MX2012002116A

MX2012002116A - Acero de ultra alta resistencia que tiene buena dureza.

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Publication number: MX2012002116A
Application number: MX2012002116A
Authority: MX
Inventors: Teresa Perez; Edgardo Lopez; Constantino Espinosa; Gonzalo Gomez; Edgardo Altschuler
Original assignee: Siderca Sa Ind & Com
Priority date: 2011-02-18
Filing date: 2012-02-17
Publication date: 2012-09-05
Also published as: EP2495342A1; US9188252B2; EP2495342B1; CN102676930A; US8414715B2; BR102012003528A2; DK2495342T3; US20130199674A1; CN102676930B; BR102012003528B1; AR085299A1; US20120211132A1

Abstract

Las formas de realización de la presente invención comprenden aceros al carbono y métodos de fabricación. En una forma de realización, se revela un procedimiento de austenización doble en el cual se forma una composición de acero seleccionada y se somete a tratamiento térmico para refinar la microestructura de acero. En una forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender austenizar y templar la composición de acero formada un número seleccionado de veces (por ej., 2) antes del revenido. En otra forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender someter la composición de acero formada a austenización, temple y revenido un número seleccionado de veces (por ej., 2). Los productos de acero formados a partir de las formas de realización de la composición de acero de esta manera (por ej., barras tubulares y tubos sin costura) poseen alto límite elástico, de al menos aproximadamente 175 ksi (aproximadamente 1200 MPa) y al mismo tiempo mantienen buena dureza.

Description

ACERO DE ULTRA ALTA RESISTENCIA QUE TIENE BUENA DUREZA Solicitud Relacionada Esta solicitud se relaciona con la solicitud co-pendiente del solicitante intitulada ACERO DE ALTA RESISTENCIA QUE TIENE BUENA DUREZA, presentada bajo el No. 13/031.131, el 18 de febrero de 2011, cuyo contenido se incorpora en la presente por referencia.

Campo de la Invención La presente invención se refiere, en líneas generales, a la producción de metales y, en ciertas formas de realización, se refiere a métodos para producir barras tubulares metálicas que tienen alta resistencia y al mismo tiempo poseen buena dureza.

Descripción del Arte Relacionado Los tubos de acero sin costura son ampliamente utilizados en una variedad de aplicaciones industriales. Debido a los requisitos de mayor capacidad para soportar carga, las situaciones de tensiones dinámicas, y la necesidad de componentes más livianos, existe una creciente demanda del desarrollo de tubos de acero que posean mayor resistencia y dureza.

En la industria petrolera, los cañones perforadores que comprenden tubos de acero que contienen cargas explosivas se usan para suministrar cargas explosivas a ubicaciones portadores de cañones perforadores se someten a cargas de colapso externas muy altas que son ejercidas por la presión hidrostática del pozo. Por otro lado, durante la detonación, los tubos de acero también se someten a cargas dinámicas muy altas. Para tratar este asunto, los esfuerzos se han dirigido al desarrollo de tubos de acero con alta resistencia, que al mismo tiempo mantengan muy buena dureza al impacto.

En la actualidad, el grado más alto disponible en el mercado tiene un límite elástico mínimo de aproximadamente 155 ksi. Como resultado, con frecuencia se emplean tubos de paredes gruesas en ciertas formaciones con el objeto de soportar las altas presiones de colapso presentes. No obstante, el uso de tubos de paredes gruesas reduce de manera significativa el espacio de trabajo disponible para las cargas explosivas, lo que puede limitar el rango de aplicaciones en las cuales los tubos pueden ser empleados.

A la luz de lo anterior, entonces, existe la necesidad de obtener composiciones mejoradas para las barras tubulares metálicas y, en particular, sistemas y métodos para producir barras tubulares metálicas con una combinación de propiedades de tracción y dureza altas.

Breve Descripción de la Invención Las formas de realización de la invención están dirigidas a tubos de acero y a los métodos para fabricar los mismos. En una forma de realización, se revela un procedimiento de austenización doble en el cual se forma una composición de acero seleccionada y se somete a tratamiento térmico para refinar la microestructura de acero. En una forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender austenizar y templar la composición de acero formada un número seleccionado de veces (por ej., 2 o no más de 2) antes del revenido. En otra forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender someter la composición de acero formada a austenización, temple y revenido un número seleccionado de veces (por ej., 2 o no más de 2). Los productos de acero formados a partir de las formas de realización de la composición de acero de esta manera (por ej., barras tubulares y tubos sin costura) poseen alto límite elástico, por ej., al menos aproximadamente 175 ksi (aproximadamente 1200 MPa) y al mismo tiempo mantienen buena dureza.

En una forma de realización, se provee un tubo de acero que comprende: de aproximadamente 0,25% en peso a aproximadamente 0,35% en peso de carbono; de aproximadamente 0,30% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,10% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 0,90% en peso a aproximadamente 1,70% en peso de cromo; de aproximadamente 0,60% en peso a aproximadamente 1,00% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,050% en peso a aproximadamente 0,150% en peso de vanadio; y de aproximadamente 0,01% en peso a aproximadamente 0,04% en peso de aluminio; donde el resto de la composición comprende hierro e impurezas; en donde el tubo de acero se procesa de tal manera que tenga un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

En otra forma de realización, se provee un método para fabricar un tubo de acero. El método comprender: proveer una composición de acero al carbono; formar la composición de acero en un tubo; calentar el tubo de acero formado en una primera operación de calentamiento a una primera temperatura; templar el tubo de acero formado en la primera operación de temple a partir de la primera temperatura a una primera velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen; calentar el tubo de acero formado después de la primera operación de temple en una segunda operación de calentamiento a una segunda temperatura menor a la primera temperatura; templar el tubo de acero formado en una segunda operación de temple a partir de la segunda temperatura a una segunda velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen, en donde el tubo de acero formado tiene un tamaño de grano menor en comparación con el tamaño de grano después de la primera operación de temple; y revenir el tubo de acero formado después de la segunda operación de temple al calentar el tubo de acero formado a una tercera temperatura menor a aproximadamente 550 °C; donde el tubo de acero después del revenido tiene un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

En otra forma de realización, se provee un método para formar a tubo de acero. El método comprende: proveer una vara de acero, que comprende: de aproximadamente 0,25% en peso a aproximadamente 0,35% en peso de carbono; de aproximadamente 0,30% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,10% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 0,90% en peso a aproximadamente 1,70% en peso de cromo; de aproximadamente 0,60% en peso a aproximadamente 1,00% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,050% en peso a aproximadamente 0,150% en peso de vanadio; de aproximadamente 0,01% en peso a aproximadamente 0,04% en peso de aluminio; una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,50 % níquel; una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,040% en peso de niobio una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,015% en peso de titanio; y una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,05% en peso de calcio; formar la vara de acero en un tubo en una operación de formación en caliente a una temperatura de aproximadamente 1200 °C a 1300 °C; calentar el tubo de acero formado en una primera operación de calentamiento a una primera temperatura de aproximadamente 900 °C a 950 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos; templar el tubo de acero formado en una primera operación de temple a partir de la primera temperatura a una primera velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen y esté sustancialmente libre de carburos; calentar el tubo de acero formado después de la primera operación de temple en una segunda operación de calentamiento a una segunda temperatura, inferior a la primera temperatura, de aproximadamente 880 °C a 930 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos; templar la composición de acero formada en una segunda operación de temple a partir de la segunda temperatura a una segunda velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen y esté sustancialmente libre de carburos, y tenga un tamaño de grano inferior en comparación con el tamaño de grano después de la primera operación de temple; y revenir el tubo de acero formado después de la segunda operación de temple al calentar el tubo de acero formado a una tercera temperatura comprendida entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C durante un período comprendido entre aproximadamente 5 minutos a aproximadamente 30 minutos; donde el tubo de acero después del revenido tiene un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

Breve Descripción de las Figuras La Figura 1 es una forma de realización de un método para formar un acero de alta resistencia; Las Figuras 2A-B son micrografías de una forma de realización de la composición de acero después de un tratamiento térmico de austenización doble y revenido; y La Figura 3 es un esquema de la energía de impacto Charpy con entalla en V (CVN, del inglés Charpy V-Notch) versus el límite elástico para las formas de realización de aceros formados a partir de las formas de realización de la presente invención.

