C; in cui il tubo di acciaio dopo la tempra ha una resistenza allo snervamento di 70 ksi o maggiore ed un’energia di intaglio a V per prova Charpy media maggiore di o pari a 150 J/cm<2>a -70°C. 19. Metodo secondo la rivendicazione 18, in cui la composizione di acciaio comprende: da 0,05% in peso a 0,16% in peso di carbonio; da 0,20% in peso a 0,90% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,50% in peso di silicio; da 1,20% in peso a 2,60% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,50% in peso di nichel; da 0,80% in peso a 1,20% in peso di molibdeno; da 0,005% in peso a 0,12% in peso di vanadio; da 0,008% in peso a 0,04% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,0120% in peso di azoto; e da 0,0010% in peso a 0,005% in peso di calcio. 20. Metodo secondo la rivendicazione 19, in cui la composizione di acciaio comprende inoltre: da 0 a 0,80% in peso di tungsteno; da 0 a 0,030% in peso di niobio; da 0 a 0,020% in peso di titanio; da 0 a 0,020% in peso di boro; da 0 a 0,030% in peso di zirconio; da 0 a 0,030% in peso di tantalio; e la parte restante della composizione comprendendo ferro e impurità. 21. Metodo secondo la rivendicazione 20, in cui la composizione dell’acciaio comprende: da 0,07% in peso a 0,14% in peso di carbonio; da 0,30% in peso a 0,60% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,40% in peso di silicio; da 1,80% in peso a 2,50% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,20% in peso di nichel; da 0,90% in peso a 1,10% in peso di molibdeno; da 0 a 0,60% in peso di tungsteno; da 0 a 0,015% in peso di niobio; da 0 a 0,010% in peso di titanio; da 0,050% in peso a 0,10% in peso di vanadio; da 0,010% in peso a 0,030% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,0100% in peso di azoto; da 0,0010% in peso a 0,003% in peso di calcio; da 0,0005% in peso a 0,0012% in peso di boro; da 0 a 0,015% in peso di zirconio; e da 0 a 0,015% in peso di tantalio; e la parte restante della composizione comprendendo ferro e impurità. 22. Metodo secondo la rivendicazione 21, in cui la composizione dell’acciaio comprende: da 0,08% in peso a 0,12% in peso di carbonio; da 0,30% in peso a 0,50% in peso di manganese; da 0,10% in peso a 0,25% in peso di silicio; da 2,10% in peso a 2,40% in peso di cromo; da 0,05% in peso a 0,20% in peso di nichel; da 0,95% in peso a 1,10% in peso di molibdeno; da 0 a 0,030% in peso di tungsteno; da 0 a 0,010% in peso di niobio; da 0 a 0,010% in peso di titanio; da 0,050% in peso a 0,07% in peso di vanadio; da 0,015% in peso a 0,025% in peso di alluminio; da 0,0030% in peso a 0,008% in peso di azoto; da 0,0015% in peso a 0,003% in peso di calcio; da 0,0008% in peso a 0,0014% in peso di boro; da 0 a 0,010% in peso di zirconio; e da 0 a 0,010% in peso di tantalio. 23. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-22, in cui la resistenza allo snervamento del tubo di acciaio à ̈ 80 ksi o maggiore. 24. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-22, in cui la resistenza allo snervamento del tubo di acciaio à ̈ maggiore di 90 ksi. 25. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-24, in cui la microstruttura del tubo di acciaio consiste sostanzialmente in martensiie e bainite inferiore. 26. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-25, in cui la velocità di spegnimento à ̈ maggiore di o pari a 40"C/sec e la microstruttura del tubo spento à ̈ martensite al 100% in volume. 27. Metodo secondo una quaisiasi delle rivendicazioni 18-26, in cui la microstruttura del tubo di acciaio non comprende una o più tra ferrite, bainite superiore e bainite granulare. 28. Metodo secondo una quaisiasi delle rivendicazioni 18-27, in cui la percentuale volumetrica di martensite all'interno del tubo di acciaio à ̈ maggiore di o pari al 90% e la percentuale volumetrica della bainite inferiore à ̈ minore di o pari al 10%. 29. