MX2009000219A

MX2009000219A - Tubo sin costura de acero de precision con tenacidad isotropica mejorada a baja temperatura para cilindros hidraulicos y procesos para obtenerlos.

Info

Publication number: MX2009000219A
Application number: MX2009000219A
Authority: MX
Inventors: Gianmario Agazzi; Andrea Poli; Emanuele Paravicini Bagliani
Original assignee: Tenaris Connections Ag
Priority date: 2006-06-29
Filing date: 2006-06-29
Publication date: 2009-03-20
Also published as: KR20090042238A; KR101340165B1; ATE468412T1; JP2009541589A; BRPI0621843B1; US20100068549A1; DE602006014451D1; BRPI0621843A2; CN101506392A; CL2007001903A1; WO2008000300A1; US8926771B2; CN101506392B; EP2044228B1; AR061657A1; EP2044228A1

Abstract

Proceso para fabricar tubos sin costura en acero de precisión con tenacidad isotrópica mejorada a baja temperatura para cilindros hidráulicos, que comprende los siguientes pasos: -(i) suministrar un acero que tiene una composición que contiene de 0.06 a 0.15% por peso de carbono, de 0.30 a 2.5% por peso de Mn y de 0.10 a 0.60 % por peso de Si, -(ii) laminar en caliente dicho acero a una temperatura mayor que Ac3, de tal forma de obtener un tubo de acero sin costura -(iii) calentar dicho tubo de acero sin costura a una temperatura en el rango de entre Ac1 y Ac3, - (iv) enfriar rápidamente dicho tubo de acero sin costura caliente, de tal forma de establecer una microestructura de fase dual (o de fase múltiple) en el acero empleado, compuesta de ferrita y martensita y opcionalmente de bainita y/o austenita retenidas, - (v) trefilar en frío el tubo de acero sin costura enfriado rápidamente, de tal forma de proporcionar un tubo de acero de precisión sin costura con las dimensiones deseadas, -(vi) someter el tubo de acero de precisión sin costura así obtenido a tratamiento para aliviar la tensión para mejorar su tenacidad isotrópica, y opcionalmente -(vii) enderezar el tubo de acero de precisión sin costura con tenacidad mejorada así obtenido.

Description

TUBOS SIN COSTURA DE ACERO DE PRECISIÓN CON TENACIDAD ISOTRÓPICA MEJORADA A BAJA TEMPERATURA PARA CILINDROS HIDRÁULICOS Y PROCESOS PARA OBTENERLOS Campo de la invención La invención se relaciona con tubos de acero de precisión sin costura para utilizar en cilindros hidráulicos y que presentan una mayor tenacidad isotrópica a bajas temperaturas. La invención también se relaciona con un nuevo proceso para obtener dichos tubos. Antecedentes técnicos El cilindro hidráulico es un actuador que convierte energía hidráulica en energía mecánica. Este produce movimiento lineal e imparte una fuerza que depende de la presión del aceite y del área del pistón. Tiene muchas aplicaciones en los sistemas hidráulicos que funcionan con aceite, y se emplea por ejemplo en máquinas para movimiento de tierra, grúas, prensas, maquinaria industrial, etc. El dispositivo se compone de un alojamiento cilindrico (que también se denomina cilindro o barril), una varilla con un pistón, cerrado con una tapa en ambos extremos. Con el término "tubos para cilindros hidráulicos" los inventores se refieren a los tubos para producir el alojamiento cilindrico externo, que es común a todos los tipos de cilindros hidráulicos, véase por ejemplo la Fig. 1. Las exigencias técnicas de este producto se pueden resumir de la siguiente manera: - para asegurar una correcta transmisión de fuerza y para evitar pérdidas del medio hidráulico, el cilindro debe tener una buena tenacidad y estrechas tolerancias geométricas en cuanto al diámetro interior. Si dichas características de alta precisión no se pueden obtener directamente o casi directamente mediante el proceso metalúrgico de producción del tubo sin costura que se emplea para el cilindro, es necesario realizar operaciones de maquinado posteriores que comprenden, en este caso, tratamientos de superficie altamente ablativos (por ejemplo rebajado más bruñido o esmerilado o mandrinado más esmerilado). En gran medida, el anterior paso de maquinado aumenta sensiblemente los costos de producción, porque los tratamientos altamente ablativos deben ser seguidos a su vez de un afinado de la superficie (por pasos), para pulir la superficie recién creada. En general, la solución más económica es el proceso de rebajado y bruñido, que requiere tolerancias dimensionales precisas y repetibles. Si no se satisfacen dichas condiciones, se deben adoptar soluciones más costosas, por ejemplo mandrinado más esmerilado o mandrinado más rebajado y bruñido. Por lo tanto, la conclusión es que los costos de maquinado final aumentan de una manera desproporcionada al aumentar las exigencias en las tolerancias geométricas. - El cilindro sufre ciclos de fatiga durante su vida y además de eso, en muchas aplicaciones tales como su empleo en máquinas para movimiento de tierra, grúas y otras, este debe ser capaz de operar en condiciones de baja temperatura externa. Por lo tanto es un requisito esencial que la tenacidad (por lo menos a temperaturas tan bajas como -20°C y preferiblemente de -40°C) tenga un comportamiento de "fltración antes de romperse", para evitar de esta manera la fractura por fragilidad, que típicamente está relacionada con una condición peligrosa. Por cierto, para varias aplicaciones como por ejemplo en equipos de presión, las leyes ya exigen un comportamiento dúctil en las pruebas de ruptura por presión, o tenacidad longitudinal y transversal de 27 J a la mínima temperatura operativa [1,2,3]. El proceso de fabricación del barril del cilindro es económicamente más ventajoso si se usa un tubo acabado en frío en vez de un tubo laminado en caliente, debido a la posibilidad de conseguir: - Dimensiones más cercanas al tamaño final, con tolerancias más estrechas, haciendo por lo tanto que el proceso de maquinado posterior, si es que se realiza alguno, sea comparativamente económico, debido a que es necesario realizar una corrección dimensional muy limitada. - Propiedades traccionales superiores.