Descripción Detallada Las formas de realización de la presente invención proveen composiciones de acero, barras tubulares (por ej., tubos) formadas usando las composiciones de acero, y los respectivos métodos de fabricación. Las barras tubulares se pueden emplear, por ejemplo, como portadores de cañones perforadores para la industria del gas y del petróleo. Puede entenderse, no obstante, que las barras tubulares comprenden un ejemplo de artículos de fabricación que se pueden formar a partir de las formas de realización de los aceros de la presente invención y no deberían considerarse limitativas de la aplicación de las formas de realización reveladas.

El término "barra", tal como se usa en la presente, es un término amplio e incluye su significado común de acuerdo con el diccionario, y también se refiere a un miembro alargado, generalmente hueco, que puede ser recto o tener codos o curvas y estar formado en una forma predeterminada, y cualquier accesorio adicional necesario para asegurar la barra tubular formada a su ubicación destinada. La barra puede ser tubular, con una superficie interior y una superficie exterior sustancialmente circulares, si bien también se contemplan otras formas y secciones transversales. Tal como se usa en la presente, el término "tubular" se refiere a cualquier forma hueca y alargada, que no necesita ser circular o cilindrica.

Los términos "aproximadamente", "alrededor de" y "sustancialmente", tal como se usan en la presente, representan una cantidad cercana a la cantidad establecida que todavía realiza una función deseada o alcanza un resultado deseado. Por ejemplo, los términos "aproximadamente", "alrededor de" y "sustancialmente" pueden hacer referencia a una cantidad que está dentro de menos del 10%, menos del 5%, menos del 1%, menos del 0,1%, y menos del 0,01% de la cantidad establecida.

La expresión "temperatura ambiente", tal como se usa en la presente, tiene su significado común tal como lo conocen las personas versadas en el arte y puede incluir temperaturas dentro del rango de aproximadamente 16 °C (60 °F) a aproximadamente 32 °C (90 °F).

En general, las formas de realización de la presente invención comprenden aceros al carbono y métodos de fabricación. En una forma de realización, se forma una composición de acero seleccionada y se somete a tratamiento térmico para refinar la microestructura de acero. En una forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender austenizar y templar la composición de acero formada un número seleccionado de veces (por ej., 2 o no más de 2) ante del revenido para refinar el tamaño de grano de la microestructura final. Este refinamiento puede mejorar la resistencia y dureza de la composición de acero formada. La repetición de las operaciones de austenización y temple dos veces se puede denominar en la presente "austenización doble". Puede entenderse, no obstante, que las operaciones de austenización y temple se pueden realizar cualquier número de veces, sin limitación, para alcanzar la microestructura y propiedades mecánicas deseadas. En otra forma de realización, el tratamiento térmico puede comprender someter la composición de acero formada a austenización, temple y revenido un número seleccionado de veces (por ej., 2 o no más de 2).

Se anticipa que las formas de realización de los artículos formados a partir de las composiciones de acero reveladas (por ej., barras tubulares y tubos) pueden poseer alto límite elástico, de al menos aproximadamente 175 ksi (aproximadamente 1200 MPa) y al mismo tiempo mantienen buena dureza. Por ejemplo, los experimentos analizados en la presente ilustran que los aceros formados a partir de las formas de realización de la composición revelada pueden además exhibir energía de impacto de Charpy con entalla en V a temperatura ambiente mayor a aproximadamente 65 J/cm2 en la dirección LC y aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección CL, de acuerdo con la norma ASTM E23. Tal como se analiza en mayor detalle más abajo, estas mejoras en la propiedades se alcanzan, al menos en parte, debido a la refinación de la microestructura de las composiciones de acero formadas (por ej., tamaño de grano, tamaño de paquete, y tamaño de carburo promedio) como resultado de variar las temperaturas de las respectivas operaciones de austenización.

Por ejemplo, en una forma de realización, las repetidas operaciones de austenización y temple a diferentes temperaturas se pueden emplear para refinar el tamaño de grano y el tamaño de paquete del tubo de acero formado con el objetivo de mejorar la dureza del tubo de acero. Por ejemplo, el tamaño de grano del tubo se puede reducir al disminuir la temperatura de austenización, ya que el crecimiento del grano es un proceso controlado por difusión que se puede retrasar el reducir la temperatura de austenización. No obstante, la temperatura de austenización debería ser lo suficientemente alta para descomponer sustancialmente todos los carburos de hierro (cementita) en la composición de acero. Si la temperatura de austenización no es lo suficientemente alta, pueden permanecer partículas grandes de cementita en la microestructura final del acero que perjudican la dureza del acero. Por ende, a fin de mejorar la dureza del acero, se selecciona preferentemente una temperatura de austenización ligeramente superior al valor mínimo que es necesario para disolver la cementita. Si bien las temperaturas superiores a este valor mínimo pueden garantizar la descomposición de la cementita, pueden producir crecimiento de grano excesivo.

Por esta razón, un rango de temperatura preferido para la austenización es provisto en cada condición. El rango preferido depende del tamaño de carburo de hierro de la microestructura inicial. En una forma de realización, si el acero está en la condición de laminación en tosco (por ej., el caso del primer tratamiento de austenización), la temperatura mínima es con preferencia lo suficientemente alta para disolver los carburos en partículas grandes que aparecen en la microestructura de inicio (por ej., de aproximadamente 900 °C a aproximadamente 950 °C). Si el material está en la condición de temple en tosco (por ej., el caso de una segunda austenización realizada sin revenido intermedio) sustancialmente no existen carburos de cementita presentes en la microestructura inicial, por lo que la temperatura de austenización mínima es preferentemente inferior (por ej., de aproximadamente 880 °C a aproximadamente 930 °C).

Estas observaciones se pueden emplear para reducir la temperatura de austenización para refinar la microestructura de acero. Si se realiza un revenido intermedio, los carburos de cementita se pueden precipitar durante el revenido, lo que genera un incremento en la temperatura de austenización mínima en comparación con el caso ideal de la condición de temple en tosco sustancialmente sin carburos de cementita.

No obstante, durante el procesamiento industrial, puede no ser posible o factible realizar un procedimiento de austenización y temple doble sin revenido intermedio. Por consiguiente, en su lugar, se puede realizar tratamiento de austenización doble, temple y revenido. Cuando se realiza revenido intermedio, es deseable reducir la temperatura de revenido a fin de evitar la precipitación de carburos en partículas grandes, que necesitan mayor temperatura de austenización para ser disueltos. Por esta razón, la temperatura de revenido intermedio se limita a aproximadamente 550 °C o menos.

En otras formas de realización, la presencia de una cantidad relativamente grande de vanadio (V) dentro de la composición (por ej-, dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,050% en peso y aproximadamente 0,150% en peso) promueve la formación de una mayor densidad de carburos de vanadio, además de carburos de hierro, durante el revenido, que de otra manera serían alcanzados. El uso de temperaturas de revenido relativamente bajas, dentro del rango que oscila entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C, puede generar la precipitación de carburos de vanadio en partículas finas. Estoas carburos de vanadio en partículas finas pueden tener un tamaño (por ej., dimensión máxima tal como diámetro) menor o igual a aproximadamente 30 nm. El incremento en la densidad de los precipitados finos del carburo de vanadio dentro de la microestructura, debido a la vía de procesamiento analizada con anterioridad, también puede contribuir a incrementos observados en la resistencia y dureza por endurecimiento por dispersión de partículas.

