BR112014028915B1

BR112014028915B1 - Estabilizador oco, e tubo de aço para estabilizadores ocos e método de produção dos mesmos

Info

Publication number: BR112014028915B1
Application number: BR112014028915-8A
Authority: BR
Inventors: Tetsuo Ishitsuka; Motofumi Koyuba; Masamichi Iwamura; Akira Tange; Ken Takahashi; Kiyoshi Kurimoto; Yutaka Wakabayashi
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation; Nhk Spring Co., Ltd.
Priority date: 2012-05-25
Filing date: 2013-02-25
Publication date: 2019-05-14
Also published as: BR112014028915A2; KR101706839B1; JPWO2013175821A1; HUE040155T2; CN104395487A; EP2857537A1; MX358844B; JP6225026B2; EP2857537A4; US20150176101A1; MX2014014205A; ES2691085T3; IN2014DN10254A; CN104395487B; KR20150013247A; WO2013175821A1; EP2857537B1

Abstract

resumo patente de invenção: "estabilizador oco, e tubo de aço para estabilizadores ocos e método de produção dos mesmos". a invenção refere-se a um estabilizador oco que tem uma composição de componente que contém 0,26% a 0,30% de c, 0,05% a 0,35% de si, 0,5% a 1,0% de mn, 0,05% a 1,0% de cr, 0,005% a 0,05% de ti, 0,0005% a 0,005% de b, e 0,0005% a 0,005% de ca, em que os teores de al, p, s, n, e o são limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, menos do que 0,0030%, 0,006% ou menos, e 0,004% ou menos, respectivamente, o restante da composição de componente é composto de fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de mn e do teor de s é de 0,0025 ou menos, e a velocidade de resfriamento importante (vc90) representada por uma dada fórmula é de 40 °c/s ou menos; e em que a estrutura metálica é composta de uma martensita temperada, o comprimento de mns estirado que ocorre em uma parte central do estabilizador oco é de 150 µm ou menos, um valor de hrc é de 40 a 50, a razão de espessura/(diâmetro externo) é de 0,14 ou mais e a profundidade de uma camada descarbonizada na superfície interna é de 20 µm ou menos a partir da superfície interna; sendo que o dito estabilizador oco tem maior força em comparação aos estabilizadores convencionais e também tem excelentes propriedades de fadiga e um tubo de aço para estabilizadores ocos que é usado como um material para o estabilizador oco.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para ESTABILIZADOR OCO, E TUBO DE AÇO PARA ESTABILIZADORES OCOS E MÉTODO DE PRODUÇÃO DOS MESMOS.

CAMPO DA TÉCNICA [001] A presente invenção refere-se a um estabilizador oco usado para um veículo tal como um automóvel, e um tubo de aço para estabilizadores ocos usados como um material para o estabilizador oco e um método de produção dos mesmos.

TÉCNICA ANTECEDENTE [002] Estabilizadores são aplicados a veículos tais como automóveis pra o propósito de garantir a estabilidade de funcionamento dos corpos de veículo durante funcionamento em alta velocidade ao suprimir a laminação de corpos de veículo durante a realização de curvas. O estabilizador é convencionalmente fabricado processando-se um material sólido tal como uma barra de aço em um formato pretendido. Nos últimos anos, os estabilizadores ocos com o uso de um material vazio tal como um tubo de aço inoxidável ou um tubo de aço soldado com resistência elétrica são cada vez mais usados pra o propósito de promover redução de peso.

[003] No caso de mudança do projeto de um estabilizador sólido a um estabilizador oco, o diâmetro externo do estabilizador oco tornase necessariamente maior do que o do estabilizador sólido de modo a manter a mesma rigidez de laminação. Como resultado, o estresse gerado em relação à mesma carga torna-se maior no estabilizador oco, e, portanto, é necessário aumentar uma razão de espessura de parede/diâmetro externo (t/D) para suprimir um aumento do estresse gerado.

[004] Os estabilizadores ocos de parede fina com uma t/D de 0,10 a 0,17 são convencionalmente aplicados para compactar carros com baixos estresses de projeto. No entanto, de modo a aplicar estabi

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2/36 lizadores ocos a um carro grande com um alto estresse de projeto, exige-se que t/D seja aumentado. Para esse propósito, um método de produção de um estabilizador oco no qual um tubo de aço soldado com resistência elétrica é submetido à laminação a quente de redução de diâmetro e então retirada (por exemplo, consulte o Documento de Patente 1), e um tubo de aço de parede espessa para estabilizadores ocos produzidos submetendo-se um tubo de aço soldado com resistência elétrica à laminação a quente de redução de diâmetro (por exemplo, consulte o Documento de Patente 2) foram sugeridos.

[005] No caso do estabilizador oco, fratura por fadiga foi gerada algumas vezes a partir da superfície interna que é ausente no estabilizador sólido. Isso se deve ao fato de que a fratura por fadiga é gerada a partir de uma camada descarbonizada na superfície interna mesmo quando a força de fadiga da superfície externa do tubo de aço é aprimorada aumentando-se a força ao tubo de aço. De modo a resolver esse problema, um tubo de aço para estabilizadores ocos nos quais a t/D é de 0,20 ou mais e a geração da camada descarbonizada na superfície interna é suprimida foi sugerida (por exemplo, consulte o Documento de Patente 3).

[006] Documento de Patente 1: Pedido de Patente aberto à inspeção pública (JP-A) n° JP 2000-233625

Documento de Patente 2: Publicação Internacional n° WO 2007-023873

Documento de Patente 3: JP-A n° JPA 2007-270349 SUMÁRIO DA INVENÇÃO PROBLEMA TÉCNICO [007] Os inventores constataram que trincas por arrefecimento brusco são geradas quando o teor de C é aumentado de modo a aprimorar a força de um tubo soldado com resistência elétrica usado como um material para produzir estabilizadores ocos, e que a deterioração

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3/36 de força de fadiga nos arredores da porção soldada com resistência elétrica torna-se evidente quando o material é altamente reforçado. A Figura 1(a) é uma vista em perspectiva de um tubo de aço soldado com resistência elétrica; a Figura 1(b) é uma vista ampliada de um fluxo de metal 18 em um metal de base 17, observado no corte transversal de um tubo de aço soldado com resistência elétrica 16 circundado pelo círculo S1 na Figura 1(a); a Figura 1(c) é uma vista ampliada de um fluxo de metal 18 em uma porção soldada 19, observada no corte transversal do tubo de aço soldado com resistência elétrica 16 circundado pelo círculo S2 na Figura 1(a); e a Figura 1(d) é uma vista ampliada que mostra um estado de presença de MnS na seção longitudinal ao longo da direção de extensão (direção L) de uma porção contígua soldada com resistência elétrica do tubo de aço soldado com resistência elétrica 16. Essas Figuras são diagramas esquemáticos. Conforme é claro a partir de uma comparação das Figuras 1(b) e 1(c), nos arredores da porção soldada com resistência elétrica 19, o fluxo de metal 18 é formado de modo que a segregação central na placa de aço mantenha-se perpendicularmente, na direção de espessura de parede, devido à perturbação intensiva de superfícies contíguas durante a soldagem. Portanto, em um caso no qual MnS 20 alongado em uma direção longitudinal por laminação está presente na segregação central da placa de aço, MnS alongado 20 ocorre na superfície próxima à porção soldada com resistência elétrica 19 depois de cortar um cordão de soldagem conforme mostrado na Figura 1(d) e é uma origem de fratura por fadiga.

[008] A presente invenção é feita em consideração à situação acima, e o objetivo da presente invenção é fornecer um estabilizador oco que tem maior força em comparação aos estabilizadores ocos convencionais e que tem excelentes propriedades de fadiga e um tubo de aço para estabilizadores ocos, que é usado como um material para

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4/36 o estabilizador oco.

SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA [009] Estabilizadores ocos são produzidos através de arrefecimento brusco e têmpera para ajustar a qualidade de material. Como resultado do estudo pelos inventores, constatou-se que as trincas por arrefecimento brusco são geradas durante o arrefecimento brusco em um caso no qual o teor de C é muito alto. No entanto, visto que a força é insuficiente com um baixo teor de C, Cr é adicionado para garantir capacidade de endurecimento na invenção. Ademais, de modo a suprimir a deterioração de força de fadiga causada por MnS nos arredores da porção soldada com resistência elétrica, é necessário restringir Mn, S, Ca, e O. É preferencial restringir t/D e a espessura de uma camada de descarbonação de modo a suprimir a geração de trincas por fadiga da superfície interna, e é mais preferencial conferir estresse residual compressivo por jateamento com granalha (shot peening).

[0010] O sumário da invenção se dá conforme a seguir.

[0011] (1) Um estabilizador oco que tem uma composição química que compreende, como componentes químicos, em termos de % em massa: 0,26% a 0,30% de C, 0,05% a 0,35% de Si, 0,5% a 1,0% de Mn, 0,05% a 1,0% de Cr, 0,005% a 0,05% de Ti, 0,0005% a 0,005% de B, e 0,0005% a 0,005% de Ca, em que: Al, P, S, N, e O são limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, menos do que 0,0030%, 0,006% ou menos, e 0,004% ou menos, respectivamente, um restante da composição química consiste em Fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de Mn e do teor de S é de 0,0025 ou menos, e uma taxa de resfriamento importante Vc90 representada pela seguinte equação (1) é de 40 °C/s ou menos:

Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β em que β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr;

e em que: uma estrutura metálica compreende uma mar

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5/36 tensita revenida, um comprimento de MnS alongado presente em uma parte central em uma direção de espessura do estabilizador oco é de 150 pm ou menos, uma dureza C de Rockwell (HRC) é de 40 a 50, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo é de 0,14 ou mais, e uma profundidade de uma camada descarbonizada em uma parte de superfície interna do estabilizador oco é de 20 pm ou menos a partir da superfície interna.

[0012] (2) O estabilizador oco de acordo com (1), que inclui adicionalmente, em termos de % em massa, um ou mais dentre: 0,05% a 0,5% de Mo, 0,01% a 0,1% de Nb, 0,01% a 0,1% de V, ou 0,1% a 1,0% de Ni, em que, na Equação (1), β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni.

[0013] (3) O estabilizador oco de acordo com (1) ou (2), no qual um estresse residual compressivo máximo em uma superfície externa é de 400 MPa ou mais.

[0014] (4) O estabilizador oco de acordo com (3), no qual a superfície externa e a superfície interna são submetidas a jateamento com granalha.

[0015] (5) Um tubo de aço para um estabilizador oco usado como um material para o estabilizador oco de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, sendo que o tubo de aço tem uma composição química que compreende, como componentes químicos, em termos de % em massa: 0,26% a 0,30% de C, 0,05% a 0,35% de Si, 0,5% a 1,0% de Mn, 0,05% a 1,0% de Cr, 0,005% a 0,05% de Ti, 0,0005% a 0,005% de B, e 0,0005% a 0,005% de Ca, em que: Al, P, S, N, e O são limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, menos do que 0,0030%, 0,006% ou menos, e 0,004% ou menos, respectivamente, a composição química compreende opcionalmente um ou mais dentre: 0,05% a 0,5% de Mo, 0,01% a 0,1% de Nb, 0,01% a 0,1% de V, ou 0,1% a 1,0% de Ni, um restante da composição química consiste em

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Fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de Mn e do teor de S é de 0,0025 ou menos, e uma taxa de resfriamento importante Vc90 representada pela seguinte equação (1) é de 40 °C/s ou menos:

Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β em que β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni;

e em que: uma estrutura metálica compreende uma estrutura misturada de ferrita e perlita, um comprimento de MnS alongado presente em uma parte central em uma direção de espessura do tubo de aço é de 150 pm ou menos, uma dureza B de Rockwell (HRB) é de 95 ou menos, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo é de 0,14 ou mais, e uma profundidade de uma camada descarbonizada em uma parte de superfície interna do tubo de aço é de 20 pm ou menos a partir da superfície interna.

[0016] (6) Um método de produção do tubo de aço para um estabilizador oco de acordo com (5), em que: o tubo de aço é um tubo de aço soldado com resistência elétrica, e o método inclui um processo de submissão do tubo de aço soldado com resistência elétrica a aquecimento, após soldagem com resistência elétrica, a uma temperatura de 800°C a 1200°C e laminação a quente de redução de diâmetro a uma redução na área de corte transversal de 40% a 80%.

[0017] (7) Um método de produção do tubo de aço para um estabilizador oco de acordo com (5), em que: o tubo de aço é um tubo de aço soldado com resistência elétrica, e o método inclui um processo de alongamento do tubo de aço soldado com resistência elétrica por estiramento a frio após soldagem com resistência elétrica.

EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO [0018] De acordo com a invenção, pode ser fornecido um estabilizador oco para automóveis que têm um excelente endurecimento por fadiga e maior força em comparação aos convencionais, ao manter as

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7/36 propriedades de fadiga e propriedades de fratura retardadas equivalentes àquelas do estabilizador oco convencional para automóveis. BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0019] As Figuras 1(a) a 1(c) são diagramas que mostram a relação entre a camada de superfície da porção soldada com resistência elétrica e MnS na segregação central. A Figura 1(a) mostra o tubo de aço soldado com resistência elétrica; a Figura 1(b) é a vista ampliada de um fluxo de metal em um metal de base, observado no corte transversal de um tubo de aço soldado com resistência elétrica circundada pelo círculo S1 na Figura 1(a); a Figura 1(c) é a vista ampliada de um fluxo de metal na porção soldada, observada no corte transversal do tubo de aço soldado com resistência elétrica circundada pelo círculo S2 na Figura1(a); e a Figura 1(d) é a vista ampliada da seção longitudinal ao longo da direção de extensão (direção L) da porção contígua soldada com resistência elétrica do tubo de aço soldado com resistência elétrica.

[0020] A Figura 2 mostra um exemplo do estabilizador.

[0021] As Figuras 3(a) e 3(b) são diagramas que ilustram o método de produção de uma placa para um espécime de teste de fadiga de flexão de plano do tubo de aço soldado com resistência elétrica. A Figura 3(a) é uma vista em perspectiva do tubo de aço soldado com resistência elétrica depois de fazer uma fenda em uma direção longitudinal; e a Figura 3(b) é uma vista em perspectiva do tubo de aço soldado com resistência elétrica da Figura 3(a) desenvolvida em um plano.

[0022] As Figuras 4(a) e 4(b) são diagramas que ilustram o espécime de teste de fadiga de flexão de plano produzido com o uso da placa da Figura 3(b). Figura4(a) é uma vista plana, e a Figura 4(b) é uma vista lateral.

[0023] As Figuras 5(a) e 5(b) mostram a superfície de fratura do espécime após o teste de fadiga. A Figura 5(a) é a fotografia SEM que

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8/36 mostra a superfície de fratura do espécime, e a Figura 5(b) mostra o resultado da análise de EDX na posição encerrada com a oval pontilhada na Figura 5(a).

[0024] A Figura 6 é a fotografia que mostra o fluxo de metal do corte transversal perpendicular à superfície de fratura do espécime após o teste de fadiga mostrado aderindo-se as fotografias na posição de fratura.

[0025] A Figura 7 mostra um exemplo da relação entre a taxa de resfriamento e a dureza durante o arrefecimento brusco.

[0026] A Figura 8 mostra um exemplo do processo de fabricação do estabilizador por formação a frio.

[0027] A Figura 9 mostra um exemplo do processo de fabricação do estabilizador por formação a quente.

[0028] A Figura 10 mostra um exemplo da curva de amaciamento de têmpera do tubo de aço para estabilizadores ocos.