- Mejor calidad de la superficie. Por lo tanto, el ciclo estándar consiste en: -Laminado en caliente - decapado - trefilado en frío -alivio de tensión - enderezado - maquinado de la superficie -corte - ensamblaje de las partes. En el ciclo estándar, el trefilado en frío y el alivio de tensión son necesarios para aumentar el límite elástico hasta los niveles que se exigen comúnmente (por lo menos 520 MPa, preferiblemente 620 MPa), pero estos reducen la tenacidad del material y, (esto es más importante) causan una alta anisotropía entre las direcciones longitudinal y transversal del tubo, en particular en detrimento de la tenacidad en sentido transversal. Por lo tanto, con el ciclo estándar no es posible asegurar las características para bajas temperaturas que se requieren, por ejemplo, en aplicaciones en condiciones climáticas específicas como las que se pueden encontrar por ejemplo en el norte de Europa. Por cierto, en dichos casos aún a temperaturas ambiente la tenacidad en sentido transversal no es suficiente para evitar la fractura por fragilidad. Los ciclos alternativos disponibles hoy en día para mejorar la tenacidad a bajas temperaturas son: (1) Laminado en caliente - trefilado en frío -normalización - enderezado - maquinado de la superficie -corte - ensamblaje de las partes. Esta solución disminuye, sin embargo, las propiedades traccionales (límite elástico), de manera que es necesario un mayor espesor de pared para operar a la misma presión, aumentando el peso y por lo tanto el consumo de energía relacionado con la operación del equipo respectivo. (2) - Laminado en caliente - enfriado y templado -enderezado - maquinado de la superficie - corte - ensamblaje de las partes. (3) - Laminado en caliente - decapado - trefilado en frío -enfriado y templado - enderezado - maquinado de la superficie - corte - ensamblaje de las partes. En ambos casos (2), (3), la calidad de la superficie y las tolerancias no alcanzan el estándar que requiere el mercado para los tubos de precisión sin costura y por lo tanto son necesarias operaciones de maquinado posteriores altamente ablativas que son particularmente costosas. El caso (2) requiere una remoción de material preventiva y consistente a través de una operación de mandrinado, seguido de rebajado y bruñido o esmerilado. En el caso (3) las variaciones y distorsiones geométricas inducidas por la transformación martensítica aumentan la ovalidad y la variabilidad de los diámetros, afectando el carácter repetible y la ventaja de producir un tubo de acero de precisión. El tratamiento de Q&T también aumenta el costo de producción. Esto significa que, hasta ahora, para mejorar el rendimiento a baja temperatura de los cilindros hidráulicos es necesario (i) recurrir al uso de un gran espesor de pared o bien (ii) incurrir en altos costos de producción. En un esfuerzo por llegar a un proceso de producción que no presente las desventajas de los ciclos (1)-(3), en el pasado se ha adoptado un ciclo alternativo. (4) Laminado en caliente - normalización (o normalización en línea) - trefilado en frío - alivio de tensión - enderezado -maquinado de la superficie - corte - ensamblaje de las partes. Mientras que el ciclo (4) es ventajoso desde el punto de vista de los costos de producción, sin embargo, éste garantiza una buena tenacidad longitudinal sólo a temperatura ambiente y una tenacidad suficiente a 0°C. A temperaturas por debajo de los cero grados, la variabilidad del proceso se vuelve demasiado alta y es difícil obtener valores consistentes. Además, de eso, frecuentemente la tenacidad en sentido transversal es insatisfactoria. Esto significa que el ciclo (4) no mejora la seguridad del cilindro hidráulico, excepto en condiciones climáticas cálidas. Por lo tanto, en la técnica sigue existiendo una urgente necesidad de disponer de nuevos tubos de acero de precisión sin costura con tenacidad isotrópica mejorada a bajas temperaturas para cilindros hidráulicos. Deseablemente, a una temperatura de trabajo de -40°C -que refleja las condiciones usuales en áreas específicas del planeta- la mínima tenacidad isotrópica (es decir longitudinal y transversal) debería ser mayor que el umbral límite prescrito de 27J. Además de eso, sigue existiendo una urgente necesidad en la técnica de disponer un nuevo proceso para obtener los nuevos tubos mencionados anteriormente, donde dicho nuevo proceso es menos costoso que los ciclos conocidos (1)-(4) citados anteriormente. El nuevo proceso debería ser capaz de emplear aceros comunes con bajo contenido de carbono, con un contenido mínimo de Mn y Si, y posiblemente, pero no necesariamente micro-aleado con uno o más de los siguientes elementos, como por ejemplo Cr, Ni, Mo, V, Nb, N. Al, Ca. Breve descripción de la invención Ahora, los inventores han descubierto sorprendentemente que los problemas que se acaban de identificar y otros problemas adicionales que aparecerán de aquí en adelante, se pueden resolver mediante un nuevo proceso para la fabricación tubos de acero de precisión sin costura con tenacidad isotrópica mejorada a bajas temperaturas para cilindros hidráulicos, que comprende los siguientes pasos: - (i) proporcionar un acero con una composición que contiene 0.06-0.15% en peso de carbono y 0.30-2.5% en peso de Mn y 0.10-0.60% en peso de Si, - (ii) laminar en caliente dicho acero a una temperatura mayor que Ac3 de manera tal de obtener un tubo de acero sin costura, - (iii) calentar dicho tubo de acero