En ciertas formas de realización, la composición de metal de la presente invención preferentemente comprende una aleación de acero que comprende no solamente carbono (C) sino también manganeso (Mn), silicio (Si), cromo (Cr), molibdeno (Mo), vanadio (V) y aluminio (Al). Adicionalmente, uno o más de los siguientes elementos pueden estar opcionalmente presentes y/o ser agregados: níquel (Ni), niobio (Nb), titanio (Ti) y calcio (Ca). El resto de la composición puede comprender hierro (Fe) e impurezas. En ciertas formas de realización, la concentración de impurezas se puede reducir a la menor cantidad posible. Las formas de realización de impurezas pueden incluir, pero no se limitan a, azufre (S), fósforo (P), cobre (Cu), nitrógeno (N), plomo (Pb), estaño (Sn), arsénico (As), antimonio (Sb), y bismuto (Bi). Los elementos dentro de las formas de realización de la composición de acero se pueden proveer como se muestra en la Tabla 1 que sigue, donde las concentraciones están en % en peso, a menos que se indique lo contrario.

TABLA 1 - COMPOSICIÓN DE ACERO tener un tamaño (por ej., dimensión máxima tal como diámetro) menor o igual a aproximadamente 30 nm. El incremento en la densidad de los precipitados finos del carburo de vanadio dentro de la microestructura, debido a la vía de procesamiento analizada con anterioridad, también puede contribuir a incrementos observados en la resistencia y dureza por endurecimiento por dispersión de partículas.

TABLA 1 - COMPOSICIÓN DE ACERO El C es un elemento cuya adición a la composición de acero puede elevar en forma económica la resistencia del acero. En algunas formas de realización, si el contenido de C de la composición de acero es menor a aproximadamente 0,25% puede ser difícil obtener la resistencia deseada en el acero. Por otro lado, en algunas formas de realización, si el composición de acero tiene un contenido de C mayor a aproximadamente 0,35%, la dureza puede resultar perjudicada. Por lo tanto, en una forma de realización, el contenido de C de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,25% y aproximadamente 0,35%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,26% y aproximadamente 0,29%.

El Mn es un elemento cuya adición a la composición de acero puede ser efectiva para incrementar la templabilidad, resistencia y dureza del acero. En algunas formas de realización, si el contenido de Mn de la composición de acero es menor a aproximadamente 0,30%, puede ser difícil obtener la resistencia deseada en el acero. No obstante, en algunas formas de realización, si el contenido de Mn excede aproximadamente 0,7%, se pueden marcar estructuras en banda dentro del acero, y la dureza disminuye. Por consiguiente, en una forma de realización, el contenido de Mn de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,30% y aproximadamente 0,7%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,45% y aproximadamente 0,55%.

El Si es un elemento cuya adición a la composición de acero puede tener un efecto desoxidante durante el proceso de fabricación de acero y también eleva la resistencia del acero. En algunas formas de realización, si el Si excede aproximadamente 0,30%, la dureza y la capacidad de formación del acero pueden disminuir. Por lo tanto, en una forma de realización, el contenido de Si de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,10% y aproximadamente 0,30%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,20% y aproximadamente 0,30%.

El S es un elemento que puede causar que la dureza y la maniobrabilidad del acero disminuyan. Por consiguiente, en algunas formas de realización, el contenido de S de la composición de acero se limita a un máximo de aproximadamente 0,010%, preferentemente un máximo de aproximadamente 0,003%.

El P es un elemento que puede causar que la dureza del acero disminuya. Por consiguiente, en algunas formas de realización, el contenido de P de la composición de acero se limita a un máximo de aproximadamente 0,015%, preferentemente a un máximo de aproximadamente 0,010%.

El Cr es un elemento cuya adición a la composición de acero puede incrementar la resistencia a templabilidad yt. revenido del acero. Por lo tanto, la adición de Cr a la composición de acero es deseable para alcanzar altos niveles de resistencia. En una forma de realización, si el contenido de Cr de la composición de acero es menor a aproximadamente 0,90%, puede ser difícil obtener la resistencia deseada dentro de la composición de acero. En otras formas de realización, si el contenido de Cr de la composición de acero excede aproximadamente 1,70%, la dureza de la composición de acero puede disminuir. Por lo tanto, en ciertas formas de realización, el contenido de Cr de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,90% y aproximadamente 1,70%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 1,30% y aproximadamente 1,50%.

El Mo es un elemento cuya adición a la composición de acero es efectiva para incrementar la resistencia del acero y además ayuda a retardar el ablandamiento durante el revenido. Las adiciones de Mo a la composición de acero también pueden reducir la segregación de fósforo a los límites de grano, mejorando la resistencia a la fractura inter-granular. En una forma de realización, si el contenido de Mo es menor a aproximadamente 0,60%, puede ser difícil obtener la resistencia deseada en el acero. No obstante, esta ferroaleación es costosa, lo que hace deseable reducir el contenido máximo de Mo dentro de la composición de acero. Por lo tanto, en ciertas formas de realización, el contenido de Mo dentro de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,60% y aproximadamente 1,00%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,65% y aproximadamente 0,70%.

El Ni es un elemento cuya adición a la composición de acero es opcional y puede incrementar la resistencia y la dureza del acero. No obstante, el Ni es muy costoso y, en ciertas formas de realización, el contenido de Ni de la composición de acero se limita a un valor menor o igual a aproximadamente 0,50%, preferentemente menor o igual a aproximadamente 0,15%.

El Nb es un elemento cuya adición a la composición de acero es opcional y puede refinar el tamaño de grano austenítico del acero durante el laminado en caliente, con el posterior incremento tanto en la resistencia como en la dureza. El Nb también puede precipitarse durante el revenido, lo que incrementa la resistencia del acero mediante endurecimiento por dispersión de partículas. En una forma de realización, el contenido de Nb de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0% y aproximadamente 0,40%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0% y aproximadamente 0,007%.

El V es un elemento cuya adición a la composición de acero puede incrementar la resistencia del acero por precipitación de carburo durante el revenido. En una forma de realización, si el contenido de V de la composición de acero es menor a aproximadamente 0,050%, puede ser difícil obtener la resistencia deseada en el acero. En otras formas de realización, si el contenido de V de la composición de acero es mayor a aproximadamente 0,150%, se puede formar una fracción en volumen grande de partículas de carburo de vanadio, con una reducción concomitante en la dureza del acero. Por lo tanto, en ciertas formas de realización, el contenido de V de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,05% y aproximadamente 0,15%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,12% y aproximadamente 0,15%.

El Ti es un elemento cuya adición a la composición de acero es opcional y se puede usar para refinar el tamaño de grano austenítico. No obstante, no es necesario en ciertas formas de realización de la composición de acero de la presente invención. Adicionalmente, cuando está presente en concentraciones superiores a aproximadamente 0,015%, se pueden formar partículas gruesas de estaño que perjudican la dureza del acero. Por lo tanto, en ciertas formas de realización, el contenido máximo de Ti de la composición de acero puede ser menor a aproximadamente 0,015%, preferentemente menor a aproximadamente 0,007%.

El Cu es un elemento de impureza que no es necesario en ciertas formas de realización de la composición de acero. No obstante, según el proceso de fabricación de acero, la presencia de Cu puede ser inevitable. Por ende, en ciertas formas de realización, el contenido de Cu de la composición de acero se puede limitar a un valor menor o igual a aproximadamente 0,30%, preferentemente menor a aproximadamente 0,15%.

El Al es un elemento cuya adición a la composición de acero tiene un efecto desoxidante durante el proceso de fabricación de acero y además refina el tamaño de grano del acero. En una forma de realización, si el contenido de Al de la composición de acero es menor a aproximadamente 0,10%, el acero puede ser susceptible a oxidación, exhibiendo altos niveles de inclusiones. En otras formas de realización, si el contenido de Al de la composición de acero es mayor a aproximadamente 0,40%, se pueden formar precipitados gruesos que perjudican la dureza del acero. Por lo tanto, el contenido de Al de la composición de acero puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,010% y aproximadamente 0,040%, preferentemente dentro del rango que oscila entre aproximadamente 0,020% y aproximadamente 0,035%.

El O puede ser una impureza dentro de la composición de acero que está presente principalmente en la forma de óxidos. En una forma de realización de la composición de acero, a medida que se incrementa el contenido de O, se perjudican la propiedades de impacto del acero. Por consiguiente, en ciertas formas de realización de la composición de acero, se desea un contenido relativamente bajo de O, menor o igual a aproximadamente 0,0050% en peso, preferentemente menor o igual a aproximadamente 0,0015% en peso.

