BR112021010023A2 - tubo sem costura de aço inoxidável duplex e método para fabricação do mesmo - Google Patents

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Hiroki Ota
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Abstract

TUBO SEM COSTURA DE AÇO INOXIDÁVEL DUPLEX E MÉTODO PARA FABRICAÇÃO DO MESMO. Trata-se do problema de fornecer: tubo sem costura de aço inoxidável duplex que tem excelente resistência à corrosão, alto limite de escoamento de tração na direção do eixo do tubo e pequena diferença entre limite de escoamento de tração e limite de escoamento compressivo, ambos na direção do eixo do tubo; e método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex. Um tubo sem costura de aço inoxidável duplex tendo composição de componente que contém, em % em massa, 0,005 a 0,08% de C, 0,01 a 1,0% de Si, 0,01 a 10,0% de Mn, 20 a 35% de Cr, 1 a 15% de Ni, 0,5 a 6,0% de Mo, 0,150% ou mais e menos de 0,400% de N, contendo ainda pelo menos componente selecionado de Ti em quantidade de 0,0001 a 0,3%, Al em quantidade de 0,0001 a 0,3%, V em quantidade de 0,005 a 1,5% e Nb em quantidade de 0,005% ou mais e menos de 1,5%, com restante composto por Fe e impurezas inevitáveis, em que N, Ti, Al, V e Nb estão contidos de maneira que requisito da fórmula (1) é satisfeito, limite de escoamento de tração na direção do eixo do tubo é 757 MPa ou mais, e razão (de limite de escoamento compressivo na direção do eixo do tubo)/(limite de escoamento de tração na direção do eixo do tubo) é de 0,85 a 1,15. 0,150 > N-(1,58Ti+2,70Al+1,58V+1,44Nb) (1) Na fórmula, "N", "Ti", "Al", "V" e "Nb" representam respectivamente teores (% em massa) desses elementos. (Quando cada elemento não está contido, valor é 0 (zero)%).

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO
SEM COSTURA DE AÇO INOXIDÁVEL DUPLEX E MÉTODO PARA FABRICAÇÃO DO MESMO". CAMPO DA TÉCNICA
[001] A presente invenção refere-se a um tubo sem costura de aço inoxidável duplex tendo excelente limite de escoamento de tração axial e excelente resistência à corrosão e tendo uma pequena diferença entre seu limite de escoamento de tração axial e seu limite de escoamento compressivo. A invenção também se refere a um método para fabricar tal tubo sem costura de aço inoxidável duplex. Aqui, o limite de escoamento de tração axial e o limite de escoamento compressivo axial que tem uma pequena diferença significa que a razão do limite de escoamento compressivo axial para o limite de escoamento de tração axial está dentro de uma faixa de 0,85 a 1,15.
TÉCNICA ANTECEDENTE
[002] Considerações importantes para tubos de aço sem costura usados para mineração de poços de óleo e gás incluem resistência à corrosão que pode suportar um ambiente altamente corrosivo sob alta temperatura e alta pressão e características de alta resistibilidade que podem suportar o peso morto e a alta pressão quando os tubos são unidos e usados no subsolo profundo. É importante para a resistência à corrosão as quantidades nas quais elementos que melhoram a resistência à corrosão, como Cr, Mo, W e N, são adicionados ao aço. Quanto a isto, por exemplo, vários aços inoxidáveis duplex estão disponíveis, incluindo SUS329J3L que contém 22% de Cr, SUS329J4L que contém 25% de Cr e ISO S32750 e S32760 que contém Cr com quantidades aumentadas de Mo.
[003] A característica de resistibilidade mais importante é o limite de escoamento de tração axial e um valor de limite de escoamento de tração axial representa a resistibilidade especificada do produto. Isso é mais importante porque o tubo precisa suportar a tensão de tração devido ao seu próprio peso quando unido e usado no subsolo profundo. Com um limite de escoamento de tração axial suficientemente alto contra a tensão de tração devido ao seu peso, o tubo sofre menos deformação plástica, e isso evita danos ao revestimento de passivação formado na superfície do tubo e é importante para manter a resistência à corrosão.
[004] Embora o limite de escoamento de tração axial seja mais importante em razão à resistibilidade especificada do produto, o limite de escoamento compressivo axial é importante para a junta do tubo. Do ponto de vista de prevenção de incêndio ou permissão da inserção e remoção repetidas, os tubos usados como produtos tubulares da indústria petrolífera, como em poços de óleo e poços de gás, não podem ser unidos por solda e parafusos são usados para fixar a junta. A tensão compressiva é produzida na rosca do parafuso ao longo da direção axial do tubo em magnitudes que dependem da força de fixação. Isso torna o limite de escoamento compressivo axial importante para suportar tal tensão compressiva.
[005] Um aço inoxidável duplex possui duas fases em sua microestrutura: a fase de ferrita e a fase de austenita que, cristalograficamente, apresenta baixo limite de escoamento. Por causa disso, um aço inoxidável duplex, em uma forma como processada após a conformação a quente ou tratamento térmico, não pode fornecer a resistibilidade necessária para uso como produtos tubulares da indústria petrolífera. Por esta razão, os tubos a serem usados como produtos tubulares para a indústria petrolífera são processados para melhorar o limite de escoamento de tração axial pelo fortalecimento do deslocamento usando várias técnicas de laminação a frio. O estiramento a frio e a passagem pelo moinho Pilger a frio são duas técnicas limitadas de laminação a frio destinadas a tubos a serem usados como produtos tubulares da indústria petrolífera. Na verdade, a NACE (Associação Nacional de Engenheiros de Corrosão), que fornece padrões internacionais para o uso de produtos tubulares da indústria petrolífera, enumera o estiramento a frio e a passagem pelo moinho Pilger a frio como as únicas definições de laminação a frio. Essas técnicas de laminação a frio são tanto um processo de laminação a frio longitudinal que reduz a espessura da parede e o diâmetro do tubo, e o fortalecimento de deslocamento, que é induzido pela tensão, atua de forma mais eficaz para a melhoria do limite de escoamento de tração ao longo do eixo longitudinal do tubo. Nas técnicas de laminação a frio anteriores que aplicam tensão longitudinalmente ao longo do eixo do tubo, um forte efeito Bauschinger ocorre ao longo de uma direção do eixo do tubo e o limite de escoamento compressivo ao longo da direção axial do tubo é conhecido por mostrar uma diminuição de cerca de 20%. Por esta razão, é prática comum no projeto de resistibilidade levar em consideração o efeito Bauschinger e reduzir o limite de escoamento da porção de fixação do parafuso onde as características de limite de escoamento compressivo axial são necessárias. No entanto, isso se tornou um fator limitante das especificações do produto.
[006] PTL 1 aborda esse problema, propondo um tubo de aço inoxidável duplex que contém, em % em massa, C: 0,008 a 0,03%, Si: 0 a 1%, Mn: 0,1 a 2%, Cr: 20 a 35%, Ni: 3 a 10%, Mo: 0 a 4%, W: 0 a 6%, Cu: 0 a 3%, N: 0,15 a 0,35%, e o saldo é ferro e impurezas, e tem um limite de escoamento de tração YSLT de 689,1 a 1000,5 MPa ao longo de uma direção axial do tubo de aço inoxidável duplex, e em que o limite de escoamento de tração, YSLT, um limite de escoamento compressivo, YSLC, ao longo da direção axial do tubo, um limite de escoamento de tração, YSCT, ao longo de uma direção circunferencial do tubo de aço inoxidável duplex, e um limite de escoamento compressivo, YSCC, ao longo da direção circunferencial do tubo satisfazem fórmulas predeterminadas.
LISTA DE CITAÇÃO LITERATURA DE PATENTE
[007] PTL 1: Patente Japonesa nº 5500324
SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA DA TÉCNICA
[008] No entanto, o PTL 1 não leva em consideração a resistência à corrosão.
[009] A presente invenção foi feita sob estas circunstâncias, e é um objetivo da presente invenção fornecer um tubo sem costura de aço inoxidável duplex que tem excelente resistência à corrosão e alto limite de escoamento de tração axial e que tem uma pequena diferença entre seu limite de escoamento de tração axial e limite de escoamento compressivo axial. A invenção também destina-se a fornecer um método para fabricar tal tubo sem costura de aço inoxidável duplex.
SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA
[0010] Um aço inoxidável duplex contém maiores quantidades de solução sólida de Cr e Mo no aço e forma um revestimento altamente resistente à corrosão, além de reduzir a progressão localizada da corrosão. A fim de proteger o material de várias formas de corrosão, também é importante trazer as frações da fase de ferrita e da fase de austenita para um estado duplex adequado na microestrutura. Os elementos primários resistentes à corrosão, Cr e Mo, são ambos elementos formadores de fase de ferrita, e as frações de fase não podem ser trazidas para um estado duplex apropriado simplesmente aumentando os teores desses elementos. É, portanto, necessário adicionar quantidades apropriadas de elementos formadores de fase de austenita. C, N, Mn, Ni e Cu são exemplos de elementos formadores de fase de austenita. O aumento do teor de C no aço prejudica a resistência à corrosão e o limite superior do teor de carbono deve ser limitado. Em um aço inoxidável duplex, o teor de carbono é normalmente 0,08% ou menos. Outros elementos formadores de fase de austenita são baratos para adicionar, e o nitrogênio, que atua para melhorar a resistência à corrosão na forma de uma solução sólida e é eficaz para fornecer um efeito de fortalecimento da solução sólida, é frequentemente usado.
[0011] Um tubo sem costura de aço inoxidável duplex é usado após um tratamento térmico de solução sólida realizado a uma alta temperatura de pelo menos 1.000°C após a conformação a quente, a fim de formar uma solução sólida de elementos resistentes à corrosão em aço e para trazer as frações de fase para um estado duplex apropriado. Isso é seguido pelo fortalecimento do deslocamento por laminação a frio, caso o fortalecimento seja necessário. O produto, em uma forma como processada após o tratamento térmico da solução sólida ou laminação a frio, apresenta alto desempenho de resistência à corrosão com a presença de uma solução sólida dos elementos que efetivamente fornecem resistência à corrosão, e o fortalecimento da solução sólida pelo nitrogênio da solução sólida fornece alta resistibilidade. O efeito de melhoria da resistibilidade pelo fortalecimento da solução sólida com nitrogênio torna-se mais proeminente com o trabalho a frio.
