BRPI0719716B1

BRPI0719716B1 - tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura e método de produção do mesmo

Info

Publication number: BRPI0719716B1
Application number: BRPI0719716A
Authority: BR
Inventors: Hitoshi Asahi; Takuya Hara
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp; Nippon Steel Corp
Priority date: 2006-12-04
Filing date: 2007-12-04
Publication date: 2016-08-09
Also published as: EP2105513A4; RU2427663C2; CN101548026A; RU2009125552A; WO2008069335A1; CN101548026B; JP5251089B2; EP2105513A1; JP2008163456A; BRPI0719716A2; US20100003535A1; US8084144B2; EP2105513B1; KR20090055637A; KR101119239B1

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO DE AÇO SOLDADO PARA USO EM OLEODUTOS COM GRANDE ESPESSURA E MÉTODO DE PRODUÇÃO DO MESMO".

CAMPO TÉCNICO

[001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço soldado de espessura grossa e de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade a baixa temperatura adequado para oleoduto para transporte de petróleo bruto e gás natural.

TÉCNICA ANTERIOR

[002] No momento atual, como material para tubulações tronco para transporte a longas distâncias de petróleo bruto e gás, tubos de aço para oleodutos do padrão American Petroleum Institute (API) X70 (resistência à tração 564 MPa ou maior) ou maiores e até X80 (resistência à tração 620 MPa ou maior) foram colocados em uso prático. Em anos recentes, com o propósito de aumentar a eficiência do transporte de petróleo bruto e gás natural, foram feitos estudos sobre o aumento da pressão interna das tubulações. Juntamente com isso, tubos de aço de alta resistência X70 ou maior ou também X80 ou maior para oleodutos tendo uma resistência à tração de 600 MPa ou mais estão sendo exigidos que tenham também uma maior espessura.

[003] Em oposição a isso, o método de usar laminação controlada e resfriamento controlado para tornar a estrutura metálica bainita fina e produzir chapa de aço com espessura grossa excelente em resistência e tenacidade está sendo produzido (por exemplo, Publicação de patente japonesa (A) N° 2000-256777, Publicação de patente japonesa (A) N° 2004-76101, e Publicação de patente japonesa (A) N° 2004-143509). Tal tubo para oleoduto de alta resistência X80 ou maior tem uma espessura de no máximo menos de 25 mm. Um tubo para oleoduto grosso, de 25 mm ou mais ou 30 mm ou mais está sendo exigido.

[004] Em geral, quando se produz uma chapa de aço grossa, na parte central da espessura da chapa, a laminação com resfriamento controlado facilmente se torna insuficiente. Além disso, também se torna difícil garantir a velocidade de resfriamento no resfriamento controlado. Também, quando se produzem tubos de aço com espessura grossa, esse tubo de aço com espessura grossa é conformado por um processo UO em forma de um tubo, então as extremidades são unidas uma contra a outra e são executadas as soldagens por soldagem a arco. Esta soldagem com costura resulta em uma grande entrada de calor se o tubo de aço se tornar mais grosso. A zona afetada pelo calor da solda (chamada de "ZAC") torna-se mais bruta em relação ao tamanho dos grãos, então a queda na tenacidade a baixa temperatura torna-se um problema importante.

[005] Como tecnologia para melhorar a tenacidade a baixa temperatura da ZAC do tubo de aço de alta resistência para oleoduto, foi proposto o método de utilização de transformação intragranular para tornar a estrutura da ZAC mais fina (por exemplo, Publicação de patente japonesa (A) N° 8-325635, Publicação de patente japonesa (A) N° 2001-355039, e Publicação de patente japonesa (A) N° 2003-138340). O método proposto na Publicação de patente japonesa (A) N° 8-325635 provoca a formação de ferrita acicular como núcleos para óxidos. O método proposto na Publicação de patente japonesa (A) N° 2001-355039 e na Publicação de patente japonesa (A) N° 2003-138340 forma bainita intragranular usando inclusões compostas de óxidos e sulfetos como núcleos.

[006] A utilização de bainita intragranular é extremamente eficaz para melhorar a tenacidade a baixa temperatura da ZAC. Entretanto, se a velocidade de resfriamento cair devido à espessura aumentada do tubo de aço, a transformação para bainita torna-se insuficiente, é formada ferrita intragranular, e a resistência cai. Por esta razão, foi di- fícil aumentar a espessura do tubo de aço de alta resistência para oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura.

DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO

[007] Além disso, os inventores prepararam chapas de aço de espessura grossa de alta resistência X70 ou X80 ou maiores para oleodutos tendo uma espessura de chapa de 25 mm ou mais e uma resistência á tração (TS) de 600 MPa ou mais. Como resultado, foi definido que os problemas devido ao aumento da espessura da chapa de aço eram muito mais sérios do que se previa. Em particular, na parte central da espessura da chapa, a laminação por laminação controlada e a velocidade de resfriamento devido ao resfriamento controlado tornam-se insuficientes e então a tenacidade cai notavelmente em comparação com a 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 na chapa de aço de espessura grossa e de alta resistência para oleodutos é extrema mente difícil tornar a parte central da espessura da chapa uma estrutura de bainita fina.

[008] A presente invenção resolve tais problemas não previstos pela técnica anterior e fornece tubo de aço soldado, com espessura grossa, de alta resistência, para oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura capaz de garantir uma superior tenacidade a baixa temperatura da ZAC mesmo se tiver uma espessura de 25 mm ou mais, também 30 mm ou mais,e um método de produção da mesma.