El Ca es un elemento cuya adición a la composición de acero puede mejorar la dureza al modifica la forma de las inclusiones de sulfuro. En una forma de realización, la composición de acero puede comprender una relación de contenido mínimo de Ca respecto de S de Ca/S > 1,5. En otras formas de realización de la composición de acero, el Ca en exceso es innecesario y la composición de acero puede comprender un contenido de Ca menor o igual a aproximadamente 0,05%, preferentemente menor o igual a aproximadamente 0,03%.

Los contenidos de impurezas inevitables -que incluyen, mas no se limitan a S, P, N, Pb, Sn, As, Sb, Bi y similares- se mantienen preferentemente lo más bajo posible. No obstante, las propiedades (por ej., resistencia, dureza) de los aceros formados a partir de las formas de realización de las composiciones de acero de la presente invención pueden no ser sustancialmente perjudicadas siempre que estas impurezas se mantengan por debajo de los niveles seleccionados. En una forma de realización, el contenido de N de la composición de acero puede ser menor a aproximadamente 0,010%, preferentemente menor o igual a aproximadamente 0,008%. En otra forma de realización, el contenido de Pb de la composición de acero puede ser menor o igual a aproximadamente 0,005%. En otra forma de realización, el contenido de Sn de la composición de acero puede ser menor o igual a aproximadamente 0,02%. En una forma de realización adicional, el contenido de As de la composición de acero puede ser menor o igual a aproximadamente 0,012%. En otra forma de realización, el contenido de Sb de la composición de acero puede ser menor o igual a aproximadamente 0,008%. En otra forma de realización, el contenido de Bi de la composición de acero puede ser menor o igual a aproximadamente 0,003%.

En una forma de realización, se pueden formar barras tubulares usando la composición de acero revelada con anterioridad en la Tabla 1. Las barras tubulares pueden tener preferentemente un espesor de pared seleccionado dentro del rango que oscila entre aproximadamente 4 mm y aproximadamente 25 mm. En una forma de realización, las barras tubulares metálicas pueden ser barras sin costura. En una implementación alternativa, las barras tubulares metálicas pueden contener una o más costuras.

Una forma de realización de un método 100 para producir barras tubulares metálicas de alta resistencia se ilustra en la Figura 1. En la operación 102, la composición de acero se forma y se funde en un tocho metálico. En la operación 104, el tocho metálico se puede formar en caliente en una barra tubular. En las operaciones 106, o alternativamente en las operaciones 112, la barra tubular formada puede someterse a un tratamiento térmico. En la operación 110, se pueden realizar operaciones de acabado sobre la barra.

La operación 102 del método 100 preferentemente comprende la fabricación del metal y la producción de un tocho de metal sólido capaz de ser perforado y laminado para formar una barra tubular metálica. En una forma de realización, el metal puede comprender acero. En otras formas de realización, se pueden emplear rebaba de acero seleccionada y hierro esponja para preparar la materia prima para la composición de acero. No obstante, puede entenderse que es posible usar otras fuentes de hierro y/o acero para la preparación de la composición de acero.

La fabricación de acero primaria se puede realizar usando un horno de arco eléctrico para fundir el acero, reducir fósforo y otras impurezas, y alcanzar una temperatura seleccionada. El aterrajado y la desoxidación, y la adición de elementos de aleación también pueden ser realizados.

Uno de los objetivos principales del proceso de fabricación de acero es refinar el hierro mediante la extracción de impurezas. En particular, el azufre y el fósforo son perjudiciales para el acero porque degradan las propiedades mecánicas del acero. En una forma de realización, la fabricación de acero secundaria se puede realizar en un horno cuchara y estación de corte después de la fabricación de acero primaria para realizar pasos de purificación específicos.

Durante estas operaciones, se pueden alcanzar contenidos de azufre muy bajos dentro del acero; se realiza el tratamiento de inclusiones de calcio tal como se entiende en el arte de la fabricación de acero, y se puede realizar la flotación de las inclusiones. En una forma de realización, la flotación de las inclusiones se puede realizar al burbujear gases inertes en el horno cuchara para hacer que las inclusiones e impurezas floten. Esta técnica produce una escoria fluida capaz de absorber impurezas e inclusiones. De esta manera, se puede proveer un acero de alta calidad que tiene la composición deseada con un contenido bajo de inclusiones. Después de la producción de la escoria fluida, el acero se puede moldear en un tocho sólido redondo que tiene un diámetro sustancialmente uniforme a lo largo del eje del acero.

El tocho fabricado de esta manera se puede formar en una barra tubular a través de procesos de formación en caliente 104. En una forma de realización, un tocho sólido y cilindrico de acero limpio se puede calentar a una temperatura de aproximadamente 1200 °C a 1300 °C, preferentemente de aproximadamente 1250 °C. El tocho se puede someter adicionalmente a un laminador. Dentro del laminador, el tocho se puede perforar, en ciertas formas de realización preferidas, utilizando el proceso de Manessmann, y se usa laminado en caliente para reducir sustancialmente el diámetro exterior y el espesor de pared del tubo, al tiempo que la longitud se incrementa sustancialmente. En ciertas formas de realización, el proceso de Manessmann se puede realizar a temperaturas de aproximadamente 1200 °C. Las barras huecas obtenidas se pueden laminar en caliente de manera adicional a temperaturas dentro del rango comprendido entre aproximadamente 1000 °C y aproximadamente 1200 °C en un laminador continuo a mandril retenido. El dimensionamiento preciso se puede llevar a cabo mediante un laminador calibrador y los tubos sin costura son enfriados al aire a una temperatura aproximada a ia temperatura ambiente en un lecho de enfriamiento.

En un ejemplo no limitativo, una barra sólida que posee un diámetro exterior dentro del rango que oscila entre aproximadamente 145 mm y aproximadamente 390 mm se puede formar en caliente tal como se analizó con anterioridad en un tubo que posee un diámetro exterior dentro del rango comprendido entre 39 mm y aproximadamente 275 mm y espesor de pared dentro del rango que oscila entre aproximadamente 4 mm y aproximadamente 25 mm. La longitud de los tubos se puede alterar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 8 m y 15 m.

Las operaciones 106 (106A, 106B, 106C) y 112 (112A, 112B, 112C, 112D) son dos formas de realización de tratamientos térmicos que se pueden llevar a cabo sobre la barra tubular metálica formada. Tal como se analiza en mayor detalle más adelante, las formas de realización de las operaciones de tratamiento térmico 106 comprende operaciones repetidas de austenización y temple, seguidas de revenido y pueden denominarse "austenización doble" (DA, del inglés Double Austenization). Las formas de realización de las operaciones de tratamiento térmico 112 pueden comprender secuencias repetidas de austenización, temple y revenido y se pueden denominar "tratamiento térmico doble" (DHT, del inglés Double Hot Treatment).

La primera operación de austenización/temple 106A puede comprender calentar una barra tubular formada tal como se analizó anteriormente en el rango austenítico, y templar. Las condiciones bajo las cuales se realiza la austenización durante la primera operación de austenización/temple 106A se pueden designar como "A1". Las condiciones bajo las cuales se realiza el temple durante la primera operación de austenización/temple 106A se puede designar como "Q1".

En una forma de realización, los parámetros de austenización y temple A1 y Q1 se seleccionan de manera tal que la microestructura de la barra tubular después de someterse a la primera operación de austenización/temple 106A comprenda al menos aproximadamente 95% de martensita en volumen. El resto de la microestructura puede incluir sustancialmente sólo bainita. En otras formas de realización, los parámetros de austenización y temple A1 y Q1 también pueden producir una microestructura que está sustancialmente libre de carburos. En ciertas formas de realización, una microestructura que está sustancialmente libre de carburos puede comprender una concentración total de carburos menor a aproximadamente 0,01% en peso de carburos sobre la base del peso total de la barra tubular. En otras formas de realización, el tamaño de grano promedio de la barra tubular se puede refinar para entrar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 10 pm y aproximadamente 30 pm.

