BR112021005768A2

BR112021005768A2 - chapa de aço de alta resistência para tubulação resistente à acidez e método para produção da mesma, e tubo de aço de alta resistênica que usa a chapa de aço de alta resistência para tubulação resistente à acidez

Info

Publication number: BR112021005768A2
Application number: BR112021005768-4A
Authority: BR
Inventors: Junji Shimamura; Tomoyuki Yokota; Satoshi Ueoka; Nobuyuki Ishikawa
Original assignee: Jfe Steel Corporation
Priority date: 2018-09-28
Filing date: 2019-09-25
Publication date: 2021-06-29
Also published as: EP3859027B1; EP3859027A4; WO2020067209A1; KR20210050548A; CN112752857A; JP6825748B2; KR102497360B1; RU2767260C1; EP3859027A1; CN112752857B; JPWO2020067209A1

Abstract

CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA PARA TUBULAÇÃO RESISTENTE À ACIDEZ E MÉTODO PARA PRODUÇÃO DA MESMA , E TUBO DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA QUE USA A CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA PARA TUBUBLAÇÃO RESISTENTE À ACIDEZ. É fornecida uma chapa de aço de alta resistência para tubulação resistente à acidez que tem não apenas excelente resistência à HIC mas também excelente resistência à SSCC em ambientes severamente corrosivos e excelente resistência à SSCC em ambientes com uma baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de menos de 1 bar. Essa chapa de aço de alta resistência para tubulação resistente à acidez é caracterizada por ter uma composição de componentes contendo quantidades predeterminadas de C, Si, Mn, P, Al, Mo e Ca, e também conter Nb e/ou Ti em quantidades predeterminadas, com o restante sendo feito de Fe e as inevitáveis impurezas, a microestrutura do aço a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo uma microestrutura bainita tendo uma densidade de deslocamento de 1,0 x 1014 a 7,0 x 1014 (m-2), a variação na dureza Vickers a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço não excedendo 30 HV a 3 desvios padrão, a variação na dureza Vickers na direção da espessura da chapa não excedendo 30 HV a 3 desvios padrão, e a resistência à tração sendo de pelo menos 520 MPa.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA PARA TUBULAÇÃO RESISTEN- TE À ACIDEZ E MÉTODO PARA PRODUÇÃO DA MESMA, E TUBO

DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA QUE USA A CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA PARA TUBULAÇÃO RESISTENTE À ACIDEZ". Campo técnico

[0001] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez que seja excelente em homogeneidade do material na chapa de aço e que seja adequada para uso em tubulações nos campos de construção, estruturas maríti- mas, construção naval, engenharia civil, e construção da indústria de máquinas, e a um método para produção da mesma. Essa descrição também se refere a um tubo de aço de alta resistência que use a cha- pa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez. Antecedentes

[0002] Em geral, uma tubulação é produzida pela conformação de uma chapa de aço produzida por um laminador de chapas grossas ou por um laminador de chapas laminadas a quente em um tubo de aço pela conformação UOE, conformação por prensagem por dobramento, conformação com cilindros, ou similares.

[0003] A tubulação usada para transportar petróleo bruto e gás natural contendo sulfeto de hidrogênio precisa ter a assim chamada resistência à acidez tal como a resistência à fratura induzida pelo hi- drogênio (resistência a HIC) e a resistência à fratura por corrosão por tensão de sulfetos (resistência a SSCC), em adição à resistência, te- nacidade soldabilidade, etc. Acima de tudo, na HIC, íons de hidrogênio provocados pela reação de corrosão absorvidos na superfície do mate- rial de aço, penetram no aço como hidrogênio atômico, se difundem e acumulam em torno de inclusões não metálicas tais como MnS no aço e na estrutura da segunda fase dura, e se torna hidrogênio molecular,

causando assim a fratura devido à sua pressão interna. Esse fenôme- no é considerado como um problema nas tubulações com um nível relativamente baixo de resistência em relação às tubulações de poços de petróleo, e foram propostas muitas contramedidas. Por outro lado, a SSCC é geralmente conhecida como ocorrendo em tubos de alo sem costura de alta resistência para poços de petróleo e em regiões de alta dureza das soldas, e não foi considerada como um problema nas tubulações com dureza relativamente baixa. Entretanto, nos últi- mos anos, foi relatado que a SSCC também ocorre no metal base das tubulações em ambientes onde os ambientes de mineração de petró- leo e de gás natural se tornaram cada vez mais severos e ambientes com alta pressão parcial de sulfeto de hidrogênio ou de baixo pH. É também apontado que é importante controlar-se a dureza da camada de superfície da superfície interna de um tubo de aço para melhorar a resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos. Adicio- nalmente, em ambientes com pressão parcial de sulfeto de hidrogênio relativamente baixa, microfraturas chamadas fissuras podem ocorrer, o que pode levar a SSCC.

[0004] Em geral, a assim chamada tecnologia TMCP (processo de controle termomecânico), que combina a laminação controlada e o res- friamento controlado, é aplicada quando da produção de chapas de aço de alta resistência para tubulações. Para aumentar a resistência dos materiais de aço pelo uso da tecnologia TMCP, é eficaz aumentar a taxa de resfriamento durante o resfriamento controlado. Entretanto, quando o resfriamento controlado é executado a uma alta taxa de res- friamento, a camada de superfície da chapa de aço é resfriada rapi- damente, e a dureza da camada de superfície se torna maior que a do interior da chapa de aço, e a distribuição da dureza na direção da es- pessura da chapa se torna irregular. Portanto, é um problema em ter- mos de garantir a homogeneidade do material na chapa de aço.

[0005] Para resolver os problemas acima, por exemplo, a JP 3951428B (PTL 1) e a JP3951429B (PTL 2) descrevem métodos para produção de chapas de aço com uma diferença de propriedade do ma- terial reduzida na direção da espessura da chapa pela execução do resfriamento controlado de alta velocidade no qual a superfície é recu- perada antes do término da transformação de bainita na camada de superfície após a laminação. A JP2002-327212A (PTL 3) e JP 3711896B (PTL 4) descrevem métodos de produção de chapas de aço para tubulações nos quais a dureza da camada de superfície é reduzi- da aquecendo-se a superfície de uma chapa de aço após o resfria- mento acelerado até uma temperatura maior que a temperatura interna usando-se um dispositivo de aquecimento por indução de alta fre- quência.

[0006] Por outro lado, quando a espessura da carepa na superfície da chapa de aço é irregular, a taxa de resfriamento é também irregular na chapa de aço subjacente durante o resfriamento, provocando um problema de variação na temperatura de parada de resfriamento local na chapa de aço. Como resultado, a irregularidade na espessura da carepa causa variações na propriedade do material da chapa de aço na direção da largura da chapa. Por outro lado, a JPH9-57327A (PTL 5) e a JP3796133B (PTL 6) descrevem métodos de melhoria da forma de uma chapa de aço pela execução da remoção de carepa imediata- mente antes do resfriamento para reduzir a irregularidade no resfria- mento provocada pela irregularidade da espessura da carepa. Lista de citações Literatura de Patente

[0007] PTL 1: JP3951428B

[0008] PTL 2: JP3951429B

[0009] PTL 3: JP2002-327212A

[0010] PTL 4: JP3711896B

[0011] PTL 5: JPH9-57327A

[0012] PTL 6: JP3796133B Sumário Problema técnico

[0013] De acordo com os estudos, entretanto, verificou-se que as chapas de aço de alta resistência obtidas pelos métodos de fabricação descritos nas Literaturas de Patente 1 a 6 têm espaço para melhorias em termos de resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos. O que segue pode ser considerado como a razão para isso.

