BRPI0615362B1 - Tubo de aço sem costura para tubo de linha e processo para sua produção - Google Patents

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "TUBO DE

AÇO SEM COSTURA PARA TUBO DE LINHA E PROCESSO PARA SUA PRODUÇÃO".

Campo Técnico A presente invenção refere-se a um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo excelentes resistência, tenacidade, resistência à corrosão e capacidade de soldagem e a um processo para produção do mesmo. Um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção é um tubo de aço sem costura de alta resistência, alta tenacidade, com paredes grossas, para tubo de linha tendo uma resistência pelo menos do grau X80 (um limite de escoamento de pelo menos 551 MPa) prescrito pelas especifi- cações da API (American Petroleum Institute), bem como boas tenacidade e resistência à corrosão. Ele é particularmente adequado para uso como tubo de aço para linhas de fluxo no fundo do mar ou tubo de aço para dutos de interligação.

Antecedentes da Técnica Em anos recentes, fontes de petróleo bruto e de gás natural em campos petrolíferos localizados em terra ou nos assim chamados mares ra- sos tendo uma profundidade de água de cerca de 500 metros estão secan- do, então campos petrolíferos no fundo do mar nos assim chamados mares profundos a uma profundidade de 1000-3000 metros abaixo da superfície do oceano, por exemplo, estão sendo desenvolvidos ativamente. Com campos petrolíferos de mar profundo, é necessário transportar o petróleo bruto ou o gás natural do cabeçote de poço de um poço de petróleo ou de um poço de gás natural que esteja instalado no fundo do mar até uma plataforma na su- perfície do mar usando-se tubos de aço referidos como linhas de fluxo e du- tos de interligação.

Uma alta pressão interna do fluido devido à pressão das cama- das subterrâneas profundas é aplicada ao interior dos tubos de aço consti- tuindo linhas de fluxo instaladas em mares profundos. Em adição, quando a operação é interrompida, eles são submetidos à pressão da água dos mares profundos. Os tubos de aço que constituem dutos de interligação são tam- bém submetidos a repetidas tensões devido às ondas.

As linhas de fluxo usadas aqui são tubos de aço para transporte que são instalados ao longo do contorno do terreno do fundo do mar, e dutos de interligação são tubos de aço para transporte que sobem da superfície do fundo do mar até plataformas na superfície do mar. Quando tais tubos são usados em campos petrolíferos no mar profundo, é considerado necessário que sua espessura seja normalmente de pelo menos 30 mm, e na prática atual, é comum usar-se tubos de paredes grossas tendo uma espessura de 40-50 mm. Pode ser visto desse fato que esses materiais são usados em condições severas. A figura 1 é uma vista explicativa mostrando esquematicamente um exemplo de um arranjo de dutos de interligação e linhas de fluxo no mar.

Nessa figura, um cabeçote de poço 12 fornecido no fundo do mar 10 e uma plataforma 14 fornecida na superfície do mar 13 imediatamente acima dela são conectados por um duto de interligação de tensão superior 16. Uma li- nha de fluxo 18 instalada no fundo do mar se estende de um cabeçote de poço remoto não ilustrado até a vizinhança da plataforma 14. A porção final dessa linha de fluxo 18 é conectada à plataforma 14 por um duto de interli- gação de aço em forma de catenária 20 que se estende para cima na vizi- nhança da plataforma. O ambiente de uso dos dutos de interligação e das linhas de flu- xo ilustrados é severo, e diz-se alcançar uma temperatura de 177Ό e uma pressão interna de 1400 atmosferas. Consequentemente, os tubos de aço usados para dutos de interligação e linhas de fluxo devem ser capazes de suportar tal ambiente severo de uso. Além disso, um duto de interligação é submetido a tensão de dobramento devido às ondas, então ele deve ser ca- paz de suportar tais influências externas.

Conseqüentemente, tubos de aço tendo uma alta resistência e uma alta tenacidade são desejadas para dutos de interligação e para linhas de fluxo. Em adição, para garantir alta confiabilidade, são usados tubos de aço sem costura ao invés de tubos de aço soldados. Para tubos de aço sol- dados, técnicas para produção de tubos de aço tendo uma resistência que exceda ao grau X80 já foram descritas. Por exemplo, o Documento de Pa- tente 1 (JP H09-41074 A1) descreve um aço que excede o grau X100 (um limite de escoamento de pelo menos 689 MPa) especificado pelas normas API. Um tubo de aço soldado é formado inicialmente pela produção de uma chapa de aço, conformação da chapa de aço em uma forma tubular, e sol- dagem da mesma para formar um tubo de aço. Para transmitir propriedades importantes tais como resistência e tenacidade quando da produção da cha- pa de aço, a microestrutura é controlada pela aplicação de tratamento térmi- co termomecânico à chapa de aço durante sua laminação. O Documento de Patente 1 também executa tratamento térmico termomecânico, quando uma chapa de aço está sendo laminada, de forma que sua microestrutura seja controlada de modo a conter ferrita induzida por tensão, e portanto alcança as propriedades do tubo de aço após a soldagem. Consequentemente, a técnica descrita no Documento de Patente 1 pode apenas ser realizada por um processo de laminação para uma chapa de aço à qual o tratamento tér- mico termomecânico pode facilmente ser aplicado pela laminação controla- da. Portanto, essa técnica pode ser aplicada a um tubo de aço soldado, mas não a um tubo de aço sem costura.

No que se refere a tubos de aço sem costura, em anos recentes tubos de aço sem costura do grau X80 foram desenvolvidos. É difícil aplicar- se a tubos de aço sem costura a técnica descrita acima utilizando o trata- mento térmico termomecânico que foi desenvolvido para tubos de aço sol- dados, então basicamente é necessário obter-se as propriedades desejadas pelo tratamento térmico após a formação do tubo. Uma técnica para produzir um tubo de aço sem costura do grau X80 (limite de escoamento de pelo me- nos 551 MPa) está descrito no Documento de Patente 2 (JP 2001-288532 A1), por exemplo. Entretanto, conforme descrito nos Exemplos do Documen- to de Patente 2, a técnica na qual o documento é validado apenas para um tubo de aço sem costura de parede fina (espessura de parede de 11,1 mm) que tem essencialmente boa capacidade de endurecimento por têmpera.

Portanto, mesmo se a técnica descrita ali for empregada, quando se produz um tubo de aço sem costura de parede grossa (espessura de parede em torno de 40-50 mm) que é atualmente usado para dutos de interligação e linhas de fluxo, a taxa de resfriamento no momento da têmpera do tubo tor- na-se lenta, particularmente na sua porção central devido à sua espessura, e há o problema de que uma resistência suficiente não pode ser obtida. Isto se dá porque a taxa de resfriamento é lenta, e com um design de liga convenci- onal, é difícil obter-se uma microestrutura uniforme e há uma alta probabili- dade de desenvolvimento de uma fase frágil.

