BRPI0507314B1 - Sewer-free steel tube for oil wells - Google Patents

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO DE AÇO SEM COSTURA PARA POÇOS DE PETRÓLEO".

Campo Técnico [001] A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura de alta resistência que é excelente em resistência à fratura por estresse por sulfeto, e a um método para produzir o mesmo. Mais especificamente, a presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura para poços de petróleo tendo uma alta razão de escoamento e também uma excelente resistência à fratura por estresse por sulfeto, que é produzido pelo método de resfriamento brusco e revenido para um aço especificado com base de um componente.

Antecedentes da Técnica [002] "Um poço de petróleo" na presente especificação inclui "um poço de gás", e assim o significado de "para poços de petróleo" é "para poços de petróleo e/ou poços de gás".

[003] Um tubo de aço sem costura, que é mais confiável que um tubo soldado, é usado frequentemente em um ambiente severo de poços de petróleo ou ambientes de alta temperatura, e o aumento da resistência, a melhoria da dureza e melhoria na resistência à acidez são, portanto requeridas sistematicamente. Particularmente, em poços de petróleo a serem desenvolvidos no futuro, o aumento na resistência do tubo de aço é necessário mais que nunca porque um poço de alta profundidade se tornará o objetivo final, e um tubo de aço sem costura para poços de petróleo tendo também resistência à fratura por corrosão por estresse é progressivamente necessário porque o tubo é usado em um ambiente corrosivo severo.

[004] A dureza, quer dizer, a densidade de deslocamento, de produto de aço é aumentada à medida que a resistência é aumentada e a quantidade de hidrogênio a ser penetrada no produto de aço aumenta para tornar o produto de aço mais frágil ao estresse devido à alta densidade de deslocamento. Consequentemente, a resistência à fratura por estresse por sulfeto é geralmente deteriorada em relação ao aumento na resistência do produto de aço usado em um ambiente rico em sulfeto de hidrogênio. Particularmente, quando um membro tendo uma resistência de escoamento desejado é produzido pelo uso de um produto de aço com uma baixa razão de "resistência de escoamento/resistência à tração" (doravante referida como razão de escoamento), a resistência à tração e a dureza tendem a aumentar, e a resistência à fratura por estresse por sulfeto é notadamente deteriorada. Portanto, quando a resistência do produto de aço é aumentada, é importante aumentar a razão de escoamento para manter a dureza baixa.

[005] No entanto, é preferível produzir o produto de aço em uma microestrutura martensítica revenida uniforme para aumentar a razão de escoamento do aço, que sozinha é insuficiente. Como um método para também aumentar a razão de escoamento na microestrutura martensítica revenida, é dado o refino dos grãos anteriores à austenita. Entretanto, o refino dos grãos de austenita necessita resfriamento brusco em um tratamento térmico fora da linha, o que deteriora a eficiência de produção e aumenta a energia usada. Portanto, esse método é desvantajoso hoje em dia em que a racionalização do custo, a melhoria na eficiência da produção e a economia de energia são indispensáveis para os fabricantes.

[006] Está descrito nos Documentos de Patente 1 e 2 que a precipitação de um carboneto do tipo M23C6 no limite dos grãos é inibida para melhorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Uma melhoria na resistência à fratura por estresse por sulfeto pelo refino dos grãos está também descrito no Documento da Patente 3. Entretanto, tais medidas têm as dificuldades descritas acima.

[007] Documento de Patente 1: Publicação da Patente Japonesa aberta à inspeção pública n° 2001-73086, [008] Documento de Patente 2: Publicação da Patente Japonesa aberta à inspeção pública n° 2000-17389, [009] Documento de Patente 3: Publicação da Patente Japonesa aberta à inspeção pública n° 9-111343.

Descricão da Invenção Problemas a Serem Resolvidos pela Invenção [0010] Do ponto de vista da presente situação acima mencionada, a presente invenção tem um objetivo de fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistência para poços de petróleo tendo uma alta razão de escoamento e uma excelente resistência à fratura por estresse por sulfeto, que possa ser produzido por um meio eficiente capaz de realizar uma economia de energia.

Meio para Resolver os Problemas [0011] As essências da presente invenção são um tubo de aço sem costura para poços de petróleo descrito no item (1) a seguir, e um método para produção de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo descrito no item (2) a seguir. A porcentagem para um teor de um componente significa % com base em massa nas descrições a seguir. (1) Um tubo de aço sem costura para poços de petróleo que compreende C: 0,1 a 0,20%, Si: 0,05 a 1,0%, Mn: 0,05 a 1,0%, Cr: 0,05 a 1,5%, Mo: 0,05 a 1,0%, Al: 0,1% ou menos, Ti: 0,002 a 0,05%, B: 0,0003 a 0,005%, também um ou mais elementos selecionados de um ou de ambos os grupos do primeiro grupo e do segundo grupo conforme a ocasião demande, com um valor de A determinado pela equação (1) a seguir de 0,43 ou mais, com o balanço sendo Fe e impurezas, e nas impurezas P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos e N:0,007% ou menos.