DESCRIÇÃO DAS MODALIDADES CONFIGURAÇÃO DE ESTABILIZADOR [0029] Conforme mostrado na Figura 2, um estabilizador 10 inclui uma porção de torção 11 que é estendida em uma direção de largura de um corpo de veículo (não mostrado) e um par esquerdo e direito de porções de braço 12 que são conectadas em qualquer extremidade da porção de torção 11. A porção de torção 11 é fixada ao lado de corpo por meio de uma bucha 14 ou similares. Os terminais 12a das porções de braço 12 são conectados aos mecanismos de suspensão 15 na esquerda e direita por meio de enlaces de estabilizador (não mostrados) ou similares. Na porção de torção 11 e nas porções de braço 12, diversas porções ou dez ou mais porções são geralmente submetidas à flexão para evitar interferência com outros componentes.

[0030] Quando um veículo realiza uma curva, uma força de fase de cabeça para baixo é inserida no mecanismo de suspensão 15.

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Nesse tempo, no caso de um veículo no qual o estabilizador 10 é montado, as porções de braço esquerda e direita 12 são curvadas em direções opostas e a porção de torção 11 é torcida, e o estabilizador 10 funciona como uma mola para suprimir inclinação excessiva (laminação) do corpo de veículo. Durante o percurso de veículo, o percurso reto e a realização de curva são repetidos. Portanto, exige-se que estabilizadores tenham dureza e propriedades de fadiga suficientes.

[0031] Considerando que o limite superior do teor de C é de 0,30%, o estabilizador oco de acordo com a invenção tem uma dureza máxima de HRC 50 como uma dureza alcançável e uma dureza mínima de HRC 40 que é um limite superior substancial do material convencional.

[0032] No estabilizador oco de acordo com a invenção, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo (t/D) é estabelecida a 0,14 ou mais, de modo que fratura por fadiga se inicie da superfície externa. Em um caso no qual a t/D é menor do que 0,14, a diferença de estresse entre a superfície externa e a superfície interna é pequena, e desse modo a fratura por fadiga tende a iniciar forma à superfície interna na qual a origem pré-existente de fratura por fadiga é dificilmente detectada. O limite superior da t/D não é particularmente limitado. Visto que o estabilizador com uma t/D de 0,5 é teoricamente solido, o limite superior da t/D na invenção é substancialmente menor do que 0,5. Visto que o efeito de economia de peso é reduzido e a produção torna-se difícil quando a t/D é de 0,25 ou mais, a t/D é preferencialmente menor do que 0,25 de um ponto de vista prático. Aqui, cada uma da HRC e a t/D é um valor em uma porção não submetida a flexão durante a produção do estabilizador oco.

[0033] Na porção soldada com resistência elétrica, o MnS alongado algumas vezes é uma origem de fratura por fadiga. Os inventores produziram uma placa 22 para um espécime de teste de fadiga de fle

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10/36 xão de plano a partir de um tubo soldado com resistência elétrica 21 conforme mostrado nas Figuras 3(a) e 3(b). Além disso, um teste de fadiga de flexão de plano foi conduzido com o uso de um espécime 24 no qual uma porção soldada com resistência elétrica 23 do tubo soldado com resistência elétrica 21 é localizada em uma posição central em uma direção longitudinal do espécime 24 para o teste de fadiga de flexão de plano, no qual a porção soldada com resistência elétrica 23 se estende em uma direção perpendicular à direção longitudinal do espécime 24, conforme mostrado nas Figuras 4(a) e 4(b). Depois do teste, a superfície de fratura do espécime 24 foi observada sob um microscópio eletrônico por varredura (SEM), e a composição de uma inclusão presente em uma origem de fratura foi analisada com o uso de uma espectrometria de raios X dispersiva de energia (EDS) fixada ao SEM. [0034] Como resultado, conforme mostrado nas Figuras 5(a) e 5(b), confirmou-se que MnS estava presente na origem de fratura na espécime fraturada. O resultado de observação de fluxo de metal do corte transversal perpendicular à superfície de fratura do espécime depois que o teste de fadiga é mostrado na Figura 6. Conforme mostrado na Figura 6, a superfície de fratura no espécime foi localizada em uma posição de certa forma removida da posição da porção soldada, em vez da porção soldada. Também se confirmou que as superfícies de porções nos arredores de ambos os lados que ensanduicham a porção soldada com resistência elétrica entre os mesmos corresponderam à zona de segregação localizada na parte central em uma direção de espessura do metal de base. Ademais, como resultado do exame pelos inventores, constatou-se que o comprimento de MnS alongado presente na parte central em uma direção de espessura do metal de base é exigido a ser limitado para evitar a geração de fratura por fadiga da porção soldada com resistência elétrica. De modo a suprimir o estiramento de MnS, torna-se eficaz formar CaS pela adição

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11/36 de Ca.

[0035] Na invenção, o comprimento de MnS alongado presente na parte central em uma direção de espessura é estabelecido a 150 pm ou menos. Em um caso no qual o comprimento de MnS alongado excede 150 pm, o MnS alongado serve como uma origem de fratura por fadiga da porção soldada com resistência elétrica. Em relação à presença ou ausência de MnS alongado que tem um comprimento que excede 150 pm, um segmento com 10 mm de comprimento, como um espécime para observar a estrutura de corte transversal, é cortado do estabilizador oco em uma direção longitudinal, e em uma parte central em uma direção de espessura do estabilizador oco presente no corte transversal do espécime, o comprimento de MnS é confirmado com um microscópio óptico. A presença de MnS pode ser confirmada por microscópio de varredura de elétron junto com a espectrometria de raios-X dispersiva de energia. Aqui, o comprimento de MnS é determinado observando-se a parte central em uma direção de espessura presente no corte transversal com um microscópio óptico ou um microscópio eletrônico por varredura em relação a 10 amostras para cada, e medindo-se o comprimento de MnS que tem o maior tamanho entre o MnS presente na região observada.

[0036] Ademais, de modo a suprimir a geração de fratura por fadiga da superfície interna do estabilizador oco, a profundidade de uma camada descarbonizada na parte de superfície interna é estabelecida a 20 pm ou menos a partir da superfície interna. É preferencial não incluir nenhuma camada descarbonizada, visto que a camada descarbonizada tem força menor do que o metal de base e tende a servir como a origem de fratura por fadiga. No entanto, em um caso no qual a t/D é estabelecida a 0,14 ou mais, a geração de fratura por fadiga da superfície interna pode ser impedida estabelecendo-se a profundidade da camada descarbonizada na parte de superfície interna a 20 pm ou

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12/36 menos. No estabilizador oco de acordo com a invenção que tem uma estrutura de martensita revenida, a profundidade da camada descarbonizada representa uma profundidade máxima da superfície interna de ferrita presente na superfície interna.

[0037] O tamanho de grão de ferrita na superfície interna do tubo de aço para estabilizadores antes do arrefecimento brusco é de aproximadamente 10 pm a 20 pm. Quando a largura correspondente ao tamanho de grão dos grãos de ferrita presentes de modo conectivo na superfície interna é associada com a largura de uma camada, a profundidade da camada descarbonizada de ferrita do tubo de aço pode ser estabelecida a 20 pm ou menos limitando-se a largura da camada até o tamanho de uma camada. De modo a suprimir a geração da camada descarbonizada, é preferencial reduzir uma temperatura da superfície interna, diminuir o tempo de retenção, e aumentar a taxa de resfriamento durante arrefecimento brusco. Selecionando-se apropriadamente a condição de arrefecimento brusco durante a produção do estabilizador oco, a profundidade da camada descarbonizada pode ser estabelecida a 20 pm ou menos. A camada descarbonizada é formada na faixa de fase dupla durante resfriamento de uma alta temperatura à temperatura ambiente. A faixa de fase dupla é uma faixa de temperatura abaixo da temperatura de transformação Ar3 na qual a transformação de austenita para ferrita começa, e é uma faixa de temperatura na qual a austenita e a ferrita coexistem.

