BR112014017204B1

BR112014017204B1 - Aço inoxidável para poços de petróleo e tubos de aço inoxidável para poços de petróleo

Info

Publication number: BR112014017204B1
Application number: BR112014017204-8A
Authority: BR
Inventors: Shinjiro Nakatsuka; Taro Ohe; Hisashi Amaya; Hideki Takabe; Yohei Otome; Yusaku Tomio; Masanao Seo; Tomohiko Omura; Kunio Kondo
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2012-03-26
Filing date: 2013-02-27
Publication date: 2019-04-02
Also published as: BR112014017204A2; IN2014DN05668A; EP2832881B1; MX354334B; JPWO2013146046A1; CN104204253A; AU2013238482B2; AU2013238482A1; EP2832881A1; US20150047831A1; ES2703049T3; MX2014009444A; CA2863187A1; WO2013146046A1; RU2583207C1; CA2863187C; AR090306A1; BR112014017204A8; US9783876B2; JP5348354B1

Abstract

resumo "aço inoxidável para poços de petróleo e tubos de aço inoxidável para poços de petróleo" trata-se de um aço inoxidável para poços de petróleo que tem excelente resistência à corrosão de alta temperatura e pode obter de forma estável um limite não menor do que 758 mpa. esse aço inoxidável para poços de petróleo contém, % em massa, de c: não mais do que 0,05%, de si: não mais do que 1,0%, de mn: 0,01 a 1,0%, de p: não mais do que 0,05%, de s: menos do que 0,002%, de cr: 16 a 18%, de mo: 1,8 a 3%, de cu: 1,0 a 3,5%, de ni: 3,0 a 5,5%, de co: 0,01 a 1,0%, de al: 0,001 a 0,1%, de o: não mais do que 0,05% e n: não mais do que 0,05%, em que o restante é composto de fe e impurezas. esse aço inoxidável para poços de petróleo satisfaz as fórmulas (1) e (2) seguintes. cr + 4ni + 3mo + 2cu ? 44 (1) cr + 3ni + 4mo + 2cu/3 ? 46 (2). nesse contexto, o teor (% em massa) de elementos correspondentes é designado para os respectivos símbolos de elementos nas fórmulas (1) e (2). 1/1

Description

AÇO INOXIDÁVEL PARA POÇOS DE PETRÓLEO E TUBOS DE AÇO INOXIDÁVEL PARA POÇOS DE PETRÓLEO

CAMPO DA TÉCNICA [0001 ] A presente invenção refere-se a um aço inoxidável para poços de petróleo e um tubo de aço inoxidável para poços de petróleo, e mais particularmente a um aço inoxidável para poços de petróleo e um tubo de aço inoxidável para poços de petróleo, que são usados em um ambiente de poço de petróleo de alta temperatura e ambiente de poço de gás (doravante, denominado como um ambiente de alta temperatura).

ANTECEDENTES DA TÉCNICA [0002] Na presente descrição, um poço de petróleo e um poço de gás são denominados de modo coletivo simplesmente como um poço de petróleo. Em conformidade, um aço inoxidável para poços de petróleo conforme usado no presente documento inclui um aço inoxidável para poços 15 de petróleo e um aço inoxidável para poço de gás. Além disso, um tubo de aço inoxidável para poços de petróleo inclui um tubo de aço inoxidável para poços de petróleo e um tubo de aço inoxidável para poço de gás.

[0003] Conforme usado no presente documento, o termo uma temperatura alta significa, a menos que indicado o contrário, uma 20 temperatura de não menos do que 150 ^oC. Além disso, conforme usado no presente documento, o símbolo % referente a um elemento químico significa, a menos que indicado o contrário, % em massa.

[0004] Um ambiente de poço de petróleo convencional contém gás de dióxido de carbono (CO₂) e/ou íon de cloro (Cl-). Por essa razão, em 25 um ambiente de poço de petróleo convencional, um aço inoxidável martensítico que contém 13% de Cr (doravante, denominado como um aço de 13% de Cr) é usado comumente. O aço de 13% de Cr é excelente na resistência à corrosão de gás de ácido carbônico.

[0005] Recentemente, o desenvolvimento de poços de petróleo 30 fundos progrediu. Um poço de petróleo profundo tem um ambiente de alta

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2/32 temperatura. Tal ambiente de alta temperatura inclui gás de dióxido de carbono ou gás de dióxido de carbono e gás de sulfeto de hidrogênio. Esses gases são gases corrosivos. Portanto, exige-se que o aço para poços de petróleo a ser usado em poços de petróleo profundos tenha um limite superior e uma resistência à corrosão superior do que aqueles do aço de 13% de Cr.

[0006] O teor de Cr de um aço inoxidável bifásico é maior que aquele do aço de 13% de Cr. Portanto, um aço inoxidável bifásico tem um limite superior e uma resistência à corrosão superior do que aqueles do aço de 13% de Cr. O aço inoxidável bifásico é, por exemplo, um aço de 22% de Cr que contém 22% de Cr, e um aço de 25% de Cr que contém 25% de Cr. Embora o aço inoxidável bifásico tenha um limite alto e uma resistência à corrosão alta, o mesmo inclui muitos elementos de liga e, portanto, é dispendioso.

[0007] Os documentos n^o JP2002-4009A, JP2005-336595A, JP2006-16637A, JP2007-33244242A, WO2010/050519 e WO2010/134498 propõem aços inoxidáveis diferentes do aço inoxidável bifásico descrito acima. Os aços inoxidáveis revelados nessas literaturas contêm no máximo 17 a 18,5% de Cr.

[0008] O documento n^o JP2002-4009A propõe um aço inoxidável martensítico para poços de petróleo, que tem um limite de escoamento não menor do que 860 MPa e uma resistência à corrosão de gás de ácido carbônico em um ambiente de alta temperatura. A composição química do aço inoxidável revelado nessa literatura contém 11,0 a 17,0% de Cr e 2,0 a 7,0% de Ni e satisfaz adicionalmente: Cr + Mo + 0,3Si - 40C - 10N - Ni 0,3Mn <10. A microestrutura metálica desse aço inoxidável é constituída predominantemente de martensita e contém não mais do que 10% de uma austenita retida.

[0009] O documento n^o JP2005-336595A propõe um tubo de aço inoxidável que tem uma resistência à corrosão de gás de ácido carbônico e limite altos em um ambiente de alta temperatura de 230 ^oC. A composição

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3/32 química do tubo de aço inoxidável revelada nessa literatura contém 15,5 a 18% de Cr, 1,5 a 5% de Ni e 1 a 3,5% de Mo, satisfaz Cr + 0,65Ni + 0,6Mo + 0,55Cu -20C > 19,5 e satisfaz também Cr + Mo + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn - Ni 0,3Cu - 9N > 11,5. A microestrutura metálica desse tubo de aço inoxidável contém 10 a 60% de uma fase ferrita, e não mais do que 30% de uma fase austenita, em que o restante é a fase martensita.

[0010] O documento n^o JP2006-16637A propõe um tubo de aço inoxidável que tem uma resistência à corrosão de gás de ácido carbônico e limite altos em um ambiente de alta temperatura de mais do que 170 ^oC. A 10 composição química do tubo de aço inoxidável revelado nessa literatura contém 15,5 a 18,5% de Cr e 1,5 a 5% de Ni, satisfaz Cr + 0,65Ni + 0,6Mo + 0,55Cu -20C > 18,0 e satisfaz também Cr + Mo + 0,3Si - 43,5C - 0,4Mn - Ni 0,3Cu - 9N > 11,5. A microestrutura metálica desse tubo de aço inoxidável pode incluir ou não uma fase austenita.

[0011] O documento n^o JP 2007-332442A propõe a tubo de aço inoxidável que tem um limite alto não menor do que 965 MPa e uma resistência à corrosão de gás de ácido carbônico em um ambiente de alta temperatura que excede 170 ^oC. A composição química do tubo de aço inoxidável revelado nessa literatura contém, em % em massa, 14,0 a 18,0% 20 de Cr, 5,0 a 8,0% de Ni, 1,5 a 3,5% de Mo e 0,5 a 3,5% de Cu e satisfaz Cr + 2Ni + 1,1Mo + 0,7Cu < 32,5. A microestrutura metálica desse tubo de aço inoxidável contém 3 a 15% de uma fase austenita, em que o restante é a fase martensita. CA2796326 descreve um aço inoxidável de alta resistência para poços de petróleo. A composição química de C: no máximo 0,05%, Si: no 25 máximo 1,0%, Mn: no máximo 0,3%, P: no máximo 0,05%, S: menos de 0,002%, Cr: acima de 16% e no máximo 18%, Mo: 1,5 a 3,0%, Cu: 1,0 a 3,5%, Ni: 3,5 a 6,5%, Al: 0,001 a 0,1%, N: no máximo 0,025%, e O: no máximo 0,01%, o restante sendo Fe e impurezas, uma microestrutura contendo uma fase martensita, 10 a 48,5%, por razão de volume, de uma 30 fase ferrita e no máximo 10%, por razão de volume, de uma fase austenita

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4/32 retida, resistência de pelo menos 758 MPa e um estiramento uniforme de pelo menos 10%.

