BR112018017191B1

BR112018017191B1 - Tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo

Info

Publication number: BR112018017191B1
Application number: BR112018017191-3A
Authority: BR
Inventors: Mitsuhiro Okatsu; Masao Yuga; Hiroki Ota; Kazuki FUJIMURA
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2016-02-29
Filing date: 2016-11-18
Publication date: 2021-10-13
Also published as: BR112018017191B8; US20190048443A1; WO2017149570A1; NZ744590A; EP3425075B1; MX2018010366A; BR112018017191A2; EP3425075A4; US11111566B2; AR107719A1; EP3425075A1

Abstract

Um tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo tendo excelente resistência SSC é provido. O tubo de aço da presente invenção é um tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo que inclui uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,23 a 0,27%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09%, Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 0,5 a 1,0%, Nb: 0,02 a 0,05%, B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, sendo que o saldo é Fe e impurezas inevitáveis, sendo que o tubo de aço tem um valor (Sigma 0,7/ Sigma 0,4), como uma razão entre uma tensão a uma deformação de 0,7% e uma tensão em uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 655 MPa ou mais.

Description

CAMPO TÉCNICO

[0001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura de alta resistência para produtos tubulares de campos de petróleo ou poço de gás, que é excelente em resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) especificamente em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio. O termo “alta resistência” se refere no presente documento a um caso em que se tem uma resistibilidade de grau T95 ou mais de acordo com as normas API, a saber uma resistibilidade de 655 MPa ou mais (95 ksi ou mais) em termos de limite de elasticidade.

TÉCNICA ANTECEDENTE

[0002] Nos últimos anos, a partir dos pontos de vista de um aumento substancial nos preços de óleo cru e a esperada seca de recursos de óleo no futuro próximo, o desenvolvimento de um campo petrolífero de alta profundidade que até então não tem sido considerado, ou um campo petrolífero ou campo de gás, etc. em um ambiente muito corrosivo que é denominado de ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio, etc. é avidamente realizado. Os tubos de aço para produtos tubulares de campos de petróleo que são usados em tal ambiente necessitam ter tal qualidade de material de modo que tenham tanto alta resistência quanto resistência à corrosão excelente (resistência à acidez).

[0003] Em resposta a tal requisito, por exemplo, PTL 1 revela umaço para produtos tubulares de campos de petróleo que tem excelente resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto, que é composto por 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 termos de % em massa, e que a quantidade total do carbeto precipitado e da proporção de um carbeto do tipo MC entre os mesmos são prescritas.

[0004] Além disso, PTL 2 revela um material de aço para produtostubulares de campos de petróleo que tem excelente resistência a cra- queamento por corrosão sob tensão de sulfeto, que contém C: 0,15 a 0,30%, Si: 0,05 a 1,0%, Mn: 0,10 a 1,0%, P: 0,025% ou menos, S: 0,005% ou menos, Cr: 0,1 a 1,5%, Mo: 0, 1 a 1,0%, Al: 0,003 a 0,08%, N: 0,008% ou menos, B: 0,0005% a 0,010%, e Ca + O (oxigênio): 0,008% ou menos em termos de % em massa e, contém adicional-mente um ou mais selecionados a partir de Ti: 0,005 a 0,05%, Nb: 0,05% ou menos, Zr: 0,05% ou menos, e V: 0,30% ou menos, e que em relação às propriedades de inclusões em aço, um comprimento máximo de inclusões não metálicas contínuas e o número de grãos que tem um diâmetro de 20 μm ou mais são prescritos.

[0005] Além disso, PTL 3 revela um aço para produtos tubularesde campos de petróleo que tem excelente resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto, que contém C: 0,15 a 0,35%, Si: 0,1 a 1,5%, Mn: 0,1 a 2,5%, P: 0,025% ou menos, S: 0,004% ou menos, sol.Al: 0,001 a 0,1%, e Ca: 0,0005 a 0,005% em termos de % em massa, e em que uma composição de inclusão não metálica à base de Ca e um compósito de óxido de Ca e Al são prescritos, e a dureza do aço é prescrita pelo HRC.

LISTA DE CITAÇÃO LITERATURA DE PATENTE

[0006] PTL 1: JP-A-2000-178682

[0007] PTL 2: JP-A-2001-172739

[0008] PTL 3: JP-A-2002-60893

SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO

[0009] A resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto do aço, conforme denominado nas tecnologias reveladas nesses PTLs 1 a 3 significa a presença ou ausência da geração de SSC quando ocorre imersão em uma amostra de tração de barra redonda em um banho de teste descrito na NACE (uma abreviação de Associação Nacional de Engenharia de Corrosão) TM0177 por 720 horas enquanto carrega uma tensão especificada de acordo com o método A TM0177 da NACE. Por outro lado, nos últimos anos, com propósitos de obter mais segurança dos tubos de aço para produtos tubulares de campos de petróleo, um valor de fator de intensidade de tensão KISSC em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio obtido através da execução do teste de DCB (feixe em cantiléver duplo), conforme prescrito de acordo com o método D TM0177 da NACE, está sendo exigido para satisfazer um valor prescrito ou mais. A técnica anterior descrita acima não revela uma contramedida específica para melhorar tal valor KISSC.

[0010] Em vista do problema acima, a presente invenção foi realizada, e um objetivo da mesma é fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistência de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo, que tem excelente resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio enquanto tem uma alta resistência de grau T95 ou mais de acordo com as Normas API e, especificamente, mostra de modo estável um valor KISSC alto.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[0011] A fim de solucionar o problema acima, os presentes inventores primeiro coletaram cada três ou mais amostras de DCB que têm uma espessura de 10 mm, uma largura de 25 mm e um comprimento de 100 mm de tubos de aço sem costura que têm várias composições químicas e microestruturas de aço que têm um limite de elasticidade de 655 MPa ou mais na base do método D TM0177 da NACE e foi for- necido para um teste de DCB. Como um teste de banho do teste de DCB, uma solução aquosa que contém 5% em massa de NaCl e 0,5% em massa de CH3COOH de 24 °C e saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,1 MPa (1 atm) foi usada. As amostras de DCB nas quais um corpo triangular foi introduzido mediante uma condição predeterminada foram imersas nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de uma rachadura gerada nas amostras de DCB durante a imersão e uma carga de levantamento P foram, então, medidos, e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a seguinte equação (2).

