BRPI0718935B1 - tubos soldados para tubulação de alta resistência superior em tenacidade à baixa temperatura e método de produção dos mesmos. - Google Patents

tubos soldados para tubulação de alta resistência superior em tenacidade à baixa temperatura e método de produção dos mesmos. Download PDF

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Takuya Hara
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Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
Nippon Steel Corp
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Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBOS SOLDADOS PARA TUBULAÇÃO DE ALTA RESISTÊNCIA SUPERIOR EM TENACIDADE À BAIXA TEMPERATURA E MÉTODO DE PRODUÇÃO DOS MESMOS" CAMPO TÉCNICO
A presente invenção refere-se a tubos de aço soldados para tubulações superiores em tenacidade à baixa temperatura adequados para oleodutos para transporte de óleo bruto e gás natural ANTECEDENTES DA TÉCNICA
Como tubos de aço para oleodutos usados para linhas tronco de tubulações importantes como métodos de transporte de óleo bruto, gás natural e outros materiais por longas distâncias, foram propostos tubos de aço de alta resistência, alta tenacidade para tubulações (por exemplo, Documento de Patente 1). Até agora, tubo de aço para tubulação da American Petroleum Institute (API) padrão X70 (resistência à tração 564 MPa ou maior) ou maior e até X80 (resistência à tração 620 MPa ou maior) tem sido posto em uso prático, mas com o propósito de aumentar a eficiência do transporte de óleo bruto e gás natural, foram feitos estudos sobre o aumento da pressão interna das tubulações. Juntamente com isto, tubos de aço de alta resistência X70 ou maiores ou até X80 ou maiores para tubulações tendo uma resistência à tração 600 MPa ou mais estão sendo requeridos para se tornarem também maiores em resistência e com maiores espessuras.
Em relação à maior resistência, por exemplo, se for usado um tubo de oleoduto da classe X120 tendo uma resistência à tração de 900 MPa ou maior, é possível aumentar a pressão interna, isto é, a pressão do óleo bruto ou do gás natural, para cerca do dobro do tubo de oleoduto da classe X65, então torna-se possível transportar cerca do dobro da quantidade de óleo bruto ou gás natural. Além disso, se aumentar a resistência do tubo de oleoduto e a resistência à pressão interna forem aumentadas, comparado ao aumento da espessura, torna-se possível reduzir os custos de material, custos de transporte, e custos de soldagem local, e é possível aumentar grandemente os custos de colocação da tubulação.
Além disso, a tubulação tem que ser superior em tenacidade à baixa temperatura uma vez que ela é frequentemente colocada em regiões frias. Além disso, no momento da instalação, as extremidades dos tubos são ligadas, então uma capacidade de soldagem local é também exigida. Tubos de aço da classe X120 para tubulações que satisfazem tais exigências e com resistência maior que até mesmo o tubo de aço para oleodutos proposto na Japanese Patent Publication (A) N° 62-4826 está sendo proposto (por exemplo, Japanese Patent Publication (A) N° 2004-52104). Este é um tubo de aço de alta resistência para oleodutos de uma microestrutura do material base principalmente compreendida de uma estrutura mista de bainita e mar-tensita. Além disso, para espessura aumentada, métodos de produção de chapas de aço com espessura grossa com uma estrutura metálica feita de bainita fina por laminação controlada e resfriamento controlado e tendo boas resistência e tenacidade estão sendo propostos (por exemplo, Japanese Patent Publication (A) N° 2000-256777, Japanese Patent Publication (A) N° 2004-76101, e Japanese Patent Publication (A) N° 2004-143509). O tubo de aço para oleoduto é produzido conformando-se uma chapa de aço de bitola grossa em forma de tubo pelo processo UO, fazendo-se as extremidades se tocarem entre si, e soldando-as com costura. Quando tenacidade e produtividade são exigidos tal como nos tubos de aço de alta resistência para oleodutos, a soldagem com costura é preferivelmente uma soldagem por arco submerso da superfície interna e da superfície externa. Quando se solda um material de aço uma pluralidade de vezes dessa forma, há o problema de que a zona afetada pelo calor da solda (chamada de ’ΉΑΖ") embrutecída pela entrada de calor na soldagem precedente é rea-quecida pela entrada de calor da entrada de calor subsequente e, assim, a tenacidade cai.
Como tecnologia para melhorar a tenacidade à baixa temperatura da HAZ de tubos de aço de alta resistência para oleodutos, o método de utilizar transformação intergranular para tornar mais fina a estrutura da HAZ tem sido proposto (por exemplo, Japanese Patent Publication (A) N° 8-325635, Japanese Patent Publication (A) N° 2001-355039, e Japanese Pa- tent Publication (A) N° 2003-138340). O método proposto na Japanese Pa-tent Publication (A) N° 8-325635 provoca a formação de ferrtta acicular como núcleos para óxidos. O método proposto na Japanese Patent Publication (A) N° 2001-355039 e na Japanese Patent Publication (A) N° 2003-138340 forma bainita intergranular usando inclusões compostas de óxidos e sulfetos como núcleos.
A maioria dos tubos de aço de alta resistência para oleodutos aumentam a capacidade de endurecimento, aumentam o molibdênio efetivo para aumentar a resistência, e obter uma estrutura metálica principalmente bainita para melhorar a tenacidade, mas recentemente uma redução no teor do elemento molibdênio, que é caro, está sendo procurada. Entretanto, se o molibdênio for reduzido, a capacidade de endurecimento cairá facilmente e assim a bainita intergranular torna-se mais difícil de se obter. Entretanto, se o molibdênio for reduzido, a capacidade de endurecimento cairá facilmente e assim torna-se mais difícil de se obter a bainita intergranular, então torna-se difícil garantir a tenacidade à baixa temperatura da HAZ. Além disso, o tubo de oleoduto de alta resistência convencional tem uma espessura de no máximo menos de 25 mm. Um tubo de aço grosso de 25 mm ou mais ou 30 mm ou mais está sendo exigido DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO A presente invenção fornece tubo de aço soldado de ala resistência baratos para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura que pode garantir a tenacidade à baixa temperatura da HAZ em particular mesmo se o teor de molibdênio e um método de produção do mesmo forem limitados.