[0012] O documento WO2010/050519 propõe um tubo de aço inoxidável que tem uma resistência à corrosão suficiente mesmo em um ambiente de dióxido de carbono de alta temperatura de 200 ^oC, e tem adicionalmente uma resistência ao craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto suficiente mesmo quando a temperatura ambiente de um poço de petróleo ou poço de gás diminui devido a uma suspensão temporária da coleta de gás ou óleo bruto. A composição química do tubo de aço inoxidável revelado nessa literatura contém mais do que 16% e não mais do que 18% de Cr, mais do que 2% e não mais do que 3% de Mo, não menos do que 1% e não mais do que 3,5% de Cu e não menos do que 3% e menos do que 5% de Ni, enquanto Mn e N satisfazem [Mn] x ([N] - 0.) < 0,001. A microestrutura metálica desse tubo de aço inoxidável contém 10 a 40% em fração de volume de uma fase ferrita e não mais do que 10% em fração de volume de uma fase γ retida com uma fase martensita que é como a fase dominante.

[0013] O documento WO2010/134498 propõe um aço inoxidável de limite alto que tem uma resistência à corrosão excelente em um ambiente de alta temperatura e tem uma resistência à SSC (resistência ao craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto) em temperatura normal. A composição química do aço inoxidável revelado nessa literatura contém mais do que 16% e não mais do que 18% de Cr, não menos do que 1,6% e não mais do que 4,0% de Mo, não menos do que 1,5% e não mais do que 3,0% de Cu e mais do que 4,0% e não mais do que 5,6% de Ni e satisfaz Cr + Cu + Ni + Mo > 25,5 e -8 < 30(C + N) + 0,5Mn + Ni + Cu/2 + 8,2 -1,1(Cr + Mo) < -4. A microestrutura metálica desse aço inoxidável contém uma fase martensita, 10 a 40% de uma fase ferrita e uma fase austenita retida, sendo que uma taxa de distribuição de fase ferrita é superior a 85%.

REVELAÇÃO DA INVENÇÃO [0014] Entretanto, nos aços inoxidáveis revelados nas literaturas

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5/32 de patente descritas acima, não é necessariamente fácil obter de forma estável uma microestrutura metálica desejada, e pode haver um caso em que um limite de escoamento desejado não é obtido de forma estável. Na produção industrial de aço inoxidável, o tempo investido para um processo de 5 tratamento térmico e um processo de resfriamento será limitado a fim de aprimorar a produtividade. Portanto, pode haver um caso em que um limite alto não de menos do que 758 MPa não é obtido de forma estável.

[0015] É um objetivo da presente invenção fornecer um aço inoxidável para poços de petróleo, que tem uma resistência à corrosão 10 excelente de alta temperatura e pode obter de forma estável um limite não menor do que 758 MPa.

[0016] Um aço inoxidável para poços de petróleo da presente invenção contém, em % em massa, C: não mais do que 0,05%, Si: não mais do que 1,0%, Mn: 0,01 a 1,0%, P: não mais do que 0,05%, S: menos do que 15 0,002%, Cr: 16 a 18%, Mo: 1,8 a 3%, Cu: 1,0 a 3,5%, Ni: 3,0 a 5,5%, Co: 0,01 a 1,0%, Al: 0,001 a 0,1%, O: não mais do que 0,05%, e N: não mais do que 0,05%, em que o restante é Fe e impurezas, e satisfaz as Fórmulas (1) e (2): Cr + 4Ni + 3Mo + 2Cu > 44(1)

Cr + 3Ni + 4Mo + 2Cu/3 < 46 (2) [0017] em que cada símbolo de elemento nas Fórmulas (1) e (2) é substituído pelo teor (% em massa) de um elemento correspondente.

[0018] O aço inoxidável descrito acima para poços de petróleo pode conter, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em V: não mais do que 0,3%, Ti: 25 não mais do que 0,3%, Nb: não mais do que 0,3%, e Zr: não mais do que

0,3%. O aço inoxidável descrito acima para poços de petróleo pode conter, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em W: não mais do que 1,0%, e metal de terra rara (REM): não mais do que 0,3%. O aço inoxidável descrito acima para poços de 30 petróleo pode conter, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos

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6/32 selecionados a partir do grupo que consiste em Ca: não mais do que 0,01%, e B: não mais do que 0,01%.

[0019] A microestrutura metálica do aço inoxidável descrito acima contém preferencialmente, por razão de volume, não menos do que 10% e menos do que 60% de uma fase ferrita, não mais do que 10% de uma fase austenita retida, e não menos do que 40% de uma fase martensita.

[0020] O tubo de aço inoxidável para poços de petróleo de acordo com a presente invenção é fabricado a partir do aço inoxidável descrito acima para poços de petróleo.

[0021] O tubo de aço inoxidável para poços de petróleo de acordo com a presente invenção tem um limite alto e uma resistência à corrosão excelente de alta temperatura e pode obter de forma estável o limite alto.

MELHOR MODO PARA REALIZAR A INVENÇÃO [0022] Doravante, as modalidades da presente invenção serão descritas em detalhes. Os presentes inventores conduziram uma pesquisa e análise e obtiveram, consequentemente, as conclusões a seguir.

[0023] (A) Para obter uma resistência ao craqueamento de correção sob tensão (resistência ao SCC) em um ambiente de alta temperatura, é preferencial que Ni, Mo e Cu além de Cr estejam contidos. Para ser mais específico, uma resistência ao SCC excelente será obtida em um ambiente de alta temperatura quando a Fórmula (1) a seguir for satisfeita:

Cr + 4Ni + 3Mo + 2Cu > 44(1) [0024] em que cada símbolo de elemento na Fórmula (1) é substituído pelo teor (% em massa) de um elemento correspondente.

[0025] (B) Quando os teores de elementos de liga tais como Cr, Ni, Mo, e Cu aumentam, não é provável que um limite alto seja obtido de forma estável. A variação de limite será suprimida e o limite de escoamento não menor do que 758 MPa será obtido de forma estável quando a Fórmula (2) a seguir for satisfeita:

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Cr + 3Ni + 4Mo + 2Cu/3 < 46 (2) [0026] em que cada símbolo de elemento na Fórmula (2) é substituído pelo teor (% em massa) de um elemento correspondente.

[0027] (C) Co estabiliza o limite e a resistência à corrosão. Quando as Fórmulas (1) e (2) são satisfeitas, e 0,01 a 1,0% de Co está contido, uma microestrutura metálica estável será obtida, e um limite alto e estável e uma resistência à corrosão excelente em um ambiente de alta temperatura serão obtidos.

[0028] A presente invenção foi concluída com base nas conclusões descritas acima. Doravante, detalhes do aço inoxidável para poços de petróleo da presente invenção serão descritos.

[COMPOSIÇÃO QUÍMICA] [0029] O aço inoxidável para poços de petróleo de acordo com a presente invenção tem a seguinte composição química.

[0030] C: não mais do que 0,05% [0031] Embora o carbono (C) contribua para aumentar o limite, o mesmo produz carboneto no momento de revenimento. O carboneto de Cr deteriora a resistência à corrosão em gás de dióxido de carbono de alta temperatura. Portanto, o teor de C é preferencialmente menor. O teor de C não é maior do que 0,05%. Preferencialmente, o teor de C é menor do que 0,05%, mais preferencialmente não mais do que 0,03%, e ainda mais preferencialmente não mais do que 0,01%.

[0032] Si: não mais do que 1,0% [0033] Silício (Si) desoxida o aço. Entretanto, um teor de Si excessivo irá deteriorar processabilidade a quente. Além disso, o mesmo aumenta a quantidade de ferrita a ser produzida, reduzindo desse modo o limite de escoamento (tensão de escoamento). Portanto, o teor de Si não é maior do que 1,0%. Preferencialmente, o teor de Si não é maior do que 0,8%, mais preferencialmente não mais do que 0,5%, e ainda mais preferencialmente não mais do que 0,4%. Quando o teor de Si não é menos

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8/32 do que 0,05%, Si atua de uma maneira particularmente eficaz como um desoxidante. Entretanto, mesmo quando o teor de Si é menor do que 0,05%, Si desoxida o aço em parte.