sin costura hasta una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3, - (iv) enfriar rápidamente dicho tubo de acero sin costura calentado, de manera de establecer una microestructura de fase dual (o multi-fase) en el acero que se emplea, compuesta de ferrita y martensita y opcionalmente bainita y/o austenita retenida, - (v) trefilar en frío el tubo de acero sin costura enfriado, de manera tal de proporcionar un tubo de acero de precisión sin costura de las dimensiones deseadas, - (vi) someter al tubo de acero de precisión sin costura que se obtuvo de esa manera a un tratamiento de alivio de tensión para mejorar su tenacidad, y opcionalmente - (vii) enderezar el tubo de acero de precisión sin costura que se obtuvo de esa manera. De acuerdo con una modalidad específica, el paso del proceso (ii) puede ser seguido de un paso de normalización (iia) luego del laminado en caliente o se puede diseñar como un laminado de normalización (ii)' para realizar una refinación intermedia del grano y homogeneizar la estructura antes del paso subsiguiente (iii). Los solicitantes también han descubierto que los tubos de acero de precisión sin costura que se pueden obtener mediante el proceso mencionado anteriormente muestran un límite elástico de por lo menos 520 MPa y una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 27J, aún preferiblemente una tenacidad longitudinal y transversal de por lo menos 90 J a -20°C, y de por lo menos 45 J a -40°C. Por lo tanto, los nuevos tubos de acero de precisión con tenacidad isotrópica mejorada permiten obtener nuevos cilindros hidráulicos que se pueden emplear a muy bajas temperaturas. Descripción de las figuras Las siguientes Figuras 1-3 se adjuntan a la presente Solicitud con el único propósito de ilustrar algunos aspectos de la presente invención, aunque sin limitar la misma. La Fig. 1 es una representación gráfica de un ejemplo de un cilindro hidráulico, según se contempla en la invención. La Fig. 2 es una representación de un ejemplo de una curva de transición CVN de un tubo de precisión sin costura típico que se puede obtener de acuerdo con la presente invención luego de producir el mismo a escala industrial con el proceso que se describe aquí. La Fig. 3 es una representación que muestra los valores de tenacidad longitudinal y transversal [J] de un tubo sin costura de la composición de acuerdo con el ejemplo que se da aquí a -20°C, que se obtuvieron luego de ciertos pasos del ciclo de trabajo de acuerdo con la presente invención (mitad derecha de la gráfica), en oposición al mismo tubo que se obtuvo en vez de eso, a través del ciclo tradicional (4) es decir que comprende el tratamiento de normalización (mitad izquierda de la gráfica). En particular, en la mitad izquierda de la gráfica, en el primer punto, se informan la tenacidad longitudinal y transversal a -20°C medida antes del paso de trefilado en frío de un tubo que se obtuvo de acuerdo con el ciclo (4). El segundo punto muestra la tenacidad longitudinal a -20°C del mismo tubo, medida luego de los pasos de trefilado en frío y alivio de tensión. El tercer punto muestra la tenacidad en sentido transversal a -20°C del mismo tubo, medida luego de los pasos de trefilado en frío y alivio de tensión. En particular, en la mitad derecha de la gráfica, en el primer punto, se informan la tenacidad longitudinal y transversal a -20°C medida antes del paso de trefilado en frío de un tubo que se obtuvo de acuerdo con la presente invención. El segundo punto muestra la tenacidad longitudinal a -20°C del mismo tubo, medida luego de los pasos de trefilado en frío y alivio de tensión. El tercer punto muestra la tenacidad en sentido transversal a -20°C del mismo tubo, medida luego de los pasos de trefilado en frío y alivio de tensión. Descripción detallada de la invención. Los inventores, con el objetivo de resolver los problemas mencionados anteriormente, han estudiado cuidadosamente los ciclos (1) - (4) y han analizado la contribución de cada uno de los pasos de producción a las características que se obtuvieron (en oposición a las deseadas) de los tubos fabricados de esa manera. En particular, ellos notaron que aunque a través del tratamiento de normalización de acuerdo con el ciclo (4) se obtuvo una tenacidad satisfactoria, dicha tenacidad, y en particular su carácter isotrópico, se pierde casi completamente durante el subsiguiente paso de trefilado en frío y no se puede restituir completamente a través del subsiguiente tratamiento de alivio de tensión. De acuerdo con el tratamiento tradicional, dicha pérdida es particularmente pronunciada para la tenacidad en sentido transversal (véase Figura 3, parte izquierda). Sin embargo, se considera muy deseable el empleo de un paso de trefilado en frío en un nuevo proceso mejorado porque este es beneficioso no solo para el límite elástico que se puede conseguir, sino también para la precisión dimensional del tubo que se obtiene de esa manera. Por otro lado, aunque se sabe, por ejemplo de US 6,846,371, que el denominado calentamiento intercrítico (en oposición a normalización) -en virtud de la denominada microestructura de fase dual (o múltiple) creada de esa manera-puede ser beneficioso para diversas características de un tubo, que comprenden su límite elástico, su tenacidad y aún el carácter isotrópico de la tenacidad, se evita cuidadosamente cualquier tratamiento de maquinado en frío posterior de los tubos que se obtienen de esa manera.