En una forma de realización, los parámetros de austenización A1 se pueden seleccionar para austenizar sustancialmente en forma completa la microestructura de la barra tubular. Una barra tubular que está austenizada sustancialmente en forma completa puede comprender más de aproximadamente 99,9% en peso de austenita sobre la base del peso total de la barra tubular. La barra tubular se puede calentar a una temperatura máxima seleccionada dentro del rango que oscila entre aproximadamente 900 °C y aproximadamente 950 °C. La velocidad de calentamiento durante la primera operación de austenización 106A puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 15 °C/min y aproximadamente 60 °C/min.

La barra tubular posteriormente se puede mantener a la temperatura máxima seleccionada durante un tiempo de retención seleccionado dentro del rango que oscila entre aproximadamente 10 minutos y aproximadamente 30 minutos. El tiempo de retención puede permitir de manera beneficiosa la disolución de carburos de cementita en solución con la composición de acero. Las temperaturas relativamente bajas de austenización empleadas en la formas de realización de los tratamientos térmicos divulgados en la presente, dentro del rango que oscila entre aproximadamente 900 °C y aproximadamente 950 °C, se emplean para frenar el crecimiento del grano tanto como sea posible, promoviendo el refinamiento microestructural que puede dar lugar a mejoras en la dureza. Para estas temperaturas de austenización, el rango de temperatura de austenización de aproximadamente 900 °C a aproximadamente 950 °C también es suficiente para brindar una disolución sustancialmente completa de carburos de cementita. Dentro de este rango de temperatura, la disolución completa de carburos ricos en Nb y Ti, incluso cuando se usan tiempos de retención extremadamente largos, por lo general no se logra. Los carburos de cementita, que son más grandes que los carburos de Nb y Ti, pueden perjudicar la dureza y reducir la resistencia al retener carbono.

Después del período de retención, la barra tubular se puede someter a temple. En una forma de realización, el temple durante la operación de austenización/temple 106A se puede realizar por un sistema de pulverizadores de agua (por ej., cabezales de temple). En otra forma de realización, el temple se puede realizar usando una pileta de agua agitada (por ej., tanque) en el cual se obtiene extracción de calor adicional mediante un chorro de agua dirigido al lado interno del tubo.

Las formas de realización de los parámetros de temple Q1 son los siguientes. La barra tubular se puede enfriar a una velocidad comprendida entre aproximadamente 15 °C/seg y aproximadamente 50 °C/seg a una temperatura preferentemente no mayor a aproximadamente 150 °C.

La segunda operación de austenización/temple 106B puede comprender calentar y templar la barra tubular formada tal como se analizó anteriormente en el rango austenítico. Las condiciones bajo las cuales se realiza la austenización durante la segunda operación de austenización/temple 106B se pueden designar como "A2". Las condiciones bajo las cuales se realiza el temple durante la segunda operación de austenización/temple 106B se pueden designar como "Q2".

En una forma de realización, los parámetros de austenización y temple A2 y Q2 se pueden seleccionar de manera tal que la microestructura de la barra tubular después de someterse a la segunda operación de austenización/temple 106B comprenda al menos aproximadamente 95% de martensita.. En otras formas de realización, los parámetros de austenización y temple A2 y Q2 pueden producir una microestructura que también está sustancialmente libre de carburos.

En las formas de realización adicionales, el tamaño de grano promedio de la barra tubular después de la segunda operación de austenización/temple 106B puede ser menor al obtenido después de la primera operación de austenización y temple 106A. Por ejemplo, el tamaño de grano del tubo tubular después de la segunda operación de austenización/temple 106B puede caer dentro del rango que oscila entre aproximadamente 5 pm y aproximadamente 15 pm. Este refinamiento microestructural puede mejorar la resistencia y/o la dureza de la barra tubular.

En una forma de realización, los segundos parámetros de austenización A2 son los siguientes. La barra tubular se puede calentar a una temperatura de austenización máxima menor a la empleada en la primera operación de austenización/temple 106A.

La segunda austenización A2 aprovecha disolución de carburo alcanzada durante la primera operación de austenización/temple 106A a fin de además refinar el tamaño de grano de la microestructura. Como sustancialmente todos los carburos de hierro (por ej., partículas de cementita) se disuelven dentro de la microestructura después de la primera operación de austenización y temple, es posible usar temperaturas de austenización inferiores durante la segunda operación de austenización y temple con reducción concomitante en el tamaño de grano (refinamiento del grano). En una forma de realización, la segunda austenización A2 puede tener lugar a una temperatura seleccionada dentro del rango que oscila entre aproximadamente 880 °C y aproximadamente 930 °C. La velocidad de calentamiento durante la segunda operación de austenización 106A puede variar dentro del rango que oscila entre 15 °C/min y aproximadamente 60 °C/min. La barra tubular se puede mantener posteriormente a la temperatura máxima seleccionada durante un período de retención seleccionado dentro del rango que oscila entre aproximadamente 10 y aproximadamente 30 minutos.

Después del período de retención, la barra tubular se puede someter a temple. En una forma de realización, el temple durante la operación de austenización/temple 106B se puede realizar mediante un sistema de pulverizadores de agua (por éj., cabezales de temple). En otra forma de realización, el temple se puede realizar usando una pileta de agua agitada (por ej., tanque) en la cual la extracción de calor adicional se obtiene mediante un chorro de agua dirigido al lado interno del tubo.

Las formas de realización de los parámetros de temple Q2 son los siguientes. La barra tubular se puede enfriar a una velocidad entre aproximadamente 15 °C/seg y aproximadamente 50 °C/seg a una temperatura preferentemente no mayor a aproximadamente 150 °C.

La segunda austenización (A2) se lleva a cabo a temperaturas ligeramente inferiores a la primera austenización (A1), aprovechando la disolución de carburo alcanzada durante el primer tratamiento. La austenización se realiza preferentemente usando una temperatura máxima de aproximadamente 880 °C a 930 °C durante un tiempo de aproximadamente 10 a 30 minutos. Luego los tubos son templados (Q2). El objetivo de las operaciones A2 + Q2 es producir una microestructura compuesta por al menos 95% de martensita en volumen, sustancialmente libre de carburos, y que tiene un tamaño de grano refinado (es decir, más pequeño o reducido) en comparación con el primer tratamiento (A1+Q1). El refinamiento microestructural es deseado para mejorar la resistencia y la dureza del producto final.

Después de la primera y la segunda operaciones de austenización/temple 106A, 106B, la barra tubular puede someterse además a una operación de revenido 106C, también denominado en la presente como (T, del inglés Tempering). Durante la operación de revenido 106C, la barra tubular se puede calentar a una temperatura dentro del rango que oscila entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C. La velocidad de calentamiento durante la operación de revenido 106C puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 15 °C/min y aproximadamente 60 °C/min. La barra tubular se puede calentar además a la temperatura máxima en un tiempo dentro del rango que oscila entre aproximadamente 10 minutos y aproximadamente 40 minutos. Al alcanzar la temperatura máxima seleccionada, la barra tubular se puede mantener a aproximadamente esta temperatura durante un tiempo dentro del rango que oscila entre aproximadamente 5 minutos y aproximadamente 30 minutos.

Los tubos laminados en caliente también se pueden someter a diferentes operaciones después de la formación en caliente 110. Los ejemplos no limitativos de estas operaciones incluyen corte del tubo en longitud, y recorte de los extremos del tubo, enderezamiento del tubo usando equipo de enderezamiento giratorio, de ser necesario, y evaluación no destructiva mediante una pluralidad de diferentes técnicas, tales como evaluación electromagnética o evaluación por ultrasonido. En una forma de realización, las barras tubulares se pueden enderezar a una temperatura no inferior a la temperatura de revenido reducida a 50 °C, y luego enfriar al aire a una temperatura ambiente en un lecho de enfriamiento. De esta manera, se puede proveer una barra tubular metálica, derecha, con una composición dentro de los rangos ilustrados en la Tabla 1.

