BR112016014926B1

BR112016014926B1 - tubo de aço de baixa liga para poço de óleo

Info

Publication number: BR112016014926B1
Application number: BR112016014926-2A
Authority: BR
Inventors: Atsushi Soma; Yuji Arai
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 2014-06-09
Filing date: 2015-06-04
Publication date: 2021-01-12
Also published as: CA2937139C; MX2016009009A; ES2756334T3; WO2015190377A1; JPWO2015190377A1; AR100722A1; JP6172391B2; CN105874093B; US20170081746A1; AU2015272617B2; CN105874093A; CA2937139A1; AU2015272617A1; RU2643735C1; EP3153597A1; EP3153597A4; US10233520B2; EP3153597B1

Abstract

TUBO DE AÇO DE BAIXA LIGA PARA POÇO DE ÓLEO Trata-se de um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, sendo que o tubo de aço tem alta resistência e estabilidade, exibindo uma resistência à SSC excelente. O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo tem uma composição química que contém não menos que 0,15%, mas menos que 0,30% de C, 0,05 a 1,00% de Si, 0,05 a 1,00% de Mn, não mais que 0,030% de P, não mais que 0,0050% de S, 0,005 a 0,100% de Al, não mais que 0,005% de O, não mais que 0,007% de N, não menos que 0,10%, mas menos que 1,00% de Cr, mais que 1,0%, mas não mais que 2,5% de Mo, 0,01 a 0,30% de V, 0,002 a 0,009% de Ti, 0 a 0,050% de Nb, 0 a 0,0050% de B e 0 a 0,0050% de Ca, com o restante consistindo em Fe e impurezas. A composição quími-ca satisfaz Mo/Cr (Maior igual) 2,0, tem um número de tamanho de grão de cristal de 7,0 ou mais, contém 50 ou mais grãos de cementite que têm diâmetros equivalentes a círculo de 200 nm ou mais por 100 (Mi)m2 de matriz, tem uma densidade numérica de carbonetos de liga do tipo M2C de 25 por (Mi)m2 ou mais, e tem um (...).

Description

CAMPO DA TÉCNICA

[0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo e, mais particularmente, a um tubo de aço de baixa liga e alta resistência para um poço de óleo.

DESCRIÇÃO DA TÉCNICA ANTECEDENTE

[0002] Um tubo de aço para um poço de óleo pode ser usado como um compartimento ou uma tubulação para um poço de óleo ou poço de gás. Tanto um poço de óleo quanto um poço de gás serão referidos, doravante, como um “poço de óleo”. Conforme poços de óleo mais e mais fundos são desenvolvidos, é necessário que um tubo de aço para um poço de óleo tenha uma resistência maior. Tradicionalmente, os tubos de aço para poços de óleo na classe de resistência de 551 MPa (80 ksi) (isto é, com uma resistência à deformação na faixa de 80 a 95 ksi, ou seja, uma resistência à deformação na faixa de 551 a 654 MPa) ou na classe de 654 MPa (95 ksi) (isto é, com uma resistência à deformação na faixa de 95 a 110 ksi, isto é, uma resistência à deformação de 654 a 758 MPa) são utilizados. Recentemente, no entanto, os tubos de aço para poços de óleo na classe de resistência de 758 MPa (110 ksi) (isto é, com uma resistência à deformação na faixa de 110 a 125 ksi, ou seja, uma resistência à deformação na faixa de 758 a 861 MPa) são usados em mais e mais ocasiões.

[0003] Diversos poços de óleo fundos que foram desenvolvidos recentemente contêm sulfeto de hidrogênio, que é corrosivo. Em tal ambiente, uma resistência aumentada do aço significa uma suscetibilidade aumentada do aço à fissura sob tensão causada por sulfeto (doravante referida como SSC). Muitos tubos de aço para poços de óleo que são usados em um ambiente que contém sulfeto de hidrogênio são tubos de aço de baixa liga, pois aço inoxidável martensítico, que tem boa resistência à corrosão de gás dióxido de carbono, tem alta susceptibilidade à SSC.

[0004] Embora o aço de baixa liga tenha uma resistibilidade à SSC relativamente boa, tal aço com resistência aumentada tem uma alta suscetibilidade à SSC. Portanto, necessita-se propor várias ideias para o projeto de material para um tubo de aço para um poço de óleo que é usado em um ambiente que contém sulfeto de hidrogênio para se aumentar a resistência do tubo de aço e, ao mesmo tempo, assegurar uma cera resistibilidade à SSC.

[0005] Para se aprimorar a resistibilidade à SSC de um aço, o documento WO 2007/007678 revela (1) aprimorar a limpeza do aço; (2) temperar o aço e, então, submeter o mesmo ao revenimento em uma temperatura alta; (3) tornar os grãos de cristal (grãos de austenita antecedentes) do aço mais finos; (4) tornar as partículas de carboneto produzidas no aço mais finas e mais esféricas; e outras abordagens.

[0006] O aço de baixa liga para um poço de óleo descrito nesse documento tem uma composição química que satisfaz 12 V+1-Mo > 0, e, se o mesmo contém Cr, satisfaz adicionalmente Mo-(Cr+Mn) > 0. De acordo com esse documento, esse aço de baixa liga para um poço de óleo tem uma resistência à deformação alta que não é menor que 861 MPa e exibe boa resistibilidade à SSC mesmo em um ambiente corrosivo com H2S a 101,3 kPa (1 atm).

[0007] O documento JP 2000-178682 A revela um aço para um poço de óleo produzido a partir de um aço de baixa liga que contém C: 0,2 a 0,35%, Cr: 0,2 a 0,7%, Mo: 0,1 a 0,5%, e V: 0,1 a 0,3 %, em que a quantidade total de carboneto precipitado está na faixa de 2 a 5% em peso, dos quais o carboneto à base de MC compõe 8 a 40 % em peso. De acordo com esse documento, esse aço para um poço de óleo tem boa resistibilidade à SSC e uma resistência à deformação de 758 MPa (110 ksi) ou mais alta. Mais especificamente, esse documento descreve que, em testes de carga constante em conformidade com o método A de TM0177 da Associação Nacional de Engenheiros de Corrosão (NACE) (em uma solução aquosa de 5% de NaCl e 0,5% de ácido acético saturado com H2S a 25 °C), esse aço para um poço de óleo não se rompe sob uma tensão de carga de 85% de sua resistência à deformação.

[0008] O documento JP 2006-265657 A revela um método de fabricação de um tubo de aço sem costura para um poço de óleo, em que um tubo de aço sem costura com uma composição química que tem C: 0,30 a 0,60%, Cr+Mo: 1,5 a 3,0% (em que Mo é não menos que 0,5%), V: 0,05 a 0,3 % e outros componentes é produzida e, imediatamente após a conclusão da laminação, resfriada a água a uma faixa de temperatura de 400 a 600 °C e, sem nenhuma interrupção, um tratamento térmico de transformação isotérmica bainítica é executado em uma a faixa de temperatura de 400 a 600 °C. Esse documento descreve que esse tubo de aço sem costura para um poço de óleo tem uma resistência à deformação de 758 MPa (110 ksi) ou mais alta e, em testes de carga constante em conformidade com o método A do TM0177 da NACE, não se rompe sob uma tensão de carga de 90% de sua resistência à deformação.

[0009] O documento WO 2010/150915 revela um método de fabricação de um tubo de aço sem costura para um poço de óleo, em que um tubo de aço sem costura que contém C: 0,15 a 0,50%, Cr: 0,1 a 1,7%, Mo: 0,40 a 1,1%, e outros componentes, é submetido à têmpera sob uma condição que produz grãos de austenita antecedentes com um número de tamanho de grão de 8,5 ou mais, e submetido ao revenimento em uma faixa de temperatura de 665 a 740 °C. De acordo com esse documento, esse método produz um tubo de aço sem costura para um poço de óleo na classe de 758 MPa (110 ksi) com boa resistibilidade à SSC. Mais especificamente, esse documento descreve que, em testes de carga constante em conformidade com o método A de TM0177 da NACE, esse tubo de aço sem costura para um poço de óleo não se rompe sob uma tensão de carga de pelo menos 85% de sua resistência à deformação.