[0014] Nos métodos de produção descritos nas PTLs 1 e 2, quan- do o comportamento da transformação difere dependendo das compo- sições da chapa de aço, um efeito suficiente de homogeneização do material por recuperação de calor não pode ser obtido. No caso em que a microestrutura na camada de superfície da chapa de aço obtida pelos métodos de produção descritos nas PTLs 1 e 2 é uma estrutura de fase dupla tal como uma estrutura de fase dupla ferrita-bainita, o valor da dureza pode ter uma grande variação em um teste micro Vic- kers de baixa carga dependendo de qual microestrutura o penetrador penetra.

[0015] Nos métodos de produção descritos nas PTLs 3 e 4, a taxa de resfriamento da camada de superfície no resfriamento acelerado é tão alta que a dureza da camada de superfície pode não ser reduzida suficientemente pelo aquecimento da superfície da chapa de aço.

[0016] Por outro lado, os métodos das PTLs 5 e 6 aplicam remo- ção de carepa para reduzir os defeitos característicos de superfície devido à penetração da carepa durante o nivelamento a quente e re- duzir a variação na temperatura de parada de resfriamento da chapa de aço para melhorar a forma da chapa de aço. Entretanto, não é dada nenhuma consideração às condições de resfriamento para obter uma propriedade de material uniforme. Isto é porque se a taxa de resfria-

mento na superfície da chapa de aço varia, a dureza da chapa de aço variará. Isto é, a uma baixa taxa de resfriamento, uma "ebulição de pe- lícula", na qual uma película de bolhas de ar é gerada entre a superfí- cie da chapa de aço e a água de resfriamento quando a superfície da chapa de aço resfria, e uma "ebulição de nucleado", na qual bolhas de ar são separadas da superfície pela água do resfriamento antes de formar uma película, ocorrem ao mesmo tempo, provocando variações na taxa de resfriamento da superfície da chapa de aço. Como resulta- do, a dureza da superfície da chapa de aço irá variar. Nas técnicas descritas nas PTLs 5 e 6, entretanto, esses fatos não são considera- dos em nenhum momento.

[0017] Além disso, nas PTLs 1 a 6, as condições para evitar micro- fraturas tais como fissuras em ambientes com pressão parcial do sulfe- to de hidrogênio relativamente baixa não são claras.

[0018] Deve, assim, ser útil fornecer uma chapa de aço de alta re- sistência para uma tubulação resistente à acidez que seja excelente não apenas em resistência a HIC mas também em resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos e ambientes com baixa pres- são parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar, juntamente com um método vantajoso para produzir a mesma. Deve também ser útil propor um tubo de aço de alta resistência que use a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez. Solução para o problema

[0019] Os presentes inventores repetiram muitas experiências e exames sobre as composições químicas, microestruturas, e condições de produção de materiais de aço para garantir a resistência a SSCC adequada sob ambientes de corrosão mais severos. Como resultado, os inventores descobriram que para também melhorar a resistência a SSCC de um tubo de aço de alta resistência, não é suficiente suprimir meramente a dureza da camada de superfície como descoberto con-

vencionalmente, e em particular que é possível reduzir o aumento da dureza no processo de revestimento após a produção do tubo pela conformação da camada de superfície mais externa da chapa de aço, especificamente a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço, com uma microestrutura bainita tendo uma densidade de deslocamento de 1,0 x 10º a 7,0 x 10*º (m?), e como resultado a resistência a SSCC do tubo de aço é melhorada. Para fornecer tal microestrutura de aço, os inventores também descobriram que é importante controlar estritamen- te a taxa de resfriamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço, e tiveram sucesso em descobrir as condições a serem atingidas. Os inventores também descobriram que adição de Mo é eficaz na su- pressão da geração de fratura inicial em ambientes com alta pressão parcial de sulfeto de hidrogênio acima de 1 bar, enquanto a supressão da adição de Ni é eficaz para evitar as microfraturas tais como fissuras em ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar. A presente descrição foi completada com base nas descobertas acima.

[0020] É, assim, fornecido:

[0021] [1] Uma chapa de aço de alta resistência para uma tubula- ção resistente à acidez, compreendendo: uma composição química contendo (consistindo em), em % em massa, C: 0,02 % a 0,08 %, Si: 0,01 % a 0.50 %, Mn: 0,50 % a 1,80 %, P: 0,001 % a 0,015 %, S: 0,0002 % a 0,0015 %, Al: 0,01 % a 0,08 %, Mo: 0,01 % a 0,50 %, Ca: 0,0005 % a 0,005 %, e pelo menos um elemento selecionado a partir do grupo consistindo em Nb: 0,005 % a 0,1 % e Ti: 0,.005 % a 0,1 %, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas; uma microestrutura de aço a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo uma microestrutura bainita tendo uma densidade de deslocamento de 1,0 x 10** a 7,0 x 10º (m?); uma variação na dureza Vickers a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo 30HV ou menos a 3o, on-

de o é um desvio padrão; e a resistência à tração sendo 520 MPa ou mais.

[0022] [2] A chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez de acordo com o item [1], em que a composição química também contém em % em massa, pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Cu: 0,50 % ou menos, Ni: 0,10 % ou menos, e Cr: 0,50 % ou menos.

[0023] [3] A chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez de acordo com o item [1] ou [2], em que a compo- sição química também contém, em % em massa, pelo menos um ele- mento selecionado do grupo consistindo em V: 0,005 % a 0,1 %, Zr: 0,0005 % a 0,02 %, Mg: 0,0005 % a 0,02 %, e REM: 0,0005 % a 0,02 %.

[0024] [4] Um método para produção de uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez, o método compre- endendo: aquecer uma placa até uma temperatura de 1000ºC a 1300ºC, a placa tendo uma composição química contendo (consistindo em), em % em massa, C: 0,02 % a 0,08 %, Si: 0,01 % a 0,50 %, Mn: 0,50 % a 1,80 %, P: 0,001 % a 0,015 %, S: 0,0002 % a 0,0015 %, Al: 0,01 % a 0,08 %, Mo: 0,01 % a 0,50 %, Ca: 0,0005 % a 0,005 %, e pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Nb: 0,005 % a 0,1 % e Ti: 0,005 % a 0,1 %, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, e então laminar a quente a placa para formar uma chapa de aço, e então submeter a chapa de aço ao resfriamento controlado sob um conjunto de condições incluindo: uma temperatura da superfí- cie da chapa de aço no início do resfriamento sendo (Ar; — 10 ºC) ou mais; a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperaturas de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo 50 º*C/s ou menos; uma taxa média de resfriamento em uma faixa de temperaturas de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura média da chapa de aço sendo 15ºC/s ou mais; a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperaturas desde 550ºC até uma temperatura de parada de resfriamento em ter- mos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo 150ºC/s ou mais; e uma temperatura de parada de resfria- mento em termos da temperatura média da chapa de aço sendo 250ºC a 550ºC.