[0012] Um tratamento térmico de baixa temperatura, como aquele ensinado em PTL 1, é eficaz quando a diminuição do limite de escoamento compressivo na porção de fixação do parafuso devido ao efeito Bauschinger precisa ser mitigada. Nos exemplos de PTL 1, um tratamento térmico é realizado a 350°C ou 450°C em todas as condições para atender às propriedades requeridas, e esse tratamento térmico parece ser necessário. No entanto, em um tratamento térmico de baixa temperatura, os elementos que se dissolvem no aço no tratamento térmico de solução sólida se difundem e os elementos importantes para o desempenho de resistência à corrosão são consumidos à medida que esses elementos se precipitam na forma de carbonitretos e perdem seu efeito de resistência à corrosão.
Aqui, um possível efeito adverso do nitrogênio é preocupante quando este elemento é intencionalmente adicionado em grandes quantidades para reduzir custos e melhorar a resistência à corrosão, ou quando o nitrogênio está contido em grandes quantidades como resultado da fusão na atmosfera ou ligação a outros elementos metálicos adicionados.
Especificamente, o nitrogênio, por causa de seu pequeno tamanho atômico, difunde-se facilmente mesmo em um tratamento térmico de baixa temperatura e forma nitretos ao se ligar a elementos resistentes à corrosão circundantes, com o resultado que o efeito de melhoria resistente à corrosão desses elementos é perdido.
Muitos dos nitretos formados como resultado da precipitação são nitretos de Cr e Mo, que são elementos resistentes à corrosão.
Os precipitados desses elementos são grandes e não se dispersam e precipitam facilmente.
Consequentemente, o efeito de melhoria da resistibilidade é muito menor do que o produzido por uma solução sólida de nitrogênio formada no aço.
Ou seja, embora seja desejável reduzir o teor de N para reduzir uma queda no desempenho da resistência à corrosão, a redução do teor de N também reduz a quantidade efetiva de nitrogênio para o fortalecimento da solução sólida.
Isso pode resultar na diminuição da resistibilidade após a laminação a frio após um tratamento térmico de solução sólida, e a alta resistibilidade necessária para a mineração de poços de óleo pode não ser obtida com os componentes químicos usados para formar um aço inoxidável duplex, particularmente quando a redução percentual de seção transversal ((área da seção transversal do tubo bruto antes do trabalho a frio - área da seção transversal do tubo bruto após o trabalho a frio)/área da seção transversal do tubo bruto antes do trabalho a frio´ 100 [%]) é pequena.
Consequentemente, existe a necessidade de uma nova técnica que melhore a resistibilidade sem consumir Cr, Mo e outros elementos resistentes à corrosão no aço.
[0013] Os presentes inventores conduziram estudos intensivos de elementos que poderiam melhorar a resistibilidade pela precipitação e formação de nitretos finos dispersos enquanto reduzem uma queda de desempenho de resistência à corrosão pela redução da formação de nitreto de Cr e Mo e descobriram que a adição de Ti, Al, V e Nb, sozinho ou em combinação, é eficaz para esse fim. O seguinte descreve como esses elementos reduzem uma queda no desempenho da resistência à corrosão. A Tabela 1 representa o resultado de uma investigação das temperaturas nas quais Ti, Al, V e Nb separadamente adicionados a um aço inoxidável duplex (SUS329J4L, aço inoxidável de Cr a 25%) formam nitretos ao resfriar o aço inoxidável a partir de sua temperatura de fusão. TABELA 1 Nitretos Temperatura de Precipitação (°C) TiN 1499 AlN 1486 VN 1282 NbN 1404
[0014] Todos esses elementos formaram nitretos em temperaturas superiores às temperaturas de formação de nitreto mais altas (1.000°C ou menos) de elementos resistentes à corrosão Cr e Mo, o que torna possível controlar o consumo dos elementos resistentes à corrosão pela fixação e controle da quantidade de nitrogênio de solução sólida antes da formação de nitretos de Cr e Mo ocorrer. O seguinte descreve como a alta resistibilidade é alcançada. Ti, Al, V e Nb, que são adicionados para controlar a quantidade de nitrogênio da solução sólida, formam nitretos. No entanto, os nitretos desses elementos são tão refinados em tamanho que seus precipitados são uniformemente distribuídos por todo o aço e contribuem para melhorar a resistibilidade por meio do fortalecimento de precipitação (fortalecimento de dispersão). Ou seja, como os nitretos de Cr e Mo precipitam em temperaturas relativamente mais baixas, os elementos têm distâncias de difusão mais curtas e precipitam grosseiramente mais no contorno do grão, onde a taxa de difusão é alta. Por outro lado, como os nitretos de Ti, Al, V e Nb se precipitam em temperaturas mais altas, esses elementos são capazes de se difundir suficientemente e formar precipitados finos de maneira uniforme em todo o aço. Ou seja, os presentes inventores descobriram que a adição de Ti, Al, V e Nb permite que a quantidade de nitrogênio da solução sólida seja adequadamente controlada e promove a formação de precipitados finos de modo a permitir o controle do consumo de elementos resistentes à corrosão Cr e Mo, e formação uniforme de precipitados finos, que são eficazes para melhorar a resistibilidade. Ou seja, uma técnica é proposta com a qual a resistibilidade de um tubo sem costura de aço inoxidável duplex pode ser melhorada, enquanto mantendo seu desempenho de resistência à corrosão.
[0015] Após estudos dedicados para encontrar os teores otimizados de Ti, Al, V e Nb, os presentes inventores descobriram que o efeito anterior pode ser obtido de forma estável quando o teor de N e os teores de Ti, Al, V e Nb satisfazem a seguinte fórmula (1). 0,150 > N - (1,58Ti + 2,70Al + 1,58V + 1,44Nb) ... (1)
[0016] Na fórmula, N, Ti, Al, V e Nb representam o teor de cada elemento em % em massa. (O teor é 0 (zero) porcento para elementos que não estão contidos).
[0017] A presente invenção foi feita com base nestas constatações e a essência da presente invenção é a seguinte.
[0018] [1] Um tubo sem costura de aço inoxidável duplex de uma composição que compreende, em % em massa, C: 0,005 a 0,08%, Si: 0,01 a 1,0%, Mn: 0,01 a 10,0%, Cr: 20 a 35%, Ni: 1 a 15%, Mo: 0,5 a
6,0%, N: 0,150 a menos de 0,400%, e um, dois ou mais selecionados a partir de Ti: 0,0001 a 0,3%, Al: 0,0001 a 0,3%, V: 0,005 a 1,5%, Nb: 0,005 a menos de 1,5%, e o saldo sendo Fe e impurezas incidentais,
[0019] o tubo sem costura de aço inoxidável duplex contendo N, Ti, Al, V, e Nb de modo a satisfazer a seguinte fórmula (1),
[0020] o tubo sem costura de aço inoxidável duplex com um limite de escoamento de tração axial de 757 MPa ou mais e uma razão de 0,85 a 1,15 como uma fração do limite de escoamento compressivo axial para o limite de escoamento de tração axial, 0,150 > N - (1,58Ti + 2,70Al + 1,58V + 1,44Nb) ... (1),
[0021] em que N, Ti, Al, V e Nb representam o teor de cada elemento em % em massa. (O teor é 0 (zero) porcento para elementos que não estão contidos.)
[0022] [2] O tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com o item [1], que tem uma razão de 0,85 ou mais como uma fração do limite de escoamento compressivo circunferencial para limite de escoamento de tração axial.
[0023] [3] O tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com o item [1] ou [2], que compreende ainda, em % em massa, um ou dois selecionados a partir de W: 0,1 a 6,0%, e Cu: 0,1 a 4,0%.
[0024] [4] O tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [3], que compreende ainda, em % em massa, um, dois ou mais selecionados a partir de B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca: 0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: 0,0001 a 0,010%.
[0025] [5] Um método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [4],
[0026] o método que compreende o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
[0027] [6] Um método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [4],
[0028] o método que compreende o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo a uma temperatura de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
[0029] [7] O método, de acordo com o item [6], em que o alongamento é seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
[0030] [8] Um método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com qualquer um dos itens [1] a [4], o método que compreende a flexão circunferencial e flexionar de novo.
[0031] [9] O método, de acordo com o item [8], em que a flexão circunferencial e flexionar de novo são realizados a uma temperatura de 600°C ou menos, excluindo 460 a 480°C.
[0032] [10] O método, de acordo com o item [8] ou [9], em que a flexão e flexionar de novo são seguidos por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO
[0033] A presente invenção pode fornecer um tubo sem costura de aço inoxidável duplex que tem alto desempenho de resistência à corrosão e alta resistibilidade, e que tem uma pequena diferença entre seu limite de escoamento de tração axial e limite de escoamento compressivo circunferencial. O tubo sem costura de aço inoxidável duplex da presente invenção permite, assim, que uma porção de fixação do parafuso seja projetada mais livremente, garantindo a resistibilidade ao esmagamento, que muitas vezes é avaliada em termos de limite de escoamento de tração axial.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS
[0034] A Figura 1 mostra vistas esquemáticas que representam a flexão circunferencial e flexionar de novo o tubo.
DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES
[0035] A presente invenção é descrita abaixo.
[0036] As razões para limitar a composição de um tubo de aço da presente invenção são descritas primeiro. A seguir, "%" significa "% em massa", salvo indicação específica em contrário. C: 0,005 a 0,08%
[0037] C é um elemento formador de fase da austenita e serve favoravelmente para produzir frações de fase apropriadas quando contidas em quantidades apropriadas. No entanto, quando contido em quantidades excessivas, C prejudica a resistência à corrosão pela formação de carbonetos. Por esse motivo, o limite superior de teor de C é 0,08%. O limite inferior não é necessariamente necessário porque a diminuição da fase de austenita devido aos teores reduzidos de C pode ser compensada por outros elementos formadores de fase de austenita. No entanto, o teor de C é 0,005% ou mais porque teores de C excessivamente baixos aumentam o custo de descarburação na fusão do material. Si: 0,01 a 1,0%
[0038] Si atua para desoxidar o aço e é eficaz para adicionar esse elemento ao aço fundido em quantidades adequadas. No entanto, qualquer silício remanescente no aço devido ao excesso de teor de silício prejudica a trabalhabilidade e a tenacidade a baixas temperaturas. Por esse motivo, o limite superior de teor de Si é 1,0%. O limite inferior é de 0,01% ou mais porque os teores de Si excessivamente baixos após a desoxidação aumentam os custos de fabricação. Do ponto de vista da redução do efeito indesejável do excesso de silício remanescente no aço, enquanto produz níveis suficientes de efeito de desoxidação, o teor de Si é de preferência 0,2 a 0,8%.