Além disso, os inventores prepararam chapas de aço de espessura grossa de alta resistência X70 ou X80 ou maiores para oleoduto tendo uma espessura de 25 mm ou mais e uma resistência à tração (TS) de 600 MPa ou mais. Como resultado, foi definido que os problemas, devido ao aumento da espessura da chapa de aço, foram bem mais sérios do que previsto. Em particular, na parte central da espessura da chapa, a laminação por laminação controlada e a velocidade de resfriamento devido ao resfriamento controlado tornou-se insuficiente então a tenacidade cai notavelmente comparada à parte da camada de superfície da chapa de aço. Além disso, os inventores investigaram a estrutura metálica da parte central da espessura da chapa de aço e como resultado obtiveram a descoberta de que em chapas de aço com alta resistência e espessura grossa para oleodutos é extremamente difícil tornar a parte central da espessura da chapa uma estrutura bainita fina. A presente invenção resolve tais problemas não-previstos na técnica anterior e fornece um tubo de aço soldado barato, grosso, de alta resistência para oleodutos superior e, tenacidade à baixa temperatura capaz de limitar o teor molibdênio mesmo se tiver uma espessura de 25 mm ou mais, também 30 mm ou mais, e um método de produção do mesmo. A presente invenção reduz o C e o Al e inclui uma quantidade adequada de Ti para promover transformação intergranular e, também, adiciona uma quantidade adequada de B para aumentar a capacidade de endurecimento, controlar o parâmetro de endurecimento do carbono equivalente Ceq e o parâmetro de capacidade de soldagem do parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm para faixas ótimas, faz o material base e a HAZ uma estrutura metálica fina compreendida principalmente de bainita mesmo se o conteúdo de molibdênio for limitado, e utiliza a bainita intergranular formada usando-se óxidos de Ti como núcleos para melhorar a tenacidade à baixa temperatura da HAZ pelo aumento da finura do tamanho de grão de cristal efetivo para tubo de oleoduto capaz de ter sua espessura aumentada e tem como essência o seguinte: (1) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura compreendendo um tubo de aço obtido pela soldagem com costura de uma chapa de aço de material base conformada na forma de um tubo, onde o mencionada chapa de aço de material base tem uma composição de ingredientes contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,050%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 0,50 a 2,00%, S: 0,0001 a 0,0050%, Ti: 0,003 a 0,030%, O: 0,0001 a 0,0080%, e B: 0,0003 a 0,0030%, limitando-se o P a 0,050% ou menos, Al a 0,020% ou menos, e molibdênio a menos que 0,10%, e tendo um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas, o Ceq descoberto a partir da fórmula 1 a seguir é 0,30 a 0,53, o Pcm descoberto pela fórmula 2 a seguir é 0,10 a 0,20, a estrutura metálica do mencionada chapa de aço de material base é compreendida de uma razão de área de 20% ou menos de ferrita poligonal e uma razão de área de 80% ou mais de bainíta, o tamanho efetivo de grão de cristal é de 20 μητι ou menos, e o tamanho efetivo do grão de cristal da zona afetada pelo calor da soldagem é de 150 pm ou menos: Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+molibdênio+V)/5 ... fórmula 1 Pcm=C+Si/30+{Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+molibdênio/15+V/10+5B ... fórmula 2 em que C, Si, Mn, Ni, Cu, Cr, molibdênio, V, e B são os teores (% em massa) dos elementos individuais. (2) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (1) acima caracterizado pelo fato de que a espessura do chapa de aço de material base é de 25 a 40 mm. (3) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (1) ou (2) acima caracterizado pelo fato de que o limite de resistência à tração do mencionada chapa de aço de material base usando a direção circunferencial do mencionado tubo de aço como direção de tensão é de 600 a 800 MPa. (4) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (3) acima caracterizado pelo fato de que o mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%. (5) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (4) acima, caracterizado pelo fato de que o mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou mais entre Cr: 0,02 a 1,50%, V: 0,010 a 0,100%, Nb: 0,001 a 0,200%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%. (6) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (5) acima caracterizado pelo fato de que o mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou mais elementos entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 0,0050%, Hf: 0,0001 a 0,0050%, Re: 0,0001 a 0,0050%, e W: 0,01 a 0,50%. (7) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (6) acima caracterizado pelo fato de que o metal da solda contém, em % em massa%, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,0 a 2,0%, Al: 0,001 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, limita P até 0,010% ou menos e S até 0,010% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas. (8) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (7) acima caracterizado pelo fato de que o mencionado metal de solda também contém, em % em massa, um ou ambos entre Ni: 0,2 a 3,2% e Cr+molibdênio+V: 0,2 a 2,5%. (9) Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado pela produção de aço durante a qual se adiciona Si e Mn para desoxidação fraca, então se adiciona Ti para ajustar os ingredientes para aqueles descritos em qualquer um dos itens (1) e (4) to (6), lingotar o aço, laminar a quente a placa de aço obtida, e também conformar a chapa de aço obtida em forma de um tubo e soldar com costura as partes. (10) Um método de produção de Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (9) acima caracterizado por aquecer a mencionada placa de aço até 1000°C ou mais, laminá-la a quente a uma razão de laminação em uma região de pré-recristalização de 2,5 ou mais, a parar o resfriamento a água em 6Q0°C ou menos. (11) üm método de produção de Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (9) ou (10) acima caracterizado por conformar a mencionada chapa de aço em forma de um tubo por um processo UO, soldar as porções pelas superfícies interna e externa por soldagem a arco submerso usando-se cordão de solda e um fluxo do tipo descarga de fogo ou do tipo fundido e então expandindo-se o tubo. (12) Um método de produção de Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (11) acima caracterizado pelo fato de que a entrada de calor da mencionada soldagem a arco submerso é de 4,0 a 10,0 kJ/mm. (13) Um método de produção de Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (9) a (12) acima caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura.
(14) Um método de produção de Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura conforme apresentado no item (13) acima, caracterizado pelo fato de que a zona de soldagem com costura é tratada termicamente na faixa de 300 a 500°C. BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS
A figura 1 é uma vista esquemática de uma HA2 reaquecida. MELHOR FORMA DE EXECUÇÃO DA INVENÇÃO A presente invenção é um tubo de aço soldado feito de um material de aço reduzindo o teor de C e fazendo da estrutura metálica uma estrutura transformada a baixa temperatura compreendida principalmente de bainita para melhorar a tenacidade na qual ao invés de se limitar o teor de molibdênio, um parâmetro de capacidade de endurecimento Ceq e um parâmetro de capacidade de soldagem Pcm são feitos faixas ótimas e também na qual o B é adicionado para aumentar a capacidade de endurecimento e a bainita intragranular é utilizada em particular para tornar mais fino o tamanho de grão de cristal efetivo da HAZ e melhorar a tenacidade à baixa temperatu- * ra. Isto é, a presente invenção tem como sua maior característica a redução da quantidade de Afr o controle da quantidade de oxigênio e adição de uma quantidade adequada de Ti para dispersar inclusões finas extremamente eficazes para transformação intergranular do chapa de aço de material base, e utilização dessas como núcleos para a transformação intergranular para fazer o tamanho de grão do cristal efetivo mais fino. Note que, abaixo, o chapa de aço de material base será referido simplesmente como "chapa de aço" e o tubo de aço soldado será referido simplesmente como "tubo de a-ço". A bainita intergranular da HAZ é obtida pela transformação da ferrita intergranular formada pela transformação intergranular a uma alta temperatura usando as inclusões finas mencionadas acima como núcleos no momento do resfriamento. Portanto, fazer do parâmetro de capacidade de endurecimento Ceq e do parâmetro de capacidade de soldagem Pcm as faixas ótimas é extremamente eficaz para formar bainita intergranular na HAZ do tubo de aço limitando a quantidade de adição de molibdênio como na presente invenção. Devido à formação dessa bainita intergranular, a tenacidade à baixa temperatura da HAZ é notavelmente melhorada. Além disso, a bainita intergranular pode também contribuir para a supressão do amolecimento da HAZ.
Acredita-se que o mecanismo de formação da bainita íntergranu-lar seja como segue: óxidos do tipo de lacuna de ânion podem conter grande número de íons de Mn. Além disso, o MnS se precipita facilmente como um composto em óxidos. Por esta razão, uma camada esgotada de Mn é formada em torno dos óxidos e sulfetos. Essa camada esgotada de Mn age como núcleo para transformação quando se aquece o aço até uma alta temperatura onde a estrutura do metal se torna uma fase austenita, e então se resfria o mesmo. Geralmente, é formada ferrita intergranlar em formato de pétalas. Essa ferrita intergranular tem um grande grau de super resfriamento quando a velocidade de resfriamento é rápida ou a capacidade de endurecimento é alta. No momento do resfriamento, ela se transforma em bainita para tornar-se bainita intergranular.
Pequenas peças foram tiradas das juntas de soldagem. Os tamanhos efetivos de grãos de cristal das suas HAZ's foram medidos por EBSP. Além disso, a bainita formada em forma de pétalas começando pelas inclusões foi definida como bainita intragranular e medida quanto à razão de área. Além disso, a energia de absorção Charpy da HAZ foi medida com base na JIS Z 2242 usando-se corpos de prova com entalhe em V a -40°C. Entalhes em V foram fornecidos em posições a 1 mm no lado do material base a partir das linhas de soldagem. A medição foi conduzida a -40°C. A-lém disso, a direção da largura vertical ao metal da solda foi tornada a direção longitudinal do corpo de prova, o metal de solda foi feito o centro substancial da parte paralela, foram tirados corpos de prova no padrão API, e testes de tração foram executados para julgar a posição da fratura. Os resultados estão mostrados na Tabela 4. A estrutura intragranular transformada da Tabela 4 é a razão de área da bainita intragranular.