Descrição da Invenção O objetivo da presente invenção é resolver os problemas acima descritos, e especificamente seu objetivo é fornecer um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo alta resistência e tenacidade estável e boa resistência à corrosão, particularmente no caso de um tubo de aço sem cos- tura de parede grossa, bem como um processo para a sua produção.

Os presentes inventores analisaram os fatores que controlam a tenacidade de um tubo de aço sem costura de parede grossa. Como resul- tado, eles obtiveram as novas descobertas listadas abaixo como (1) - (6), e descobriram que é possível produzir-se um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo uma alta resistência pelo menos do grau X80, alta tena- cidade e boa resistência à corrosão. (1) Em um tubo de aço de parede grossa que é acabado por têmpera e revenido, lâminas de bainita, blocos, e pacotes que são subestru- turas constituindo bainita tendem a se tornar grosseiros imediatamente. De- vido a essa parede grossa, a taxa de resfriamento durante o têmpera é lenta e a transformação de austenita para bainita prossegue lentamente, então as lâminas de bainita se tornam grosseiras. Durante o revenido subsequente, a cementita se precipita de forma grosseira ao longo dos contornos de grãos de austenita prévios e ao longo das interfaces das lâminas de bainita, blo- cos, e pacotes. Uma vez que a cementita grosseira é frágil, e a interface en- tre a cementita e a fase mãe é também frágil, a cementita tende a tornar-se um caminho para a propagação de trincas, tornando, portanto, difícil de obter uma boa tenacidade.

Quanto mais grosseira a cementita, mais a tenacidade do tubo diminui. Em particular, ocorre uma variação na energia absorvida Charpy.

Isto se dá porque se a cementita grosseira estiver presente na vizinhança do entalhe de um corpo de prova Charpy, uma trinca frágil originada na cemen- tita grosseira aparece e a fratura frágil se propaga. Consequentemente, é necessário reduzir o comprimento da cementita para no máximo 20 micrô- metros para se obter alta tenacidade e particularmente para estabilizar a energia absorvida de Charpy. (2) A formação da cementita ocorre pelo mecanismo que duran- te a transformação da bainita provocada pelo têmpera a partir da região de temperatura na qual aparece uma única fase austenítica, lâminas de bainita, blocos e pacotes se desenvolvem, e ao mesmo tempo o C se difunde de forma a ser concentrado em austenita não transformada. Após a têmpera, as porções enriquecidas com C permanecem como ilhas de martensita (referi- das abaixo como MA: constituinte martensita-austenita) à temperatura ambi- ente, e essa MA se decompõe para formar cementita durante o revenido subsequente. Além disso, há casos nos quais o C se difunde durante a transformação de bainita no momento da têmpera e faz a cementita grossei- ra se precipitar diretamente.

Consequentemente, para se refinar a cementita, é necessário refinar MA e cementita formada durante a têmpera. (3) Para suprimir a formação de MA durante a têmpera e o re- fino da cementita descoberto após o revenido, é importante reduzir o teor de C e diminuir a região de temperatura para transformação da fase austenita para a estrutura bainita durante o têmpera. Particularmente com um tubo de aço sem costura de parede grossa, uma vez que há um limite para a taxa de resfriamento, é necessário diminuir a temperatura de transformação até no máximo 600Ό em uma ampla faixa de taxas de resfria mento (por exemplo, uma faixa na qual a taxa média de resfriamento entre 800Ό e 500Ό é de 1- 100Ό por segundo).

Para diminuir a temperatura de transformação, a composição química do aço é selecionada de forma que o valor de Pcm mostrado pela Equação (1) é de pelo menos 0,185: Pcm = [C] + [Si]/30 + ([Mn] + [Cr] + [Cu])/20 + [Mo]/15 + [V]/10 + 5[B] ...(1) onde [C], [Si], [Mn], [Cr], [Cu], [Mo], [V] e [B] são números indicando respec- tivamente os teores em percentual em massa de C, Si, Mn, Cr, Cu, Mo, V e B. Quando um elemento de ligação mostrado na equação não está incluído na composição, o termo para aquele elemento de ligação é tornado 0. (4) Para reforçar um tubo de aço sem costura de parede grossa, é necessário aumentar o teor de Mo, que é um elemento eficaz em aumentar a resistência ao amolecimento do revenido. (5) É necessário eliminar outros fatores dando origem a uma di- minuição na tenacidade em adição a fatores que causam o embrutecimento da cementita devido ao embrutecimento da MA. Em um aço no qual o teor de Mo é aumentado conforme descrito acima, mesmo se o teor de C é dimi- nuído, se o B for adicionado, o B segrega nos limites durante a têmpera.

Como resultado, no decorrer da têmpera, carboboretos que são representa- dos na forma de M23(C,B)6 (onde M significa um elemento de ligação incluin- do principal mente Fe, Cr e Mo) se precipitam ao longo dos limites dos grãos de uma austenita anterior como uma subestrutura, e esses precipitados po- dem também se tornar a causa de uma variação na tenacidade. Consequen- temente é necessário diminuir o B tanto quanto possível. (6) Aumentar o teor de Mn é vantajoso para aumentar a capaci- dade de endurecimento, mas quando o teor de Mn é aumentado, o MnS que diminui a tenacidade tende a se precipitar facilmente. Portanto, Ca é sempre adicionado para fixar o S como CaS.

Em um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção que pode realizar um tubo de aço de alta resistência, de parede grossa, não disponível na técnica anterior, as faixas dos teores dos elementos indispen- sáveis C, Si, Mn, Al, Mo, Ca e N e das inevitáveis impurezas P, S, O, e B na composição química do aço são restritas. Se necessário, Cr, Ti, Ni, V, Nb e Cu podem ser adicionados em quantidades em faixas prescritas. A presente invenção, que é baseada nas descobertas acima descritas, é um tubo de aço sem costura para tubo de linha caracterizado por ter uma composição química que compreende, em percentual em mas- sa, C: 0,02-0,08%, Si: no máximo 0,5%, Mn: 1,5-3,0%, Al: 0,001-0,10%, Mo: maior que 0,4% a 1,2%, N: 0,002-0.015%, Ca: 0,0002-0,007%, e o restante consistindo essencialmente em Fe e impurezas, os teores das impurezas sendo no máximo 0,03% para P, no máximo 0,005% para S, no máximo 0,005% para O, e menos de 0,0005% para B e o valor de Pcm calculado pela Equação (1) a seguir sendo pelo menos 0,185 e no máximo 0,250, e tendo uma microestrutura que compreende principalmente bainita e que te- nha um comprimento de cementita de no máximo 20 micrômetros: Pcm = [C] + [Si]/30 + ([Mn] + [Cr] + [Cu])/20 + [Mo]/15 + [V]/10 + 5[B] ... (1) onde [C], [Si], [Mn], [Cr], [Cu], [Mo], [V] e [B] são números indicando respecti- vamente os teores em percentual em massa de C, Si, Mn, Cr, Cu, Mo, V e B. A composição química pode também incluir um ou mais elemen- tos selecionados entre Cr: no máximo 1,0%, Ti: no máximo 0,03%, Ni: no máximo 2,0%, Nb: no máximo 0,03%, V: no máximo 0,2%, e Cu: no máximo 1,5%. A presente invenção também se refere a um processo para pro- dução de um tubo de aço sem costura para tubo de linha.