Mn: 0,01 a 10,0%
[0039] Mn é um elemento de formação de fase de austenita forte e está disponível a custos mais baixos do que outros elementos de formação de fase de austenita. Ao contrário de C e N, Mn não consome os elementos resistentes à corrosão, mesmo em um tratamento térmico de baixa temperatura. É, portanto, necessário adicionar Mn em uma quantidade de 0,01% ou mais, a fim de trazer a fração da fase de austenita para um estado duplex apropriado em um tubo sem costura de aço inoxidável duplex de teores de C e N reduzidos. Por outro lado, quando contido em quantidades excessivas, o Mn diminui a tenacidade a baixas temperaturas. Por esse motivo, o teor de Mn é 10,0% ou menos. O teor de Mn é de preferência inferior a 1,0%, a fim de não prejudicar a tenacidade à baixa temperatura. Quando há uma necessidade de aproveitar adequadamente o Mn como um elemento formador de fase de austenita para obter redução de custo, enquanto tomando cuidado para não prejudicar a tenacidade à baixa temperatura, o teor de Mn é de preferência de 2,0 a 8,0%. Quanto ao limite inferior, o teor de Mn é 0,01% ou mais porque Mn é eficaz em cancelar o efeito prejudicial do elemento de impureza de enxofre que se mistura no aço fundido, e Mn tem o efeito de fixar este elemento pela formação de MnS com enxofre, o que prejudica muito a resistência à corrosão e a tenacidade do aço, mesmo quando adicionado em quantidades traço. Cr: 20 a 35%
[0040] Cr é o elemento mais importante em termos de aumento da resistibilidade do revestimento de passivação do aço e melhoria do desempenho de resistência à corrosão. O tubo sem costura de aço inoxidável duplex, que é usado em ambientes corrosivos severos, deve conter pelo menos 20% de Cr. Cr contribui mais para a melhoria da resistência à corrosão com o aumento dos teores. Porém, com um teor de Cr superior a 35%, a precipitação da fase de fragilização ocorre no processo de solidificação a partir da fusão. Isso causa rachaduras em todo o aço e torna difícil o processo de conformação subsequente. Por esse motivo, o limite superior é 35%. Do ponto de vista de garantia de resistência à corrosão e produtividade, o teor de Cr é preferencialmente de 22 a 28%. Ni: 1 a 15%
[0041] Ni é um forte elemento formador de fase da austenita e melhora a tenacidade do aço à baixa temperatura. Portanto, é desejável fazer uso ativo de níquel quando o uso de manganês como um elemento de formação de fase de austenita barato é um problema em termos de tenacidade à baixa temperatura. Para este fim, o limite inferior do teor de Ni é 1%. No entanto, o Ni é o elemento mais caro entre os elementos formadores de fase da austenita, e aumentar o teor de Ni aumenta os custos de fabricação. Consequentemente, não é desejável adicionar desnecessariamente grandes quantidades de níquel. Por esse motivo, o limite superior de teor de Ni é 15%. Quando a tenacidade à baixa temperatura não é motivo de preocupação, é preferível usar níquel em combinação com outros elementos em uma quantidade de 1 a 5%. Por outro lado, quando alta tenacidade em baixa temperatura é necessária, é eficaz adicionar ativamente níquel, de preferência em uma quantidade de 5 a 13%. Mo: 0,5 a 6,0%
[0042] Mo aumenta a resistência à corrosão por pite do aço em proporção ao seu teor. Este elemento é, portanto, adicionado em quantidades que dependem do ambiente corrosivo. Porém, quando Mo é adicionado em quantidades em excesso, a precipitação da fase de fragilização ocorre no processo de solidificação a partir da fusão. Isso causa um grande número de rachaduras na microestrutura de solidificação e prejudica muito a estabilidade na formação subsequente. Por esse motivo, o limite superior de teor de Mo é 6,0%. Enquanto o Mo melhora a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor, o Mo precisa estar contido em uma quantidade de 0,5% ou mais para manter a resistência à corrosão estável em um ambiente de sulfeto. Do ponto de vista de satisfazer tanto a resistência à corrosão quanto a estabilidade de produção necessárias para o tubo sem costura de aço inoxidável duplex, o teor de Mo é de preferência 1,0 a 5,0%. N: 0,150 a menos de 0,400%
[0043] N é um forte elemento formador de fase da austenita, além de ser barato. Na forma de uma solução sólida em aço, o N é um elemento que é útil para melhorar o desempenho da resistência à corrosão e resistibilidade, e é usado ativamente. No entanto, embora o N em si seja barato, a adição excessiva de nitrogênio requer equipamento especializado e tempo, e aumenta o custo de fabricação. Por esse motivo, o limite superior de teor de N é menor que 0,400%. O limite inferior do teor de N deve ser 0,150% ou mais. Na presente invenção, é necessário adicionar qualquer um de Ti, Al, V e Nb, ou dois ou mais destes elementos em combinação. O processo de resfriamento após a solidificação forma nitretos finos desses elementos e produz um efeito de melhoria da resistibilidade. O nitrogênio precisa estar contido em uma quantidade de 0,150% ou mais para o limite inferior porque o efeito de melhoria da resistibilidade tende a se tornar instável com teores de N excessivamente pequenos. O teor de N preferido para obter um efeito de melhoria de resistibilidade suficiente é de 0,155 a 0,320%.
[0044] Um, dois ou mais selecionados a partir de Ti: 0,0001 a 0,3%, Al: 0,0001 a 0,3%, V: 0,005 a 1,5%, e Nb: 0,005 a menos de 1,5%
[0045] Quando contidos em quantidades apropriadas, Ti, Al, V e Nb formam nitretos finos no processo de resfriamento de um estado dissolvido. Isso permite que a quantidade da solução sólida de nitrogênio no aço seja controlada de forma adequada, além de melhorar a resistibilidade. Dessa forma, elementos resistentes à corrosão, como
Cr e Mo, são consumidos na forma de nitretos e precipitam grosseiramente, tornando possível reduzir a diminuição simultânea do desempenho e resistibilidade da resistência à corrosão. Os limites inferiores desses elementos para a obtenção do efeito anterior são Ti: 0,0001%, Al: 0,0001%, V: 0,005%, e Nb: 0,005% ou mais. Como a adição excessiva desses elementos leva a um aumento de custo e baixa conformabilidade em trabalho a quente, Ti, Al, V e Nb estão contidos em quantidades de Ti: 0,3% ou menos, Al: 0,3% ou menos, V: 1,5% ou menos, e Nb: menos que 1,5%.
[0046] A presente invenção pode alcançar tanto desempenho e resistibilidade de resistência à corrosão, satisfazendo a fórmula (1) abaixo. Teores excessivamente grandes de Ti, Al, V e Nb, sozinhos ou em combinação, resultam em deficiência na quantidade de nitrogênio a ser fixada, e os elementos adicionados permanecem no aço, com o resultado de que propriedades como a formabilidade a quente tornam- se instáveis, mesmo que as características do produto não sejam necessariamente afetadas. Os limites superiores de Ti, Al, V e Nb são, portanto, mais preferencialmente Ti: 0,0500% ou menos, Al: 0,150% ou menos, V: 0,60% ou menos, e Nb: 0,60% ou menos. A resistência à corrosão, resistibilidade e formabilidade a quente podem se estabilizar adicionalmente quando Ti, Al, V e Nb, adicionados sozinhos ou em combinação, caem nas faixas de teor preferidas e, ao mesmo tempo, satisfazem a fórmula (1) descrita abaixo.
[0047] Na presente invenção, N, Ti, Al, V e Nb estão contidos de modo a satisfazer a seguinte fórmula (1). 0,150 > N - (1,58Ti + 2,70Al + 1,58V + 1,44Nb) ... (1)
[0048] Na fórmula, N, Ti, Al, V e Nb representam o teor de cada elemento em % em massa. (O teor é 0 (zero) porcento para elementos que não estão contidos).
[0049] O desempenho de resistência à corrosão estável e alta resistibilidade podem ser alcançados satisfazendo a fórmula (1). Ou seja, na presente invenção, os teores de Ti, Al, V e Nb devem ser otimizados para a quantidade de nitrogênio adicionada ao aço. Quando o teor desses elementos é muito baixo em razão ao teor de N, não é possível fixar o nitrogênio de forma suficiente e obter uma precipitação fina, com o resultado que o desempenho e resistibilidade da resistência à corrosão tornam-se instáveis. A fórmula (1) é uma fórmula que otimiza os teores de Ti, Al, V, Nb, que são adicionados isoladamente ou em combinação, em razão à quantidade de nitrogênio adicionada. Ao satisfazer a fórmula (1), desempenho e resistibilidade de resistência à corrosão estáveis podem ser obtidos.
[0050] O saldo é Fe e impurezas inevitáveis. Exemplos de impurezas inevitáveis incluem P: 0,05% ou menos, S: 0,05% ou menos, e O: 0,01% ou menos. P, S e O são impurezas inevitáveis que inevitavelmente se misturam no material no momento da fundição. Quando retidos em quantidades excessivamente grandes, esses elementos de impureza causam uma série de problemas, incluindo diminuição da trabalhabilidade a quente e diminuição da resistência à corrosão e tenacidade a baixa temperatura. Os teores desses elementos, portanto, devem ser confinados nas faixas de P: 0,05% ou menos, S: 0,05% ou menos, e O: 0,01% ou menos.
[0051] Além dos componentes anteriores, os seguintes elementos podem estar apropriadamente contidos na presente invenção, conforme necessário.
[0052] Um ou dois selecionados a partir de W: 0,1 a 6,0%, e Cu: 0,1 a 4,0% W: 0,1 a 6,0%
[0053] Assim como o molibdênio, o tungstênio é um elemento que aumenta a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor. No entanto, quando contido em quantidades excessivas, o tungstênio prejudica a trabalhabilidade do trabalho a quente e prejudica a estabilidade da produção. Por esse motivo, o tungstênio, quando contido, é contido em uma quantidade de no máximo 6,0%. O tungstênio melhora a resistência à corrosão por pite em proporção ao seu teor, e sua faixa de teor não requer particularmente o limite inferior. É, no entanto, preferível adicionar tungstênio em uma quantidade de 0,1% ou mais, a fim de estabilizar o desempenho de resistência à corrosão do tubo sem costura de aço inoxidável duplex. Do ponto de vista da resistência à corrosão e estabilidade de produção necessárias para o tubo sem costura de aço inoxidável duplex, o teor de W é mais preferivelmente 1,0 a 5,0%. Cu: 0,1 a 4,0%
[0054] Cu é um forte elemento formador de fase da austenita e melhora a resistência à corrosão do aço. Portanto, é desejável fazer uso ativo de Cu quando a resistência à corrosão suficiente não pode ser fornecida por outros elementos de formação de fase de austenita, Mn e Ni. Por outro lado, quando contido em quantidades excessivamente grandes, o Cu leva à diminuição da trabalhabilidade a quente e a conformação torna-se difícil. Por esse motivo, o Cu, quando contido, é contido em uma quantidade de 4,0% ou menos. O teor de Cu não requer particularmente o limite inferior. No entanto, o Cu pode produzir o efeito de melhoria da resistência à corrosão quando contido em uma quantidade de 0,1% ou mais. Do ponto de vista de satisfazer tanto a resistência à corrosão e trabalhabilidade a quente, o teor de Cu é mais preferencialmente de 1,0 a 3,0%.