[0025] [5] O método para produção de uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez de acordo com o item [4], em que a composição química também contém, em % em massa, pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Cu: 0,50 % ou menos, Ni: 0,10 % ou menos, e Cr: 0,50 % ou menos.

[0026] [6] O método para produção de uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez de acordo com o item [4] ou [5], em que a composição química também contém, em % em massa, pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em V: 0,005 % a 0,1 %, Zr: 0,0005 % a 0,02 %, Mg: 0,0005 % a 0,02 %, e REM: 0,0005 % a 0,02 %.

[0027] [7] Um tubo de aço de alta resistência usando a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistência à acidez como mostrado em qualquer um dos itens [1] a [3]. Efeito vantajoso

[0028] A chapa de aço de alta resistência para uma tubulação re- sistente à acidez e o tubo de aço de alta resistência que usa a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez des- critos aqui são excelentes não apenas em resistência a HIC mas tam- bém em resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos e ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar. Em adição, de acordo com o método para produção de uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à aci-

dez descrito aqui, é possível produzir uma chapa de aço de alta resis- tência para uma tubulação resistente à acidez que seja excelente não apenas em resistência a HIC mas também em resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos e ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar.

Breve descrição dos desenhos

[0029] A FIG. 1 é uma vista esquemática ilustrando um método para obtenção de corpos de prova para avaliação da resistência a SSCC nos Exemplos.

Descrição detalhada

[0030] Daqui em diante a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez de acordo com a presente descri- ção será descrita em detalhes.

Composição química

[0031] Inicialmente será descrita a composição química da chapa de aço de alta resistência descrita aqui, e as razões para sua limita- ção. Quando os componentes são expressos em "%" na descrição a seguir, isto se refere a "% em massa".

[0032] C: 0,02 % a 0,08 %

[0033] C contribui efetivamente para a melhoria da resistência. En- tretanto, se o teor for menor que 0,02%, uma resistência suficiente não pode ser garantida, enquanto se exceder 0,08%, a dureza da camada de superfície e a área de segregação central aumentam durante o res- friamento acelerado, provocando a deterioração da resistência a SSCC e da resistência a HIC. A tenacidade também deteriora. Portan- to o teor de C é ajustado em uma faixa de 0,02% a 0,08%.

[0034] Si: 0,01 % a 0,50 %

[0035] Si é adicionado para desoxidação. Entretanto, se o teor for menor que 0,01%, o efeito desoxidante não é suficiente, enquanto se ele exceder 0,50%, a tenacidade e a soldabilidade são degradadas.

Portanto, o teor de Si está em uma faixa de 0,01% a 0,50%.

[0036] Mn: 0,50 % a 1,80 %

[0037] Mn contribui efetivamente para a melhoria da resistência e da tenacidade. Entretanto, se o teor for menor que 0,50%, o efeito da adição é pobre, enquanto se ele excede 1,80%, a dureza da camada de superfície e da área de segregação central aumenta durante o res- friamento acelerado, provocando a deterioração da resistência a SSCC e da resistência a HIC. A soldabilidade também deteriora. Por- tanto, o teor de Mn é ajustado em uma faixa de 0,50% a 1,80%.

[0038] P: 0,001 % a 0,015 %

[0039] P é um elemento de impureza inevitável que degrada a sol- dabilidade e aumenta a dureza da área de segregação central, provo- cando a deterioração da resistência a HIC. Essa tendência se torna mais pronunciada quando o teor excede 0,015%. Portanto, o limite su- perior é ajustado em 0,015%. Preferivelmente, o teor de P é 0,008% ou menos. Embora um teor menor de P seja preferível, o teor de P é ajustado para 0,001% ou mais do ponto de vista de custo de refino.

[0040] S: 0,0002 % a 0,0015 %

[0041] S é um elemento de impureza inevitável que forma inclu- sões MnS no aço e degrada a resistência a HIC, e então um teor me- nor de S é preferível. Entretanto, até 0,0015% é aceitável. Embora um teor menor de S seja preferível, o teor de S é ajustado para 0,0002% ou mais do ponto de vista do custo de refino.

[0042] Al: 0,01 % a 0,08 %

[0043] Al é adicionado como um agente desoxidante. Entretanto, um teor de Al abaixo de 0,01% não fornece o efeito da adição, en- quanto um teor de Al além de 0,08% diminui a limpeza do aço e dete- riora a tenacidade. Portanto, o teor de Al é ajustado em uma faixa de 0,01 % a 0,08 %.

[0044] Mo: 0,01 % a 0,50 %

[0045] Mo é um elemento eficaz para melhorar a tenacidade e aumentar a resistência, e é um elemento eficaz para melhorar a resis- tência a SSCC independentemente da pressão parcial do sulfeto de hidrogênio. Para obter esse efeito, o teor de Mo precisa ser de 0,01% ou mais, e preferivelmente 0,10% ou mais. Por outro lado, se o teor for muito grande, a capacidade de endurecimento na têmpera se torna excessivamente alta, provocando um aumento na densidade de deslo- camento, a ser descrita mais adiante e a deterioração da resistência a SSCC. A soldabilidade também deteriora. Portanto, o teor de Mo é ajustado para 0,50% ou menos, e preferivelmente para 0,40% ou me- nos.

[0046] Ca: 0,0005 % a 0,005 %

[0047] Ca é um elemento eficaz para melhorar a resistência a HIC pelo controle morfológico das inclusões de sulfeto. — Entretanto, se o teor for menor que 0,0005%, o efeito de sua adição não é suficiente. Por outro lado, se o teor excede 0,005%, não apenas o efeito da adi- ção satura, mas também a resistência a HIC é deteriorada devido à redução na limpeza do aço. Portanto. o teor de Ca está em uma faixa de 0,0005% a 0,005%.

[0048] Pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Nb: 0,005 % a 0,1 % e Ti: 0,005 % a 0,1%

[0049] Tanto Nb quanto Ti são elementos eficazes para melhorar a resistência e a tenacidade da chapa de aço. Se o teor de cada ele- mento adicionado for menor que 0,005%, o efeito da adição é pobre, enquanto se ele excede 0,1% a tenacidade da porção soldada deteri- ora. Portanto, pelo menos um entre Nb e Ti é adicionado em uma faixa de 0,005% a 0,1%.

[0050] Os componentes básicos da presente descrição foram des- crito acima. Opcionalmente, entretanto, a composição química da pre- sente descrição pode também conter pelo menos um elemento seleci-

onado do grupo consistindo em Cu, Ni e Cr nas faixas a seguir para também melhorar a resistência e a tenacidade da chapa de aço.