Esto se debe a que, según se sabe bien, y según se subraya en US 6,846,371 en sí, el tratamiento de tubos en un rango de temperaturas entre una temperatura que no es la de recristalización -debido a la elongación sufrida durante dicho tratamiento- crea una anisotropía inherente en el material, mejorando las características deseadas en la dirección de la deformación, pero inevitablemente disminuyendo las mismas transversalmente a la dirección del maquinado. Por otro lado, sin tratamiento en frío no se obtienen tubos de precisión, y por lo tanto, los tubos que se consiguen de acuerdo con US 6,846,371 -aunque sean satisfactorios para el uso destinado (OTCG)- podrían necesitar, de una manera similar a los tubos que se pueden obtener con el ciclo de trabajo (2) anterior, sustanciales operaciones de maquinado posteriores altamente ablativas para que sean adecuados para aplicaciones de precisión, como aquellas que se contemplan en la presente invención. Sin embargo, los inventores ahora han descubierto que, a diferencia del caso del ciclo de trabajo (4), cuando un tratamiento de calentamiento intercrítico con subsiguiente enfriamiento es seguido por un paso de trefilado en frío dentro de un proceso para obtener tubos de precisión, es inesperadamente posible conseguir una isotropía elevada de la tenacidad del tubo tratado en frío a través del subsiguiente tratamiento de alivio de tensión. En particular, durante el alivio de tensión es posible conseguir un notable aumento de la tenacidad transversal (y también longitudinal). Véase la Figura 3, parte derecha. Por lo tanto, se deduce que además de proporcionar por primera vez tubos de acero de precisión sin costura apropiados para cilindros hidráulicos que se pueden emplear, si se desea, a muy bajas temperaturas (inferiores a lo que se podía conseguir anteriormente), sin necesidad de operaciones de maquinado posteriores altamente ablativas, el nuevo proceso también trae aparejado un ahorro de energía, debido a la menor temperatura aplicada durante el calentamiento intercrítico en oposición al paso tradicional de normalización. Según es evidente, por ejemplo en la Figura 2, con el nuevo proceso se puede conseguir una excelente tenacidad isotrópica (longitudinal y transversal), por ejemplo por lo menos 90 J a -20°C, y de por lo menos 45 J a -40°C (y más). Ahora se explicará la invención con mayor detalle. Para producir los tubos de acero de precisión sin costura de acuerdo con la presente invención, se pueden emplear aceros con un contenido de carbono dentro del rango entre 0.06% -0.15% en peso de carbono. La invención no se limita a composiciones de acero en particular, pero típicamente el acero comprenderá, además un 0.06-0.15% en peso de carbono, 0.30-2.5% en peso de Mn, 0.10-0.60% en peso de Si. Preferiblemente, el acero típico contendrá 0.40-2.10% en peso de Mn, y aún más preferiblemente 0.60-1.80% en peso de Mn. Opcionalmente, el acero mencionado anteriormente contendrá además uno o más de los siguientes elementos: Cr, Ni, Mo, V, Nb, N, y Al. Los elementos para aleación que se empleen se deberían balancear adecuadamente para obtener la capacidad de endurecimiento y resistencia que se desean a bajo costo. Aquellos con experiencia en la técnica no solo serán capaces de llevar a cabo dicho balance, sino que también comprenderán que el conseguir la capacidad de endurecimiento deseada también es posible a través del empleo de diferentes mezclas de elementos de aleación como aquellas que se describen aquí. Por supuesto también es posible, si se desea, basarse en cantidades de elementos para aleación diferentes de aquellas que se describen aquí, obteniéndose sin embargo la capacidad de endurecimiento deseada. Por lo tanto, las composiciones de acero preferidas que se emplean en la presente invención comprenden, en peso, 0.06 -0.15% C, 0.60 - 1.80% Mn, 0.10 - 0.60% Si, y opcionalmente 0.0 - 0.60% Cr, 0.0 - 0.60% Ni, 0 - 0.50% Mo, 0 - 0.12% V, 0 -0.040% Nb, 0.0040 - 0.02% N, 0.0 - 0.040% Al, donde el resto es hierro y las impurezas inevitables. Preferiblemente, en los aceros citados anteriormente, el contenido de los siguientes elementos adicionales se debería limitar según sigue: P 250 ppm como máximo, S 100 ppm como máximo, preferiblemente 50 ppm como máximo, Ca 30 ppm como máximo Con el nuevo ciclo propuesto por los inventores de la presente Solicitud y adoptando la química que se revela aquí, es posible alcanzar excelentes propiedades mecánicas con aceros con bajo contenido de carbono. Se hace notar que el confinamiento al menor contenido de carbono en comparación con los aceros que se emplean comúnmente en los ciclos estándar conocidos hasta ahora trae aparejada una mejor soldabilidad. El Mn y el Si son elementos siempre presentes en los en aceros al carbono y de baja aleación, ya que su función es conseguir una resistencia suficiente por fortalecimiento de la solución sólida de la matriz de ferrita; en particular, el Mn aumenta significativamente la capacidad de endurecimiento. Sin embargo, mayores valores de Mn que aquellos que se revelan aquí no son necesarios debido al costo y porque niveles de Mn demasiado altos podrían producir segregación en la barra durante la solidificación. Se pueden agregar Cr, Mo, V en los niveles que se especifican aquí, para mejorar la capacidad de endurecimiento y la resistencia luego de el alivio de tensión, gracias a un endurecimiento secundario durante el tratamiento térmico; el Nb a los niveles especificados controla la refinación del grano durante el proceso de fabricación, contribuyendo a mejorar la tenacidad y la elasticidad. El contenido de nitrógeno se puede controlar para que tenga los valores que se proponen aquí para conseguir una refinación del grano con Al, que, a los niveles que se especifican aquí también puede estar presente como desoxidante. En los aceros que se emplean en la presente invención, el S se debería limitar preferiblemente a un valor de 0.010% (100 ppm) para evitar la formación de MnS que podría ser perjudicial para la tenacidad en sentido transversal, y preferiblemente a 0.050% (50 ppm). El P se considera una impureza y se debería limitar a 0.025% (250 ppm). El Ca se puede agregar a niveles de hasta 30 ppm como máximo, para modificar las inclusiones de alúmina que se generan eventualmente por el proceso opcional de desoxidación. De acuerdo con la presente invención, el laminado en caliente del acero de acuerdo con el paso (ii) a una temperatura mayor de Ac3 se realiza como sigue: calentamiento de un lingote hasta una temperatura mayor de Ac3, perforación, laminado, y, opcionalmente, acabado con un laminador reductor trefilador o un laminador calibrador. Por lo tanto, al llevar a cabo el paso (ii), se obtiene un tubo de acero sin costura terminado caliente. De acuerdo con una modalidad específica, el paso de proceso (ii) puede ser seguido de un paso de normalización (iia) luego del laminado en caliente o se puede diseñar como un laminado de normalización (ii)' para realizar una refinación intermedia del grano y homogeneizar la estructura antes del paso subsiguiente (iii). Sin embargo, se debe señalar que el laminado en caliente convencional como para el paso (ii) es completamente suficiente para conseguir las ventajas de la invención que se describen aquí. De acuerdo con la presente invención, el calentamiento del tubo de acero sin costura acabado en caliente que se mencionó anteriormente hasta una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3, y su subsiguiente enfriamiento de acuerdo con los pasos (iii) y (iv) se puede llevar a cabo siguiendo los pasos de (a) enfriar con aire el acero a medida que se lamina hasta que éste alcance una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3, y luego enfriar el mismo hasta la temperatura ambiente, o (b) templar el acero a una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3 y luego enfriar el mismo a temperatura ambiente. El enfriamiento se debería llevar a cabo tan rápidamente como sea posible (preferiblemente con agua), donde la mínima velocidad de enfriamiento exacta que se puede emplear depende de la química de la aleación que se emplee. Aquellos con experiencia en la técnica serán capaces de establecer las mínimas velocidades de enfriamiento apropiadas para conseguir, en los aceros que se empleen, la microestructura de fase dual (o multi-fase) deseada. Dicha microestructura está constituida por una matriz de ferrita, donde hay dispersas martensita y opcionalmente bainita y/o austenita retenida. Por lo tanto, mediante los pasos (iii) y (iv), se obtienen tubos de acero sin costura enfriados. De acuerdo con la presente invención, el trefilado en frío del tubo de acero sin costura enfriado de acuerdo con el paso (v) de manera tal de proporcionar un tubo de acero de precisión sin costura de las dimensiones deseadas, se realiza preferiblemente impartiendo una reducción de área de entre 8 y 30%, preferiblemente entre 10 y 25%. Los anteriores valores se prefieren para llegar a las propiedades fracciónales y tolerancias en cuanto a la superficie deseadas. Por lo tanto, mediante el paso (v), se obtienen tubos de acero de precisión sin costura. De acuerdo con la presente invención, el someter al tubo de acero de precisión sin costura que se obtuvo de esa manera a un tratamiento de alivio de tensión de acuerdo con el paso (vi) para mejorar su tenacidad isotrópica, se realiza calentando los tubos hasta una temperatura preferiblemente entre por lo menos 0.72 Ac1 y 0.95 Ac1 y enfriándolos en un horno con atmósfera controlada o en aire a temperatura ambiente. Los inventores también han descubierto que al llevar a cabo el tratamiento de alivio de tensión dentro del rango comprendido entre 0.85 Ac1 y 0.92 Ac1. preferiblemente entre 0.87 Ac1 y 0.91 Ac1. es posible obtener una tenacidad particularmente alta en sentido transversal a bajas temperaturas (y, además un notable carácter isotrópico de la tenacidad), aún reteniendo un límite elástico definitivamente mayor que los niveles que normalmente son necesarios. De acuerdo con la presente invención, la enderezado opcional del tubo de acero de precisión sin costura con una tenacidad mejorada que se obtiene de esa manera de acuerdo con el paso (vii) se puede llevar a cabo pasando el tubo a través de una serie de rodillos que doblan y prensan (aplastan) el tubo. Con esta operación, de ser necesaria, se puede conseguir una enderezado de 1 mm/1000 mm, que es beneficiosa tanto para el refinado posterior de la superficie, como para el uso posterior de los tubos en sí como cilindros. Una característica importante de la presente invención es que los tubos que se obtienen mediante el proceso de la presente invención, tienen estrechas tolerancias dimensionales, muy cercanas a aquellas necesarias para su uso como cilindros hidráulicos. Típicamente, para valores de ID (diámetro interno, por sus siglas en inglés) de hasta 100 mm, se consigue una variación menor o igual que 0.60%, mientras que para mayores valores de ID se pueden conseguir variaciones menores que 0.45%, preferiblemente menores que 0.30%. Esto no solo significa que los tubos son apropiados para el subsiguiente maquinado, sino que, y esto es más importante, que dicho maquinado más que producir una alta ablación de material, es apenas un refinado de la superficie, reduciendo por lo tanto considerablemente la pérdida de material y tiempo asociada normalmente con estas operaciones. Luego del maquinado, las tolerancias satisfacen aquellas necesarias para el uso que se desea como cilindros hidráulicos, por ejemplo ISO H8. La invención se ilustra adicionalmente, aunque sin limitarla, mediante los siguientes ejemplos. Ejemplos-Procedimiento Experimental Se obtuvo un acero de la composición que se da más adelante y se trató de acuerdo con la invención. Se llevó a cabo un ajuste fino primero por pruebas de laboratorio para explorar las condiciones de tratamiento apropiadas. Los especímenes se tomaron de tubos sin costura tal como se laminaron y se sometieron a un tratamiento térmico a una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3. Dicho tratamiento se llevó a cabo en un horno de mufla a temperaturas entre 750°C y 820°C (tratamiento o templado intercrítico) seguido del enfriamiento en agua agitada con una velocidad de enfriamiento (CR) de entre 60 y 70°C/s, medida con una termocupla insertada a la mitad del espesor. Se llevaron a cabo ensayos de tracción y entalla Charpy en V (CVN) de acuerdo con EN10002-1 y 10045-1 respectivamente sobre especímenes tomados en las direcciones transversal y longitudinal. Se determinaron las curvas de transición en el rango de temperaturas entre -60°C y 20°C, junto con la temperatura de transición para la aparición de fracturas (50% FATT), para el material que se probó. Luego se diseñó un ensayo industrial en base a los resultados de las pruebas de laboratorio. Diseño del tratamiento intercrítico. En la tabla 1 se muestra la composición química de un acero industrial seleccionado para la investigación. Tabla 1 - Composición química del acero investigado. c Mn Si P S Ni Cr Mo V Nb Cu Al Ca N % % % ppm ppm % % % % % % % ppm ppm 0.09 1.14 0.27 130 20 0.41 0.13 0.14 0.07 0.024 0.17 0.028 17 48 El material se pudo obtener como tubos de las siguientes dimensiones: OD = 219 mm y WT = 17 mm. Las temperaturas críticas, calculadas usando las relaciones empíricas de Andrews (véase K.W. Andrews: JISI Vol. 193 Julio (1965), p. 721) para el acero que se considera son las siguientes: AC1 = 714-715°C, AC3 = 831-833°C y Ms = 456-458°C. La Tabla 2 muestra los resultados que se obtuvieron luego de la normalización y el tratamiento intercrítico según se especifica: Tabla 2 - Propiedades traccionales v valores de tenacidad de los especímenes tratados por 1Q en laboratorio.