Note que alguns dos materiais base das chapas de aço foram conformados pelo processo UO, soldados por soldagem a arco submerso, e expandidos para se obter tubos de aço que foram investigados quanto às microestruturas e propriedades mecânicas. Essas foram confirmadas serem equivalentes às microestruturas e propriedades mecânicas dos materiais base das chapas de aço e HAZ's das juntas.
Um óxido tipo de lacuna de ânion típico é um óxido fino compreendido principafmente de Ti. Bainita intergranular do tipo pétala é formada usando-se esse óxido como núcleo. Além disso, sulfetos finos compreendidos principalmente de Mn coprceipitam como óxidos finos compreendidos principalmente de Ti. Note que, dependendo da composição dos ingredientes do aço, algumas vezes os óxidos incluem um ou mais entre Al, Si, Mn, Cr, Mg, e Ca e os sulfetos incluem um ou mais entre Ca, Cu, e Mg. O tamanho das inclusões que formam os núcleos de bainita intergranular pode ser medido por um microscópio de transmissão eletrônica (TEM). Um tamanho na faixa de 0,01 a 5 μιτι é preferível.
Quando uma grande quantidade de bainita intergranular de forma na HAZ, a mistura de martensita e austenita (Constituinte Martensita-Austenita, chamado "MA") que forma os pontos de partida da fratura torna-se mais fina e a tenacidade à baixa temperatura é grandemente melhorada. Se manter a quantidade de C em 0,05% ou menos foi mantida e fazendo-se as inclusões finas dispersarem, a bainita intergranular é formada, a estrutura intergranular se torna mais fina, e a unidade de fratura Charpy, isto é, o tamanho de grão de cristal efetivo, também se torna menor. Além disso, a bainita intergranular é mais dura que a ferrita intergranular, então a formação de bainita intergranular pode suprimir o amolecimento da HAZ.
Na HAZ da parte central da espessura do tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto (próximo da parte a 1/2 da espessura, chamada de "parte 1/2Γ) como mostrado esquematicamente na figura 1, o MA bruto presente ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga da HAZ reaquecida torna-se ponto de partida de fratura e algumas vezes prejudica a tenacidade. Na figura 1, 1 indica a HAZ reaquecida, 2 indica uma mistura de martensita e austenita, e 3 indica os limites de grãos da austenita antiga. A "HAZ reaquecida" é a porção do metal da solda e da HAZ próxima da linha de soldagem na soldagem precedente sendo reaquecida pela sol-dagem subsequente. Geralmente, a HAZ, embora diferindo um pouco devido à entrada de calor no momento da soldagem, é a porção na faixa de 10 mm da linha de soldagem. Por exemplo, quando se fornecem bocais nas posi- ções a 1 mm ou 2 mm da linha de soldagem, a energia de absorção Charpy a -40°C algumas vezes torna-se menor que 50J.
Os inventores se engajaram em pesquisa intensa para obter a tenacidade à baixa temperatura do chapa de aço de material base e HAZ do tubo de aço soldado e como resultado descobriram o seguinte. Óxidos finos principalmente de Ti, óxidos compostos, e sulfetos compostos são eficazes para a formação de bainita intergranular da HAZ e, também, são eficazes para aumentar a finura do tamanho efetivo dos grãos de cristal do material base. Devido a isso, o tamanho efetivo do grãos de cristal da HAZ pode ser feito 150 μΐη ou menos e o tamanho efetivo do grão de cristal do chapa de aço de material base pode ser feito 20 μιτι ou menos.
Além disso, quando se limita o teor de molibdênio para menos de 0,10%, se se fizer o parâmetro capacidade de endurecimento do carbono equivalente Ceq 0,30 a 0,53 e fazendo-se o parâmetro capacidade de soldagem do parâmetro de susceptibilidade à fratura Pcm 0,10 a 0,20, a razão de área da ferríta poligonal do chapa de aço de material base torna-se 20% ou menos, a razão de área da bainita torna-se 80% ou mais, e a estrutura intergranular transformada da HAZ torna-se bainita intergranular. Devido a isso, a resistência à tração da junta de solda soldada com costura torna-se 600 MPa ou mais.
Em particular, se a espessura se torna 25 mm ou mais e, também, 30 mm ou mais, a tenacidade da parte 1/2t do chapa de aço de material base algumas vezes cai, mas devido aos óxidos finos principalmente de Ti. Óxidos compostos e sulfetos compostos, o chapa de aço de material base pode ser tornado mais fino no tamanho efetivo do grã de cristal. A razão é considerada ser como segue. Inicialmente, quando a laminação na região de temperatura de pré-recristalização á garantida, a transformação dos limites dos grãos usual é promovida, então uma transformação intergranular dos óxidos, óxidos compostos, e sulfetos compostos torna-se difícil. Acredita-se que isto ocorra porque se se garantir os resultados da laminação em um tamanho de grão de cristal menor, comparado com a transformação intergranular, a velocidade de crescimento da bainita formada dos núcleos nos limi- tes dos grãos torna-se muito grande. Isto é, acredita-se que antes da transformação intergranular, a transformação dos limites dos grãos acaba sendo completada.
Por outro lado, quando a razão de laminação na região de temperatura de pré-recristalização não é suficiente, o tamanho do grão de cristal se torna mais bruto, em particular na parte central da espessura da chapa, então o crescimento da bainita formada a partir do limite dos grãos também se torna mais lento. Por essa razão, acredita-se que o tamanho de grão de cristal efetivo torna-se mais fino devido à transformação intergranular dos óxidos principalmente de Ti, óxidos compostos, e sulfetos compostos. Além disso, acredita-se que os óxidos finos agem como partículas fixadoras e suprimem o crescimento dos grãos de cristal que é também eficaz para aumentar a finura do tamanho efetivo de grão de cristal do chapa de aço de material base.
De acordo com a presente invenção, em particular, mesmo se a espessura for 25 mm ou mais, o tamanho efetivo do grão de cristal do chapa de aço de material base pode ser feito 20 μιτι ou menos. Além disso, fazendo-se a razão de área da ferrita poligonal 20% ou menos e fazendo-se a razão de área da bainita 80% ou mais, a energia de absorção Charpy a -40°C de um corpo de prova tirado próximo da superfície, isto é, uma posição a cerca de 2 a 12 mm da superfície do material de aço, torna-se 200J ou mais. A energia de absorção Charpy quando se colhe a amostra na parte 1/2t, isto é, substancialmente no centro da espessura, pode ser feito 100J ou mais.
Na presente invenção, é extremamente importante o controle da quantidade de oxigênio no processo de fabricação do aço para formar principalmente óxidos finos de Ti, óxidos compostos e sulfetos compostos. Em particular, quando se ajusta a composição de ingredientes do aço, é necessário adicionar Si e Mn de forma que os teores se tornem as faixas acima mencionadas para desoxidação fraca, e então adiciona-se o Ti. A concentração de oxigênio quando se adiciona Ti é preferivelmente 0,001 a 0,003%. Devido a isso, é possível dispersar óxidos de Ti, especificamente, Ti203, com um tamanho de grão de 0,01 a 10 pm e um número por 1 μιτι2 de área de 10 a 1000/mm2. Devido a isso, a formação da transformação intragranular é promovida e o chapa de aço de material base e a HAZ do tubo de aço soldado tornam-se mais finos em tamanho efetivo de grão de cristal.
Quando se ajusta a composição de ingredientes por tal processo de produção de aço e se lamina a quente a placa de aço lingotada, fazendo-se a razão de laminação de 900°C até o fim da laminação 2,5 ou mais, preferivelmente 3,0 ou mais, é possível fazer o tamanho efetivo de grão de cristal do chapa de aço de material base 20 μηη ou menos. O tamanho efetivo de grão é o valor obtido usando-se EBSP para converter uma área rodeada de limites tendo uma diferença de orientação de cristal de 15Π ou mais para o diâmetro do círculo equivalente. Além disso, "ferrita poligonal" é observada como estruturas brancas em forma de massa não incluindo a cementita bruta, MA, ou outros precipitados brutos nos grãos na estrutura do microscópio ótico. Na estrutura do microscópio ótico do chapa de aço de material base, martensita, austenita residual, ande MA são algumas vezes incluídas como o equilíbrio da ferrita poligonal e da bainita.