[0051] Cu: 0,50 % ou menos

[0052] Cu é um elemento eficaz para melhorar a tenacidade e au- mentar a resistência. Para obter esse efeito, o teor de Cu é preferivel- mente 0,05% ou mais, entretanto se o teor for muito grande, a soldabi- lidade deteriora. Portanto, quando Cu é adicionado, o teor de Cu é de até 0,50%.

[0053] Ni: 0,10 % ou menos

[0054] Ni é um elemento eficaz para melhorar a tenacidade e au- mentar a resistência. Para obter esse efeito, o teor de Ni é preferivel- mente 0,01% ou mais. Entretanto, quando o teor de Ni é adicionado acima de 0,10%, microfraturas chamadas fissuras ocorrem facilmente em ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar. Portanto. Quando Ni é adicionado, o teor de Ni é de até 0,10 %. O teor de Ni é preferivelmente de 0,02 % ou menos.

[0055] Cr: 0,50 % ou menos

[0056] Cr, como Mn, é um elemento eficaz para obter resistência suficiente mesmo a um baixo teor de C. Para obter esse efeito, o teor de Cr é preferivelmente 0,05% ou mais, entretanto se o teor for muito alto, a capacidade de endurecimento na têmpera se torna excessiva- mente alta, provocando um aumento na densidade de deslocamento a ser descrito mais tarde e deteriorando a resistência a SSCC. A solda- bilidade também deteriora. Portanto, quando Cr é adicionado, o teor de Cr é de até 0,50%.

[0057] Opcionalmente, a composição química da presente descri- ção pode também conter pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em V, Zr, Mg e REM nas faixas a seguir.

[0058] Pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em V: 0,005 % a 0,1 %, Zr: 0,0005 % a 0,02 %, Mg: 0,0005 % a 0,02

%, e REM: 0,0005 % a 0,02 %

[0059] V é um elemento que pode ser adicionado opcionalmente para aumentar a resistência e a tenacidade da chapa de aço. Se o teor de cada elemento adicionado for menor que 0,005% o efeito da adição é pobre, enquanto se ele excede 0,1%, a tenacidade da porção solda- da deteriora. Portanto, o teor de cada elemento adicionado está prefe- rivelmente em uma faixa de 0,005% a 0,1%. Zr, Mg, e REM são ele- mentos que podem ser opcionalmente adicionados para aumentar a tenacidade através do refino do grão e para melhorar a resistência à fratura através do controle das propriedades das inclusões. Cada um desses elementos é pobre no efeito de adição quando o teor é menor que 0,0005%, enquanto o efeito é saturado quando o teor é maior que 0,02%. Portanto, quando adicionados, o teor de cada elemento adicio- nado está preferivelmente em uma faixa de 0,0005% a 0,02%.

[0060] Embora a presente descrição descreva uma técnica para melhorar a resistência a SSCC do tubo de aço de alta resistência que usa a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez, é desnecessário dizer que a técnica descrita aqui precisa sa- tisfazer a resistência a HIC ao mesmo tempo que satisfaz o desempe- nho de resistência à acidez. Por exemplo, o valor CP obtido pela Ex- pressão (1) a seguir é preferivelmente ajustado para 1,00 ou menos. Para qualquer elemento não adicionado, o que é necessário é substi- tuir seu símbolo por O. CP = 4,46[4C] + 2,37[%MnN]6 + (1,74[%Cu] + 1,7[%Ni])/I5 + (1,18[%4Cr] + 1,95[%Mo] + 1,74[%V])/5 + 22,36[%P] (1), em que [º%X] representa o teor em% em massa do elemento X no aço.

[0061] Conforme usado aqui, o valor CP é uma fórmula desenvol- vida para estimar a propriedade do material na área de segregação central a partir do teor de cada elemento de ligação, e as concentra- ções dos componentes da área de segregação central são maiores à medida que o valor CP da Expressão (1) é maior, provocando um au- mento na dureza da área de segregação central. Portanto, ajustando- se o valor CP obtido na Expressão (1) para 1,00 ou menos, é possível suprimir a ocorrência de fraturas no teste HIC. Em adição, uma vez que a dureza da área de segregação central é menor à medida que o valor CP é menor, o limite superior para o valor CP pode ser ajustado para 0,95 quando uma maior resistência a HIC é exigida.

[0062] O saldo diferente dos elementos descritos acima é Fe e as inevitáveis impurezas. Entretanto, não há intenção nessa expressão de impedir a inclusão de vestígios de outros elementos, sem prejudicar a ação ou o efeito da presente descrição. Por exemplo, N é um ele- mento que está inevitavelmente contido no aço, e um teor de 0,007% ou menos, preferivelmente 0,006% ou menos, é aceitável na presente descrição. Microestrutura da chapa de aço

[0063] A seguir será descrita a microestrutura do aço da chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez descrita aqui. Para alcançar alta resistência com uma resistência à tração de 520 MPa ou mais, a microestrutura do aço precisa ser uma microestru- tura bainita. Em particular, quando uma fase dura tal como martensita ou constituinte martensita austenita (MA) é gerada na camada de su- perfície, a dureza da camada de superfície é aumentada, a variação na dureza na chapa de aço é aumentada, e a homogeneidade do ma- terial é prejudicada. Para suprimir o aumento na dureza da camada de superfície, a camada de superfície é formada com uma microestrutura bainita como a microestrutura do aço. Porções diferentes da camada de superfície também têm uma microestrutura bainita, e a microestru- tura na porção mediana da espessura representativa das porções po- de ser uma microestrutura bainita. Nesse caso, a microestrutura baini- ta inclui uma microestrutura chamada ferrita bainítica ou ferrita granu-

lar que contribui para o reforço da transformação. Essas microestrutu- ras aparecem através da transformação durante ou após o resfriamen- to acelerado. Se microestruturas diferentes tais como ferrita, martensi- ta, perlita, constituinte martensita austenita, austenita retida, e simila- res são misturadas na microestrutura bainita, ocorrem uma diminuição na resistência, uma deterioração na tenacidade, um aumento na dure- za da superfície e similares. Portanto, é preferível que microestruturas diferentes da fase bainita tenham menores proporções. Entretanto, quando a fração de volume de tal microestrutura diferente da fase bai- nítica é suficientemente baixa, seu efeito é desprezível, e até uma cer- ta quantidade é aceitável. Entretanto, quando a fração de volume de tais microestruturas diferentes da fase bainítica é suficientemente bai- xa, seus efeitos são desprezíveis, e até uma certa quantidade é acei- tável. Especificamente, na presente descrição, se o total das microes- truturas do aço diferentes de bainita (tais como ferrita, martensita, per- lita, constituinte martensita austenita, e austenita retida) é menor que 5% por fração de volume, não há efeito adverso, e isso é aceitável.