[0010] O documento WO 2008/123425 descreve um aço de baixa liga para tubos de poço de óleo com boa resistibilidade à HIC e resistibilidade à SSC em um ambiente de sulfeto de hidrogênio de alta pressão e que tem uma resistência à deformação de 758 MPa ou mais, que contém C: 0,10 a 0,60%, Cr: 3,0% ou menos, Mo: 3,0% ou menos, e outros componentes, e satisfaz a relação representada por Cr+3Mo > 2,7%, em que não mais que 10 inclusões não metálicas com um comprimento de seu eixo geométrico principal de 10 μm estão presentes em uma área de 1 mm2 de um corte transversal observado.

[0011] O Pedido de Patente japonês no JP 5387799 descreve um método de fabricação de um aço de alta resistência com boa resistibilidade à fissura sob tensão causada por sulfeto, que inclui, após um aço que tem uma composição química predeterminada ter sido trabalhado a quente, [1] a etapa de aquecer o aço para uma temperatura acima do ponto Ac1 e abaixo do ponto Ac3 e, então, resfriar o mesmo, [2] a etapa de reaquecer o aço até uma temperatura que não é mais baixa que o ponto Ac3 e resfriar rapidamente o mesmo para a têmpera, e [3] a etapa de revenimento do aço em uma temperatura que não é mais alta do que o ponto Ac1, em que as etapas são executadas nessa ordem.

[0012] O documento JP 2010-532821 A descreve uma composição de aço que contém C: 0,2 a 0,3 %, Cr: 0,4 a 1,5%, Mo: 0,1 a 1 %, W: 0,1 a 1,5%, e outros componentes, em que Mo/10+Cr/12+W/25+Nb/3+25*B está na faixa de 0,05 a 0,39% e a resistência à deformação está na faixa de 827 a 965 MPa (120 a 140 ksi).

[0013] O Pedido de Patente japonês no JP 5522322 descreve um aço para um tubo para um poço de óleo que contém C: mais que 0,35% a 1,00%, Cr: 0 a 2,0%, Mo: mais que 1,0% a 10%, e outros componentes, em que a resistência à deformação é 758 MPa.

DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO

[0014] Conforme exemplificado por esses documentos, vários projetos de tubo de aço para um poço de óleo que tem uma resistência à deformação de 110 ksi (isto é, 758 MPa) ou mais e que tem boa resistibilidade à SSC foram propostos. No entanto, em alguns casos, mesmo com a utilização das técnicas reveladas nos documentos de patente acima pode não se alcançar uma produção industrial estável e econômica de tubos de aço de alta resistência para poços de óleo com boa resistibilidade à SSC.

[0015] As razões para isso podem ser as seguintes. Em alguns dos documentos de patente acima, as propriedades do aço são avaliadas com base nos experimentos com o uso de placas ou tubos de aço com uma espessura de parede relativamente pequena. Se essas técnicas forem utilizadas para um tubo de aço, particularmente, um tubo de aço com uma espessura de parede grande, a diferença na taxa de aquecimento e na taxa de resfriamento pode não reproduzir as propriedades objetivadas. Além disso, na produção industrial em larga escala, os segregados ou precipitados produzidos durante a fundição podem ser diferentes daqueles em uma produção em pequena escala.

[0016] Por exemplo, no documento WO 2008/123425, muitos desses experimentos são conduzidos com o uso de placas e, para aqueles com o uso de tubos de aço, seu tamanho não é descrito. Portanto, não é evidente se as propriedades desejadas podem ser fornecidas de uma maneira estável quando a técnica do documento WO 2008/123425 é aplicada a um tubo de aço com uma espessura de parede grande.

[0017] Tonar os grãos de austenita antecedentes mais finos por têmpera repetidamente pode aprimorar a resistibilidade à SSC. No entanto, a têmpera repetida aumenta os custos de fabricação.

[0018] De acordo com o Pedido de Patente japonês no JP 5387799, em vez de se repetir a têmpera, um revenimento intermediário é executado em uma faixa de duas fases após o trabalho a quente e, então, a têmpera e o revenimento são executados. Portanto, o Pedido de Patente japonês no JP 5387799 fornece uma microestrutura fina com um número de tamanho de grão de austenita antecedente de 9,5 ou mais.

[0019] Dos pontos de vista de flexibilidade nas etapas de fabricação e da estabilidade da qualidade na produção em escala industrial, é preferencial assegurar uma certa resistibilidade à SSC mesmo quando os grãos de austenita antecedentes são relativamente grossos. O Pedido de Patente japonês no JP 5387799 fornece boa resistibilidade à SSC para os aços com números de tamanho de grão de austenita antecedentes que não são menores que 9,5; no entanto, os aços com números de tamanho abaixo de 9,5 não têm boa resistibilidade à SSC.

[0020] Um objetivo da presente invenção é fornecer um tubo de aço de baixa liga e alta resistência para um poço de óleo com uma resistibilidade à SSC boa e estável.

[0021] Um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de acordo com a presente invenção inclui uma composição química que tem, em % em massa, C: não menos que 0,15% e menos que 0,30%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: não mais que 0,030%, S: não mais que 0,0050%, Al: 0,005 a 0,100%, O: não mais que 0,005%, N: não mais que 0,007%, Cr: não menos que 0,10% e menos que 1,00%, Mo: mais que 1,0%, e não mais que 2,5%, V: 0,01 a 0,30%, Ti: 0,002 a 0,009 %, Nb: 0 a 0,050%, B: 0 a 0,0050%, Ca: 0 a 0,0050%, sendo que o saldo é Fe e impurezas, em que a composição química satisfaz a equação (1), o tubo de aço tem um número de tamanho de grão de cristal de grãos de austenita antecedentes, em conformidade com a ASTM E112, de não menos que 7,0, o tubo de aço inclui 50 ou mais partículas de cementita com um diâmetro de círculo equivalente de não menos que 200 nm que estão presentes em uma área de 100 μm2 de matriz, o tubo de aço inclui um carboneto de liga à base de M2C em uma densidade numérica de não menos que 25/μm2, e o tubo de aço tem uma resistência à deformação de não menos que 758 MPa, Mo/Cr > 2,0 ... (1),

[0022] em que cada um dos símbolos químicos na equação (1) é substituído pelo teor do elemento correspondente em % em massa.

[0023] A presente invenção fornece um tubo de aço de baixa liga e alta resistência para um poço de óleo que tem uma resistibilidade à SSC boa e estável.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0024] [Figura 1] A Figura 1 é um gráfico que mostra a relação entre o teor de Cr e a densidade numérica de cementita, em que o número de partículas de cementita que têm um diâmetro de círculo equivalente de não menos que 50 nm é contado.

[0025] [Figura 2] A Figura 2 é um gráfico que mostra a relação entre o teor de Cr e a densidade numérica de cementita, em que o número de partículas de cementita que têm um diâmetro de círculo equivalente de não menos que 200 nm é contado.

[0026] [Figura 3] A Figura 3 mostra uma imagem de TEM da microestrutura de metal de um aço com um teor de Mo de 0,7%.

[0027] [Figura 4] A Figura 4 mostra uma imagem de TEM da microestrutura de metal de um aço com um teor de Mo de 1,2 %.

[0028] [Figura 5] A Figura 5 mostra uma imagem de TEM da microestrutura de metal de um aço com um teor de Mo de 2,0 %.

[0029] [Figura 6] A Figura 6 é um fluxograma de um método exemplificador da fabricação de um tubo de aço de baixa liga.

[0030] [Figura 7] A Figura 7 mostra uma imagem de TEM de carboneto com o uso de filmes de réplica.

[0031] [Figura 8] A Figura 8 mostra uma imagem produzida extraindo-se os contornos de partículas de carboneto da Figura 7 com o uso de análise de imagem.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES

[0032] Os presentes inventores realizaram pesquisas detalhadas sobre a resistibilidade à SSC de tubos de aço de baixa liga para poços de óleo.