[009] A presente invenção reduz os teores de C e Al e adiciona quantidades adequadas de Mo e B para aumentar a capacidade de endurecimento, controla o parâmetro de capacidade de endurecimento do carbono equivalente Ceq e o parâmetro de capacidade de solda-gem do parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm para faixas ótimas, toma o material base e a ZAC do tubo de aço soldado uma estru- tura metálica fina compreendida principalmente de bainita, e utiliza a bainita intragranular formada usando óxidos de Ti como núcleos para aumentar a finura do tamanho efetivo de grãos da ZAC em particular para assim obter um tubo de aço soldado de alta resistência excelente em tenacidade a baixa temperatura e tem como sua essência o seguinte: (1) Tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura compreendendo um tubo de aço obtido pela soldagem com costura do material base chapa de aço conformado em forma de tubo, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço contém, % 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%, Mo: 0,10 a 1,50%, B: 0,0003 a 0,0030%, e O: 0,0001 a 0,0080%, limita P: 0,050% ou menos e Al: 0,020% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas, o Ceq descoberto pela 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 fórmula 3 a seguir é satisfeita, a estrutura metálica do mencionado material base chapa de aço é compreendida de uma razão de área de 20% ou menos de ferrita poligonal e uma razão de área de 80% ou mais de bainita, e o tamanho efetivo de grão é 20 ocm ou menos, e o tamanho efetivo de grão da zona afetada pelo calor da solda é 150 ocm ou menos: Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo+V)/5 ...fórmula 1 Pcm=C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+Mo/15+V/10+5B ... fórmula 2 10C+100AI+5Mo+5Ni<3,3 ... fórmula 3 onde, C, Si, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, V, B, e Al são os teores (% em massa) dos elementos. (2) Tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa tem- peratura conforme apresentado no item (1) acima caracterizado pelo fato de que a espessura do material base chapa de aço é 25 to 40 mm. (3) Tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado no item (1) ou (2) acima, caracterizado pelo fato de que a resistência à tração do mencionado material base chapa de aço usando-se a direção periférica do mencionado tubo de aço como direção de tensão é 600 a 800 MPa. (4) Tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (3) acima, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço também contém, % em massa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%. (5) Tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos (1) a (4) acima, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço também contém, % 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 com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (5) acima, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço também contém, % em massa, um ou mais entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, terras raras: 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 com espessura grossa de alta re- sistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (1) a (6) acima caracterizado pelo fato de que o metal da solda contém, % em massa, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,0 a 2,0%, Ni: 0,2 a 3,2%, Cr+Mo+V: 0,2 a 2,5%, Al: 0,001 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, limita P: 0,020% ou menos e S: 0,010% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas. (8) Um método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade a baixa temperatura caracterizado por produção de aço durante a qual a adição de Si e Mn para desoxidação fraca, e então adição de Ti para ajustar os ingredientes àqueles descritos em qualquer um dos itens (1) e (4) a (6) acima, lingotar o aço, laminar a quente a placa de aço obtida, e posteriormente conformar a chapa de aço obtida em forma de tubo e soldar as porções com costura. (9) Um método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência para oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado no item (8) acima, caracterizado pelo aquecimento da mencionada placa de aço até 100013 ou mais, laminá-la a quente a partir de 90013 sob uma razão de laminação até o fim da la-minação de 2,5 ou mais, e resfriar a água até uma temperatura de parada de 600°C ou menos. (10) Um método de produção de tubo de aço soldado com espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado no item (8) ou (9) acima, caracterizado pela conformação do mencionado material base chapa de aço em forma de tubo por um processo UO, soldagem das porções de costura pelas superfícies interna e externa por soldagem a arco submerso, e então expandindo o tubo. (11) Um método de produção de tubo de aço soldado de alta resistência de espessura grossa para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado no item (10) 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. (12) Um método de produção de tubo de aço soldado de espessura grossa de alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado em qualquer um dos itens (8) a (11) acima caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura. (13) Um método de produção de tubo de aço soldado de grande espessura e alta resistência para uso em oleodutos superior em tenacidade a baixa temperatura conforme apresentado no item (12) acima, caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura na faixa de 300 a 500°C.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0010] A Figura 1 é uma vista esquemática de uma ZAC reaqueci-da.

[0011] A Figura 2 é uma vista mostrando os efeitos dos ingredientes na tenacidade da ZAC reaquecida.

MELHOR FORMA DE EXECUÇÃO DA INVENÇÃO

[0012] A presente invenção é um tubo de aço soldado feito de um material de aço reduzindo-se o teor de C e fazendo-se a estrutura metálica a baixa temperatura uma estrutura transformada compreendida principal mente de bainita para melhorar a tenacidade à qual B é adicionado para aumentar a capacidade de endurecimento e na qual é utilizada a bainita intragranular, em particular para tornar o tamanho efetivo de grão da ZAC mais fino e melhorar a tenacidade a baixa temperatura. Isto é, a presente invenção tem como sua maior característica a redução da quantidade de Al, o controle da quantidade de oxigênio e a adição de uma quantidade adequada de Ti para dispersar as inclusões finas extremamente eficaz como núcleos para transformação intragra-nular, e a utilização dessas como núcleos para transformação in-tragranular para tornar mais fino o tamanho efetivo de grão do material base chapa de aço. Note que, abaixo, o material base chapa de aço será também referido simplesmente como "chapa de aço". O tubo de aço soldado é também referido simplesmente como "tubo de aço".

[0013] A bainita intragranular da ZAC é obtida pela transformação da ferrita intragranular formada por transformação intragranular a uma alta temperatura usando as inclusões finas mencionadas acima como núcleos no momento do resfriamento. Portanto, fazer-se as quantidades de adição de Mo e B e o parâmetro de capacidade de endurecimento Ceq e o parâmetro de capacidade de soldagem Pcm as faixas ótimas é extremamente eficaz para formar a bainita intragranular mesmo no tubo de aço com uma grande espessura como na presente invenção, isto é, mesmo se a velocidade de resfriamento for mais lenta. Devido à formação dessa bainita intragranular, a tenacidade a baixa temperatura da ZAC é notavelmente melhorada sem diminuir a resistência. Além disso, a bainita intragranular pode contribuir também para a supressão do amolecimento da ZAC.

[0014] Acredita-se que mecanismo de formação da bainita intragranular seja como segue: óxidos do tipo ânion-furo podem conter um grande número de íons de Mn. Além disso, o MnS se precipita facilmente como um composto em óxidos. Por esta razão, uma camada vazia de Mn é formada em torno dos óxidos e sulfetos. Essa camada vazia de Mn age como núcleo para transformação quando se aquece o aço até uma alta temperatura onde a estrutura metálica se torna uma fase austenita e então se resfria a mesma. Geralmente é formada ferrita intragranular em forma de pétalas. Essa ferrita intragranular em 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 intragranular.

[0015] Um óxido tipo ânion-furo típico é um óxido fino compreendido principal mente de Ti. Bainita intragranular do tipo pétala é formada usando-se isso como núcleo. Além disso, sulfetos finos compreendidos principalmente de Mn coprecipitado como óxidos finos compreendidos principalmente de Ti. Note que, dependendo da composição de 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 o núcleo da bainita intragranular pode ser medido por um microscópio eletrônico de transmissão (MET). Um tamanho na faixa de 0,01 a 5 ocm é preferível.

[0016] Quando uma grande quantidade de bainita intragranular se forma na ZAC, a mistura de martensita e austenita (Constituinte Mar-tensita-Austenita, chamado "MA")que forma os pontos de partida da fratura torna-se mais fina e a tenacidade a baixa temperatura é grandemente melhorada. Se se mantiver a quantidade de C em 0,05% ou menos e se fizer as inclusões finas dispersaram, é formada bainita intragranular, a estrutura intragranular torna-se mais fina, e a unidade de fratura Charpy, isto é, o tamanho efetivo do grão, também se torna menor. Além disso, a bainita intragranular é mais dura que a ferrita intragranular, então a formação de bainita intragranular pode suprimir o amolecimento da ZAC.