[0064] Embora a microestrutura bainita tome várias formas de acordo com a taxa de resfriamento, é importante para a presente des- crição que a camada de superfície mais externa da chapa de aço, es- pecificamente a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço, seja formada com uma microestrutura bainita tendo uma densidade de des- locamento de 1,0 x 10*º a 7,0 x 10*º (m?). Uma vez que a densidade de deslocamento diminui no processo de revestimento após a produ- ção do tubo, o aumento da dureza devido ao endurecimento por enve- lhecimento pode ser minimizado se a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da camada de superfície da chapa de aço for 7,0 x 10** (m?2) ou menos. Por outro lado, se a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço exceder 7,0 x 10º (m?), a densidade de deslocamento não diminui no processo de re-

vestimento após a produção do tubo, e a dureza é significativamente aumentada devido ao endurecimento por envelhecimento, provocando a deterioração da resistência a SSCC. A faixa da densidade de deslo- camento é preferivelmente de 6,0 x 10** (m?) ou menos para obter uma boa resistência a SSCC após a produção do tubo. Por outro lado, quando a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço é menor que 1,0 x 10º (m?), a resistência da chapa de aço deteriora. Para garantir a resistência do grau X65, é preferível ter uma densidade de deslocamento de 2,0 x 10*º (mM?) ou mais. Na chapa de aço de alta resistência descrita aqui, se a densidade de des- locamento na microestrutura do aço a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço estiver a faixa acima, a camada de superfície mais ex- terna variando desde a superfície da chapa de aço até uma profundi- dade de 0,25 mm tem uma densidade de deslocamento equivalente, e consequentemente o efeito de melhoria da resistência a SSCC des- crito acima é obtido.

[0065] Quando a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço é de 7,0 x 10** (m2) ou menos, a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície é de 230 ou menos. Do ponto de vista de garantir a resistência a SSCC do tubo de aço, é importante suprimir um aumento na dureza da superfície da chapa de aço. Entre- tanto, ajustando-se a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço para 230 ou menos, a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície após o tratamento térmico de revestimento a 250ºC por 1 hora após a produção do tubo pode ser suprimida para 260 ou menos, e a resis- tência a SSCC pode ser garantida.

[0066] Além disso, na chapa de aço de alta resistência descrita aqui, é também importante que a variação na dureza Vickers a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço seja 30 HV ou menos a 3o, em que c é o desvio padrão. A razão é que se 3o no momento da me-

dição da dureza Vickers a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço for maior que 30 HV, a variação da dureza na camada de superfí- cie mais externa da chapa de aço, isto é, a presença de uma porção de dureza localmente alta na camada de superfície externa, provoca a deterioração na resistência a SSCC originada daquela porção. Note que quando se calcula o desvio padrão o, é preferível medir a dureza Vickers em 100 locais ou mais.

[0067] A chapa de aço de alta resistência descrita aqui é uma chapa de aço para tubos de aço que tenham uma resistência do grau X60 ou maior na API 5L, e assim tem uma resistência à tração de 520 MPa ou mais. Método de produção

[0068] Daqui em diante serão descritos concretamente o método e as condições para a produção da chapa de aço de alta resistência pa- ra um tubo resistente à acidez mencionada acima. O método de pro- dução de acordo com a presente descrição compreende: aquecer uma placa tendo a composição química descrita acima, e então laminar a pla- ca a quente para formar uma chapa de aço; e então submeter a chapa de aço ao resfriamento controlado sob condições predeterminadas. Temperatura de aquecimento da placa

[0069] Temperatura de aquecimento da placa: 1000 ºC a 1300 ºC

[0070] Se a temperatura de aquecimento da placa for menor que 1000ºC, os carbonetos não se dissolvem suficientemente e a resistên- cia necessária não pode ser obtida. Por outro lado, se a temperatura de aquecimento da placa exceder 1300ºC, a tenacidade é deteriorada. Portanto, a temperatura de aquecimento da placa é ajustada para 1000ºC a 1300ºC. Essa temperatura é a temperatura no forno de aquecimento, e a placa é aquecida até essa temperatura até o centro. Temperatura de acabamento da laminação

[0071] Em uma etapa de laminação a quente, para obter alta tena-

cidade para o metal base, uma menor temperatura de acabamento é preferível, ainda que, por outro lado, a eficiência de laminação seja diminuída. Assim, a temperatura de acabamento da laminação em termos da temperatura da superfície da chapa de aço precisa ser ajus- tada levando em consideração a tenacidade exigida para o metal base e a eficiência da laminação. Do ponto de vista de melhorar a resistên- cia e a resistência a HIC, é preferível ajustar a temperatura de acaba- mento da laminação na temperatura de transformação Ar; ou acima dela em termos de uma temperatura da superfície da chapa de aço. Como usado aqui, a temperatura de transformação Ar; significa a tem- peratura de início da transformação de ferrita durante o resfriamento, e pode ser determinada, por exemplo, a partir dos componentes do aço de acordo com a equação a seguir. Além disso, para obter alta tenaci- dade para o metal base, é desejável ajustar-se a razão de redução da laminação em uma faixa de temperatura de 950ºC ou menos corres- pondente à faixa de temperatura da não recristalização da austenita para 60% ou mais. A temperatura da superfície da chapa de aço pode ser medida por um termômetro de radiação ou similar. Ar3 (ºC) = 910 — 310[%4C] — 80[%Mn] — 20[%4Cu] — 15[%Cr] — 55[%Ni] — 80[%Mo], em que [%X] indica o teor em% em massa do elemento X no aço. Temperatura de início do resfriamento no resfriamento controlado

[0072] A temperatura de início do resfriamento é (Arg — 10ºC) ou maior em termos da temperatura da superfície da chapa de aço.

[0073] Quando a temperatura da superfície da chapa de aço no início do resfriamento é baixa, a quantidade de formação de ferrita an- tes do resfriamento controlado aumenta e, em particular, se a queda da temperatura a partir da temperatura de transformação Ar; for maior que 10ºC, ferrita excedendo 5% em fração de volume é gerada, cau- sando uma diminuição significativa na resistência e a deterioração da resistência a HIC. Portanto, a temperatura da superfície da chapa de aço no início do resfriamento é ajustada para (Arg — 10ºC) ou maior. Note que a temperatura da superfície da chapa de aço no início do resfriamento não é maior que a temperatura de acabamento da lami- nação. Taxa de resfriamento do resfriamento controlado

[0074] Para reduzir a variação na dureza na chapa de aço e me- lhorar a homogeneidade do material enquanto alcança alta resistência, é importante controlar a taxa de resfriamento da camada de superfície e a taxa média de resfriamento na chapa de aço. Em particular, para ajustar a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço e 3o dentro das faixas descritas acima, é necessário controlar a taxa de resfriamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço.

[0075] A taxa média de resfriamento em uma faixa de temperatura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço: 50ºC/s ou menos.