Na presente invenção, bainita é definida como uma estrutura onde carbonetos se precipitam entre as ripas ou massas de ferrita ou onde carbonetos se precipitam nas ripas. Além disso, martensita é uma estrutura onde carbonetos não se precipitam entre as ripas ou nas ripas. A austenita residual é austenita formada a uma alta temperatura que permanece no chapa de aço de material base ou no tubo de aço soldado.
Além disso, devido ao tratamento térmico da zona de soldagem, o MA bruto formado ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga da HAZ se quebra em cementita fina, então a tenacidade à baixa temperatura é melhorada. Devido a isso, a parte associada da parte 1/2 ou a parte associada + 1mm a uma baixa temperatura é melhorada em tenacidade. Por e-xemplo, se a zona de soldagem foi aquecida até 300 a 500°C de temperatura, a energia de absorção do teste Charpy do corte em V a uma baixa temperatura de -40°C pode ser feito 50J ou mais. Portanto, quando usado a uma temperatura extremamente baixa de -40°C ou menos, é preferível tam- bém tratar termicamente a estrutura que forma bainita intragranular e obter uma estrutura mista de bainita intragranular e cementita.
Abaixo serão explicadas as razões para limitação do chapa de aço de material base da presente invenção. Note que a HAZ é a zona afetada pelo calor que não se funde no momento da soldagem, então os ingredientes da HAZ são os mesmos do material base. C: C é um elemento que aumenta a resistência do aço, mas, na presente invenção, o teor de C é limitado para se obter uma estrutura metálica compreendida principalmente de bainita e alcançou tanto alta resistência quanto alta tenacidade. Se a quantidade de C for menor que 0,010%, a resistência será insuficiente. Se acima de 0,050%, a tenacidade cairá. Por esta razão, na presente invenção, a quantidade ótima de C é feita na faixa 0,010 a 0,050%.
Si: Si é um elemento desoxidante importante na presente invenção. Para obter esse efeito, a inclusão de 0,01% ou mais de Si no aço é necessário. Por outro lado, se o teor de Si for maior que 0,50%, a tenacidade da HAZ cairá, então o limite superior será feito 0,50%.
Mn: Mn é um elemento usado como agente desoxidante, é necessário para garantir a resistência e a tenacidade do chapa de aço de material base, e, também, forma MnS e outros sulfetos eficazes como núcleos para transformação intragranular. É extremamente importante na presente invenção. Para obter esses efeitos, é necessário incluir 0,50% de Mn, mas se o teor de Mn exceder 2,00%, a tenacidade da HAZ será prejudicada. Portanto, a faixa de teor de Mn será feita 0,50 a 2,00%. Note que o Mn é um elemento barato, então para garantir a capacidade de endurecimento, é preferivelmente incluído em 1,00% ou mais. O limite inferior ótimo é 1,50% ou mais. P: P é uma impureza e diminui notavelmente a tenacidade do chapa de aço de material base se incluído acima de 0,050%. Portanto, o limite superior do teor de P foi feito 0,050%. Para aumentar a tenacidade da HAZ, o teor de P é preferivelmente feito 0,010% ou menos. S: S, na presente invenção, é um elemento importante para for- mar MnS e outros sulfetos eficazes como núcleos para transformação intra-granular. Se o teor de S se torna menos de 0,0001%, a quantidade de formação de sulfetos cairá e a transformação intragranular não ocorrerá notavelmente, então ele terá que ser feito 0,0001% ou mais. Por outro lado, se o chapa de aço de material base contiver S acima de 0,0050%, sulfetos brutos serão formados e a tenacidade é reduzida, então o limite superior da quantidade de S será feito 0,0050% ou menos. Para aumentar a tenacidade da HAZ, o limite superior da quantidade de S é preferivelmente feito 0,0030% ou menos.
Al: Al é um agente desoxidante, mas na presente invenção, para fazer óxidos de Ti finamente dispersos, é extremamente importante fazer o limite superior da quantidade de Al 0,020% ou menos. Além disso, para promover a transformação intragranular, a quantidade de Al é preferivelmente feita 0,010% ou menos. Também, o limite superior preferível é 0,008% ou menos.
Ti: Ti, na presente invenção, é um eiemento extremamente importante para produzir óxidos de Ti, que agem efetivamente como núcleos para transformação intragranular, finamente dispersos. Entretanto, se Ti foi incluído em excesso, serão formados carbonitretos e a tenacidade será prejudicada. Portanto, na presente invenção, o teor de Ti tem que ser feito 0,003 a 0,030%. Além disso, o Ti é um poderoso agente desoxidante, então se a quantidade de oxigênio, quando se adiciona Ti, for grande, serão formados óxidos brutos. Por esta razão, quando se produz aço, é necessário desoxidar o aço previamente pelo Si e pelo MN e diminuir a quantidade de oxigênio. Se os óxidos de Ti se tornam mais brutos, a transformação intragranular torna-se difícil e o efeito de fixação dos limites dos grãos torna-se menor, então o tamanho efetivo dos grãos de cristal do chapa de aço de material base e a HAZ do tubo de aço soldado algumas vezes se tornam mais brutos. B: B é um elemento que provoca um aumento na capacidade de endurecimento soluto no aço se tornar sólido, mas se adicionado em excesso, forma BN bruto e em particular provoca uma diminuição na tenacidade da HAZ, então o limite superior da quantidade de B é feito 0,0030%. O tubo de aço soldado da presente invenção adiciona B, o que aumenta a capacidade de endurecimento, em uma quantidade de 0,0003% ou mais e controla o parâmetro de capacidade de endurecimento do carbono equivalente Ceq e o parâmetro de capacidade de soldagem da susceptibilidade de fraturas Pcm até as faixas ótimas para garantir a resistência e a capacidade de soldagem. Note que a adição de 0,0003% ou mais de B é também eficaz para suprimir a formação de ferrita nos limites dos grãos. Além disso, devido à adição deliberada de B, se for formado BN fino, o sólido soluto N cai e junto com isso a tenacidade da HAZ aumenta, então é preferível fazer a quantidade de B acima de 0,0005%.
Mo: Mo é um elemento útil para aumentar a capacidade de endurecimento para promover a formação de bainita intragranular na HAZ e, também, formar carbonitretos para aumentar a resistência, mas a adição de 0,10% ou mais resulta em aumento dos custos de liga. Portanto, na presente invenção, o teor do caro moiibdênio é restrito a menos de 0,10%. O tubo de aço soldado da presente invenção controla o parâmetro de capacidade de endurecimento do carbono equivalente Ceq e o parâmetro de capacidade de soldagem da susceptibilidade a fraturas Pcm para as faixas ótimas de forma que a capacidade de endurecimento possa ser garantida mesmo se reduzir o teor de moiibdênio foi reduzido. O: Oxigênio é um elemento incluído inevitavelmente no aço, mas na presente invenção, para formar óxidos contendo Ti, a quantidade de O tem que ser limitada. A quantidade de oxigênio que permanece no aço durante o lingotamento, isto é, a quantidade de O no chapa de aço de material base, tem que ser feito 0,0001 a 0,0080%. Isto é porque se a quantidade de O for menor que 0,0001%, o número de partículas de óxido não será suficiente, enquanto se acima de 0,0080%, o número de partículas de óxido bruto se tornará maior e o material base e a tenacidade da HAZ serão prejudicados. Além disso, se o aumento na quantidade de oxigênio resultar no embru-tecimento dos óxidos principalmente de Ti, o chapa de aço de material base e a HAZ do tubo de aço soldado tornarão-se mais brutos em tamanho efetivo de grão de cristal.