[0017] Na ZAC da parte central da espessura do tubo de aço soldado de alta resistência para oleoduto (próximo da parte a 1/2 da espessura, chamada "parte 1/2"), conforme mostrado esquematicamente na Figura 1, o MA bruto presente ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga da ZAC reaquecida torna-se o ponto de partida de fraturas e algumas vezes prejudica a tenacidade. Na Figura 1, 1 indica a ZAC reaquecida, 2 uma mistura de martensita e austenita, e 3 os limi- tes dos grãos de austenita antiga. A "ZAC reaquecida" é a porção do metal de solda e a ZAC próxima da linha de soldagem n a soldagem precedente sendo aquecida pela soldagem subsequente. Geralmente, a ZAC, embora diferindo um pouco devido à entrada de calor no momento da soldagem, é a porção dentro de 10 mm da linha de solda. Por exemplo, quando se fornecem entalhes em posições a 1 mm ou 2 mm da linha de solda, a energia de absorção Charpy a -40°C algumas vezes se torna menos de 50 J.

[0018] Os inventores se engajaram em estudos para melhorar a tenacidade a baixa temperatura pelo aumento da finura do tamanho efetivo de grão da ZAC e suprimindo a formação de MA. Inicialmente, eles obtiveram amostras dos materiais de aço compreendidos de várias composições de ingredientes, executaram tratamento térmico simulando a história térmica da ZAC reaquecida prevendo a soldagem a arco submerso das porções de costura na produção de tubos de aço de uma espessura de 25 a 40 mm (chamado de "teste de reprodução da ZAC reaquecida"). Para isso, eles aqueceram cada material de aço até 1400*0, imediatamente resfriaram-nos até a temperatura ambiente, aqueceram-nos até 7500, e imediatamente resfri aram-nos até a temperatura ambiente. A velocidade de resfriamento de 800°C até 500°C no momento do resfriamento foi feita de 2 a 15°C/s. Dos materiais de aço após o teste de reprodução da ZAC reaquecida, os inventores obtiveram corpos de prova com entalhe em V com base na JIS Z 2242 e executaram os testes de impacto Charpy a -40°C. Os resultados de tenacidade avaliados pelo teste de reprodução da ZAC reaquecida estão mostrados na Figura 2.

[0019] A Figura 2 mostra a relação entre 10C+100AI+5Ni+5Mo e a energia de absorção Charpy a -40°C da ZAC reaquecida obtida pelos testes simulados. Os inventores estudaram os efeitos de C, Mo, e Ni, que afetam a formação de MA, e Al, que afeta a transformação in- tragranular, na tenacidade da ZAC reproduzida, Além disso, com base nos resultados obtidos, eles antes de mais nada regressaram a relação entre as quantidades de adição dos elementos e os efeitos para obter o parâmetro 100+100AI+5Ní+5Mo correlacionado com a tenacidade da ZAC reproduzida. Da Figura 2 tornou-se claro que suprimindo-se 10C+100AI+5Ni+5Mo para menos de 3,3, a energia de absorção Charpy da ZAC reaquecida a -40aC torna-se 50J ou mais. Note que, os inventores também confirmaram os efeitos do trabalho de endurecimento quando trabalhando a frio a chapa de aço para produzir o tubo de aço. Como resultado, a TS algumas vezes aumentou cerca de 20 a 30 MPa. A tenacidade foi pouco afetada tanto na parte central da espessura da chapa quanto na parte da camada de superfície. O efeito foi da extensão de erro de medição, [0020] Amostras excelentes em tenacidade a baixa temperatura da ZAC reaquecida foram medidas quanto ao tamanho efetivo do grão por EBSP (padrão de elétrons retroespalhados). Como resultado, foi definido que a tenacidade foi 150 xm ou menos. Além disso, os inventores investigaram a estrutura metálica e as inclusões. Como resultado tornou-se claro que principalmente óxidos finos de Ti, óxidos compostos e sul fetos compostos foram formados e que bainita intragranular foi formada na ZAC usando-se esses como núcleos para precipitação. Isto é, o tamanho efetivo de grão da ZAC se torna 150 xm ou menos devido à formação de bainita intragranular e a tenacidade a baixa temperatura torna-se boa, [0021] A seguir, os inventores se engajaram numa pesquisa intensiva para satisfazer a tenacidade do material base chapa de aço. Isto é porque se a espessura se tornar 25 mm ou mais, surgiram os problemas de que a razão de laminação na região de temperatura de pré-recristalização não pode ser garantida, a parte 1/2t torna-se mais bruta quanto ao tamanho do grão, e a energia Charpy cai. Os inventores se engajaram em estudos e como resultado descobriram que fazendo-se a razão de área da ferrita poligonal 20% ou menos, fazendo-se a razão de área da bainita 80% ou mais, e fazendo-se o tamanho efetivo do grão do material base chapa de aço 20 ocm ou menos, o material base chapa de aço é melhorado em resistência e tenacidade e, em particular, a queda na tenacidade da parte central da espessura da chapa pode ser suprimida. Especificamente, a energia de absorção Charpy a -40°C do corpo de prova tirado de próximo da superfície, isto é, a uma posição cerca de 2 a 12 mm da superfície do material de aço, torna-se 200J ou mais. É possível fazer a energia Charpy quando se tira o corpo de prova da parte 1/2t, isto é, o centro substancial da espessura, 100J ou mais. Note que, o teste de impacto Charpy foi executado com base na JIS Z 2242 usando-se um corpo de prova com entalhe em V a -40° C.

[0022] Os óxidos finos principalmente de Ti, óxidos compostos, e sulfetos compostos da presente invenção são eficazes não apenas para formação de bainita intragranular da ZAC, mas também para tornar o material base chapa de aço mais fino no tamanho efetivo de grão. Em particular, torna-se possível aumentar a fineza do tamanho efetivo dos grãos na parte 1/2t do material base chapa de aço, o que foi difícil no passado, pelos óxidos finos principalmente de Ti, óxidos compostos e sulfetos compostos. A razão é considerada ser como segue.

[0023] Inicialmente quando a laminação na região de temperatura da pré-recristalização é garantida, é promovida a transformação usual dos limites dos grãos, então a transformação intragranular dos óxidos, óxidos compostos e sulfetos compostos é difícil. Acredita-se que isso seja porque se o tamanho de grão se tornar pequeno devido à segurança da laminação, em comparação com a transformação intragranular, a velocidade de crescimento da bainita formada nos limites dos grãos torna-se muito grande. Isto é, acredita-se que a transformação dos limites dos grãos é completada antes da transformação intragranu-lar.

[0024] Por outro lado, quando a razão de laminação na região de temperatura de pré-recristalização não for suficiente, o tamanho de grão torna-se mais bruto em particular na parte central da espessura da chapa, então o crescimento da bainita formada nos limites dos grãos também se torna mais lento. Por esta razão, acredita-se que o tamanho efetivo do grão se torna mais fino devido à transformação in-tragranular dos óxidos principalmente de Ti, óxidos compostos, e sulfe-tos compostos. Além disso, acredita-se que os óxidos finos agem como partículas de fixação e suprimem o crescimento dos grãos o que é também eficaz para aumentar a finura do tamanho efetivo dos grãos do material base chapa de aço.