Em um modo, um processo conforme a presente invenção com- preende a formação de um tubo de aço sem costura a partir de uma barra tendo a composição química acima descrita pelo aquecimento da barra e submetendo-se o mesmo a uma laminação de tubo a quente com uma tem- peratura de partida de 1250-1100Ό e uma temperatura de acabamento de pelo menos 900Ό, e então resfriando-se o tubo de a ço resultante, reaque- cendo-se e enxaguando-se o mesmo a uma temperatura de pelo menos 900Ό e de no máximo 1000Ό, resfriando-o bruscamen te sob condições tais que a taxa média de resfriamento de 800Ό a 50 0Ό no centro da es- pessura da parede é de pelo menos 1Ό por segundo, e posteriormente re- venindo-o a uma temperatura de 500Ό a menos que a temperatura de transformação Aci.

Em outro modo, o processo conforme a presente invenção com- preende a formação de um tubo de aço sem costura a partir de uma barra de aço que tenha a composição química acima descrita pelo aquecimento da barra e submetendo-se o mesmo a laminação de tubo a quente com uma temperatura de partida de 1250-1100Ό e uma temperatura de acabamento de pelo menos 900Ό, imediatamente reaquecendo-se e enxaguando-se o tubo de aço resultante a uma temperatura de pelo menos 900Ό e de no máximo 1000Ό, então temperando-se sob condições ta is que a taxa de res- friamento médio de 800Ό a 5000 no centro da espes sura da parede é de pelo menos 1O por segundo, e posteriormente reveni ndo-se o mesmo a uma temperatura de 5000 a menos que a temperatura de transformação Aci.

De acordo com a presente invenção, prescrevendo-se a compo- sição química e a microestrutura de um tubo de aço sem costura da forma acima, torna-se possível produzir um tubo de aço sem costura para tubo de linha e particularmente um tubo de aço sem costura com parede grossa de pelo menos 30 mm que tem uma alta resistência do grau X80 (limite de es- coamento de pelo menos 551 MPa) e tenacidade melhorada e resistência à corrosão apenas pelo tratamento térmico para têmpera e revenido. O termo "tubo de linha" usado aqui significa uma estrutura tubu- lar usada para transportar fluidos tais como petróleo bruto e gás natural. Ele é usado não apenas em terra, mas sobre o mar e no fundo do mar. Um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção é particularmente ade- quado como tubo de linha usado sobre o mar e no fundo do mar conforme as linhas de fluxo, dutos de interligação, e similares descritos acima, mas seus usos não são restritos a isso. Não há limitações particulares na forma e dimensões de um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção, mas há restrições resul- tantes do processo de produção de um tubo de aço sem costura, e normal- mente o diâmetro externo é no máximo de cerca de 500 mm e no mínimo de cerca de 150 mm. Os efeitos desse tubo de aço são exibidos particularmente com uma espessura de parede de pelo menos 30 mm, mas a espessura da parede não é, naturalmente, limitada a esse valor.

Um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção po- de ser instalado em mares profundos severos, particularmente como uma linha de fluxo no fundo do mar. Consequentemente, a presente invenção contribui grandemente para um fornecimento estável de energia. Quando ele é usado como um duto de interligação ou como uma linha de fluxo instalado em mar profundo, a espessura da parede do tubo de aço sem costura é pre- ferivelmente de pelo menos 30 mm. Não há limite superior particular para a espessura da parede, mas normalmente ela é de no máximo 60 mm.

Breve Descrição dos Desenhos A figura 1 é uma vista explicativa mostrando esquematicamente um arranjo de dutos de interligação e linhas de fluxo no mar. A figura 2 é um exemplo de uma fotografia de um TEM (micros- cópio de transmissão eletrônica) mostrando cementita grosseira se precipi- tando na interface de uma subestrutura de bainita. A figura 3 é uma figura mostrando a relação entre Pcm e a tem- peratura de transformação de bainita obtida em um teste Formaster. A figura 4 é um exemplo de uma fotografia de uma microestrutu- ra de um corpo de prova que sofreu uma causticação LePera após o teste Formaster.

Melhor Forma de Execução da Invenção Os presentes inventores executaram experiências de laboratório para investigar sobre os meios para aumentar a tenacidade de um tubo de aço sem costura de alta resistência e de parede grossa. Como resultado eles descobriram que uma deterioração na tenacidade e particularmente uma variação na tenacidade em um tubo de aço sem costura de parede grossa resulta da precipitação de cementita que é ela própria grosseira ou forma um agregado grosseiro mesmo quando grãos individuais de cementita são finos (doravante essas duas formas de cementita grosseira serão referi- das coletivamente como cementita grosseira) nas interfaces das lâminas de bainita, blocos e pacotes que são subestruturas constituindo bainita que é a microestrutura principal do tubo de aço. A figura 2 mostra uma fotografia de TEM mostrando cementita grosseira que se precipitou na interface das lâminas de bainita em uma pelí- cula retirada de um aço que foi temperado e então revenido.

Tal cementita grosseira é formada pela decomposição de ilhas de martensita (MA) transformadas pela têmpera em cementita devido ao re- venido. Há também situações nas quais o C se difunde durante a transfor- mação de bainita no momento do resfriamento e se precipita diretamente como cementita grosseira.

Quando se executa a têmpera a partir do estado de fase auste- nítica única, se a transformação de bainita começa a uma alta temperatura, o C se difunde rapidamente, resultando na formação de MA bruto e por con- seguinte cementita grosseira. Por outro lado, se a temperatura de partida para a transformação de bainita for baixa, a difusão de C é suprimida, e MA e cementita são refinados com suas quantidades reduzidas.

Para investigar a relação entre a temperatura na qual a trans- formação de bainita começa e a composição do aço, a medição da expan- são térmica por um instrumento de teste Formaster foi executada nos aços para os quais o Pcm definido pela Equação (1) foi variada. As condições de teste eram uma transformação gama ou uma temperatura de austenização de 1050Ό e uma taxa média de resfriamento de ΙΟΌ por segundo de 800Ό a δΟΟΌ seguido de resfriamento até a tempera tura ambiente. Os re- sultados dos testes estão mostrados na figura 3. Foi descoberto que a tem- peratura na qual a transformação de bainita começa pode ser relacionada com o Pcm dado pela equação a seguir de forma que a temperatura diminu- iu à medida que o valor de Pcm aumenta.