[0038] No estabilizador oco de acordo com a invenção, a força de fadiga é aprimorada quando estresse residual compressivo é conferido à superfície externa, e o efeito pode ser obtido de modo significativo quando o estresse residual compressivo máximo na superfície externa é de 400 MPa ou mais. Embora o estresse gerado na superfície interna do estabilizador oco seja menor em comparação à superfície externa, algumas vezes é preferencial para conferir estresse residual comPetição 870190018824, de 25/02/2019, pág. 16/51

13/36 pressivo à superfície interna de modo a aprimorar endurecimento por fadiga. O método de conferir estresse residual compressivo não é particularmente limitado, e jateamento com granalha é o método mais simples. O estresse residual compressivo pode ser determinado por um Método de difração de raios X.

[0039] Abaixo no presente documento, a razão para limitar os respectivos componentes incluídos no estabilizador oco de acordo com a invenção é explicada. Aqui, % que indica o teor de respectivos componentes significa % em massa.

[0040] C é um elemento que determina a força do estabilizador oco. De modo a realizar maior força em comparação ao estabilizador oco convencional, é necessário estabelecer o teor de C a 0,26% ou mais. No entanto, quando o teor de C excede 0,30%, trincas por arrefecimento brusco são geradas. Portanto, o limite superior do teor de C é estabelecido a 0,30%.

[0041] Si é um elemento desoxidante e contribui para fortalecimento de solução sólida. Si também tem o efeito de aumentar a resistência a amolecimento de têmpera. De modo a obter esses efeitos, exige-se que o teor de Si seja de 0,05% ou mais. No entanto, quando o teor de Si excede 0,35%, a tenacidade é diminuída. Portanto, o teor de Si é estabelecido a uma faixa de 0,05% a 0,35%. É preferencial que o menor limite do teor de Si é estabelecido a 0,20% e o limite superior do teor de Si é estabelecido a 0,30%.

[0042] Mn é um elemento que aprimora a capacidade de endurecimento. Em um caso no qual o teor de Mn é menor do que 0,5%, o efeito suficiente de aprimoramento de capacidade de endurecimento não pode ser garantido. Por outro lado, em um caso no qual o teor de Mn excede 1,0%, as propriedades de fratura retardada tendem a ser deterioradas e MnS precipita facilmente, diminuindo assim a força de fadiga nos arredores da porção soldada com resistência elétrica. Por

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14/36 tanto, o teor de Mn é estabelecido a uma faixa de forma 0,5% a 1,0%, e preferencialmente a 0,5% ou mais e menos do que 0,8%.

[0043] P é um elemento que tem um efeito adverso na resistência à trinca de solda e tenacidade. Portanto, o teor de P é limitado a 0,05% ou menos. O teor de P é preferencialmente 0,03% ou menos.

[0044] S deteriora a tenacidade e se precipita como MnS para diminuir a força de fadiga nos arredores da porção soldada com resistência elétrica. Portanto, o teor de S é limitado a menos do que 0,0030%. O teor de S é preferencialmente de 0,0026% ou menos.

[0045] Na invenção, de modo a suprimir a precipitação de MnS, é necessário reduzir o teor de S em relação ao teor de Mn adicionalmente reduzir o teor de S por si. Em particular, o valor do produto do teor de Mn e do teor de S é limitado a 0,0025 ou menos. Isso se deve ao fato de que, em um caso no qual o valor do produto do teor de Mn e do teor de S excede 0,0025 a força de fadiga suficiente não pode ser obtida nos arredores da porção soldada com resistência elétrica mesmo quando cada um dentre o teor de Mn e o teor de S satisfaz a faixa apropriada acima.

[0046] Cr é um elemento que aprimora a capacidade de endurecimento. Em um caso no qual o teor de Cr é menor do que 0,05%, essa função e efeito não podem ser esperados suficientemente. Em um caso no qual o teor de Cr excede 1,0%, falhas são facilmente geradas durante a soldagem com resistência elétrica. Portanto, o teor de Cr é estabelecido a uma faixa de 0,05% a 1,0%.

[0047] Al é um elemento que é útil como um agente para desoxidar um aço fundido, e é preferencial adicionar 0,01% ou mais de Al. Al é também um elemento para fixar N e, portanto, o teor de Al tem uma influência significativa no tamanho de grãos de cristal e propriedades mecânicas do aço. Em um caso no qual o teor de Al excede 0,08%, grandes quantidades de inclusões não metálicas são formadas e fa

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15/36 lhas de superfície são facilmente geradas no produto final. Portanto, o teor de Al é estabelecido a 0,08% ou menos. O teor de Al é preferencialmente 0,05% ou menos, e mais preferencialmente 0,03% ou menos.

[0048] Ti atua para aprimorar de forma estável e eficaz a capacidade de endurecimento obtida pela adição de B, suprimindo-se a precipitação de BN fixando-se nitrogênio no aço na forma de TiN. Portanto, de modo a satisfazer a estequiometria de TiN, Ti precisa ser adicionado em uma quantidade que seja de pelo menos 3,42 ou mais vezes o teor de N, e a faixa do teor de Ti também é automaticamente determinada com base na faixa do teor de N. No entanto, visto que uma parte do Ti pode precipitar para formar um carboneto, o teor de Ti é estabelecido para ser maior do que um valor teórico, isto é, uma faixa de 0,005% a 0,05%, de modo a mais fixar de forma mais precisa N. o teor de Ti é preferencialmente de 0,01% a 0,02%.

[0049] B é um elemento para intensificar de modo significativo a capacidade de endurecimento do material de aço com adição em uma pequena quantidade. No entanto, em um caso no qual o teor de B é menor do que 0,0005%, o efeito de aprimoramento da capacidade de endurecimento não pode ser esperado. Em um caso no qual o teor de B excede 0,005%, uma fase grossa que contém B tende a ser formada e fragilização ocorre facilmente. Portanto, o teor de B é estabelecido a uma faixa de 0,0005% a 0,005%. O teor de B é preferencialmente de 0,001% a 0,002%.

[0050] N é um elemento que tem a função de intensificar a força de aço por meio da precipitação na forma de nitretos ou carbonitretos. No entanto, em um aço adicionado com B, uma deterioração de capacidade de endurecimento causada pela precipitação de BN, ou deterioração de trabalhabilidade a quente, força de fadiga, ou tenacidade causada pela precipitação de TiN como resultado de Ti adicionados

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16/36 para evitar a precipitação de BN conforme descrito acima, torna-se problemática. Por outro lado, TiN tem o efeito de suprimir o engrossamento de grãos de γ em uma alta temperatura para aprimorar a tenacidade. Portanto, de modo a alcançar um equilíbrio ideal entre a trabalhabilidade a quente, força de fadiga, e tenacidade, o teor de N é estabelecido a 0,006% ou menos. o teor de N é preferencialmente de 0,001% a 0,005%, e mais preferencialmente de 0,002% a 0,004%.

[0051] Ca é um elemento que aprimora tenacidade e que suprime a redução de força de fadiga causada por MnS nos arredores da porção soldada com resistência elétrica, pela fixação de S na forma de CaS. Em um caso no qual o teor de Ca é menor do que 0,0005%, esses efeitos não podem ser esperados suficientemente. Por outro lado, em um caso no qual o teor de Ca excede 0,005%, a tenacidade é deteriorada devido ao aumento de oxides no aço. Portanto, o teor de Ca é estabelecido a uma faixa de 0,0005% a 0,005%.

[0052] O é um elemento que neutraliza o efeito obtido pela adição de Ca por meio da formação de CaO. Portanto, o teor de O é limitado a 0,004% ou menos.

[0053] O estabilizador oco de acordo com a invenção tem a composição química que inclui os componentes essenciais acima, e pode incluir também Mo, Nb, V, e Ni se necessário.

[0054] Mo é um elemento que tem o efeito de aprimorar a capacidade de endurecimento. Em um caso, no qual o teor de Mo é menor do que 0,05%, o efeito não pode ser esperado suficientemente. Por outro lado, em um caso no qual o teor de Mo excede 0,5%, o custo de liga é aumentado. Portanto, o teor de Mo é estabelecido a uma faixa de 0,05% a 0,5%.

[0055] Nb tem o efeito de fortalecimento de precipitação formandose carbonitretos de Nb, e também tem o efeito de aprimorar a tenacidade reduzindo-se o tamanho de grão de cristal do material de aço.