IT YS* UTS Y/T El Energía CVN (J) ** [°C] [MPa] [MPa] H [%] Dirección + 20°C -20°C -40°C Temperatura del 750 363 743 0.49 21.0 Longitudinal 27 13 11 Tratamiento intercrítico n.d. n.d. n.d. n.d. Transversal n.d. 14 n.d.

Temperatura del 785 400 784 0.51 22.5 Longitudinal 60 29 20 Tratamiento intercrítico n.d. n.d. n.d. n.d. Transversal n.d. 28 n.d. 443 807 0.55 23.0 Longitudinal 66 29 19 Temperatura del 820 n.d. n.d. n.d. n.d. Transversal n.d. 25 n.d.

Tratamiento intercrítico * Deformación continua (Rpo.2); ** promedio de tres valores (tamaño del espécimen: 10 x 10 x 55 mm3) Por lo tanto, de la tabla anterior se infiere que luego de llevar a cabo el paso (iv) de acuerdo con la presente invención, la tenacidad tanto en sentido longitudinal como transversal de los tubos que se podían obtener hasta ahora es, por mucho, insuficiente. Pruebas Industriales. Las pruebas industriales, que se llevaron a cabo sobre el acero citado anteriormente incluyeron los siguientes pasos: laminado en caliente, tratamiento de calentamiento intercrítico seguido de enfriamiento (IQ), trefilado en frío (CD), alivio de tensión (SR), enderezado (S). En algunos casos, la normalización (paso (Na)) se llevó a cabo antes de la IQ. Con normalización intermedia.

