BR112018000540B1 - Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência e método para a fabricação de tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência - Google Patents

Abstract

Um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência que pode adquirir alta resistência e alta dureza junto com excelente resistência à corrosão, prevenindo a ocorrência frequente de falhas de rolamento é fornecido. Um material bruto de tubo de aço que apresenta uma composição compreendendo, em % em massa, 0,05 % ou menos C, 1,0 % ou menos Si, 0,1 a 0,5 % Mn, 0,05 % ou menos P, 0,005 % ou menos S, mais do que 16,0 % a 18,0 % ou menos Cr, mais do que 2,0 % a 3,0 % ou menos Mo, 0,5 a 3,5 % Cu, 3,0 % ou mais e menos do que 5,0 % Ni, 0,01 a 3,0 % W, 0,01 a 0,5 % Nb, 0,001 a 0,3 % Ti, 0,001 a 0,1 % Al, menos do que 0,07 % N, e 0,01 % ou menos O é aquecido em uma temperatura de aquecimento que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C e em que um tamanho de grão médio A (μm) de preci-pitados de Ti e Nb na temperatura de aquecimento e uma soma de quantidades B (% em massa) de Ti e Nb precipitados satisfazem A/B2/3^14,0. Um tubo de aço sem costura é formado por meio da aplicação do tubo quente ao material bruto de tubo de aço aquecido. O tubo de aço sem costura é esfriado e, em seguida, tratamento de têmpera é realizado em uma temperatura de aquecimento de (...).

Description

CAMPO TÉCNICO

[001]A presente invenção se refere a um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência e a um método para a fabricação de um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência. A presente invenção se refere a um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência com base em 17 Cr, preferivelmente, usado em poços de petróleo para petróleo bruto, poços de gás para um gás natural (em seguida, simplesmente referido como “Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos”) ou semelhantes. A presente invenção, particularmente, se refere a um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência que pode, particularmente, aperfeiçoar a resistência à corrosão em um meio corrosivo severo contendo gás dióxido de carbono (CO2) e/ou íon cloreto (Cl-) em uma alta temperatura, um meio contendo sulfeto de hidrogênio (H2S) e semelhantes, e ainda pode prevenir geração de falhas de superfície e aperfeiçoar dureza em baixa temperatura.

FUNDAMENTOS DA TÉCNICA

[002]Recentemente, a partir de um ponto de vista do esgotamento de fonte de energia antecipada em um futuro próximo, foram observados desenvolvimentos de fonte de energia vigorosos com respeito a campos de petróleo que apresentam uma alta profundidade que não foi convencionalmente considerada, e campos de petróleo, campos de gás e semelhantes em meios corrosivos severos que estão em um assim chamado meio ácido contendo sulfeto e semelhantes. Tais campos de petróleo e campos de gás são, em geral, extremamente profundos, e as atmosferas dos campos também estão em um meio corrosivo severo que apresenta uma alta temperatura e contendo CO2, Cl- e H2S. Tubos de aço para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos usados nestes meios são exigidos pelo fato de que apresentam alta resistência e excelente resistência à corrosão.

[003]Convencionalmente, em campos de petróleo e campos de gás em um meio que contém CO2, Cl- e semelhantes, como um tubo para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos usado para perfuração, um tubo de aço inoxidável martensí- tico 13Cr foi, em geral, usado. Entretanto, recentemente, desenvolvimentos de poços de petróleo em um meio corrosivo em uma temperatura maior (alta temperatura até 200 °C) foram propostos. Em tal meio, pode ser um caso onde a resistência à corrosão de aço inoxidável martensítico 13Cr é insuficiente. Consequentemente, houve uma demanda quanto a um tubo de aço para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta excelente resistência à corrosão que ainda pode ser usado em tal meio.

[004]Para satisfazer tal demanda, por exemplo, a literatura de Patente 1 divulga um tubo de aço inoxidável de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta excelente resistência à corrosão. O tubo de aço apresenta uma composição que contém, em % em massa, 0,005 a 0,05 % C, 0,05 a 0,5 % Si, 0,2 a 1,8 % Mn, 15,5 a 18 % Cr, 1,5 a 5 % Ni, 1 a 3,5 % Mo, 0,02 a 0,2 % V, 0,01 a 0,15 % N e 0,006 % ou menos O, em que Cr, Ni, Mo, Cu e C satisfazem uma relação específica, e ainda Cr, Mo, Si, C, Mn, Ni, Cu e N satisfazem uma relação específica. O tubo de aço também apresenta uma microestrutura que inclui uma fase de martensita como uma fase de base, e 10 a 60 % de uma fase de ferrita em termos de razão em volume ou, ainda, 30 % ou menos de uma fase de austenita em termos de razão em volume. Portanto, a literatura de Patente 1 determina que é possível fabricar de forma estável um tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que exibe resistência à corrosão suficiente também em um meio corrosivo severo de alta temperatura de 200 °C ou mais contendo CO2 e Cl- e apresenta alta resistência que excede o limite de elasticidade de 654 MPa (95 ksi) e também alta dureza.

[005]A literatura de Patente 2 divulga um tubo de aço inoxidável de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta alta dureza e excelente resistência à corrosão. Na técnica descrita na literatura de Patente 2, o tubo de aço apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,04 % ou menos C, 0,50 % ou menos Si, 0,20 a 1,80 % Mn, 15,5 a 17,5 % Cr, 2,5 a 5,5 % Ni, 0,20 % ou menos V, 1,5 a 3,5 % Mo, 0,50 a 3,0 % W, 0,05 % ou menos Al, 0,15 % ou menos N e 0,006 % ou menos O, em que Cr, Mo, W e C satisfazem uma relação específica, Cr, Mo, W, Si, C, Mn, Cu, Ni e N satisfazem uma relação específica, e Mo e W satisfazem uma relação específica. O tubo de aço também apresenta uma mi- croestrutura que inclui uma fase de martensita como uma fase de base, e 10 a 50 % de uma fase de ferrita em termos de razão em volume. Portanto, a literatura de Patente 2 determina que é possível fabricar de forma estável um tubo de aço inoxidável de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta alta resistência onde o limite de elasticidade excede 654 MPa (95 ksi) e exibe resistência à corrosão suficiente mesmo em meio corrosivo severo de alta temperatura contendo CO2, Cl- e H2S.

[006]A literatura de Patente 3 divulga um tubo de aço inoxidável de alta resistência que apresenta excelente resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto e excelente resistência à corrosão por gás dióxido de carbono em alta temperatura. Na técnica descrita na literatura de Patente 3, o tubo de aço apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,05 % ou menos C, 1 % ou menos Si, mais do que 16 % a 18 % ou menos Cr, mais do que 2 % a 3 % ou menos Mo, 1 a 3,5 % Cu, 3 % ou mais e menos do que 5 % Ni e 0,001 a 0,1 % Al, em que Mn e N satisfazem uma relação específica em uma região onde 1 % ou menos Mn, e 0,05 % ou menos N estão presentes. O tubo de aço também apresenta uma microestrutura que inclui uma fase de martensita como uma fase de base, e 10 a 40 % de fase de ferrita em termos de razão em volume e 10 % ou menos de fase de austenita residual (y) em termos de razão em volume. Portanto, a literatura de Patente 3 determina que é possível fabricar de forma estável um tubo de aço inoxidável de alta resistência que apresenta excelente resistência à corrosão que apresenta alta resistência que excede o limite de elasticidade de 758 MPa (110 ksi), exibe resistência à corrosão suficiente mesmo em um meio de gás dióxido de carbono de alta temperatura de 200 °C e exibe resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto suficiente mesmo quando uma temperatura do gás do meio é diminuída.

[007]A literatura de Patente 4 divulga um tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos. Na técnica descrita na literatura de Patente 4, o tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,05 % ou menos C, 0,5 % ou menos Si, 0,01 a 0,5 % Mn, mais do que 16,0 % a 18,0 % Cr, mais do que 4,0 % a 5,6 % Ni, 1,6 a 4,0 % Mo, 1,5 a 3,0 % Cu, 0,001 a 0,10 % Al e 0,050 % ou menos N, em que Cr, Cu, Ni e Mo satisfazem uma relação específica e, ainda, (C + N), Mn, Ni, Cu e (Cr + Mo) satisfazem uma relação específica. O tubo de aço também apresenta uma microestrutura que inclui uma fase de martensita e 10 a 40 % de fase de ferrita em termos de razão em volume, e em que uma razão que uma pluralidade de segmentos imaginários que apresentam um comprimento de 50 μm em uma direção de espessura a partir de uma superfície e são arranjados em um fileira dentro de uma faixa de 200 μm em passos de 10 μm que cruza a fase de ferrita é maior do que 85 %, assim, fornecendo um tubo de aço inoxidável de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta 0,2 % de limite de elasticidade de 758 MPa ou mais. Portanto, a literatura de Patente 4 determina que é possível fornecer um tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta excelente resistência à corrosão em um meio com alta temperatura de 150 a 250 °C e excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto em uma temperatura ambiente.