[0025] Por esta razão, na presente invenção, o controle da quantidade de oxigênio no processo de produção do aço é extremamente importante. Em particular, quando se ajusta a composição dos 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 adicionar Ti. A concentração de oxigênio quando se adiciona Ti é preferivelmente 0,001 a 0,003%. Devido a isso, é possível dispersar-se os óxidos de Ti, especificamente Ti203, de um tamanho de grão de 0,01 a 10 ocm e um número 1 cem2 de área de 10 a 1000/mm2. Devido a isso, a formação da transformação intragranular é promovida e o material base chapa de aço e a ZAC do tubo de aço soldado se tornam mais finos quanto ao tamanho efetivo de grãos.

[0026] Quando se ajusta a composição de ingredientes por tal processo de produção de aço e laminação a quente da placa de aço lin-gotado, fazendo-se a razão de laminação de 900*0 at é o final da laminação 2,5 ou mais, preferivelmente 3,0 ou mais, é possível tornar o tamanho efetivo dos grãos do material base chapa de aço 20 ocm ou menos.

[0027] O tamanho efetivo de grão é o valor obtido usando-se EBSP para converter uma área rodeada por limites tendo uma diferença de orientação de cristal de 15° ou mais para o d iâmetro equivalente do círculo. Além disso, é observada "ferrita poligonal" 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 material base chapa de aço, mar-tensita, austenita residual, e MA são algumas vezes incluídas como saldo de ferrita poligonal e bainita.

[0028] Na presente invenção, a bainita é definida como uma estrutura onde carbonetos se precipitam entre as lâminas ou massas de ferrita ou onde os carbonetos se precipitam nas lâminas. Além disso, martensita é uma estrutura onde carbonetos não se precipitam entre as lâminas ou nas lâminas. A austenita residual é a austenita formada a uma alta temperatura que permanece no material base chapa de aço do tubo de aço soldado.

[0029] Além disso, devido ao tratamento térmico da zona de sol-dagem, a MA bruta formada ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga da ZAC se fratura em cementita fina, então a tenacidade a baixa temperatura é melhorada. Devido a isso, a parte associada da parte 1/2t ou a parte associada +1 mm a uma baixa temperatura é melhorada em tenacidade. Por exemplo, se se aquecer a zona de solda-gem até 300 a 500°C de temperatura, a energia de absorção Charpy a uma temperatura baixa de -40°C pode ser feita 50J ou mais. Portanto, quando usado a uma temperatura extremamente baixa de -40°C ou menos, é preferível também tratar termicamente a estrutura que forma bainita intragranular e obter uma estrutura mista de bainita intragranu-lar e cementita.

[0030] Abaixo serão explicadas as razões para limitação do material base chapa de aço da presente invenção. Note que a ZAC é a zona afetada pelo calor que não se funde no momento da soldagem, então os ingredientes da ZAC 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 alcançar tanto alta resistência quanto alta tenacidade. Se a quantidade de C for menor que 0,010%, a resistência é insuficiente. Se acima de 0,050%, a tenacidade cai. Por esta razão, na presente invenção, a quantidade ótima de C é feita na faixa de 0,010 a 0,050%.

Si: Si é um elemento desoxidante importante na presente invenção. Para obter esse efeito, é necessária a inclusão de 0,01% ou mais de Si no aço. Por outro lado, se o teor de Si for maior que 0,50%, a tenacidade da ZAC cai, então o limite superior é feito 0,50%.

Mn: Mn é um elemento usado como agente desoxidante, é necessário para garantir a resistência e a tenacidade do material base chapa de aço, 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 ZAC é prejudicada. Portanto, a faixa de teor de Mn é feita 0,50 a 2,00%. Note que, Mn é um elemento econômico, 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 reduz notavelmente a tenacidade do material base chapa de aço se incluído acima de 0,050%. Portanto, o limite superior do teor de P foi feito 0,050%. Para aumentar a tenacidade da ZAC, o teor de P é preferivelmente feito 0,010% ou menos. S: S, na presente invenção, é um elemento importante para formar MnS e outros sulfetos eficazes como núcleos para transformação intragranular. Se o teor de S se torna menor que 0,0001%, a quantidade de formação de sulfetos cai e a transformação intragranular não ocorre notavelmente, então ele tem que ser feito 0,0001 ou mais. Por outro lado, se o material base chapa de aço contém S acima de 0,0050%, sulfetos brutos são formados e a tenacidade é reduzida, então o limite superior da quantidade de S é feito 0,0050% ou menos. Para aumentar a tenacidade da ZAC, 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. Assim, o limite superior preferível é 0,008% ou menos.

Ti: Ti, na presente invenção, é um elemento extremamente importante para produzir óxidos de Ti, que agem efetivamente como núcleos para transformação intragranular, finamente dispersos. Entretanto, se se incluir Ti em excesso, são formados carbonitretos e a tenacidade é 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, óxidos brutos são formados. Por esta razão, quando se produz o aço, é necessário desoxidar o aço previamente com Si e Mn e reduzir a quantidade de oxigênio. Se os óxidos de Ti se tornarem mais brutos, a transformação intragranular se torna difícil e o efeito de fixação dos limites dos grãos se torna menor, então o tamanho efetivo de grãos do material base chapa de aço e da ZAC do tubo de aço soldado algumas vezes se torna mais bruto.

Mo: Mo é um elemento eficaz para aumentar a capacidade de endurecimento e formar carbonitretos para aumentar a resistência. Para obter esse efeito, a adição de 0,10% ou mais é necessária. Por outro lado, se se adicionar Mo acima de 1,50%, a tenacidade cai, então o limite superior da quantidade de Mo é feita 1,50% ou menos. B: B é um elemento que provoca um aumento na capacidade de endurecimento se se tornar sólido soluto no aço, mas se adicionado em excesso, forma BN bruto e em particular provoca uma diminuição na tenacidade da ZAC, 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 do parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm para 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 dos limites dos grãos. Além disso, devido à adição deliberada de B, se BN fino for formado, o N sólido soluto cai e juntamente com isso a tenacidade da ZAC aumenta, então é preferível fazer a quantidade de B acima de 0,0005%. O: Oxigênio é um elemento inevitavelmente incluído 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 material base chapa de aço, tem que ser feita 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 é suficiente, enquanto se for acima de 0,0080%, o número de partículas brutas de óxido torna-se maior e o material base e a tenacidade da ZAC são prejudicados. Além disso, se o aumento na quantidade de oxigênio resulta no embrutecimento dos óxidos principalmente de Ti, o material base chapa de aço e a ZAC do tubo de aço soldado tornam-se mais brutos quanto ao tamanho efetivo de grão.