Para las pruebas industriales, se usaron temperaturas de 780°C ("Ciclo A") y 810°C ("Ciclo B"), que reproducían respectivamente dos de las anteriores condiciones que se ensayaron antes en el laboratorio, para el tratamiento intercrítico de la cavidad. Además de eso, se exploró la influencia de dos diferentes reducciones de área en conexión con el trefilado en frío en el Ciclo B. Las reducciones de área adoptadas fueron del 12.5% y del 17.5%, con dimensiones finales de 160 x 13.0 mm y 160 x 12.1 mm respectivamente, véase la siguiente tabla: Ciclo A: IQ 780°C - 17.5% - SR 580°C Ciclo B: IQ 810°C - 17.5% - SR 580°C Ciclo C: IQ 810°C - 12.5% - SR 580°C Las propiedades mecánicas de los tubos tratados por IQ confirmaron los resultados que se obtuvieron en el laboratorio: baja relación Y/T y altos valores de coeficiente de endurecimiento por deformación en frío (n = 0.19-0.21). Es importante conseguir un valor n elevado porque el mismo es necesario para obtener altos valores de resistencia luego del trefilado en frío. Luego del CD la última resistencia a la tracción (UTS) fue mayor de 950 MPa y la tenacidad se redujo mucho (Energía CVN < 10 J a -20°C). Aún el subsiguiente SR permitió recuperar la tenacidad (longitudinal y transversal) a niveles mayores o iguales que 150 J aún a baja temperatura (-20°C). A temperaturas aún menores (-40°C), la tenacidad (longitudinal y transversal) fue aún mayor que 70 J. Dicho tratamiento industrial de alivio de tensión se llevó a cabo en un horno Nassehuer, con una zona de calentamiento de 14.150 m de longitud. La temperatura se estableció a 580°C, con una velocidad del tubo de 15 m/h. Los resultados específicos son los siguientes: El material proveniente del Ciclo A se trató también en laboratorio en condiciones controladas, a diferentes temperaturas (560°C, 610°C, 650°C) para explorar la influencia del tratamiento por SR. Se obtuvieron los siguientes resultados: KV Longitudinal KV Transversal Prueba de tracción (10x10 mm-Joule) (10x10 mm-Joule) Alivio de Rs Rm RA% E% + 20°C -20°C -40°C + 20°C -20°C -40°C tensión (MPa) (MPa) 17.5% 560°C x 15' 692 774 18.1 219 210 nd 202 206 nd 17.5% 610°C x 15' 688 765 19.1 221 230 nd 214 206 nd 1 .5% 650°C x 15' 657 730 19.3 271 273 nd 242 215 nd Sin paso de normalización intermedia. Luego del laminado en caliente a 770°C y enfriado con agua se trató un tubo de 177,8 x 14.5 mm, con el siguiente análisis químico: c Mn Si P S Ni Cr Mo V Nb Cu Al Ca N % % % ppm ppm % % % % % % % ppm ppm .09 1.10 0.30 120 10 0.40 0.12 0.14 0.06 0.022 0.17 0.030 20 48 Las temperaturas críticas, calculadas usando las relaciones empíricas de Andrews (véase K.W. Andrews: JISI Vol. 193 Julio (1965), p. 721) para este material, muy similar al anterior, son las siguientes: ACi = 714-715°C, AC3 = 831-833°C y Ms = 456-458°C. Los tubos se trefilaron en frío hasta las dimensiones de 165 x 12.75 con una reducción de área (RA) del 18%. Se trató un lote a 560°C, y dio los siguientes resultados: En este caso, se obtuvieron muy altas propiedades traccionales (Rs: 865 MPa) con tenacidad en sentido transversal a -40°C aún mayor que 45J. Se trató un segundo lote a 640°C, y dio: En este caso, las propiedades traccionales se redujeron, pero aún eran en gran medida aceptables, mientras que se consiguieron notables valores de tenacidad en sentido transversal . Por lo tanto, se infiere que en todos los casos se confirmó la capacidad del nuevo proceso de obtener un límite elástico mayor de 620 MPa, preferiblemente mayor de 650 MPa, y excelente tenacidad isotrópica a baja temperatura. Conclusiones Las pruebas industriales confirmaron que el nuevo proceso que provee la presente invención se puede utilizar para producir tubos de acero de precisión sin costura que presentan altos niveles de resistencia (YS > 620 MPa) luego de CD y SR, manteniendo una excelente tenacidad, hasta temperaturas tan bajas como -40°C, en ambas direcciones transversal y longitudinal, que por lo tanto muestra, a pesar del paso intermedio de CD, un notable carácter isotrópico de la tenacidad a baja temperatura. Los resultados que se consiguieron aquí son significativamente mejores que aquellos que se pueden obtener con los procesos conocidos hasta ahora. En particular, parece ser que con la presente invención, a -20°C, se puede conseguir una tenacidad longitudinal y transversal (Energía CVN) de por lo menos 90J, preferiblemente de por lo menos 140J, y más preferiblemente de por lo menos 150J, mientras que a -40°C, se puede conseguir una tenacidad longitudinal y transversal (Energía CVN) de por lo menos 45J, preferiblemente de por lo menos 60 J, y más preferiblemente de por lo menos 70J. Se pueden obtener valores pico de tenacidad en sentido transversal a -40°C de hasta por lo menos 200kJ y más, y un excelente carácter isotrópico. Las propiedades traccionales y la tenacidad, se pueden modular con un apropiado ajuste fino de la temperatura que se usa para el alivio de tensión. Literatura citada [1] D.O.T. Sección 178.65 Especificación 39. Cilindros no reutilizables (no rellenables). [2] Directiva Para Equipos de Presión 97/23/EC. [3] EN 10216-1/2/3/4, "Tubos de Acero sin Costura para Propósitos de Presión", Norma Europea.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Proceso para la fabricación de tubos de acero de precisión sin costura para cilindros hidráulicos con tenacidad isotropica mejorada a bajas temperaturas, que comprende los siguientes pasos: -(i) proporcionar acero con una composición que contiene 0.06 -0.15% en peso de carbono, 0.30 - 2.5% en peso de Mn, y 0.10 - 0.60%, en peso de Si, -(¡i) laminar en caliente dicho acero a una temperatura mayor que Ac3 de manera tal de obtener un tubo de acero sin costura, -(Mi) calentar dicho tubo de acero sin costura hasta una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3, -(iv) enfriar rápidamente dicho tubo de acero sin costura calentado, de manera de establecer una microestructura de fase dual (o multi-fase) en el acero que se emplea, compuesta de ferrita y martensita y opcionalmente bainita y/o austenita retenida, -(v) trefilar en frío el tubo de acero sin costura enfriado, de manera tal de proporcionar un tubo de acero de precisión sin costura con las dimensiones deseadas, -(vi) someter al tubo de acero de precisión sin costura que se obtiene de esa manera, a un tratamiento de alivio de tensión para mejorar su tenacidad isotrópica, y opcionalmente - ( v i i ) enderezar el tubo de acero de precisión sin costura con tenacidad mejorada que se obtiene de esa manera.