[0012] Aqui, a Figura 1 é uma vista esquemática de uma amostrade DCB. Conforme mostrado na Figura 1, h é uma altura de cada braço da amostra de DCB; B é uma espessura da amostra de DCB; e Bn é uma espessura de manta da amostra de DCB. Para isso, valores numéricos prescritos no método D TM0177 da NACE foram usados. Um alvo do valor KISSC foi ajustado para 26,4 MPa^m ou mais (24 ksi^polegadas ou mais) a partir de um defeito de entalhe máximo suposto dos produtos tubulares de campos de petróleo e condição de carga aplicada. Um gráfico que resulta da classificação dos valores KIssc obtidos com uma dureza média (escala de dureza Rockwell c) do tubo de aço sem costura dotado de uma amostra é mostrado na Figura 2. Notou-se que embora os valores KIssc obtidos pelo teste de DcB tendem a diminuir com um aumento da dureza do tubo de aço sem costura, os valores numéricos são largamente dispersos mesmo na mesma dureza.

[0013] como resultado de investigações intensas e extensivas emrelação a uma causa dessa dispersão, foi determinado que a dispersão varia de acordo com o tipo do tubo de aço, e um grau de dispersão é diferente dependendo de uma curva de tensão-deformação obtida quando ocorre medição do limite de elasticidade do tubo de aço. A Figura 3 mostra exemplos da curva de tensão-deformação. As duas curvas de tensão-deformação do tubo de aço (uma linha sólida A e uma linha rompida B) são mostradas na Figura 3, embora os valores de tensão a uma deformação de 0,5 a 0,7% que correspondem ao limite de resistência à tração não variem, um dentre os mesmos (linha rompida B) revela resistência contínua, enquanto que o outro (linha sólida A) revela um ponto de resistência superior. Em seguida, constatou-se que o aço que revela a curva de tensão-deformação (linha rompida B) do tipo de resistência contínua, a dispersão no valor KISSC é maior. Os presentes inventores adicionalmente realizaram investigações intensas e extensivas e classificaram as dimensões da dispersão no valor Kissc por ( 00,7/0,4) dessa curva de tensão-deformação. Como resultado, constatou-se que, conforme mostrado na Figura 4, por meio da regulação de ( CTO,7/CT,4) do tubo de aço sem costura para 1,02 ou menos, a dispersão no valor KISSC pode ser reduzida para aproximadamente metade em comparação com o caso em que o ( 00,7/0,4) é maior do que 1,02.

[0014] A dispersão no valor KISSC é reduzida para aproximadamente metade, o que significa que em uma correlação de dureza do valor KISSC, a dureza do aço como um limite inferior da dispersão no valor KISSC se estende para o lado de dureza mais elevada. Especificamente, na Figura 4, no caso em que o ( 00,7/0,4) do tubo de aço excede 1,02 (consulte os círculos em branco no desenho), mesmo quando a dureza de escala Rockwell C é 24,3, valores inferiores a 26,4 MPa^m como um valor KISSC alvo são gerados, enquanto que no caso em que o ( 00,7/0,4) do tubo de aço é 1,02 ou menos (consulte os círculos em preto no desenho), mesmo quando a dureza de escala de Rockwell C for um valor mais elevado como 27,0, 26,4 MPa^m pode ser satisfeito. Ou seja, mesmo quando ocorre resistibilidade elevada, um valor KISSC elevado pode ser obtido de forma estável.

[0015] À luz do acima mencionado, foi obtida tal conclusão que umvalor KISSC elevado pode ser obtido de forma estável enquanto ocorre resistibilidade elevada de um tubo de aço sem costura a ser usado em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio. Por essas razões, quando um valor da razão de tensão ( CTO,7> a uma deformação de 0,7% para tensão ( CTO,4> a uma deformação de 0,4% na curva de tensão-deformação do tubo de aço sem costura for menor, um valor KISSC elevado pode ser obtido de forma estável, as seguintes razões podem ser consideradas. Ou seja, quando uma tensão é fornecida em um estado em que um entalhe inicial está presente no teste de DCB, há uma possibilidade que a deformação plástica seja gerada na extremidade do entalhe, e no caso em que a deformação plástica é gerada, a sensibilidade para corrosão por craqueamento de tensão de sulfeto aumenta. Por outro lado, conforme mostrado na Figura 3, quando o ( 00,7/0,4) é elevado, a saber em uma região de deformação de 0,4 a 0,7%, no caso de um aço que tem tais propriedades de tração que fornece resistência contínua ainda não é revelado (linha sólida A), a deformação plástica de uma extremidade de entalhe pode ser inibida. Portanto, a sensibilidade para corrosão por craqueamento de tensão de sulfeto não muda, e um valor KISSC elevado é obtido de forma estável.

[0016] A fim de regular de forma estável o ( CTO,7/CT,4) do tubo de açosem costura para 1,02 ou menos, além da limitação de uma composição química do aço conforme descrito a seguir, é necessário regular uma microestrutura para transformação em martensita de modo que a curva de tensão-deformação não seja produzida por uma tipo resistência contínua, para suprimir a formação de uma microestrutura diferente da martensita o máximo possível, e adicionalmente aumentar uma temperatura de arrefecimento brusco para solidificar Mo o mais rápido possível com o propósito de aumentar uma quantidade de precipitação secundária do Mo. Em relação à quantidade de precipitação secundária descrita acima, o precipitado Mo que foi precipitado antes do arrefecimento brusco é definido como um precipitado primário, e o precipitado Mo que é solidificado durante o arrefecimento brusco e precipitadoapós revenimento é definido como um precipitado secundário.

[0017] Enquanto isso, a fim de aumentar o valor de CTG,4, é necessário submeter os grãos de cristal a refinamento de grão e, por outro lado, a temperatura de arrefecimento brusco é preferencialmente baixa. A fim de fazer com que ambos sejam compatíveis, na produção de um tubo de aço sem costura, primeiro, a temperatura de acabamento de laminação da laminação a quente para formar um tubo de aço é aumentada e, após o acabamento da laminação, arrefecimento brusco direto (também denominado como “DQ”; DQ se refere à matéria no estágio final da laminação a quente, o arrefecimento brusco é imediatamente realizado a partir de um estado em que a temperatura do tubo de aço ainda é elevada) é aplicado. Ou seja, quando a temperatura de acabamento de laminação é aumentada para solidificar uma vez o Mo o mais rápido possível e, depois disso, a temperatura de arrefecimento brusco e o tratamento de calor de revenimento do tubo de aço são diminuídos, tanto o aumento da quantidade de precipitação secundária mencionada acima de Mo quanto o refino do grão da microestrutura são compatíveis entre si, de modo que o (CTG,7/CTG,4) possa ser regulado de forma estável para 1,02 ou menos. Além disso, após a laminação a quente do tubo de aço, no caso em que o DQ não é aplicável, por meio da realização do arrefecimento brusco e tratamento de calor de revenimento várias vezes, em particular, por meio da realização da temperatura de arrefecimento brusco inicial elevada como 1.000 °C ou mais, o efeito do DQ pode ser substituído.