[0033] Se a resistência de um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo é aumentada, a dureza também aumenta. Tipicamente, um aumento na dureza diminui a resistibilidade à SSC. Portanto, convencionalmente, se a resistência à deformação deve ser 110 ksi (isto é, 758 MPa) ou mais alta, tenta-se aumentar a razão de rendimento e reduzir resistência à tração. A redução na resistência à tração tem substancialmente o mesmo significado que uma redução na dureza.

[0034] Em um tal tubo de aço de baixa liga convencional para um poço de óleo, a resistibilidade à SSC varia à medida que a dureza varia. Desse modo, mesmo se a resistência à deformação for controlada em uma certa faixa padrão, as variações na dureza podem resultar em algum material que não atende ao padrão de resistibilidade à SSC. Assume-se que, no caso de tubos de aço de baixa liga para poços de óleo na classe de 758 MPa (110 ksi), a resistibilidade à SSC diminui tipicamente a menos que a dureza será controlada abaixo de uma HRC de 28,5. Recentemente, por outro lado, há necessidades para tubos de aço de baixa liga de classe resistente à acidez para poços de óleo com resistências ainda mais altas, e produtos na classe de 115 ksi (isto é, com uma resistência à deformação de 793 MPa ou mais) estão sendo desenvolvidos. No caso de tais tubos de aço de baixa liga para poços de óleo com alta resistência, é muito difícil controlar a dureza abaixo de HRC de 28,5.

[0035] Em vez de se diminuir a dureza para aprimorar a resistibilidade à SSC, como tem sido feito convencionalmente, os presentes inventores tentaram fornecer tubos de aço de baixa liga para poços de óleo que têm alta dureza e que ainda têm boa resistibilidade à SSC. Como resultado, os presentes inventores obtiveram as constatações a seguir.

[0036] (1) Tipicamente, um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo é produzido por moldagem a quente e, então, a têmpera e o revenimento para se produzir uma microestrutura de metal composta principalmente por martensita revenida. Quanto mais esféricas forem as partículas de carboneto precipitadas durante a etapa de revenimento, melhor será a resistibilidade à SSC do aço. O carboneto precipitado durante a etapa de revenimento é, principalmente, cementita. Durante a etapa de revenimento, além da cementita, os carbonetos de liga (por exemplo, carboneto de Mo, carboneto de V, carboneto de Nb e carboneto de Ti) também precipitam. Se carboneto precipitar ao longo das fronteiras de grão, quanto mais planas em relação ao formato forem as partículas de carboneto, mais facilmente poderá ocorrer a SSC onde as partículas de carboneto formam pontos de partida. Em outras palavras, quanto mais próximo do formato esférico for o formato das partículas de carboneto, menos provável será a ocorrência da SSC em partículas de carboneto, aprimorando a resistibilidade à SSC. Portanto, para se aprimorar a resistibilidade à SSC, é preferencial tornar as partículas de carboneto, particularmente a cementita, mais esféricas.

[0037] (2) Para se aprimorar a resistibilidade à SSC, é preferencial tornar as partículas de cementita mais esféricas e fazer com que as mesmas cresçam até que seu diâmetro de círculo equivalente seja 200 nm ou mais. À medida que as partículas de cementita crescem, a área de superfície específica da cementita precipitada no aço diminui. A redução da área de superfície específica da cementita aprimora a resistibilidade à SSC.

[0038] (3) Sob as mesmas condições de revenimento, a taxa de crescimento para a cementita é significativamente afetada pelo teor de Cr no aço. As Figuras 1 e 2 são gráficos que mostram a relação entre o teor de Cr e a densidade numérica da cementita. Os eixos geométricos horizontais de cada uma das Figuras 1 e 2 indicam o teor de Cr no aço, enquanto que os eixos geométricos verticais indicam o número de partículas de cementita em uma área de 100 μm2 de matriz. A Figura 1 é um gráfico em que o número de partículas de cementita que têm um diâmetro de círculo equivalente de 50 nm ou mais (doravante referida como “cementita de partículas médias a grandes” por motivos de conveniência) é contado, enquanto que a Figura 2 é um gráfico em que o número de partículas de cementita que têm um diâmetro de círculo equivalente de 200 nm ou mais (doravante referida como “cementita de partículas grandes” por motivos de conveniência) é contado. Nas Figuras 1 e 2, “o” indica um aço com um teor de Mo de 0,7%, enquanto “♦” indica um aço com um teor de Mo de 1,2 %.

[0039] Conforme mostrado nas Figuras 1 e 2, se o teor de Cr no aço for pequeno, o número de partículas médias a grandes de cementita observado é pequeno, mas o número de partículas grandes de cementita é alto. Por outro lado, se o teor de Cr no aço for alto, o número de partículas médias a grandes de cementita observado é grande, mas o número de partículas grandes de cementita é pequeno.

[0040] (4) O oposto é verdade com carbonetos de liga à base de M2C, tais como Mo2C (“M” significa metal): quanto maior a densidade numérica, mais estável será a resistibilidade à SSC do aço. Visto que a cementita tem apenas uma pequena capacidade para capturar hidrogênio, quanto maior a área de superfície das partículas de cementita, menor será a resistibilidade à SSC do aço. Por outro lado, os carbonetos de liga à base de M2C têm uma alta capacidade para capturar hidrogênio, o que aprimora a resistibilidade à SSC do aço. Consequentemente, o aumento da densidade numérica do carboneto de liga à base de M2C para se aumentar a área de superfície aprimora a resistibilidade à SSC do aço.

[0041] As Figuras 3 a 5 mostram imagens de microscopia eletrônica de transmissão (TEM) de carbonetos precipitados em aço. As Figuras 3 a 5 mostram imagens de TEM de microestruturas de metal de aços com teores de Mo de 0,7%, 1,2% e 2,0%, respectivamente. Conforme mostrado nas Figuras 3 a 5, quanto maior o teor de Mo, maior será a densidade numérica de M2C (principalmente de Mo2C). Além disso, a densidade numérica de Mo2C também depende do teor de Cr, de modo que um aumento no teor de Cr impede a formação de Mo2C. Consequentemente, para assegurar uma certa densidade numérica de carboneto de liga à base de M2C, o aço deve conter uma certa quantidade de Mo e a razão entre Mo e Cr deve ser igual ou maior do que um certo valor.

[0042] Os presentes inventores tentaram adicionalmente obter um tubo de baixa liga para um poço de óleo que tem boa resistibilidade à SSC mesmo com grãos relativamente grossos, em vez de aprimorar a resistibilidade à SSC tornando-se os grãos de austenita antecedentes mais finos, como é realizado convencionalmente. Durante essa investigação, foi constatado que o teor de Ti deve ser estritamente limitado se o número de tamanho de grão de austenita anterior for relativamente pequeno (isto é, os grãos de cristal são relativamente grandes).

[0043] (5) Ti é eficaz em impedir a fissura por fundição. Além disso, o Ti forma um nitreto. Um nitreto contribui para impedir que os grãos de cristal se tornem grossos devido ao efeito de ancoramento (pinning effect). No entanto, as partículas de nitreto grossas tornam a resistibilidade à SSC do aço instável. Se os grãos de cristal forem relativamente grandes, os efeitos de um nitreto na resistibilidade à SSC são relativamente amplos. A fim de se obter uma resistibilidade à SSC boa e estável mesmo com grãos de cristal relativamente grandes, o teor de Ti deve ser limitado para 0,002 a 0,009%.

[0044] O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de acordo com a presente invenção, foi concluído com base nas constatações descritas acima. Agora, o tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com uma modalidade da presente invenção, será descrito em detalhes. Na descrição a seguir, as “%” que indicam o teor de um elemento significam % em massa.

[COMPOSIÇÃO QUÍMICA]

[0045] O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a presente modalidade inclui a composição química descrita abaixo.