Primeiro Grupo: V: 0,03 a 0,2% e Nb; 0,002 a 0,04%, Segundo Grupo: Ca: 0,0003 a 0,005%, Mg: 0,0003 a 0,005 e REM (metais de terras raras): 0,0003 a 0,005%, A = C + (Mn/6) + (Cr/5) + (Mo/3) .... (1), onde, na equação (1), C, Mn, Cr e Mo representam cada um o % em massa dos respectivos elementos. (2) Um método para produção de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo, que compreende as etapas de produção de um tubo por penetração a quente de uma barra tendo a composição química descrita no item (1) acima e um valor de A determinado pela equação (1) acima de 0,43 ou mais seguido de alongamento e laminação, e final mente laminando-se a uma temperatura final de laminação ajustada para 800 a 1100 graus centígrados, aquecendo-se, de maneira auxiliar, o tubo de aço resultante em uma faixa de temperatura do ponto de transformação Ar3 até 1000 graus centígrados na linha, e então resfriando-se brusca mente o mesmo de uma temperatura do ponto de transformação Ar3 ou maior seguido de revenimento a uma temperatura menor que a temperatura do ponto de transformação Ac^.

[0012] Para melhorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto do tubo de aço para poços de petróleo descrito em (1), preferivelmente o limite de resistência à tração é de não mais de 931 MPa (135 ksí).

[0013] Para se obter uma mícroestrutura mais uniforme, no método para produção de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo descrito em (2), preferivelmente a temperatura do aquecimento auxiliar do tubo de aço na linha está entre o ponto de transformação Ac3 e 1000 graus centígrados.

Melhor Modo de Realização da Invenção [0014] A presente invenção foi realizada com base nas descobertas a seguir.

[0015] A razão de escoamento de um produto de aço tendo uma microestrutura resfriada e revenida é mais significativamente influenciada pelo teor de C. A razão de escoamento geralmente aumenta quando o teor de C é reduzido. Entretanto, mesmo se o teor de C for simplesmente reduzido, uma estrutura uniforme resfriada bruscamente não pode ser obtida uma vez que a capacidade de endurecimento é deteriorada, e a razão de escoamento não pode ser suficientemente aumentada. Portanto, é importante que a capacidade de endurecimento deteriorada pela redução do teor de C seja melhorada adicionando-se Mn, Cre Mo.

[0016] Quando o valor de A da equação (1) acima mencionada é ajustado para 0,43 ou mais, uma microestrutura uniforme resfriada brusca mente pode ser obtida em um equipamento de resfriamento de tubo de aço em geral. Os presentes inventores confirmaram que quando o valor de A da equação (1) é 0,43 ou mais, a dureza em uma posição 10 mm de uma extremidade resfriada bruscamente (doravante denominada "extremidade Jominy") em um teste Jominy excede a dureza correspondente a uma razão de martensita de 90% e uma capacidade de dureza satisfatória pode ser assegurada. O valor de A é preferivelmente ajustado para 0,45 ou mais, e mais preferivelmente 0t47 ou mais.

[0017] Os presentes inventores também examinaram a influência dos elementos da liga na razão de escoamento e na resistência à fratura por estresse por sulfeto de um produto de aço tendo uma microestrutura resfriada brusca mente e revenida. Os resultados dos exames são como segue: [0018] Cada um dos aços tendo componentes químicos mostrados na tabela 1 foi fundido pelo uso de um forno de fusão a vácuo de 150 kg. O lingote de aço obtido foi forjado a quente para formar um bloco com 50 mm de espessura, 80 mm de largura e 10 mm de comprimento. Um corpo de prova Jominy foi retirado de um lingote austenitizado remanescente a 1100 graus centígrados, e submetido ao teste Jominy para examinar a capacidade de endurecimento de cada aço. O tamanho de grão anterior à austenita de cada aço A a G da tabela 1 foi de cerca de n° 5 e relativamente grosso.

[0019] A dureza Rockwell C na posição 10 mm a partir da extremidade Jominy no teste Jominy (JHRC10) de cada aço A a G e os valores previstos da dureza Rockwell C a uma razão de martensita de 90% correspondem ao teor de C de cada aço A a G estão mostrados na tabela 1. A posição a 10 mm da extremidade Jominy no teste Jominy corresponde a uma taxa de resfriamento de 20 graus centígrados/segundo. O valor previsto da dureza Rockwell C a uma razão de martensita de 90% com base no teor de C é dada por "58C% + 27" conforme mostrado no Documento Não-Patente n° 1 a seguir.

[0020] Documento Não-Patente 1: "Relação entre capacidade de endurecimento e porcentagem de martensita em algumas ligas de aço" por J. M. Hodge e Μ. A. Orehoski, Trans. ΑΙΜΕ 167, 1946, pps. 627-642.

[0021] Nos aços A a E com valores de A de 0,43 ou mais da mencionada equação (1), o JHRC10 excede a dureza Rockwell C correspondente a uma proporção de martensita de 90%, e uma capacidade de endurecimento satisfatória pode ser assegurada. Por outro lado o aço F que tem um valor de A menor que 0,43 da equação (1) e o aço G não contendo B (boro) são fracos em capacidade de endurecimento uma vez que o JHRC10 está abaixo da dureza Rockwell C correspondente à proporção de martensita de 90%.