[0055] Os seguintes elementos também podem estar apropriadamente contidos na presente invenção, conforme necessário.
[0056] Um, dois ou mais selecionados a partir de B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca: 0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: de 0,0001 a 0,010%
[0057] Quando adicionados em pequenas quantidades, B, Zr, Ca e
REM melhoram a ligação nos limites dos grãos. Quantidades traço desses elementos alteram a forma dos óxidos de superfície e melhoram a conformabilidade, melhorando a trabalhabilidade do trabalho a quente. Como regra, um tubo sem costura de aço inoxidável duplex não é um material facilmente trabalhável e muitas vezes envolve marcas de cilindro e defeitos de formato que dependem da extensão e do tipo de trabalho. B, Zr, Ca e REM são eficazes contra a formação de condições envolvendo tais problemas. Os teores desses elementos não requerem particularmente os limites inferiores. No entanto, quando contidos, B, Zr, Ca e REM podem produzir o efeito de melhoria da trabalhabilidade e da conformabilidade com teores de 0,0001% ou mais. Quando adicionados em quantidades excessivamente grandes, B, Zr, Ca e REM prejudicam a trabalhabilidade a quente. Como B, Zr, Ca e REM são elementos raros, esses elementos também aumentam o custo da liga quando adicionados em quantidades excessivas. Por esse motivo, os limites superiores de cada B, Zr, Ca e REM são 0,010%. Quando adicionado em pequenas quantidades, o Ta reduz a transformação para a fase de fragilização e, ao mesmo tempo, melhora a trabalhabilidade a quente e a resistência à corrosão. Por esse motivo, o Ta, quando contido, está contido em uma quantidade de 0,0001% ou mais. Esses elementos são eficazes quando a fase de fragilização persiste por longos períodos em uma região de temperatura estável no trabalho a quente ou no processo de resfriamento subsequente. Quando o Ta é adicionado, o limite superior do teor de Ta é 0,3% porque o Ta aumenta o custo da liga quando adicionado em quantidades excessivamente grandes.
[0058] O seguinte descreve as frações de fase apropriadas da fase de ferrita e austenita no produto, uma propriedade importante para a resistência à corrosão.
[0059] As duas fases diferentes do aço inoxidável duplex atuam de maneira diferente na resistência à corrosão e produzem alta resistência à corrosão por estarem presentes juntas no aço. Para tanto, tanto a fase austenita quanto a fase ferrita devem estar presentes no aço inoxidável duplex, e as frações de fase dessas fases também são importantes para o desempenho da resistência à corrosão. Por exemplo, The Japan Institute of Metals and Materials Newsletter, Technical Data, Vol. 17, No. 8 (1978) descreve uma razão entre a fração de fase de ferrita de um aço inoxidável duplex de 21 a 23% de Cr e o tempo de fratura do material em um ambiente corrosivo (Figura 9, 662). Pode-se ler a partir desta razão que a resistência à corrosão é muito prejudicada quando a fração da fase de ferrita é de 20% ou menos, ou 80% ou mais. Com base na evidência de que a fração da fase de ferrita tem impacto no desempenho de resistência à corrosão, conforme suportado pela literatura, incluindo a publicação anterior, ISO 15156-3 (NACE MR0175) especifica que um aço inoxidável duplex deve ter uma fração de fase de ferrita de 35% ou mais e 65% ou menos. O material usado na presente invenção é um tubo de aço inoxidável duplex destinado a aplicações que requerem desempenho de resistência à corrosão e é importante para a resistência à corrosão criar um estado de fração duplex apropriado. Conforme usado neste documento, "estado de fração duplex apropriado" significa que a fração da fase de ferrita na microestrutura do tubo de aço inoxidável duplex é de pelo menos 20% ou mais e 80% ou menos. Quando o produto for usado em um ambiente que requeira resistência à corrosão ainda maior, é preferível que a fase de ferrita seja de 35 a 65%, seguindo a ISO 15156-3.
[0060] O que se segue descreve um método para fabricar um tubo sem costura de aço inoxidável duplex da presente invenção.
[0061] Em primeiro lugar, um material de aço da composição de aço inoxidável duplex anterior é produzido. O processo para fazer o aço inoxidável duplex pode usar uma variedade de processos de fusão e não é limitado. Por exemplo, um forno de fusão a vácuo ou um forno de fusão atmosférico podem ser usados ao fazer o aço por fusão elétrica de sucata de ferro ou uma massa de vários elementos. Como outro exemplo, um forno de descarbonetação de sopro inferior usando um gás misto de Ar-O2 ou um forno de descarbonetação a vácuo pode ser usado ao usar metal quente de um alto-forno. O material fundido é solidificado por fundição estática ou fundição contínua e formado em lingotes ou placas antes de ser formado em um tarugo redondo por laminação a quente ou forjamento.
[0062] O tarugo redondo é aquecido usando um forno de aquecimento e formado em um tubo de aço por meio de vários processos de laminação a quente. O tarugo redondo é formado em um tubo oco por conformação a quente (perfuração). Várias técnicas de conformação a quente podem ser utilizadas, incluindo, por exemplo, o processo Mannesmann e o processo de fabricação de tubo de extrusão. Também é possível, conforme necessário, usar, por exemplo, um alongador, um moinho Assel, um moinho de mandril, um moinho de plugue, um dimensionador ou um redutor de alongamento como um processo de laminação a quente que reduz a espessura da parede do tubo oco, ou define o diâmetro externo do tubo oco.
[0063] Desejavelmente, a formação a quente é seguida por um tratamento térmico de solução sólida. Na laminação a quente, o aço inoxidável duplex sofre uma redução gradual de temperatura enquanto é laminado a quente a partir do estado de alta temperatura de aquecimento. O aço inoxidável duplex também é normalmente resfriado a ar após a conformação a quente e o controle de temperatura não é possível devido ao histórico de temperatura que varia com o tamanho e a variedade de produtos. Isso pode levar à diminuição da resistência à corrosão como resultado dos elementos resistentes à corrosão sendo consumidos na forma de precipitados termoquimicamente estáveis que se formam em várias regiões de temperatura no decorrer da diminuição da temperatura. Também existe uma possibilidade de transformação de fase na fase de fragilização, o que leva a um sério comprometimento da tenacidade a baixa temperatura. O aço inoxidável duplex precisa resistir a uma variedade de ambientes corrosivos, e é importante trazer as frações da fase de austenita e da fase de ferrita para um estado duplex apropriado para uso. No entanto, como a taxa de resfriamento da temperatura de aquecimento não é controlável, o controle das frações dessas duas fases, que variam em sucessão com a temperatura quente, é difícil de conseguir. Para resolver esses problemas, um tratamento térmico de solução sólida é frequentemente realizado que envolve resfriamento rápido após o aquecimento à alta temperatura para formar uma solução sólida dos precipitados em aço e para iniciar a transformação reversa da fase de fragilização para a fase de não fragilização, e trazendo assim as frações de fase para um estado duplex apropriado. Neste processo, os precipitados e a fase de fragilização são dissolvidos em aço, e as frações de fase são controladas para atingir um estado duplex apropriado. O tratamento térmico de solução sólida é normalmente realizado a uma alta temperatura de 1.000°C ou mais, embora a temperatura que dissolve os precipitados, a temperatura que inicia a transformação reversa da fase de fragilização e a temperatura que traz as frações de fase para um estado duplex apropriado variem ligeiramente com os tipos de elementos adicionados. O aquecimento é seguido por resfriamento para manter o estado de solução sólida. Isso pode ser obtido por resfriamento a ar comprimido ou pelo uso de vários refrigerantes, como névoa, óleo e água.
[0064] O tubo sem costura após o tratamento térmico de solução sólida contém a fase de austenita de baixo limite de escoamento e, em sua forma como processada, não pode fornecer a resistibilidade necessária para a mineração de poços de óleo e poços de gás. Isso requer o fortalecimento do tubo por fortalecimento de deslocamento,
usando várias técnicas. A resistibilidade do tubo sem costura de aço inoxidável duplex após o fortalecimento é graduada de acordo com seu limite de escoamento de tração axial.
[0065] Na presente invenção, o tubo é fortalecido usando (1) um método que estica axialmente o tubo, ou (2) um método que envolve a flexão circunferencial e flexionar de novo o tubo, da seguinte forma. (1) ALONGAMENTO AXIAL DE TUBO: ESTIRAMENTO A FRIO,
PASSAGEM PELO MOINHO PILGER A FRIO
[0066] O estiramento a frio e a passagem pelo moinho Pilger a frio são dois métodos padronizados de laminação a frio de tubos destinados à mineração de poços de óleo e poços de gás. Ambas estas técnicas podem alcançar alta resistibilidade ao longo da direção do eixo do tubo e podem ser usadas conforme apropriado. Essas técnicas trazem alterações principalmente na redução de laminação e na porcentagem de alteração do diâmetro externo até que a resistibilidade do grau exigido seja alcançada. Outra coisa a se notar é que o estiramento a frio e a passagem pelo moinho Pilger a frio são uma forma de laminação que reduz o diâmetro externo e a espessura da parede do tubo para alongar longitudinalmente e estender muito o tubo na mesma proporção ao longo do eixo do tubo. Na verdade, o fortalecimento longitudinal do tubo ao longo do eixo do tubo é um processo fácil. Um problema, no entanto, é que esses processos produzem um grande efeito Bauschinger em uma direção de compressão ao longo do eixo do tubo e reduz o limite de escoamento compressivo axial em cerca de 20% em razão ao limite de escoamento de tração axial.
[0067] Para evitar isso, na presente invenção, um tratamento térmico é realizado em uma faixa de temperatura de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C, após o tubo ser esticado ao longo do eixo do tubo. Ao adicionar os elementos essenciais Ti, Al, V e Nb para satisfazer a fórmula (1), os nitretos finamente precipitados no aço sob alta temperatura podem manter a resistibilidade mesmo após o tratamento térmico. Com a quantidade controlada de nitrogênio da solução sólida, também é possível inibir a precipitação de nitretos grosseiros de elementos resistentes à corrosão, Cr e Mo, tornando possível reduzir a diminuição do desempenho e da resistibilidade de resistência à corrosão. Ou seja, o desempenho da resistência à corrosão pode melhorar em comparação com quando os elementos essenciais não estão contidos, e a diminuição do limite de escoamento compressivo axial devido ao alongamento axial pode ser reduzido, enquanto garantindo alta resistibilidade.