[0046] C: não menos que 0,15% e menos que 0,30%

[0047] O carbono (C) aumenta a temperabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Além disso, um teor de C aumentado é vantajoso à formação cementita de partículas grandes e também facilita a produção de partículas de cementita mais esféricas. Em vista disso, o aço da presente modalidade contém C em pelo menos 0,15%. Por outro lado, se o teor de C for 0,30% ou mais, a suscetibilidade do aço à fissura por têmpera aumenta. Particularmente, um meio de resfriamento específico (isto é, o método de têmpera) é necessário para a têmpera de um tubo de aço. Além disso, a tenacidade do aço pode diminuir. Em vista disso, o teor de C deve ser de não menos que 0,15% e menos que 0,30%. De preferência, o limite inferior do teor de C é 0,18%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,22%; ainda mais preferencialmente, é 0,24%. De preferência, o limite superior do teor de C é 0,29%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,28%.

[0048] Si: 0,05 a 1,00%

[0049] O silício (Si) desoxida o aço. Esse efeito é insuficiente se o teor de Si for menor que 0,05%. Por outro lado, se o teor de Si exceder 1,00%, a resistibilidade à SSC diminui. Em vista disso, o teor de Si deve estar na faixa de 0,05 a 1,00%. De preferência, o limite inferior do teor de Si é 0,10%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,20%. De preferência, o limite superior do teor de Si é 0,75%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,50%; ainda mais preferencialmente, é 0,35%.

[0050] Mn: 0,05 a 1,00%

[0051] O manganês (Mn) desoxida o aço. Esse efeito é desprezível se o teor de Mn for menor que 0,05%. Por outro lado, se o teor de Mn exceder 1,00%, o mesmo é segregado ao longo das fronteiras de grão juntamente com os elementos de impureza, tais como P e S, diminuindo a resistibilidade à SSC do aço. Em vista disso, o teor de Mn deve estar na faixa de 0,05 a 1,00%. De preferência, o limite inferior do teor de Mn é 0,20%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,28 %. De preferência, o limite superior do teor de Mn é 0,85%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,60%.

[0052] P: não mais que 0,030%

[0053] O fósforo (P) é uma impureza. O P é segregado ao longo de fronteiras de grão e diminui a resistibilidade à SSC do aço. Portanto, teores de P menores são preferenciais. Em vista disso, o teor de P deve ser de não mais que 0,030%. De preferência, o teor de P é não mais que 0,020%; mais preferencialmente, o mesmo é não mais que 0,015%; ainda mais preferencialmente, é não mais que 0,012 %.

[0054] S: não mais que 0,0050%

[0055] O enxofre (S) é uma impureza. O S é segregado ao longo de fronteiras de grão e diminui a resistibilidade à SSC do aço. Portanto, teores de S menores são preferenciais. Em vista disso, o teor de S deve ser de não mais que 0,0050%. De preferência, o teor de S é não mais que 0,0020%; mais preferencialmente, o mesmo é não mais que 0,0015%.

[0056] Al: 0,005 a 0,100%

[0057] O alumínio (Al) desoxida o aço. Se o teor de Al for menor que 0,005%, o aço é insuficientemente desoxidado, diminuindo a resistibilidade à SSC do aço. Por outro lado, se o teor de Al exceder 0,100%, um óxido é produzido, diminuindo a resistibilidade à SSC do aço. Em vista disso, o teor de Al deve estar na faixa de 0,005 a 0,100%. De preferência, o limite inferior do teor de Al é 0,010%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,020%. De preferência, o limite superior do teor de Al é 0,070%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,050%. Conforme usado no presente documento, o teor de “Al” significa o teor de “Al solúvel em ácido”, isto é, o teor de “Al Solúvel”.

[0058] O: não mais que 0,005%,

[0059] O oxigênio (O) é uma impureza. O forma partículas de óxido grossas, diminuindo a resistibilidade alveolar do aço. Portanto, de preferência, o teor de O deve ser minimizado. O teor de óxido deve ser de não mais que 0,005% (isto é, 50 ppm). De preferência, o teor de O é de menos que 0,005% (isto é, 50 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é de não mais que 0,003 % (isto é, 30 ppm); ainda mais preferencialmente, é de não mais que 0,0015% (isto é, 15 ppm).

[0060] N: não mais que 0,007%,

[0061] O nitrogênio (N) é uma impureza. O N forma nitreto. Se as partículas de nitreto forem finas, isso contribui para impedir que os grãos de cristal se tornem grossos; no entanto, se as partículas de nitrogênio forem grossas, isso torna a resistibilidade à SSC do aço instável. Portanto, teores de N menores são preferenciais. Em vista disso, o teor de N deve ser de não mais que 0,007% (isto é, 70 ppm). De preferência, o teor de N é de não mais que 0,005% (isto é, 50 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é de não mais que 0,004 % (isto é, 40 ppm). Se o efeito de ancoramento devido à precipitação de partículas de nitreto finas for desejado, o aço contém, de preferência, N em não menos que 0,002 % (isto é, 20 ppm).

[0062] Cr: não menos que 0,10% e menos que 1,00%

[0063] O cromo (Cr) aumenta a temperabilidade do aço e aumenta a resistência do aço. Se o teor de Cr for menor que 0,10%, é difícil assegurar um nível suficiente de temperabilidade. Um teor de Cr abaixo de 0,10% resulta em uma diminuição na temperabilidade que permite que bainita seja produzida, potencialmente diminuindo a resistibilidade à SSC. Por outro lado, se o teor de Cr for de não menos que 1,00%, é difícil assegurar uma densidade numérica desejada para a cementita de partículas grandes. Além disso, a tenacidade do aço pode facilmente diminuir. Em vista disso, o teor de C deve ser de não menos que 0,10 % e menos que 1,00 %. De preferência, o limite inferior do teor de Cr é 0,20%. Particularmente, para um tubo de aço com uma espessura de parede grande, o limite inferior do teor de Cr é, de preferência, 0,23 %; mais preferencialmente, o mesmo é 0,25%; ainda mais preferencialmente, é 0,3 %. De preferência, o limite superior do teor de Cr é 0,85%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,75%.

[0064] Mo: mais que 1,0% e não mais que 2,5%

[0065] O molibdênio (Mo) aumenta a resistibilidade ao amolecimento por revenimento do aço e contribui para o aprimoramento na resistibilidade à SSC devido ao revenimento de alta temperatura. Além disso, o Mo forma Mo2C e contribui para o aprimoramento na resistibilidade à SSC. A fim de que todos esses efeitos estejam presentes, o teor de Mo acima de 1,0% é necessário. Por outro lado, se o teor de Mo exceder 2,5%, o aço é saturado em relação aos efeitos acima e os custos aumentam. Em vista disso, o teor de Mo deve ser maior que 1,0% e não mais que 2,5%. De preferência, o limite inferior do teor de Mo é 1,1 %; mais preferencialmente, o mesmo é 1,2 %. De preferência, o limite superior do teor de Mo é 2,0%; mais preferencialmente, o mesmo é 1,6 %.

[0066] Mo/Cr > 2,0 ... (1).

[0067] Na presente modalidade, o teor de Cr e o teor de Mo estão nas faixas descritas acima, e satisfazem a equação (1) acima. Ou seja, a razão entre o teor de Mo e o teor de Cr, em % em massa, Mo/Cr, é de não menos que 2,0. Conforme discutido acima, o Mo forma Mo2C e contribui para o aprimoramento na resistibilidade à SSC. Um aumento no teor de Cr impede que a cementita de partículas grandes seja formada e também impede que o Mo2C seja formado. Se Mo/Cr for menor que 2,0, o Cr torna a formação de Mo2C insuficiente. De preferência, Mo/Cr é não menos que 2,3.

[0068] V: 0,01 a 0,30%

[0069] O vanádio (V) aumenta a resistibilidade ao amolecimento por revenimento do aço, e contribui para o aprimoramento na resistibilidade à SSC devido ao revenimento de alta temperatura. Além disso, o V auxilia na formação de carboneto à base de M2C. Esses efeitos não estão presentes se o teor de V for menor que 0,01%. Por outro lado, se o teor de V exceder 0,30%, a tenacidade do aço diminui. Em vista disso, o teor de V deve estar na faixa de 0,01 a 0,30%. De preferência, o limite inferior do teor de V é 0,06 %; mais preferencialmente, o mesmo é 0,08 %. De preferência, o limite superior do teor de V é 0,20%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,16 %.