En una forma de realización alternativa, la barra tubular formada se puede someter a tratamiento térmico de acuerdo con las operaciones de tratamiento térmico 112. Las primeras operaciones de austenización y temple 112A (A1) y (Q1) son seguidas por una primera operación de revenido 112B (T1), segundas operaciones de austenización y temple 112C (A2) y (Q2), y segunda operación de revenido 112B (T2). La primera y la segunda operaciones de austenización y temple 112A y 112C se pueden realizar tal como se analizó con anterioridad respecto de la primera y la segunda operaciones de austenización y temple 106A y 106B. La primera operación de revenido 112B también se puede realizar tal como se analizó con anterioridad respecto de la primera operación de revenido 106C.

En ciertas formas de realización, se puede realizar una operación de revenido adicional 112B (T1) a temperaturas inferiores a aproximadamente 550 °C a fin de reducir la posibilidad de la precipitación de carburo antes de la segunda operación de austenización (A2). Los parámetros de la operación de revenido 112B pueden ser sustancialmente similares a los de la operación de revenido (T) 106C. Por ejemplo, durante la operación de revenido 112B, la barra tubular se puede calentar a una temperatura dentro del rango que oscila entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C. La velocidad de calentamiento durante la operación de revenido 112B puede variar dentro del rango que oscila entre aproximadamente 15 °C/min y aproximadamente 60 °C/min. La barra tubular se puede calentar, además, a la temperatura máxima en un lapso de tiempo dentro del rango que oscila entre aproximadamente 10 minutos a aproximadamente 40 minutos. Al alcanzar la temperatura máxima seleccionada, la barra tubular se puede mantener a aproximadamente esta temperatura durante un tiempo dentro del rango que oscila entre aproximadamente 5 minutos a aproximadamente 30 minutos.

El tubo laminado en caliente se puede someter, además, a diferentes operaciones posteriores a la formación en caliente, tal como se analizó con posterioridad respecto de la operación 110.

En forma ventajosa, debido a las bajas temperaturas de revenido empleadas en los tratamientos térmicos 106 y 112, la microestructura final de la composición de acero puede estar compuesta de martensita revenida que tiene una distribución de carburo en partículas finas, tal como se ilustra en las Figuras 2A-2B. Las Figuras 2A y 2B son imágenes de la microestructura de las composiciones de acero tomadas mediante microscopía electrónica de barrido (SEM, del inglés Scanning Electron Microscope) después de las operaciones de tratamiento térmico 106 y 112. La microestructura de la Figura 2A corresponde a una muestra después del tratamiento térmico de las operaciones 106 (A1 +Q 1 +A2 + Q2 + T) mientras que la microestructura de la Figura 2B corresponde a una muestra después del tratamiento térmico de las operaciones 112 (A1 +Q1 +T1 +A2 + Q2 + T2).

La microestructura obtenida a partir de cada una de las operaciones de tratamiento térmico 106 y 112 son sustancialmente similares desde un punto de vista metalúrgico, hasta aproximadamente la resolución máxima permitida por el microscopio electrónico de barrido. Existe una cantidad nula, o sustancialmente nula, de bainita (por ej., menor o igual a aproximadamente 5% en volumen), por lo que las microestructuras son martensita revenida en forma total o sustancialmente total. La martensita revenida está compuesta por una matriz de ferrita (por ej., fases en gris oscuro) y varios tipos de carburos (partículas en gris claro). Los carburos pueden inclu carburos de hierro y carburos de vanadio.

Con respecto a la morfología, se observaron dos tipos de carburos de hierro presentes en la microestructura, aproximadamente esféricos y alargados. Con respecto a los carburos de hierro esféricos, se observó que el tamaño máximo (por ej., dimensión máxima tal como diámetro) era de aproximadamente 150 nm. Con respecto a los carburos de hierro alargados, se observó que el tamaño máximo era aproximadamente de 1 pm de longitud y aproximadamente 200 nm de espesor. Se encontró que estos tamaños eran consistentemente similares para ambos tratamientos térmicos 106 y 112.

También se espera que existan carburos de vanadio en partículas finas dentro de la microestructura. Considerando la temperatura de revenido baja usada en las formas de realización del proceso de fabricación, se espera que el tamaño es estas partículas sea menor o igual a aproximadamente 30 nm. Si bien no se pudieron observar precipitados de carburo de vanadio mediante microscopía electrónica de barrido, la presencia de carburo de vanadio en partículas finas se puede observar a través de su efecto sobre las propiedades mecánicas, ya que la composición templada y revenida exhibe mejoras en la resistencia y dureza por endurecimiento por dispersión de partículas.

En forma ventajosa, los tubos de acero sin costura y los tubos formados de acuerdo con las formas de realización divulgadas pueden exhibir muy alta resistencia en combinación con buena dureza. Por ejemplo, en una forma de realización, las barras tubulares y los tubos formados a partir de las formas de realización de la composición de acero pueden exhibir un límite elástico de al menos aproximadamente 175 ksi (aproximadamente 1200 MPa) según la medición realizada de acuerdo con la norma ASTM E8, "Standard Test Methods for Tensión Testing of Metallic Materials," cuyo contenido total se incorpora por referencia en la presente. En otra forma de realización, las barras tubulares y los tubos formados a partir de las formas de realización de la composición de acero puede exhibir una energía de impacto de Charpy con entalla en V a temperatura ambiente mayor a aproximadamente 65 J/cm2 en la dirección LC y aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección CL según la medición realizada de acuerdo con la norma ASTM E23, "Standard Test Methods for Notched Bar Impact Testing of Metallic Materials," cuyo contenido total se incorpora por referencia en la presente.

La buena combinación de resistencia y dureza obtenida en las formas de realización de la composición de acero se atribuyen, al menos en parte, a la combinación de la composición de acero y la microestructura. En un aspecto, el tamaño relativamente pequeño de los carburos (por ej., carburos esféricos menores o iguales a aproximadamente 150 nm y/o carburos alargados de aproximadamente 1 pm o menos de longitud y aproximadamente 200 nm o menos de espesor) incrementan la resistencia de la composición de acero mediante el endurecimiento por dispersión de partículas sin perjudicar en gran medida la dureza. Por el contrario, los carburos grandes pueden nuclear grietas con facilidad.

Otra característica microestructural es el tamaño de grano de la composición de acero, que es de aproximadamente 5 a 15 pm en el producto final (por ej., después del revenido) en una forma de realización. Se sabe que un tamaño de grano tan pequeño mejora la dureza al brindar barrera a la propagación de grietas.

Ejemplos En los siguientes ejemplos, se ilustran las propiedades de tracción e impacto de los tubos de acero formados usando las formas de realización del método de fabricación de acero analizadas con anterioridad. Se evaluaron los tubos de acero formados después de los tratamientos térmicos de austenización doble y revenido (A1+ Q1 + A2 + Q2 + T) seguido de revenido (DA - Condiciones 1 y 3), y tratamiento térmico doble (A1+ Q1 + T1 + A2 + Q2 + T2) (DHT - Condiciones 2 y 4). Los tubos de acero evaluados poseían un diámetro exterior de aproximadamente 114,3 mm y un espesor de pared de aproximadamente 8,31 mm, a menos que se indicara lo contrario. Los experimentos se realizaron sobre muestras que tenían aproximadamente la composición y los tratamientos térmicos de las Tablas 2 y 3, respectivamente.

TABLA 2 - COMPOSICIÓN DE ESPECIMENES DE MUESTRA DEL EJEMPLO 1 TABLA 3 - TRATAMIENTOS TÉRMICOS DE ESPECIMENES DE MUESTRA Las mediciones de las propiedades de resistencia e impacto realizaron sobre un número de entre 3 y 15 tubos para cada condición. Para cada tubo, se realizaron evaluaciones de la tracción por duplicado y las evaluaciones del impacto se realizaron por triplicado a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente. Se puede entender que los ejemplos presentados a continuación son a los efectos ilustrativos y no están destinados a limitar el alcance de la presente invención.