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Em um caso no qual o teor de Nb é menor do que 0,01%, efeito suficiente de aprimorar a força e tenacidade não pode ser obtido. Por outro lado, em um caso no qual o teor de Nb excede 0,1%, mais efeitos não podem ser esperados e meramente o custo de liga é aumentado. Portanto, o teor de Nb é estabelecido a uma faixa de 0,01% a 0,1%.

[0056] V tem o efeito de fortalecimento de precipitação por V carbonitretos. Em um caso no qual o teor de V é menor do que 0,01%, o efeito não pode ser esperado suficientemente. Por outro lado, em um caso no qual o teor de V excede 0,1%, mais efeitos não podem ser esperados e meramente o custo de liga é aumentado. Portanto, o teor de V é estabelecido a uma faixa de 0,01% a 0,1%.

[0057] Ni é um elemento que tem o efeito de aprimorar capacidade de endurecimento e tenacidade. Em um caso no qual o teor de Ni é menor do que 0,1%, o efeito não pode ser esperado suficientemente. Por outro lado, em um caso no qual o teor de Ni excede 1%, o custo de liga é aumentado. Portanto, o teor de Ni é estabelecido a uma faixa de 0,1% a 1,0%.

[0058] Na invenção, é necessário garantir suficientemente a capacidade de endurecimento do material de modo a obter o estabilizador oco que tem uma estrutura composta de martensita. Como um índice de capacidade de endurecimento, a taxa de resfriamento importante Vc90 (°C/s) convencionalmente conhecido por TETSU-TO-HAGANE 74 (1998), P.1073, pode ser usado, por exemplo. O mesmo é um índice representado pela seguinte equação (1), e representa a taxa de resfriamento na qual a razão de volume de martensita é de 90% ou mais. Portanto, capacidade de endurecimento é maior à medida que Vc90 é menor, e a estrutura de martensita pode ser obtida mesmo quando a taxa de resfriamento é reduzida.

[0059] Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β.

[0060] Aqui, β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni.

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18/36 [0061] Os inventores produziram tubos de aço soldados com resistência elétrica com várias composições e examinaram a relação entre Vc90 e a dureza após o arrefecimento brusco. Como resultado, constatou-se que, em um caso no qual Vc90 é de 40 °C/s ou menos, a estrutura de martensita pode ser certamente formada até o interior por arrefecimento brusco de água. Por essa razão, o limite superior de Vc90 é limitado a 40°C/s na invenção. Os inventores também examinaram a relação entre a taxa de resfriamento e a dureza C de Rockwell em uma parte central em uma direção de espessura com o uso do tubo de aço soldado com resistência elétrica de aço N° 1 que contém 0,30% de C, 0,30% de Si, e 0,35% de Cr e que tem um Vc90 de 27,1°C/s conforme mostrado na Tabela 1. A dureza C de Rockwell (HRC) foi medida de acordo com JIS Z 2245. Conforme mostrado na Figura 7, em um caso no qual a taxa de resfriamento é de 20 °C/s ou mais, a dureza que corresponde à da estrutura composta de 90% de martensita pode ser obtida. Visto que a taxa de resfriamento durante arrefecimento brusco de água é de 20°C/s ou mais, a estrutura composta de 90% ou mais de martensita pode ser obtida por arrefecimento brusco de água.

[0062] A estrutura metálica do estabilizador oco de acordo com a invenção é limitada a uma martensita revenida. Isso se deve ao fato de que a variação da estrutura e dureza é suprimida, e a dureza é facilmente ajustada. De modo a garantir a formação da estrutura de martensita até o interior por arrefecimento brusco, Vc90 é estabelecida a 40 °C/s ou menos para obter a capacidade de endurecimento suficiente do material. Se a estrutura metálica do estabilizador oco é uma martensita revenida não pode ser determinado pela observação sob um microscópio óptico.

[0063] É preferencial que a estrutura metálica do tubo de aço para estabilizadores ocos, que é usada como um material para o estabiliza

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19/36 dor oco de acordo com a invenção, compreenda uma estrutura misturada de ferrita e perlita. Se a estrutura metálica do tubo de aço para estabilizadores ocos compreende uma estrutura misturada de ferrita e perlita ou não pode ser determinado pela observação sob um microscópio óptico. O estabilizador oco é frequentemente produzido por flexão a frio do tubo de aço. Portanto, de modo a garantir trabalhabilidade suficiente, a dureza B de Rockwell (HRB) é preferencialmente de 95 ou menos. Em um caso no qual a estrutura metálica compreende uma estrutura misturada de ferrita e perlita, a trabalhabilidade pode ser garantida. A dureza B de Rockwell (HRB) do tubo de aço para estabilizadores ocos pode ser medida de acordo com JIS Z 2245.

[0064] A profundidade da camada descarbonizada de ferrita na superfície interna do tubo de aço para estabilizadores ocos de acordo com a invenção é estabelecida a 20 pm ou menos. Como resultado, a profundidade da camada descarbonizada na superfície interna do estabilizador oco após o arrefecimento brusco pode ser reduzido a menos do que 20 pm. Aqui, a profundidade da camada descarbonizada de ferrita é uma profundidade máxima medida da superfície interna de uma região na qual somente grãos de ferrita são dispostos e nenhuma cementita está presente em uma direção L, quando a estrutura metálica da seção longitudinal (seção L) do tubo de aço é observada com um microscópio óptico.

[0065] A camada descarbonizada na superfície interna do tubo de aço para estabilizadores ocos é, por exemplo, formada na faixa de fase dupla durante resfriamento à temperatura ambiente depois de submeter o tubo de aço soldado com resistência elétrica à laminação a quente de redução de diâmetro. A camada descarbonizada é formada facilmente na superfície interna do tubo de aço para estabilizadores ocos quando o tubo de aço passa através da faixa de fase dupla durante resfriamento de uma alta temperatura na qual a estrutura metáli

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20/36 ca é composta de uma fase única de austenita. A camada descarbonizada tem uma estrutura metálica composta de ferrita, visto que o teor de C, que é um elemento para estabilizar austenita, é reduzido no mesmo. De modo a suprimir a formação da camada descarbonizada na superfície interna do tubo de aço para estabilizadores ocos, é preferencial encurtar o tempo exigido para passar pela faixa de fase dupla. [0066] A profundidade da camada descarbonizada gerada na superfície interna do tubo de aço para um estabilizador oco pode ser reduzida a 20 pm ou menos, por exemplo, abastecendo-se água à superfície externa do tubo de aço obtida submetendo-se o tubo de aço soldado com resistência elétrica à laminação a quente de redução de diâmetro e ajustando-se a taxa de resfriamento durante a passagem pela faixa de fase dupla a 5°C/s ou mais. Embora a água para resfriamento possa ser abastecida somente à superfície externa do tubo de aço para estabilizadores ocos, é possível para abastecer água à superfície interna adicionalmente à superfície externa. Aumentando-se a taxa de resfriamento da superfície interna do tubo de aço para estabilizadores ocos, a profundidade da camada descarbonizada pode ser adicionalmente reduzida.

[0067] Abaixo no presente documento, o método de produção do tubo de aço para estabilizadores ocos de acordo com a invenção é descrito. Primeiro, um aço fundido para fornecer uma composição química exigida, é moldado como uma chapa, ou o aço fundido é formado como um lingote e subsequentemente processado em um tarugo por laminação a quente, e a chapachapa ou o tarugo é então submetido à laminação a quente para obter uma folha de aço laminada a quente. A folha de aço laminada a quente é processada em um tubo de aço soldado com resistência elétrica por um método de produção do tubo de aço soldado com resistência elétrica convencional, por exemplo, soldagem a quente ou a frio com resistência elétrica ou

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21/36 aquecimento por indução de alta frequência. O tubo de aço soldado com resistência elétrica obtido pode ser adicionalmente submetido à laminação a quente de redução de diâmetro para produzir um tubo de aço de parede espessa.