Pcm = [C] + [Si]/30 + {[Mn] + [Cr] + [Cu])/20 + [Mo]/15 + [V]/10 + 5[B] ... (1) (onde o significado de cada símbolo é o mesmo descrito acima).

Em particular foi descoberto que quase todos os aços para os quais o Pcm foi maior que ou igual a 0,185 tiveram uma temperatura de par- tida da transformação de bainita de 600Ό ou menor. A figura 4 mostra fotografias de metalógrafos da estrutura dos aços mostrados como A e B na figura 3 obtidas pelo polimento de um corpo de prova que foi testado conforme acima e fazendo o MA aparecer pela causticação LePera. As porções brancas aciculares ou granulares na figura 4 são MA. MA bruto foi observado no aço A para o qual a temperatura de partida da transformação de bainita foi maior que 600*0. Em contraste, MA bruto não foi observado no aço B para o qual a temperatura de partida da transformação da bainita foi de 6000 ou menor.

Dos resultados acima, pode ser visto que quando o Pcm é de pelo menos 0,185, mesmo quando a taxa média de resfriamento de 8000 a 5000 durante o resfriamento é baixa, da ordem de 1 0*0 por segundo, a temperatura de partida da transformação da bainita torna-se 6000 ou me- nor e o MA é refinado.

Em um processo de produção, é importante executar-se o têm- pera de um tubo de aço a partir da região de temperatura da fase única aus- tenita uma alta taxa de resfriamento. Assim, o período para a transformação de bainita é encurtado durante a têmpera para se alcançar os efeitos da su- pressão da difusão de C e diminuição do MA. Uma taxa de resfriamento pre- ferida é tal que a taxa média das temperaturas diminui no centro da espes- sura da parede de um tubo de aço de 8000 a 5000 é de pelo menos 10 por segundo, preferivelmente pelo menos 100 por segundo, e ainda mais preferivelmente pelo menos 200 por segundo.

No revenido que é executado subsequentemente a têmpera, é importante precipitar a cementita uniformemente para aumentar a tenacida- de. Portanto, o revenido é executado em uma faixa de temperaturas de pelo menos 550*0 e de no máximo a temperatura de transformação Aci, e o tempo de encharcamento nesta faixa de temperatura é preferivelmente tor- nado 5-60 minutos. Um limite inferior preferido para a temperatura de reve- nido é 6000, e um limite superior preferido é 650° C. <Composicão química do aco>

As razões porque a composição química de um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a presente invenção é limitada confor- me descrito são como segue. Os percentuais indicando o teor de casa ele- mento significa percentual em massa. C: 0,02-0,08% C é um elemento importante para garantir a resistência do aço.

Para aumentar a capacidade de endurecimento do aço e obter uma resis- tência suficiente com um material de parede grossa, o teor de C é tornado pelo menos 0,02%. Por outro lado, se seu teor exceder 0,08%, a tenacidade diminui. Portanto, o teor de C é 0,02-0,08%. Do ponto de vista de garantir a resistência do material de parede grossa, um limite inferior preferido para o teor de C é 0,03%, e um limite inferior mais preferido é 0,04%. Um limite su- perior mais preferido para o teor de C é 0,06%.

Si: no máximo 0,5% Uma vez que o Si funciona como agente de desoxidação na produção do aço, sua adição é necessária, mas seu teor é preferivelmente tão baixo quanto possível. Isto se dá porque no momento da soldagem cir- cunferencial para conectar os tubos de linha, o Si reduz grandemente a te- nacidade do aço na zona afetada pelo calor. Se o teor de Si excede 0,5%, a tenacidade da zona afetada pelo calor no momento da grande entrada de calor de soldagem diminui marcantemente. Portanto, a quantidade de Si adi- cionado como agente desoxidante é de no máximo 0,5%. O teor de Si é pre- ferivelmente no máximo 0,3%, e mais preferivelmente no máximo 0,15%.

Mn: 1,5-3,0% É necessário que o Mn esteja contido em uma grande quantida- de para se obter os efeitos de aumento da capacidade de endurecimento do aço de forma que o reforço ocorra no centro até mesmo de um material de parede grossa e ao mesmo tempo aumentando a sua tenacidade. Se o teor de Mn for menor que 1,5%, esses efeitos não são obtidos, enquanto se ele exceder 3,0%, a resistência à HIC (fratura induzida pelo hidrogênio) diminui, então ele é tornado 1,5-3,0%. O limite inferior do teor de Mn é preferivelmen- te 1,8%, mais preferivelmente 2,0%, e ainda mais preferivelmente 2,1%.

Al: 0,001-0,10% O Al é adicionado como agente desoxidante na produção do aço. Para se obter esse efeito, é adicionado de forma que seu teor seja de pelo menos 0,001%. Se o teor de Al exceder 0,10%, as inclusões no aço formam grupos, deteriorando assim a tenacidade do aço, e no momento de chanfrar as extremidades de um tubo, ocorre um grande número de defeitos de superfície. Portanto, o teor de Al é tornado 0,001-0,10%. Do ponto de vis- ta prevenção de defeitos de superfície, é preferível também restringir o limite superior do teor de Al, com um limite superior preferido sendo 0,05% e um limite superior mais preferido sendo 0,03%. Um limite inferior preferido para o teor de Al de modo a executar adequadamente a desoxidação e aumentar a tenacidade é 0,010%. O teor de Al na presente invenção é expresso como Al solúvel em ácido (o chamado "sol. Al").

Mo: maior que 0,4% a 1,2% Mo tem o efeito de aumentar a capacidade de endurecimento do aço particularmente mesmo quando a taxa de resfriamento é lenta, resultan- do no reforço para o centro até mesmo de um material de parede grossa. Ao mesmo tempo, ele aumenta a resistência ao amolecimento do revenido do aço e assim torna possível executar-se o revenido a alta temperatura, resul- tando em um aumento na tenacidade. Portanto, Mo é um elemento importan- te na presente invenção. Para se obter esse efeito, é necessário que o teor de Mo exceda 0,4%. Um limite inferior preferido para o teor de Mo é 0,5%, e um limite inferior mais preferido é 0,6%. Entretanto, o Mn é um elemento ca- ro, e seus efeitos saturam a cerca de 1,2%, então o limite superior para o teor de MO é 1,2%. N: 0,002-0,015% N está incluído em uma quantidade de pelo menos 0,002% para aumentar a capacidade de endurecimento do aço e obter uma resistência suficiente em um material de parede grossa. Entretanto, se o teor de N ex- ceder 0,015%, a tenacidade do aço diminui, então o teor de N é tornado 0,002-0,015%.