[008]A literatura de Patente 5 divulga um tubo de aço inoxidável de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta alta dureza e excelente resistência à corrosão. Na técnica descrita na literatura de Patente 5, o tubo de aço apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,04 % ou menos C, 0,50 % ou menos Si, 0,20 a 1,80 % Mn, 15,5 a 17,5 % Cr, 2,5 a 5,5 % Ni, 0,20 % ou menos V, 1,5 a 3,5 % Mo, 0,50 a 3,0 % W, 0,05 % ou menos Al, 0,15 % ou menos N e 0,006 % ou menos O, em que Cr, Mo, W e C satisfazem uma relação específica, Cr, Mo, W, Si, C, Mn, Cu, Ni e N satisfazem uma relação específica, e Mo e W satisfazem uma relação específica. O tubo de aço também apresenta uma mi- croestrutura onde, com respeito aos grãos de cristal maiores, uma distância entre dois pontos arbitrários no grão é 200 μm ou menos. A literatura de Patente 5 determina que o tubo de aço inoxidável apresenta alta resistência que excede o limite de elasticidade de 654 MPa (95 ksi), apresenta excelente dureza e exibe resistência à corrosão suficiente em um meio corrosivo com alta temperatura de 170 °C ou mais contendo CO2, Cl- e H2S.

[009]A literatura de Patente 6 divulga um tubo de aço inoxidável sem costura martensítico de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos. Na técnica descrita na literatura de Patente 6, o tubo de aço sem costura apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,01 % ou menos C, 0,5 % ou menos Si, 0,1 a 2,0 % Mn, mais do que 15,5 % a 17,5 % ou menos Cr, 2,5 a 5,5 % Ni, 1,8 a 3,5 % Mo, 0,3 a 3,5 % Cu, 0,20 % ou menos V, 0,05 % ou menos Al e 0,06 % ou menos N. O tubo de aço apresenta uma microestrutura que, preferivelmente, inclui 15 % ou mais de fase de ferrita ou ainda inclui 25 % ou menos de fase de austenita residual em termos de razão em volume, e uma fase de martensita revenida como um equilíbrio em termos de razão em volume. Na literatura de Patente 6, além dos componentes mencionados acima, a composição pode ainda conter 0,25 a 2,0 % W e/ou 0,20 % ou menos Nb. Portanto, a literatura de Patente 6 determina que é possível fabricar de forma estável um tubo de aço inoxidável sem costura martensítico de alta resistência para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta alta resistência onde o limite de elasticidade é de 655 MPa ou mais e 862 MPa ou menos e uma tensão característica onde a razão de rendimento é de 0,90 ou mais, e que apresenta resistência à corrosão suficiente (resistência à corrosão por gás dióxido de carbono, resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto) ainda em um meio corrosivo severo de alta temperatura de 170 °C ou mais contendo CO2, Cl- e H2S.

[010]A literatura de Patente 7 divulga um tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos. Na técnica descrita na literatura de Patente 7, o tubo de aço apresenta a composição que contém, em % em massa, 0,05 % ou menos C, 1,0 % ou menos Si, 0,01 a 1,0 % Mn, 16 a 18 % Cr, 1,8 a 3 % Mo, 1,0 a 3,5 % Cu, 3,0 a 5,5 % Ni, 0,01 a 1,0 % Co, 0,001 a 0,1 % Al, 0,05 % ou menos O e 0,05 % ou menos N, em que Cr, Ni, Mo e Cu satisfazem uma relação específica e Cr, Ni, Mo e Cu/3 satisfazem uma relação específica. O tubo de aço também apresenta uma microestrutura que, preferivelmente, inclui 10 % ou mais e menos do que 60 % de fase de ferrita, 10 % ou menos de fase de austenita residual em termos de razão em volume, e 40 % ou mais de uma fase de martensita em termos de razão em volume. Portanto, a literatura de Patente 7 determina que é possível obter um tubo de aço inoxidável para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que pode exibir de forma estável alta resistência onde o limite de elasticidade é de 758 MPa ou mais e excelente resistência à corrosão em alta temperatura. LISTA DE CITAÇÃO LITERATURA DE PATENTE Literatura de Patente 1: JP-A-2005-336595 Literatura de Patente 2: JP-A-2008-81793 Literatura de Patente 3: WO 2010/050519 Literatura de Patente 4: WO 2010/134498 Literatura de Patente 5: JP-A-2010-209402 Literatura de Patente 6: JP-A-2012-149317 Literatura de Patente 7: WO 2013/146046

SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO

[011]Junto com o desenvolvimento recente de campos de petróleo, campos de gás e semelhantes em um meio corrosivo severo, tubo de aços para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos são exigidos, os quais dever apresentar alta resistência de limite de elasticidade de 758 MPa (110 ksi) ou mais e manter excelente resistência à corrosão junto com excelente resistência à corrosão por gás dióxido de carbono, excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto e excelente resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto ainda em um meio corrosivo severo de alta temperatura de 200 °C ou mais e contendo CO2, Cl- e H2S.

[012]Nas técnicas descritas nas literaturas de Patente 1 a 7, uma grande quantidade de elementos de liga usando 17 % de Cr como uma base está contida no tubo de aço para acentuar a resistência à corrosão. Entretanto, tal composição exibe uma região de duas fases formada de (ferrita + austenita) durante a laminação a quente. Consequentemente, na laminação a quente, surge um problema que a deformação está concentrada na ferrita que é uma fase mole, de modo que falhas (falhas de rolamento) são frequentemente geradas.

[013]Para lidar com tal desvantagem, com respeito ao aço inoxidável com base em 17 %Cr, uma tentativa foi feita para reduzir as falhas de rolamento por meio do ajuste de uma temperatura de aquecimento de um material bruto de aço em uma alta temperatura na laminação a quente. Entretanto, no aço inoxidável com base em 17 % Cr, quando o aço é aquecido em uma alta temperatura, a microestrutura do aço se torna uma fase única de ferrita e, consequentemente, grãos de cristal prova- velmente se tornam grossos, por meio dos quais grãos de ferrita grossos ainda permanecem depois da laminação a quente, assim, dando origem a uma desvantagem de que a dureza em baixa temperatura é deteriorada.

[014]É um objetivo da presente invenção fornecer um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência e um método para a fabricação de um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência que pode superar estas desvantagens da técnica anterior, pode ser fabricado sem, frequentemente, gerar falhas de rolamento, e também pode adquirir alta resistência, isto é, limite de elasticidade de 758 MPa ou mais, e excelente dureza em baixa temperatura junto com excelente resistência à corrosão.

[015]Neste relatório, “excelente dureza em baixa temperatura” significa o caso onde um valor de energia de absorção em um teste de impacto Charpy vE-10 em uma temperatura de teste de -10 °C é de 40(J) ou mais.

[016]Neste relatório, “excelente resistência à corrosão” é um conceito que inclui “excelente resistência à corrosão por gás dióxido de carbono”, “excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto” e “excelente resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto”.

[017]Neste relatório descritivo, “excelente resistência à corrosão por gás dióxido de carbono” significa um estado onde, quando uma amostra é imersa em solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 200 °C, atmosfera do gás CO2 de 30 de pressão atmosférica) que é uma solução de teste mantida em um autoclave durante 336 horas, a amostra exibe uma taxa de corrosão de 0,125 mm/y ou menos.

[018]Neste relatório descritivo, “excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto” significa um estado onde, quando uma amostra é imersa em uma solução aquosa, cujo pH é ajustado para 3,3 por meio da adição de um ácido acético e acetato de sódio em uma solução de teste mantida em um auto clave (solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 100 °C, gás CO2 em 30 de pressão atmosférica, atmosfera de H2S de 0,1 pressão atmosférica)), um período de imersão é ajustado para 720 horas e 100 % de tensão de ruptura é aplicada à amostra como uma tensão de carga, nenhuma fenda ocorre na amostra depois do teste.