Além disso, como elementos que melhoram a resistência e a tenacidade, é também possível adicionar um ou mais entre Cu, Ni, Cr, V, Nb, Zr, e Ta. Além disso, quando os teores desses elementos são menores que os limites inferiores preferíveis, não há efeito prejudicial particular, então esses elementos podem ser considerados como impurezas.
Cu e Ni: Cu e Ni são elementos efetivos para aumentar a resistência sem diminuir a tenacidade. Para obter esse efeito, os limites inferiores da quantidade de Cu e da quantidade de Ni são feitos preferivelmente 0,05% ou mais. Por outro lado, o limite superior da quantidade de Cu é preferivelmente 1,50% para suprimir a formação de fraturas no momento do aquecimento e da soldagem da placa de aço. O limite superior da quantidade de Ni é preferivelmente 5,00%, uma vez que sua inclusão em excesso prejudica a capacidade de soldagem. Note que, Cu e Ni são preferivelmente incluídos como um composto para suprimir a formação de defeitos de superfície Além disso, do ponto de vista de custo, os limites superiores de Cu e Ni são preferivelmente feitos 1,00% ou menos.
Cr, V, Nb, Zr, e Ta: Cr, V, Nb, Zr, e Ta são elementos que formam carbonetos e nitretos e aumentam a resistência do aço pelo fortalecimento da precipitação. Um ou mais podem ser incluídos. Para aumentar efetivamente a resistência, o limite inferior da quantidade de Cr é 0,02%, o limite inferior da quantidade de V é 0,010%, o limite inferior da quantidade de Nb is 0,001%, e os limites inferiores da quantidade de Zr e da quantidade de Ta são ambos 0,0001%. Por outro lado, se Cr for adicionado excessivamente, devido ao aumento da capacidade de endurecimento, a resistência aumentará e a tenacidade será algumas vezes prejudicada, então o limite superior da quantidade de Cr será preferivelmente feita 1,50%. Além disso, se V, Nb, Zr, e Ta forem adicionados excessivamente os carbonetos e nitretos se tornarão mais brutos e a tenacidade será algumas vezes prejudicada, então o limite superior da quantidade de V será preferivelmente feita 0,100%, o limite superior da quantidade de Nb será preferivelmente feita 0,200%, e s limites superiores das quantidades de Zr e Ta serão ambos pre- ferivelmente feitos 0,0500%.
Além disso, para controlar a forma das inclusões e melhorar a tenacidade, é possível adicionar um ou mais entre Mg, Ca, REM, Y, Hf, Re, e W. Além disso, se os teores desses elementos forem menores que os limites inferiores preferíveis, não há efeito prejudicial particular, então esses e-lementos podem ser considerados como impurezas.
Mg: Mg é um elemento eficaz para aumentar a finura de óxidos e controlar a forma dos sulfetos. Em particular, para obter o efeito de óxidos finos de Mg agido como núcleos para transformação intragranular e, também, suprimir o embrutecimento do tamanho do grão como partículas de fixação, a adição de 0,0001% ou mais é preferível. Por outro lado, se uma quantidade de Mg acima de 0,0100% foi adicionada, óxidos brutos serão formados e a tenacidade do chapa de aço de material base e a HAZ do tubo de aço soldado serão algumas vezes diminuídas, então o limite superior da quantidade de Mg será preferivelmente feita 0,0100%.
Ca e REM: Ca e REM são elementos úteis para controlar a forma dos sulfetos e formar grânulos para suprimir a formação de MnS expandido na direção de laminação e melhorar as características do material de aço na direção da espessura da chapa, em particular, a resistência ao rompimento lamelar. Para se obter esse efeito, os limites inferiores da quantidade de Ca e da quantidade de REM são ambos preferivelmente feitos 0,0001% ou mais. Por outro lado, se os limites superiores da quantidade de Ca e da quantidade de REM estiverem acima de 0,0050%, os óxidos aumentam, óxidos finos contendo Ti são reduzidos, e a transformação intragranular é algumas vezes inibida, então 0,0050% ou menos é preferível. Y, Hf, Re, e W: Y, Hf, W, e Re são elementos que têm efeitos similares ao Ca e aos REM. Se adicionados excessivamente, a transformação intragranular é algumas vezes inibida. Por essa razão, as faixas preferíveis da quantidade de Y, da quantidade de Hf, e da quantidade de Re são respectivamente 0,0001 a 0,0050% e a faixa preferível da quantidade de W é 0,01 a 0,50%.
Além disso, na presente invenção, para garantir a capacidade de endurecimento do chapa de aço de material base e da HAZ do tubo de aço soldado, fazer a razão de área de bainita do material base 80% ou mais, e formar bainita intragranular na HAZ, o carbono equivalente Ceq da fórmula 1 a seguir calculado a partir dos teores (% em massa) de C, Mn, Ni, Cu, Cr, molibdênio, e V é feito 0,30 a 0,53.
Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+molibdênio+V)/5 ...fórmula 1 Além disso, para garantir a tenacidade à baixa temperatura do material base e da HAZ, o parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm da fórmula 2 a seguir calculado a partir dos teores (% em massa) de C, Si, Mn, Cu, Cr, Ni, molibdênio, V, e B é feito 0,10 a 0,20.
Pcm=C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+molibdênio/15+V/10+5B ... fórmula 2 Note que a seletividade incluiu os elementos Ni, Cu, Cr, e V como impurezas quando com teores menores que os limites inferiores preferidos mencionados acima, então são entrados como ”0" nas fórmulas 1 e 2 acima.
Se a estrutura metálica do chapa de aço de material base usado para o tubo de aço soldado tem uma razão de área de bainita de 80% ou mais e uma área de razão de ferrita poligonal de 20% ou menos, o equilíbrio de resistência e tenacidade torna-se bom. Além disso, se a formação de óxi-dos principalmente de Ti resultar no tamanho efetivo de cristal sendo feito 20 μηι ou menos, o chapa de aço de material base torna-se bom em tenacidade. Note que, a ferrita poligonal é também eficaz para fazer o chapa de aço de material base mais fino em tamanho efetivo de grão de cristal. Uma razão de área de 3% ou mais é preferível. Além disso, a espessura do chapa de aço de material base é preferivelmente 25 mm ou mais e a resistência à tração na direção correspondente à direção circunferencial do tubo de aço é preferivelmente 600 MPa ou mais. Isto é para evitar fraturas devido à pressão interna no momento do uso como tubo de oleoduto. Note que, quando é necessário aumentar a pressão interna, a espessura do chapa de aço de material base é feito preferivelmente 30 mm ou mais. Por outro lado, a espessura do chapa de aço de material base é preferivelmente 40 mm ou menos e a resistência à tração na direção correspondente à direção circunfe- rencial do tubo de aço é 800 MPa ou menos. Isto é porque devido ao aumento na espessura e ao aumento na resistência à tração, a carga quando se conforma o chapa de aço de material base pelo processo UO aumenta. Note que, geralmente, a "direção correspondente à direção circunferencial do tubo de aço" é a direção da largura da chapa com chapa de aço de material base. A seguir, será explicado o método de produção.