[0068] A laminação de redução de diâmetro pode ser conduzida com o uso de um redutor de estiramento. O redutor de estiramento é uma máquina de laminação dotada de uma pluralidade de bases de laminação colocadas em série com o eixo geométrico de laminação, sendo que cada uma das bases da pluralidade de bases de laminação tem 3 ou 4 cilindros dispostos ao redor do eixo geométrico de laminação. A tensão na direção de eixo geométrico de tubo (direção de laminação) do tubo de aço e a força de compressão na direção circunferencial do tubo de aço são controladas ajustando-se o número de revoluções dos cilindros e a força de laminação em cada uma das bases de laminação da máquina de laminação, nas quais a laminação de redução de diâmetro para aumentar a razão de espessura de parede/diâmetro externo pode ser alcançada.

[0069] Ou seja, na laminação de redução de diâmetro, o diâmetro externo é reduzido pela força de laminação em relação ao diâmetro externo do tubo de aço e a espessura de parede é aumentada ao mesmo tempo. Por outro lado, a espessura de parede é reduzida pela tensão que atua na direção de eixo geométrico de tubo do tubo de aço. Portanto, a espessura de parede final é determinada pelo equilíbrio entre os mesmos. Visto que a espessura de parede do tubo de aço obtida por laminação de redução de diâmetro é principalmente determinada de acordo com a tensão entre as bases de laminação, é necessário calcular a tensão entre as bases de laminação para obter a espessura de parede desejada com base na teoria de laminação ou similares, e para estabelecer o número de revoluções de um cilindro em cada uma das bases de laminação para exercer a tensão.

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22/36 [0070] A laminação de redução de diâmetro é preferencialmente conduzida em uma redução na área de corte transversal de 40% a 80% com o uso do tubo de aço soldado com resistência elétrica aquecida a uma temperatura de 800°C a 1200°C. O tubo de aço para estabilizadores ocos é preferencialmente um tubo de aço soldado com resistência elétrica obtida por laminação a quente de redução de diâmetro, mas não é limitado à mesma. O tubo de aço para estabilizadores ocos pode ser um tubo de aço soldado com resistência elétrica como estado soldado com resistência elétrica ou um tubo retirado obtido por estiramento a frio após soldagem com resistência elétrica.

EXEMPLO DE PRODUÇÃO 1 DE ESTABILIZADOR: FORMAÇÃO A FRIO [0071] Abaixo no presente documento, exemplo de produção 1 do estabilizador é explicado em referência à Figura 8. Um tubo de aço (por exemplo, um tubo de aço soldado com resistência elétrica, um tubo inteiriço, um tubo obtido por laminação a quente de redução de diâmetro, ou um tubo retirado do mesmo) cortado em um comprimento predeterminado é submetido à formação por flexão (processo de formação por flexão) para fornecer o formato pretendido mostrado na Figura 2. O tubo de aço formado por flexão é aquecido a uma região de temperatura de austenitação (processo de aquecimento) por aquecimento em fornalha ou aquecimento elétrico, ou com o uso de um aquecedor de alta-frequência e, então, submetido a arrefecimento brusco (processo de arrefecimento brusco) em água (ou outro meio de arrefecimento brusco). Subsequentemente, o formato da barra de estabilizador deformada por aquecimento é corrigido a um formato pretendido de estabilizador (processo de correção de formato), e é submetido à têmpera (processo de têmpera). O tubo temperado é submetido a jateamento com granalha (processo de jateamento com granalha) em relação somente à superfície externa, ou às superfícies exter

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23/36 na e interna e, então, revestido com o uso de um material de revestimento pretendido (processo de revestimento). Aqui, a correção de formato (processo de correção de formato) pode ser omitida se arrefecimento brusco restringido for realizado.

EXEMPLO DE PRODUÇÃO 2 DE ESTABILIZADOR: FORMAÇÃO A QUENTE [0072] Abaixo no presente documento, exemplo de produção 2 do estabilizador é explicado em referência à Figura 9. Um tubo de aço (por exemplo, um tubo de aço soldado com resistência elétrica, um tubo inteiriço, um tubo obtido por laminação a quente de redução de diâmetro, ou um tubo retirado do mesmo) cortado a um comprimento predeterminado é aquecido a uma região de temperatura de austenitação (processo de aquecimento) por aquecimento em fornalha ou por aquecimento elétrico, ou com o uso de um aquecedor de altafrequência e, então, submetido à formação por flexão (processo de formação por flexão) para fornecer o formato pretendido mostrado na Figura 2. O tubo de aço formado por flexão é então submetido a arrefecimento brusco (processo de arrefecimento brusco) em água (ou outro meio de arrefecimento brusco). Subsequentemente, o formato da barra de estabilizador deformada por aquecimento é corrigido a um formato pretendido de estabilizador (processo de correção de formato), e é submetido à têmpera (processo de têmpera). O tubo temperado é submetido a jateamento com granalha (processo de jateamento com granalha) em relação somente à superfície externa, ou às superfícies externa e interna e, então, revestido com o uso de um material de revestimento pretendido (processo de revestimento). Aqui, a correção de formato (processo de correção de formato) pode ser omitida se arrefecimento brusco restringido for realizada.

[0073] Na formação a quente, arrefecimento brusco é realizado após a formação por flexão para transformar a estrutura metálica do

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24/36 estabilizador oco em martensita. Portanto, é necessário acabar a formação por flexão na temperatura de ponto de transformação Ac3 ou mais. No arrefecimento brusco após a formação a frio, a temperatura de aquecimento é preferencialmente de 900 °C ou mais, e mais preferencialmente 950 °C ou mais. A temperatura de têmpera é determinada com base na curva de amaciamento de têmpera do tubo de aço para estabilizadores ocos. A Figura 10 mostra a curva de amaciamento de têmpera do tubo de aço soldado com resistência elétrica de aço N° 1 que contém 0,30% de C, 0,30% de Si, e 0,35% de Cr e que têm um Vc90 de 27,1°C conforme mostrado na Tabela 1. A temperatura de têmpera na qual a dureza C de Rockwell (HRC) de 40 a 50 é obtida pode ser determinada com base na curva de amaciamento de têmpera mostrada na Figura 9.

EXEMPLOS EXEMPLO 1 [0074] Abaixo no presente documento, a presente invenção é descrita em mais detalhes em referência aos Exemplos.

[0075] Cada um dos aços que tem as composições mostradas na Tabela 1 foi fundido e moldado em uma chapa. A chapa foi então aquecida a 1200 °C e laminada a quente em uma folha de aço de 5 mm de espessura em uma temperatura de acabamento a quente de 890°C e uma temperatura de resfriamento de 630 °C. A folha de aço obtida foi fendida em uma largura pré-determinada, formada por laminação em um formato tubular e, então, submetida à soldagem com resistência elétrica de alta frequência para produzir um tubo de aço de 90 mm de diâmetro externo. O tubo de aço soldado com resistência elétrica obtida foi subsequentemente aquecido a 980 °C por aquecimento de indução de alta frequência e então submetido à laminação de redução de diâmetro, produzindo assim um tubo de aço (tubo de aço para estabilizadores ocos) de 30 mm de diâmetro externo e 4,5

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25/36 mm de espessura de parede (t/D: 0,15) ou um tubo de aço (tubo de aço para estabilizadores ocos) de 22 mm de diâmetro externo e 4,5 mm de espessura de parede (t/D: 0,20). Imediatamente após a laminação de redução de diâmetro, o tubo foi resfriado em água a partir do lado de superfície externa em uma taxa de resfriamento de 1 °C/s a 5 °C/s.