Ca: 0,0002-0,007% Ca é adicionado objetivando-se os efeitos de fixação da impure- za S como CaS esférico, melhorando assim a tenacidade e a resistência à corrosão, e suprimindo os entupimentos de um bocal no momento do lingo- tamento, melhorando assim as propriedades de lingotamento. Para se obter esses efeitos, pelo menos 0,0002% de Ca são incluídos. Entretanto, se o teor de Ca exceder 0,007%, os efeitos acima descritos saturam, e não ape- nas um outro efeito não pode apresentado, mas torna-se fácil para as inclu- sões formarem grupos, e a tenacidade e a resistência à HIC diminuem. Con- sequentemente, o teor de Ca é tornado 0,0002-0,007% e preferivelmente 0,0002-0,005%.

Um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a pre- sente invenção contém os componentes acima descritos e um restante de Fe e impurezas. Das impurezas, os teores de P, S, O e B estão restritos aos limites superiores descritos abaixo: P: no máximo 0,03% P é um elemento impureza que diminui a tenacidade do aço, e seu teor é preferivelmente tornado tão baixo quanto possível. Se seu teor exceder 0,03%, a tenacidade diminui marcantemente, então o limite superior permissível para P é 0,03%. O teor de P é preferivelmente no máximo 0,02%, e mais preferivelmente o máximo 0,01%. S: no máximo 0,005% S é também um elemento impureza que diminui a tenacidade do aço, e seu teor é preferivelmente tornado o mais baixo possível. Se seu teor exceder 0,005%, a tenacidade diminui marcadamente, então o limite superi- or permissível para S é 0,005%. O teor de S é preferivelmente no máximo 0,003%, e mais preferivelmente no máximo 0,001%. O (oxigênio): no máximo 0,005% O é um elemento impureza que reduz a tenacidade do aço, e seu teor é preferivelmente tornado tão pequeno quanto possível. Se seu teor exceder 0,005%, a tenacidade diminui marcadamente, então o limite superi- or permissível do teor de O é 0,005%. O teor de O é preferivelmente no má- ximo 0,003% e mais preferivelmente no máximo 0,002%. B (impureza): menos que 0,0005% O B segrega juntamente com a austenita nos limites dos grãos durante a têmpera, aumentando assim marcantemente a capacidade de en- durecimento, mas provoca a precipitação de carboboretos na forma de M23CB6 durante o revenido, induzindo assim a uma variação na tenacidade.

Consequentemente, o teor de B é preferivelmente tornado o mais baixo pos- sível. Se o teor de B for 0,0005% ou maior, ele produz precipitação grosseira dos carboboretos acima descritos, então seu teor é tornado menos que 0,0005%. Um teor preferido de B é menos que 0,0003%. 0,185 <Pcm< 0,250 Em adição às restrições ao teor de cada um dos elementos aci- ma descritos, a composição química do aço é ajustada de maneira que o valor de Pcm expresso pela Equação (1) seja de pelo menos 0,185 e de no máximo 0,250.

Pcm = [C] + [Si]/30 + ([Mn] + [Cr] + [Cu])/20 + Mo/15 + [V]/10 + 5[B] (1) onde [C], [Si], [Mn], [Cr], [Cu], [Mo], [V] e [B] são números indicando respec- tivamente os teores em percentual em massa de C, Si, Mn, Cr, Cu, Mo, V e B. Quando o aço não contém um dado elemento de ligação, o valor do termo para aquele elemento de ligação é tornado 0.

Conforme estabelecido acima, quando o valor de Pcm torna-se pelo menos 0,185, a temperatura de transformação de bainita diminui e tor- na-se 600Ό ou menos, e mesmo com um tubo de aço se m costura de pare- de grossa, a precipitação de cementita grosseira descoberta após o têmpera e o revenido é evitada, tornando assim possível se obter uma boa tenacida- de. Por outro lado, se o Pcm exceder 0,250 , a resistência se torna muito alta e a tenacidade diminui, e a capacidade de soldagem do tubo de linha no momento da soldagem circunferencial dos tubos de linha diminui. Conse- quentemente, o teor de cada elemento que está conectado na equação do Pcm é tornado tal que o valor do Pcm seja pelo menos 0,185 e no máximo 0,250. Um valor de Pcm no lado mais alto dentro dessa faixa dá uma tenaci- dade estável com uma maior resistência. Portanto, um limite inferior preferi- do para o Pcm é 0,210 e um limite inferior mais preferido é 0,230.

Um tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme a pre- sente invenção pode obter uma maior resistência, maior tenacidade e/ou resistência à corrosão aumentada pela adição à composição química descri- ta acima, conforme necessário, de um ou mais elementos selecionado dos que se seguem.

Cr: no máximo 1,0% Cr não precisa ser adicionado, mas pode ser adicionado para aumentar a capacidade de endurecimento do aço e assim aumentar a resis- tência do aço em um material de parede grossa. Entretanto, se seu teor for muito alto, ele acaba reduzindo a tenacidade, então quando o Cr é adiciona- do seu teor é feito no máximo 1,0%. Não há restrição particular quanto ao limite inferior, mas o efeito do Cr é particularmente marcante quando se teor é de pelo menos 0,02%. Quando ele é adicionado,um limite inferior preferido para o teor de Cr é 0,1 %, e um limite inferior mais preferido é 0,2%.

Ti: no máximo 0,03% O Ti não precisa ser adicionado, mas pode ser adicionado por seus efeitos de evitar defeitos de superfície no momento do lingotamento contínuo, aumentando a resistência, e refinando os grãos de cristal. Se o teor de Ti exceder 0,03%, a tenacidade diminui, então seu limite superior é 0,03%. Não há restrição particular para o limite inferior do teor de Ti, mas para se obter os efeitos acima, o teor de Ti é preferivelmente pelo menos 0,003%.

Ni: no máximo 2,0% O Ni não precisa ser adicionado, mas pode ser adicionado para aumentar a capacidade de endurecimento do aço aumentando assim a re- sistência do aço em um membro de parede grossa, e para aumentar a tena- cidade. Entretanto, o Ni é um elemento caro e seus efeitos saturam se uma quantidade excessiva do mesmo estiver contida. Portanto, quando ele é adi- cionado, o limite superior de seu teor é 2,0%. Não há restrição particular quanto ao limite inferior do teor de Ni, mas seus efeitos são particularmente marcantes quando seu teor for de pelo menos 0,02%.

Nb: no máximo 0,03% Nb não precisa ser adicionado, mas pode ser adicionado para fornecer os efeitos de aumentar a resistência e o refino dos grãos de cristal.