Após produzir o aço pelo processo de produção de aço acima mencionado, ele é lingotado como uma placa de aço. O lingotamento pode ser executado por um método comum, mas do ponto de vista da produtividade, o lingotamento contínuo é preferível. A placa de aço é aquecida para laminação a quente. A temperatura de aquecimento da laminação a quente é feita 1000°C ou mais. Isto é para executar a laminação a quente a uma temperatura onde a estrutura do aço se torna uma fase única austenita, isto é, a região de austenita, e fazer o chapa de aço de material base mais fino em tamanho de grão de cristal. O limite superior não é definido, mas para suprimir o embrutecimento do tamanho efetivo de grão de cristal, é preferível fazer a temperatura de reaquecimento 1250°C ou menos. A laminação a quente pode ser iniciada imediatamente após a extração do forno de aquecimento, então a temperatura de partida da laminação a quente não é particularmente definida. Para fazer o tamanho efetivo de grão do chapa de aço de material base mais fino, a razão de laminação na região de recristalização acima de 900°C é preferivelmente feita 2,0 ou mais. A razão de laminação na região de recristalização é a razão da espessura da placa de aço e a espessura da chapa a 900°C. A seguir, se a razão de laminação foi feita na região de pré-recristalização a 900°C ou menos 2,5 ou mais, após o resfriamento a água, o tamanho efetivo do grão de cristal do chapa de aço de material base torna-se 20 pm ou menos. Para fazer o tamanho efetivo do grão de cristal do chapa de aço de material base mais fino, fazer a razão de laminação na região de pré-recristalização a 900°C ou menos 3,0 ou mais é preferível. Note que, na presente invenção, a "razão de laminação da região de laminação da pré-recristalização" significa a razão da espessura da chapa a 900°C dividido pela espessura da chapa após o fim da laminação. Além disso, os limites superiores das razões de laminação na região de pré-recristalização e na região de recristalização não são definidos, mas se se considerar a espessura da placa de aço antes da laminação e a espessura do chapa de aço de material base após a laminação, os limites são geralmente 12,0 ou menos. A temperatura final de laminação é preferivelmente a temperatura onde a estrutura do chapa de aço de material base se torna a fase única austenita ou mais durante a laminação a quente. Isto é, a temperatura final de laminação é preferivelmente feita Ar3 ou mais, mas está tudo bem para uma pequena quantidade de ferrita poligonal a ser formada durante a laminação, então a temperatura pode ser feita Ar3-50°C ou mais. Ac3 e Ar3 podem ser calculados pelos teores (% em massa) de C, Si, Μη, P, Cr, molib-dênio, W, Ni, Cu, Al, V, e Ti.
Ac3=910-203'?C-15,2Ni+44,7Si+104V+31,5Mo+13,1W-30Mn-11Cr- 20Cu+700P+400AI+400Ti Ar3=910-310C-55Ni-80Mo-80Mn-15Cr-20Cu Além disso, após o fim da laminação, a chapa é resfriada a á-gua. Se a temperatura de parada do resfriamento a água for feita 600°C ou menos, a estrutura metálica acima mencionada é obtida e o chapa de aço de material base torna-se excelente em tenacidade. O limite inferior da temperatura de parada do resfriamento a água não é definido. O resfriamento a água pode ser executado até a temperatura ambiente, mas se se considerar a produtividade e os defeitos do hidrogênio, 150°C ou mais é preferível. O aço da presente invenção tem uma composição de ingredientes que contém B e aumenta a capacidade de endurecimento, então mesmo se for resfriado a ar após o final da laminação, a bainita se forma facilmente, mas dependendo da composição de ingredientes e da temperatura de aquecimento, algumas vezes ferrita poligonal é formada e a razão de área da bainita se torna menor que 80%.
Quando se conforma o chapa de aço de material base em forma de um tubo, então soldando-se a arco as partes fronteiriças para se obter o tubo de aço soldado, a chapa de aço é preferivelmente conformada pelo processo UOE usando-se uma prensa C, uma prensa U e uma prensa O.
Para a soldagem a arco, do ponto de vista da tenacidade do metal da solda e da produtividade, é preferível empregar a soldagem a arco submerso. Em particular, quando se produz tubo de aço soldado tendo uma espessura de 25 a 40 mm, é preferível fazer a entrada de calor da soldagem por arco submerso das superfícies interna e externa 4,0 a 10,0 kJ/mm. Se nessa faixa de entrada de calor, no tubo de aço soldado da presente invenção tendo a composição de ingredientes acima mencionada, há a formação de bainita intragranular na HAZ, o tamanho efetivo de grãos de cristal da HAZ torna-se 150 prn ou menos, e uma tenacidade superior a baixa temperatura é obtida.
Em particular, isto ocorre porque quando se executa a soldagem a arco submerso um passe de cada vez das superfícies interna e externa, fazendo-se a entrada de calor menor que 4,0 kJ/mm, o metal da solda da soldagem descontínua executada antes da soldagem principal algumas vezes permanece entre a superfície metálica interna e a superfície metálica externa. Além disso, se se fizer a entrada de calor da soldagem a arco submerso 10,0 kJ/mm ou menos, mesmo com um tubo de aço de espessura de 25 a 40 mm, o tamanho de grão da austenita antiga da HAZ pode ser feito 500 pm ou menos. Isto é eficaz para aumentar a tenacidade. Note que, a entrada de calor quando se solda a partir da superfície interna e a entrada de calor quando se solda a partir da superfície externa não tem que ser feita mas mesmas condições. Alguma diferença na entrada de calor também é possível.
Se fizer as entradas de calor da soldagem a arco submerso das superfícies interna e externa 4,0 a 10.0 kJ/mm, quando a espessura do tubo de aço soldado for 25 a 40 mm, a velocidade de resfriamento de 800°C a 500°C no momento do resfriamento a HAZ se torna 2 a 15°C/s. Mesmo com uma velocidade de resfriamento mais lenta que a usual, no tubo de aço da presente invenção tendo a composição de ingredientes mencionada acima, bainita intragranular se forma na HAZ, a HAZ se torna 150 μιτι ou menos no tamanho efetivo de grão de cristal, e uma tenacidade superior a baixa temperatura pode ser obtida.
Além disso, o cordão usado para a soldagem é preferivelmente feito dos ingredientes a seguir de modo a tornar a composição dos ingredientes do metal da solda a faixa que será explicada mais tarde considerando a diluição dos ingredientes pelo chapa de aço de material base. Isto é, é uma composição de ingredientes contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,120%, Si: 0,05 a 0,50%, Mn: 1,0 a 2,5%, e Ni: 2,0 a 8,5%, também contendo Al: 0,100% ou menos e Ti: 0,050% ou menos, e tendo um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas. B pode ser incluído em uma quantidade de 0,0001 a 0,0050%, e um ou mais entre Cr, molibdênio, ande V pode ser incluído em uma faixa de Cr+molibdênio+V de 1,0 a 5,0%.
Também será explicada a composição de ingredientes do metal da solda. C é um eiemento extremamente eficaz para melhorar a resistência. A inclusão de 0,010% ou mais é preferível. Entretanto, se a quantidade de C for muito grande, facilmente ocorrerão fraturas na soldagem a baixa temperatura. Em particular, algumas vezes a HAZ, na assim chamada parte cruz em T, onde a zona de solda local e a zona de cruzamento da soldagem com costura endurece e a tenacidade é prejudicada. Por essa razão, fazer-se o limite superior da quantidade de C 0,100% é preferível. Para melhorar a tenacidade do metal da solda, é mais preferível fazer o limite superior 0,050% ou menos.
Si é preferivelmente incluído em uma quantidade de 0,01% ou mais, de modo a evitar o defeito de soldagem de bolhas de gás. Por outro lado, se incluído em excesso, a tenacidade à baixa temperatura é notavelmente degradada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,50% ou menos. Em particular, quando se executa a soldagem uma pluralidade de vezes, algumas vezes a tenacidade à baixa temperatura do metal de solda reaquecido se deteriora, então o limite superior é mais preferivelmente feito 0,40% ou menos. Μη é um elemento eficaz para garantir um equilíbrio superior entre resistência e tenacidade. Um limite inferior de 1,0% ou mais é preferível. Entretanto, se o MN for incluído em uma grande quantidade, é promovida a segregação. Não apenas a tenacidade à baixa temperatura é degradada, mas também a produção do cordão de solda usado para a soldagem torna-se difícil, então o limite superior é preferivelmente feito 2,0% ou menos. P e S são impurezas. Para reduzir a deterioração da tenacidade à baixa temperatura e a susceptibilidade à fraturas a baixa temperatura do metal da solda, os limites superiores desses elementos são preferivelmente feitos 0,020% e 0.010% ou menos. Note que, do ponto de vista da tenacidade à baixa temperatura, o limite superior mais preferível de P é 0,010%.