[0018] A presente invenção foi alcançada na base de tais constatações e tem a seguinte essência.

[0019] [1] Um Tubo de aço sem costura de alta resistência e debaixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,23 a 0,27%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09% Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 0,5 a 1,0%, Nb: 0,02 a 0,05% B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, com um saldo que é Fe e impurezas incidentais; o tubo de aço que tem um valor (CTO.7/CTO,4), como uma razão entre uma tensão a uma deformação de 0,7% e uma tensão a uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 655 MPa ou mais.

[0020] [2] O tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixaliga para produtos tubulares de campos de petróleo, conforme estabelecido no item [1], contém adicionalmente, em adição à composição, um ou mais selecionados a partir de, em termos de % em massa, V: 0,01 a 0,06%,W: 0, 1 a 0,2%, e Zr: 0,005 a 0,03%,

[0021] [3] O tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixaliga para produtos tubulares de campos de petróleo, conforme estabelecido no item [1] ou [2], contém adicionalmente, em adição à composição, em termos de % em massa, Ca: 0,0005 a 0,0030%,

[0022] e tem o número de inclusões não metálicas à base de óxidoem aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais, em que a razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), de 20 ou menos por 100 mm2: (CaO)/(Al2O3) >4,0 ... (1)

[0023] O termo “alta resistência”, conforme denominado no presente documento, se refere a uma resistibilidade de grau T95 ou mais de acordo com as normas API, a saber uma resistibilidade de 655 MPa ou mais (95 ksi ou mais ) em termos de limite de elasticidade. Embora um valor de limite superior do limite de elasticidade não seja particularmente limitado, o mesmo é preferencialmente 825 MPa.

[0024] O tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixaliga para produtos tubulares de campos de petróleo da presente invenção é excelente em resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC). A resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto é excelente e se refere à questão que quando ocorre um teste de DCB que usa, como um teste de banho, uma solução aquosa que contém 5% em massa de NaCl e 0,5% em massa de CH3COOH em 24 °C e saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,1 MPa (1 atm), ou seja, um teste de DCB de acordo com o método D TM0177 da NACE, é realizado três vezes, o KISSC obtidopara equação descrita acima (2) é estável em 26,4 MPa^m ou mais em todas as três vezes do teste.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[0025] De acordo com a presente invenção, é possível fornecerum tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo que tem excelente resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto (resistência SSC) em um ambiente ácido que contém sulfeto de hidrogênio, e especificamente, que permite estabilizar um valor KISSC elevado, enquanto tem uma alta resistência de grau T95 ou mais de acordo com as Normas API.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0026] A Figura 1 é uma vista em corte esquemático de umaamostra de DCB.

[0027] A Figura 2 é um gráfico que mostra uma relação entre adureza e o valor KISSC de um tubo de aço.

[0028] A Figura 3 é um gráfico que mostra uma curva de tensão-deformação de tubos de aço que têm uma dispersão diferente no valor de KISSC.

[0029] A Figura 4 é um gráfico que mostra a questão que por meioda regulação do (00,7/00,4) obtido a partir da curva de tensão- deformação do tubo de aço para 1,02 ou menos, uma dispersão no valor KISSC diminui.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES

[0030] Um Tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixaliga para produtos tubulares de campos de petróleo que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C:0,23 a 0,27%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0,02 a 0,09%, Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 0,5 a 1,0%, Nb: 0,02 a 0,05%, B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: de 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, com o saldo sendo Fe e impurezas inevitáveis, o tubo de aço que tem um valor (00,7/00,4), como uma razão entre uma tensão a uma deformação de 0,7% e uma tensão a uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 655 MPa ou mais.

[0031] Primeiro de tudo, a razão para limitação da composiçãoquímica do tubo de aço da presente invenção é descrita. O termo “% em massa” é doravante no presente documento denominado dessa forma para simplesmente significar “%”, exceto seja indicado em contrário. C: 0,23 a 0,27%,

[0032] C tem uma função de aumentar a resistibilidade do aço e éum elemento importante para manter a resistibilidade desejada. A fim de realizar alta resistência para uma extensão que o limite de elasticidade seja 655 MPa ou mais, é necessário que C contenha 0,23% ou mais. Por outro lado, quando o teor de C excede 0,27%, um aumento notável de (CTO,7/CTO,4) conforme descrito a seguir, é gerado, e uma dispersão no valor KISSC se torna maior. Por essa razão, o teor de C é limitado a 0,23 a 0,27%, e de preferência 0,24% ou mais.Si: 0,01 a 0,35%

[0033] Si é um elemento que funciona como um desoxidante e quetem uma função de aumentar a resistibilidade do aço mediante solidificação no aço e supressão do abrandamento rápido na hora do reve- nimento. A fim de obter esse efeito, é necessário que Si contenha 0,01% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Si excede 0,35%, inclusões à base de óxido mais grosso são formadas, e uma dispersão no valor KISSC se torna maior. Por essa razão, o teor de Si é limitado a 0,01 a 0,35% e, de preferência 0,01 a 0,04%.Mn: 0,45 a 0,70%

[0034] Mn é um elemento que tem uma função de aumentar a re-sistibilidade do aço através de um melhoramento na temperabilidade de arrefecimento brusco e evitar fragilização limite de grão ser gerada devido a S por meio da ligação para S e fixação de S como MnS. Na presente invenção, é necessário conter Mn de 0,45% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Mn excede 0,70%, um aumento notável de (00,7/00,4) é gerado, e uma dispersão no valor KISSC se torna maior. Por essa razão, o teor de Mn é limitado a 0,45 a 0,70%. O teor de Mn é preferencialmente 0,50% ou maior, e de preferência 0,65% ou menos. P: 0,010% ou menos

[0035] P mostra uma tendência à segregação nos limites de grãoou similares em um estado de solução sólida que faz com que a fragilização de limite de grão sofra craqueamento ou similares e, portanto, é desejável diminuição na quantidade o máximo possível. No entanto, o teor de até 0,010% é aceitável. Portanto, o teor de P é limitado a 0,010% ou menos.S: 0,001% ou menos