[0031] Além disso, como elementos para melhorar a resistência e tenacidade, é também possível adicionar um ou mais elementos entre Cu, Ni, Cr, V, Nb, Zr, e Ta. Também, quando os teores desses elementos forem menores que os limites inferiores preferíveis, não há efeito prejudicial em particular, então esses elementos podem ser considerados como impurezas.

Cu e Ni: Cu e Ni são elementos eficazes que aumentam a resistência sem diminuir a tenacidade. Para obter esse efeito, os limites inferiores da quantidade de Ni são preferivelmente feitos 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 soldagem da placa de aço. O limite superior da quantidade de Ni é preferivelmente 5,00% uma vez que a 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 do Cu e do 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 por reforço da precipitação. Um ou mais podem ser incluídos. Para aumentar efetivamente a resistência, o limite inferior de Cr é 0,02%, o limite inferior da quantidade de V é 0,010%, o limite inferior da quantidade de Nb é 0,001%, e os limites inferiores da quantidade de Zr e da quantidade de Ta são ambos 0,0001%. Por outro lado, se se adicionar Cr excessivamente, devido ao aumento da capacidade de endurecimento, a resistência aumenta e a tenacidade é algumas vezes prejudicada, então o limite superior da quantidade de Cr é preferivelmente feito 1,50%. Além disso, se se adicionar excessivamente V, Nb, Zr, e Ta, os carbonetos e nitretos tornam-se mais brutos e a tenacidade é algumas vezes prejudicada, então o limite superior da quantidade de V é preferivelmente feita 0,100%, o limite superior da quantidade de Nb é preferivelmente feito 0,200%, e os limites superiores das quantidades de Zr e Ta são ambos preferivelmente feitos 0,0500%.

[0032] Além disso, para controlar a forma das inclusões e melhorar a tenacidade, é possível adicionar um ou mais entre Mg, Ca, terras raras, 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 elementos 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 se obter o efeito de óxidos finos de Mg agindo como núcleos para transformação intragranular e, também, suprimir o embrutecimento do tamanho dos grãos como partículas de fixação, uma adição de 0,0001% ou mais é preferível. Por outro lado, se se adicionar uma quantidade de Mg acima de 0,0100%, são formados óxidos brutos e a tenacidade do material base chapa de aço e da ZAC do tubo de aço soldado é algumas vezes reduzida, então o limite superior da quantidade de Mg é preferivelmente feito 0,0100%.

Ca e terras raras: Ca e terras raras 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 obter esse efeito, os limites inferiores da quantidade de Ca e da quantidade de terras raras são ambos preferivelmente feitos 0,0001% ou mais. Por outro lado, se os limites superiores da quantidade de Ca e da quanti- dade de terras raras estiverem acima de 0,0050%, os óxidos aumentam, os óxidos finos contendo Ti são reduzidos, e a transformação in-tragranular 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 um efeito similar ao Ca e terras raras. Se adicionados excessivamente, a transformação intragranular é algumas vezes inibida. Por esta razão, as faixas preferíveis da quantidade de Y, a quantidade de Hf, e a quantidade de Re são respectivamente 0,0001 a 0,0050% e a faixa preferível da quantidade de W é 0,01 a 0,50%.

[0033] Além disso, na presente invenção, para garantir a capaci- dade de endurecimento do material base chapa de aço e da ZAC do tubo de aço soldado, fazer a razão de área de bainita do material base 80% ou mais, e formar bainita intragranular na ZAC, o carbono equivalente Ceq da fórmula 1 a seguir calculado a partir do teor (% em massa) de C, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, e V é feito 0,30 a 0,53. Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo+V)/5 ...fórmula 1 [0034] Além disso, para garantir a tenacidade a baixa temperatura do material base chapa de aço e da ZAC do tubo de aço soldado, o parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm da fórmula 2 a seguir calculado a partir do teor (% em massa) de C, Si, Mn, Cu, Cr, Ni, Mo, V, e B é feito 0,10 a 0,20.

Pcm=C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni /60+Mo/15+V/10+5B ... fórmula 2 [0035] Além disso, para garantir a tenacidade a baixa temperatura da ZAC, é necessário que os teores (% em massa) de C, Al, Mo, e Ni satisfaçam a fórmula 3 a seguir: 10C+100AI+5Mo+5Ni<3,3 ... fórmula 3 [0036] Note que os elementos seletivamente incluídos Ni, Cu, Cr, e V são impurezas quando em menor quantidade que os limites inferiores preferidos mencionados acima, então são introduzidos como "0" nas fórmulas 1 a 3 acima.

[0037] Se a estrutura metálica do material base chapa de aço usada para tubo de aço soldado tem uma razão de área de bainita de 80% ou mais e uma razão de área de ferrita poligonal de 20% ou menos, o equilíbrio de resistência e tenacidade torna-se bom. Além disso, se a formação de óxidos principalmente de Ti resulta no tamanho efetivo do grão ser feito 20 ocm ou menos, o material base chapa de aço torna-se bom em tenacidade. Note que a ferrita poligonal é também eficaz para tornar o material base chapa de aço mais fino quanto ao tamanho efetivo de grão. Uma razão de área de 3% ou mais é preferível. Além disso, a espessura do material base chapa de aço 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 para oleoduto. Note que, quando o aumento da pressão interna é necessário, a espessura do material base chapa de aço é preferivelmente feita 30 mm ou mais. Por outro lado, a espessura do material base chapa de aço é preferivelmente 40 mm ou menos e a resistência à tração na direção correspondente à direção circunferencial do tubo de aço é preferivelmente 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 material base chapa de aço pelo processo UO aumenta. Note que, geralmente, a "direção correspondente à direção circunferencial do tubo de aço" é a direção da largura do material base chapa de aço.

[0038] A seguir será explicado o método de produção.

[0039] Após produzir o aço pelo processo de fabricação de aço acima mencionado, ele é lingotado como uma placa de aço. O lingo-tamento pode ser executado pelo método comum, mas do ponto de vista de produtividade, o lingotamento contínuo é preferível. A placa de aço é aquecida para laminação a quente.

[0040] A temperatura de aquecimento da laminação a quente é feita 1000°C ou mais. Isto é para realizar a laminação a quente a uma temperatura onde a estrutura do aço se torna uma fase austenita única, isto é, a região de austenita, e fazer o material base chapa de aço mais fino em relação ao tamanho efetivo de grão. O limite superior não é definido, mas para suprimir o embrutecimento do tamanho efetivo do grão, é preferível fazer-se a temperatura de reaquecimento 1250°C ou menos.

[0041] A laminação a quente pode ser iniciada imediatamente após a retirada do forno de reaquecimento, então a temperatura de partida da laminação a quente não é particularmente definida. Para tornar o tamanho efetivo do grão do material base chapa de aço 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 para a espessura da chapa a 900*0.