[0022] A seguir, cada bloco acima mencionado foi submetido a um tratamento térmico de encharcamento a 1250 graus centígrados por 2 horas, imediatamente transportados a uma máquina de laminação a quente, e laminado a quente até uma espessura de 16 mm a uma temperatura final de laminação de 950 graus centígrados ou maior. Cada material laminado a quente foi então transportado até um forno de aquecimento antes da temperatura da superfície tornar-se menor que o ponto de transformação Ar3, deixado ficar ali a 950 graus centígrados por 10 minutos, e então inserido e resfriado bruscamente por água em um tanque de água agitada.

[0023] Cada chapa temperada em água foi dividida em um comprimento adequado, e foi realizado um tratamento de revenimento de encharcamento por 30 minutos a várias temperaturas para se obter chapas temperadas e revenidas. Corpos de prova de ensaio de tração foram cortados na direção longitudinal das chapas laminadas a quente e tratadas termicamente assim obtidas, e um ensaio de tração foi realizado.

[0024] A figura 1 é uma representação gráfica da relação entre o limite de elasticidade (YS) e a razão de escoamento (YR, a unidade é representada por %) das chapas com resistência mudada mudando-se variadamente a temperatura de revenido dos aços A a E. A unidade de YS é representada por ksi, onde 1 MPa = 0,145 ksi. Os dados concretos da temperatura de revenimento e as propriedades de tração estão mostrados na tabela 2.

Tabela 2 0025] Conforme fica aparente da figura 1 e da tabela 2, apesar dos tamanhos de grão anteriores à austenita serem de cerca de n° 5, o que é relativamente bruto, os aços A a C com 0,20% ou menos de C têm razões de escoamento maiores que os aços D a E com 0,25% ou mais de C por 2% ou mais. Assim, isto mostra claramente que um material com alta razão de escoamento pode ser obtido sobre uma ampla faixa de resistência reduzindo-se o teor de C em um aço resfriado e revenido enquanto se assegura a capacidade de endurecimento para transformar o aço em uma microestrutura resfriada uniforme. É aparente que o efeito de aumentar-se a razão de escoamento não pode ser obtido nos aços F a G mesmo com 0,20% ou menos de C, mas uma capacidade de endurecimento insuficiente.

[0026] A razão para especificar-se a composição química do aço de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo na presente invenção será agora descrita em detalhes. C: [0027] C é um elemento eficaz para aumentar a um preço barato a resistência do aço. Entretanto, com o teor de C de menos de 0,1%, um revenimento a baixa temperatura deve ser realizado para se obter uma resistência desejada, o que provoca uma deterioração na resistência à fratura por estresse por sulfeto, ou a necessidade de adição de uma grande quantidade de elementos caros para assegurar a capacidade de endurecimento. Com o teor de C excedendo 0,20%, a razão de escoamento é reduzida, e quando um limite de elasticidade desejado é obtido, é provocado um aumento na dureza para deteriorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Consequentemente, o teor de C é ajustado para 0,1 a 0,20%. A faixa preferível de teor de C é de 0,12 a 0,18%, e a faixa mais preferível é de 0,14 a 0,18%.

Si: [0028] Si é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento do aço para melhorar a resistência em adição ao efeito desoxidante, e um teor de 0,05% ou mais é necessário. Entretanto, quando o teor de Si excede 1,0%, a resistência à fratura por estresse por sulfeto é deteriorada. Consequentemente, o teor adequado de Si é de 0,05 a 1,0%. A faixa preferível do teor de Si é de 0,1 a 0,6%.

Mn: [0029] Mn é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento do aço para melhorar a resistência em adição ao efeito desoxidante, e um teor de 0,05% ou mais é necessário. Entretanto, quando o teor de Mn excede 1,0%, a resistência à fratura por estresse por sulfeto é deteriorada. Consequentemente, o teor de Mn é ajustado para 0,05 a 1,0%. P: [0030] P é uma impureza do aço, que provoca a deterioração na dureza resultante de segregação dos limites dos grãos. Particularmente, quando o teor de P excede 0,025%, a resistência à fratura por estresse por sulfeto é notadamente deteriorada. Consequentemente, é necessário controlar-se o teor de P para 0,025% ou menos. O teor de P é preferivelmente ajustado para 0,020% ou menos e, mais preferivelmente, para 0,015% ou menos. S: [0031] S é também uma impureza do aço, e quando o teor de S excede 0,010%, a resistência à fratura por estresse por sulfeto é seriamente deteriorada. Consequentemente, o teor de S é ajustado para 0,010% ou menos. O teor de S é preferivelmente 0,005% ou menos.

Cr: [0032] Cr é um elemento eficaz no aumento da capacidade de endurecimento do aço, e um teor de 0,05% ou mais é necessário para apresentar esse efeito. Entretanto, quando o teor de Cr excede 1,5%, a resistência à fratura por estresse por corrosão é deteriorada. A faixa preferível do teor de Cr é 0,2 a 1,0%, e a faixa mais preferível é de 0,4 a 0,8%.