Se o teor de Nb exceder 0,03%, a tenacidade diminui, então quando ele é adicionado, seu limite superior é 0,03%. Não há nenhum limite inferior parti- cular para o teor de Nb, mas para se obter esses efeitos, preferivelmente pelo menos 0,003% são adicionados. V: no máximo 0,2% V é um elemento cujo teor é determinado levando-se em consi- deração o equilíbrio entre resistência e tenacidade. Quando uma resistência suficiente é obtida por outros elementos de ligação, não adicionar ο V forne- ce uma melhor tenacidade. Quando ο V é adicionado com um elemento para aumentar a resistência, seu teor é preferivelmente tornado pelo menos 0,003%. Se o teor de V exceder 0,2%, a tenacidade decresce grandemente, então quando ele é adicionado, o limite superior para o teor de V é 0,2%.

Cu: no máximo 1,5% O Cu não precisa ser adicionado, mas ele tem o efeito de melho- rar a resistência à HIC, então ele pode ser adicionado com o objetivo de me- lhorar a resistência à HIC. O teor mínimo de Cu para apresentar um efeito de melhoria da resistência à HIC é 0,02%. Mesmo se o Cu for adicionado acima de 1,5%, seu efeito satura, então quando ele é adicionado, o teor de Cu é preferivelmente 0,02-1,5%. <Estrutura Metalúrqica>

Para melhorar o equilíbrio entre resistência e tenacidade, em adição ao ajuste da composição química do aço da maneira acima, é neces- sário que a estrutura metalúrgica compreenda principalmente bainita e tenha um comprimento de cementita que seja de 20 micrômetros ou menos.

Para se obter uma alta resistência, a estrutura metalúrgica é fei- ta ser compreendida principalmente de bainita. A cementita se precipita nas interfaces das lâminas, blocos e pacotes que são subestruturas constituindo bainita, e nas interfaces dos grãos gama anteriores. Essa cementita resulta das ilhas de martensita (MA) formadas durante o têmpera pela decomposi- ção da martensita em cementita durante o subsequente revenido ou é for- mada pela difusão do C durante a transformação de bainita no momento do têmpera para provocar a precipitação direta de cementita, que então cresce durante o revenido.

Se essa cementita crescer até se estender ao longo das interfa- ces, ela torna-se o ponto de partida de uma fratura ou promove a propaga- ção de uma fratura, e pode produzir uma variação na tenacidade. Entretanto, no caso de tubo de aço sem costura para tubo de linha, se o comprimento da cementita acima descrita é de no máximo 20 micrômetros, é possível evi- tar uma diminuição na tenacidade devido ao desenvolvimento ou à propaga- ção de trincas provocadas pela cementita. O comprimento da cementita é preferivelmente no máximo de 10 micrômetros e mais preferivelmente de no máximo 5 micrômetros. O comprimento da cementita pode ser determinado tirando-se cinco películas de réplicas de uma peça de aço, fotografando-se dois cam- pos de vista em cada película de réplica com um TEM a uma amplificação de 3000X, e para cada um do total de dez campos de vista que são fotogra- fados, medir o comprimento da cementita mais longa, e tirando-se a média do seu valor. Na observação no TEM, as porções que parecem ser interfa- ces de lâminas de bainita, blocos, pacotes, e contornos de grãos de austeni- ta prévios parecem com tiras, e observando-se essas porções, é fácil encon- trar cementita grosseira. A cementita se quebra até um certo ponto por tra- tamento térmico para o revenido, mas os segmentos quebrados resultantes são arranjados em alinhamento entre si ao longo das interfaces. Quando a separação entre os segmentos de cementita é de no máximo 0,1 micrôme- tros, eles são considerados como formando um agregado de cementita, e o comprimento do agregado é medido como o comprimento da cementita. <Processo de produção> Não há limitações particulares em um processo de produção pa- ra um tubo de aço sem costura conforme a presente invenção, e os proces- sos de produção usuais podem ser usados. Um tubo de aço sem costura, conforme a presente invenção, é preferivelmente produzido pela formação de um tubo de aço sem costura por laminação a quente de forma que a es- pessura da parede seja preferivelmente de pelo menos 30 micrômetros e submetendo-se o tubo impregnado resultante ao têmpera e ao revenido.

Abaixo serão descritas as condições de produção preferidas.

Conformação do tubo de aço sem costura O aço fundido é preparado de modo a ter a composição química descrita acima, e é lingotado por lingotamento contínuo, por exemplo, para produzir um fundido tendo uma seção transversal redonda, que é usado no estado como material para laminação (barra), ou é lingotado para produzir um fundido tendo uma seção transversal retangular, que é então laminado para formar uma barra que tenha uma seção transversal redonda. A barra resultante é conformada em um tubo de aço sem costura por laminação a quente de tubos incluindo perfuração, alongamento e dimensionamento. A laminação de tubos pode ser executada da mesma maneira que na produção convencional de tubos de aço sem costura. Entretanto, pa- ra controlar a forma das inclusões de modo a garantir a capacidade de endu- recimento durante o tratamento térmico subsequente, a conformação do tu- bo é preferivelmente executada sob condições tais que a temperatura de aquecimento no momento da perfuração a quente (isto é, a temperatura de partida para a laminação do tubo a quente) está na faixa de 1100-125013 e a temperatura de acabamento no final da laminação é de pelo menos 900Ό.

Se a temperatura de partida para a laminação de tubos a quente for muito alta, a temperatura de acabamento também se torna alta, e os grãos de cris- tal se embrutecem de forma que a tenacidade do produto é reduzida. Por outro lado, se a temperatura de partida para laminação for muito baixa, uma carga excessiva é aplicada ao equipamento no momento da perfuração, e a expectativa de vida do equipamento diminui. Se a temperatura no final da laminação for muito baixa, a ferrita se precipita durante o trabalho e provoca uma variação nas propriedades.

Tratamento térmico após a conformação do tubo O tubo de aço sem costura produzido por laminação de tubos a quente é submetido a têmpera e revenido como tratamento térmico. A têm- pera pode ser executada ou por um método no qual o tubo de aço confor- mado pela conformação de tubos que está ainda a uma alta temperatura é resfriado e então é reaquecido e rapidamente resfriado para a têmpera, ou por um método no qual a têmpera é executada imediatamente após a con- formação do tubo para utilizar o calor do tubo de aço logo após ser confor- mado. Em qualquer dos casos, a têmpera é executada sob condições tais que a taxa média de resfriamento de 800Ό até 50013 medida na porção central da espessura da parede é de pelo menos 113 por segundo após o reaquecimento e um encharcamento a uma temperatura de pelo menos 900Ό e de no máximo lOOOQ. O revenido subsequente é executado a uma temperatura de 500Ό a menos que a temperatura de t ransformação Aci.

Quando um tubo de aço é inicialmente resfriado antes da têmpe- ra, a temperatura no final do resfriamento não é limitada. O tubo pode ser resfriado até a temperatura ambiente e então reaquecido para o têmpera, ou ele pode ser resfriado até cerca de 500Ό onde a tr ansformação ocorreu e então reaquecido para o têmpera, ou ele pode ser resfriado imediatamente durante o transporte até um forno de reaquecimento e ele é aquecido imedi- atamente no forno de reaquecimento para o têmpera. Quando a têmpera é executada imediatamente após a conformação do tubo, o reaquecimento e o encharcamento são executados em uma faixa de temperatura de pelo me- nos 900Ό e de no máximo lOOOQ.