[019]Neste relatório descritivo, “excelente resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto” significa um estado onde, quando uma amostra é imersa em uma solução aquosa cujo pH é ajustado para 3,5 por meio da adição de um ácido acético e acetato de sódio em uma solução de teste mantida em um autoclave (solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 25 °C, gás CO2 em 0,9 de pressão atmosférica, atmosfera de H2S de 0,1 de pressão atmosférica)), um período de imersão é ajustado para 720 horas e 90 % de tensão de ruptura é aplicada à amostra como uma tensão de carga, nenhuma fenda ocorre na amostra depois do teste.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA

[020]Para obter o objetivo mencionado acima, os inventores da presente invenção conduziram estudos extensivos sobre vários fatores que influenciam a refinação de grãos de ferrita na composição de aço inoxidável 17 %Cr. Como um resultado dos estudos, os inventores encontraram uma ideia de fazer uso de um efeito de fixação dos grãos de cristal por precipitados de Nb (Nb carbonitrido) e precipitados de Ti (Ti carbonitrido) para prevenir que grãos de ferrita (grãos de cristal) se tornem grossos. Então, os inventores descobriram que, por meio do ajuste dos teores de C, N, Nb e Ti, tal que tamanhos de grão médios A (μm) de precipitados de Nb e precipitados de Ti (Nb carbonitrido e Ti carbonitrido) e uma soma de quantidades B (% em massa) de Nb e Ti precipitados em uma temperatura de aquecimento T (°C) em uma etapa de aquecimento realizada antes de uma etapa de formação de tubo quente satisfazem uma seguinte fórmula (1), mesmo quando a temperatura de aquecimento T é aumentada, de modo a reduzir as falhas de rolamento, é possível prevenir que grãos de ferrita se tornem grossos e, ao mesmo tempo, grãos de ferrita em um produto acabado são refinados, de modo que a dureza em baixa temperatura do produto acabado pode ser levada em uma faixa desejada. Deve-se considerar que, em um estado onde um limite de grão de fase precursora é fixado às partículas precipitadas finas, um tamanho de grão médio de uma fase precursora é proporcional a um tamanho de grão médio dos grãos precipitados finos, e é inversamente proporcional à força de 2/3 de uma razão em volume de grãos precipitados finos.A/B2/3≤14,0 •••• (1)

[021]A presente invenção foi concluída com base em tal descoberta e estudos adicionais feitos com base em tal descoberta. Isto é, o fundamento da presente invenção é como segue. [1] Um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência que apresenta uma composição compreendendo, em % em massa, 0,05 % ou menos C, 1,0 % ou menos Si, 0,1 a 0,5 % Mn, 0,05 % ou menos P, 0,005 % ou menos S, mais do que 16,0 % a 18,0 % ou menos Cr, mais do que 2,0 % a 3,0 % ou menos Mo, 0,5 a 3,5 % Cu, 3,0 % ou mais e menos do que 5,0 % Ni, 0,01 a 3,0 % W, 0,01 a 0,5 % Nb, 0,001 a 0,3 % Ti, 0,001 a 0,1 % Al, menos do que 0,07 % N, 0,01 % ou menos O, e Fe e impurezas inevitáveis como um equilíbrio, em que o tubo de aço apresenta uma microestrutura compreendendo de uma fase de martensita revenida que forma uma fase principal, 20 a 40 % de uma fase de ferrita em termos de razão em volume, e 25 % ou menos de uma fase de austenita residual em termos de razão em volume, um tamanho de grão médio da fase de ferrita é de 40 μm ou menos, e uma soma de quantidades de Ti e Nb que são precipitados como precipitados que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos é 0,06 % em massa ou mais, por meio do qual o tubo de aço apresenta alta resistência onde o limite de elasticidade YS é 758 MPa ou mais e alta dureza onde um valor de energia de absorção vE-10 em um teste de impacto Charpy em uma temperatura de teste de -10 °C é de 40 J ou mais. [2] O tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência descrito em [1], em que o tubo de aço ainda apresenta uma composição contendo, em % em massa, um tipo ou dois ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,5 % ou menos V, 0,2 % ou menos Zr, 1,4 % ou menos Co, 0,1 % ou menos Ta e 0,0050 % ou menos B, por meio da adição à composição mencionada acima. [3] O tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência descrito em [1] ou [2], em que o tubo de aço ainda apresenta uma composição contendo, em % em massa, um tipo ou dois tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,0005 a 0,0050 % Ca e 0,001 a 0,01 % REM, por meio da adição à composição mencionada acima. [4] UM método para fabricar o tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência descrito em qualquer um entre [1] a [3], o método incluindo: uma etapa de aquecimento para aquecer um material bruto de tubo de aço que apresenta a composição; uma etapa de formação de tubo quente para formar um tubo de aço sem costura por meio da aplicação do tubo quente ao material bruto de tubo de aço aquecido na etapa de aquecimento; uma etapa de esfriamento para esfriar o tubo de aço sem costura obtido pela etapa de formação de tubo quente; e uma etapa de tratamento térmico para aplicar o tratamento de têmpera ao tubo de aço sem costura esfriado pela etapa de esfriamento em uma temperatura de aquecimento de 850 a 1050 °C e aplicar o tratamento de revenimento ao tubo de aço sem costura, subsequentemente, em que, na etapa de aquecimento, o material bruto de tubo de aço é aquecido em uma temperatura de aquecimento T (°C) que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C e em que um tamanho de grão médio A (μm) de precipitados de Ti e Nb e uma soma de quantidades B (% em massa) de Ti e Nb precipitados na temperatura de aquecimento T satisfazem uma seguinte fórmula (1).A/B2/3≤14,0 •••• (1) em que, A: tamanho de grão médio (μm) de precipitados de Ti e Nb na tem- peratura de aquecimento T B: soma de quantidades (% em massa) de Ti e Nb precipitados na temperatura de aquecimento T

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO

[022]De acordo com a presente invenção, é possível, facilmente, assim como de forma estável, fabricar um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência como um tubo de aço para Artigos Tubulares para Campos Petrolíferos que apresenta alta resistência de limite de elasticidade YS de 758 MPa ou mais junto com excelente dureza em baixa temperatura e também apresenta excelente resistência à corrosão junto com excelente resistência à corrosão por gás dióxido de carbono, excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto e excelente resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto, ainda que em um meio corrosivo severo de alta temperatura de 200 °C ou mais e contendo CO2, Cl- e H2S. Consequentemente, a presente invenção pode adquirir efeitos vantajosos industrialmente notáveis.

MODO PARA REALIZAR A INVENÇÃO

[023]Primeiramente, as razões para limitar os teores dos elementos constitucionais respectivos do tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, são explicadas. A menos que de outro modo especificado, a % em massa na composição é simplesmente indicada por “ %”, em seguida.C: 0,05 % ou menos

[024]C é um elemento que é um elemento importante para aumentar uma resistência de aço inoxidável com base em martensita. Na presente invenção, é desejável que o teor de C seja ajustado para 0,012 % ou mais para garantir uma resistência pré-determinada. Entretanto, quando o teor de C excede 0,05 %, a resistência à corrosão é deteriorada. Consequentemente, o teor de C é limitado a 0,05 % ou menos. O teor de C é, preferivelmente, ajustado para 0,04 % ou menos. Embora o teor de C não seja particularmente limitado, o teor de C é, preferivelmente, ajustado para 0,012 % ou mais, o teor de C é, mais preferivelmente, ajustado para 0,015 % ou mais, e o teor de C é, ainda mais preferivelmente, ajustado para 0,02 % ou mais.Si: 1,0 % ou menos

[025]Si é um elemento que funciona como um agente desoxidante. Para adquirir tal efeito desoxidante, é desejável ajustar o teor de Si para 0,005 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Si é grande e excede 1,0 %, a facilidade de trabalhar a quente é deteriorada. Consequentemente, o teor de Si é limitado a 1,0 % ou menos. O teor de Si é, preferivelmente, ajustado para 0,8 % ou menos, o teor de Si é, mais preferivelmente, ajustado para 0,6 % ou menos e o teor de Si é ainda mais ajustado para 0,4 % ou menos. Embora o teor de Si não seja particularmente limitado, o teor de Si é, preferivelmente, ajustado para 0,005 % ou mais, o teor de Si é, mais preferivelmente, ajustado para 0,01 % ou mais e o teor de Si é, ainda mais pre-ferivelmente, ajustado para 0,1 % ou mais.Mn: 0,1 a 0,5 %

[026]Mn é um elemento que aumenta a resistência do aço inoxidável mar- tensítico. Para garantir a resistência desejada do aço inoxidável martensítico, é necessário ajustar o teor de Mn para 0,1 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Mn excede 0,5 %, a dureza é deteriorada. Consequentemente, o teor de Mn é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,1 a 0,5 %. O teor de Mn é, preferivelmente, ajustado para 0,4 % ou menos. O teor de Mn é, mais preferivelmente, ajustado para 0,3 % ou menos. Além disso, o teor de Mn é, preferivelmente, ajustado para 0,10 % ou mais, e o teor de Mn é, mais preferivelmente, ajustado para 0,15 % ou mais.P: 0,05 % ou menos