Mo: [0033] Mo é um elemento eficaz para aumentar a capacidade de endurecimento do aço para assegurar uma alta resistência e para aumentar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Para se obter esses efeitos, é necessário controlar-se o teor de Mo para 0,05% ou mais. Entretanto, quando o teor de Mo excede 1,0%, carbonetos grossos são formados nos limites dos grãos anteriores à austenita para deteriorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Portanto, o teor de Mo é ajustado para 0,05 a 1,0%. A faixa preferível do teor de Mo é de 0,1 a 0,8%.

Al: [0034] Al é um elemento que tem um efeito desoxidante e eficaz para aumentar a dureza e a capacidade de trabalho do aço. Entretanto, quando o teor de Al excede 0,10%, são provocadas notadamente falhas esfriadas. Consequentemente, o teor de Al é ajustado para 0,10% ou menos. Embora o limite inferior do teor de Al não seja particularmente ajustado porque o teor pode estar em um nível de impureza, o teor de Al é preferivelmente 0,005% ou mais, A faixa preferível do teor de Al é de 0,005 a 0,05%. O teor de Al aqui referido significa o teor de Al solúvel em ácido (o que chamamos "sol .Al"). B: [0035] Embora o efeito de melhoria da capacidade de endurecimento do B possa ser obtida dentro de um nível de impureza, o teor de B é preferivelmente ajustado para 0,0003% ou mais de forma a se obter mais notadamente o efeito. Entretanto, quando o teor de B excede 0,005%, a dureza é deteriorada. Portanto o teor de B é ajustado para 0,0003 a 0,005%. A faixa preferível do teor de B é de 0,0003 a 0,003%.

Ti: [0036] Ti fixa o N no aço como nitreto e torna o B presente em um estado dissolvido na matriz no momento do resfriamento brusco para fazê-lo exibir o efeito de melhorar a capacidade de endurecimento. Para se obter tal efeito do Ti, o teor de Ti é preferivelmente ajustado para 0,002% ou mais. Entretanto, quando o teor de Ti é 0,05% ou mais, ele está presente com um nitreto grosso, resultando na deterioração da resistência à fratura por estresse por sulfeto. Consequentemente, o teor de Ti é ajustado para 0,002 a 0,05%. A faixa preferível de teor de Ti é 0,005 a 0,025%. N: [0037] N está inevitavelmente presente no aço, e se liga ao Al, Ti ou Nb para formar um nitreto, A presença em uma grande quantidade de N não apenas leva ao engrossamento de AIN ou TiN, mas também notadamente deteriora a capacidade de endurecimento por também formar nitreto com B. Conseqüentemente, o teor de N como elemento impureza é ajustado para 0,007% ou menos, A faixa preferível de N é de menos de 0,005%, Limitação do valor de A calculado pela equação Π): [0038] O valor de A é definido pela equação {1) a seguir conforme descrito acima, onde C, Mn, Cr e Mo na equação (1) significam a porcentagem da massa dos respectivos elementos, A = C + (Mn/6) + (Cr/5) + (Mo/3).... (1) [0039] A presente invenção pretende aumentar a razão de escoamento limitando C para melhorar a resistência à fratura por estresse por sul feto. Conseq uentemente, se o teor de Mn, Cr e Mo não forem ajustados conforme o ajuste do teor de C, a capacidade de endurecimento é prejudicada para também deteriorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Entretanto de modo a assegurar a capacidade de endurecimento, os teores de C, Mn, Cr e Mo devem ser ajustados de forma que o mencionado valor de A da equação (1) seja 0,43% ou mais. O mencionado valor de A é preferivelmente ajustado pára 0,45 ou mais, e mais preferivelmente para 0,47 ou mais.

[0040] Os componentes opcionais do primeiro grupo e do segundo grupo que estão incluídos como demandas ocasionais serão então descritos.

[0041] O primeiro grupo consistem em Ve Nb. V se precipita como um carboneto fino no momento do revenido, e assim tem um efeito de aumentar a resistência. Embora tal efeito seja exibido incluindo-se 0,03% ou mais de V, a tenacidade é deteriorada com o teor excedendo 0,2%. Consequentemente, o teor de V adicionado é preferivelmente ajustado para 0,03 a 0,2%. A faixa mais preferível do teor de V é 0,05 a 0,15%.

[0042] Nb forma um carbonitreto a uma alta faixa de temperaturas para evitar o engrossamento dos grãos para efetivamente melhorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Quando o teor de Nb é de 0,002% ou mais, esse efeito pode ser mostrado. Entretanto, quando o teor de Nb excede 0,04%, o carbonitreto é excessivamente engrossado para também deteriorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Consequentemente, o teor de Nb adicionado é preferivelmente ajustado para 0,002 a 0,04%. A faixa mais preferível do teor de Nb é 0,002 a 0,02%.