[0034] Mn: 0,01 a 1,0% [0035] Manganês (Mn) desoxida e dessulfuriza o aço, aprimorando desse modo a processabilidade a quente. Entretanto, um teor de Mn excessivo causará provavelmente segregações no aço, deteriorando desse modo a dureza e a resistência ao SCC em uma solução aquosa de cloreto de temperatura alta. Além disso, Mn é um elemento de formação de austenita. Portanto, quando o aço contém Ni e Cu que são elementos de formação de austenita, um teor de Mn excessivo levará a um aumento da austenita retida, reduzindo desse modo o limite de escoamento (tensão de escoamento). Portanto, o teor de Mn é 0,01 a 1,0%. O limite inferior de teor de Mn é preferencialmente 0,03%, mais preferencialmente 0,05%, e ainda mais preferencialmente 0,07%. O limite superior de teor de Mn é preferencialmente 0,5%, mais preferencialmente menos do que 0,2%, e ainda mais preferencialmente 0,14%.

[0036] P: não mais do que 0,05% [0037] Fósforo (P) é uma impureza. P deteriora a resistência ao craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto (resistência à SSC) e a resistência ao SCC em um ambiente de solução aquosa de cloreto de temperatura alta de aço. Portanto, o teor de P é preferencialmente tão baixo quanto possível. O teor de P não é maior do que 0,05%. Preferencialmente, o teor de P é menor do que 0,05%, mais preferencialmente não mais do que 0,025%, e ainda mais preferencialmente não mais do que 0,015%.

[0038] S: menos do que 0,002% [0039] Enxofre (S) é uma impureza. S deteriora a processabilidade a quente de aço. A microestrutura metálica de um aço inoxidável da presente invenção se torna uma microestrutura bifásica que incluir uma fase ferrita e uma fase austenita durante trabalho a quente. S

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9/32 deteriora a processabilidade a quente de tal microestrutura bifásica. Ademais, S combina com Mn etc. para formar inclusões. As inclusões formas atuam como um ponto de partida de corrosão alveolar e SCC, deteriorando desse modo a resistência à corrosão de aço. Portanto, o teor de S é preferencialmente tão baixo quanto possível. O teor de S é menor do que 0,002%. Preferencialmente, o teor de S não é maior do que 0.%, e mais preferencialmente não mais do que 0,001%.

[0040] Cr: 16 a 18% [0041] Cromo (Cr) aprimora a resistência ao SCC em um ambiente de solução aquosa de cloreto de temperatura alta. Entretanto, visto que o Cr é um elemento de formação de ferrita, um teor de Cr excessivo levará a um aumento excessivo na quantidade de ferrita no aço, deteriorando desse modo o limite de escoamento de aço. Portanto, o teor de Cr é 16 a 18%. O limite inferior de teor de Cr é preferencialmente mais do que 16%, mais preferencialmente 16,3%, e ainda mais preferencialmente 16,5%. O limite superior de teor de Cr é preferencialmente menos do que 18%, mais preferencialmente 17,8%, e ainda mais preferencialmente 17,5%.

[0042] Mo: 1,8 a 3% [0043] Quando a produção de fluido é interrompida temporariamente em um poço de petróleo, a temperatura do fluido em um tubo de poço de petróleo irá diminuir. Nesse momento, a suscetibilidade de craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto de um material de limite alto geralmente aumenta. Molibdênio (Mo) aprimora a suscetibilidade de craqueamento de corrosão sob tensão de sulfeto. Ademais, Mo aprimora a resistência ao SCC de aço sob coexistência com Cr. Entretanto, visto que Mo é um elemento de formação de ferrita, um teor de Mo excessivo levará a um aumento da quantidade de ferrita no aço, reduzindo desse modo o limite de aço. Portanto, o teor de Mo é 1,8 a 3%. O limite inferior de teor de Mo é preferencialmente mais do que 1,8%, mais preferencialmente 2,0%, e ainda mais preferencialmente 2,1%. O limite superior de teor de Mo é

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10/32 preferencialmente menos do que 3%, mais preferencialmente 2,7%, e ainda mais preferencialmente 2,6%.

[0044] Cu: 1,0 a 3,5% [0045] Cobre (Cu) reforça uma fase ferrita por precipitação por envelhecimento, aumentando desse modo o limite de aço. Ademais, Cu reduz a taxa de dissolução de aço em um ambiente de solução aquosa de cloreto de temperatura alta, aprimorando desse modo a resistência à corrosão de aço. Entretanto, um teor de Cu excessivo irá levar a uma deterioração da processabilidade a quente do aço, deteriorando desse modo a dureza do aço. Portanto, o teor de Cu é 1,0 a 3,5%. O limite inferior de teor de Cu é preferencialmente mais do que 1,0%, mais preferencialmente 1,5%, e ainda mais preferencialmente 2,2%. O limite superior de teor de Cu é menor do que 3,5%, mais preferencialmente 3,2% e ainda mais preferencialmente 3,0%.

[0046] Ni: 3,0 a 5,5% [0047] Visto que o níquel (Ni) é um elemento de formação de austenita, o mesmo estabiliza a austenita em temperatura alta e aumenta a quantidade de martensita em temperatura normal. Portanto, Ni aumenta o limite de aço. Ademais, Ni aprimora a resistência à corrosão em um ambiente de solução aquosa de cloreto de temperatura alta. Entretanto, um teor de Ni excessivo tende a levar a um aumento de fase γ retida, e torna-se difícil obter de forma estável um limite alto especialmente no momento de produção industrial. Portanto, o teor de Ni é 3,0 a 5,5%. O limite inferior de teor de Ni é preferencialmente mais do que 3,0%, mais preferencialmente 3,5%, ainda mais preferencialmente 4,0% e ainda mais preferencialmente 4,2%. O limite superior de teor de Ni é preferencialmente menos do que 5,5%, mais preferencialmente 5,2% e ainda mais preferencialmente 4,9%.

[0048] Co: 0,01 a 1,0% [0049] Cobalto (Co) aprimora a temperabilidade do aço, e garante um limite alto e estável especialmente no momento da produção industrial. Para ser mais específico, Co suprime a austenita retida, suprimindo

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11/32 desse modo a variação de limite. Entretanto, um teor de Co excessivo levará a uma deterioração da dureza do aço. Portanto, o teor de Co é 0,01 a 1,0%. O limite inferior de teor de Co é preferencialmente mais do que 0,01%, mais preferencialmente 0,02%, ainda mais preferencialmente 0,1% e ainda mais preferencialmente 0,25%. O limite superior de teor de Co é preferencialmente menos do que 1,0%, mais preferencialmente 0,95% e ainda mais preferencialmente 0,75%.

[0050] Al: 0,001 a 0,1% [0051] Alumínio (Al) desoxida o aço. Entretanto, um teor de Al excessivo levará a um aumento da quantidade de ferrita no aço, deteriorando desse modo o limite de aço. Ademais, uma quantidade grande de inclusões à base de alumina é produzida no aço, deteriorando desse modo a dureza do aço. Portanto, o teor de Al é 0,001 a 0,1%. O limite inferior de teor de Al é preferencialmente mais do que 0,001%, e mais preferencialmente 0,01%. O limite superior de teor de Al é preferencialmente menos do que 0,1%, e mais preferencialmente 0,06%.

[0052] Conforme usado no presente documento, o termo teor de Al significa o teor de Al solúvel em ácido (sol. Al).

[0053] (O) (Oxigênio): não mais do que 0,05% [0054] Oxigênio (O) deteriora a dureza e a resistência à corrosão do aço. Portanto, o teor de O é preferencialmente inferior. O teor de O não é maior do que 0,05%. Preferencialmente, o teor de O é menor do que 0,05%, mais preferencialmente não mais do que 0,01%, e ainda mais preferencialmente não mais do que 0,005%.

[0055] N: não mais do que 0,05% [0056] Nitrogênio (N) aumenta o limite de aço. Ademais, N estabiliza a austenita, aprimorando desse modo a resistência à corrosão alveolar. Mesmo quando uma quantidade pequena de N está contida, os efeitos descritos acima podem ser obtidos em parte. Por outro lado, um teor de N excessivo levará a uma produção de uma quantidade grande de nitretos

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12/32 no aço, deteriorando desse modo a dureza do aço. Ademais, a austenita tem mais probabilidade de ser retida, reduzindo desse modo o limite de aço. Portanto, o teor de N não é maior do que 0,05%. O limite inferior de teor de N é preferencialmente 0,002%, e mais preferencialmente 0,005%. O limite superior de teor de N é preferencialmente 0,03%, mais preferencialmente 0,02%, ainda mais preferencialmente 0,015%, e ainda mais preferencialmente 0,010%.