[0068] Ao alongar o tubo ao longo do eixo do tubo em uma faixa de temperatura de 150 a 600°C excluindo 460 a 480°C, uma carga de trabalho devido ao amolecimento do material durante o trabalho pode ser reduzida, além do efeito do tratamento térmico descrito acima. A diminuição do limite de escoamento compressivo axial devido ao alongamento ao longo do eixo do tubo pode ser reduzida sem afetar a resistência à corrosão, mesmo quando o tratamento térmico pós- alongamento e o alongamento são realizados em combinação a temperaturas elevadas, desde que os elementos essenciais sejam adicionados. Na presente invenção, o tratamento térmico pode seguir o alongamento realizado em uma faixa de temperatura de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C, e a temperatura de aquecimento do tratamento térmico é de preferência 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
[0069] Os limites superiores da temperatura de alongamento e da temperatura de aquecimento do tratamento térmico precisam ser temperaturas que não dissipem o fortalecimento de deslocamento proporcionado pelo trabalho, e a temperatura aplicada não deve ultrapassar 600°C. Temperaturas de trabalho de 460 a 480°C devem ser evitadas, pois essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase de ferrita, podendo causar fissura durante o processo, além de causar deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo.
[0070] Uma rápida queda no limite de escoamento ocorre quando a temperatura de aquecimento do tratamento térmico e a temperatura de alongamento estão abaixo de 150°C. Para evitar isso e produzir suficientemente o efeito de redução da carga de trabalho, esses processos são realizados a uma temperatura de 150°C ou mais. De preferência, a temperatura é de 350 a 450°C para evitar a passagem da fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento. (2) FLEXÃO CIRCUNFERENCIAL E FLEXIONAR DE NOVO O TUBO
[0071] O fortalecimento de deslocamento envolvendo a flexão circunferencial e flexionar de novo o tubo também pode ser usado para o fortalecimento do tubo, embora esta não seja uma técnica padronizada de trabalho a frio de tubos sem costura de aço inoxidável duplex destinados à mineração de poços de óleo e poços de gás. Esta técnica de trabalho é descrita abaixo, com referência ao desenho anexo. Ao contrário do estiramento a frio e da passagem pelo moinho Pilger a frio que produzem uma tensão longitudinal ao longo de uma direção do eixo do tubo, a técnica anterior produz tensão pela flexão e achatamento do tubo (primeiro achatamento) e flexiona de novo o tubo que restaura a circularidade total (segundo achatamento), como mostrado na Figura
1. Nesta técnica, a quantidade de tensão é ajustada repetindo a flexão e flexionando de novo ou variando a quantidade de flexão. Em ambos os casos, a tensão transmitida é uma tensão de cisalhamento aditiva que não envolve uma mudança de forma antes e depois do trabalho. A técnica também envolve quase nenhuma tensão ao longo de uma direção do eixo do tubo, e alta resistibilidade é alcançada por fortalecimento de deslocamento devido à tensão transmitida na circunferência e espessura da parede do tubo. Isso torna possível reduzir o efeito Bauschinger ao longo da direção do eixo do tubo. Ou seja, ao contrário do estiramento a frio e da passagem pelo moinho Pilger a frio, a técnica não envolve diminuição do limite compressioa axial, ou causa apenas uma pequena diminuição do limite compressivo, se houver. Isso torna possível projetar mais livremente a porção de fixação do parafuso. A resistibiidade compressiva circunferencial também melhora quando o tubo é trabalhado para reduzir sua circunferência externa. Desta forma, um tubo de aço forte pode ser produzido que pode suportar a pressão externa encontrada na mineração de poços de óleo e poços de gás profundos. A flexão circunferencial e flexionar de novo não podem produzir uma grande mudança no diâmetro externo e na espessura da parede na mesma medida que o estiramento a frio e a passagem pelo moinho Pilger a frio, mas são particularmente eficazes quando há necessidade de reduzir a anisotropia de força ao longo da direção do eixo do tubo e ao longo de uma direção de compressão circunferencial contra o alongamento axial.
[0072] Na Figura 1, (a) e (b) mostram vistas em corte transversal que ilustram uma ferramenta com dois pontos de contato. Na Figura 1, (c) é uma vista em corte transversal que mostra uma ferramenta com três pontos de contato. Setas grossas na Figura 1 indicam a direção da força exercida achatando o tubo de aço. Como mostrado na Figura 1, para o segundo achatamento, a ferramenta pode ser movida ou deslocada de modo a girar o tubo de aço e fazer contato com as porções do tubo que não foram achatadas pelo primeiro achatamento (porções achatadas pelo primeiro achatamento são indicadas pela sombra mostrada na Figura 1).
[0073] Conforme ilustrado na Figura 1, a flexão circunferencial e flexionar de novo o que achata o tubo de aço, quando intermitentemente ou continuamente aplicados ao longo da circunferência do tubo, produz tensão no tubo, com a tensão de flexão ocorrendo em porções onde a curvatura se torna a maior, e a tensão de flexionar de novo ocorre em direção a porções onde curvatura é a menor. A tensão necessária para melhorar a resistibilidade do tubo de aço (fortalecimento de deslocamento) se acumula após a deformação devido à flexão e flexionar de novo. Ao contrário do trabalho que atinge espessura de parede reduzida e diâmetro externo reduzido por compressão, um aspecto da característica do método anterior é que o tubo é deformado por ser achatado e, como isso é conseguido sem exigir grande energia, é possível minimizar a alteração de formato antes e depois do trabalho.
[0074] Uma ferramenta usada para achatar o tubo de aço, como a mostrada na Figura 1, pode ter a forma de um cilindro. Neste caso, dois ou mais cilindros podem ser dispostos em torno da circunferência de um tubo de aço. A deformação e a tensão devido à flexão e flexionar de novo repetidos podem ser produzidas facilmente achatando o tubo e girando o tubo entre os cilindros. O eixo de rotação do cilindro pode ser inclinado dentro de 90° do eixo de rotação do tubo. Desta forma, o tubo de aço se move em uma direção de seu eixo de rotação enquanto é achatado e pode ser continuamente trabalhado com facilidade. Ao usar tais cilindros para trabalho contínuo, por exemplo, a distância entre os cilindros pode ser variada apropriadamente de tal maneira que mude a extensão do achatamento de um tubo de aço móvel. Isso facilita variar a curvatura (extensão do achatamento) do tubo de aço na primeira e na segunda execuções de achatamento. Ou seja, variando a distância do cilindro, a trajetória do movimento da linha neutra pode ser alterada para produzir de forma uniforme a tensão em uma direção da espessura da parede. O mesmo efeito pode ser obtido quando a extensão do achatamento é variada variando o diâmetro do cilindro, em vez da distância do cilindro. Também é possível variar tanto a distância do cilindro quanto o diâmetro do cilindro. Com três ou mais cilindros, o tubo pode ser impedido de girar durante o trabalho, e isso torna o procedimento mais estável, embora o sistema se torne mais complexo.
[0075] A flexão circunferencial e flexionar de novo o tubo podem ser realizados em temperatura normal. Com a flexão circunferencial e flexionar de novo realizados em temperatura normal, todo o nitrogênio pode se transformar em uma solução sólida, e isso é preferível do ponto de vista da resistência à corrosão. No entanto, adicionar os elementos essenciais é eficaz porque esses elementos permitem que a temperatura de trabalho seja aumentada para amolecer o material, quando o trabalho não é facilmente alcançável com uma carga elevada colocada no trabalho a frio. O limite superior da temperatura de trabalho precisa ser uma temperatura que não dissipe o fortalecimento de deslocamento proporcionado pelo trabalho, e a temperatura aplicada não deve ultrapassar 600°C. Temperaturas de trabalho de 460 a 480°C devem ser evitadas, pois essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase de ferrita, e possivelmente causa fissuras durante o processo, além de causar deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo. A temperatura de trabalho preferida de flexão circunferencial e flexionar de novo o tubo é, portanto, 600°C ou menos, excluindo 460 a 480°C. Mais preferencialmente, o limite superior da temperatura de trabalho é de 450°C do ponto de vista da economia de energia e evita a passagem pela fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento. Com um aumento da temperatura de trabalho, a anisotropia de força do tubo após o trabalho pode ser reduzida até certo ponto, e aumentar a temperatura de trabalho também é eficaz quando a anisotropia de força é importante.
[0076] Na presente invenção, o método anterior (1) ou (2) usado para o fortalecimento do deslocamento pode ser seguido por um tratamento térmico adicional. Ao adicionar os elementos essenciais de modo a satisfazer a fórmula (1), a resistibilidade pode melhorar através da formação de precipitados finos com os elementos adicionados, e a quantidade de nitrogênio da solução sólida pode ser controlada para evitar a diminuição da resistência à corrosão e resistibilidade devido ao tratamento térmico. A anisotropia de força também pode melhorar, enquanto mantendo essas propriedades. A temperatura de aquecimento do tratamento térmico é de preferência 150°C ou mais porque uma temperatura de aquecimento inferior a 150°C coincide com uma região de temperatura onde uma rápida diminuição do limite de escoamento ocorre. Os limites superiores da temperatura de aquecimento precisam ser uma temperatura que não dissipe o fortalecimento de deslocamento proporcionado pelo trabalho, e a temperatura aplicada não deve ultrapassar 600°C. As temperaturas de aquecimento de 460 a 480°C devem ser evitadas, pois essa faixa de temperatura coincide com a temperatura de fragilização da fase de ferrita, e causa deterioração das características do produto devido à fragilização do tubo. É, portanto, preferível que o tratamento térmico, quando realizado, seja realizado a 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C. Mais preferencialmente, a temperatura de aquecimento é de 350 a 450°C do ponto de vista de economia de energia e evitando a passagem pela fase de fragilização durante o aquecimento e resfriamento, além de produzir o efeito de melhoria da anisotropia. A taxa de resfriamento após o aquecimento pode ser uma taxa atingível por resfriamento a ar ou resfriamento à água.
[0077] Um tubo sem costura de aço inoxidável duplex da presente invenção pode ser produzido usando o método de fabricação descrito acima. A classificação da resistibilidade de tubos sem costura de aço inoxidável duplex destinados a poços de óleo e poços de gás é baseada no limite de escoamento de tração ao longo do eixo do tubo, que experimenta a carga mais alta. Um tubo sem costura de aço inoxidável duplex da presente invenção tem um limite de escoamento de tração de pelo menos 757 MPa ao longo de uma direção do eixo do tubo.