[027]P é um elemento que deteriora resistências à corrosão, tais como resis- tência à corrosão por gás dióxido de carbono e resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto e, consequentemente, na presente invenção, é preferível diminuir o teor de P tanto quanto possível. Entretanto, é permissível que o teor de P seja de 0,05 % ou menos. Consequentemente, o teor de P é limitado a 0,05 % ou menos. O teor de P é, preferivelmente, ajustado para 0,04 % ou menos, o teor de P é, mais preferivelmente, ajustado para 0,03 % ou menos, e o teor de P é, ainda mais preferivelmente, ajustado para 0,02 % ou menos.S: 0,005 % ou menos

[028]S é um elemento que deteriora consideravelmente a facilidade de trabalhar a quente e impede a operação estável de uma etapa de formação de tubo quente e, consequentemente, é preferível diminuir o teor de S tanto quanto possível. Entretanto, quando o teor de S é 0,005 % ou menos, um tubo pode ser fabricado em uma etapa habitual. Consequentemente, o teor de S é limitado a 0,005 % ou menos. O teor de S é, preferivelmente, ajustado para 0,003 % ou menos, e o teor de S é, mais preferivelmente, ajustado para 0,002 % ou menos.Cr: mais do que 16,0 % a 18,0 % ou menos

[029]Cr é um elemento que forma uma película protetora, assim, contribuindo para o aumento da resistência à corrosão. Quando o teor de Cr é 16,0 % ou menos, a resistência à corrosão desejado não pode ser garantida e, consequentemente, é necessário ajustar o teor de Cr para mais do que 16,0 %. Por outro lado, quando o teor de Cr excede 18,0 %, a fração de ferrita se torna excessivamente alta, de modo que a alta resistência desejado não pode ser garantida. Consequentemente, o teor de Cr é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de mais do que 16,0 % a 18,0 % ou menos. O teor de Cr é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 16,1 a 17,5 %. O teor de Cr é, mais preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 16,2 a 17,0 %.Mo: mais do que 2,0 % a 3,0 % ou menos

[030]Mo é um elemento que estabiliza uma película protetora, assim, aperfeiçoando a resistência à corrosão que forma sulcos causada por Cl- e baixo pH, de modo que Mo acentua a resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto e resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto. Para adquirir estes efeitos, é necessário ajustar o teor de Mo para mais do que 2,0 %. Por outro lado, Mo é um elemento caro e, consequentemente, quando o teor de Mo excede 3,0 %, o custo do material é fortemente aumentado e, ao mesmo tempo, Mo deteriora a dureza e resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto do aço. Consequen-temente, o teor de Mo é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de mais do que 2,0 % a 3,0 % ou menos. O teor de Mo é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 2,2 a 2,8 %.Cu: 0,5 a 3,5 %

[031]Cu é um elemento que reforça uma película protetora, assim, suprimindo a intrusão de hidrogênio no aço, de modo que Cu acentua a resistência ao cra- queamento por tensão de sulfeto e resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto. Para adquirir estes efeitos, é necessário ajustar o teor de Cu para 0,5 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Cu excede 3,5 %, a precipitação do limite do grão de CuS é realizada, de modo que a facilidade de trabalhar a quente é deteriorada. Consequentemente, o teor de Cu é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,5 a 3,5 %. O teor de Cu é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,5 a 3,0 %. O teor de Cu é, mais preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,8 % ou mais e menos do que 2,8 %.Ni: 3,0 % ou mais e menos do que 5,0 %

[032]Ni é um elemento que reforça uma película protetora, assim, contribuindo para o aumento da resistência à corrosão. Ni também é um elemento que aumenta a resistência do aço por meio do reforço da solução sólida. Estes efeitos se tor- nam evidentes quando o teor de Ni é 3,0 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Ni é 5,0 % ou mais, a estabilidade da fase martensítica é deteriorada e, consequentemente, a resistência é diminuída. Consequentemente, o teor de Ni é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 3,0 % ou mais e menos do que 5,0 %. O teor de Ni é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 3,5 a 4,5 %.W: 0,01 a 3,0 %

[033]W é um elemento importante na presente invenção que contribui para o aumento da resistência do aço e aumenta a resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto e resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto por meio da estabilização de uma película protetora. W esta contido no aço na forma de um compósito com Mo e, consequentemente, W aumenta consideravelmente a resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto, particularmente. Para adquirir estes efeitos, é necessário ajustar o teor de W para 0,01 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de W é grande e excede 3,0 %, a dureza é deteriorada. Consequentemente, o teor de W é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,01 a 3,0 %. O teor de W é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,5 a 2,0 %. O teor de W é, mais preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,8 a 1,3 %.Nb: 0,01 a 0,5 %

[034]Nb é um elemento que é ligado a C e N e precipitados na forma de Nb carbonitrido (precipitados de Nb), fixa um limite do grão de cristal e previne que os grãos de cristal se tornem grossos quando aquecidos na laminação a quente, particularmente. Na presente invenção, Nb é um elemento importante que contribui para a refinação dos grãos de cristal nas relações a C, N e Ti. Para adquirir estes efeitos, é necessário ajustar o teor de Nb para 0,01 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Nb é grande e excede 0,5 %, dureza e resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto são deterioradas. Consequentemente, o teor de Nb é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,01 a 0,5 %. O teor de Nb é, preferivelmente, ajustado para 0,02 % ou mais. O teor de Nb é, mais preferivelmente, ajustado para 0,06 % ou mais. O teor de Nb é, preferivelmente, ajustado para 0,3 % ou menos, e o teor de Nb é, mais preferivelmente, ajustado para 0,1 % ou menos.Ti: 0,001 a 0,3 %

[035]Ti é um elemento que é ligado a C e N e precipitados na forma de Ti carbonitrido (precipitado de Ti), fixa um limite do grão de cristal e previne que os grãos de cristal se tornem grossos quando aquecidos na laminação a quente, particularmente. Na presente invenção, Ti é um elemento importante que contribui para a refinação de grãos de cristal em relações a C, N e Nb. Para adquirir estes efeitos, é necessário ajustar o teor de Ti para 0,001 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Ti é grande e excede 0,3 %, dureza e resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto são deterioradas. Consequentemente, o teor de Ti é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,001 a 0,3 %. O teor de Ti é, preferivelmente, ajustado para 0,001 a 0,1 %, e o teor de Ti é, mais preferivelmente, ajustado para 0,001 a 0,01 %.

[036]Na presente invenção, possibilitando que a composição do tubo de aço sem costura contenha Ti junto com Nb, as temperaturas de precipitação de precipitado de Nb e precipitado de Ti são aumentadas e, ao mesmo tempo, as quantidades de precipitação de precipitado de Nb e precipitado de Ti são aumentadas e, consequentemente, um efeito de fixar um limite do grão de cristal é ainda acentuado.Al: 0,001 a 0,1 %

[037]Al é um elemento que funciona como um agente desoxidante. Para adquirir tal efeito desoxidante, é necessário ajustar o teor de Al para 0,001 % ou mais. Por outro lado, quando o teor de Al é grande e excede 0,1 %, uma quantidade de óxido é aumentada, de modo que a limpeza é diminuída, por meio da qual a dureza é deteriorada. Consequentemente, o teor de Al é limitado a um valor que cai dentro de uma faixa de 0,001 a 0,1 %. O teor de Al é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,01 a 0,07 %. O teor de Al é, mais preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,02 a 0,04 %.N: menos do que 0,07 %

[038]N é um elemento que acentua a fixação de resistência à corrosão. Para adquirir tal efeito, é desejável ajustar o teor de N para 0,012 % ou mais. Entretanto, quando o teor de N é ajustado para 0,07 % ou mais, N forma nitreto, assim, deteriorando a dureza. Consequentemente, o teor de N é limitado a menos do que 0,07 %. O teor de N é, preferivelmente, ajustado para um valor que cai dentro de uma faixa de 0,02 a 0,06 %.O: 0,01 % ou menos

[039]O (oxigênio) está presente no aço na forma de um óxido e, consequentemente, O afeta adversamente várias propriedades. Consequentemente, na presente invenção, é preferível diminuir o teor de O tanto quanto possível. Particularmente, quando o teor de O excede 0,01 %, facilidade de trabalhar a quente, resistência à corrosão e dureza são deterioradas. Consequentemente, o teor de O é limitado a 0,01 % ou menos. O teor de O é, preferivelmente, ajustado para 0,006 % ou menos, e o teor de O é, mais preferivelmente, ajustado para 0,003 % ou menos.

[040]Na presente invenção, os componentes mencionados acima são componentes básicos, embora seja possível usar uma composição contendo, como elementos seletivos, um tipo ou dois ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,5 % ou menos V, 0,2 % ou menos Zr, 1,4 % ou menos Co, 0,1 % ou menos Ta, e 0,0050 % ou menos B e/ou um tipo ou dois tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,0005 a 0,0050 % Ca, e 0,001 a 0,01 % REM, por meio da adição à composição básica.