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-28, in cui la dimensione pacchetto del tubo di acciaio dopo la tempra à ̈ minore di o pari a 6 Î1⁄4ιτι. 30. Metodo secondo una qualsiasi delle rivendicazioni 18-29, in cui uno o più particolati aventi la composizione Mx o M2X avente un diametro medio minore di o pari a 40 nm à ̈ presente ali’intemo del tubo di acciaio dopo la tempra, dove M à ̈ scelto tra V, Mo, Nb, e Cr e X à ̈ scelto tra C e N. 31. Tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 80 ksi, comprendente: una composizione di acciaio comprendente: da 0,10% in peso a 0,13% in peso di carbonio; da 0,40% in peso a 0,55% in peso di manganese; da 0,20% in peso a 0,35% in peso di silicio; da 1,9% in peso a 2,3% in peso di cromo; da 0,9% in peso a 1,1% in peso di molibdeno; da 0,001% in peso a 0,005% in peso di calcio; da 0,05% in peso a 0,07% in peso di vanadio; e da 0,010% in peso a 0,020% in peso di alluminio; in cui lo spessore della parete del tubo di acciaio à ̈ maggiore di o pari a 8 mm e minore di o pari a 35 mm; e in cui II tubo di acciaio à ̈ lavorato tramite laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento a temperatura di 900<o>C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore di o pari a 40<°>C/sec, e tempra ad una temperatura tra 680°C e 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico preesistente di 20-80 Î1⁄4ηη, una dimensione pacchetto da 3 pm a 6 pm, e martensite al 90% in volume o maggiore, e bainite inferiore a 10% in volume o meno; e in cui il tubo di acciaio ha una resistenza alio snervamento (YS) tra 80 ksi e 102 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra 90 ksi e 120 ksi, allungamento non minore del 20%, e rapporto YS/UTS non maggiore di 0,93. 32. Tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 90 ksi comprendente: una composizione di acciaio comprendente: da 0,10% in peso a 0,13% in peso di carbonio; da 0,40% in peso a 0,55% in peso di manganese; da 0,20% in peso a 0,35% in peso di silicio; da 1,9% in peso a 2,3% in peso di cromo; da 0,9% in peso a 1,1% in peso di molibdeno; da 0,001% in peso a 0,005% in peso di calcio; da 0,05% in peso a 0,07% in peso di vanadio; e da 0,010% in peso a 0,020% in peso di alluminio; in cui lo spessore della parete del tubo di acciaio à ̈ maggiore di o pari a 8 mm e minore di o pari a 35 mm; e in cui ii tubo di acciaio à ̈ lavorato tramite laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento a temperatura di 900°C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore di o pari a 20°C/sec, e tempra ad una temperatura tra 680°C e 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico preesistente da 20 a 60 Î1⁄4ηι, una dimensione pacchetto da 2 Î1⁄4ιη a 6 Î1⁄4m , e martensite al 95% in volume o maggiore, e 5% di bainite inferiore in volume o meno; e in cui il tubo di acciaio ha una resistenza allo snervamento (YS) tra 90 ksi e 112 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra 100 ksi e 133 ksi, allungamento non inferiore a 18%, e un rapporto YS/UTS non maggiore di 0,95. 33. Tubo di acciaio senza giunzioni di qualità da 70 ksi, comprendente: una composizione di acciaio comprendente: da 0,10% in peso a 0,13% in peso di carbonio; da 0,40% in peso a 0,55% in peso di manganese; da 0,20% in peso a 0,35% in peso di silicio; da 2% in peso a 2,5% in peso di cromo; da 0,9% in peso a 1,1% in peso di molibdeno; e da 0,001% in peso a 0,005% in peso di calcio; in cui lo spessore della parete del tubo di acciaio à ̈ maggiore di o pari a 8 mm e minore di o pari a 35 mm; e in cui il tubo di acciaio à ̈ lavorato tramite laminazione a caldo seguita da raffreddamento a temperatura ambiente, riscaldamento a temperatura di 900°C o superiore, spegnimento ad una velocità di raffreddamento maggiore di o uguale a 20°C/sec, e tempra ad una temperatura tra 680°C e 760°C, per formare una microstruttura avente una grandezza del grano austenitico da 20 a 100 Î1⁄4m , una dimensione pacchetto da 4 Î1⁄4m 36 Î1⁄4m , e martensite al 60% in volume o maggiore, e bainite inferiore a 40% in volume o meno; e in cui il tubo di acciaio ha una resistenza allo snervamento (YS) tra 70 ksi e 92 ksi, una resistenza a trazione a rottura (UTS) tra 83 ksi e 110 ksi, allungamento non minore del 18% e un rapporto YS/UTS non maggiore di 0,93.