Normalmente, um aço inoxidável duplex contém a fase de austenita mole em sua microestrutura, e um limite de escoamento de tração de 757 MPa não pode ser alcançado ao longo de uma direção do eixo do tubo em uma forma como processada após o tratamento térmico de solução sólida. O limite de escoamento de tração axial do aço inoxidável duplex tratado termicamente é, assim, ajustado pelo fortalecimento de deslocamento obtido pelo trabalho a frio descrito acima (alongamento axial ou flexão circunferencial e flexionando de novo o tubo). Em termos de custo, é vantajoso ter limites de escoamento de tração axial maiores porque permite o projeto de tubo com uma parede mais fina para a mineração de poços. No entanto, quando apenas a espessura da parede é reduzida sem variar o diâmetro externo do tubo, o tubo se torna suscetível a esmagamento sob a pressão externa exercida profundamente no subsolo, e isso torna o tubo inútil. Por esse motivo, muitos tubos têm uma limite de escoamento de tração axial de no máximo 1033,5 MPa.
[0078] Na presente invenção, a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial do tubo é de 0,85 a 1,15 (limite de escoamento compressivo axial/limite de escoamento de tração axial). Com a proporção caindo nesta faixa, o tubo de aço pode suportar maior tensão compressiva axial ao apertar um parafuso ou quando o tubo de aço é flexionado em um poço. Isso permite que o tubo de aço tenha a espessura de parede reduzida necessária para suportar tensão compressiva. A flexibilidade aprimorada do projeto da espessura da parede do tubo, particularmente, a faixa mais ampla de espessura de parede redutível reduz o custo do material, o que reduz o custo de fabricação e melhora o rendimento. Com alongamento a quente ou flexão e flexionando de novo, a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial do tubo pode ser trazida para 0,85 a 1,15,
e a resistibilidade do tubo melhora, enquanto mantendo a resistência à corrosão, desde que os elementos essenciais sejam adicionados. Com flexão a quente e flexionando de novo, ou com um tratamento térmico de baixa temperatura realizado após os processos anteriores, a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial do tubo pode ser aproximada de 1, em direção a uma anisotropia menor.
[0079] Na presente invenção, a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial do tubo é de 0,85 ou mais (limite de escoamento compressivo cincunferencial/limite de escoamento de tração axial). Dada a mesma espessura de parede, a profundidade alcançável de mineração de poço depende do limite de escoamento de tração axial do tubo. A fim de evitar o esmagamento sob a pressão externa exercida profundamente no subsolo, o tubo deve ter uma resistibilidade com uma razão de limite de escoamento compressivo circunferencial para limite de escoamento de tração axial de 0,85 ou mais. Ter um limite de escoamento compressivo circunferencial mais alto do que o limite de escoamento de tração axial não é, particularmente, um problema; no entanto, o efeito normalmente se torna saturado quando a razão é de cerca de 1,50. Quando a razão de resistibilidade é muito alta, outras características mecânicas (por exemplo, tenacidade à baixa temperatura) ao longo de uma direção circunferencial do tubo diminuem muito em comparação com aquela em uma direção do eixo do tubo. A razão é, portanto, mais preferencialmente de 0,85 a 1,25.
[0080] Na presente invenção, a razão de aspecto dos grãos de austenita separados por uma diferença de ângulo de orientação do cristal de 15° ou mais em uma seção transversal ao longo da espessura da parede ao longo do eixo do tubo é de preferência 9 ou menos. Também é preferível que os grãos de austenita com uma razão de aspecto de 9 ou menos tenham uma fração de área de 50% ou mais.
Um aço inoxidável duplex da presente invenção é ajustado para ter uma fração de fase de ferrita apropriada por aquecimento em um tratamento térmico de solução sólida.
Aqui, dentro da fase de austenita restante está uma microestrutura tendo uma pluralidade de grãos de cristal separados por um ângulo de orientação de 15° ou mais após a recristalização que ocorre durante o trabalho a quente e o tratamento térmico.
Isso torna a razão de aspecto dos grãos de austenita menor.
Neste estado, o tubo sem costura de aço inoxidável duplex não tem o limite de escoamento de tração axial necessário para uso como produtos tubulares da indústria petrolífera, e a razão do limite de escoamento compressivo axial para o limite de escoamento de tração axial é próxima a 1. A fim de produzir o limite de escoamento de tração axial necessário para aplicações de produtos tubulares da indústria petrolífera, o tubo de aço é submetido a (1) alongamento axial (estiramento a frio, passagem pelo moinho Pilger a frio) e (2) flexão circunferencial e flexionando de novo.
Nesses processos, mudanças ocorrem na razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial e na razão do aspecto dos grãos de austenita.
Ou seja, a razão do aspecto dos grãos de austenita e a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial estão intimamente relacionadas entre si.
Especificamente, enquanto (1) ou (2) melhora o limite de escoamento em uma direção do alongamento dos grãos de austenita antes e depois do trabalho em uma seção transversal através da espessura da parede ao longo do eixo do tubo, o limite de escoamento diminui na direção oposta por causa do efeito Bauschinger, com o resultado de que a razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial diminui.
Isso significa que um tubo de aço de pequena anisotropia de força ao longo do eixo do tubo pode ser obtido quando os grãos de austenita antes e depois do processo (1) ou (2) têm uma razão de aspecto pequena e controlada.
[0081] Na presente invenção, um tubo de aço estável com uma pequena anisotropia de força pode ser obtido quando a fase de austenita tem uma razão de aspecto de 9 ou menos. Um tubo de aço estável com uma pequena anisotropia de força também pode ser obtido quando os grãos de austenita que têm uma razão de aspecto de 9 ou menos têm uma fração de área de 50% ou mais. Um tubo de aço ainda mais estável com uma pequena anisotropia de força pode ser obtido quando a razão de aspecto é 5 ou menos. Razões de aspecto menores significam anisotropias de força menores e, portanto, a razão de aspecto deve ser aproximada de 1, sem limite inferior. A razão de aspecto dos grãos de austenita é determinada, por exemplo, como uma razão do lado mais longo e do lado mais curto de uma estrutura retangular que contém grãos tendo um ângulo de orientação do cristal de 15° ou mais observada na fase de austenita em uma análise de orientação de cristal de uma seção transversal ao longo da espessura da parede ao longo do eixo do tubo. Aqui, os grãos de austenita de pequenos diâmetros de partícula são propensos a produzir grandes erros de medição, e a presença de tais grãos de austenita de pequenos diâmetros de partícula pode causar erros na razão de aspecto. É consequentemente preferível que o grão de austenita usado para a medição da razão de aspecto seja de pelo menos 10 mm em termos de um diâmetro de um círculo verdadeiro da mesma área construída a partir do grão medido.
[0082] A fim de obter de forma estável uma microestrutura de grãos de austenita tendo uma pequena razão de aspecto em uma seção transversal através da espessura da parede ao longo do eixo do tubo, é eficaz não esticar o tubo ao longo do eixo do tubo e não reduzir a espessura da parede no processo (1) ou (2). O processo (1), em princípio, envolve o alongamento ao longo do eixo do tubo e a redução da espessura da parede. Consequentemente, a razão de aspecto é maior após o trabalho do que antes do trabalho, e isso tende a produzir anisotropia de força. É, portanto, necessário manter uma pequena razão de aspecto, reduzindo a extensão do trabalho (a redução da espessura da parede é mantida em 40% ou menos, ou o alongamento axial é mantido em 50% ou menos para reduzir o alongamento na microestrutura) e diminuindo a circunferência externa do tubo sendo esticado para reduzir a espessura da parede (a circunferência externa é reduzida em pelo menos 10% enquanto estica o tubo ao longo do eixo do tubo). Também é necessário realizar um tratamento térmico de baixa temperatura após o trabalho (amolecimento devido à recristalização ou recuperação não ocorre com uma temperatura de tratamento térmico de 560°C ou menos) para reduzir a anisotropia de força gerada. O processo (2) produz deformação circunferencial pela flexão e por flexionar de novo e, portanto, a razão de aspecto basicamente permanece inalterada. Isso torna o processo (2) altamente eficaz na manutenção de uma pequena razão de aspecto e na redução da anisotropia de força, embora o processo seja limitado em termos da quantidade de mudança de formato que pode ser alcançada pelo alongamento ou redução da espessura da parede do tubo. Este processo também não requer o tratamento térmico à baixa temperatura pós-trabalho necessário em (1). Os grãos de austenita tendo uma razão de aspecto de 9 ou menos podem ter uma fração de área em uma faixa controlada de 50% ou mais, controlando a temperatura de trabalho e as condições de aquecimento de (1) dentro das faixas da presente invenção, ou usando o processo (2).
[0083] Um tratamento térmico realizado após o processo (1) ou (2) não altera a razão de aspecto. De preferência, a fase de ferrita deve ter uma razão de aspecto menor pelas mesmas razões descritas para a fase de austenita. No entanto, a fase de austenita tem menor limite de escoamento e seu impacto no efeito Bauschinger após o trabalho é maior do que a fase de ferrita.
EXEMPLOS
[0084] A presente invenção é descrita adicionalmente abaixo através dos Exemplos.
[0085] Os componentes químicos representados por A a AK na Tabela 2 foram feitos em aço com um forno de fusão a vácuo e o aço foi laminado a quente em um tarugo redondo com um diâmetro f de 60 mm.