[0057] O saldo da composição química de um aço inoxidável para poços de petróleo é constituído de impurezas. O termo uma impureza conforme usado no presente documento refere-se a um elemento que é misturado a partir de ores e scraps que são usados como o material de partida de aço, ou os ambientes no processo de fabricação, etc.

ΙΈΜ RELAÇÃO AOS ELEMENTOS SELETIVOS] [0058] Um aço inoxidável para poços de petróleo pode conter adicionalmente, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em V: não mais do que 0,3%, Ti: não mais do que 0,3%, Nb: não mais do que 0,3%, e Zr: não mais do que 0,3%.

[0059] V: não mais do que 0,3%, [0060] Nb: não mais do que 0,3%, [0061] Ti: não mais do que 0,3%, e [0062] Zr: não mais do que 0,3%.

[0063] Vanádio (V), nióbio (Nb), titânio (Ti), e zircônio (Zr) são todos elementos seletivos. Qualquer um desses elementos forma carboneto e aumenta o limite e a dureza do aço. Ademais, esses elementos imobilizam C e suprimem desse modo que o carboneto de Cr seja produzido. Por essa razão, a resistência à corrosão alveolar do aço é aprimorada e a suscetibilidade de SCC é reduzida. Quando esses elementos estão contidos mesmo em uma quantidade pequena, os efeitos descritos acima são obtidos em parte. Por outro lado, quando os teores desses elementos são

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13/32 excessivamente grandes, os carbonetos são granulados e desse modo a dureza e a resistência à corrosão do aço deterioram. Portanto, o teor de V, teor de Nb, teor de Ti e o teor de Zr não são maiores do que 0,3%, respectivamente. Os limites inferiores de V, Nb, Ti e Zr são preferencialmente 0,005%, respectivamente. Os limites superiores de V, Nb, Ti e Zr são preferencialmente menos do que 0,3%, respectivamente.

[0064] Um aço inoxidável para poços de petróleo pode conter, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em W: não mais do que 1,0% e metal de terra rara (REM): não mais do que 0,3%.

[0065] W: não mais do que 1,0% [0066] REM: não mais do que 0,3% [0067] Tungstênio (W) e o metal de terra rara (REM) são, cada um, elementos seletivos. No presente documento, o termo REM refere-se a um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em ítrio (Y) de número atômico 39, lantânio (La) de número atômico 57 a lutécio (Lu) de número atômico 71 que são elementos lantanídeos e actínio (Ac) de número atômico 89 a laurêncio (Lr) de número atômico 103, que são elementos actinídeos.

[0068] Tanto W quanto REM aprimoram a resistência ao SCC em um ambiente de alta temperatura. Quando esses elementos estão contidos mesmo em uma quantidade pequena, o efeito descrito acima será alcançado em parte. Por outro lado, quando os teores desses elementos são excessivamente grandes, os efeitos dos mesmos serão saturados. Portanto, o teor de W não é maior do que 1,0% e o teor de REM não é maior do que 0,3%. Quando REM inclui uma pluralidade de elementos selecionados a partir do grupo descrito acima, o teor de REM significa um teor total desses elementos. O limite inferior de teor de W é preferencialmente 0,01%. O limite inferior de teor de REM é preferencialmente 0,001 %.

[0069] Um aço inoxidável para poços de petróleo pode conter,

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14/32 no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em Ca: não mais do que 0,01% e B: não mais do que 0,01%.

[0070] Ca: não mais do que 0,01% [0071] B: não mais do que 0,01% [0072] Cálcio (Ca) e boro (B) são, cada um, elementos seletivos. Um aço inoxidável para poços de petróleo durante o trabalho a quente tem uma microestrutura bifásica de ferrita e austenita. Por essa razão, falhas e defeitos podem ser produzidos no aço inoxidável devido ao trabalho a quente. Ca e B suprimem que falhas e defeitos sejam produzidos durante o trabalho a quente. Quando esses elementos estão contidos mesmo em uma quantidade pequena, o efeito descrito acima será obtido em parte.

[0073] Por outro lado, um teor de Ca excessivo levará a um aumento de inclusões no aço, deteriorando desse modo a dureza e a resistência à corrosão de aço. Ademais, um teor de B excessivo levará a uma precipitação de carbo-boreto em fronteiras de grão, deteriorando desse modo a dureza do aço. Portanto, o teor de Ca e o teor de B são, cada um, não mais do que 0,01%.

[0074] Os limites inferiores de teor de Ca e teor de B são, cada um, preferencialmente 0,0002%. Nesse caso, o efeito descrito acima será obtido consideravelmente. Os limites superiores de teor de Ca e teor de B são, cada um, preferencialmente menos do que 0,01% e são, cada um, mais preferencialmente 0,005%.

ΙΈΜ RELAÇÃO ÀS FÓRMULAS (1) E (2)1 [0075] A composição química do aço inoxidável para poços de petróleo satisfaz adicionalmente as Fórmulas (1) e (2):

Cr + 4Ni + 3Mo + 2Cu > 44(1) Cr + 3Ni + 4Mo + 2Cu/3 < 46 (2) [0076] em que cada símbolo de elemento nas Fórmulas (1) e (2) é substituído pelo teor (%) de um elemento correspondente.

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15/32 [EM RELAÇÃO À FÓRMULA (1)] [0077] A definição é feita como F1 = Cr + 4Ni + 3Mo + 2Cu. À medida que F1 aumenta, a resistência ao SCC em um ambiente de poço de petróleo de alta temperatura será aprimorada. Quando o valor de F1 não é menos do que 44, uma resistência ao SCC excelente será obtida em um ambiente de poço de petróleo de alta temperatura de 150 ^oC a 200 ^oC. O valor de F1 é preferencialmente não menos do que 45, e mais preferencialmente não menos do que 48. Uma resistência ao SCC suficiente em temperatura ambiente também é garantida se o valor de F1 não for menos do que 44.

[0078] O limite superior do valor de F1 não será particularmente limitado. Entretanto, quando o valor de F1 excede 52, torna-se difícil satisfazer a Fórmula (2), e desse modo a estabilidade de limite de escoamento se deteriora.

[EM RELAÇÃO À FÓRMULA (2)] [0079] Uma definição é feita como F2 = Cr + 3Ni + 4Mo + 2Cu/3. No tubo de aço inoxidável para poços de petróleo da presente invenção, o Co descrito acima está contido e o valor de F2 é feito não maior do que 46 para garantir de forma estável o limite. Quando o valor de F2 excede 46, uma austenita retida é formada excessivamente, e torna-se difícil garantir de forma estável o limite de escoamento.

[0080] O valor de F2 é preferencialmente não mais do que 44, mais preferencialmente não mais do que 43, e ainda mais preferencialmente não mais do que 42. O limite inferior do valor de F2 não é limitado particularmente. Entretanto, quando o valor de F2 não é maior do que 36, haverá um caso em que não é provável que o valor de F1 se torne não menor do que 44.

[RELAÇÃO ENTRE C E N] [0081] A composição química de um aço inoxidável para poços de petróleo satisfaz preferencialmente a Fórmula (3):

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2,7C + N < 0,060 (3) [0082] em que C e N na Fórmula (3) são substituídos pelo teor de C (%) e pelo teor de N (%), respectivamente.

[0083] Uma definição é feita como F3 = 2,7C + N. Quando o valor de F3 não é maior do que 0,060, uma austenita retida é suprimida adicionalmente de ser produzida. Portanto, combinado com o efeito da Fórmula (2), é possível garantir o limite de forma mais estável. O valor de F3 é preferencialmente não mais do que 0,050, e mais preferencialmente não mais do que 0,045.

[MICROESTRUTURA DE METAL] [0084] A microestrutura metálica de um aço inoxidável para poços de petróleo contém preferencialmente, por razão de volume, menos do que 10 a 60% de uma fase ferrita, não mais do que 10% de uma fase austenita retida, e uma fase martensita.