[0036] S está principalmente presente como inclusões à base desulfeto em aço e deteriora a ductilidade, robustez e resistência à corrosão, como resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto, etc. Há um caso em que S está parcialmente presente em um estado de solução de sólido; nesse caso, entretanto, S mostra uma tendência à segregação nos limites de grão ou similares e gera cra- queamento de fragilização de limite de grão ou similares. Portanto, é desejável diminuir a quantidade de S o mais rápido possível. Entretan-to, uma diminuição em excesso na quantidade aumenta rapidamente os custos de fundição. Portanto, na presente invenção, o teor de S é limitado a 0,001% ou menos em que efeitos adversos são permissí- veis.O (oxigênio): 0,0015% ou menos

[0037] O (oxigênio) é uma impureza inevitável e está presente como óxidos de Al, Si, e assim por diante no aço. Em particular, quando o número de óxidos mais grossos do mesmo é maior, uma dispersão no valor KISSC é gerada a fim de se tornar maior. Por essa razão, o teor de O (oxigênio) é limitado a 0,0015% ou menos em que efeitos adversossão permissíveis. O teor de O (oxigênio) é preferencialmente 0,0010% ou menos.Al: 0,015 a 0,080%

[0038] Al funciona como um desoxidante e contribui para uma diminuição de N dissolvido através da ligação de N para formar AlN. A fim de obter esse efeito, é desejável que o teor de Al seja 0,015% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Al excede 0,080%, inclusões à base de óxido aumentam possibilitando, dessa forma, uma dispersão maior no valor KISSC. Por essa razão, o teor de Al é limitado de 0,015 a 0,080%. O teor de Al é preferencialmente 0,05% ou maior, e de preferência 0,07% ou menor.Cu: 0, 02 a 0,09%

[0039] Cu é um elemento que tem uma função de melhorar a resistência à corrosão, e quando uma quantidade de minuto do mesmo é adicionada, um produto decorrosão densa é formado, a formação e crescimento de poços que servem como um ponto de partida de SSC são suprimidos, e a resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto é notavelmente melhorada. Portanto, na presente invenção, é necessário conter Cu de 0,02% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Cu excede 0,09%, a aplicabilidade a quente durante um processo de produção do tubo de aço sem costura é deteriorada. Por essa razão, o teor de Cu é limitado de 0,02 a 0,09%. O teor de Cu é preferencialmente 0,03% ou mais, e de preferência 0,05% ou menos. Cr: 0,8 a 1.5%

[0040] Cr é um elemento que contribui para um aumento na resis- tibilidade do aço através de um melhoramento na temperabilidade de arrefecimento brusco e melhora a resistência à corrosão. Além disso, Cr se liga a C para formar carbetos, como carbetos à base de M3C, M7C3 e carbetos à base de M23C6, etc., durante revenimento. Em particular, o carbeto à base de M3C melhora a resistência de abrandamentoatravés do revenimento do aço, diminui uma alteração na resistibili- dade a ser gerada devido ao revenimento e contribui para um melhoramento do limite de elasticidade. A fim de alcançar o limite de elasticidade de 655 MPa ou mais, é necessário conter Cr de 0,8% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de Cr excede 1,5%, o efeito é saturado, de modo que isso é economicamente desvantajoso. Por essarazão, o teor de Cr é limitado a 0,8 a 1,5%. O teor de Cr é preferencialmente 0,9% ou mais, e de preferência 1,1% ou menos. Mo: 0,5 a 1,0%,

[0041] Mo é um elemento que contribui para um aumento na resis-tibilidade do aço através de um melhoramento na temperabilidade de arrefecimento brusco e melhora a resistência à corrosão. Em relação ao Mo, os presentes inventores prestaram atenção especificamente a um ponto de formação de um carbeto à base de M2C. Em seguida, os presentes inventores constataram que o carbeto à base de M2C precipitou secundariamente depois que o revenimento melhorou a resistência de abrandamento através do revenimento do aço, diminuição de uma alteração na resistibilidade a ser gerada devido ao revenimento, contribui para um melhoramento do limite de elasticidade e converte o formato da curva de tensão-deformação do aço de um tipo de resistência contínua para um tipo de rendimento. Desse modo, por meio da conversão do formato da curva de tensão-deformação do aço de um tipo de resistência contínua para um tipo de rendimento, um efeito para melhorar a deformação é obtido. A fim de obter esse efeito, é necessário conter Mo de 0,5% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Mo excede 1,0%, o carbeto à base de Mo2C se torna mais grosso e serve como um ponto de partida da corrosão por craqueamento de tensão de sulfeto gerando, em vez disso, uma diminuição do valor KISSC. Por essa razão, o teor de Mo é limitado a 0,5 a 1,0%. O teor de Mo é preferencialmente 0,55% ou maior e é preferencialmente 0,75% ou menor.Nb: 0,02 a 0,05%

[0042] Nb é um elemento que atrasa a recristalização em uma região de temperatura austenita (y) para contribuir com o refinamento dos y grãos, que funciona significantemente no refinamento de uma subestrutura inferior (por exemplo, um pacote, um bloco ou um sarrafo) na hora do acabamento do arrefecimento brusco do aço, e tem uma função para formar um carbeto para fornecer resistibilidade ao aço. A fim de obter esse efeito, é necessário conter Nb de 0,02% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Nb excede 0,05%, a precipita-ção de um precipitado mais grosso (NbN) é acelerada, resultando na deterioração na resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto. Por essa razão, o teor de Nb é limitado a 0,02 a 0,05%. O teor de Nb é de preferência 0,025% ou maior, e preferencialmente 0,035% ou menos. O pacote conforme denominado no presente documento como uma região composta de um grupo de ripas dispostas em paralelo e que têm o mesmo plano de hábito de cristal, e o bloco é composto de um grupo de ripas em paralelo que têm a mesma orientação.B: 0,0015 a 0,0030%

[0043] B é um elemento que contribui para um melhoramento natemperabilidade de arrefecimento brusco em um teor suave, e na presente invenção, é necessário conter B de 0,0015% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de B excede 0,0030%, o efeito é saturado, ou por outro lado, um efeito desejado não pode ser esperado devido à deformação de um boreto de Fe (Fe-B), de modo que seja economicamente desvantajoso. Por essa razão, o teor de B é limitado a 0,0015 a 0,0030%. O teor de B é, de preferência, de 0,0020% a 0,0030%.Ti: 0,005 a 0,020%