Al é um elemento adicionado para melhorar o refino e a solidificação quando se produz o cordão de solda. Para utilizar os óxidos finos à base de Ti para suprimir o embrutecimento do tamanho do grão do metal da solda, a inclusão de 0,001% ou mais de Al é preferível. Entretanto, Al é um elemento que promove a formação de MA, então o limite superior preferível do seu teor é feito 0,100% ou menos.
Ti é um elemento que forma óxidos finos que servem como núcleos para transformação intragranular e contribui para uma finura aumentada do tamanho de grão do metal da solda. A inclusão de 0,003% ou mais é preferível. Por outro lado, se incluir-se Ti em uma grande quantidade, um grande número de carbonetos de Ti é formado e a tenacidade à baixa temperatura é degradada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,050% ou menos. O é uma impureza. A quantidade de oxigênio que permanece finalmente no metal da solda é geralmente 0,0001% ou mais. Entretanto, quando a quantidade de O permanece acima de 0,0500%, o número de óxidos brutos aumenta e a tenacidade do metal da solda algumas vezes cai, então o limite superior é preferivelmente feito 0,0500% ou menos. O metal da solda também preferivelmente inclui seletivamente Ni, Cr, molibdênio, e V.
Ni é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento, e garante resistência e, também, melhora a tenacidade à baixa temperatura. A inclusão de 0,2% ou mais é preferível. Por outro lado, se o teor de Ni se torna muito grande, algumas vezes são formadas fraturas a alta temperatura, então o limite superior foi feito 3,2% ou menos.
Cr, molibdênio, e V são todos elementos que aumentam a capacidade de endurecimento. Para aumentar a resistência do metal da solda, um ou mais desses elementos podem ser incluídos em, um total de 0,2% ou mais. Por outro lado, se o total de um ou mais elementos entre Cr, molibdênio, e V excede 2,5%, a tenacidade baixa temperatura algumas vezes se deteriora, então o limite superior é preferivelmente feito 2,5% ou menos. O metal da solda pode também conter B. B é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento do metal da solda. Para aumentar a resistência, a inclusão de 0,0001% ou mais é preferível. Por outro lado, se o teor de B for maior que 0,0050%, a tenacidade é algumas vezes prejudicada, então o limite superior é preferivelmente feito 0,0050% ou menos. O metal da solda algumas vezes inclui outros elementos devido à diluição do chapa de aço de material base, por exemplo, Cu, Nb, Zr, Ta, Mg, Ca, REM, Y, Hf, Re, W, etc. adicionados seletivamente ao material base, e algumas vezes inclui Zr, Nb, Mg, e outros elementos adicionados de acordo com a necessidade para melhorar o refino e a solidificação do cordão de solda. Essas são impurezas inevitavelmente incluídas.
Para melhorar a circularidade do tubo de aço após a soldagem com costura, o tubo pode ser expandido. Quando se aumenta a circularidade do tubo de aço através de sua expansão, é necessária a deformação até a região plástica, então a taxa de expansão do tubo tem que ser feita 0,7% ou mais. A taxa de expansão do tubo mostra a diferença do comprimento cir-cunferencial externo do tubo de aço após a expansão e o comprimento cir-cunferencial externo do tubo de aço antes da expansão expressa como porcentagem. Se a taxa de expansão do tubo for feita maior que 2%, algumas vezes as deformações plásticas do material base e da zona de soldagem provocam uma queda na tenacidade. Portanto, a taxa de expansão do tubo é preferivelmente feita 0,7 a 2,0%.
Além disso, a zona de soldagem e a HAZ do tubo de aço são preferivelmente tratadas termicamente. Em particular, aquecendo-se até 300 a 500°C de temperatura, o MA bruto formado juntamente ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga de fratura em bainita e cementita fina e a tenacidade é melhorada. Se a temperatura de aquecimento for menor que 300°C, algumas vezes o MA bruto não de fratura suficientemente e o efeito de melhoria da tenacidade não é suficiente, então o limite inferior é preferivelmente feito 300°C ou mais. Por outro lado, se aquecer-se a zona de soldagem acima de 500°C, formam-se precipitados e a tenacidade do metal da solda algumas vezes se deteriora, então o limite superior é preferivelmente feito 500°C ou menos. Se a MA formada na HAZ reaquecida de fratura em bainita e cementita, na observação por um microscópio SEM, a forma é similar à da MA, mas precipitados finos brancos são incluídos internamente e a diferenciação da MA torna-se possível. A zona de soldagem e a HAZ podem ser tratadas termicamente a partir da superfície externa por um maçarico ou por aquecimento a alta frequência. O tubo pode ser imediatamente resfriado após sua superfície externa alcançar a temperatura de tratamento térmico, mas preferivelmente ele é mantido ali por 1 a 600 segundos para promover a quebra da MA. Entretanto, se se considerar o custo dos equipamentos e a produtividade, o tempo de manutenção é preferivelmente feito 300 segundos ou menos.
EXEMPLOS A seguir, serão explicados exemplos da presente invenção. Aços tendo os ingredientes químicos da Tabela 1 com as concentrações de oxigênio no momento da adição de Ti ajustadas na faixa de 0,001 a 0,003% foram produzidos e transformados em placas de aço tendo os ingredientes químicos da Tabela 1 e espessura de 240 mm. Essas placas de aço foram aquecidas até as temperaturas de aquecimento mostradas na Tabela 2 e laminadas a quente até 45 to 160 mm nas regiões de temperatura de recristalização de 950°C ou mais. Além disso, as operações de lami- nação a quente foram executadas até as espessuras da chapa mostradas ma Tabela 2 nas regiões de pré-recristalização da faixa de temperatura de 880°C a 800°C e pelas razões de laminação mostradas na Tabela 2. As temperaturas finais das operações de laminação a quente foram feitas Ar3-50°C ou mais. O resfriamento a água foi iniciado a 750°C e foi parado a várias temperaturas.
Corpos de prova com entalhe em V tendo a direção da largura da chapa como direção longitudinal e tendo entalhes fornecidos em paralelo com a direção da espessura da chapa foram preparados das chapas de aço obtidas com base na norma JIS Z 2242. As posições de amostragem dos corpos de prova Charpy foram feitas as partes da camada de superfície, isto é, posições cerca de 2 a 12 mm das superfícies, e as partes 1/2t, isto é, os centros substanciais na espessura. Testes de Charpy foram executados a -40°C para descobrir a energia de absorção. As propriedades de tensão foram avaliadas usando-se corpos de prova da norma API. Note que quando se conforma o chapa de aço de material base tendo uma espessura de chapa de 25 a 40 mm em um tubo soldado, a pequena extensão do efeito do esforço introduzido pelo processo de conformação na parte central da espessura da chapa é confirmado por análise pelo método do elemento finito. Além disso, as chapas de aço foram trabalhadas a frio para produzir tubos de aço soldados que foram verificados quanto a defeitos do trabalho de endurecimento. Como resultado, o TS algumas vezes aumentou de 20 a 30 MPa ou algo assim. A tenacidade foi pouco afetada tanto na parte central da espessura da chapa quanto na camada de superfície. Esta foi a extensão do erro de medição.
As microestruturas das partes centrais da espessura do chapa de aço de material base foram observadas sob um microscópio ótico, as razões de área da ferrita poligonal e da bainita foram medidas, e as estruturas residuais foram confirmadas. Os materiais base chapas de aço foram medidos quanto ao tamanho efetivo de grãos de cristal por EBSP.
Tabela 1 Tabela 1 (continuação) * * * Campos em branco nos ingredientes indicam que não houve adição. * Sublinhados na Tabela indicam foram da faixa da presente invenção.