[0085] Fase ferrita: não menos do que 10% e menos do que 60% por razão de volume [0086] O aço inoxidável para poços de petróleo da presente invenção tem teores de Cr e Mo grandes que são elementos de formação de ferrita. Por outro lado, embora Ni esteja contido no ponto de vista de estabilizar a austenita em temperatura alta e garantir martensita em temperatura normal, o teor de Ni que é um elemento de formação de austenita, é suprimido a um nível em que a quantidade de austenita retida não é excessiva. Portanto, o aço inoxidável da presente invenção não será uma microestrutura de fase única de martensita em temperatura normal, e será uma microestrutura misturada que inclui pelo menos uma fase martensita e uma fase ferrita em temperatura normal. Enquanto uma fase martensita na microestrutura metálica contribui para um aumento no limite, uma razão de volume excessiva de fase ferrita irá deteriorar o limite de aço. Portanto, a razão de volume de fase ferrita é preferencialmente não menos do que 10% e menos do que 60%. O limite inferior da razão de volume de fase

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17/32 ferrita é preferencialmente mais do que 10%, mais preferencialmente 12%, e ainda mais preferencialmente 14%. O limite superior da razão de volume de fase ferrita é preferencialmente 48%, mais preferencialmente 45%, e ainda mais preferencialmente 40%.

[0087] A razão de volume de fase ferrita é determinada pelo método a seguir. Uma amostra é tirada de uma localização arbitrária de um aço inoxidável. Na amostra tirada, uma superfície de amostra que corresponde a um corte transversal do aço inoxidável é moída. Após a moagem, uma superfície de amostra moída é marcada usando-se uma 10 solução misturada de água-régia e glicerina. A fração de área de fase ferrita na superfície marcada é medida por um método de contagem de ponto em conformidade ao JIS G usando-se um microscópio óptico (ampliações de observação de 100). A fração de área medida é definida como uma razão de volume de fase ferrita.

[0088] Fase austenita retida: não mais do que 10% por razão de volume [0089] Uma quantidade pequena de austenita retida não causará uma diminuição considerável do limite, e irá aprimorar consideravelmente a dureza do aço. Entretanto, uma razão de volume 20 excessiva de austenita retida levará a uma diminuição considerável do limite de aço. Portanto, a razão de volume de fase austenita retida não é maior do que 10%. Do ponto de vista de garantir o limite, uma razão de volume mais preferencial de fase austenita retida não é maior do que 8%.

[0090] Quando a razão de volume de fase austenita retida não é 25 menos do que 0,5%, o efeito descrito acima de aprimorar a dureza será obtido de modo eficaz. Entretanto, mesmo se a razão de volume de fase austenita retida for menor do que 0,5%, o efeito descrito acima será obtido em parte.

[0091] A razão de volume de fase austenita retida é determinada 30 por um método de difração de raios X. Para ser específico, uma amostra é

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18/32 tirada de uma localização arbitrária de um aço inoxidável. O tamanho da amostra é 15 mm x 15 mm x 2 mm. As respectivas intensidades de raios X dos planos (200) e (211) de fase ferrita (fase a) e planos (200), (220) e (311) de fase austenita retida (fase γ) são medidas usando-se uma amostra. Em seguida, a intensidade integrada de cada plano é calculada. Após o cálculo, uma razão de volume de fase austenita retida Vy (%) é calculada para cada uma das combinações (um total de 6 combinações) de cada plano da fase a e cada plano da fase γ usando-se a Fórmula (1). Em seguida, um valor médio de razões de volume Vy de 6 combinações é definido como a razão de 10 volume (%) de austenita retida.

V = 100/(1 + (Ia x Κγ)/(!γ x Ra)) (1) [0092] Em que Ia é a intensidade integrada de fase a. Ra é um valor de cálculo teórico cristalográfico de fase a. Ίγ é a intensidade integrada de fase γ. Ry é um valor de cálculo teórico cristalográfico de fase 15 γ .

Fase martensita: Saldo [0094] Na microestrutura metálica de um aço inoxidável da presente invenção, as porções diferentes da fase ferrita e a fase austenita retida descritas acima são predominantemente uma fase martensita revenida.

Para ser mais específico, a microestrutura metálica do aço inoxidável da presente invenção contém preferencialmente não menos do que 40% por razão de volume de uma fase martensita. O limite inferior da razão de volume de martensita é mais preferencialmente 48%, e ainda mais preferencialmente 52%. A razão de volume de fase martensita é determinada subtraindo-se as 25 razões de volume de fase ferrita e de fase austenita retida, que são determinadas pelo método descrito acima, de 100%.

[0095] A microestrutura metálica de um aço inoxidável para poços de petróleo pode conter precipitados e/ou inclusões tais como carbonetos, nitretos, boretos, e uma fase Cu além de uma fase ferrita, uma 30 fase austenita retida e uma fase martensita.

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19/32 [MÉTODO DE FABRICAÇÃO] [0096] Um método para a fabricação de um tubo de aço contínuo será descrito como um exemplo de um método para a fabricação de um aço inoxidável para poços de petróleo.

[0097] Um material de partida que tem a composição química descrita acima é preparado. O material de partida pode ser uma peça moldada fabricada por um método de moldagem contínua (incluindo um CC redondo). Além disso, o mesmo pode ser um tarugo fabricado trabalhando-se a quente um lingote fabricado por um processo de criação de lingote. O mesmo pode ser um tarugo fabricado a partir da peça moldada.

[0098] O material de partida preparado é carregado em um forno de reaquecimento ou um poço de reaquecimento para ser aquecido. Em seguida, o material de partida aquecido é submetido ao trabalho a quente para fabricação de uma concha oca. Por exemplo, um processo de Mannesmann é realizado como trabalho a quente. Para ser específico, o material de partida é laminado por perfuração por uma máquina de perfuração para ser formado em uma concha oca. Em seguida, a concha oca é laminada adicionalmente, por exemplo, por um moinho de mandril e um moinho de dimensionamento. Como trabalho a quente, a extrusão a quente pode ser realizada, ou a forja a quente pode ser realizada.

[0099] É preferencial que a redução de área de um material de partida enquanto a temperatura do material de partida é 850 a ^oC não seja menos do que 50% durante o trabalho a quente. Na faixa da composição química do aço da presente invenção, a realização do trabalho a quente de modo que a redução de área do material de partida enquanto a temperatura do material de partida é 850 a ^oC não seja menos do que 50% resultará em que uma microestrutura que inclui uma fase martensita e uma fase ferrita que é esticada (por exemplo, aproximadamente 50 a 200 pm) na direção de laminação é formada na porção próxima à superfície de aço. Visto que uma fase ferrita tem maior probabilidade de conter Cr etc. do que uma martensita,

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20/32 a mesma contribui de modo eficaz para a prevenção da propagação de SCC em temperatura alta. Conforme descrito até então, quando a fase ferrita é esticada na direção de laminação, mesmo se SCC ocorrer na superfície em temperatura alta, torna-se mais provável alcançar a fase ferrita durante o curso da propagação de craqueamento. Por essa razão, a resistência ao SCC em temperatura alta é aprimorada.

[0100] A concha oca após o trabalho a quente é resfriada à temperatura normal. O método de resfriamento pode ser resfriamento por ar ou resfriamento por água. Visto que em um aço inoxidável da presente invenção, a transformação de martensita ocorrerá quando a mesma for resfriada ao ponto de Ms ou inferior ao mesmo até mesmo por resfriamento por ar, é possível obter uma microestrutura misturada que inclui martensita e ferrita. Entretanto, ao tentar garantir de forma estável um limite alto não menor do que 758 MPa, particularmente um limite alto não menor do que 862 MPa, é preferencial que a concha oca laminada a quente seja resfriada por ar, reaquecida depois disso a não menos do que um ponto de transformação de A_c3, e é temperado realizando-se o resfriamento por água como um método imersão e um método de pulverização.

[0101] Embora a diminuição do valor de F2 ou o aumento do teor de Co possa tornar possível obter um limite alto mesmo através de resfriamento por ar, pode haver uma ausência de estabilidade no limite. Para obter de forma estável um limite alto, o aço é resfriado através de resfriamento por água até que a temperatura de superfície da concha oca se torne não maior do que 60 ^oC. Ou seja, a concha oca após o trabalho a quente é resfriada por água preferencialmente e uma temperatura de parada de resfriamento por água é tornada não maior do que 60 ^oC. A temperatura de parada de resfriamento por água é mais preferencialmente não mais do que 45 ^oC, e ainda mais preferencialmente não mais do que 30 ^oC.

[0102] A concha oca temperada é revenida em não mais do que um ponto de A_c1 de modo que o limite de escoamento seja ajustado para ser

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21/32 não menos do que 758 MPa. Quando a temperatura de revenimento exceder o ponto A_c1, a razão de volume de austenita retida aumenta bruscamente e o limite se deteriora.