[0044] Ti forma um nitreto e diminui N em excesso no aço fazendocom que, dessa forma, o efeito acima descrito de B seja eficaz. Além disso, Ti é um elemento que contribui para evitar que o engrossamento seja gerado devido a um efeito de pinagem de grãos de austenita durante arrefecimento brusco do aço. A fim de obter esse efeito, é necessário conter Ti de 0,005% ou mais. Por outro lado, quando o teor de Ti excede 0,020%, a formação de um nitreto do tipo MC mais grosso (TiN) é acelerada durante fundição, resultando no engrossamento dos grãos de austenita durante arrefecimento brusco. Por essa razão, o teor de Ti é limitado a 0,005 a 0,020%. O teor de Ti é, preferencialmente, 0,008% ou mais e preferencialmente 0,015% ou menos.N: 0,005% ou menos

[0045] N é uma impureza inevitável no aço e se liga a um elemento que forma um nitreto de Ti, Nb, Al, ou similares, para formar um precipitado do tipo MN. Adicionalmente, N em excesso restante após a formação desse nitreto também se liga a B para formar um precipitado de BN. Nessa ocasião, o efeito para melhorar as propriedades de arrefecimento brusco devido à adição de B é perdido e, portanto, é preferencial que o N em excesso seja diminuído o máximo possível. O teor de N é limitado a 0,005% ou menos.

[0046] A razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N): 3,0 a 4,0.

[0047] A fim de tanto o efeito de pinagem dos grãos de austenita,devido à formação de um nitreto de TiN pela adição de Ti, quanto o efeito para melhorar a temperabilidade do arrefecimento brusco, devido à adição de B através da prevenção da formação de BN devido à supressão de N em excesso, podem ser realizados de modo compatível entre si, o Ti/N é prescrito. No caso em que o Ti/N é menor do que 3,0, o N em excesso é gerado, e BN é formado, de modo que o B soli- dificado durante o arrefecimento brusco seja insuficiente. Como resultado, a microestrutura no acabamento do arrefecimento brusco se torna uma estrutura de múltiplas fases de martensita e bainita, ou mar- tensita e ferrita, e a curva de tensão-deformação após o revenimento, como uma estrutura de múltiplas fases se torna um tipo de resistência contínua, de modo que o valor de (00,7/00,4) aumenta em grande parte. Por outro lado, no caso em que o T/N excede 4,0, o efeito de pinagem dos grãos de austenita é deteriorado devido ao engrossamento de TiN, e a estrutura de grão fina necessária não é obtida. Por essa razão, o T/N é limitado a 3,0 a 4,0.

[0048] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe eimpurezas inevitáveis. Em adição à composição básica descrita acima, um ou mais selecionados a partir de V: 0,01 a 0,06%, W: 0,1 a 0,2%” e Zr: 0,005 a 0,03% podem ser selecionados e contidos, se desejado. Em adição ao supracitado, Ca de 0,0005 a 0,0030% pode estar contido, e o número de inclusões não metálicas à base de óxido no aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais, em que a razão de composição satisfaz uma relação: (CaO)/(AhO3) >4,0, em termos de % em massa, pode ser 20 ou menos por 100 mm2.V: 0,01 a 0,06%

[0049] V é um elemento que forma carbeto ou nitreto e contribuipara a resistibilidade de aço. A fim de obter esse efeito, é desejável que o teor de V seja 0,01% ou mais. Por outro lado, quando o teor de V excede 0,06%, um carbeto à base de V é engrossado e se torna um ponto de partida da corrosão por craqueamento de tensão de sulfeto gerando, dessa forma, uma diminuição do valor KISSC. Por essa razão, no caso em que V é contido, o teor de V é limitado para 0,01 a 0,06%. W: 0,1 a 0,2%

[0050] Similar a Mo, W forma carbeto para contribuir para um au- mento na resistibilidade devido à temperabilidade de precipitação e é segregado, em uma solução sólida, em limites de grão de austenita anterior, contribuindo, dessa forma, para um melhoramento na resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto. A fim de obter esse efeito, é desejável conter W de 0,1% ou mais. Entretanto, quando o teor de W excede 0,2%, a resistência da corrosão por cra- queamento de tensão de sulfeto é deteriorada. Por essa razão, no caso em que W é contido, o teor de W é limitado a 0,1 a 0,2%.Zr: 0,005 a 0,03%

[0051] Similar a Ti, Zr forma um nitreto e é eficaz para supressãodo crescimento dos grãos de austenita durante o arrefecimento brusco devido a um efeito de pinagem. Para obter o efeito exigido acima, é desejado conter Zr a 0,005% ou mais. Por outro lado, mesmo quando o teor de Zr excede 0,03%, o efeito é saturado. Por essa razão, no caso em que Zr é contido, o teor de Zr é limitado a 0,005 a 0,03%.Ca: 0,0005 a 0,0030%.

[0052] Ca é eficaz para evitar obstrução do bocal durante fundiçãocontínua. Para obter o efeito exigido acima, é desejado conter Ca a 0,0005% ou mais. Por outro lado, Ca forma uma inclusão base não metálica à base de óxido complexada com Al e, em particular, no caso em que o teor de Ca excede 0,0030%, um número maior de inclusões não metálicas mais grossas está presente deteriorando, dessa forma, a resistência a craqueamento por corrosão sob tensão de sulfeto. Especificamente, em vista do fato de que as inclusões em que uma razão de composição de óxido de Ca (CaO) para o óxido de Al (Al2O3) satisfazem a equação (1) em termos de % em massa, especificamente fornece efeitos adversos, deseja-se regular o número de inclusões que têm um diâmetro principal de 5 μm ou mais e que satisfaça a equação (1) para 20 ou menos por 100 mm2. O número de inclusões pode ser calculado da seguinte forma. Ou seja, de um lugar opcional na direção circunferencial de uma extremidade de um tubo de aço, uma amostra para microscópio eletrônico de varredura (SEM) de um corte transversal ortogonal longitudinal do tubo é coletada e, em relação a essa amostra, pelo menos três locais da superfície de tubo externo, centro de parede espesso, e superfície interna são submetidos à observação de SEM das inclusões, uma composição química é analisada com um analisador de característica de raio X anexado ao SEM, e o número de inclusões é calculado a partir dos resultados de análise. Por essa razão, no caso em que Ca é contido, o teor de Ca é limitado a 0,0005 a 0,0030%. Além disso, nesse caso, o número de inclusões não metálicasà base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais, sendo que a razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), é limitada a 20 ou menos por 100 mm2: O teor de Ca é preferencialmente 0,0010% ou mais e é preferencialmente 0,0016% ou menos.(CaO)/(Al2O3) >4,0 ... (1)

[0053] O número de inclusões descrito acima pode ser controladopor meio do controle da quantidade de carga de Al durante tratamento de Al inativado a ser realizado após o acabamento do refino de des- carbonetação e a adição de Ca em uma quantidade em conformidade com os valores analisados de Al, O, e Ca em aço derretido antes da adição de Ca.