Se a taxa média de resfriamento na faixa de temperatura de 800Ό a õOOQ durante o têmpera for menor que 1Ό p or segundo, um au- mento na resistência não pode ser obtido pela têmpera. No caso de um tubo de aço sem costura de parede grossa tendo uma espessura de parede de pelo menos 30 mm, para suprimir a difusão de C na porção central da es- pessura da parede onde o resfriamento é mais lento e evitar uma redução na tenacidade devida à precipitação de cementita grosseira, a taxa média de resfriamento é preferivelmente de pelo menos 10Ό por segundo e mais pre- ferivelmente pelo menos 20Ό por segundo. O revenido é executado a uma temperatura variando entre pelo menos 550Ό até a temperatura de transformação Aci para precipitar uni- formemente a cementita e assim aumentar a tenacidade do tubo. A duração do encharcamento nessa faixa de temperatura é preferivelmente 5-60 minu- tos. Na presente invenção, uma vez que a composição química do aço con- tém uma quantidade relativamente grande de Mo, a resistência ao amoleci- mento do revenido é suficientemente alta para tornar possível o revenido a alta temperatura, e um aumento na tenacidade pode ser alcançado através disso. Para explorar esse efeito, uma faixa preferida para a temperatura de revenido é de pelo menos 600Ό até no máximo 650^.

Dessa maneira, conforme a presente invenção, um tubo de aço sem costura para tubo de linha tendo uma alta resistência pelo menos do grau X80 e tenacidade e resistência à corrosão melhoradas mesmo com uma pa- rede grossa pode ser produzido estavelmente. O tubo de aço sem costura pode ser usado para tubo de linha em mares profundos, isto é, como dutos de interligação e linhas de fluxo, então ele tem grandes efeitos práticos.

Os exemplos a seguir ilustram os efeitos da presente invenção, mas a presente invenção não é de forma alguma limitada por eles.

Exemplo 1 150 kg dos aços tendo as composições químicas mostradas na Tabela 1 (as suas temperaturas de transformação Aci estavam todas na fai- xa de 700-780Ό) foram preparados em um forno de fusão a vácuo, e os lingotes resultantes foram forjados para formar blocos tendo uma espessura de 100 mm, que foram usados como materiais para laminação. Após cada bloco ser aquecido para encharcamento por uma hora a 1250Ό, ele foi la- minado a quente para formar uma chapa de aço tendo uma espessura de chapa de 40 mm. A temperatura de acabamento no final da laminação foi de 1000Ό.

Antes que a temperatura da superfície da chapa de aço lamina- da a quente resultante possa cair abaixo de 900Ό, ele foi colocado em um forno elétrico a 950Ό e após ele ser reaquecido e encharcado por 10 minu- tos no forno, foi temperado por resfriamento a água. Como resultado da me- dição em separado, a taxa de resfriamento no centro da chapa laminada du- rante o resfriamento a água foi tal que a taxa média de resfriamento de 800Ό a δΟΟΌ foi de 10Ό por segundo. A chapa de a ço resfriada brusca- mente foi então revenida por encharcamento por 30 minutos à temperatura mostrada na Tabela 2 seguido de resfriamento lento, e a chapa de aço reve- nida foi usada como um material de teste.

Nesse exemplo, para investigar muitas composições de aço, chapas de aço preparadas sob os mesmos trabalho a quente e condições de tratamento térmico conforme empregado na produção de um tubo de aço sem costura foram usados como materiais de teste para avaliar as proprie- dades mecânicas e a estrutura metalúrgica. Os resultados do teste foram essencialmente as mesmas para um tubo de aço sem costura.

Propriedades Mecânicas Para testar a resistência, um ensaio de tração foi executado usando-se um corpo de prova de tração JIS N° 12 tirada na direção T para a direção de laminação da chapa a partir da porção central da espessura de cada chapa de aço de teste para medir ao limite de resistência à tração (TS) e o limite de escoamento (YS). O ensaio de tração foi executado de acordo com a JIS Z 2241. A tenacidade foi avaliada no valor mínimo da energia de impacto absorvida medida em um teste de impacto de Charpy a -40Ό que foi execu- tado usando-se dez corpos de prova medindo 10 mm de largura por 10 mm de espessura e tendo uma fenda em V com uma profundidade de 2 mm cor- respondente a um corpo de prova N° 4 da JIS Z 2202 que foi tirado na dire- ção T da direção de laminação da chapa a partir da porção central da es- pessura de cada chapa de aço de teste. A resistência foi considerada aceitável quando o YS foi de pelo menos 552 MPa (o limite inferior do limite de escoamento do grau X80), e a tenacidade foi aceitável quando o energia absorvida Charpy a -40Ό foi de pelo menos 100 J.

Estrutura metalúrgica Cinco películas de réplica foram tiradas de cada chapa de aço de teste no centro da espessura, dois campos de vista de cada réplica foram fotografados com um TEM a uma amplificação de 3000X, e o comprimento máximo da cementita que se precipitou nas interfaces em cada campo de vista foi medido. As condições de medida nesse momento foram conforme descrito acima. O valor médio dos dez valores de comprimento de cementita obtidos dessa maneira foi tornado o comprimento da cementita. A Tabela 2 mostra os resultados dos testes para YS, TS, o valor mínimo da energia absorvida no teste de Charpy a -40% e o comprimento da cementita para cada material de teste juntamente com as condições de tratamento térmico após a laminação a quente.

Os aços nos 1-19 são exemplos que satisfazem a composição química e as condições de produção prescritas pela presente invenção. Em cada um desses exemplos, a cementita era fina com um comprimento de no máximo 20 micrômetros, e uma boa tenacidade foi obtida.

Em contraste, os aços nos 20-25 eram exemplos comparativos para os quais a composição química estava fora da faixa da presente inven- ção e cada um desses teve uma baixa tenacidade.

Mais especificamente, o aço n° 20 teve um valor de Pcm que era menor que 0,185, então a cementita que se precipitou nas interfaces tornou- se grosseira. Isto produziu uma variação marcada da energia absorvida do teste Charpy, e o valor mínimo diminuiu grandemente. O aço n° 21 teve teo- res de Mn e Mo que eram menores que as faixas prescritas, então sua tena- cidade diminuiu. O aço n° 22 teve um teor de B muito alto, então carbobore- tos do tipo M23(C,B)6 se precipitou grosseiramente e produziu uma variação na energia absorvida de forma que o valor mínimo diminuiu. O aço n° 23 te- ve um teor muito alto de P, então a tenacidade diminuiu. O aço n° 24 não conteve Ca, então o MnS se precipitou grosseiramente, e isto produziu uma variação na energia absorvida. O aço n° 25 tinha um teor de Al muito peque- no, então as inclusões de oxido bruto foram formadas e produziram uma va- riação na energia absorvida.