[0103] O aço inoxidável de limite alto para poços de petróleo fabricado pelos processos descritos acima tem uma tensão dteore rendimento não menor do que 758 MPa, e têm uma resistência à corrosão excelente mesmo em um ambiente de poço de petróleo de alta temperatura de 200 ^oC devido aos efeitos de Cr, Mo, Ni, e Cu contidos no mesmo.

EXEMPLOS [0104] Aços de marcas 1 a 28 que têm composições químicas mostradas na Tabela 1 foram fundidos, e peças moldadas foram fabricadas por uma moldagem contínua.

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Tabela 1

Marc a	Composição Química (em % em massa, sendo que o saldo é Fe e impurezas)	F1	F2	F3
C	Si	Mn	P	S	Cr	Mo	Cu	Ni	Co	Al	O	N	V	Ti	Nb	Zr	W	REM	Ca	B
1	0 00	0,20	0,11	0 01	0 001	16,28	2,82	3,44	4,85	0,230	0,040	0 001	0 012									51,0	44,4	0,033
8	2	2	7	2	-	-	-	-	-	-	-	-
2	0 01	0,26	0,20	0 01	0 001	17,41	2,34	1,32	5,44	0,202	0,045	0 002	0 015									48,8	44,0	0,051
3	0	2	0	1	-	-	-	-	-	-	-	-
3	0 00	0,45	0,09	0 01	0 000	17,02	1,98	3,38	3,65	0,628	0,033	0 001	0 010									44,3	38,1	0,033
8	5	8	6	0	-	-	-	-	-	-	-	-
4	0 01	0,32	0,08	0 02	0 001	17,66	2,43	2,67	5,17	0,073	0,038	0 002	0 009									51,0	44,7	0,039
1	3	0	1	9	-	-	-	-	-	-	-	-
5	0 01	0,23	0,07	0 01	0 001	16,50	2,53	3,35	4,38	0,156	0,039	0 001	0 021									48,3	42,0	0,067
7	9	2	7	1	-	-	-	-	-	-	-	-
6	0 03	0,42	0,29	0 01	0 001	16,75	2,12	1,90	4,50	0,185	0,051	0 001	0 010									44,9	40,0	0,097
2	7	4	6	2	-	-	-	-	-	-	-	-
7	0 01	0,40	0,14	0 01	0 001	17,50	2,69	2,60	4,99	0,050	0,032	0 001	0 008									50,7	45,0	0,053
6	8	2	1	4	-	-	-	-	-	-	-	-
8	0,03 1	0,47	0,10	0,01 2	0,001 4	17,32	2,61	3,12	4,48	0,072	0,027	0,001 4	0,009 0	-	-	-	-	-	-	-	-	49,3	43,3	0,093
9	0 01	0,30	0,07	0 01	0 001	16,20	2,81	3,22	4,30	0,150	0,037	0 001	0 008	0 2								48,3	42,5	0,059
9	5	2	6	4	8	-	-	-	-	-	-	-
10	0 01	0,33	0,32	0 01	0 001	17,10	2,40	3,30	4,50	0,130	0,033	0 001	0 012		0,26							48,9	42,4	0,061
8	7	3	5	4		-	-	-	-	-	-
11	0,01	0,37	0,09	0,01	0,001	16,08	2,04	2,72	4,24	0,110	0,028	0,001	0,007	0,1		0,2						44,6	38,8	0,039
2	2	4	8	7	7	-	4	-	-	-	-	-
12	0 02	0,27	0,08	0 01	0 001	16,57	2,07	2,94	4,38	0,340	0,038	0 001	0 009				0,3	0,47				46,2	39,9	0,077
5	1	0	5	0	-	-	-	-	-	-
13	0 02	0,25	0,09	0 01	0 001	16,26	2,37	2,71	4,70	0,520	0,026	0 001	0 007									47,6	41,7	0,067
2	8	3	0	9	-	-	-	-	-	-	-	-
14	0,01	0,39	0,07	0,01	0 001	17,75	2,02	1,88	5,01	0,240	0,027	0 001	0 008		0,18	0 1			L_a-0 2			47,6	42,1	0,051
6	0	8	9	5	-	5	-	-	3	-	-
15	0,01	0,27	0,08	0,01	0,000	17,17	2,06	2,39	4,12	0,014	0,029	0,001	0,008	-	-	-	-	-	-	0,00	-	44,6	39,4	0,055

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	7			4	9							5	4							8
16	0 00	0,34	0,15	0 01	0 001	16,52	2,34	2,26	4,50	0,031	0,032	0 002	0 008								0,0009	46,1	40,9	0,027
7	9	5	0	0	-	-	-	-	-	-
17	0 02	0,35	0,12	0 01	0 001	17,22	2,43	1,91	5,30	0,189	0,038	0 001	0 007							0 00	0,0008	49,5	44,1	0,077
6	4	2	6	2	-	-	-	-	-	-	5
18	0 01	0,27	0,06	0 01	0 001	17,50	2,15	3,32	4,25	0,152	0,044	0 001	0 009	0 2			0,2	0,16		0 00		47,6	41,1	0,059
8	2	7	8	5	3	-	-	-	3	-
19	0 01	0,32	0,09	0 01	0 001	16,82	2,61	2,89	4,20	0,173	0,043	0 001	0 007		0,18	0 1			CeO 2		0,0007	47,2	41,8	0,034
0	4	6	2	3	-	1	-	-	8	-
20	0,01	0,34	0,09	0,01	0 001	16,57	2,19	2,41	4,92	0,058	0,026	0 001	0 009	0 1				0,38	Nd-0 1	0 00	0,0009	47,6	41,7	0,047
4	6	3	0	0	7	-	-	-	7	2
21	0,02	0,30	0,55	0,01	0,001	17,30	2,90	1,71	4,75		0,039	0,002	0,007									48,4	44,3	0,067
2	1	1	-	0	7	-	-	-	-	-	-	-	-
22	0,02	0,25	0,35	0,01	0,001	17,50	2,76	2,55	4,98	0,005	0,025	0,002	0,009									50,8	45,2	0,077
5	5	7	*	3	3	-	-	-	-	-	-	-	-
23	0,01	0,26	0,15	0,01	0,001	16,41	2,52	1,79	4,47	1,211	0,025	0,001	0,008									45,4	41,1	0,044
3	4	5	*	9	3	-	-	-	-	-	-	-	-
24	0 02	0,32	0,48	0 01	0 001	16,20	2,20	2,85	3,30	0,097	0,020	0 001	0 011									41,7*	36,8	0,073
3	3	5	1	3	-	-	-	-	-	-	-	-
25	0 01	0,28	0,19	0 01	0 001	17,60	2,80	3,40	5,30	0,050	0,036	0 001	0 009									54,0	47,0*	0,055
7	7	6	6	1	-	-	-	-	-	-	-	-
26	0 01	0,33	0,11	0 01	0 001	17,52	2,92	3,41	5,42	0,032	0,035	0 001	0 007									54,8	47,7*	0,048
5	2	3	7	8	-	-	-	-	-	-	-	-
27	0 01	0,27	0,15	0 01	0 001	17,62	2,77	3,45	5,39	0,017	0,041	0 002	0 006									54,4	47,2*	0,039
2	3	3	5	3	-	-	-	-	-	-	-	-
28	0 02	0,47	0,58	0 01	0 001	17,55	2,88	3,38	5,10	0,250	0,027	0 001	0 009									53,4	46,6*	0,077
5	2	4	4	0	-	-	-	-	-	-	-	-

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24/32 [0105] Referindo-se à Tabela 1, os aços de marcas 1 a 20 foram abrangidos pela faixa da presente invenção. Por outro lado, as composições químicas de marcas 21 a 28 estavam fora da faixa da presente invenção.

[0106] A peça moldada de cada marca foi laminada por um moinho de laminação para fabricar um tarugo redondo. O tarugo redondo de cada aço teve um diâmetro de 232 mm. Em seguida, a superfície externa de cada tarugo redondo foi cortada de modo que o diâmetro do tarugo redondo fosse 225 mm.

[0107] Cada tarugo redondo foi aquecido de 1150 a 1200 °C em um forno de reaquecimento. Após o aquecimento, cada tarugo redondo foi laminado a quente. Para ser específico, o tarugo redondo foi laminado por perfuração por uma máquina de perfuração para fabricar uma concha oca. A concha oca foi retirada e laminada por um moinho de mandril e foi reduzida adicionalmente em diâmetro de modo que o diâmetro externo da concha oca fosse 196,90 a 200 mm e a espessura de parede fosse 15 a 40 mm. Todo o resfriamento da concha oca após a laminação a quente foi realizado por resfriamento espontâneo.