[0070] Ti: 0,002 a 0,009%

[0071] O titânio (Ti) é eficaz em impedir a fissura por fundição. Além disso, o Ti forma um nitreto e contribui para impedir que os grãos de cristal se tornem grossos. Em vista disso, na presente modalidade, o aço contém Ti em pelo menos 0,002%. Por outro lado, se o teor de Ti exceder 0,009%, partículas de nitreto grandes são produzidas, tornando a resistibilidade à SSC do aço instável. Em vista disso, o teor de Ti deve estar na faixa de 0,002 a 0,009%. De preferência, o limite inferior do teor de Ti é 0,004 %. De preferência, o limite superior do teor de Ti é 0,008 %.

[0072] O saldo da composição química do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a presente modalidade, é composto por Fe e impurezas. A impureza nesse contexto significa que um elemento que se origina a partir de minério ou refugos usados com um material de aço ou um elemento que entre pelo ambiente ou semelhante durante o processo de fabricação.

[0073] O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a presente modalidade, pode conter, em vez de uma parte de Fe, um ou mais selecionados a partir do grupo que consiste em Nb, B e Ca.

[0074] Nb: 0 a 0,050%

[0075] O nióbio (Nb) é um elemento aditivo adicional. O Nb forma um carboneto, nitreto ou carbonitreto. Carboneto, nitreto e carbonitreto tornam grãos de cristal de aço mais findos devido ao efeito de ancoramento, aumentando a resistibilidade à SSC do aço. Mesmo uma quantidade pequena de Nb fornece os efeitos acima. Por outro lado, se o teor de Nb exceder 0,050%, uma quantidade excessiva de nitreto é produzida, tornando a resistibilidade à SSC do aço instável. Em vista disso, o teor de Nb deve estar na faixa de 0 a 0,050%. De preferência, o limite inferior do teor de Nb é 0,005%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,010%. De preferência, o limite superior do teor de Nb é 0,035%; mais preferencialmente, o mesmo é 0,030%.

[0076] B: 0 a 0,0050 %

[0077] O boro (B) é um elemento aditivo adicional. O B aumenta a temperabilidade do aço. Mesmo em uma quantidade pequena o B fornece os efeitos acima. Por outro lado, B tende a formar M23CB6 ao longo das fronteiras de grão de modo que, se o teor de B exceder 0,0050%, a resistibilidade à SSC do aço diminui. Em vista disso, o teor de B deve estar na faixa de 0 a 0,0050% (isto é, 50 ppm). De preferência, o limite inferior do teor de B é 0,0001 % (isto é, 1 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é 0,0005% (isto é, 5 ppm). Em relação ao limite superior, de preferência, o teor de B é menor que 0,0050% (isto é, 50 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é não mais que 0,0025% (isto é, 25 ppm). Para se usar os efeitos do B, é preferencial minimizar o teor de N ou fixar o N com Ti de modo que átomos de B que não estejam acoplados aos átomos de N estejam presentes.

[0078] Ca: 0 a 0,0050 %

[0079] O cálcio (Ca) é um elemento aditivo adicional. O Ca impede que as inclusões à base de Al grossas sejam produzidas, e forma partículas de oxissulfeto à base de Al-Ca finas. Portanto, quando o material de aço (uma chapa ou tarugo redondo) deve ser produzido por fundição contínua, o Ca impede que o bocal do aparelho de fundição contínua seja obstruído por inclusões à base de Al grossas. Mesmo uma quantidade pequena de Ca fornece os efeitos acima. Por outro lado, se o teor de Ca exceder 0,0050%, a resistibilidade alveolar do aço diminui. Em vista disso, o teor de Ca deve estar na faixa de 0 a 0,0050% (isto é, 50 ppm). De preferência, o limite inferior do teor de Ca é 0,0003 % (isto é, 3 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é 0,0005% (isto é, 5 ppm). De preferência, o limite superior do teor de Ca é 0,0045% (isto é, 45 ppm); mais preferencialmente, o mesmo é 0,0030% (isto é, 30 ppm).

[MICROESTRUTURA DE METAL E PRECIPITADOS]

[0080] O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente modalidade inclui a microestrutura de metal descrita abaixo.

[0081] O tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente modalidade inclui uma microestrutura de metal composta principalmente por martensita revenida. A microestrutura de metal composta principalmente por martensita revenida significa uma microestrutura de metal com uma fase de martensita revenida em uma razão de volume de 90% ou mais. A resistibilidade à SSC do aço diminui se a razão de volume da fase de martensita revenida for menor que 90%, por exemplo, uma grande quantidade de bainita revenida está presente.

[0082] A microestrutura de metal do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente modalidade tem grãos de austenita antecedentes com um número de tamanho de grão de cristal em conformidade com a ASTM E112 de 7,0 ou mais. Os grãos grossos com um número de tamanho de grão de cristal menor que 7,0 tornam difícil assegurar uma certa resistibilidade à SSC. Os números de tamanho de grão de cristal maiores são vantajosos para assegurar uma certa resistibilidade à SSC. Por outro lado, para se alcançar grãos finos com um número de tamanho de grão de cristal de 10,0 ou mais, meios de fabricação de alto custo devem ser usados, por exemplo, reaquecimento/têmpera deve ser realizado mais de uma vez, ou a normalização deve ser realizada antes do reaquecimento/têmpera. A microestrutura de metal com um número de tamanho de grão de cristal de menos que 10,0 pode ser alcançada por um reaquecimento/têmpera, assegurando uma resistibilidade à SSC objetivada. Em vista disso, do ponto de vista do custo de fabricação, o número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita antecedentes é de preferência menor que 10,0; mais preferencialmente, o mesmo é menor que 9,5; ainda mais preferencialmente, é menor que 9,0. O tamanho de grão de austenita antecedente pode ser medido por observação microscópica para um espécime gravado. Além disso, o número de tamanho de grão de austenita anterior da ASTM também pode ser determinado por mapeamento de orientação cristalina com o uso de difração por retrodifusão de elétrons (EBSD).

[0083] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente invenção, 50 ou mais partículas de cementita com um diâmetro de círculo equivalente de 200 nm ou mais (isto é, cementita de partículas grandes) estão presentes em uma área de 100 μm2 de matriz. No caso da composição química especificada pela presente invenção, a cementita precipita durante o revenimento. A SSC tende a ocorrer onde uma fronteira entre a cementita e a matriz forma um ponto de partida. Medido geometricamente, dado o mesmo volume, um precipitado esférico tem uma área de superfície menor do que um plano. Além disso, dado o mesmo volume total, a área de superfície específica é menor se os precipitados maiores estiverem presentes do que se um número grande de precipitados finos estiver presente. Na presente invenção, as partículas de cementita são feitas crescer para um tamanho relativamente grande para reduzir as fronteiras entre a cementita e a matriz, assegurando, desse modo, uma certa resistibilidade à SSC. Se o número de partículas grandes de cementita em uma área de 100 μm2 de matriz for menor que 50, é difícil assegurar uma certa resistibilidade à SSC. De preferência, 60 ou mais partículas grandes de cementita estão presentes em uma área de 100 μm2 de matriz.

[0084] Além disso, no tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente invenção, a densidade numérica do carboneto de liga à base de M2C é 25/μm2 ou mais. Tipicamente, o M do carboneto de liga à base de M2C do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente invenção é Mo. Diferentemente da cementita, o carboneto de liga à base de M2C tem uma grande capacidade para capturar hidrogênio, aprimorando a resistibilidade à SSC do aço. A fim de que esses efeitos estejam presentes, a densidade numérica do carboneto de liga à base de M2C deve ser 25/μm2 ou mais. De preferência, a densidade numérica do carboneto de liga à base de M2C é 30/μm2 ou mais.

[0085] As partículas de carboneto de liga à base de M2C com um diâmetro de círculo equivalente de 5 nm ou mais são contadas. Em outras palavras, no tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo da presente invenção, 25 ou mais partículas de carboneto de liga à base de M2C com um diâmetro de círculo equivalente de 5 nm ou mais estão presentes em uma área de 1 μm2 de matriz.