[041]Um tipo ou dois ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,5 % ou menos V, 0,2 % ou menos Zr, 1,4 % ou menos Co, 0,1 % ou menos Ta, e 0,0050 % ou menos B.

[042]Todos os V, Zr, Co, Ta e B são elementos que aumentam a resistência do aço e o material bruto de aço pode conter pelo menos um tipo destes elementos seletivamente quando exigido. Além do efeito mencionado acima, V, Zr, Co, Ta e B também apresentam um efeito de aperfeiçoar a resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto. Para adquirir estes efeitos, é desejável que o material bruto de aço contenha um tipo ou dois ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,01 % ou mais V, 0,01 % ou mais Zr, 0,01 % ou mais Co, 0,01 % ou mais Ta, e 0,0003 % ou mais B. Por outro lado, quando o teor de V excede 0,5 %, o teor de Zr excede 0,2 %, o teor de Co excede 1,4 %, o teor de Ta excede 0,1 % e o teor de B excede 0,0050 %, a dureza do aço é deteriorada. Consequentemente, quando o material bruto de aço contém V, Zr, Co, Ta e B, é preferível limitar o teor de V para 0,5 % ou menos, o teor de Zr para 0,2 % ou menos, o teor de Co para 1,4 % ou menos, o teor de Ta para 0,1 % ou menos e o teor de B para 0,0050 % ou menos. É mais preferível limitar o teor de V para 0,1 % ou menos, o teor de Zr para 0,1 % ou menos, o teor de Co para 0,1 % ou menos, o teor de Ta para 0,05 % ou menos e o teor de B para 0,0030 % ou menos.

[043]Um tipo ou dois tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,0005 a 0,0050 % Ca, e 0,001 a 0,01 % REM.

[044]Dois entre Ca e REM (metal terroso raro) são elementos que contribuem para o aperfeiçoamento da resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto por via de controle da forma de sulfeto, e o material bruto de aço pode conter um tipo ou dois tipos destes elementos, quando exigido. Para adquirir tal efeito, é desejável que o material bruto de aço contenha um tipo ou dois tipos selecionados a partir de um grupo que consiste de 0,0005 % ou mais Ca e 0,001 % ou mais REM. Por outro lado, mesmo quando o teor de Ca excede 0,0050 % e o teor de REM excede 0,01 %, o efeito é saturado, de modo que uma quantidade de efeito que corresponde aos teores de Ca e REM não pode ser esperada. Consequentemente, quando o material bruto de aço contém Ca, REM, é preferível limitar o teor de Ca para 0,0005 a 0,0050 % e o teor de REM para 0,001 a 0,01 %, respectivamente.

[045]O equilíbrio, exceto os componentes mencionados acima, é formado de Fe e impurezas inevitáveis.

[046]Em seguida, a razão do limite da microestrutura do tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, é explicada.

[047]O tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, apresenta a composição mencionada acima e apresenta a microestrutura formada de fase de martensita revenida que forma uma fase principal, 20 a 40 % de fase de ferrita em termos de razão em volume e 25 % ou menos de fase de austenita residual em termos de razão em volume. Neste relatório, “fase principal” significa uma fase que ocupa a microestrutura que excede 40 % em termos de razão em volume.

[048]No tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, para garantir alta resistência desejada, a fase de marten- sita revenida forma uma fase principal. Além disso, na presente invenção, como uma segunda fase, uma fase de ferrita é precipitada pelo menos em uma razão em volume de 20 % ou mais. Portanto, o progresso do craqueamento por corrosão pode ser impedido e, consequentemente, a resistência à corrosão desejada pode ser garantida. Por outro lado, quando uma quantidade de precipitação de fase de ferrita é grande e excede 40 %, a resistência do tubo de aço é diminuída, de modo que o tubo de aço não pode garantir alta resistência desejada e, ao mesmo tempo, a resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto e a resistência ao cra- queamento por tensão de sulfeto são deterioradas. Consequentemente, uma quantidade de fase de ferrita é limitada a um valor que cai dentro de uma faixa de 20 a 40 % em termos de razão em volume.

[049]Um tamanho de grão médio da fase de ferrita é limitado a 40 μm ou menos. Quando o tamanho de grão médio da fase de ferrita é grande e excede 40 μm, a dureza é deteriorada.

[050]Além disso, na presente invenção, como uma segunda fase, além da fase de ferrita, uma fase de austenita (fase de austenita residual) também é precipitada em uma razão em volume de 25 % ou menos. Devido à presença da fase de austenita residual, flexibilidade e dureza são acentuadas. Para adquirir tais efeitos vantajosos, é desejável preparar 5 % ou mais da fase de austenita residual em termos de razão em volume de precipitado. Por outro lado, quando uma grande quantidade de fase de austenita residual que excede 25 % em termos de razão em volume de precipitados, alta resistência desejada não pode ser garantida. Consequentemente, uma quantidade de fase de austenita residual é limitada a 25 % ou menos em termos de razão em volume. É preferível que uma quantidade de fase de austenita residual seja ajustada para um valor que cai dentro de uma faixa de 5 a 15 % em termos de razão em volume.

[051]O tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, apresenta, além das fases respectivas mencionadas acima, a microestrutura onde precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos são precipitados. Uma soma de quantidades de Ti e Nb que são precipitados como precipitados é de 0,06 % em massa ou mais. Por meio da preparação dos precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos de precipitado na microestrutura, o tubo de aço pode obter alta resistência desejada e alta dureza desejada. Para adquirir tais efeitos vantajosos, é necessário ajustar as quantidades de precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos, tal que uma soma de quantidades de Ti e Nb precipitados se torna 0,06 % ou mais em % em massa com respeito a uma quantidade total da microestrutura. Precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam um tamanho de grão maior do que 2 μm contribuem pouco para o aumento da resistência e, consequentemente, quantidades de precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam um tamanho de grão maior do que 2 μm não são particularmente limitadas.

[052]Em seguida, um método preferido para fabricar um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, que apresenta a composição mencionada acima e a microestrutura é explicado.

[053]O método para a fabricação de um tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a presente invenção, inclui: uma etapa de aquecimento para aquecer um material bruto de tubo de aço (material bruto de partida); uma etapa de formação de tubo quente para formar um tubo de aço sem costura por meio da aplicação do tubo quente ao material bruto de tubo de aço aquecido na etapa de aquecimento; uma etapa de esfriamento para esfriar o tubo de aço sem costura obtido na etapa de formação de tubo quente; e uma etapa de tratamento térmico para aplicar tratamento de têmpera ao tubo de aço sem costura esfriado na etapa de esfriamento e, subsequentemente, aplicar tratamento de revenimento ao tubo de aço sem costura.

[054]Na presente invenção, um material bruto de tubo de aço que apresenta a composição mencionada acima é usado como um material bruto de partida.

[055]Um método para fabricar o material bruto de partida não é particularmente limitado e qualquer um dos métodos usualmente conhecidos para fabricar um material bruto de tubo de aço pode ser usado. Como um método para fabricar o material bruto de partida, por exemplo, é preferível adotar um método onde aço fundido que apresenta a composição mencionada acima é preparado por um método que prepara aço fundido usual que utiliza um conversor ou semelhantes, e o aço fundido pode ser formada em chapa fundida (materiais brutos de tubo de aço), tais como lingotes, por meio de um método de fundição usual, tal como um método de fundição contínuo, é preferido. O método para fabricar o material bruto de partida não é limitado a este método. Além disso, nenhum problema surge na utilização, como um material bruto de tubo de aço, um lingote que apresenta um tamanho desejado e uma forma desejada que é preparado por meio da aplicação da laminação a quente adicional a uma chapa fundida.

[056]Então, estes materiais brutos de tubo de aço são aquecidos e são submetidos à formação de tubo a quente de um processo de moinho de plugue Mannesmann ou processo de moinho de mandril Mannesmann, assim, formando os tubos de aço sem costura que apresentam as composições mencionadas acima e tamanhos desejados. A formação de tubo a quente pode ser realizada por extrusão a quente usando uma prensa.

[057]Uma temperatura de aquecimento (T( °C)) na etapa de aquecimento é ajustada para um valor que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C. Quando a temperatura de aquecimento T é menor do que 1210 °C, facilidade de trabalhar a quente é deteriorada e, consequentemente, falhas são geradas em um tubo de aço sem costura durante a formação do tubo. Por outro lado, quando a temperatura de aquecimento T se torna uma alta temperatura que excede 1350 °C, uma fase única de ferrita é formada. Além disso, uma quantidade de precipitados de Ti e uma quantidade de precipitados de Nb são diminuídas e, consequentemente, um efeito de fixação desejado não pode ser garantido, por meio do qual os grãos de cristal se tornam grossos, assim, deteriorando a dureza em baixa temperatura. Consequentemente, uma temperatura de aquecimento T é ajustada para um valor que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C.