[0054] Na presente invenção, embora não seja particularmentenecessário limitar o método de produção de uma matéria-prima de tubo de aço que tem a composição descrita acima, é preferencial que um aço derretido que tem a composição descrita acima seja refinado por meio de um método de refino frequentemente conhecido que usa um conversor, um forno eletrônico, um forno de fusão a vácuo, ou similares e seja formado no interior de uma matéria-prima de tubo de aço, como um lingote, etc., por um método usual, como um método de fundição contínua, um método para tarugo de fabricação de lingotes, etc. A matéria-prima do tubo de aço é formada no interior de um tubo de aço sem costura por meio de formação a quente. No método de formação a quente, após perfuração da broca, a matéria-prima do tubo de aço é formada em uma espessura predeterminada por qualquer método de laminação de moinho de mandril e laminação de moinho de tampão e, depois disso, a laminação a quente é realizada até lamina- ção de redução de diâmetro apropriada. A fim de regular de forma estável o (00,7/00,4) para 1,02 ou menos, é desejável executar arrefecimento brusco direto (DQ) após a laminação a quente. Adicionalmente, é necessário evitar a ocorrência da questão quando a microestrutura no acabamento desse DQ se torna uma estrutura de múltiplas fases de martensita e bainita, ou martensita e ferrita, após o arrefecimento brusco subsequente e tratamento de calor de revenimento, o diâmetro de grão do cristal do aço e a quantidade de precipitação secundária de Mo ou similares se tornam heterogêneos, de modo que o valor de (00,7/00,4) excede 1,02. Por essa razão, a fim do início de DQ poder ser realizado a partir de uma região de fase única de austenita, a temperatura de acabamento da laminação a quente é preferencialmente 950 °C ou mais. Por outro lado, a temperatura de acabamento de DQ é preferencialmente 200 °C ou menos. Após a formação do tubo de aço sem costura, a fim de alcançar o limite de elasticidade alvo de 655 MPa ou mais, o arrefecimento brusco (Q) e o revenimento (T) do tubo de aço são executados. Nesse momento, a partir do ponto de vista do refino de grão dos grãos de cristal, a temperatura de arrefecimento brusco é preferencialmente ajustada para 930°C ou menos. Por outro lado, no caso em que a temperatura de arrefecimento brusco é menos do que 860°C, a solidificação do Mo ou similares é insuficiente, de modo que a quantidade de precipitação secundária após o acabamento do revenimento subsequente não pode ser mantida. Por essa razão, a temperatura de arrefecimento brusco é preferencialmente ajustada para 860 a 930 °C. A fim de evitar retransformação da austenita, a temperatura de revenimento é exigida para ser uma temperatura de Ac1 ou menos; entretanto, quando a mesma é menor que 600 °C, a quantidade de precipitação secundária de Mo ou similares não pode ser mantida. Por essa razão, é preferencial ajustar a temperatura de revenimen- to para pelo menos 600 °C ou mais.

[0055] Após a laminação a quente, no caso em que DQ não é aplicável, por meio da realização do arrefecimento brusco e do revenimen- to várias vezes, em particular, por meio da realização do ajuste da temperatura de arrefecimento brusco inicial para 950 °C ou mais, o efeito de DQ pode ser substituído.

[0056] Em seguida, a razão para limitar as propriedades mecânicas do tubo de aço da presente invenção é descrita.

[0057] O valor (00,7/00,4), como uma razão entre uma tensão (GO,?)a uma deformação de 0,7% e uma tensão (GO,4) a uma deformação de 0,4% na curva de tensão-deformação, é 1,02 ou menos.

[0058] Conforme anteriormente descrito, a dispersão no valor KISSCé em grande parte diferente de acordo com o formato da curva de tensão-deformação do aço. Os presentes inventores realizaram investigações extensas e intensas em relação a isso. Como resultado, constatou-se que no caso em que o valor (g0,7/g0,4), como uma razão entre uma tensão (g0,7) a uma deformação de 0,7% e uma tensão (g0,4) a uma deformação de 0,4% na curva de tensão-deformação, é 1,02 ou menos, a dispersão no valor KISSC é reduzida para aproximadamente metade. Por essa razão, na presente invenção, o (g0,7/g0,4) é limitado a 1,02 ou menos.

[0059] Na presente invenção, o limite de elasticidade, a tensão(g0,4) a uma deformação de 0,4%, e a tensão (g0,7) a uma deformação de 0,7% pode ser medido pelo teste de tração em conformidade com JIS Z2241.

[0060] Além disso, embora a microestrutura da presente invençãonão seja particularmente limitada, desde que a estrutura seja composta de martensita como uma fase principal, sendo que o saldo é uma ou mais estruturas de ferrita, austenita residual, perlita, bainita e similares em uma razão de área de 5% ou menos, o objetivo da invenção do presente pedido pode ser alcançado.

EXEMPLO 1

[0061] A presente invenção é descrita abaixo em mais detalhe atítulo de referência aos Exemplos.

[0062] Um aço de cada umas das composições mostradas nasTabelas 1 e 2 foi refinado pelo método de conversão e, então, moldado continuamente para preparar uma placa em blocos. Essa placa em blocos foi formada no interior de um lingote que tem uma seção em corte redonda por meio da laminação a quente. Adicionalmente, esse lingote foi usado como uma matéria-prima, aquecida a uma temperatura de aquecimento de lingote mostrada nas Tabelas 3 a 6 e, então, laminada a quente por processo de perfuração de Mannesmann - la- minação com laminador peregrino - redução de diâmetro e a lamina- ção foi finalizada a uma temperatura de acabamento de laminação mostrada nas Tabelas 3 a 6 formando, dessa forma, um tubo de aço sem costura. O tubo de aço foi resfriado para temperatura ambiente (35 °C ou menos) por meio de arrefecimento brusco direto (DQ) ou resfriamento de ar (0,1 a 0,5 °C/s) e, então, tratado por calor mediante uma condição de tratamento com calor do tubo de aço mostrado nas Tabelas 3 a 6 (temperatura Q1: primeira temperatura de arrefecimento brusco, temperatura T1: primeira temperatura de revenimento, temperatura Q2: segunda temperatura de arrefecimento brusco, e temperatura T2: segunda temperatura de revenimento). Uma amostra de tração e amostras de DCB foram coletadas, cada uma, a partir de um local opcional na direção circunferencial de uma extremidade do tubo no estágio de acabamento do revenimento final. As três ou mais amostras de DCB foram respectivamente coletadas a partir de cada um dos tubos de aço.