[0042] A seguir, se se fizer a razão de laminação na região de pré-recristalização a 900°C ou menos 2,5 ou mais, após o resfriamento a água, o tamanho efetivo de grão do material base chapa de aço torna-se 20 ocm ou menos. Para tornar o tamanho efetivo do grão do material base chapa de aço mais fino, é preferível fazer-se a razão de laminação na região de pré-recristalização a 900°C ou menos 3,0 ou mais. Note que, na presente invenção, a "razão de laminação da região de pré-recristalização" significa a razão da espessura da chapa a 900°C dividida pela espessura da chapa após o término da laminação.

[0043] Além disso, os limites superiores das razões de laminação na região de pré-recristalização e da região de recristalização não são definidos, mas considerando-se a espessura da placa de aço antes da laminação e a espessura do material base chapa de aço após a lami- nação, os limites são geralmente 12,0 ou menos.

[0044] A temperatura final da laminação é preferivelmente a temperatura onde a estrutura do material base chapa de aço se torna a fase austenita única ou mais durante a laminação a quente. Isto é, a temperatura final de laminação é preferivelmente feita Ar3 ou mais, mas tudo bem se uma pequena quantidade de ferrita poligonal seja 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, Mo, W, Ni, Cu, Al, V, e Ti.

Ac3=910-203VC-15,2Ni+44,7Si+104V+31,5Mo+13,1 W-30Mn-11 Cr-20Cu+700P+400AI+400Ti Ar3=910-310C-55Ni-80Mo-80Mn-15Cr-20Cu [0045] Além disso, após o término da laminação, a chapa é resfriada a água. Se a temperatura de parada do resfriamento a água for feita 600°C ou menos, a estrutura metálica acima mencionada é obtida e o material base chapa de aço 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 considerando-se a produtividade e os defeitos do oxigênio, é preferível 150°C ou mais. O aço da presente invenção tem uma composição de ingredientes contendo B e que aumenta a capacidade de endurecimento, então mesmo se resfriada a ar após o término da laminação, a bainita se forma facilmente, mas dependendo da composição de ingredientes e da temperatura de aquecimento, algumas vezes a ferrita poligonal é formada e a razão de área da bainita se torna menor que 80%.

[0046] Quando se conforma o material base chapa de aço em forma de um tubo, e então soldando-se a arco as partes adjacentes para se obter o tubo de aço soldado, a chapa de aço é preferivelmente con- formada pelo processo UOE usando-se uma prensa-C, uma prensa-U e uma prensa-O.

[0047] Para a soldagem a arco, do ponto de vista da tenacidade do metal da solda e da produtividade, é preferível empregar 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 a arco submerso nas superfícies interna e externa 4,0 a 10,0 kJ/mm. Se nesta faixa de entrada de calor, no tubo de aço soldado da presente invenção tendo a composição de ingredientes acima mencionada, a bainita intragranular se forma na ZAC, o tamanho efetivo de grão da ZAC se torna 150 ocm ou menos, e uma tenacidade superior a baixa temperatura é obtida.

[0048] Em particular, isto é porque quando se executa a soldagem a arco submerso um passe de cada vez nas superfícies interna e externa, se se fizer a entrada de calor menor que 4,0 kJ/mm, o metal da solda da soldagem de adesão executada antes da soldagem principal algumas vezes fica entre o metal da superfície interna e o metal da superfície externa. Além disso, se se fizer a entrada de calor da soldagem a arco submerso 10,0 kJ/mm ou menos, mesmo com tubo de aço com uma espessura de 25 a 40 mm, o tamanho de grão da austenita antiga da ZAC pode ser feito 500 ocm 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 têm que ser feitas nas mesmas condições. Alguma diferença na entrada de calor é também possível.

[0049] Se for feitas 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 to 40 mm, a velocidade de resfriamento de 800°C a 500°C no momento do resfriamento da ZAC se torna 2 a 15°C/s. Mesmo com uma velocidade de resfriamento mais lenta que a usual, no tubo de aço soldado da presente invenção tendo a composição de ingredientes acima mencionada, a bainita intragranu-lar forma-se na ZAC, a ZAC torna-se 150 cem ou menos em tamanho eficaz de grão, e é obtida uma tenacidade superior a baixa temperatura.

[0050] Além disso, o cordão usado para a soldagem é preferivelmente feito dos ingredientes a seguir de modo a fazer a composição de ingredientes do metal da solda na faixa explicada mais tarde consi-derando-se a diluição dos ingredientes pelo material base chapa de aço. Isto é, é uma composição de ingredientes contendo, % 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%, contendo um ou mais elementos entre Cr, Mo, e V com Cr+Mo+V: na faixa de 1,0 a 5,0%, também contendo Al: 0,100% ou menos e Ti: 0,050% ou menos, e tendo um saldo de Fe e as inevitáveis impurezas. De acordo com a necessidade, B pode também ser incluído em 0,0001 a 0,0050%.

[0051] Também a composição de ingredientes do metal da solda será explicada. C é um elemento extremamente eficaz para melhorar a resistência. A inclusão de 0,010% ou mais é preferível. Entretanto, se a quantidade de C for muito grande, fraturas na soldagem a baixa temperatura ocorrerão facilmente. Em particular, algumas vezes a ZAC endurece na assim chamada parte de cruz em T onde a zona de soldagem local da soldagem com costura cruzam-se e a tenacidade é prejudicada. Por esta razão, é preferível fazer o limite superior da quantidade de C 0,100%. 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. Por outro lado, se incluído excessivamente, 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 a baixa temperatura do metal de solda reaquecido deteriora-se, então o limite superior é mais preferivelmente feito 0,40% ou menos.

Mn 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, a segregação é promovida. Não apenas a tenacidade a baixa temperatura é degradada, mas também a produção do cordão de solda usado para a soldagem se torna difícil, então o limite superior é preferivelmente feito 2,0% ou menos. P e S são impurezas. Para reduzir a deterioração da tenacidade a baixa temperatura e da susceptibilidade a 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 a baixa temperatura, o limite superior mais preferível de P é 0,010%.

Ni é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento e garante a resistência e, também, melhora a tenacidade a baixa temperatura. A inclusão de 0,2% ou mais é preferível. Por outro lado, se o teor de Ni tornar-se muito grande, as fraturas a alta temperatura algumas vezes são formadas, então o limite superior foi feito 3,2% ou menos.

Cr, Mo, 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 entre Cr, Mo, e V exceder 2,5%, a tenacidade a baixa temperatura algumas vezes de-teriora-se, então o limite superior é preferivelmente feito 2,5% ou me- nos.

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 de grão do metal de solda, a inclusão de 0,001% ou mais de Al é preferível. Entretanto, o Al é um elemento que promove a formação de MA, então o limite superior preferível de seu teor é feito 0,100% ou menos.