[058]Uma temperatura de aquecimento T é ajustada para um valor que cai dentro da faixa mencionada acima, e em que um tamanho de grão médio A (μm) de precipitados de Ti e precipitados de Nb na temperatura de aquecimento T e uma soma de quantidades B (% em massa) de precipitados de Ti e precipitados de Nb satisfazem uma seguinte fórmula (1).A/B2/3≤14,0 •••• (1) em que, A: tamanho de grão médio (μm) de precipitados de Ti e precipitados de Nb na temperatura de aquecimento T B: soma de quantidades (% em massa) de Ti e Nb precipitados na temperatura de aquecimento T.

[059] Isto é, a temperatura de aquecimento T maior na etapa de aquecimento é preferível, tendo em vista acentuar a facilidade de trabalhar a quente e impedir falhas geradas no tubo de aço sem costura durante a formação do tubo. Entretanto, quando a temperatura de aquecimento T na etapa de aquecimento se torna alta, uma soma das quantidades de precipitados de T e precipitados de Nb é diminuída (isto é, o lado esquerdo da fórmula (1) mencionada acima é aumentado), e um efeito de fixação desejado dos grãos de ferrita não pode ser esperado e, consequentemente, os grãos de ferrita se tornam grossos. Na presente invenção, uma temperatura de aquecimento T na etapa de aquecimento é ajustada para o valor que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C, e em que a fórmula (1) é satisfeita. Portanto, as falhas geradas no tubo de aço sem costura durante a formação do tubo podem ser impedidas, e o engrossamento dos grãos de ferrita pode ser impedido, assim, também impedindo o deterioramento da dureza em baixa temperatura de um produto acabado. Quanto menor o valor do lado esquerdo da fórmula (1) se torna, mais finos se tornam os grãos de ferrita. É preferível ajustar A/B2/3 para 10,0 ou menos, e, é mais preferível ajustar A/B2/3 para 8,0 ou menos.

[060]Um valor de A/B2/3 na fórmula (1) mencionada acima pode ser obtido por meio do esfriamento de um material bruto de tubo de aço aplicando esfriamento com água ou semelhantes depois do aquecimento do material bruto de tubo de aço na temperatura de aquecimento T e medindo um tamanho de grão médio (μm) de precipitados de Ti e precipitados de Nb que estão presentes no material bruto de tubo de aço depois do esfriamento e uma soma de quantidades (% em massa) de Ti e Nb precipitados como precipitados. Um método para medir o tamanho de grão médio (μm) dos precipitados de Ti e precipitados de Nb e um método para medir a soma de quantidades (% em massa) de Ti e Nb precipitados são descritos em detalhes na descrição dos exemplos.

[061]Embora um tempo de aquecimento na etapa de aquecimento não seja particularmente limitado, por exemplo, o tempo de aquecimento é ajustado para 15 minutos a 2 horas. O tempo de aquecimento é, preferivelmente, ajustado para 30 minutos a 1 hora.

[062]Na etapa de formação de tubo quente, a formação de tubo a quente usual de um processo de moinho de plugue Mannesmann, um processo de moinho de mandril Mannesmann ou semelhantes é aplicada ao material bruto de tubo de aço aquecido na etapa de aquecimento, de modo a formar um tubo de aço sem costura que apresenta um tamanho desejado. É suficiente que um tubo de aço sem costura que apresenta um tamanho desejado possa ser fabricado pela formação de tubo a quente e, consequentemente, não é necessário regular a condição da formação de tubo a quente e qualquer condição de fabricação usual é aplicável.

[063]O tubo de aço sem costura preparado pela etapa de formação de tubo quente é esfriado na etapa de esfriamento. Não é necessário, particularmente, limitar a condição de esfriamento na etapa de esfriamento. Contanto que o tubo de aço sem costura apresente a composição que cai dentro da faixa da composição, de acordo com a presente invenção, é possível preparar a microestrutura do tubo de aço sem costura em uma microestrutura que contém uma fase de martensita que forma uma fase principal por meio do esfriamento do tubo de aço sem costura até uma temperatura ambiente em uma taxa de esfriamento de esfriamento com ar depois da formação de tubo a quente.

[064]Na presente invenção, em uma etapa de tratamento térmico que segue, a etapa de esfriamento, tratamento térmico formado de tratamento de têmpera e tratamento de revenimento, é ainda realizada.

[065]É preferível realizar o tratamento de têmpera, tal que o tubo de aço sem costura que é esfriado na etapa de esfriamento seja aquecido até uma temperatura de aquecimento de 850 °C ou mais e, em seguida, o tubo de aço sem costura seja esfriado até uma temperatura de parada de esfriamento de 50 °C ou menos em uma taxa de esfriamento de esfriamento com ar ou mais. Neste relatório, quando a temperatura de aquecimento de tratamento de têmpera é menor do que 850 °C, a transformação reversa a partir de martensita para austenita raramente ocorre e a transformação a partir de austenita para martensita raramente ocorre durante o esfria-mento onde o tubo de aço sem costura é esfriado até uma temperatura de parada de esfriamento. Consequentemente, a alta resistência desejada não pode ser garantida. Por outro lado, quando a temperatura de aquecimento é excessivamente alta, excedendo 1050 °C, com respeito a precipitados de Ti e Nb que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos que o precipitado na microestrutura de um produto final, torna-se difícil que a microestrutura garanta uma quantidade suficiente destes precipitados de Ti e Nb. Consequentemente, é preferível ajustar uma temperatura de aquecimento no tratamento de têmpera para um valor que cai dentro de uma faixa de 850 a 1050 °C. É mais preferível ajustar uma temperatura de aquecimento no tratamento de têmpera para um valor que cai dentro de uma faixa de 900 a 1000 °C. Por meio do ajuste da temperatura de aquecimento no tratamento de têmpera para o valor que cai dentro da faixa de temperatura mencionada acima, uma razão em volume de uma fase de ferrita pode ser facilmente ajustada para um valor que cai dentro de uma faixa apropriada. Quando uma temperatura de parada de esfriamento no tratamento de têmpera é ajustada para um valor excessivamente baixo, torna-se difícil ajustar uma quantidade de fase de austenita residual dentro de uma faixa apropriada.

[066]É preferível realizar o tratamento de revenimento, tal que um tubo de aço sem costura por meio do tratamento de têmpera é aquecido em uma temperatura de revenimento de 500 a 650 °C e, em seguida, o tubo de aço sem costura é esfriado por meio de esfriamento natural. Quando a temperatura de revenimento é menor do que 500 °C, a temperatura de revenimento é excessivamente baixa, de modo que pode ocorrer uma preocupação de que um efeito de revenimento desejado não possa ser esperado. Por outro lado, quando a temperatura de revenimento é excessivamente alta, excedendo 650 °C, uma fase de martensita mantida em um estado temperado é formada, de modo que existe uma preocupação onde um tubo de aço sem costura não pode satisfazer a alta resistência desejada e a alta dureza desejada, assim como excelente resistência à corrosão, simultaneamente. É preferível ajustar uma temperatura de revenimento para um valor que cai dentro de uma faixa de 550 a 630 °C.

[067]Por meio da aplicação do tratamento térmico mencionado acima ao tubo de aço sem costura, a microestrutura do tubo de aço sem costura é formada em uma microestrutura que inclui uma fase de martensita revenida, uma fase de ferrita e uma fase de austenita residual, onde a fase de martensita revenida forma uma fase principal. Portanto, é possível fornecer um tubo de aço sem costura de alta resistência que apresenta alta resistência desejada, alta dureza desejada e excelente resistência à corrosão desejada.

[068]A presente invenção é ainda descrita com base nos exemplos.

EXEMPLOS

[069]O aço fundido que apresenta a composição mostrada na Tabela 1 foi preparado por um conversor e o aço fundido foi formado em lingotes (chapas fundi- das: materiais brutos de tubo de aço) por um método de fundição contínuo. Uma etapa de aquecimento para aquecer os materiais brutos de tubo de aço obtidos (chapas de aço) até as temperaturas de aquecimento T descritas na Tabela 2 foi realizada. O aquecimento foi realizado em uma temperatura de aquecimento T durante 30 minutos.