TABELA 2 (% em massa) Fórmula Lado Tipo (1) direito B, Zr, Ca, Observa- de C Si Mn Cr Ni Mo W Cu N Ti AI V Nb satisfeita da Microestrutura Ta, REM ções aço ou não fórmul satisfeita a (1)
Fase de Exemplo A 0,028 0,5 0,3 22,2 5,1 2,8 0,0 0,0 0,145 - - - - Satisfeita 0,145 ferrita- Comparativ austenita o
Fase de Exemplo B 0,028 0,5 0,3 22,1 5,0 2,8 0,0 0,0 0,155 0,008 - - - Satisfeita 0,142 ferrita- Presente austenita
35/48 Fase de Exemplo C 0,025 0,4 0,3 22,2 5,1 3,2 0,0 0,0 0,196 - 0,030 - - Satisfeita 0,139 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo D 0,025 0,4 0,3 22,2 5,1 3,3 0,0 0,0 0,185 - - 0,030 - Satisfeita 0,138 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo E 0,022 0,1 0,2 22,3 5,3 3,3 0,0 0,0 0,192 - - - 0,040 Satisfeita 0,134 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo F 0,021 0,1 0,2 22,2 5,1 3,2 0,0 0,0 0,188 0,003 0,020 - - Satisfeita 0,145 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo G 0,016 0,1 0,2 22,2 4,8 3,2 0,0 0,0 0,198 0,003 - 0,040 - Satisfeita 0,130 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo H 0,018 0,1 0,2 22,3 4,9 3,2 0,0 0,0 0,194 0,002 - - 0,050 Satisfeita 0,119 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo I 0,017 0,1 0,2 22,1 4,8 3,2 0,0 0,0 0,185 - 0,020 0,030 - Satisfeita 0,100 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo J 0,018 0,1 0,2 22,3 4,9 3,2 0,0 0,0 0,188 - 0,030 - 0,040 Satisfeita 0,073 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo K 0,017 0,1 0,2 22,2 5,0 3,2 0,0 0,0 0,221 - - 0,040 0,050 Satisfeita 0,086 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo L 0,018 0,1 0,3 22,1 4,9 3,2 0,0 0,0 0,286 - 0,080 - - Satisfeita 0,134 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo
36/48 M 0,018 0,1 0,2 22,2 5,1 3,2 0,0 0,0 0,315 - - 0,110 - Satisfeita 0,141 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo N 0,017 0,1 0,2 22,3 5,2 3,3 0,0 0,0 0,295 - - - 0,130 Satisfeita 0,108 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo O 0,015 0,1 0,2 22,2 5,1 3,2 0,0 0,0 0,315 0,004 0,030 0,040 0,040 Satisfeita 0,131 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo P 0,018 0,1 0,3 22,3 5,0 3,1 1,1 0,0 0,212 0,003 0,040 - - Satisfeita 0,131 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo Q 0,017 0,1 0,2 22,3 5,0 3,2 0,0 2,1 0,195 0,003 0,030 - - Satisfeita 0,133 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo R 0,021 0,1 0,2 22,4 5,1 3,2 1,8 1,5 0,243 0,003 0,020 0,040 - Ca: 0,0008 Satisfeita 0,137 ferrita- Presente austenita
Fase de Ca:0,0008, Exemplo S 0,021 0,1 0,2 22,3 5,0 3,1 1,1 0,8 0,211 0,003 0,030 0,020 - Satisfeita 0,118 ferrita- B:0,003 Presente austenita
Fase de Exemplo T 0,018 0,1 0,2 25,3 7,1 3,2 0,4 0,3 0,225 0,003 0,040 - - Satisfeita 0,144 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo U 0,019 0,1 0,2 25,4 7,0 3,3 0,4 0,4 0,255 0,003 0,030 0,030 - Ca: 0,0008 Satisfeita 0,146 ferrita- Presente austenita
Fase de Exemplo V 0,019 0,1 0,2 25,4 6,9 3,2 0,4 0,3 0,285 0,003 0,020 0,030 0,040 B:0,003 Satisfeita 0,137 ferrita- Presente austenita
Ca:0,0009, Fase de Exemplo
37/48 W 0,02 0,1 0,2 25,4 7,0 3,1 0,4 0,3 0,288 0,003 0,020 - 0,080 B:0,004, Satisfeita 0,130 ferrita- Presente Ta:0,15 austenita
Ca:0,0009, Fase de Exemplo X 0,021 0,1 0,2 25,3 6,9 3,3 0,4 0,4 0,291 0,003 0,020 0,080 - B:0,004, Satisfeita 0,122 ferrita- Presente REM:0,0004 austenita
Ca:0,0009, Fase de B:0,004, Exemplo Y 0,015 0,1 0,3 25,4 7,1 3,4 0,4 0,3 0,284 0,002 0,010 0,040 0,040 Satisfeita 0,141 ferrita- Zr:0,003, Presente austenita REM:0,0005
Fase de Exemplo Z 0,018 0,1 0,3 25,3 7,0 3,3 0,4 0,3 0,283 0,002 0,020 0,030 0,040 Satisfeita 0,137 ferrita- Presente austenita
TABELA 2 (CONTINUAÇÃO) (% em massa) Fórmula Lado Tipo B, Zr, (1) direito de C Si Mn Cr Ni Mo W Cu N Ti AI V Nb Ca, Ta, satisfeita da Microestrutura Observações aço REM ou não fórmula satisfeita (1)
Fase de ferrita- Exemplo AA 0,016 0,1 0,2 25,6 7,2 3,5 0,0 0,0 0,265 0,003 0,040 0,030 0,010 Satisfeita 0,122 austenita Presente
Fase de ferrita- Exemplo AB 0,019 0,1 0,2 25,4 7,1 3,3 1,5 0,5 0,285 0,003 0,030 0,060 - Satisfeita 0,128 austenita Presente
Fase de ferrita- Exemplo AC 0,017 0,1 0,2 25,4 6,8 3,7 0,3 1,5 0,311 0,003 0,030 0,080 - Satisfeita 0,123 austenita Presente
38/48 Ca:0,007, Fase de ferrita- Exemplo AD 0,016 0,1 8,8 25,3 1,6 2,7 0,0 0,0 0,198 0,003 0,030 - - Satisfeita 0,136 B:0,008 austenita Presente
Não Fase de ferrita- Exemplo AE 0,017 0,1 0,2 22,3 5,0 2,8 0,0 0,0 0,167 - - - - 0,167 satisfeita austenita Comparativo
Não Fase de ferrita- Exemplo AF 0,018 0,1 0,2 25,4 7,0 3,3 0,4 0,3 0,208 0,003 0,020 - - 0,165 satisfeita austenita Comparativo
Não Fase de ferrita- Exemplo AG 0,022 0,3 0,3 22,3 7,0 3,2 1,1 0,0 0,193 0,001 0,010 0,010 - 0,157 satisfeita austenita Comparativo
Fase de Exemplo AH 0,030 0,5 0,3 19,3 3,1 1,8 0,0 0,0 0,156 0,003 0,008 - - Satisfeita 0,130 ferrita+austenita Comparativo
Exemplo AI 0,030 0,3 0,3 26,8 0,4 2,1 0,0 0,0 0,165 0,003 - 0,010 - Satisfeita 0,144 Fase de Ferrita Comparativo
Fase de Exemplo AJ 0,095 0,5 0,3 22,4 4,0 2,0 0,0 0,5 0,155 - - 0,010 0,010 Satisfeita 0,125 ferrita+austenita Comparativo
Fase de Exemplo AK 0,030 0,4 0,4 25,5 3,8 0,4 0,0 0,6 0,188 0,002 0,008 0,020 0,010 Satisfeita 0,117 ferrita+austenita Comparativo Fórmula (1): 0,150 > N - (1,58Ti + 2,70Al + 1,58V + 1,44Nb)
[0086] Após a laminação a quente, o tarugo redondo foi recarregado no forno de aquecimento e mantido em alta temperatura de 1.200°C ou mais. O material foi então moldado a quente em um tubo sem costura bruto tendo um diâmetro externo f de 70 mm e um diâmetro interno de 58 mm (espessura da parede = 6 mm), usando um laminador de perfuração Mannesmann. Após a conformação a quente, os tubos brutos de diferentes composições foram submetidos a um tratamento térmico de solução sólida a uma temperatura que leva as frações da fase de ferrita e da fase de austenita a um estado duplex apropriado. Isso foi seguido pelo fortalecimento. Isso foi conseguido por meio de laminação por estiramento, um tipo de técnica de alongamento axial, e flexão e flexionar de novo, conforme mostrado na Tabela 3. Após a laminação por estiramento ou flexão e flexionar de novo, uma parte do tubo foi cortada e a microestrutura foi observada para confirmar que a microestrutura era uma microestrutura duplex com frações apropriadas de fase de ferrita e fase de austenita.
[0087] A amostra foi então submetida a uma análise de orientação de cristal EBSD que observou uma seção transversal através da espessura da parede tomada paralela ao eixo do tubo, e os grãos de austenita separados por um ângulo de orientação de cristal de 15° foram medidos para a razão de aspecto. A medição foi feita em uma área de 1,2 mm x 1,2 mm, e a razão de aspecto foi medida para grãos de austenita que tinham um tamanho de grão de 10 mm ou mais em termos de um diâmetro de um círculo verdadeiro imaginário.
[0088] A laminação por estiramento foi realizada em condições que reduzem a espessura da parede em 3 a 20%, e a circunferência externa em 3 a 20%. Para flexionar e flexionar de novo, um laminador foi preparado que tinha três rolos cilíndricos dispostos em um passo de 120° em torno da circunferência externa do tubo (FIG. 1, (c)). O tubo foi processado sendo girado com os cilindros rolando ao redor da circunferência externa do tubo com uma distância do cilindro menor do que o diâmetro externo do tubo em 10 a 15%. Em condições selecionadas, os tubos foram submetidos a trabalho a quente de 150 a 550°C. Em condições selecionadas, os tubos após o trabalho a frio e o trabalho a quente foram submetidos a um tratamento térmico de baixa temperatura de 150 a 550°C.
[0089] Os tubos de aço após o trabalho a frio, trabalho a quente e tratamento térmico de baixa temperatura foram medidos para limite de escoamento de tração axial e limite de escoamento compressivo axial ao longo do comprimento do tubo, e para limite de escoamento compressivo circunferencial. Os tubos de aço também foram medidos quanto ao limite de escoamento de tração axial, no qual a classificação dos tubos de aço destinados a poços de óleo e poços de gás é baseada. Como uma avaliação da anisotropia de força, os tubos de aço foram medidos para uma razão entre o limite de escoamento compressivo axial e o limite de escoamento de tração axial, e uma razão do limite de escoamento compressivo circunferencial para o limite de escoamento de tração axial.
[0090] Os tubos de aço também foram submetidos a um teste de corrosão sob tensão em um ambiente de cloreto-sulfeto. O ambiente corrosivo foi criado pela preparação de uma solução aquosa que simula um ambiente de mineração encontrado por produtos tubulares da indústria petrolífera (uma solução aquosa de 20%de NaCl + 0,5% de CH3COOH + CH3COONa com gás H2S adicionado sob uma pressão de 0,01 a 0,10 MPa; um pH ajustado de 3,0; temperatura de teste = 25°C). A fim de ser capaz de aplicar tensão longitudinalmente ao longo do eixo do tubo, uma peça de teste de flexão de 4 pontos com uma espessura de parede de 5 mm foi cortada e uma tensão de 90% do limite de escoamento de tração axial do tubo foi aplicada antes de mergulhar a peça de teste na solução corrosiva. Para avaliação da corrosão, as amostras foram avaliadas como aceitáveis quando nenhuma trinca foi observada (trinca está ausente) na superfície tensionada imediatamente após a amostra imersa na solução aquosa corrosiva por 720 horas sob estresse aplicado ter sido retirada da solução. As amostras foram avaliadas como inaceitáveis quando uma trinca foi observada (trinca está presente) nas mesmas condições.