[0063] Com o uso da amostra de tração coletada, o limite de elasticidade, uma tensão (CTO,4> a uma deformação de 0,4%, e a tensão (CTO,7) a uma deformação de 0,7% foi medido através da realização do teste de tração em conformidade com JIS Z2241.

[0064] Além disso, com o uso das amostras de DCB coletadas, oteste de DCB foi executado em conformidade com o método D TM0177 da NACE. Como um banho de teste do teste de DCB, uma solução aquosa que contém 5% em massa de NaCl e 0,5% em massa de CH3COOH de 24 °C e saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,1 MPa (1 atm) foi usada. A amostra de DCB na qual uma cunha foi introduzida mediante uma condição predeterminada foi imersa nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de uma rachadura gerada na amostra de DCB durante a imersão e uma carga de levantamento P foram, então, medidos, e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a seguinte equação (2). No caso em que o limite de elasticidade foi de 655 MPa ou mais, isso foi julgado como aceito. Além disso, no caso em que em todas as três amostras de DCB, o valor KISSC foi de 26,4 MPa^m ou mais, isso foi julgado como aceito.

[0065] Aqui, h é uma altura de cada braço da amostra de DCB; B éuma espessura da amostra de DCB; e Bn é uma espessura de manta da amostra de DCB. Para isso, valores numéricos prescritos no método D TM0177 da NACE foram usados (consulte a Figura 1). TABELA 1

[0066] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis.TABELA 2

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0067] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis.TABELA 3

Continuação

TABELA 4

Continuação

TABELA 5

Continuação

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.TABELA 6

Continuação

As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0066] Em todos os tubos de aço 1 a 16 que estão dentro do escopo da presente invenção em termos de composição química e (00,7/00,4), o limite de elasticidade foi de 655 MPa ou mais, e todos os valores KISSC obtidos no teste de DCB de cada uma dentre três amostras satisfizeram o 26,4 MPa^m alvo ou mais sem gerar dispersão.

[0067] Por outro lado, todos os Exemplos Comparativos 17 (açoNo. N) em que a quantidade de C da composição química foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, Exemplo Comparativo 19 (aço No. P) em que a quantidade de Mn foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, Exemplo Comparativo 21 (aço No. R) em que a quantidade de Cr foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, e Exemplo Comparativo 22 (aço No. S) em que a quantidade de Mo foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção não alcançaram o limite de elasticidade de 655 MPa ou mais.

[0068] Além disso, no Exemplo Comparativo 18 (aço No. O) emque a quantidade de C da composição química foi maior do que o escopo da presente invenção e Exemplo Comparativo 20 (aço No. Q) em que uma quantidade de Mn foi maior do que o escopo da presente invenção, o (00,7/00,4) está fora do escopo da presente invenção. Como resultado, todas as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0069] Além disso, no Exemplo Comparativo 23 (aço No. T) emque uma quantidade de Mo foi maior do que o escopo da presente invenção, todas as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0070] No Exemplo Comparativo 24 (aço No. U) em que umaquantidade de Nb da composição química foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e um dentre os três tubos no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0071] Por outro lado, no Exemplo Comparativo 25 (aço No. V) emque uma quantidade de Nb foi maior do que a quantidade do escopo da presente invenção, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, todas as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0072] No Exemplo Comparativo 26 (aço No. W) em que umaquantidade de Ti foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e duas das três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0073] No Exemplo Comparativo 27 (aço No. X) em que umaquantidade de B da composição química foi menor do que a quantidade do escopo da presente invenção, o (CTO,7/CTO,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma dentre as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0074] No Exemplo Comparativo 28 (aço No. Y) em que umaquantidade de O da composição química foi maior do que a quantidade do escopo da presente invenção e no Exemplo Comparativo 29 (aço No. Z) em que uma quantidade de N foi maior do que o escopo da presente invenção, a pureza foi deteriorada em grade parte, de modo que o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma ou duas das três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0075] No Exemplo Comparativo 30 (aço No. AA) em que uma razão de Ti/N da composição química foi menor do que o escopo da presente invenção, N em excesso estava presente e, portanto, o N em excesso foi ligado a B durante arrefecimento brusco gerando, dessa forma, a precipitaçãode BN. Como resultado, a quantidade de B eficaz foi insuficiente, a microestrutura imediatamente após o arrefecimento brusco se torna uma estrutura de compósito de martensita e bainita, e o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e duas das três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0076] Por outro lado, no Exemplo Comparativo 31 (aço No. AB)em que uma razão de Ti/N foi maior do que o escopo da presente invenção, TiN foi engrossado demodo que o efeito de pinagem suficiente não fosse obtido, a microestrutura do aço foi engrossada, e o (00,7/00,4) ficou fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e duas das três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

[0077] Nos Exemplos Comparativos 32 e 33 em que embora acomposição química tenha sido compatível com o escopo da presente invenção, a temperatura de revenimento final foi baixa, ou a temperatura de arrefecimento brusco antes do revenimento final foi baixa, o (00,7/00,4) estava fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma ou duas das três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais. Além disso, similarmente, no Exemplo Comparativo 34 em que um arrefecimento brusco direto (DQ) não foi realizado, e o arrefecimento brusco e o tratamento de calor de revenimento do tubo de aço foram realizados apenas uma vez, o (CTO,7/CTO,4) estava fora do escopo da presente invenção. Como resultado, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma dentre as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o alvo de 26,4 MPa^m ou mais.