[0076] Quando a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperatura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excede 50 ºC/s, a densida- de de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excede 7,0 x 10** (m?). Como resultado, a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excede 230, e após o processo de re- vestimento após a produção do tubo, a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície excede 260, causando a deterioração na resistência a SSCC do tubo de aço. Portanto, a taxa média de resfriamento é ajus- tada para 50ºC/s ou menos. Ela é preferivelmente de 45ºC/s ou me- nos, e mais preferivelmente 40ºC/s ou menos. O limite inferior da taxa média de resfriamento não é particularmente limitado, porém se a taxa de resfriamento for excessivamente baixa, ferrita e perlita são geradas e a resistência é insuficiente. Portanto, do ponto de vista de evitar isso, 20ºC/s ou mais é preferível.

[0077] Taxa média de resfriamento em uma faixa de temperatura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura média da chapa de aço: 15ºC/s ou mais.

[0078] Se a taxa média de resfriamento em uma faixa de tempera- tura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura média da cha- pa de aço for menor que 15ºC/s, uma microestrutura bainita não pode ser obtida, provocando a deterioração na resistência e na resistência a HIC. Portanto, a taxa de resfriamento em termos de uma temperatura média da chapa de aço é ajustada para 15ºC/s ou mais. Do ponto de vista de variações na resistência e na dureza da chapa de aço, a taxa média de resfriamento da chapa de aço é preferivelmente de 20ºC/s ou mais. O limite superior da taxa média de resfriamento não é particu- larmente limitado, entretanto é preferivelmente 80ºC/s ou menos de modo que produtos com excessiva transformação a baixa temperatura não serão gerados.

[0079] Taxa média de resfriamento em uma faixa de temperaturas de 550ºC até a temperatura de parada de resfriamento em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço: 150 ºC/s ou mais

[0080] Para o resfriamento a uma temperatura de 550ºC ou menos em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço, o resfriamento em um estado de ebulição do nucleado estável é necessário, e é essencial aumentar a taxa de fluxo de água. Se a taxa média de resfriamento for menor que 150ºC/s em uma faixa de temperatura de 550ºC até a temperatura de parada de resfriamento em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço, o resfriamento em um estado de ebulição de nucleado não é alcançado, uma variação de dureza ocorre na camada de super-

fície mais externa da chapa de aço, e 3o a 0,25 mm abaixo da superfí- cie da chapa de aço excede 30 HV, resultando na deterioração na re- sistência a SSCC. Portanto, a taxa média de resfriamento é ajustada para 150ºC/s ou mais. Preferivelmente, é de 170ºC/s ou mais. O limite superior da taxa média de resfriamento não é particularmente limitado, entretanto é preferivelmente de 250ºC/s ou menos em vista das restri- ções do dispositivoto.

[0081] Embora a temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço e a temperatura média da chapa de aço não possam ser fisicamente medidas diretamente, por exemplo, a distribuição de tem- peratura em uma seção transversal na direção da espessura da chapa pode ser determinada em tempo real pelo cálculo da diferença usan- do-se um computador de processo com base na temperatura da su- perfície no início do resfriamento medida por um termômetro de radia- ção e a temperatura de superfície alvo no final do resfriamento. Con- forme usado aqui, a temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço na distribuição de temperatura é r3eferida como a "tem- peratura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço", e o valor médio de temperaturas na direção da espessura na distribuição de temperaturas como a "temperatura média da chapa de aço". Temperatura de parada de resfriamento Temperatura de parada de resfriamento: 250 ºC a 550 ºC em, termos de temperatura média da chapa de aço

[0082] Após o término da laminação, uma fase bainita é gerada executando-se o resfriamento controlado para temperar a chapa de aço até uma faixa de temperaturas de 250ºC a 550ºC que é a faixa de temperaturas da transformação de bainita. Quando a temperatura de parada de resfriamento excede 550ºC, a transformação de bainita é incompleta e resistência suficiente não pode ser obtida. Em adição, se a temperatura de parada de resfriamento for menor que 250ºC, o au-

mento da dureza na camada de superfície se torna notável e a densi- dade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excede 7,0 x 10** (m?), provocando a deterioração na resistência a SSCC. Em adição, a dureza da área de segregação central aumenta e a resistência a HIC deteriora. Portanto, para suprimir a deterioração da homogeneidade do material na chapa de aço, a temperatura de pa- rada de resfriamento do resfriamento controlado é ajustada para 250ºC a 550ºC em termos de uma temperatura média da chapa de aço. Tubo de aço de alta resistência

[0083] Conformando-se a chapa de aço de alta resistência descrita aqui em uma forma tubular por conformação por dobramento por pren- sagem, conformação com cilindros, conformação UOE, ou similar, e então soldando-se as porções de topo, um tubo de aço de alta resis- tência para tubulações resistentes à acidez (tais como um tubo de aço UOE, um tubo de aço soldado por resistência elétrica, e um tubo sol- dado espiral) que tenha excelente homogeneidade de material na cha- pa de aço e que seja adequado para transportar petróleo bruto e gás natural pode ser produzido.

[0084] Por exemplo, um tubo de aço UOE é produzido por usina- gem de ranhuras das extremidades de uma chapa de aço, pela con- formação da chapa de aço em forma de um tubo de aço por prensa- gem em C, prensagem em U e prensagem em O, e então soldando-se com costura as porções de topo por soldagem da superfície interna e soldagem da superfície externa, e opcionalmente submetê-lo a um processo de expansão. Qualquer método de soldagem pode ser apli- cado desde que uma resistência de ligação suficiente e uma tenacida- de de ligação sejam garantidas, entretanto é preferível usar soldagem a arco submerso do ponto de vista de excelente qualidade de solda- gem e eficiência de produção.

Exemplos

[0085] Os aços (Aços A a M) tendo as composições químicas lis- tadas na Tabela 1 são transformados em placas pelo lingotamento continuo, aquecidas até as temperaturas listadas na Tabela 2, e então laminadas a quente às temperaturas de laminação de acabamento e razões de redução de laminação listadas na Tabela 2 para obter as chapas de aço com as espessuras listadas na Tabela 2. Então, cada chapa de aço foi submetida ao resfriamento controlado usando-se um dispositivo de resfriamento controlado do tipo de resfriamento à água sob as condições listadas na Tabela 2. Identificação de microestrutura

[0086] A microestrutura de cada chapa de aço obtida foi observa- da por um microscópio ótico e um microscópio de varredura eletrônica. A microestrutura em uma posição a 0,25 mm abaixo da superfície de cada chapa de aço e a microestrutura na parte mediana da espessura estão listadas na Tabela 2. Medição da resistência à tração

[0087] Um teste de tração foi conduzido usando-se corpos de pro- va de espessura completa coletados em uma direção perpendicular à direção de laminação como corpos de prova de tração para medição da resistência à tração. Os resultados estão listados na Tabela 2. Medição da dureza Vickers

[0088] Para uma seção transversal perpendicular à direção de la- minação, de acordo com JIS Z 2244, a dureza Vickers (HV 0,1) foi medida em 100 locais em uma posição a 0,25 mm abaixo da superfície de cada chapa de aço, foi tirada a média dos resultados das medições, e o desvio padrão c foi determinado. O valor médio e 3o estão listados na Tabela 2. Nesse caso, a medição foi feita a HV 0,1 ao invés de HV que é comumente usada, porque o tamanho do entalhe é tornado menor na medição a HV 0,1, e é possível obter a informação de dure-

za em uma posição mais próxima à superfície e mais sensível à mi- croestrutura. Densidade de deslocamento