[0043] O segundo grupo consistem em Ca, Mg e REM. Esses elementos na são necessariamente adicionados. Entretanto, uma vez que eles reagem com o S no aço quando adicionados, para formar sulfetos para assim melhorar a forma de uma inclusão, a resistência à fratura por estresse por sulfeto do aço pode ser melhorada como um efeito. Esse efeito pode ser obtido, quando um ou dois ou mais elementos selecionados do grupo de Ca, Mg e REM (elementos terras raras, ou seja, Ce, Ra, Y e assim por diante) é adicionado. Quando o teor de cada elemento é de menos de 0,0003%, o efeito não pode ser obtido. Quando o teor de cada elemento excede 0,005%, a quantidade de inclusões no aço é aumentada, e a limpeza do aço é deteriorada para reduzir a resistência à fratura por estresse por sulfeto. Consequentemente, o teor de cada elemento adicionado é preferivelmente ajustado para 0,0003 a 0,005%. Na presente invenção o teor de REM significa a soma dos teores dos elementos terras-raras.

[0044] Previamente descrito, em geral, quanto maior se torna a resistência de um aço, pior se torna a resistência à fratura por estresse por sulfeto na circunstância contendo muito sulfeto de hidrogênio. Mas o tubo sem costura para poços de petróleo compreendendo a composição química descrita acima retém a boa resistência à fratura por estresse por sulfeto se o limite de elasticidade for de não mais de 931 MPa. Portanto o limite de elasticidade do tubo de aço sem costura para poços de petróleo é preferivelmente de não mais de 931 MPa (135 ksi). Mais preferivelmente o limite superior do limite de elasticidade é de 897 MPa (130 ksi).

[0045] A seguir será descrito o método para produção de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo da presente invenção.

[0046] O tubo de aço sem costura para poços de petróleo da presente invenção é excelente em resistência à fratura por estresse por sulfeto com uma alta razão de escoamento mesmo se ele tiver uma microestrutura relativamente bruta tal que a microestrutura é principal mente composta de martensita revenida com um grão anterior à austenita de n° 7 ou menos por um número de tamanho de grão regulamentado pela JIS G 0551 (1998). Conseqüentemente, quando um lingote de aço tendo a composição química acima mencionada é usado como material, a liberdade de seleção para o método de produção do tubo de aço pode ser aumentada.

[0047] Por exemplo, o mencionado tubo de aço sem costura pode ser produzido fornecendo-se um tubo de aço formado por perfuração e alongando-se pelo método de fabricação de tubos pelo laminador de mandril Mannesmann até um equipamento de tratamento térmico fornecido no último estágio de uma máquina de laminação de acabamento, enquanto o mantém a uma temperatura do ponto de transformação Ar3 ou maior para resfriá-lo seguido de revenido a 600 a 750 graus centígrados. Mesmo se for selecionado um processo de produção de tubo e tratamento térmico em linha do tipo economizador de energia como o processo acima mencionado, um tubo de aço com uma alta razão de escoamento pode ser produzido, e pode ser obtido um tubo de aço sem costura para poços de petróleo tendo uma desejada alta resistência e uma alta resistência à fratura por estresse por sulfeto.

[0048] O mencionado tubo de aço sem costura pode ser também produzido resfriando-se um tubo de aço conformado e acabado a quente uma vez até a temperatura ambiente, reaquecendo-se o mesmo em um forno de resfriamento brusco para encharcá-lo a uma faixa de temperatura de 900 a 1000 graus centígrados seguido de resfriamento em água, e então revenindo-se a 600 a 750 graus centígrados, Se o processo de produção de tubo e tratamento térmico fora de linha tal como mencionado acima for selecionado, um tubo de aço tendo uma razão de escoamento mais alta pode ser produzido pelo efeito de refinamento do grão anterior à austenita, e pode ser obtido um tubo de aço sem costura para poços de petróleo com maior resistência e maior resistência à fratura por estresse por sulfeto, [0049] Entretanto, o método de produção descrito abaixo é mais desejável. A razão é que uma vez que o tubo seja mantido a uma alta temperatura da produção do tubo até o resfriamento brusco, um elemento tal como V ou Mo pode ser facilmente mantido em um estado dissolvido na matriz, e tais elementos se precipitam em um revenido a alta temperatura que é vantajoso para melhorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto, e contribuir para o aumento na resistência do tubo de aço.

[0050] O método para produção de um tubo de aço sem costura para poços de petróleo da presente invenção é caracterizado pela temperatura final de laminação de alongamento e laminação, e pelo tratamento térmico após o fim da laminação. Cada um deles será descrito abaixo.

Temperatura final de laminação de alongamento e laminação [0051] Esta temperatura é ajustada para 800 a 1100 graus centígrados, A uma temperatura menor que 800 graus centígrados, a resistência à deformação do tubo de aço é excessivamente aumentada para provocar um problema de abrasão da ferramenta. A uma temperatura maior que 1100 graus centígrados, os grãos são excessivamente engrossados para deteriorar a resistência à fratura por estresse por sulfeto. O processo de perfuração antes do alongamento e laminação pode ser realizado por um método geral, tal como o método de perfuração Mannesmann. (2) Tratamento térmico auxiliar [0052] O tubo de aço alongado e laminado é carregado na linha, ou seja, em um forno de aquecimento auxiliar fornecido dentro de uma série de linhas de produção de tubos de aço, e auxiliarmente aquecido em uma faixa de temperaturas do ponto de transformação Ar3 até 1000 graus centígrados. O propósito do aquecimento auxiliar é eliminar a dispersão na temperatura longitudinal do tubo de aço para tornar a microestrutura uniforme.