[070]Então, os materiais brutos de tubo de aço que foram aquecidos na etapa de aquecimento mencionada acima foram formados em tubos de aço sem costura (diâmetro externo: 83,8 mmΦ, espessura de parede: 12,7 mm) por meio da formação do tubo (formação de tubo a quente) usando um laminador sem costura modelo. Os tubos de aço sem costura foram esfriado por meio do esfriamento com ar depois da formação do tubo. A presença ou ausência de falhas de rolamento nos tubos de aço sem costura obtidos foi verificada, de acordo com uma regulação estipulada na ISO 13680. Para ser mais específico, a presença ou ausência de falhas de rolamento foi verificada por meio de observação visual de uma superfície externa do tubo de aço sem costura. Em seguida, uma seção transversal do tubo de aço sem costura que apresenta as falhas de rolamento foi exposta por corte e profundidades das falhas sobre a seção transversal foram medidas por um microscópio óptico. Então, a avaliação “desqualificado” foi fornecida aos tubos de aço sem costura quando as falhas de rolamento que apresentam uma profundidade de 0,635 mm ou mais ocorreram sobre uma superfície externa do tubo de aço sem costura e a avaliação “qualificado: o” foi fornecida aos outros tubos de aço sem costura.

[071]Um experimento foi realizado em tal maneira que amostras (tamanho: 50 mm x 50 mm x 15 mm) foram experimentadas a partir dos materiais brutos de tubo de aço respectivos mencionados acima antes de uma etapa de aquecimento que foi aplicada aos tubos de aço sem costura, as amostras foram aquecidas em uma temperatura de aquecimento T durante 30 minutos e as amostras foram esfriadas por meio de esfriamento com água. Películas finas preparadas por um micros- cópio eletrônico de varredura foram experimentadas a partir das amostras depois do esfriamento. As películas finas foram observadas por um microscópio de varredura (ampliação: 5000 vezes). Isto é, com respeito aos precipitados de Ti e Nb que apresentam tamanhos de grão de 0,01 μm ou mais, os tamanhos dos grãos destes precipitados foram medidos e os tamanhos de grão médios A (μm) de precipitados de Ti e Nb foram calculados por uma operação de média aritmética. O número de precipitados de Ti e Nb medidos foi ajustado para 30 ou mais para cada amostra. Além disso, as amostras para a extração eletrolítica foram experimentadas a partir das amostras depois do esfriamento e foram processadas por extração eletrolítica em uma solução eletrolítica (acetilacetona 10 % em vol - cloreto de tetrametilamônio 1 % em massa - solução de metanol (em seguida, também referida como “solução de AA 10 %”)) e um resíduo que permaneceu depois da filtração através de malhas de 0,2 μm foi submetido a uma análise ICP (Espectroscopia de Emissão Atômica por Plasma Indutivamente Acoplado), de modo a analisar uma quantidade de Ti e uma quantidade de Nb no resíduo. Na análise ICP, a quantidade de Ti e a quantidade de Nb no resíduo foram convertidas em razões da quantidade de Ti e da quantidade de Nb para uma massa da amostra para extração eletrolítica e foram ajustadas como quantidades de precipitação de Ti e Nb precipitados na amostra. Um lado esquerdo da fórmula (1) foi calculado com base nos valores obtidos e a satisfação ou insatisfação da fórmula (1) foi determinada. Um resultado da determinação é mostrado na Tabela 2. No caso onde nem precipitados de Ti, nem precipitados de Nb foram precipitados, ou uma quantidade de precipitação de Ti e Nb precipitados foi menor do que uma quantidade limite que permite detecção, um tamanho de grão médio A e uma quantidade de precipitação B de precipitados de Ti e precipitados de Nb é indicado por “-” na Tabela 2. Com respeito à presença ou ausência de satisfação da fórmula (1), na Tabela 2, “satisfeita” significa que a fórmula (1) foi satisfeita, e “não satisfeita” significa que a fórmula (1) não foi satisfeita, ou nem os precipitados de Ti, nem os precipi- tados de Nb foram precipitados, ou as quantidades de precipitação de Ti e Nb precipitados foram menores do que uma quantidade limite que permite a detecção, de modo que a aplicação da fórmula (1) foi substancialmente difícil.

[072]Em seguida, materiais brutos de amostra foram cortados a partir dos tubos de aço sem costura obtidos. Os materiais brutos de amostra foram submetidos ao tratamento de têmpera, onde os materiais brutos de amostra foram aquecidos até as temperaturas de aquecimento mostradas na Tabela 2 e foram esfriados por meio de esfriamento com água, depois de aquecimento e tratamento de revenimento, onde os materiais brutos de amostra foram aquecidos até as temperaturas de aquecimento mostradas na Tabela 2 e foram esfriados por esfriamento com ar (esfriamento natural) depois do aquecimento. Isto é, os materiais brutos de amostra correspondem aos materiais obtidos por meio da aplicação do tratamento de têmpera e do tratamento de revenimento ao tubo de aço sem costura.

[073]Então, as amostras foram experimentadas a partir dos materiais brutos de amostra e uma observação de estrutura, um teste de tração, um teste de impacto, medição de precipitados e um teste de resistência à corrosão foram realizados. Os métodos de teste foram os seguintes.

(1)Observação de Estrutura

[074]As amostras para observação de estrutura foram experimentadas a partir de materiais brutos de amostra obtidos, tal que uma seção transversal em uma direção de eixo do tubo se torna uma superfície de observação. As amostras obtidas para a observação de estrutura foram corroídas usando um reagente Vilella (solução mista de 100 mL de etanol, 10 mL de ácido clorídrico e 2 g de ácido pícrico). As mi- croestruturas foram visualmente representadas por um microscópio eletrônico de varredura (ampliação: 1000 vezes) e uma razão em volume de fase de ferrita (% em volume) foi calculada usando um analisador de imagem. Além disso, um tamanho de grão médio de uma fase de ferrita foi medido por um método de corte, de acordo com a regulação estipulada em JIS G 0551.

[075]Além disso, a partir dos materiais brutos de amostra obtidos, as amostras para difração de raios X foram experimentadas, tal que uma seção transversal ortogonal à direção de eixo do tubo (seção transversal C) forma uma superfície de medição e uma razão em volume de fase de austenita residual foi medida usando um método de difração de raios X. Pela difração de raios X, as intensidades integradas de raios X difratados de um plano (220) de Y e um plano (211) de α foram medidas e a conversão foi realizada usando as seguinte relação y (razão em volume) = 100/(1 + (IαRy/IyRα)) (em que, Iα é a intensidade integral de α, Rα é valor do cálculo teórico crista- lográfico de α, Iy é a intensidade integral de y, Ry é valor do cálculo teórico cristalo- gráfico de y). Uma razão em volume da fase de martensita foi calculada como uma razão em volume de um equilíbrio, exceto estas fases.

(2) Teste de Tração

[076]A amostra da tira especificada pelo API padrão 5CT foi experimentada a partir dos materiais brutos de amostra obtidos, tal que a direção de eixo do tubo está alinhada com a direção da força de tração. O teste de tração foi realizado, de acordo com a regulação estipulada no API5CT e propriedades de tração (limite de elasticidade YS, resistência à tração TS) foram obtidas. “API” é uma abreviação do American Petroleum Institute.

(3) Teste de Impacto

[077]De acordo com a provisão estipulada no JIS Z 2242, as amostras entalhadas em V (espessura de 10 mm) foram experimentadas a partir dos materiais brutos de amostra obtidos, tal que a direção longitudinal da amostra está alinhada com a direção de eixo do tubo e o teste de impacto Charpy foi realizado. A temperatura de teste foi ajustada para -10 °C e um valor de energia de absorção vE-10 a -10 °C foi obtido e a dureza foi avaliada. Três amostras foram usadas em cada teste e uma média aritmética dos valores obtidos foi ajustada como um valor de energia de absorção (J) do tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência.

(4) Medição de Precipitados

[078]As amostras para extração eletrolítica foram experimentadas a partir dos materiais brutos de amostra obtidos e foram processadas por extração eletrolíti- ca em uma solução eletrolítica (solução de AA 10 %) e um resíduo que permaneceu depois da filtração através de malhas de 0,2 μm foi obtido. O resíduo foi submetido a um análise ICP, de modo a analisar uma quantidade de Ti e Nb no resíduo e a quantidade de Ti e Nb no resíduo foi convertida em razão da quantidade de Ti e Nb para um massa da amostra para extração eletrolítica e a razão foi ajustada como uma quantidade total α(% em massa) de Ti e Nb precipitados na amostra como precipitados de Ti e precipitados de Nb. Além disso, as amostras para extração eletrolítica foram experimentadas a partir dos materiais brutos de amostra obtidos da mesma maneira e foram processadas por extração eletrolítica em uma solução eletrolítica (solução de AA 10 %) e um resíduo que permaneceu depois da filtração através de malhas de 2 μm foi submetido a uma análise ICP da mesma maneira, de modo a analisar uma quantidade de Ti e Nb no resíduo e a quantidade de Ti e Nb no resíduo foi convertida em uma razão da quantidade de Ti e Nb para uma massa da amostra para extração eletrolítica e a razão foi ajustada como uma quantidade total β (% em massa) de Ti e Nb precipitados nas amostras como precipitados de Ti e precipitados de Nb que apresentam tamanhos de grão que excedem 2 μm. Então, a diferença entre α e β foi obtida e esta diferença foi ajustada como uma quantidade de precipitação (% em massa) de Ti e Nb precipitados como precipitados que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos.