Ti é um elemento que forma óxidos finos que servem como núcleos para a transformação intragranular e contribui para aumentar a finura do tamanho de grão do metal da solda. A inclusão de 0,003% ou mais é preferível. Por outro lado, se se incluir Ti em uma grande quantidade, um grande número de carbonetos de Ti é formado e a tenacidade a 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 afinal no metal da solda é frequentemente 0,0001% ou mais. Entretanto, se a quantidade de O que permanece for maior que 0,0500%, a quantidade de óxidos brutos torna-se maior 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 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 estiver acima de 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 material base chapa de aço, por exemplo, Cu, Nb, Zr, Ta, Mg, Ca, terras raras, 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 de melhorar o refino e a solidificação do cordão de solda. Esses elementos são impurezas inevitavelmente incluídas.

[0052] Para melhorar a circularidade do tubo de aço após a solda-gem com costura, o tubo pode ser expandido. Quando aumenta-se a circularidade do tubo de aço através de sua expansão, é necessária a deformação para 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 circunferencial externo do tubo de aço após a expansão e o comprimento circunferencial externo do tubo de aço antes da expansão dividido pelo comprimento circunferencial externo do tubo de aço antes da expansão expressa como uma porcentagem. Se a taxa de expansão do tubo de aço for feita acima de 2%, algumas vezes as deformações plásticas do material base e da zona de solda-gem provocam uma queda na tenacidade. Portanto, a taxa de expansão do tubo é preferivelmente feita 0,7 a 2,0%.

[0053] Além disso, a zona de soldagem e a ZAC do tubo de aço são preferivelmente tratadas termicamente. Em particular, se aquecer-se até 300 a 500°C de temperatura, a MA bruta formada ao longo dos limites dos grãos da austenita antiga fratura-se em bainita e cementita fina e a tenacidade é melhorada. Se a temperatura de aquecimento for menor que 300°C, algumas vezes a MA bruta não se 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 deteriora-se, então o limite superior é preferivelmente feito 500°C ou menos. Se a MA formada na ZAC reaquecida fratura-se em bainita e cementita, na observação por um SEM, a forma é similar à MA, mas precipitados brancos finos estão incluídos ali dentro e torna-se possível a diferenciação da MA.

[0054] A zona de soldagem e a ZAC podem ser tratadas termica-mente pelo aquecimento 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 o fraturamento da MA. Entretanto, se considerar-se o custo dos equipamentos e a produtividade, o tempo de manutenção é preferivelmente feito 300 segundos ou menos.

EXEMPLOS

[0055] A seguir, serão explicados exemplos da presente invenção.

[0056] 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 espessuras de 240 mm. Essas placas de aço foram aquecidas até as temperaturas de aquecimento mostradas na Tabela 2 e laminadas a quente até 35 a 140 mm nas regiões de temperatura de recristalização de 950°C ou mais. Além disso, as operações de la-minação a quente foram executadas fazendo-se as razões de lamina-ção nas regiões de pré-recristalização da faixa de temperatura de 900°C até o fim da laminação aquelas 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.

Tabela 1 Tabela 1 - continuação * Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo+V)/5 * Pcm= C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+NÍ/60+Mo/15+V/10+5B. * Fórmula 3=10C+100AI+5Mo+5Ni * Campos em branco nos ingredientes indicam nenhuma adição * Sublinhados na tabela indicam fora 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 nenhum tratamento térmico * Sublinhado na tabela indica fora da faixa da presente invenção.

[0057] Corpos de prova com entalhe em V tendo a direção da largura de chapa como direção longitudinal e tendo entalhes fornecidos em paralelo com a direção da espessura da chapa foram preparados a partir das placas de aço obtidas com base na JIS Z 2242. As posições de amostragem dos corpos de prova Charpy foram feitas as partes da camada de superfície, isto é, posições a cerca de 2 a 12 mm a partir da superfície e as partes 1/2t, isto é, os centros substanciais das espessuras. Testes de Charpy foram executados a -40°C para descobrir a energia de absorção. As propriedades de tração foram avaliadas usando-se corpos de prova do padrão API. Nota-se que, quando conforma-se um material base chapa de aço tendo uma espessura de 25 a 40 mm em um tubo de aço soldado, a pequena extensão do efeito da tensão introduzida pelo processo de conformação na parte central da espessura da chapa é confirmada pela análise pelo método do elemento finito. Além disso, as chapas de aço foram trabalhadas a frio para fazer tubos de aço soldados que foram verificados quanto aos efeitos do trabalho de endurecimento. Como resultado, a TS algumas vezes subiu 20 a 30 MPa ou algo assim. A tenacidade foi pouco afetada tanto na parte central da espessura da chapa quanto na parte da camada de superfície. Esta foi a extensão do erro de medição.

[0058] As microestruturas das partes centrais das espessuras do material base chapa de aço 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 por EBSP.

[0059] A seguir, considerando a diluição pelo material base chapa de aço, cordões de solda tendo composições de ingredientes contendo, % 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 necessidade, um ou mais entre Cr, Mo, V em Cr+Mo+V: na faixa de 1,0 a 5,0%, contendo B: 0,0001 a 0,0050%, e tendo saldo de Fe e as inevitáveis impurezas foram usados para soldagem a arco submerso por entradas de calor de soldagem de 4,0 a 10,0 kJ/mm um passe cada a partir das superfícies interna e externa para preparar juntas de solda. Além disso, algumas das juntas foram tratadas termica-mente às temperaturas mostradas na Tabela 2. Nota-se que foram tiradas amostras dos metais soldados e analisadas quanto aos ingredientes. As resistências à tração dos metais soldados foram medidos com base na JIS Z 3111. Os ingredientes químicos e as resistências à tração dos metais soldados estão mostrados na Tabela 3.

Tabela 3 Tabela 3-continuação * Sublinhados na tabela indicam for a da faixa da presente invenção, [0060] Pequenos corpos foram tirados das juntas de solda. Os tamanhos efetivos dos grãos suas ZAC's foram medidas por EBSP. Além disso, bainita conformada em forma de pétalas começando a partir das inclusões foi definido como bainita intragranular e medida quanto à razão de área. Além disso, a energia de absorção Charpy da ZAC foi medida com base na JIS Z 2242 usando 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 solda. A medição foi conduzida a -40°C. Além disso, a direção da largura vertical ao metal da solda foi feita a direção longitudinal do corpo de prova, o metal da solda foi feito o centro substancial da parte paralela, corpos de prova do padrão API foram tirados, 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.

[0061] Note que alguns dos materiais base chapa 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 a microestruturas e propriedades mecânicas. Essas foram confirmados serem equivalentes às microestruturas e propriedades mecânicas dos materiais à base das chapas de aço e ZAC's das juntas.

Tabela 4 Tabela 4 * 0 saldo é o total das razões de área da austenita residual, martensita, e MA * Estrutura intragranular transformada é a razão de área de bainita intragranular ' Sublinhados na tabela indicam for a da faixa da presente invenção.