[0053] Quando a temperatura do aquecimento auxiliar for menor que o ponto de transformação Ar3, uma ferrita começa a ser gerada, e a microestrutura resfriada uniforme não pode ser obtida. Quando ela é maior que 1000 graus centígrados, o crescimento do grão é promovido para provocar a deterioração da resistência à fratura por estresse por sulfeto pelo engrossamento do grão. O tempo do aquecimento auxiliar é ajustado para um tempo necessário para tornar a temperatura de toda a espessura do tubo uma temperatura uniforme, que é de cerca de 5 a 10 minutos. Embora o processo de aquecimento auxiliar possa ser omitido quando a temperatura final de laminação de alongamento e laminação estiver dentro da faixa de temperaturas do ponto de transformação Ar3 até 1000 graus centígrados, o aquecimento auxiliar é desejavelmente realizado para minimizar a dispersão longitudinal e na direção da espessura da temperatura do tubo.

[0054] A microestrutura mais uniforme é obtida quando a temperatura de aquecimento auxiliar de um tubo de aço na linha está entre o ponto de transformação Ac3 e 1000 graus centígrados. Portanto, a temperatura de aquecimento auxiliar de um tubo de aço na linha está preferivelmente entre o ponto de transformação Ac3 e 1000 graus centígrados. (3) Resfriamento brusco e revenido [0055] O tubo de aço colocado a uma faixa de temperatura do ponto de transformação Ar3 até 1000 graus centígrados através dos processos acima é resfriado. O resfriamento brusco é realizado a uma taxa de resfriamento suficiente para transformar toda a espessura do tubo em uma microestrutura martensítica. O resfriamento à água pode ser adaptado geralmente. O revenido é realizado a uma temperatura menor que o ponto de transformação Aci, desejavelmente a 600 a 700 graus centígrados. O tempo de revenido pode ser de cerca de 20 até 60 minutos embora dependa da espessura do tubo.

[0056] De acordo com os processos acima, pode ser obtido um tubo de aço sem costura para poços de petróleo com excelentes propriedades formado de martensita revenida.

Modalidade Preferida [0057] A presente invenção será descrita em mais detalhes em relação a configurações preferidas.

Exemplo 1 [0058] Foram produzidas barras com um diâmetro externo de 225 mm formado de 28 tipos de aços mostrados na tabela 3. Essas barras foram aquecidas a 1250 graus centígrados, e conformados em tubos de aço sem costura com 244,5 mm de diâmetro externo e 13,8 mm de espessura pelo método de produção de tubos com mandril da Mannesmann.

[0059] Cada tubo de aço formado sem costura foi carregado em um forno de aquecimento auxiliar a uma temperatura do forno de 950 graus centígrados constituindo um equipamento de tratamento térmico fornecido no último estágio de um equipamento de laminação de acabamento (isto é, uma máquina de alongamento e laminação), deixado ficar ali para aquecimento auxiliar e uniforme por 5 minutos, e então resfriado bruscamente em água.

[0060] O tubo de aço sem costura temperado em água foi carregado em um forno de revenido, e submetido a um tratamento de revenido de encharcamento uniforme a uma temperatura entre 650 e 720 graus centígrados por 30 minutos, e a resistência foi ajustada para cerca de 758 MPa (110 ksi) em termos de limite de elasticidade para produzir um produto tubo de aço, ou seja, um tubo de aço sem costura para poços de petróleo. O tamanho de grãos do mencionado tubo de aço temperado em água foi n° 7 ou menos pelo número de tamanho de grãos regulamentados pela JIS G 0551 (1998) em todos os aços n°s 1 a 28.

[0061] Vários corpos de prova foram retirados do produto tubo de aço, e os testes a seguir foram realizados para examinar as propriedades do tubo de aço. A capacidade de endurecimento de cada aço foi também examinada. 1. Capacidade de endurecimento [0062] Um corpo de prova do teste Jominy foi tirado de cada barra antes da laminação de produção do tubo, austenitizado a 1100 graus centígrados, e submetido ao teste Jominy. A capacidade de endurecimento foi avaliada comparando-se a dureza Rockwell C em uma posição a 10 mm de uma extremidade Jominy (JHRC10) com o valor de 58C% + 27, que é um valor previsto da dureza Rockwell C correspondente a uma razão de martensita de 90% de cada aço, e determinando-se um que tenha um JHRC10 maior que o valor de 58C% + 27 como tendo "excelente capacidade de endurecimento", e um que tenha um JHRC10 não maior que o valor de 58C% + 27 com tendo "capacidade de endurecimento inferior". 2. Prova de Tração [0063] Um corpo de prova circular da prova de tração regulado em 5CT da norma API foi cortado na direção longitudinal de cada tubo de aço, e foi realizado um ensaio de tração para medir o limite de elasticidade YS (ksi), o limite de resistência à tração TS (ksi) e a razão de escoamento YR (%). 3. Teste de Corrosão [0064] Um corpo de prova do método A regulado em NACE TM0177-96 foi cortado na direção longitudinal de cada tubo de aço, e um teste NACE do método A foi realizado na circunstância de 0,5% de ácido a cético e 5% de solução aquosa de cloreto de sódio saturada com suifeto de hidrogênio da pressão parcial de 101325 Pa (1 atm) para medir um estresse aplicado no limite (que é o estresse máximo que não provoca ruptura em um tempo de teste de 720 horas, mostrado pela razão para o limite de elasticidade real de cada tubo de aço). A resistência à fratura por estresse por suifeto foi determinada como sendo excelente quando o estresse aplicado ao limite foi de 90% ou mais de YS.