[0108] A têmpera foi realizada na concha oca após a mesma ter sido permitida a resfriar. Para ser específico, a concha oca foi carregada em um forno de tratamento térmico para ser impregnada em 980 ^oC por 20 minutos. A concha oca após a impregnação foi resfriada por água por um método de pulverização para ser temperada. A concha oca após a têmpera foi impregnada em uma temperatura de revenimento de 550 ^oC por 30 minutos para ser revenida.

[0109] Através dos processos descritos acima, uma pluralidade de tubos de aço contínuo de tamanhos plurais foi fabricada em cada marca.

[0110] Os tubos de aço contínuo fabricados foram usados para realizar os testes de avaliação a seguir.

[TESTE DE TRAÇÃO] [0111] Os espécimes de barra redonda (dia. 6,35 mm x GL 25,4

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25/32 mm) em conformidade à especificação de API foram tirados de uma pluralidade de tubos de aço contínuo de cada marca. A direção de tração do espécime de barra redonda foi definida para uma direção de eixo geométrico de tubo do tubo de aço contínuo. Usando-se os espécimes de barra redonda preparados, os testes de tração foram conduzidos em temperatura normal (25 ^oC) em conformidade à especificação de API.

[0112] Após o teste de tração, entre a pluralidade de tubos de aço contínuo de cada marca, o tubo de aço contínuo que tem uma limite de escoamento máxima em cada marca (doravante, denominado como um material de YS alto) e o tubo de aço contínuo que tem uma limite de escoamento mínima (doravante, denominado como um material de YS baixo) foram selecionados. O material de YS alto e o material de YS baixo de cada marca foram usados para realizar o teste de avaliação a seguir.

[OBSERVAÇÃO DE MICROESTRUTURA DE METAL] [0113] As amostras para observação de microestrutura foram tiradas das localizações arbitrárias do material de YS alto e do material de YS baixo de cada marca. Em uma amostra tirada, uma superfície de amostra de um corte transversal normal para a direção axial do tubo de aço contínuo foi moída. Após a moagem, a superfície de amostra moída foi marcada usandose uma solução misturada de água-régia e glicerina. A razão de área de fase ferrita na superfície marcada foi medida pelo método de contagem de ponto em conformidade ao JIS G. A razão de área medida foi definida como a razão de volume de fase ferrita.

[0114] Ademais, a razão de volume de fase austenita retida foi determinada pelo método de difração de raios X descrito acima. Além disso, com base nas razões de volume determinadas de fase ferrita e de fase austenita retida, a razão de volume de fase martensita foi determinada pelo método descrito acima.

[TESTE DE DUREZA] [0115] Os espécimes de tamanho total (direção L) em

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26/32 conformidade ao ASTM E23 foram tirados de um material de YS alto e um material de YS baixo de cada marca. O teste de impacto Charpy foi realizado usando-se o espécime de tamanho total para determinar uma energia absorvida em -10 ^oC.

[TESTE DE RESISTÊNCIA À CORROSÃO DE TEMPERATURA ALTA] [0116] Os espécimes de teste de flexão em quatro pontos foram tirados de um material de YS alto e m material de YS baixo de cada marca. O espécime teve um comprimento de 75 mm, uma largura de 10 mm e uma espessura de 2 mm. À cada espécime foi dado um desvio por flexão de quatro pontos. Nessa ocasião, a quantidade de desvio de cada espécime foi determinada em conformidade ao ASTM G39 de modo que o esforço dado ao espécime seja igual à limite de escoamento do espécime.

[0117] Uma autoclave de 200 ^oC em que CO₂ de 3.000 kPa (30 bar) e H₂S de 1 kPa (0,01 bar) foram vedados sob pressão foi preparado. Cada espécime submetido a um desvio foi armazenado em cada autoclave. Cada espécime foi imerso em uma solução aquosa que contém 25% em massa de NaCl + 0,41g/l de CH3COONa (pH = 4,5 em CH3COONa + CH₃COOH de sistema tampão) em cada autoclave por um mês.

[0118] Após 720 h de imersão, a ocorrência ou não ocorrência de craqueamento de corrosão de esforço (SCC) foi investigada em cada espécime. Para ser específico, o corte transversal de uma porção de cada espécime à qual o esforço de tração é aplicado foi observado por um microscópio óptico que tem um campo visual de 100 ampliações para determinar a presença ou ausência de um craqueamento.

[0119] Ademais, o peso do espécime antes e depois do teste foi medido. Uma perda de corrosão de cada espécime foi determinada com base na quantidade de alteração no peso medido. A partir da perda de corrosão, uma perda de corrosão anual (mm/ano) foi calculada.

[TESTE DE RESISTÊNCIA AO SSC EM TEMPERATURA NORMAL] [0120] Os espécimes de barra redonda para MÉTODO NACE

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TM A foram tirados de um material de YS alto e um material de YS baixo de cada marca. Os tamanhos dos espécimes foram 6,35 mm em diâmetro e 25,4 mm em GL. Um esforço de tração foi aplicado a cada espécime na direção axial dos mesmos. Nesse momento, em conformidade a NACE TM-, a 5 quantidade de desvio de cada espécime foi determinada de modo que o esforço dado para cada espécime fosse 90% da limite de escoamento (medida real) de cada espécime.

[0121] O banho de teste foi uma solução aquosa de 25% em massa de NaCl em que 1 kPa (0,01 bar) de H₂S e 99 kPa (0,99 bar) de CO₂10 foram saturados. O pH do banho de teste foi regulado para ser 4,0 por uma solução tampão de CH₃COONa/CH₃COOH que contém 0,41 g/l de CH3COONa. A temperatura do banho de teste foi 25 ^oC.

[0122] Um espécime de barra redonda foi imerso no banho de teste descrito acima por 720 horas. Após a imersão, a determinação foi feita 15 quanto a se o craqueamento (SSC) ocorreu ou não em cada espécime pelo mesmo método que no teste resistência à corrosão de alta temperatura.

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28/32 [RESULTADOS DE INVESTIGAÇÃO] [0123] A Tabela 2 mostra os resultados de teste.

Marca	Materiais de YS baixo	Materiais de YS alto
YS (MPa)	F (% em volume)	M (% em volume)	A (% em volume)	Dureza (J)	Resistência à Corrosão	YS (MPa)	F (% em volume)	M (% em volume)	A (% em volume)	Dureza (J)	Resistência à Corrosão
SCC	SSC	SCC	SSC
1	889	30	68	2	£150	NF	NF	939	29	70	1	£150	NF	NF
2	834	43	54	3	£150	NF	NF	875	39	56	5	£150	NF	NF
3	916	42	56	2	£150	NF	NF	974	38	61	1	£150	NF	NF
4	868	45	54	1	£150	NF	NF	903	36	63	1	£150	NF	NF
5	792	33	59	8	£150	NF	NF	817	29	69	2	£150	NF	NF
6	792	38	55	7	£150	NF	NF	813	34	59	7	£150	NF	NF
7	779	47	49	4	£150	NF	NF	830	44	54	2	£150	NF	NF
8	765	44	48	8	£150	NF	NF	861	42	54	4	£150	NF	NF
9	813	38	56	6	£150	NF	NF	868	35	61	4	£150	NF	NF
10	799	36	56	8	£150	NF	NF	826	37	57	6	£150	NF	NF
11	882	35	63	2	£150	NF	NF	903	33	66	1	£150	NF	NF
12	772	31	60	9	£150	NF	NF	896	30	67	3	£150	NF	NF
13	765	34	58	8	£150	NF	NF	792	29	67	4	£150	NF	NF
14	841	45	52	3	£150	NF	NF	852	43	55	2	£150	NF	NF
15	847	44	52	4	£150	NF	NF	898	43	56	1	£150	NF	NF
16	882	39	59	2	£150	NF	NF	923	37	62	1	£150	NF	NF
17	785	38	54	8	£150	NF	NF	841	37	58	5	£150	NF	NF
18	813	43	52	5	£150	NF	NF	863	38	59	3	£150	NF	NF
19	889	43	56	1	£150	NF	NF	965	35	64	1	£150	NF	NF
20	818	36	58	6	£150	NF	NF	871	31	67	2	£150	NF	NF
21	696	42	46	12	£150	NF	NF	813	44	49	7	£150	NF	NF
22	723	41	46	13	£150	NF	NF	779	42	50	8	£150	NF	NF
23	930	39	60	1	86	NF	NF	971	36	63	1	83	NF	NF
24	841	37	59	4	£150	F	F	877	35	63	2	£150	F	F
25	668	37	48	15	£150	NF	NF	723	39	50	11	£150	NF	NF

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29/32

26	675	40	46	14	>150	NF	NF	737	36	52	12	>150	NF	NF
27	703	39	49	12	>150	NF	NF	777	38	54	8	>150	NF	NF
28	682	42	42	16	>150	NF	NF	703	37	50	13	>150	NF	NF

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30/32 [0124] A coluna de material de YS baixo na Tabela 2 mostra os resultados de teste de avaliação com o uso do material de YS baixo de cada marca, e a coluna de material de YS alto mostra os resultados com o uso do material de YS alto. F (%) na Tabela 2 mostra a razão de volume (%) de fase ferrita na microestrutura metálica de uma marca correspondente, M mostra a razão de volume (%) de fase martensita e A mostra a razão de volume (%) de fase austenita retida, respectivamente. NF nas colunas de SCC e SSC de coluna de resistência à Corrosão mostra que SCC ou SSC não foram observados em uma marca correspondente. F mostra que

SCC ou SSC foram observados em uma marca correspondente.