2. Proceso de acuerdo con la reivindicación 1, en el cual el acero tiene una composición que contiene 0.40 - 2.10% en peso de Mn, preferiblemente 0.60 - 1.80% en peso de Mn.

3. Proceso de acuerdo con la reivindicación 1 ó 2 en el cual el acero tiene una composición que contiene uno o más de los siguientes elementos: Cr, Ni, Mo, V, Nb, N, Al.

4. Proceso de acuerdo con la reivindicación 3, en el cual la composición en peso del acero comprende los siguientes elementos: 0 - 0.60% Cr, 0 - 0.60% Ni, 0 - 0.50% Mo, 0 -0.12% V, 0 - 0.040% Nb, 0.0040 - 0.02% N, 0.0 - 0.040% Al, donde el resto consiste en hierro e impurezas inevitables.

5. Proceso de acuerdo con la reivindicación 4, en el cual la composición en peso del acero también comprende los siguientes elementos: P 250 ppm como máximo, S 100 ppm como máximo, preferiblemente 50 ppm como máximo, Ca 30 ppm como máximo.

6. Proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones precedentes, en el cual el paso de proceso (ii) puede ser seguido de un paso de normalización (iia) luego del laminado en caliente o se puede diseñar como un laminado de normalización (ii)' para realizar una refinación intermedia del grano y homogeneizar la estructura antes del paso subsiguiente (¡ü).

7. Proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones precedentes en el cual los pasos (iii)-(iv) se realizan siguiendo el procedimiento de enfriar con aire el acero a medida que se lamina hasta que éste alcance una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3, y luego enfriar el mismo, por ejemplo para establecer la microestructura de fase dual (o multi-fase) compuesta de ferrita martensita y opcionalmente bainita y/o austenita retenida.

8. Proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones 1-6, en el cual los pasos (iii)-(iv) se realizan siguiendo el procedimiento de templar el acero a una temperatura dentro del rango entre Ac1 y Ac3 y luego enfriar el mismo, de manera de establecer una microestructura de fase dual (o multi-fase) compuesta de ferrita martensita y opcionalmente bainita y/o austenita retenida.

9. Proceso de acuerdo con la reivindicación 7 u 8, en el cual el enfriamiento se realiza en agua.

10. Proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones precedentes, en el cual el trefilado en frío del paso (v) se realiza de manera tal de efectuar una reducción de área de entre 8 y 30%, preferiblemente entre 10% y 25%.

11. Proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones precedentes, en el cual el tratamiento de alivio de tensión de acuerdo con el paso (vi) se realiza a una temperatura entre 0.72 Ac1 y 0.95 Ac1. preferiblemente en un horno con atmósfera controlada.

12. Proceso de acuerdo con la reivindicación 11, en el cual el paso (vi) se realiza a una temperatura entre 0.85 Ac1 y 0.92 Ac1. preferiblemente 0.87 Ac1-0.91 Ac1.

13. Tubos de acero de precisión sin costura que se pueden obtener mediante el proceso de acuerdo con una o más de las reivindicaciones precedentes, que tienen una microestructura de fase dual (o multi-fase) compuesta de ferrita y martensita y opcionalmente de bainita y/o austenita retenida, y que presentan un límite elástico de por lo menos 520 MPa y una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 27J, presentando una variación del DI igual o menor que 0.6% cuando el DI es hasta 100 mm, y presentando una variación de DI de menos de 0.45% cuando el DI es mayor que 100 mm.

14. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 13, que presentan una variación del DI menor que 0.30% cuando el DI es mayor que 100 mm.

15. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 13, que tienen un límite elástico de por lo menos 620 MPa, preferiblemente por lo menos 650 Mpa.

16. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 13 ó 15, que tienen una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 45J.

17. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 16, que tienen una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 60 J.

18. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 17, que se pueden obtener conduciendo el paso de alivio de tensión de acuerdo con la reivindicación 12. con una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 70 J.

19. Tubos de acero de precisión sin costura como los de la reivindicación 18, que tienen una tenacidad longitudinal y transversal a -40°C de por lo menos 100 J, preferiblemente por lo menos 150 J, aún más preferiblemente por lo menos 200J.

20. Proceso para producir tubos para un cilindro hidráulico, que comprende maquinar tubos de acero de precisión sin costura de acuerdo con una o más de las reivindicaciones 13-19.

21. Tubo para un cilindro hidráulico, que se obtiene mediante el proceso de la reivindicación 20.

22. Cilindro hidráulico que comprende un tubo como el de la reivindicación 21.