Ejemplo 1 - Propiedades de tracción y energías de impacto a temperatura ambiente La resistencia y el alargamiento de los aceros de las Tablas 2 y 3 se midieron de acuerdo con la norma ASTM E8 a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente. Las energías de Charpy de los aceros de las Tablas 2 y 3 se midieron de acuerdo con la norma ASTM E23 a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente y representan una medida de la dureza de los materiales. Las evaluaciones de Charpy se realizaron sobre muestras que tenían dimensiones de aproximadamente 10 x 7,5 x 55 mm tomadas longitudinalmente (LC) de los tubos. La resistencia a la tracción, el límite elástico, el alargamiento, y las energías de Charpy con entalla en V (CVN) promedio medidos para cada condición se informan en la Tabla 4. Los valores promedio por tubo se informan en la Figura 3.

TABLA 4 - PROPIEDADES DE TRACCIÓN E IMPACTO PROMEDIO DE ESPECIMENES DE MUESTRA Para cada una de las condiciones evaluadas, se observó que el límite elástico era mayor a aproximadamente 175 ksi y la resistencia última a la tracción era mayor o igual a aproximadamente 190 ksi. Además se encontró que el alargamiento de rotura para cada una de las condiciones evaluadas era mayor o igual a aproximadamente 11 %. La energía de impacto de Charpy con entalla en V medida a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente fue mayor a aproximadamente 65 J/cm2 para cada una de las condiciones evaluadas.

La mejor combinación de propiedades de tracción y dureza se observaron para la condición de tratamiento térmico 4 (diamantes, Figura 3), que correspondió a tratamiento térmico doble usando temperaturas de austenización inferiores A1 y A2 (920 °C y 890 °C, respectivamente). Esta condición exhibió el mayor límite elástico (aproximadamente 184 ksi) y CVN a temperatura ambiente (aproximadamente 85 J/cm2). La mejora en el límite elástico y la dureza se atribuye al refinamiento microestructural alcanzado por la reducción en la primera y la segunda temperaturas de austenización.

La resistencia y dureza provistas por la combinación de composición de acero y tratamiento térmico de acuerdo con las formas de realización descritas anteriormente representan un avance significativo en el arte metalúrgico. La Tabla 5 que sigue presenta composiciones de acero comparativas que tienen composiciones elementales fuera de los rangos identificados en las formas de realización de la presente invención. La Tabla 6 presenta propiedades mecánicas representativas (por ej., resistencia y dureza) para las formas de realización de la presentes composiciones de acero sometidas a austenización y tratamiento térmico doble (por ej., resultados de la Tabla 4 para las condiciones 1 a 4). Las propiedades mecánicas se presentan, además, para las formas de realización de la presente composición de acero sometida a tratamiento térmico doble en donde el segundo tratamiento térmico (T2) está fuera del rango preferido dentro de aproximadamente 450 °C a aproximadamente 550 °C (por ej., aproximadamente 600 °C) y las composiciones de acero comparativas sometidas a operaciones individuales de austenización, temple y revenido.

Tabla 5 - Composición química de aceros de ejemplos comparativos TABLA 6 - Propiedades de tracción e impacto promedio de las formas de realización de acero de la presente invención y ejemplos comparativos *Evaluaciones de impacto a temperatura ambiente, orientación LC.

En general, si bien cada una de las composiciones alcanza una dureza mínimo, con energía de impacto Charpy a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente en la orientación LC mayor a aproximadamente 65 J/cm2, los valores de resistencia de las composiciones de la presente invención por lo general son superiores. Por ejemplo, los aceros formados de acuerdo con las formas de realización de la presente invención (por ej., condiciones 1-4) exhiben límites elásticos de aproximadamente 181 ksi a aproximadamente 184 ksi y las resistencias a la tracción de aproximadamente 190 ksi a 191 ksi. Por el contrario, un acero que tiene la composición de la Tabla 2 de la invención con una segunda temperatura de revenido de 600 °C, fuera del rango preferido, exhibe valores de resistencia menores, con un límite elástico de aproximadamente 158 ksi y una resistencia a la tracción de aproximadamente 180 ksi. En forma similar, todas las composiciones de acero comparativas exhiben valores de límite elástico inferiores, que oscilan entre aproximadamente 158 ksi y aproximadamente 177 ksi. Las resistencias a la tracción varían entre aproximadamente 170 ksi y aproximadamente 196 ksi.

Ejemplo 2 - Otros estudios de energía de impacto Se realizaron otras investigaciones de la energía de impacto sobre muestras de tubos de acero formados de acuerdo con la Condición 2 de aproximadamente -60 °C a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente. Estas evaluaciones permiten la medición de la temperatura de transición de dúctil a frágil de los aceros de la presente invención, que es una medida establecida de dureza. Para estas mediciones, se tomaron muestras tanto en dirección longitudinal (LC) como transversal (CL). Las evaluaciones de Charpy se realizaron sobre muestras con dimensiones de aproximadamente 10 x 7,5 x 55 mm en la orientación LC y aproximadamente 10 x 5 x 55 mm en la orientación CL. Las energías de Charpy con entalla en V promedio para cada condición se informan en la Tabla 7.

TABLA 7 - DUREZA PROMEDIO DE MUESTRAS DE CONDICIÓN Tal como se ilustra en la Tabla 7, las muestras de Charpy a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente (RT, del inglés Room Temperature) exhibieron energías mayores de aproximadamente 65 J/cm2 a aproximadamente 70 J/cm2 y aproximadamente 100% de fractura dúctil, tal como se observó a partir de la superficie de fractura. A medida que la temperatura de evaluación se redujo a aproximadamente -60°C, las energías de Charpy cayeron casi a la mitad. En forma concurrente, se redujo la porción de la superficie de fractura que se sometió a fractura dúctil. De acuerdo con la reducción grande en el área dúctil observada entre aproximadamente 0 °C y aproximadamente -20°C (por ej., de aproximadamente 71% a aproximadamente 39% (LC) y de aproximadamente 83% a aproximadamente 53% (CL), se determinó que ocurrió una transición de dúctil a frágil que osciló entre aproximadamente 0 °C y aproximadamente -20 °C.

Si bien la descripción anterior ha sido ilustra, descrita y destacada sobre las características novedosas fundamentales de las presentes enseñazas, se entenderá que se pueden realizar varias omisiones, sustituciones y cambios en la forma del detalle del aparato según lo ilustrado, así como también los usos del mismo, por parte de la persona versada en el arte, sin alejarse del alcance de las presentes enseñanzas. En consecuencia, el alcance de las presentes enseñanzas no debería ser limitado por el análisis anterior, sino que debería ser definido por las reivindicaciones adjuntas.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Ün tubo de acero, caracterizado porque comprende: de aproximadamente 0,25% en peso a aproximadamente 0,35% en peso de carbono; de aproximadamente 0,30% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,10% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 0,90% en peso a aproximadamente 1,70% en peso de cromo; de aproximadamente 0,60% en peso a aproximadamente 1,00% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,050% en peso a aproximadamente 0,150% en peso de vanadio; y de aproximadamente 0,01% en peso a aproximadamente 0,04% en peso de aluminio; donde el resto de la composición comprende hierro e impurezas; en donde el tubo de acero se procesa de tal manera que tenga un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

2. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque además comprende: de aproximadamente 0,26% en peso a aproximadamente 0,29% en peso de carbono; de aproximadamente 0,45% en peso a aproximadamente 0,55% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,20% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 1,30% en peso a aproximadamente 1,50% en peso de cromo; de aproximadamente 0,65% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,12% en peso a aproximadamente 0,15% en peso de vanadio; de aproximadamente 0,020% en peso a aproximadamente 0,035% en peso de aluminio; y de aproximadamente 0 a aproximadamente 0,03% en peso de calcio.

3. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque la resistencia a la tracción del tubo de acero es mayor a aproximadamente 180 ksi.

4. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque el tubo de acero exhibe 100% de fractura dúctil a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

5. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque la microestructura del tubo de acero comprende una cantidad mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen.

6. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 5, caracterizado porque el resto de la microestructura consiste esencialmente de bainita.

7. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque la microestructura del tubo de acero comprende un tamaño de grano promedio que oscila entre aproximadamente 5 µ?t? y aproximadamente 15 µ?t?.

8. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque además comprende al menos una cantidad seleccionada entre: menor o igual a aproximadamente 0,50% en peso de níquel; menor o igual a aproximadamente 0,040% en peso de niobio menor o igual a aproximadamente 0,015% en peso de titanio; y menor o igual a aproximadamente 0,05% en peso de calcio.

9. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque el tubo de acero se procesa de tal manera que tenga una pluralidad de carburos aproximadamente esféricos con una dimensión máxima, menor o igual a aproximadamente 150 µ??.

10. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque el tubo de acero se procesa de tal manera que tenga una pluralidad de carburos alargados que tienen una longitud menor o igual a aproximadamente 1 pm y un espesor menor o igual a aproximadamente 200 nm.

11. El tubo de acero de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado porque el tubo de acero se procesa de tal manera que tenga precipitados de carburo de vanadio.

12. Un método para fabricar un tubo de acero, caracterizado porque comprende: proveer una composición de acero al carbono; formar la composición de acero en un tubo; calentar el tubo de acero formado en una primera operación de calentamiento a una primera temperatura; templar el tubo de acero formado en una primera operación de temple a partir de la primera temperatura a una primera velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen; calentar el tubo de acero formado después de la primera operación de temple en una segunda operación de calentamiento a una segunda temperatura menor a la primera temperatura; templar el tubo de acero formado en una segunda operación de temple a partir de la segunda temperatura a una segunda velocidad tal que la microestructura del acero templado sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen, en donde el tubo de acero formado tiene un tamaño de grano menor en comparación con el tamaño de grano después de la primera operación de temple; y revenir el tubo de acero formado después de la segunda operación de temple al calentar el tubo de acero formado a una tercera temperatura menor a aproximadamente 550 °C; en donde el tubo de acero después del revenido tiene un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

13. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque el resto de la microestructura consiste esencialmente de bainita después de la primera operación de temple.

14. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque la primera temperatura de calentamiento oscila entre aproximadamente 900 °C y aproximadamente 950 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos.

15. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque la segunda temperatura de calentamiento oscila entre aproximadamente 880 °C y aproximadamente 930 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos.

16. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque la tercera temperatura oscila entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C durante aproximadamente 5 a 30 minutos.

17. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque el tamaño de grano de la composición de acero formada después de la primera operación de temple oscila entre aproximadamente 10 µ?t? y aproximadamente 30 µ?t?.

18. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque el tamaño de grano de la composición de acero formada después de la segunda operación de temple oscila entre aproximadamente 5 µ?? y aproximadamente 15 pm;

19. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque la primera velocidad de temple oscila entre aproximadamente 15 °C/seg y 50 °C/seg, y la segunda velocidad de temple oscila entre aproximadamente 15 °C/seg y 50 °C/seg.

20. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque la composición de acero comprende: de aproximadamente 0,25% en peso a aproximadamente 0,35% en peso de carbono; de aproximadamente 0,30% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,10% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 0,90% en peso a aproximadamente 1,70% en peso de cromo; de aproximadamente 0,60% en peso a aproximadamente 1,00% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,050% en peso a aproximadamente 0,150% en peso de vanadio; y de aproximadamente 0,01% en peso a aproximadamente 0,04% en peso de aluminio; donde el resto de la composición comprende hierro e impurezas.

21. El método de acuerdo con la reivindicación 20, caracterizado porque la composición de acero además comprende; de aproximadamente 0,26% en peso a aproximadamente 0,29% en peso de carbono; de aproximadamente 0,45% en peso a aproximadamente 0,55% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,20% en peso a aproximadamente 0,30% en peso de silicio; de aproximadamente 1,30% en peso a aproximadamente 1,50% en peso de cromo; de aproximadamente 0,65% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,12% en peso a aproximadamente 0,15% en peso de vanadio; de aproximadamente 0,020% en peso a aproximadamente 0,035% en peso de aluminio; y de aproximadamente 0 a aproximadamente 0,03% en peso de calcio.

22. El método de acuerdo con la reivindicación 20, caracterizado porque la composición además comprende al menos una cantidad seleccionada entre: menor o igual a aproximadamente 0,50% en peso de níquel; menor o igual a aproximadamente 0,040% en peso de niobio menor o igual a aproximadamente 0,015% en peso de titanio; y menor o igual a aproximadamente 0,05% en peso de calcio.

23. El método de acuerdo con la reivindicación 12, caracterizado porque después de la primera operación de temple y antes de la segunda operación de calentamiento, el tubo de acero formado es revenido a una temperatura menor a aproximadamente 550 °C.

24. Un método para formar un tubo de acero, caracterizado porque comprende: proveer una vara de acero que comprende: de aproximadamente 0,25% en peso a aproximadamente 0,35% en peso de carbono; de aproximadamente 0,30% en peso a aproximadamente 0,70% en peso de manganeso; de aproximadamente 0,10% en peso a aproximadamente 0,30%) en peso de silicio; de aproximadamente 0,90% en peso a aproximadamente 1,70% en peso de cromo; de aproximadamente 0,60% en peso a aproximadamente 1,00% en peso de molibdeno; de aproximadamente 0,050% en peso a aproximadamente 0,150% en peso de vanadio; de aproximadamente 0,01% en peso a aproximadamente 0,04% en peso de aluminio; una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,50% en peso de níquel; una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,040% en peso de niobio una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,015% en peso de titanio; y una cantidad menor o igual a aproximadamente 0,05% en peso de calcio; formar la vara de acero en un tubo en una operación de formación en caliente a una temperatura de aproximadamente 1200 °C a 1300 °C; calentar el tubo de acero formado en una primera operación de calentamiento a una primera temperatura de aproximadamente 900 °C a 950 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos; templar el tubo de acero formado en una primera operación de temple a partir de la primera temperatura a una primera velocidad tal que la microestructura del acero templado después de la primera operación de temple sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen y esté sustancialmente libre de carburos; calentar el tubo de acero formado después de la primera operación de temple en una segunda operación de calentamiento a una segunda temperatura, inferior a la primera temperatura, de aproximadamente 880 °C a 930 °C durante aproximadamente 10 a 30 minutos; templar la composición de acero formada en una segunda operación de temple a partir de la segunda temperatura a una segunda velocidad tal que la microestructura del acero templado después de la segunda operación de temple sea mayor o igual a aproximadamente 95% de martensita en volumen y esté sustancialmente libre de carburos, y tenga un tamaño de grano inferior en comparación con el tamaño de grano después de la primera operación de temple; y revenir el tubo de acero formado después de la segunda operación de temple al calentar el tubo de acero formado a una tercera temperatura comprendida entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C durante un período comprendido entre aproximadamente 5 minutos a aproximadamente 30 minutos; en donde el tubo de acero después del revenido tiene un límite elástico mayor a aproximadamente 175 ksi y en donde la energía de Charpy con entalla en V es mayor o igual a aproximadamente 50 J/cm2 en la dirección transversal y 65 J/cm2 en la dirección longitudinal a una temperatura aproximada a la temperatura ambiente.

25. El método de acuerdo con la reivindicación 24, caracterizado porque el resto de la microestructura consiste esencialmente de bainita después de la primera operación de temple.

26. El método de acuerdo con la reivindicación 24, caracterizado porque además comprende revenir el tubo de acero formado después de la primera operación de temple y antes de la segunda operación de calentamiento al calentar la composición de acero formada a una segunda temperatura que oscila entre aproximadamente 450 °C y aproximadamente 550 °C durante un período comprendido entre aproximadamente 5 minutos y aproximadamente 30 minutos.

27. El método de acuerdo con la reivindicación 24, caracterizado porque el tamaño de grano de la composición de acero formada después de la segunda operación de temple oscila entre aproximadamente 5 pm y aproximadamente 15 µ??.

28. El método de acuerdo con la reivindicación 24, caracterizado porque la primera velocidad de temple oscila entre aproximadamente 15 °C/seg y 50 °C/seg y la segunda velocidad de temple oscila entre aproximadamente 15 °C/seg y 50 °C/seg.