[0065] Os resultados do exame estão mostrados na tabela 4. A coluna de capacidade de endurecimento da tabela 4 é apresentada por "excelente" ou "inferior" pela comparação entre JHRC10 e 0 valor de 58C% + 27.

Tabela 4 [0066] Conforme é aparente da Tabela 4, os aços n% 1 a 23» tendo composições químicas regulamentadas na presente invenção, têm excelente capacidade de endurecimento, alta razão de escoamento e excelente resistência à fratura por estresse por sulfeto.

[0067] Por outro lado, todos os aços n% 24 a 38, fora da faixa de componentes regulamentada na presente invenção, são inferiores na resistência à fratura por estresse por sulfeto. O aço n° 24 tem uma capacidade de endurecimento muito baixa para a obtenção de uma microestrutura resfriada e revenida uniforme, ou seja, a microestrutura martensítica revenida uniforme, e também pobre em resistência à fratura por estresse por sulfeto com uma baixa razão de escoamento, uma vez que o teor de Mo está fora da faixa regulamentada na presente invenção.

[0068] O aço n° 25 tem capacidade de endurecimento muito baixa para se obter uma microestrutura resfriada e revenida uniforme, ou seja, a microestrutura martensítica revenida uniforme, e também pobre em resistência à fratura por estresse por sulfeto com uma baixa razão de escoamento, uma vez que as condições regulamentadas na presente invenção não são satisfeitas com um valor A da mencionada equação (1) menor que 0,43 embora os teores independentes de C, Mn, Cr e Mo estejam dentro das faixas regulamentadas na presente invenção.

[0069] O aço n° 26 é excelente em capacidade de endurecimento e tem uma alta razão de escoamento, mas é pobre em resistência à fratura por estresse por sulfeto uma vez que o teor de Cr é maior que a regulamentação da presente invenção.

[0070] O aço n° 27 tem capacidade de endurecimento muito baixa, e também pobre em resistência à fratura por estresse por sulfeto com uma baixa razão de escoamento, uma vez que o teor de Mo é menor que o valor do limite inferior regulamentado na presente invenção embora o valor A da mencionada equação (1) satisfaça a condição regulamentada na presente invenção.

[0071] O aço n° 28 é excelente em capacidade de endurecimento, mas é inferior em resistência à fratura por estresse por sulfeto com uma baixa razão de escoamento, uma vez que o teor de C é maior que a regulamentação da presente invenção.

[0072] Exemplo 2 [0073] Foram produzidas barras com um diâmetro externo de 225 mm formadas de 3 tipos de aço mostradas na tabela 5. Essas barras foram aquecidas até 1250 graus centígrados, e conformados em tubos de aço sem costura com diâmetro externo de 244,5 mm e 13,8 mm de espessura pelo método de produção de tubo de mandril da Mannesmann. Os aços n% 29 a 31 da tabela 5 satisfazem a composição química definida pela presente invenção.

[0074] Cada tubo de aço sem costura conformado foi carregado em um forno de aquecimento auxiliar com uma temperatura de forno de 950 graus centígrados constituindo um equipamento de tratamento térmico fornecido na última etapa de uma máquina de laminação de acabamento (isto é, uma máquina de alongamento e laminação), deixado ficar ali para ser aquecido uniformemente e auxiliarmente por 5 minutos, e então resfriado bruscamente em água.

[0075] O tubo de aço sem costura temperado em água foi dividido em duas peças e carregado em um forno de revenido, e submetido a um tratamento de revenido de encharcamento uniforme para cada peça a uma temperatura entre 650 e 720 graus centígrados por 30 minutos, e a resistência foi ajustada para cerca de 862 MPa (125 ksi) até 931 MPa (135 ksi) em termos de resistência à tração para produzir um produto tubo de aço, ou seja, um tubo de aço sem costura para poços de petróleo. O tamanho de grão do mencionado tubo de aço resfriado a água foi de n° 7 ou menos pelo número de tamanho de grão regulamentado na JIS G 0551 (1998) em todos os aços n% 29 a 31.