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TABELA 1

Aço N°	Componentes (% em massa)	ω ι_________ι >---------1 X	Vc90 (°C/s)	Nota
C	Si	Mn	P	S	Cr	Ni	Mo	Nb	V	Ti	Al	N	B	Ca	O
1	0,30	0,30	0,80	0,006	0,0020	0,35	—	—	—	—	0,017	0,020	0,0045	0,0015	0,0021	0,0032	0,0016	27,1	Aço adaptado
2	0,28	0,22	0,81	0,010	0,0025	0,33	—	—	—	—	0,015	0,020	0,0035	0,0015	0,0019	0,0028	0,0020	31,7
3	0,26	0,29	0,77	0,007	0,0026	0,33	—	—	—	—	0,016	0,022	0,0048	0,0015	0,0019	0,0022	0,0020	35.6
4	0,28	0,34	0,64	0,009	0,0025	0,56	—	—	—	—	0,015	0,022	0,0038	0,0017	0,0025	0,0034	0,0016	28,5
5	0,28	0,30	0,95	0,005	0,0015	0,23	—	—	—	—	0,012	0,020	0,0029	0,0013	0,0020	0,0025	0,0014	27,1
6	0,28	0,30	0,79	0,013	0,0025	0,35	—	—	—	—	0,020	0,021	0,0056	0,0015	0,0025	0,0022	0,0020	30,2
7	0,28	0,30	0,79	0,013	0,0025	0,35	—	—	—	—	0,020	0,021	0,0056	0,0015	0,0025	0,0022	0,0020	30,2
8	0,30	0,30	0,80	0,006	0,0020	0,35	—	—	0,017	—	0,017	0,020	0,0045	0,0015	0,0021	0,0032	0,0016	27,1
9	0,28	0,22	0,81	0,010	0,0025	0,33	—	0,057	—	—	0,015	0,020	0,0035	0,0015	0,0019	0,0028	0,0020	26,1
10	0,26	0,29	0,77	0,007	0,0026	0,33	0,19	—	—	—	0,016	0,022	0,0048	0,0015	0,0019	0,0022	0,0020	27,4
11	0,28	0,34	0.64	0,009	0,0025	0,56	—	—	—	0,035	0,015	0,022	0,0038	0,0017	0,0025	0,0034	0,0016	28,5
12	0,22	0,20	0,55	0,015	0,0032	0,35	—	—	—	—	0,015	0,029	0,0048	0,0015		0,0030	0,0018	64,9	Aço Comparativo
13	0,28	0,22	0,93	0,009	0,0028	0,35	—	—	—	—	0,015	0,020	0,0045	0,0015	0,0018	0,0045	0,0026	25,1
14	0,28	0,25	1,10	0,015	0,0040	0,20	—	—	—	—	0,015	0,030	0,0036	0,0011		0,0028	0,0044	22,5
15	0,32	0,25	1,30	0,015	0,0062	0,33	—	—	—	—	0,015	0,030	0,0044	0,0014	0,0032	0,0022	0,0081	11,1

— na Tabela significa que o componente não é adicionado intencionalmente.

O que for sublinhado na Tabela significa que o valor está fora da faixa da invenção.

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27/36 [0076] As estruturas metálicas dos tubos de aço obtidos para estabilizadores ocos foram observadas em um microscópio óptico, e confirmouse que todos os tubos de aço obtidos têm uma estrutura metálica composta de uma estrutura misturada de ferrita e perlita com profundidade de uma camada descarbonizada na superfície interna de 15 pm ou menos. A dureza de Rockwell foi determinada de acordo com JIS Z 2245, e como resultado do qual a dureza de Rockwell de todos os tubos de aço para estabilizadores ocos constatou ter uma dureza B de Rockwell (HRB) de 95 ou menos. Ademais, a presença de MnS que tem um comprimento que excede 150 pm foi confirmada com o uso de um microscópio óptico, um SEM, e um EDS em combinação, e como resultado do qual MnS que tem um comprimento que excede 150 pm estava presente nos Exemplos Comparativos de Nos. H a K conforme mostrado na Tabela 2.

[0077] Os tubos de aço obtidos para estabilizadores ocos foram cortados na porção soldada com resistência elétrica ou em uma posição localizada em lado oposto de 180° da porção soldada com resistência elétrica conforme mostrado na Figura 3(a) e desenvolvida a frio, obtendo assim uma peça similar à placa conforme mostrado na Figura 3(b). Ademais, os tubos de aço para estabilizadores ocos foram aquecidos a 950 °C por 10 minutos e arrefecidos bruscamente com água e, então, temperados em temperatura diferente. A dureza C de Rockwell (HRC) do resultante foi determinada de acordo com JIS Z 2245 para obter uma curva de amaciamento de têmpera.

[0078] A peça similar à placa obtida cortando-se o tubo de aço para um estabilizador oco em uma posição localizada em um lado oposto de 180° da porção soldada com resistência elétrica e espalhada conforme mostrado nas Figuras 3(a) e 3(b) foi processada em um espécime de teste de fadiga de flexão de plano no qual a porção soldada com resistência elétrica é localizada em uma posição central em uma direção longitudinal conforme mostrado nas Figuras 4(a) e 4(b). De

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28/36 maneira similar, a peça similar à placa obtida cortando-se o tubo de aço para estabilizadores ocos na porção soldada com resistência elétrica e em desenvolvimento foi processada em um espécime de teste de fadiga de flexão de plano no qual o metal de base é localizado em uma posição central em uma direção longitudinal. Na posição central em uma direção longitudinal, a espessura (ta) foi estabelecida a 3 mm e a largura (Wa) foi estabelecida a 15 mm. Cada um dos espécimes foi temperado para conferir uma dureza C de Rockwell (HRC) de 40 com base na curva de amaciamento de têmpera, e submetido a um teste de fadiga de flexão de plano com um limite de fadiga de 5 milhões de ciclos. Os resultados são mostrados na Tabela 2. Aqui, o tempo de retenção para têmpera foi estabelecido em 30 minutos.

[0079] A partir dos resultados mostrados na Tabela 2, constatouse que cada um dos tubos de aço de n° A a K dos exemplos da invenção tem propriedades de fadiga satisfatórias na porção soldada com resistência elétrica visto que a diferença de limite de fadiga entre o metal de base e a porção soldada com resistência elétrica é tão pequeno quanto 15 MPa ou menos. Por outro lado, constatou-se que cada um dos tubos de aço de n° L a O dos Exemplos Comparativos tem propriedades de fadiga significativamente deterioradas na porção soldada com resistência elétrica em comparação ao metal de base visto que a diferença de limite de fadiga entre o metal de base e a porção soldada com resistência elétrica é tão grande quanto 140 MPa ou mais. A superfície de fratura do espécime após o teste de fadiga de flexão de plano foi observada sob um SEM, e a composição da inclusão presente na origem de fratura de fratura por fadiga foi analisada com o uso de um EDS fixado ao SEM. Como resultado, a presença de MnS na origem de fratura foi confirmada nos Exemplos Comparativos L a O nos quais a porção soldada com resistência elétrica é localizada em uma posição central em uma direção longitudinal.

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TABELA 2

Tubo de aço N°	Aço N°	Espessura de parede (t) mm	Diâmetro externo (D) mm	razão t/D	HRB	Estrutura metálica	Presença de MnS que tem um comprimento que excede 150 pm	Profundidade de camada descarbonizada em superfície interna	Método de produção	HRC	limite de fadiga (MPa) em teste de fadiga de flexão de plano	Nota
Metal de base B	Porção soldada com resistência elétrica W	Diferença (B - W)
A	1	4,5	30	0,15	94	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15	m X Φ 3 σ o Q_ ω 5' < φ o Q)> O
B	2	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	5 pm	Laminação a quente	40	480	465	15
C	3	4,5	30	0,15	90	Ferrita e Perlita	Ausente	10 pm	Laminação a quente	40	480	465	15
D	4	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
E	5	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
F	6	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
G	7	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
H	8	4,5	22	0,20	94	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Esti ramento a frio	40	480	465	15
I	9	4,5	30	0,15	93	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	470	10
J	10	4,5	30	0,15	91	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
K	11	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15

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TABELA 2 (CONTINUAÇÃO)