[MÉTODO DE FABRICAÇÃO]

[0086] Um método exemplificador de fabricação de um tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a presente invenção, será descrito abaixo. A Figura 6 é um fluxograma que mostra um método exemplificador de fabricação de um tubo de aço de baixa liga. Esse exemplo ilustra uma implantação em que o tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo é um tubo de aço sem costura.

[0087] Um tarugo que tem a composição química descrita acima é produzido (etapa S1). Primeiro, um aço que tem a composição química descrita acima é fundido e refinado com o uso de um método bem conhecido. Subsequentemente, o aço fundido é submetido à fundição contínua para se produzir um material de fundição contínua. O material de fundição contínua pode ser uma chapa, tarugo ou material semiacabado, por exemplo. Alternativamente, o aço fundido pode ser submetido à fabricação de lingote para se produzir um lingote. A chapa, material semiacabado ou lingote é trabalhado a quente para se produzir um tarugo. O trabalho a quente pode ser uma laminação a quente ou forjamento a quente, por exemplo.

[0088] O tarugo é trabalhado a quente para se produzir um invólucro oco (etapa S2). Primeiro, o tarugo é aquecido em uma fornalha de aquecimento. O tarugo é extraído da fornalha de aquecimento e é trabalhado a quente para se produzir um invólucro oco. Por exemplo, um processo de Mannesmann pode ser executado como o trabalho a quente para se produzir um invólucro oco. Em tal caso, uma máquina de perfuração é usada para executar a laminação por perfuração no tarugo redondo. O tarugo redondo que foi submetido à laminação por perfuração é trabalhado a quente por um mandril, redutor, uma fresa de dimensionamento e outras máquinas para se produzir um invólucro oco. Outros métodos de trabalho a quente podem ser usados para se produzir um invólucro oco a partir do tarugo.

[0089] O tubo de aço da presente invenção pode ser usado de modo adequado como um tubo de aço com uma espessura de parede de 10 a 50 mm, embora o mesmo não seja limitado a esse uso. Além disso, o mesmo pode ser particularmente usado, de modo adequado, como um tubo de aço com uma espessura de parede relativamente grande, por exemplo, uma espessura de parede que não é menor que 13 mm, não é menor que 15 mm ou não é menor que 20 mm.

[0090] Os recursos significativos do tubo de aço da presente invenção são a composição química especificada pela presente invenção e o estado de precipitação do carboneto. O estado de precipitação do carboneto depende em grande parte da composição química e das condições finais de revenimento. Consequentemente, contanto que seja assegurado que grãos de austenita antecedentes finos com um número de tamanho de grão de cristal de 7,0 ou mais sejam produzidos, o processo de resfriamento após o trabalho a quente até o revenimento e o tratamento térmico não são limitados a quaisquer métodos em particular. Tipicamente, no entanto, é difícil obter grãos de austenita antecedentes finos com um número de tamanho de grão de cristal de 7,0 ou mais sem um histórico de pelo menos uma transformação reversa de ferrita em austenita. Em vista disso, de preferência, o tubo de aço da presente invenção é produzido pela produção de um invólucro oco, aquecendo o mesmo fora de linha para uma temperatura que seja mais alta que o ponto Ac3 (etapa S4) e o submetendo à têmpera (etapa S5).

[0091] Se o reaquecimento e a têmpera forem realizados, a etapa após o trabalho a quente resulta em um invólucro oco que tem um diâmetro externo e espessura de parede desejados (todo o processo após um invólucro oco ser produzido por trabalho a quente até a etapa de reaquecimento é mostrado como a etapa S3 na Figura 6), a mesma não é limitada a qualquer método em particular. O invólucro oco, após a conclusão da moldagem a quente, pode ser deixado resfriar ou pode ser resfriado a ar (etapa S3A); após a conclusão da moldagem a quente, o invólucro oco pode ser submetido à têmpera que se inicia diretamente de uma temperatura que não é mais baixa do que o ponto Ar3 (etapa S3B); ou, após a conclusão da moldagem a quente, o invólucro oco pode ser submetido ao embebimento (isto é, aquecimento concomitante) em uma temperatura que não é mais baixa que o ponto Ar3 por uma fornalha de embebimento localizada de modo adjacente ao equipamento de moldagem a quente e, então, submetido à têmpera (isto é, o chamado tratamento térmico em linha; etapa S3C).

[0092] Se o invólucro oco, após a laminação a quente, for deixado resfriar ou resfriado a ar (etapa S3A), o mesmo é, de preferência, resfriado para uma temperatura ambiente ou uma temperatura próxima à mesma.

[0093] Se o processo da etapa S3B ou S3C acima executado, isso significa que a têmpera é executada uma pluralidade de vezes se o reaquecimento/têmpera descrito também for incluído, o que é vantajoso para tornar os grãos de austenita de cristal mais finos.

[0094] No caso da têmpera direta (etapa S3B), o invólucro oco, após a laminação a quente, é resfriado rapidamente (isto é, submetido à têmpera) de uma temperatura próxima à temperatura de acabamento de laminação (que deve não ser mais baixa que o ponto Ar3) para uma temperatura que não é mais alta que a temperatura de inicialização de transformação martensítica. O resfriamento rápido pode ser, por exemplo, resfriamento por água ou resfriamento por pulverizador pneumático.

[0095] No caso de um tratamento térmico em linha (etapa S3C), primeiro, o invólucro oco, após a laminação a quente, é embebido em uma temperatura que não é mais baixa que o ponto Ar3, e o invólucro oco embebido é resfriado rapidamente (isto é, submetido à têmpera) de uma temperatura que não é mais baixa que o ponto Ar3 para uma temperatura que não é mais alta do que a temperatura de inicialização de transformação martensítica. Isso significa que o resfriamento rápido pode ser o mesmo que aquele da têmpera direta, discutido acima.

[0096] Em alguns casos, o tubo de aço que foi submetido à têmpera na etapa S3B ou S3C pode desenvolver fraturas retardadas, tais como fissuras de tensão-corrosão; para abordar isso, após uma dessas etapas, o tubo pode ser submetido ao revenimento em uma temperatura que não é mais alta que o ponto Ac1 (etapa S3t).

[0097] O invólucro oco que foi processado por uma das etapas acima é reaquecido para uma temperatura que não é mais baixa que o ponto Ac3 e embebido (etapa S4). O invólucro oco reaquecido é resfriado rapidamente (isto é, submetido à têmpera) para uma temperatura que não é mais alta do que a temperatura de inicialização de transformação martensítica (etapa S5). O resfriamento rápido pode ser, por exemplo, resfriamento por água ou resfriamento por pulverizador pneumático. O invólucro oco submetido à têmpera é submetido ao revenimento em uma temperatura que não é mais alta do que ponto Ac1 (etapa S6).

[0098] De preferência, a temperatura de revenimento na etapa S6 é mais alta que 660 °C; mais preferencialmente, a mesma não é mais baixa que 680 °C. Se a temperatura de revenimento não for mais alta que 660 °C, a densidade de deslocamento do aço tende a ser alta, diminuindo a resistibilidade à SSC do aço. Além disso, se a mesma não for mais alta que 660 °C, a maturação de Oswald da cementita é insuficiente, tornando difícil satisfazer a densidade numérica da cementita de partículas grandes descrita acima.

[0099] Um tratamento térmico, tal como normalização, pode ser executado entre o tratamento térmico antes do reaquecimento/têmpera (etapa S3) e do reaquecimento (etapa S4). O reaquecimento (etapa S4) e a têmpera (etapa S5) podem ser executados uma pluralidade de vezes. Executar a normalização, ou executar a têmpera, uma pluralidade de vezes pode até fornecer uma microestrutura de grão fino com um número de tamanho de grão de cristal de 10,0 ou mais.

[00100] Do ponto de vista de custo de fabricação, é preferencial que, após o invólucro oco ser produzido (etapa S2), o mesmo seja deixado resfriar o resfriado a ar (etapa S3A), e o reaquecimento (etapa S4) e a têmpera (etapa S5) são executados apenas uma vez. O tubo de aço da presente invenção fornece boa resistibilidade à SSC mesmo com grãos de 5 cristal relativamente grandes.