[EM RELAÇÃO À MICROESTRUTURA METÁLICA E AO LIMITE DE ESCOAMENTO] [0125] Referindo-se à Tabela 2, as composições químicas dos tubos de aço contínuo das marcas 1 a 20 estavam dentro da faixa da 15 presente invenção e satisfizeram as Fórmulas (1) e (2), e as microestruturas metálicas também estavam dentro da faixa da presente invenção. Por essa razão, o limite de escoamento de qualquer um dos tubos de aço contínuo de cada marca não foi menor do que 758 MPa (110 ksi) mesmo em YS baixo e, consequentemente, um limite de escoamento não menor do que 758 MPa 20 (110 ksi) foi obtido de forma estável.

[0126] Ademais, houve uma tendência observada que um limite de escoamento de um nível de 125 ksi foi obtido mesmo em materiais de YS baixo para as marcas 1, 3, 4, 11, 16 e 19 para as quais o valor de lado esquerdo da Fórmula (3), ou seja, o valor de F3 foi não mais do que 0,045 25 entre os tubos de aço contínuo das marcas 1 a 20. Além disso, nas marcas 5,

6, 8, 10, 12, 13 e 17 e que o valor de F3 excedeu 0,060, reconheceu-se nos materiais de YS baixo que embora um limite de escoamento de nível de 758 MPa (110 ksi) foi satisfeito, houve uma tendência observada que o limite de escoamento no mesmo nível de F2 foi de algum modo inferior em 30 comparação com o caso em que o valor de F3 foi não mais do que 0, em um

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31/32 valor de F2 do mesmo nível.

[0127] Ademais, nos tubos de aço contínuo de marcas 1 a 20, a energia de absorção em -10 ^oC foi não menor do que 150 J, exibindo dureza alta. Ademais, nenhum SCC foi observado no teste de resistência à corrosão de alta temperatura, e também nenhum SSC foi observado no teste de resistência à SSC em temperatura normal.

[0128] Note que a taxa de corrosão foi menor do que 0,10 mm/ano em qualquer uma das marcas 1 a 28.

[0129] Por outro lado, nas marcas 21 e 22, o teor de Co foi menor do que o limite inferior de teor de Co da presente invenção. Por essa razão, a limite de escoamento de material de YS baixo se tornou menor do que 758 MPa e a razão de volume de fase austenita retida excedeu 10% também. Portanto, não foi possível obter de forma estável um limite não menor do que 758 MPa (110 ksi).

[0130] Na marca 23, o teor de Co excedeu o limite superior de teor de Co da presente invenção. Por essa razão, tanto o material de YS alto quanto o material de YS baixo tiveram uma energia de adsorção em -10 ^oC menor do que 150 J (83 J no material de YS alto e 86 J no material de YS baixo), exibindo uma dureza baixa.

[0131] Embora o teor de cada elemento de marca 24 estivesse dentro da faixa da presente invenção, o mesmo não satisfez a Fórmula (1). Por essa razão, SSC foi observado no teste de resistência à SSC, exibindo uma resistência à SSC baixa. Além disso, SCC foi observado no teste de resistência à corrosão de alta temperatura, exibindo uma resistência à corrosão de alta temperatura baixa.

[0132] Embora o teor de cada elemento de marcas 25 a 28 estivesse dentro da faixa da presente invenção, o mesmo não satisfez a Fórmula (2). Por essa razão, em todos os materiais de YS baixo, a razão de volume de fase austenita retida excedeu 10% e o limite de escoamento foi menor do que 758 MPa (110 ksi). Embora houvesse um caso em que o limite

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32/32 de escoamento foi não menor do que 758 MPa como no material de YS alto de marca 27, foi evidente que quando o valor de F2 não satisfez a Fórmula (2), um tubo de aço de limite alto não pode ser fabricado de forma estável.

[0133] Embora até agora as modalidades da presente invenção tenham sido descritas, as modalidades descritas acima são meramente exemplos para a realização da presente invenção. Portanto, a presente invenção não será limitada às modalidades descritas acima e pode ser realizada modificando-se apropriadamente as modalidades descritas acima dentro de uma faixa que não sai do espírito da invenção.

APLICABILIDADE INDUSTRIAL [0134] O aço inoxidável para poços de petróleo, de acordo com a presente invenção pode ser utilizado em poços de petróleo e poços de gás. Particularmente, o mesmo pode ser usado em um poço de petróleo profundo que tem um ambiente de alta temperatura.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Aço inoxidável para poços de óleo CARACTERIZADO pelo fato de que consiste de, % em massa,

C: não mais do que 0,05%,

Si: não menos do que 0,05% e não mais do que 1,0%,

Mn: 0,01 a 1,0%,

P: não mais do que 0,05%,

S: menos do que 0,002%,

Cr: 16 a 18%,

Mo: 1,8 a 3%,

Cu: 1,0 a 3,5%,

Ni: 3,0 a 5,5%,

Co: 0,01 a 1,0%,

Al: 0,001 a 0,1%,

O: não mais do que 0,05%, e

N: não menos do que 0,002% e não mais do que 0,05%, e opcionalmente ainda um ou mais dos tipos de elementos selecionados do grupo que consiste de

V: não mais do que 0,3%,

Ti: não mais do que 0,3%,

Nb: não mais do que 0,3%,

Zr: não mais do que 0,3%,

W: não mais do que 1,0%, metal de terra rara (REM): não mais do que 0,3%,

Ca: não mais do que 0,01%, e

B: não mais do que 0,01%, em que o restante é Fe e impurezas e satisfaz as Fórmulas (1) e (2):

Cr + 4Ni + 3Mo + 2Cu > 44 (1)

Cr + 3Ni + 4Mo + 2Cu/3 < 46 (2)

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2/3 em que cada símbolo de elemento nas Fórmulas (1) e (2) é substituído por um teor, em % em massa, de um elemento correspondente, em que uma microestrutura metálica do aço inoxidável para poços de óleo contém, em razão de volume, não menos do que 10% e menos do que 60% de fase ferrita, não mais do que 10% de fase austenita retida e não menos do que 40% de fase martensita, e o aço inoxidável para poços de petróleo tem um limite de escoamento de não menos do que 758 MPa e uma energia de absorção a 10°C de não menos do que 150J.

2. Aço inoxidável para poços de óleo, de acordo com a reivindicação 1, CARACTERIZADO pelo fato de que o aço inoxidável para poços de óleo contém, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em

V: não menos do que 0,005% e não mais do que 0,3%,

Ti: não menos do que 0,005% e não mais do que 0,3%,

Nb: não menos do que 0,005% e não mais do que 0,3%, e

Zr: não menos do que 0,005% e não mais do que 0,3%.
3. Aço inoxidável para poços de óleo, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, CARACTERIZADO pelo fato de que o aço inoxidável para poços de óleo contém, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que consiste em

W: não menos do que 0,01 % e não mais do que 1,0%, e metal de terra rara (REM): não menos do que 0,001% e não mais do que 0,3%.
4. Aço inoxidável para poços de óleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, CARACTERIZADO pelo fato de que o aço inoxidável para poços de óleo contém, no lugar de parte de Fe, um ou mais tipos de elementos selecionados a partir do grupo que

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3/3 consiste em

Ca: não menos do que 0,0002% e não mais do que 0,01%, e

B: não menos do que 0,0002% e não mais do que 0,01%.
5. Aço inoxidável para poços de óleo, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, CARACTERIZADO pelo fato de que o aço inoxidável para poços de óleo tem um limite de escoamento não menor do que 862 MPa.
6. Tubo de poço de óleo CARACTERIZADO pelo fato de que é fabricado a partir do aço inoxidável para poços de óleo, conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 5.