[0062] As produções nos 1 a 14 são exemplos da invenção. O material base chapa de aço teve tamanho efetivo de grãos de 20 ocm ou menos e as ZAC's tiveram tamanho efetivo de grãos de 150 ocm ou menos. Além disso, os materiais base e as ZAC's tiveram energia de absorção Charpy a -40°C excedendo 50J e boas tenacidades a baixa temperatura. Nesses exemplos da invenção, as posições de fratura nos testes de tração das juntas foram os materiais base, e o amacia-mento da ZAC não se tornou um problema.

[0063] Por outro lado, as produções nos 15 a 19 e 22 tiveram ingredientes do material base chapa de aço e ingredientes do metal da solda for a da faixa da presente invenção, enquanto os aços nos 20, 21, 24, e 25 tiveram ingredientes do material base chapa de aço fora da faixa da presente invenção. As produções nos 23, 26, e 27 tiveram condições de produção do material base chapas de aço fora da faixa da presente invenção. Conforme mostrado na Tabela 4, esses são exemplos comparativos. Entre esses, a produção n° 15 é um exemplo onde a quantidade de C foi pequena, a razão de área da ferrita poligonal aumentou, e a resistência à tração caiu. Além disso, as produções nos 16 e 17 tiveram grandes quantidades de C e Mn, tiveram maiores resistências, e diminuíram em relação à tenacidade do material base e da ZAC. As produções nos 18 e 19 tiveram grandes quantidades de impurezas P e S e diminuíram em tenacidade.

[0064] Além disso, a produção n° 20 teve uma grande quantidade de Ti, a produção n° 21 teve uma grande quantidade de oxigênio e a produção n° 22 teve uma pequena quantidade de Ti, então o tamanho efetivo do grão da ZAC se tornou maior e a tenacidade deteriorou. A produção n° 24 teve baixos Ceq e Pcm, então a resistência caiu, enquanto a produção n° 25 teve altos Ceq e Pcm, então a resistência do material base chapa de aço torno-se maior, a tenacidade caiu, e, também, a fórmula 3 não foi satisfeita, então a tenacidade da ZAC caiu e a amostra se fraturou na ZAC como resultado de um teste de tração da junta.

[0065] Além disso, as produções nos 23 e 26, conforme mostrado a tabela 2, tiveram pequenas razões de laminação então o tamanho efetivo de grãos do material base chapa de aço tornou-se maior e a tenacidade do material base chapa de aço caiu. A produção n° 27 teve uma alta temperatura de parada do resfriamento a água após a laminação a quente, então a resistência caiu. Além disso, as produções nos 16, 17, e 25 tiveram altas resistências do material base chapas de aço, então fraturou na ZAC como resultado de um teste de tração da junta. APLICABILIDADE INDUSTRIAL

[0066] De acordo com a presente invenção, torna-se possível garantir tenacidade a baixa temperatura do material base chapa de aço do tubo soldado para oleoduto mesmo com uma espessura de 25 mm ou mais ou também 30 mm ou mais, em articular a parte central da espessura do material base chapa de aço e da ZAC e torna-se possível fornecer tubo de aço soldado de grande espessura e de alta resistência para oleoduto superior em tenacidade a baixa temperatura e a um método de produção do mesmo, então a contribuição para a indústria é notável.

REIVINDICAÇÕES

Claims

1. Tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura compreendendo o tubo de aço obtido pela soldagem com costura do material base chapa de aço conformado em forma de tubo, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço contém, % 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%, Mo: 0,10 a 1,50%, B: 0,0003 a 0,0030%, e O: 0,0001 a 0,0080%, limita P: 0,050% ou menos e Al: 0,020% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas, o carbono equivalente Ceq descoberto pela fórmula 1 a seguir é 0,30 a 0,53, o parâmetro de susceptibilidade a fraturas Pcm descoberto pela fórmula 2 a seguir é 0,10 a 0,20, a fórmula 3 a seguir é satisfeita, a estrutura metálica do mencionado material base chapa de aço é compreendida 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 do grão é 20 pm ou menos, e o tamanho efetivo de grão da zona afetada pelo calor da solda é 150 ocm ou menos: Ceq=C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo+V)/5 ... fórmula 1 Pcm=C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+Mo/15+V/10+5B ... fórmula 2 10C+100AI+5Mo+5Ni<3,3 ... fórmula 3 onde, C, Si, Mn, Ni, Cu, Cr, Mo, V, B, e Al são os teores (% em massa) dos elementos.

2. Tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a espessura do material base chapa de aço é 25 a 40 mm.

3. Tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a resistência à tração do mencionado material base chapa de aço usando a direção periférica do mencionado tubo de aço como direção de tensão é 600 a 800 MPa.

4. Tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o material base chapa de aço também contém, % em massa, um ou ambos entre Cu: 0,05 a 1,50% e Ni: 0,05 a 5,00%.

5. Tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço também contém, % em massa, um ou mais elementos de 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 para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que o mencionado material base chapa de aço também contém, % em massa, um ou mais elementos entre Mg: 0,0001 a 0,0100%, Ca: 0,0001 a 0,0050%, terras raras: 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 para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado pelo fato de que o metal da solda contém, % em massa, C: 0,010 a 0,100%, Si: 0,01 a 0,50%, Mn: 1,0 a 2,0%, Ni: 0,2 a 3,2%, Cr+Mo+V: 0,2 a 2,5%, Al: 0,001 a 0,100%, Ti: 0,003 a 0,050%, e O: 0,0001 a 0,0500%, limita P: 0,020% ou menos e S: 0,010% ou menos, e tem um saldo de ferro e as inevitáveis impurezas.

8. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura para oleodutos, caracterizado pela produção de aço durante a qual adiciona-se Si e Mn para desoxi-dação fraca, e então adiciona-se Ti para ajustar os ingredientes de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 e 4 a 6, lingotamento do aço, laminação a quente da placa de aço obtida, e posteriormente conformação da chapa de aço obtida em forma de um tubo e solda-gem com costura das porções de costura.

9. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura para oleodutos de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo aquecimento da mencionada placa de aço até 1000°C ou mais, laminação a quente da mesma de 900°C para baixo por uma razão de laminação até o final da laminação a quente de 2,5 ou mais, e resfriamento a água com uma temperatura de parada do resfriamento de 600°C ou menos.

10. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com a reivindicação 8 ou 9, caracterizado pela conformação do mencionado material base chapa de aço em forma de tubo por um processo UO, soldagem das porções de costuras das superfícies interna e externa por soldagem a arco submerso, e então expansão do tubo.

11. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com a reivindicação 10, caracterizado pelo fato de que a entrada de calor da mencionada soldagem a arco submerso é de 4,0 a 10,0 kJ/mm.

12. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com qualquer uma das reivindicações 8 a 11, caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura.

13. Método de produção de tubo de aço soldado para uso em oleodutos com grande espessura de acordo com a reivindicação 12, caracterizado pelo tratamento térmico da zona de soldagem com costura na faixa de 300 a 500°C.