[EXEMPLOS]

[00101] Agora, a presente invenção será descrita em maiores detalhes com o uso de exemplos. A presente invenção não é limitada a esses exemplos.

[00102] Os aços A a O que têm as composições químicas mostradas na Tabela 1 foram fundidos, e fundição contínua e laminação desbastadora foram executadas para se produzir tarugos para a produção do tubo que tem um diâmetro externo de 310 mm. O saldo de cada uma das composições químicas da Tabela 1 é Fe e impurezas. Os “componentes em 15 conformidade” na coluna da “classificação” da Tabela 1 indica que a composição química do aço está na faixa da composição química da presente invenção. “*” adicionado a um valor na Tabela 1 indica que o valor está fora da faixa especificada da presente invenção. O mesmo se aplica às Tabelas 2 e 3. % em massa Massa em ppm Mo/Cr

[00103] Cada tarugo foi submetido à laminação por perfuração e laminação por alongamento pelo método de mandril de Mannesmann para se produzir um invólucro oco (isto é, tubo de aço sem costura) que tem um tamanho mostrado na coluna de “tamanho de tubo” da Tabela 2. Cada valor 5 na coluna de “OD” da Tabela 2 indica o diâmetro externo de um invólucro oco, enquanto que cada valor na coluna de “WT” indica a espessura de parede de um invólucro oco.

[00104] Cada invólucro oco após a laminação foi submetido a um processo indicado na de “processo antes do reaquecimento/têmpera” da Tabela 2. Mais especificamente, se um registro dessa coluna indica “moldagem a quente seguida de deixar resfriar”, um processo que corresponde à etapa S3A da Figura 6 foi executado. Para a “moldagem a quente seguida diretamente de resfriamento por água”, um processo que corresponde à etapa S3B da Figura 6 foi executado. Para a “moldagem a quente seguida diretamente de resfriamento por água + revenimento”, um processo que corresponde às etapas S3B e S3t da Figura 6 foi executado. Para a “moldagem a quente + embebimento seguidos de resfriamento por água”, um processo que corresponde à etapa S3C da Figura 6 foi executado. Para a “moldagem a quente + embebimento seguidos de resfriamento por água + revenimento”, um processo que corresponde às etapas S3C e S3t da Figura 6 foi executado. A etapa de embebimento na “moldagem a quente + embebimento seguidos de resfriamento por água” e na “moldagem a quente + embebimento seguidos de resfriamento por água + revenimento” foi executada a 920 °C por 15 minutos. A etapa de revenimento na “moldagem a quente seguida diretamente de resfriamento por água + revenimento” e a “moldagem a quente + embebimento seguidos diretamente de resfriamento por água + revenimento” foi executada a 500 °C por 30 minutos.

[00105] Cada invólucro oco que foi submetido a um processo indicado na coluna de “processo antes do reaquecimento/têmpera” foi reaquecido para a temperatura correspondente indicada na coluna de “temperatura de têmpera” da Tabela 2 e embebido por 20 minutos e, então, foi submetido à têmpera por têmpera por água. Cada invólucro oco que foi submetido à têmpera foi embebido (submetido ao revenimento) na temperatura correspondente indicada na coluna de “temperatura de revenimento” da Tabela 2 por 30 minutos para se produzir os tubos de aço de baixa liga para um poço de óleo de no 1 a 19.

[MÉTODO DE TESTE] [TESTE DE TAMANHO DE GRÃO DE AUSTENITA ANTECEDENTE]

[00106] A partir do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número que foi submetido ao processo até a têmpera, um espécime que tem um corte transversal perpendicular à direção longitudinal do tubo de aço (doravante referido como uma superfície observada) foi obtido. A superfície observada de cada espécime foi polida mecanicamente. Após o polimento, um reagente de decapagem picral foi usada para fazer com que fronteiras de austenita antecedentes de grão na superfície observada aparecessem. Depois disso, o número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita antecedentes da superfície observada foi determinado em conformidade com a ASTM E112.

[TESTE DE DUREZA]

[00107] A partir do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número, um espécime que tem um corte transversal perpendicular à direção longitudinal do tubo de aço (doravante referido como uma superfície observada) foi obtido. A superfície observada de cada espécime foi polida mecanicamente. Em conformidade com o JIS G0202, a dureza de Rockwell na escala C da porção de cada espécime polido que corresponde ao centro da espessura de parede do tubo de aço foi determinada. A dureza foi medida após o revenimento, assim como antes do revenimento. [TESTE DE TRAÇÃO]

[00108] A partir do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número, um espécime em formado de arco para o teste de tração foi obtido. O corte transversal do espécime em formato de arco para o teste de tração foi conformado como arco, e a direção longitudinal do espécime em formato de arco para o teste de tração era paralela à direção longitudinal do tubo de aço. O espécime em formato de arco para o teste de tração foi usado para conduzir um teste de tração em temperatura ambiente em conformidade com o 5CT do padrão do Instituto Americano de Petróleo (API). Com base nos resultados do teste, a resistência à deformação YS (MPa) e a resistência à tração TS (MPa) de cada tubo de aço foram medidas. [CONTAGEM DO NÚMERO DE PARTÍCULAS DE CEMENTITA E CARBONETO DE LIGA À BASE DE M2C]

[00109] A partir de uma região que inclui o centro da espessura do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número, um espécime para a observação de TEM foi obtido com o uso do método de réplica de extração. Mais especificamente, um espécime foi polido e seu corte transversal observado foi imergido em uma solução de ácido nítrico-álcool a 3% (nital) por 10 segundos e, então, a superfície de corte transversal observado foi coberta com o filme de réplica. Então, o espécime foi imergido em nital a 5% através do filme de réplica para fazer com que o filme de réplica descolasse o espécime. O filme de réplica flutuante foi transferido para um etanol líquido limpo para limpar o mesmo. Finalmente, o filme de réplica foi recolhido por uma malha de folha e seco para fornecer um espécime de filme de réplica para a observação do precipitado. Os precipitados foram observados e identificados com o uso de TEM e espectroscopia de raios x do tipo de dispersão de energia (EDS). O número de diferentes precipitados foram contados por análise de imagem.

[00110] A análise de imagem será descrita em detalhes com referência às Figuras 7 e 8. A análise de imagem foi conduzida com o uso de software de análise de imagem (ImageJ 1.47v). A Figura 7 mostra uma imagem de TEM de partículas de carboneto com o uso de filmes de réplica.

[00111] A Figura 8 mostra uma imagem produzida extraindo-se os contornos de partículas de carboneto da Figura 7 com o uso de análise de imagem. Nesse exemplo, a área de superfície de cada partícula de carboneto foi determinada por aproximação elíptica e, com base na área de superfície, o diâmetro de círculo equivalente (isto é, o diâmetro) de cada partícula de carboneto foi determinado. O número de partículas de carboneto com um diâmetro de círculo equivalente que não é menor do que um valor predeterminado foi contado, e esse número foi dividido pela área de superfície do campo de visão para se determinar a densidade numérica. [TESTE DE AVALIAÇÃO DE RESISTIBILIDADE À SSC] [TESTE DE CARGA CONSTANTE]

[00112] A partir do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número, um espécime de barra redonda foi obtido. O diâmetro externo da porção paralela de cada espécime de barra redonda foi 6,35 mm, e o comprimento da porção paralela foi 25,4 mm. Em conformidade com o método A de TM0177 de NACE, os testes de carga constante foram conduzidos para avaliar a resistibilidade à SSC de cada espécime de barra redonda. O banho de teste foi uma solução aquosa de cloreto de sódio a 5% e ácido acético a 0,5% a temperatura ambiente, saturada com gás de H2S a 101,3 kPa (1 atm). A cada espécime de barra redonda foi aplicada uma tensão de carga que corresponde a 90% do limite elástico real (AYS) do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo do número correspondente, e cada espécime foi imergido no banho de teste por 720 horas. Após 720 horas, foi determinado se cada espécime de barra redonda foi rompido ou não, e, se o mesmo não tivesse rompido, seria determinado que esse aço tinha uma alta resistibilidade à SSC. Se o mesmo fosse rompido, seria determinado que esse aço tinha uma baixa resistibilidade à SSC. [TESTE DE FLEXÃO DE QUATRO PONTOS]