[0076] Vários corpos de prova foram tirados do produto tubo de aço, e foram realizados os testes a seguir para examinar as propriedades do tubo de aço. A capacidade de endurecimento de cada aço foi também examinada. 1. Capacidade de endurecimento [0077] Um corpo de prova do teste Jominy foi tirado de cada barra antes da laminação de produção do tubo, austenitizado a 1100 graus centígrados, e submetido a um teste Jominy. A capacidade de endurecimento foi avaliada comparando-se a dureza Rockwell C em uma posição a 10 mm da extremidade Jominy (JHRC10) com o valor de 58C% + 27, que é um valor previsto de dureza Rockwell C correspondente a uma razão de martensita de 90% de cada aço, e determinando-se um tendo uma JHRC-io maior que o valor de 58C% + 27 como tendo "excelente capacidade de endurecimento", e um tendo um JHRC-io não maior que o valor de 58C% + 27 como tendo "capacidade de endurecimento inferior". 2. Ensaio de Tração [0078] Um corpo de prova circular de ensaio de tração regulamentado em 5CT do API padrão foi cortado na direção longitudinal de cada tubo de aço, e foi realizado um ensaio de tração para medir o limite de elasticidade YS (ksi), o limite de resistência à tração TS (ksi) e a razão de escoamento (YR) (%). 3. Teste de corrosão [0079] Um corpo de prova do método A regulamentado na NACE TM0177-96 foi cortado na direção longitudinal de cada tubo de aço, e um teste do método A da NACE foi realizado na circunstância de 0,5% de ácido acético e 5% de solução aquosa de cloreto de sódio saturada com sulfeto de hidrogênio da pressão parcial de 101325 Pa (1 atm) para medir o estresse aplicado no limite (que é o estresse máximo que não provoca ruptura em um tempo de teste de 720 horas, mostrado pela razão para o limite de resistência à tração real de cada tubo de aço). A resistência à fratura por estresse por sulfeto foi determinada como sendo excelente quando o estresse aplicado no limite foi de 90% ou mais do YS.

[0080] Os resultados do exame estão mostrados na tabela 6. A coluna de capacidade de endurecimento da tabela 6 é apresentada por "excelente" ou "inferior" por comparação entre JHRCi0e o valor de 58C% + 27.

Tabela 6 [0081] Como é aparente da tabela 6, os aços n% 29 a 31, tendo composições químicas regulamentadas na presente invenção, têm excelente capacidade de endurecimento, alta razão de escoamento, e excelente resistência à fratura por estresse por sulfeto.

[0082] Em particular, as marcas 29-2, 30-2, 31-1 e 31-2, cujos limites de resistência à tração são de no máximo 897 MPa (130 ksi), têm melhor resistência ã fratura por estresse por sulfeto.

Aplicabilidade Industrial [0083] O tubo de aço sem costura para poços de petróleo da presente invenção é alta mente forte e excelente em resistência à fratura por estresse por sulfeto porque tem uma alta razão de escoamento mesmo com uma mícroestrutura temperada e revenída, a saber, uma mícroestrutura martensítica revenida, na qual os grãos anteriores à austenita são grãos relativamente brutos de n° 7 ou menor pelo número de tamanho de grão regulamentado na JIS G 0551 (1998).

[0084] O tubo de aço sem costura para poços de petróleo da presente invenção pode ser produzido a um baixo custo adaptando-se um processo de produção em linha e de tratamento térmico do tubo que tenha uma alta eficiência de produção desde que um tratamento de reaquecimento para refino de grãos não seja necessário.

Breve Descrição do Desenho [0085] A figura 1 é uma representação gráfica da influência do teor de C na relação entre o limite de elasticidade (YS) e a razão de escoamento (YR) em uma chapa de aço resfriada e revenida.

REIVINDICAÇÕES

Claims (4)

1. Tubo de aço sem costura para poços de petróleo, caracterizado pelo fato de que o aço consiste em, em base de % em massa, C: 0,1 a 0,18%, Si: 0,05 a 1,0%, Mn: 0,05 a 1,0%, Cr: 0,05 a 1,5%, Mo: 0,05 a 1,0%, Al: 0,10% ou menos, Ti: 0,002 a 0,05% e B: 0,0003 a 0,005%, com um valor de A determinado pela equação (1) a seguir de 0,43 ou mais, com o balanço sendo Fe e impurezas, e nas impurezas P: 0,025% ou menos, S: 0,010% ou menos e N: 0,007% ou menos: A = C + (Mn/6) + (Cr/5) + (Mo/3).(1) onde, na equação (1), C, Mn, Cr e Mo representam cada um % em massa dos respectivos elementos.

2. Tubo de aço sem costura para poços de petróleo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço compreende V: 0,03 a 0,2%.

3. Tubo de aço sem costura para poços de petróleo de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo o tubo de aço fato de que ainda compreende um ou mais elementos selecionados de um grupo de Ca de 0,0003 a 0,005%, Mg de 0,0003 a 0,005%, e REM de 0,0003 a 0,005%.

4. Tubo de aço sem costura para poços de petróleo de acordo com uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o limite de resistência à tração é de não mais que 931 MPa.