[0089] Uma amostra para a difração de raios X foi retirada de uma posição tendo uma dureza média, a superfície da amostra foi polida para remover a carepa, e a medição da difração de raios X foi execu- tada a uma posição de 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço. A densidade de deslocamento foi convertida a partir da tensão obtida a partir da metade da largura 8 da medição de difração de raios X. Em uma curva de intensidade de difração obtida por difração comum de raios X, os raios Koa1 e Ka2 que têm diferentes comprimentos de onda se sobrepõem, e são assim separados pelo método Rachinger's. Para extração de tensão, o método Williamson-Hall descrito abaixo é usado. A propagação da meia largura é influenciada pelo tamanho D do cris- talito e a tensão e, e pode ser calculada pela equação a seguir como a soma de ambos os fatores: B = 81 + 82 = (0,9 /(D x cosb)) + 2e€ x tano. Além disso, modificando-se essa equação, o seguinte é derivado: BB coso/) = 0.9 1/D + 2e€ x seno 9/2. A tensão e é calculada a partir da in- clinação da linha reta plotando-se à coso/) em relação a seno 0/h. As linhas de difração usadas para o cálculo são (110), (211), e (220). À conversão da densidade de deslocamento a partir da tensão e foi usa- da p = 14,4 e?2/b?. Como usado aqui, 9 significa o ângulo de pico calcu- lado pelo método 90-20 para difração de raios X, e » significa o compri- mento de onda dos raios X usado na difração de raios X. b é um vetor Burgers de Fe(a), e é ajustado para 0,25 nm nessa modalidade. Avaliação da resistência a SSCC

[0090] A resistência a SSCC foi avaliada para um tubo feito de uma parte de cada chapa de aço. Cada tubo foi produzido usinando-se os entalhes das extremidades de uma chapa de aço, e conformando a chapa de aço em um tubo de aço por prensagem em C, prensagem em U e prensagem em O, e então soldando-se as porções de topo nas superfícies interna e mais externa por soldagem a arco submerso e submetendo o tubo a um processo de expansão. Como ilustrado na Fig. 1, após um cupom cortado de cada tubo de aço obtido ter sido aplainado, um corpo de prova de SSCC de 5 mm x 15 mm x 115 mm foi coletado da superfície interna do tubo de aço. Nesse momento, a superfície interna a ser testada foi deixada intacta sem remoção da carepa para deixar o estado da camada mais externa. Cada corpo de prova de SSCC coletado foi carregado com 90% de tensão da resis- tência à tração real (0,5% YS) do tubo de aço correspondente, e a avaliação foi feita usando-se uma solução de Solução A da norma NACE TMO0177, a uma pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de 1 bar, de acordo com o teste de dobramento de 4 pontos SSCC especi- ficado pela norma EFC 16. Em adição, a uma pressão parcial de sulfe- to de hidrogênio de 0,1 bar e uma pressão parcial de dióxido de car- bono de 0,9 bar, a avaliação foi feita usando-se uma solução de Solu- ção B da norma NACE TMO0177 de acordo com o teste de dobramento de 4 pontos SSCC especificado pela norma EFC 16. Além disso, a uma pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de 2 bar e uma pressão parcial de dióxido de carbono de 3 bar, a avaliação foi feita usando-se uma solução de Solução A da norma NACE TMO0177 de acordo com o teste de dobramento de 4 pontos SSCC especificado pela norma EFC

16. Após a imersão por 720 horas, a resistência a SSCC foi conside- rada ser "boa" quando nenhuma fratura foi observada, ou "pobre" quando ocorreu fratura. Os resultados estão listados na Tabela 2. Avaliação da resistência a HIC

[0091] A resistência a HIC foi determinada pela execução do teste de HIC a uma pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de 1 bar com um tempo de imersão de 96 horas usando-se uma solução de Solução A da norma NACE TMO0177. Em adição, a resistência a HIC foi deter-

minada executando-se o teste HIC a uma pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de 0,1 bar e a uma pressão parcial de dióxido de carbono de 0,9 bar e com um tempo de imersão de 96 horas usando-se uma solução de Solução B da norma NACE TMO0177. A resistência a HIC foi julgada ser "boa" quando a razão do comprimento da fratura (CLR) foi de 15% ou menos no teste HIC, ou "pobre" quando a CLR excedeu 15%. Os resultados estão listados na Tabela 2.

[0092] As faixas alvo da presente descrição são como segue: - a resistência à tração é de 520 MPa ou mais como uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à aci- dez; - a microestrutura é uma microestrutura bainita em ambas as posições de 0,25 mm abaixo da superfície e de t/2; - a dureza HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície é de 230 Ou menos;

[0093] - nenhuma fratura é observada no teste SSCC no tubo de aço de alta resistência feito a partir da chapa de aço correspondente; e

[0094] - a razão de comprimento da fratura (CLR) é de 15% ou menos no teste HIC.

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[0095] Como pode ser visto da Tabela 2, os nº 1 a 15 são os exemplos nos quais as composições químicas e as condições de pro- dução satisfazem as faixas adequadas da presente descrição. Em qualquer um desses casos, a resistência à tração como uma chapa de aço foi de 520 MPa ou mais, a microestrutura em ambas as posições de 0,25mm abaixo da superfície e de t/2 foi uma microestrutura bainita, a HV 0,1 a 0,25 mm abaixo da superfície foi de 230 ou menos, e então a resistência a SSCC e a resistência a HIC foram também boas no tu- bo de aço de alta resistência feito da chapa de aço.