(5) Teste de Resistência à Corrosão

[079]As amostras para o teste de corrosão que apresentam uma espessura de 3 mm, uma largura de 30 mm e um comprimento de 40 mm foram preparadas a partir dos materiais brutos de amostra obtidos por usinagem, um teste de corrosão foi realizado e resistência à corrosão por gás dióxido de carbono foi avaliada.

[080]O teste de corrosão foi realizado por meio da imersão da amostra para teste de corrosão em solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 200 °C, atmosfera do gás CO2 de 30 de pressão atmosférica) que é uma solução de teste mantida em um autoclave e por meio do ajuste de um período de imersão para 14 dias (336 horas). Uma massa da amostra para teste de corrosão foi medida antes e depois do teste de corrosão e uma taxa de corrosão foi calculada a partir da diferença entre os pesos da amostra antes e depois do teste de corrosão. Com respeito às amostras para o teste de corrosão que já foram submetidas ao teste de corrosão, a presença ou ausência da ocorrência de fixação sobre uma superfície da amostra para o teste de corrosão foi observada usando uma lupa que apresenta a ampliação de 10 vezes. Foi determinada que a fixação está presente quando a fixação que apresenta um diâmetro de 0,2 mm ou mais é observada. Em outros casos, foi determinada que a fixação não está presente.

[081]As amostras de bastão redondo (diâmetro: 6,4 mmΦ) foram preparadas a partir dos materiais brutos de amostra obtidos por usinagem e as amostras foram submetidas a um teste de resistência ao craqueamento por tensão de sulfeto (teste de resistência ao SSC), de acordo com NACE TM0177 Método A. Neste relatório, “NACE” é uma abreviação da National Association of Corrosion Engineering.

[082]As amostras de flexão de 4 pontos que apresentam uma espessura de 3 mm, uma largura de 15 mm e um comprimento de 115 mm foram experimentadas por usinagem a partir dos materiais brutos de amostra obtidos e as amostras foram submetidas a um teste de resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto (teste de resistência ao SCC), de acordo com EFC17. Neste relatório, “EFC” é uma abreviação de European Federal of Corrosion.

[083]O teste de resistência ao SCC foi realizado, tal que as amostras foram imersas em uma solução aquosa, cujo pH é ajustado a 3,3 por meio da adição de um ácido acético e acetato de sódio em uma solução de teste (solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 100 °C, H2S de 0,1 de pressão atmosférica, CO2 de 30 de pressão atmosférica)) mantida em um autoclave, um período de imersão foi ajustado para 720 horas e 100 % de tensão de ruptura foi aplicada como uma tensão de carga. Com respeito às amostras que já foram submetidas ao teste de resistência ao SCC, a presença ou ausência de craqueamento foi observada.

[084]O teste de resistência ao SSC foi realizado, tal que as amostras foram imersas em uma solução aquosa, cujo pH é ajustado a 3,5 por meio da adição de um ácido acético e acetato de sódio em uma solução de teste (solução aquosa de NaCl 20 % (temperatura da solução: 25 °C, H2S de 0,1 de pressão atmosférica, CO2 de 0,9 de pressão atmosférica)) mantida em um autoclave, um período de imersão foi ajustado para 720 horas e 90 % de tensão de ruptura foi aplicada como uma tensão de carga. Com respeito às amostras que já foram submetidas ao teste de resistência ao SSC, a presença ou ausência de craqueamento foi observada.

[085]Os resultados obtidos são mostrado na Tabela 3.

[086]Todos os tubos de aço inoxidável sem costura de alta resistência dos exemplos da presente invenção foram mostrados ser tubos de aço inoxidável sem costura que exibem: alta resistência onde o limite de elasticidade é de 758 MPa ou mais; alta dureza onde um valor de energia de absorção vE-10 a -10 °C é de 40 J ou mais no teste de impacto Charpy; excelente resistência à corrosão (resistência à corrosão por gás dióxido de carbono) em um meio corrosivo com alta temperatura em uma temperatura de 200 °C contendo CO2 e Cl- e excelente resistência ao craquea- mento por tensão de sulfeto e excelente resistência ao craqueamento por corrosão por tensão de sulfeto sem gerar craqueamento (SSC, SCC) em um meio contendo H2S. Por outro lado, os tubos de aço inoxidável sem costura dos exemplos de comparação que não são abrangidos no escopo da presente invenção apresentam dureza deteriorada.

Claims (4)

1. Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, CARACTERIZADO pelo fato de que apresenta uma composição consistindo em, em % em massa, 0,05% ou menos de C, 1,0% ou menos de Si, 0,1 a 0,5% de Mn, 0,05% ou menos de P, 0,005% ou menos de S, mais do que 16,0% a 18,0% ou menos de Cr, mais do que 2,0% a 3,0% ou menos de Mo, 0,5 a 3,5% de Cu, 3,0% ou mais e menos do que 5,0% de Ni, 0,01 a 3,0% de W, 0,01 a 0,093% de Nb, 0,001 a 0,01% de Ti, 0,001 a 0,1% de Al, menos do que 0,07% de N, 0,01% ou menos de O, e opcionalmente um ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste em 0,5% ou menos de V, 0,2% ou menos de Zr, 1,4% ou menos de Co, 0,1% ou menos de Ta, 0,0050% ou menos de B, 0,0005 a 0,0050% de Ca e 0,001 a 0,01% REM, e Fe e impurezas inevitáveis como um equilíbrio, em que o tubo de aço apresenta uma microestrutura compreendendo uma fase de martensita revenida que forma uma fase principal, 20 a 40% de uma fase de ferrita em termos de razão em volume, e 25% ou menos de uma fase de austenita residual em termos de razão em volume, um tamanho de grão médio da fase de ferrita é 40 μm ou menos, e uma soma de quantidades de Ti e Nb que são precipitados como precipitados que apresentam um tamanho de grão de 2 μm ou menos é 0,06% em massa ou mais, por meio do qual o tubo de aço apresenta alta resistência onde o limite de elasticidade YS é 758 MPa ou maior e alta dureza onde um valor de energia de absorção vE-10 em um teste de impacto Charpy em uma temperatura de teste de -10 °C é 40 J ou mais.

2. Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a reivindicação 1, CARACTERIZADO pelo fato de que o tubo de aço ainda apresenta uma composição contendo, em % em massa, um tipo ou dois ou mais tipos selecionados a partir de um grupo que consiste em 0,5% ou menos de V, 0,2% ou menos de Zr, 1,4% ou menos de Co, 0,1% ou menos de Ta e 0,0050% ou menos de B, por meio da adição à composição mencionada acima.

3. Tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, CARACTERIZADO pelo fato de que o tubo de aço apresenta uma composição contendo, em % em massa, um tipo ou dois tipos selecionados a partir de um grupo que consiste em 0,0005 a 0,0050% de Ca e 0,001 a 0,01% de REM, por meio da adição à composição mencionada acima.

4. Método para fabricar o tubo de aço inoxidável sem costura de alta resistência, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 3, CARACTERIZADO pelo fato de que compreende: a etapa de aquecer um material bruto de tubo de aço possuindo a composição conforme definida em qualquer uma das reivindicações 1 a 3; a etapa de formação de tubo quente para formar um tubo de aço sem costura por meio da aplicação da formação do tubo quente ao material bruto de tubo de aço aquecido na etapa de aquecimento; uma etapa de esfriamento para esfriar o tubo de aço sem costura obtido pela etapa de formação de tubo quente; e uma etapa de tratamento térmico para aplicar tratamento de têmpera ao tubo de aço sem costura esfriado pela etapa de esfriamento em uma temperatura de aquecimento de 850 a 1050 °C e aplicação de tratamento de revenimento ao tubo de aço sem costura, subsequentemente, em que: na etapa de aquecimento, o material bruto de tubo de aço é aquecido em uma temperatura de aquecimento T(°C) que cai dentro de uma faixa de 1210 a 1350 °C e em que um tamanho de grão médio A (μm) de precipitados de Ti e Nb na temperatura de aquecimento T e uma soma de quantidades B (% em massa) de Ti e Nb precipitados satisfazem uma fórmula (1): A/B2/3<14,0 •••• (1) em que: A: tamanho de grão médio (μm) de precipitados de Ti e Nb na temperatura de aquecimento T, B: soma de quantidades (% em massa) de Ti e Nb precipitados na temperatura de aquecimento T.