Tabela 2 * Razão de laminação é a razão de laminação a 900°C ou menos até o fim da laminação. * Campos em branco no tratamento térmico indicam que não houve tratamento térmico. * Sublinhados na tabela indicam for a da faixa da presente invenção. A seguir, considerando a diluição pelo material base chapas de aço, cordões de solda tendo composições de ingredientes contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,120%, Si: 0,05 a 0,5%, Mn: 1,0 a 2,5%, Al: 0,100% ou menos, e Ti: 0,050% ou menos, também contendo, de acordo com a ne- cessidade, Ni: 2,0 a 8,5% e um ou mais entre Cr, molibdênio, V em Cr+molibdênio+V: na faixa de 1,0 a 5,0%, contendo B: 0,0001 a 0,0050%, e tendo saldos de Fe e as inevitáveis impurezas foram usadas para soldagem a arco submerso com entradas de calor de 4,0 a 10,0 kJ/mm para cada passo das superfícies interna e externa para preparar juntas da solda. Além disso, algumas das juntas foram tratadas termicamente às temperaturas mostradas na Tabela 2. Note que foram tiradas amostras dos metais de solda e analisadas quanto aos ingredientes. As resistências à tração dos metais de solda foram medidas com base na JIS Z 3111. Os ingredientes químicos e as resistências à tração dos metais de solda estão mostrados na Tabela 3.
Tabela 3 Tabela 4 * O saldo é o total de razões de austenita residual, martensita, e MA. * Estrutura intragranular transformada é a razão de área de bainita intragra-nular. * Sublinhados na tabela indica for a da faixa da presente invenção.
As produções nos 1 a 9 são exemplos da invenção. O material base chapas de aço teve tamanhos efetivos de grão de cristal de 20 μιτι ou menos e as HAZ's tiveram tamanhos efetivos de grãos de cristal de 150 μιτι ou menos. Além disso, os materiais base e as HAZ's tiveram energias de absorção de Charpy a -40°C excedendo 50J e boa tenacidade à baixa temperatura. Nesses exemplos da invenção, as posições de fratura nos testes de tração das juntas foi o material base chapas de aço, e o amolecimento da HAZ não se tornou um problema. Note que, a Produção n° 9 é um exemplo onde a temperatura do tratamento térmico foi baixa e, comparado com o caso do tratamento térmico a uma temperatura preferível, o efeito de melhoria da tenacidade à baixa temperatura foi um tanto pequeno.
Por outro iado, as Produções nos 10, 11, 14, e 15 tiveram ingredientes do chapa de aço de material base for a da faixa da presente invenção, enquanto as Produções nos 12 e 13 tiveram condições de produção fora da faixa da presente invenção. Esses são exemplos comparativos. Entre esses, a Produção n° 10 teve uma grande quantidade de Al e a Produção n° 11 teve uma pequena quantidade de Ti, então a bainita intragranular foi reduzida e, também, a tenacidade à baixa temperatura da HAZ caiu. A Produção n° 12 é um exemplo onde a razão de laminação a 900°C ou menos foi pequena, o tamanho efetivo de grão de cristal do chapa de aço de material base tornou-se maior, e a tenacidade à baixa temperatura do chapa de aço de material base caiu. Além disso, a Produção n° 13 é um exemplo de resfriamento a ar após a laminação, então a razão de área da ferrita poligonal do material base aumentou e a resistência caiu. A Produção n° 14 é um exemplo onde o Ceq e Pcm foram baixos, então a resistência caiu. A Produção n° 15 é um exemplo onde o Ceq e Pcm foram altos, então a resistência foi alta e a tenacidade do chapa de aço de material base caiu. Além disso, a resistência do chapa de aço de material base foi alta, então a amostra fraturou na HAZ como resultado do teste de tração da junta. APLICABILIDADE INDUSTRIAL
De acordo com a presente invenção, mesmo se o teor de molib-dênio for diminuído, a tenacidade à baixa temperatura da HAZ do tubo de aço soldado para oleoduto pode ser garantida, e podem ser fornecidos um tubo de aço soldado barato, de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura e um método de produção do mesmo. Além disso, de acordo com a presente invenção, a tenacidade à baixa temperatura de tubo de aço soldado grosso de alta resistência para oleoduto tendo uma espessura de 25 mm ou mais e, também, 30 mm ou mais, pode ser garantida. A contribuição para a indústria é notável.

Claims (14)

1. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura compreendendo tubo de aço obtido por soldagem com costura de uma chapa de aço de material base conformada em forma de tubo, em que a mencionada chapa de aço de material base tem uma composição de ingredientes contendo, em % em massa, C: 0,010 a 0,050%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 0,50 a 2,00%, S: 0,0001 a 0,0050%, Ti: 0,003 a 0,030%, O: 0,0001 a 0,0080%, e B: 0,0003 a 0,0030%, limitando P a 0,050% ou menos, Al a 0,020% ou menos, e Mo a menos de 0,10%, e tendo um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas, caracterizado pelo fato de que um Ceq descoberto da fórmula 1 a seguir é 0,30 a 0,53, um Pcm descoberto pela fórmula 2 a seguir é 0,10 a 0,20, uma estrutura metálica da mencionada chapa de aço de material base é compreendido de uma razão de área de 20% ou menos de ferrita poligonal e uma razão de área de 80% ou mais de bainita, o tamanho efetivo de grão de cristal é 20 μιτι ou menos, e o tamanho efetivo de grão de cristal da zona afetada pelo calor da solda é 150 μιτι ou menos: . fórmula 1 fórmula 2 em que C, Si, Mn, Ni, Cu, Cr, molibdênio, V, e B são os teores (% em massa) dos elementos individuais.
2. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a espessura da chapa de aço de material base é 25 a 40 mm.
3. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a resistência à tração da mencionada chapa de aço de material base usando-se a direção circunferencial do mencionado tubo de aço como direção de tensão é 600 a 800 MPa.
4. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que a mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%.
5. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que a mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou mais elementos entre Cr: 0,02 a 1,50%, V: 0,010 a 0,100%, Nb: 0,001 a 0,200%, Zr: 0,0001 a 0,0500%, e Ta: 0,0001 a 0,0500%.
6. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que a mencionada chapa de aço de material base também contém, em % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, REM: 0,0001 a 0,0050%, Y: 0,0001 a 0,0050%, Hf: 0,0001 a 0,0050%, Re: 0,0001 a 0,0050%, e W: 0,01 a 0,50%.
7. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com em qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado pelo fato de que o metal da solda contém, em % em massa, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,0 a 2,0%, Al: 0,001 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, limita P a 0,010% ou menos e S a 0,010% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas.
8. Tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que o metal da solda também contém, em % em massa, um ou ambos entre Ni: 0,2 a 3,2% e Cr+molibdênio+V: 0,2 a 2,5%.
9. Método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura caracterizado por produzir aço durante o que a adição de Si e Mn para desoxidação fraca, e então adicionando-se Ti para ajustar os ingredientes como definidos em qualquer uma das reivindicações 1 e 4 a 6, lingotando-se o aço, laminando-se a quente a placa de aço obtida, e também conformando a chapa de aço obtida em uma forma de tubo e soldando-se por costura as porções de costura.
10. Método de produção de um tubo de aço soldado para oleoduto de alta resistência superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 9, caracterizado pelo aquecimento da mencionada chapa de aço até ΙΟΟΟΌ ou mais, laminá-la a q uente a uma razão de laminação de 2,5 ou mais, e parando o resfriamento a água a 600Ό ou me- nos.
11. Método de produção de um tubo de aço de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 9 ou 10, caracterizado pela conformação da mencionada chapa de aço em forma de um tubo por um processo de UO, soldar as porções de costura das superfícies interna e externa por soldagem a arco submerso usando cordão de solda e um fluxo do tipo descarga ou do tipo fundido, então expandindo o tubo.
12. Método de produção de tubo de aço de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que a entrada de calor da mencionada soldagem a arco submerso é de 4,0 a 10,0 kJ/mm.
13. Método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade a alta temperatura de acordo com qualquer uma das reivindicações 9 a 12, caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura.
14. Método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade à baixa temperatura de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a zona de soldagem com costura é tratada termicamente na faixa de 300 a δΟΟΤλ
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