[0096] Em contraste, os Nº* 16 a 23 são exemplos comparativos cujas composições químicas estão dentro do escopo da presente des- crição mas cujas condições de produção estão fora do escopo da pre- sente descrição. No Nº 16, uma vez que a temperatura de aquecimen- to da placa foi baixa, a homogeneização da microestrutura e o estado de solução sólida dos carbonetos foram insuficientes e a resistência foi baixa. No Nº 17, uma vez que a temperatura de início do resfriamento foi baixa e a microestrutura foi formada em forma de camadas com precipitação de ferrita, a resistência foi baixa e a resistência a HIC após a produção do tubo foi deteriorada. No Nº 18, uma vez que as condições do resfriamento controlado estavam fora do escopo da pre- sente descrição e a microestrutura bainita não foi obtida na parte me- diana da espessura, mas ao invés foi obtida uma microestrutura ferrita + perlita como a microestrutura, a resistência foi baixa e a resistência a HIC após a produção do tubo foi deteriorada. No Nº 19, uma vez que a temperatura de parada de resfriamento foi baixa, a densidade de des- locamento a 0,25 mm abaixo da superfície aumentou, e a HV 0,1 ex- cedeu 230, a resistência a SSCC após a produção do tubo foi inferior. Em adição, a dureza da área de segregação central também aumen- tou, e a resistência a HIC também deteriorou. Nos nºº 20 e 23, uma vez que a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperaturas de 750ºC a 550ºC a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excedeu 50ºC/s, a densidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície aumentou, e a HV 0,1 excedeu 230, e a resistência a SSCC após a produção do tubo foi inferior. No nº 23, a resistência a HIC na camada de superfície também deteriorou. No Nº 21 e no Nº 22, uma vez que a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperatura de 550ºC ou menos a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço foi menor que 150ºC/s, o resfriamento irregular da chapa de aço foi notá- vel. Em adição, embora a HV 0,1 fosse 230 ou menos em média, a variação da dureza foi grande e uma porção de dureza localmente alta foi gerada. Consequentemente, a resistência a SSCC após a produção do tubo foi inferior. Nos Nº 24 a 27, uma vez que as composições das chapas de aço estavam fora do escopo da presente descrição, a den- sidade de deslocamento a 0,25 mm abaixo da superfície foi alta, e a HV 0,1 excedeu 230, a resistência a SSCC após a produção do tubo foi inferior. Em adição, nos nº 24 a 27, a resistência a HIC foi também inferior porque a dureza da área de segregação central aumentou. No Nº 28, a quantidade de Ni na chapa de aço foi excessiva, e a resistên- cia a SSCC em ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hi- drogênio deteriorou. No Nº 29, a chapa de aço foi isenta de Mo, e a resistência a SSCC deteriorou em um ambiente de corrosão muito se- vero com uma pressão parcial de hidrogênio de 2 bar. No Nº 30, a taxa média de resfriamento em uma faixa de temperatura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço excedeu 50ºC/s, e a resistência a SSCC deteriorou sob um ambiente de corrosão muito severo com uma pressão parcial de sulfeto de hidrogênio de 2 bar.

Aplicabilidade industrial

[0097] De acordo com a presente descrição, é possível fornecer uma chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez que seja excelente não apenas em resistência a HIC mas tam- bém em resistência a SSCC sob ambientes de corrosão mais severos e ambientes com baixa pressão parcial de sulfeto de hidrogênio abaixo de 1 bar.

Portanto, tubos de aço (tais como tubos de aço soldados com resistência elétrica, tubos de aço em espiral, e tubos de aço UOE) produzidos por conformação a frio da chapa de aço descrita pode ser adequadamente usado para transporte de petróleo bruto e gás natural que contenha sulfetos de hidrogênio onde a resistência à acidez é exi- gida.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Chapa de aço de alta resistência para uma tubulação re- sistente à acidez, caracterizada pelo fato de que compreende: uma composição química contendo, em% em massa, C: 0,02 % a 0,08 %, Si: 0,01 % a 0,50 %, Mn: 0,50 % a 1,80 %, P: 0,001 % a 0,015 %, S: 0,0002 % a 0,0015 %, Al: 0,01 % a 0,08 %, Mo: 0,01 % a 0,50 %, Ca: 0,0005 % a 0,005 %, e pelo menos um elemento selecio- nado do grupo consistindo em Nb: 0,005 % a 0,1 % e Ti: 0,005 % a 0,1 %, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas; uma microestrutura do aço a 0,25 mm abaixo de uma su- perfície da chapa de aço sendo uma microestrutura bainita tendo uma densidade de deslocamento de 1,0 x 10º a 7,0 x 10º (m?); uma variação na dureza Vickers a 0,25 mm abaixo da su- perfície da chapa de aço sendo 30 HV ou menos a 3o, onde o é um desvio padrão; e uma resistência à tração sendo 520 MPa ou mais.

2. Chapa de aço de alta resistência para uma tubulação re- sistente à acidez, de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a composição química ainda contém, em% em massa, pe- lo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Cu: 0,50 % ou menos, Ni: 0,10 % ou menos, e Cr: 0,50 % ou menos.

3. Chapa de aço de alta resistência para uma tubulação re- sistente à acidez, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizada pelo fato de que e a composição química ainda contém, em% em massa, pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em V: 0,005 % a 0,1 %, Zr: 0,0005 % a 0,02 %, Mg: 0,0005 % a 0,02 %, e REM: 0,0005 % a 0,02 %.

4. Método para produção de uma chapa de aço de alta re- sistência para uma tubulação resistente à acidez, caracterizado pelo fato de que compreende:

aquecer uma placa até uma temperatura de 1000ºC a 1300ºC, a placa tendo uma composição química contendo, em% em massa, C: 0,02 % a 0,08 %, Si: 0,01 % a 0,50 %, Mn: 0,50 % a 1,80 %, P: 0,001 % a 0,015 %, S: 0,0002 % a 0,0015 %, Al: 0,01 % a 0,08 %, Mo: 0,01 % a 0,50 %, Ca: 0,0005 % a 0,005 %, e pelo menos um ele- mento selecionado do grupo consistindo em Nb 0,005 % a 0,1 % e Ti: 0,005 % a 0,1 %, com o saldo sendo Fe e as inevitáveis impurezas, e então laminando a quente a placa para formar uma chapa de aço; e então submeter a chapa de aço ao resfriamento controlado sob um conjunto de condições incluindo: uma temperatura de uma superfície da chapa de aço no início do resfriamento sendo (Ar3g— 10ºC) ou mais; uma taxa média de resfriamento em uma faixa de tempera- tura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo 50ºC/s ou menos; uma taxa média de resfriamento em uma faixa de tempera- tura de 750ºC a 550ºC em termos de uma temperatura média da cha- pa de aço sendo 15ºC/s ou mais; uma taxa média de resfriamento em uma faixa de tempera- tura de 550ºC até uma temperatura de parada de resfriamento em termos de uma temperatura a 0,25 mm abaixo da superfície da chapa de aço sendo 150ºC ou mais; e uma temperatura de parada de resfriamento em termos de uma temperatura média da chapa de aço sendo 250ºC a 550ºC.

5. Método para produção de uma chapa de aço de alta re- sistência para uma tubulação resistente à acidez, de acordo com a rei- vindicação 4, caracterizado pelo fato de que a composição química ainda contém, em% em massa, pelo menos um elemento selecionado do grupo consistindo em Cu: 0,50 % ou menos, Ni: 0,10 % ou menos, e Cr: 0,50 % ou menos.

6. Método para produção de uma chapa de aço de alta re- sistência para uma tubulação resistente à acidez, de acordo com a reivindicação 4 ou 5, caracterizado pelo fato de que a composição química ainda contém, em% em massa, pelo menos um elemento se- lecionado do grupo consistindo em V: 0,005 % a 0,1 %, Zr: 0,0005 % a 0,02 %, Mg: 0,0005 % a 0,02 %, e REM: 0,0005 % a 0,02 %.

7. Tubo de aço de alta resistência caracterizado pelo fato de que compreende utilizar a chapa de aço de alta resistência para uma tubulação resistente à acidez, como definida em qualquer uma das reivindicações 1 a 3.