[0091] As condições de fabricação são apresentadas na Tabela 3, juntamente com os resultados da avaliação.
[0092] O método de processamento, as execuções (passagens) e a temperatura de processamento na tabela referem-se aos processos (especificamente, laminação por estiramento e flexão e flexionar de novo) realizados para fortalecer ainda mais o tubo de aço laminado a quente após o tratamento térmico.
TABELA 3 Limite de Limite de Temp. de Limite de Temp. de escoa- Limite escoamento Execu tratamen- escoamento Trincamen- Processa mento de compressivo compressivo ções to Razão compressivo to Tipo de Método de mento tração circunferencial circunferencial Nº térmico de axial/limite de Observações aço processamento axial / limite de aspecto escoamento escoamento Aprov de tração Presente ou °C °C MPa MPa de tração ado axial ausente axial
Laminação por Exemplo 1 A 1 OT - 735 6,6 0,81 745 1,01 Ausente estiramento Comparativo
Laminação por Exemplo 2 A 1 OT 450 733 6,5 0,86 742 1,01 Ausente estiramento Comparativo
Flexão e
42/48 Exemplo 4 A flexionar de 1 OT - 745 4,1 1,03 754 1,01 Ausente Comparativo novo
Flexão e Exemplo 5 A flexionar de 1 OT 450 744 4,2 1,02 755 1,01 Ausente Comparativo novo
Laminação por Exemplo 6 B 1 OT - 759 9,1 0,81 768 1,01 Ausente estiramento Comparativo
Flexão e Exemplo 10 B flexionar de 1 OT - 762 4,1 1,04 775 1,02 Ausente Presente novo
Laminação por Exemplo 11 C 1 OT 350 766 9,1 0,86 772 1,01 Ausente estiramento Presente
Flexão e Exemplo 12 C flexionar de 1 OT - 768 3,7 1,03 778 1,01 Ausente Presente novo
Laminação por Exemplo 13 D 1 400 - 771 6,5 0,86 779 1,01 Ausente estiramento Presente
Flexão e Exemplo 14 D flexionar de 1 OT - 775 3,5 1,04 786 1,01 Ausente Presente novo
Laminação por Exemplo 15 E 1 OT - 773 8,6 0,79 785 1,02 Ausente estiramento Comparativo
Laminação por Exemplo 16 E 1 OT 350 773 8,5 0,86 786 1,02 Ausente estiramento Presente
Flexão e Exemplo 17 E flexionar de 1 OT - 781 2,2 1,03 788 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 18 F flexionar de 1 OT - 785 1,8 1,03 795 1,01 Ausente Presente novo
43/48 Flexão e Exemplo 19 F flexionar de 1 OT 350 785 2,0 1,01 799 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 20 G flexionar de 1 300 - 825 3,4 1,01 836 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 21 G flexionar de 1 OT 350 828 3,3 1,02 842 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 22 H flexionar de 1 OT - 863 3,1 1,03 882 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 23 I flexionar de 1 OT - 864 3,0 1,03 888 1,03 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 24 J flexionar de 1 OT - 875 2,8 1,04 895 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 25 K flexionar de 2 OT - 885 2,5 1,04 912 1,03 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 26 L flexionar de 1 OT - 795 3,3 1,03 825 1,04 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 27 M flexionar de 2 OT - 868 3,4 1,03 879 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 28 N flexionar de 1 OT - 875 2,8 1,04 903 1,03 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 29 O flexionar de 2 OT - 896 2,4 1,04 912 1,02 Ausente Presente
44/48 novo
Flexão e Exemplo 30 O flexionar de 2 OT 300 897 2,4 1,03 915 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 31 P flexionar de 1 OT - 798 3,8 1,03 814 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 32 Q flexionar de 1 OT - 803 3,7 1,03 823 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 33 Q flexionar de 2 450 300 863 3,5 1,01 878 1,02 Ausente Presente novo
TABELA 3 (CONTINUAÇÃO) Limite de Limite de Limite de Limite Temp. de Temp. de escoa- escoamento Execu- escoamento compressivo Proces- tratamento mento de compressivo Trincamento Método de ções Razão compressivo circunferen- Tipo de samento térmico tração circunferen- N°. processa- de axial/limite de cial Observações aço axial cial / limite de mento aspecto escoamento escoamento de tração Aprovad de tração Presente ou °C °C MPa axial MPa o axial ausente
Flexão e Exemplo 34 R flexionar de 2 OT - 889 4,1 1,03 898 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 35 S flexionar de 2 OT - 868 4,3 1,03 879 1,01 Ausente Presente
45/48 novo
Flexão e Exemplo 36 T flexionar de 2 OT - 868 4,9 1,08 893 1,03 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 37 U flexionar de 1 OT - 876 3,2 1,08 896 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 38 U flexionar de 1 OT 450 925 3,2 1,04 933 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 39 V flexionar de 2 OT - 895 2,4 1,07 921 1,03 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 40 W flexionar de 1 OT - 912 2,6 1,08 933 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 41 X flexionar de 2 OT - 910 2,8 1,07 925 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 42 Y flexionar de 1 OT - 894 3,2 1,05 912 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 43 Z flexionar de 1 OT - 864 3,6 1,04 885 1,02 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 44 AA flexionar de 1 OT - 864 3,5 1,04 879 1,02 Ausente Presente novo
Exemplo 45 AA Estiramento 1 630 - 685 8,7 1,01 703 1,03 Ausente
46/48 Comparativo
Flexão e Exemplo 46 AB flexionar de 1 OT - 876 3,8 1,04 889 1,01 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 47 AC flexionar de 1 OT 450 954 3,8 1,04 985 1,03 Ausente Presente novo
Exemplo 48 AC Estiramento 1 OT 630 693 9,1 1,01 704 1,02 Ausente Comparativo
Flexão e Exemplo 49 AD flexionar de 1 OT - 862 1,4 1,09 896 1,04 Ausente Presente novo
Flexão e Exemplo 50 AE flexionar de 1 OT 350 772 4,3 1,03 788 1,02 Presente Comparativo novo
Laminação Exemplo 51 AE por 1 OT 450 771 8,8 0,86 789 1,02 Presente Comparativo estiramento
Flexão e Exemplo 52 AF flexionar de 1 OT 350 766 4,6 1,02 781 1,02 Presente Comparativo novo
Laminação Exemplo 53 AF por 1 450 350 781 9,1 0,86 798 1,02 Presente Comparativo estiramento
Flexão e Exemplo 54 AG flexionar de 1 350 300 745 3,8 1,02 765 1,03 Presente Comparativo novo
Laminação Exemplo 55 AG por 1 OT 450 744 7,9 0,86 754 1,01 Presente Comparativo estiramento
Flexão e Exemplo
47/48 56 AH flexionar de 1 OT - 766 3,2 0,98 728 0,95 Presente Comparativo novo
Flexão e *Imensur Exemplo 57 AI flexionar de 1 OT - 566 0,98 549 0,97 Presente ável Comparativo novo
Flexão e Exemplo 58 AJ flexionar de 1 OT - 775 4,5 0,96 736 0,95 Presente Comparativo novo
Flexão e Exemplo 59 AK flexionar de 1 OT - 853 3,5 0,94 819 0,96 Presente Comparativo novo * N°. 57 era apenas fase de ferrita, e a razão de aspecto da fase de austenita era imensurável.
OT: Temperatura normal PE: Exemplo Presente; CE: Exemplo Comparativo
[0093] Como pode ser visto a partir dos resultados mostrados na Tabela 3, a resistência à corrosão e o limite de tração axial eram desejáveis em todos os presentes exemplos, e a diferença entre o limite de escoamento de tração axial e o limite de escoamento compressivo era pequena nos presentes exemplos.
Em contraste, nos Exemplos Comparativos, os resultados não satisfizeram o nível necessário de resistência à corrosão, limite de escoamento de tração axial ou razão do limite de escoamento compressivo para limite de escoamento de tração axial.

Claims (10)

REIVINDICAÇÕES
1. Tubo sem costura de aço inoxidável duplex de uma composição caracterizado pelo fato de que compreende, em % em massa, C: 0,005 a 0,08%, Si: 0,01 a 1,0%, Mn: 0,01 a 10,0%, Cr: 20 a 35%, Ni: 1 a 15%, Mo: 0,5 a 6,0%, N: 0,150 a menos de 0,400%, e um, dois ou mais selecionados a partir de Ti: 0,0001 a 0,3%, Al: 0,0001 a 0,3%, V: 0,005 a 1,5%, Nb: 0,005 a menos de 1,5%, e o saldo sendo Fe e impurezas incidentais, o tubo sem costura de aço inoxidável duplex contém N, Ti, Al, V, e Nb de modo a satisfazer a seguinte fórmula (1), o tubo sem costura de aço inoxidável duplex tem um limite de escoamento de tração axial de 757 MPa ou mais e uma razão de 0,85 a 1,15 como uma fração de limite de escoamento compressivo axial para o limite de escoamento de tração axial, 0,150 > N - (1,58Ti + 2,70Al + 1,58V + 1,44Nb) ... (1), em que N, Ti, Al, V e Nb representam o teor de cada elemento em % em massa. (O teor é 0 (zero) porcento para elementos que não estão contidos.)
2. Tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que tem uma razão de 0,85 ou mais como uma fração de limite de escoamento compressivo circunferencial para limite de escoamento de tração axial.
3. Tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que compreende ainda, em % em massa, um ou dois selecionados a partir de W: 0,1 a 6,0%, e Cu: 0,1 a 4,0%.
4. Tubo sem costura de aço inoxidável duplex, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que compreende ainda, em % em massa, um, dois ou mais selecionados a partir de B: 0,0001 a 0,010%, Zr: 0,0001 a 0,010%, Ca:
0,0001 a 0,010%, Ta: 0,0001 a 0,3%, e REM: 0,0001 a 0,010%.
5. Método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que compreende o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
6. Método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que compreende o alongamento ao longo de uma direção do eixo do tubo a uma temperatura de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
7. Método, de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que o alongamento é seguido por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
8. Método para fabricação do tubo sem costura de aço inoxidável duplex, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que compreende a flexão circunferencial e flexionar de novo.
9. Método, de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo fato de que a flexão circunferencial e flexionar de novo são realizados a uma temperatura de 600°C ou menos, excluindo 460 a 480°C.
10. Método, de acordo com a reivindicação 8 ou 9, caracterizado pelo fato de que a flexão e flexionar de novo são seguidos por um tratamento térmico a uma temperatura de aquecimento de 150 a 600°C, excluindo 460 a 480°C.
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