Exemplo 2 Este exemplo ilustra a produção de um tubo de aço sem costura com equipamento real.

Um aço tendo as composições químicas mostradas na Tabela 3 foi preparado por fusão, e uma barra redonda a ser submetida à laminação foi produzida com uma máquina de lingotamento contínuo. A barra redonda foi submetida a tratamento térmico por encharcamento a 1250Ό por uma hora e então trabalhada por um perfurador tendo cilindros inclinados para formar uma geratriz perfurada. A geratriz perfurada foi então submetida a uma laminação de acabamento usando-se um laminador de mandril e um dimensionador, e foi obtido um tubo de aço sem costura com um diâmetro externo de 219,4 mm e uma espessura de parede de 40 mm. A temperatura de acabamento no final da laminação a quente do tubo, a temperatura de resfriamento após a laminação, e a temperatura de reaquecimento foram conforme mostradas na Tabela 4.

Após a complementação da laminação, o tubo de aço foi coloca- do em um forno de reaquecimento antes de sua temperatura de superfície cair abaixo de 900Ό, e após o encharcamento no forno a 950Ό, ele foi temperado por resfriamento a água de forma que a taxa media de resfria- mento de 800Ό a 500Ό na porção central da espessu ra foi de 10Ό por segundo. Posteriormente, ele foi revenido por encharcamento por 10 minu- tos a uma temperatura de 600Ό, que era menor que a temperatura de trans- formação Aci, seguido de resfriamento lento para se obter o tubo de aço de teste A.

Separadamente, um tubo de aço sem costura que foi preparado por laminação de tubo a quente da mesma maneira descrita acima foi resfri- ado a ar após o término da laminação até a temperatura da superfície dos tubos de aço ser a temperatura ambiente. Posteriormente, o tubo de aço foi colocado em um forno de reaquecimento e encharcado a 950Ό e então temperado por resfriamento a água de forma que a taxa de resfriamento de 800Ό até 500Ό no centro da espessura fosse 3Ό po r segundo. Ele foi en- tão revenido sob as mesmas condições descritas acima para se obter o tubo de aço de teste B. A taxa de resfriamento durante o resfriamento bruto foi ajustada pela variação da taxa de fluxo da água de resfriamento. A resistência e a tenacidade e o comprimento da cementita dos tubos de aço de teste A e B resultantes foram medidos da maneira a seguir.

Os resultados dos testes estão mostrados na Tabela 4 juntamente com as condições de aquecimento após a conformação do tubo a quente. A resistência foi avaliada medindo-se o limite de escoamento (YS) em um ensaio de tração de açodo com a JIS Z 2241 usando-se um corpo de prova n° 12 da JIS tirado de cada tubo de aço de teste.

Para a tenacidade, um teste Charpy foi executado usando-se dez peças de teste de impacto medindo 10 , de largura por 10 mm de espessura com um entalhe em forma de V tendo uma profundidade de 2 mm que foram tirados na direção do comprimento a partir do centro da espessura de cada tubo de aço de teste e que correspondeu a um corpo de prova n° 4 da JIS Z 2202. A tenacidade foi avaliada descobrindo-se o valor mínimo da energia absorvida. O comprimento da cementita que se precipitou ao longo da inter- face foi determinado tirando-se uma película de réplica do centro da espes- sura de cada tubo de aço de teste e medindo-se o comprimento da cementi- ta da mesma maneira que no Exemplo 1.

Tabela 3 Tabela 4 Tabela 4 -continuação- Como fica claro dos resultados mostrados na Tabela 4, de acor- do com a presente invenção, pode ser obtido um tubo de aço sem costura que tenha uma alta resistência pelo menos do grau X80 da norma API e que ao mesmo tempo tenha boa tenacidade apesar de ser um tubo de aço de parede grossa.

Claims (5)

1. Tubo de aço sem costura para tubo de linha, caracterizado por ter uma composição química consistindo em um percentual em massa, C: 0,02-0,08% de, Si: no máximo 0,5%, Mn: 1,5-3,0%, Al: 0,001-0,10%, Mo: maior que 0,4% a 1,2%, N: 0,002-0,015%, Ca: 0,0002-0,007%, Cr: 0-1,0%, Ti: 0-0,03%, Ni: 0-2,0%, Nb: 0-0,03%, V: 0-0,2%, e Cu: 0-1,5%, e o restante sendo Fe e impurezas, onde os teores das impurezas são no máximo 0,03% para P, no máximo 0,005% para S, no máximo 0,005% para O, e menos de 0,0005% para B e onde o valor de Pcm calculado pela Equação (1) é de pelo menos 0,185 e no máximo 0,250, o tubo tendo uma microestrutura compre- endendo bainita e tendo um comprimento de cementita de no máximo 20 micrômetros: Pcm = [C] + [Si]/30 + ([Mn] + [Cr] + [Cu])/20 + [Mo]/15 + [V]/10 + 5[B] ... (1) onde [C], [Si], [Mn], [Cr], [Cu], [Mo], [V] e [B] são números indicando respecti- vamente os teores em percentual em massa de C, Si, Mn, Cr, Cu, Mo, V e B.

2. Tubo de aço sem costura para tubo de linha conforme apre- sentado na reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição química contém, em percentual em massa, um ou mais elementos selecio- nados do grupo consistindo em Cr: 0,02-1,0%, Ti: 0,003-0,03%, Ni: 0,02- 2,0%, Nb: 0,003-0,03%, V: 0,003-0,2%, e Cu: 0,02-1,5%.

3. Processo de produção de um tubo de aço sem costura para tubo de linha caracterizado pelo aquecimento de uma barra de aço tendo uma composição química como definida na reivindicação 1 ou 2, caracteri- zado pelo fato de conformar-se a barra em um tubo de aço sem costura pela laminação do tubo a quente com uma temperatura de partida de 1250- 1100Ό e uma temperatura de acabamento de pelo menos 900Ό, reaque- cendo por encharcamento o tubo de aço resultante a uma temperatura de pelo menos 900Ό e de no máximo 1000Ό, temperar-se o tubo sob condi- ções tais que a taxa média de resfriamento de 800Ό até 500Ό no centro da espessura da parede seja de pelo menos 1Ό por segu ndo, e então revenir- se o tubo temperado a uma temperatura de 500Ό a me nos que a tempera- tura de transformação Aci.

4. Processo de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço sem costura, que é conformado pela laminação do tubo a quente, é inicialmente resfriado antes do têmpera.

5. Processo de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço sem costura, que é conformado pela laminação do tubo a quente, é imediatamente temperado.