EXEMPLO 2

[0078] Um aço de cada umas das composições mostradas na Ta- bela 7 foi refinado pelo método de conversão e, então, moldado conti-nuamente para preparar uma placa em blocos. Essa placa em blocos foi formada no interior de um lingote que tem uma seção em corte redonda por meio da laminação a quente. Adicionalmente, esse lingote foi usado como uma matéria-prima, aquecida a uma temperatura de aquecimento de lingote mostrada na Tabela 8 e, então, laminada a quente por um processo de perfuração Mannesmann - laminação com laminador peregrino - redução de diâmetro e a laminação foi finalizada a uma temperatura de acabamento de laminação mostrada na Tabela 8 formando, dessa forma, um tubo de aço sem costura. O tubo de aço foi resfriado para temperatura ambiente (35 °C ou menos) por meio de arrefecimento brusco direto (DQ) ou resfriamento de ar (0,2 a 0,5 °C/s) e, então, tratado por calor mediante uma condição de tratamento com calor do tubo de aço mostrado na Tabela 8 (temperatura Q1: primeira temperatura de arrefecimento brusco, temperatura T1: primeira temperatura de revenimento, temperatura Q2: segunda temperatura de arre-fecimento brusco, e temperatura T2: segunda temperatura de reveni- mento). Uma amostra para SEM de uma seção em corte ortogonal longitudinal, uma amostra de tração e amostras de DCB foram coletadas, cada uma, a partir de um local opcional na direção circunferencial de uma extremidade do tubo no estágio de acabamento do revenimen- to final. As três ou mais amostras de DCB foram respectivamente coletadas a partir de cada um dos tubos de aço.

[0079] Em relação à amostra coletada para SEM, três locais dasuperfície externa do tubo, centro de parede espessa, e superfície interna foram submetidos à observação de SEM de inclusões, uma composição química foi analisada com um analisador de raios X característico anexado a SEM, e o número (por 100mm2) de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais e satisfaz a equação (1) foi cal- culado.(CaO)/(Al2O3) >4,0 (1)

[0080] Além disso, com o uso da amostra de tração coletada, olimite de elasticidade, uma tensão (CTQ.4) a uma deformação de 0,4%, e a tensão (CTQ,7) a uma deformação de 0,7% foram medidos através da realização do teste de tração em conformidade com JIS Z2241.

[0081] Além disso, com o uso das amostras de DCB coletadas, oteste de DCB foi executado em conformidade com o método D TM0177 da NACE. Como um banho de teste do teste de DCB, uma solução aquosa que contém 5% em massa de NaCl e 0,5% em massa de CH3COOH de 24 °C e saturada com um gás de sulfeto de hidrogênio de 0,1 MPa (1 atm) foi usada. As amostras de DCB nas quais uma cunha foi introduzida mediante uma condição predeterminada foram imersas nesse banho de teste por 336 horas, um comprimento de uma rachadura gerada nas amostras de DCB durante a imersão e um levantamento de carga P foram, então, medidos, e KISSC (MPa^m) foi calculado de acordo com a seguinte equação (2).

[0082] No caso em que o limite de elasticidade foi de 655 MPa oumais, isso foi julgado como aceito. Além disso, no caso em que em todas as três amostras de DCB, o valor KISSC foi de 26,4 MPa^m ou mais, isso foi julgado como aceito. TABELA 7

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção.

[0083] O saldo diferente dos componentes descritos acima é Fe e impurezas inevitáveis.TABELA 8

Continuação

- As porções sublinhadas estão fora do escopo da presente invenção. *1) Número (por 100 mm2) de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que satisfaz uma relação: (CaO)/(Al2O3) >4,0 e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais.

[0084] Em todos os tubos de aço 2-1 a 2-6 que estão dentro doescopo da presente invenção em termos de composição química o número de inclusões, e (GO,7/CTO,4), o limite de elasticidade foi de 655 MPa ou mais, e todos os valores KISSC obtidos no teste de DCB de cada uma dentre três amostras satisfizeram o 26,4 MPa^m alvo ou mais sem gerar dispersão.

[0085] Por outro lado, no Exemplo Comparativo 2-7 (aço No. AI)em que um limite superior de Ca foi maior do que o escopo da presente invenção, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma dentre as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o 26,4 MPa^m alvo ou mais. Além disso, no Exemplo Comparativo 2-8 (aço No. AJ), a adição de Ca foi realizada sem considerar o estado da quantidade de Ca no aço derretido antes da adição de Ca que era mais elevada devido a Ca como uma impureza contida na matéria-prima de outros elementos adicionados durante refino secundário. Por essa razão, embora a quantidade de Ca seja abrangida pelo escopo da presente invenção, o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais e satisfaz a equação (1) foi maior do que o limite superior do escopo da presente invenção, o valor KISSC foi disperso em grande parte, e uma dentre as três amostras no teste de DCB não satisfizeram o 26,4 MPa^m alvo ou mais.

Claims

1. Tubo de aço sem costura de alta resistência e de baixa liga para produtos tubulares de campos de petróleo, caracterizado pelo fato de que compreende uma composição que contém, em termos de % em massa, C: 0,23 a 0,27%, Si: 0,01 a 0,35%, Mn: 0,45 a 0,70%, P: 0,010% ou menos, S: 0,001% ou menos, O: 0,0015% ou menos, Al: 0,015 a 0,080%, Cu: 0, 02 a 0,09% Cr: 0,8 a 1,5%, Mo: 0,5 a 1,0%, Nb: 0,02 a 0,05% B: 0,0015 a 0,0030%, Ti: 0,005 a 0,020%, e N: 0,005% ou menos, e que tem um valor de uma razão entre o teor de Ti e o teor de N (Ti/N) de 3,0 a 4,0, opcionalmente, um ou mais selecionados a partir de, em termos de % em massa, V: 0,01 a 0,06%, W: 0,1 a 0,2%, Zr: 0,005 a 0,03%, e Ca: 0,005 a 0,0030%, sendo que o saldo é Fe e impurezas inevitáveis; sendo que o tubo de aço tem um valor (CTO.7/CTO.4), como uma razão entre uma tensão a uma deformação de 0,7% e uma tensão a uma deformação de 0,4% em uma curva de tensão-deformação de 1,02 ou menos e um limite de elasticidade de 655 MPa ou mais, enquanto a tensão a uma deformação e o limite de elasticidade são medidos em conformidade com JIS Z2241, e tem o número de inclusões não metálicas à base de óxido em aço que compreende Ca e Al e que tem um diâmetro principal de 5 μm ou mais, em que a razão de composição satisfaz, em termos de % em massa, a seguinte equação (1), de 20 ou menos por 100 mm2: (CaO)/(Al2O3) >4,0 (1), em que a equação (1) é satisfeita quando Ca: 0,0005 a 0,0030% contido. x