[00113] A partir do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de cada número, um espécime com uma espessura de 2 mm, uma largura de 10 mm e um comprimento de 75 mm foi obtido. A cada espécime foi aplicada uma distorção de uma quantidade predeterminada por uma flexão de quatro pontos em conformidade com a ASTM G39. Portanto, a cada espécime foi aplicada uma tensão que corresponde à 90% do limite elástico real (AYS) do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo do número correspondente. O espécime ao qual uma tensão foi aplicada, juntamente com o dispositivo de teste, foi encerrado em uma autoclave. Depois disso, uma solução de cloreto de sódio a 5% desarejada foi injetada na autoclave, com uma fase gasosa restante. Subsequentemente, um gás de H2S a 506 kPa (5 atm) ou 1.013 kPa (10 atm) foi encerrado sob pressão na autoclave e a solução foi agitada para saturar a solução com gás de H2S. Após a autoclave ser vedada, a solução foi mantida a 24 °C por 720 horas enquanto era agitada. Depois disso, a autoclave foi descomprimida e o espécime foi removido. O espécime removido foi observado visualmente em relação à SSC e, se o mesmo não fosse rompido, seria determinado que esse aço tinha uma alta resistibilidade à SSC. Se o mesmo fosse rompido, seria determinado que esse aço tinha uma baixa resistibilidade à SSC. [RESULTADOS DE TESTE]

[00114] Os resultados de teste são mostrados na Tabela 3. Cada registro da coluna de “node tamanho de grão” da Tabela 3 tem um número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita antecedentes do tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo do número correspondente. A coluna de “YS” tem os valores de resistência à deformação, a coluna de “TS” tem os valores de resistência à tração e a coluna de “HRC” tem os valores de dureza de Rockwell do espécime após a etapa de revenimento final. “Nenhuma SSC” 5 na coluna de “avaliação de resistibilidade à SSC” indica que nenhuma SSC foi encontrada no teste correspondente. “SSC” nessa coluna indica que a SSC foi encontrada no teste correspondente. “-” nessa coluna indica que nenhum teste correspondente foi conduzido. Todos os exemplos no 1 a 19 tiveram a resistência à deformação de 758 MPa ou mais e a dureza (HRC) de 10 28,5 ou mais na condição após a etapa de revenimento final. Em relação à dureza antes da etapa de revenimento final, poupando-se a descrição da dureza individual, foi determinado que os tubos de aço de baixa liga para poços de óleo de no 1 a 19, exceto o no 14, tinham uma microestrutura de metal com uma razão de volume de uma fase martensítica de 90% ou mais. 15 Essa determinação foi realizada com base em se um determinado aço satisfez ou excedeu a dureza mínima após a têmpera para assegurar uma razão de volume de uma fase martensítica de 90% ou mais: HRCmin=58x(% carbono)+27,

[00115] descrita na especificação de API 5CT/ISO 11960. [TABELA 3]

[00116] Os tubos de aço de baixa liga para poços de óleo de no 1 a 11 obtiveram teores de elemento dentro da faixa da presente invenção (aços A a G), e satisfizeram a equação (1). Além disso, em cada um dos tubos de aço de baixa liga para poços de óleo de no 1 a 11, o número de tamanho de grão de cristal dos grãos de austenita antecedentes não foram menores que 7,0, a densidade numérica de carboneto de liga à base de M2C não foi menor que 25/μm2, e 50 ou mais partículas de cementita com um diâmetro de círculo equivalente de 200 nm ou mais (isto é, cementita de partículas grandes) estavam presentes em uma área de 100 μm2 de matriz.

[00117] Conforme mostrado na Tabela 3, cada um dos tubos de aço de baixa liga para poços de óleo de no 1 a 11 obteve uma resistência à deformação que não é menor que 758 MPa e uma dureza de Rockwell que não é menor que 28,5. Nos tubos de aço de baixa liga para poços de óleo de no 1 a 11, nenhuma SSC foi encontrada nos testes de avaliação de resistibilidade à SSC.

[00118] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 12, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso ocorreu, presumidamente, pois a composição química não satisfez a equação (1) e a densidade numérica de carboneto de liga à base de M2C foi menor que 25/μm2.

[00119] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 13, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso ocorreu, presumidamente, pois o teor de Cr era muito grande e o número de partículas de cementita de partículas grandes foi menor que 50 em uma área de 100 μm2 de matriz.

[00120] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 14, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois sua espessura de parede era relativamente grande e o teor de Cr era muito pequeno, resultando em uma têmpera insuficiente e na produção de microestrutura de bainita.

[00121] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 15, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois o teor de Mo era muito pequeno.

[00122] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 16, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois o teor de Ti era muito grande.

[00123] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 17, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois o teor de Ti era muito grande.

[00124] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 18, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois a temperatura de revenimento era baixa de modo que as partículas de cementita não se tornaram grossas, e o número de partículas de cementita de partículas grandes foi menor que 50 em uma área de 100 μm2 de matriz, o que é insuficiente.

[00125] No tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo de no de teste 19, SSC foi encontrada no teste de avaliação de resistibilidade à SSC. Isso de ocorreu, presumidamente, pois a composição química não satisfez a equação (1) e a densidade numérica de carboneto de liga à base de M2C foi menor que 25/μm2.

Claims

1. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo CARACTERIZADO pelo fato de que compreende uma composição química que consiste, em % massa, C: não menos que 0,15% e menos que 0,30%, Si: 0,05 a 1,00%, Mn: 0,05 a 1,00%, P: não mais que 0,030%, S: não mais que 0,0050%, Al: 0,005 a 0,100%, O: não mais que 0,005%, N: não mais que 0,007%, Cr: não menos que 0,10% e menos que 1,00%, Mo: mais que 1,0% e não mais que 2,5%, V: 0,01 a 0,30%, Ti: 0,002 a 0,009%, Nb: 0 a 0,050%, B: 0 a 0,0050%, Ca: 0 a 0,0050%, e sendo que o saldo é Fe e impurezas, em que a composição química satisfaz a equação (1), a microestrutura metálica do tubo de aço tem uma fase de martensita revenida em uma razão de volume de 90% ou mais,o tubo de aço tem uma espessura de parede de 10 a 50 mm, o tubo de aço tem um número de tamanho de grão de cristal de grãos de austenita antecedentes em conformidade com a ASTM E112 de não menos que 7,0, o tubo de aço inclui 50 ou mais partículas de cementita com um diâmetro de círculo equivalente de não menos que 200 nm que estão presentes em uma área de 100 μm2 de matriz, o tubo de aço inclui um carboneto de liga à base de M2C em uma densidade numérica de não menos que 25/μm2, em que as partículas de cementita com um diâmetro circular equivalente de não menos que 200 nm e carbonetos de liga à base de M2C são observados e identificados utilizando-se TEM e EDS, e os números de diferentes precipitados são contados por análise de imagens, e o tubo de aço tem uma resistência à deformação de não menos que 758 MPa em conformidade com o 5CT do padrão API, Mo/Cr > 2,0 ... (1), em que cada um dos símbolos químicos na equação (1) é substituído pelo teor do elemento correspondente em %, em massa.

2. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a reivindicação 1, CARACTERIZADO pelo fato de que a composição química contém um ou mais itens selecionados a partir do grupo que consiste, em % em massa, em Nb: 0,003 a 0,050%, B: 0,0001 a 0,0050%, e Ca: 0,0003 a 0,0050%.

3. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, CARACTERIZADO pelo fato de que a resistência à deformação não é menor que 793 MPa.

4. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, CARACTERIZADO pelo fato de que o tubo de aço tem uma dureza de Rockwell de não menos que 28,5.

5. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, CARACTERIZADO pelo fato de que o número de tamanho de grão de cristal de grãos de austenita antecedentes em conformidade com a ASTM E112 não é menor que 7,0 e é menor que 10,0.

6. Tubo de aço de baixa liga para um poço de óleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, CARACTERIZADO pelo fato de que o M do carboneto de liga à base de M2C é Mo.