L	12	4,5	30	0,15	85	Ferrita e Perlita	Presente	15 pm	Laminação a quente	40	485	310	175	Exemplo Comparativo
M	13	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Presente	Ausente	Laminação a quente	40	480	340	140
N	14	4,5	30	0,15	92	Ferrita e Perlita	Presente	Ausente	Laminação a quente	40	485	300	185
O	15	4,5	30	0,15	95	Ferrita e Perlita	Presente	Ausente	Laminação a quente	40	480	300	180
P	1	4,5	30	0,15	94	Ferrita e Perlita	Ausente	25 pm	Laminação a quente	40	480	465	15
Q	1	4,0	30	0,13	94	Ferrita e Perlita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15
R	1	4,5	30	0,15	98	Ferrita e Bainita	Ausente	Ausente	Laminação a quente	40	480	465	15

Laminação a quente: laminação a quente de redução de diâmetro

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EXEMPLO 2 [0080] Um segmento com 1.000 mm de comprimento foi cortado de cada um dos tubos de aço A a R produzidos no Exemplo 1, e flexionado a frio a um ângulo de 90° em uma posição a 200 mm da cada extremidade de tubo, formando-se assim para ter um formato de U. Nesse tempo, o tubo em formato de U foi formado de modo que a porção soldada com resistência elétrica fosse localizada na parte que pode ser vista quando observada a partir da direção que origina uma aparência em formato de U, ou seja, ao longo da superfície lateral do tubo em formato de U, obtendo assim respectivos Materiais de Teste a a v. Os Materiais de Teste a a n (mas não Material de Teste c) como exemplos da invenção foram aquecidos a 950 °C por 10 minutos e submetidos a arrefecimento brusco de água e, então, temperados a 200 °C por 30 minutos, ajustando assim a HRC dos mesmos a 49. O Material de Teste c foi aquecido a 950 °C por 10 minutos e submetido a arrefecimento brusco de água e, então, temperado a 350 °C por 30 minutos, ajustando assim a HRC do mesmo a 43. Ademais, em relação a Materiais de Teste a a v, após o aquecimento, a superfície externa de cada Material de Teste foi submetida a jateamento com granalha para conferir um estresse residual compressivo em 450 MPa. Adicionalmente, em relação a Materiais de Teste b e f, a superfície interna dos mesmos também foi submetida a jateamento com granalha para ter estresse residual compressivo em 450 MPa.

[0081] Foram produzidos os Materiais de Teste r e s que usam, como um material, o aço comparativo (Aço 12 na Tabela 1) que tem uma composição química típica para estabilizadores ocos convencionalmente usados, e desse modo continham baixos níveis de C no aço e não puderam alcançar uma HRC de 49. Portanto, o Material de Teste r foi ajustado para ter uma HRC de 47, que é o limite superior de dureza alcançável, e o Material de Teste s foi ajustado para ter uma

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HRC de 40, que é o limite superior de dureza em uso prático.

[0082] Por comparação, os seguintes materiais de teste que usam como um material Aço 1, que é um aço adaptado mostrado na Tabela 1, foram preparados: o Material de Teste o no qual a profundidade da camada descarbonizada na parte de superfície interna é de 25 pm; o Material de Teste p no qual a razão de espessura de parede/diâmetro externo é de 0,13; e Material de Teste q que tem uma estrutura de bainita com uma HRC de 35 produzida com uma taxa de resfriamento durante arrefecimento brusco de 15 °C/s, que é mais lenta em comparação ao caso de arrefecimento brusco de água.

[0083] Cada um dos Materiais de Teste a a v foi fixado em uma posição central em uma direção longitudinal, e endurecimento por fadiga foi testada até 1 milhões de ciclos vibrando-se as respectivas extremidades dos mesmos na direção oposta sob uma condição de um estresse principal máximo na superfície externa da porção de flexão de 500 MPa. Cada teste foi conduzido em relação a 20 amostras para cada Material de Teste. A observação da estrutura metálica de Materiais de Teste e a medição da profundidade da camada descarbonizada na parte de superfície interna foram realizadas com o uso de um microscópio óptico. A dureza de Rockwell foi medida de acordo com JIS Z 2245. A presença de MnS que tem um comprimento que excede 150 pm foi confirmada com o uso de um SEM e um EDS em combinação.

[0084] Conforme mostrado na Tabela 3, em todos os Materiais de Teste a a n como exemplos da invenção, o número de ciclos para fadiga excedeu meio milhão, o que cumpre um padrão para endurecimento por fadiga. Em Materiais de Teste c a e, g e h no qual nenhum jateamento com granalha foi realizado em relação à superfície interna, ruptura foi algumas vezes iniciada do lado de superfície interna, enquanto o número de ciclos para fadiga nos respectivos materiais excedeu meio milhão.

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33/36 [0085] Por outro lado, no Material de Teste o no qual a profundidade da camada descarbonizada na parte de superfície interna excede 20 pm e o Material de Teste p no qual t/D é tão pequeno quanto 0,13, sendo que o número de amostras que exibe ruptura de superfície interna é grande, e o número de ciclos para fadiga não foi sempre alcançado para meio milhão, o que não cumpre um padrão para endurecimento por fadiga. No Material de Teste q que tem uma estrutura de bainita com uma HRC tão baixa quanto 35, o número de ciclos para fadiga foi significativamente baixo.

[0086] Em cada um dos Materiais de Teste r a v como Exemplos Comparativos produzidos com o uso do aço comparativos, MnS que tem um comprimento que excede 150 pm estava presente no aço, e portanto, houve fratura algumas vezes em um estágio precoce, dos arredores da porção soldada com resistência elétrica na superfície externa, em mais do que 2 amostras entre 20 amostras.

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TABELA 3

Material de teste N°	Aço N°	Tubo de aço No.	Espessura de parede mm	Diâmetro externo mm	razão t/D	HRC	Presença de MnS que tem um comprimento que excede 150 pm	Estrutura	Profundidade de camada descarburizada	Posição de condicionamento	Número de ciclos para fadiga a 500 MPa (ciclos)	Número de ruptura (número)	Nota
mínimo	máximo	Face externa	Face interna
a	1	A	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0	m X Φ 3 σ o CL ω 5' < φ o Q)> O
b	1	A	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa +Interna	>1000000	>1000000	0	0
c	1	A	4,5	30	0,15	43	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	946400	>1000000	0	1
d	2	B	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	5 pm	Externa	788300	>1000000	0	2
e	3	C	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	10 pm	Externa	675200	>1000000	0	4
f	3	C	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	10 pm	Externa +Interna	>1000000	>1000000	0	0
g	4	D	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	866900	>1000000	0	1
h	5	E	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	911200	>1000000	0	1
i	6	F	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0
j	7	G	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0
k	8	H	4,5	22	0,20	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0
l	9	I	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0
m	10	J	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0
n	11	K	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	>1000000	>1000000	0	0

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TABELA 3 (CONTINUAÇÃO)

o	1	P	4,5	30	0,15	49	Ausente	Martensita revenida	25 um	Externa	483900	>1000000	0	6	Exemplo Comparativo
p	1	Q	4,0	30	0,13	49	Ausente	Martensita revenida	Ausente	Externa	455600	>1000000	0	17
q	1	R	4,5	30	0,15	35	Ausente	Bainita	Ausente	Externa	78600	91200	20	0
r	12	L	4,5	30	0,15	47	Presente	Martensita revenida	15 um	Externa	262700	875200	16	4
s	12	L	4,5	30	0,15	40	Presente	Martensita revenida	15 um	Externa	162700	512700	20	0
t	13	M	4,5	30	0,15	49	Presente	Martensita revenida	Ausente	Externa	255000	>1000000	2	2
u	14	N	4,5	30	0,15	49	Presente	Martensita revenida	Ausente	Externa	283000	>1000000	2	0
v	15	O	4,5	30	0,15	49	Presente	Martensita revenida	Ausente	Externa	122700	>1000000	2	1

razão t/D: razão de espessura de parede/diâmetro externo; Externa: superfície externa; e Externa+Interna: superfície externa e superfície interna.

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APLICABILIDADE INDUSTRIAL [0087] De acordo com a invenção, pode ser fornecido um estabilizador oco para automóveis que tem um excelente endurecimento por fadiga e maior força em comparação aos convencionais, ao manter propriedades de fadiga e propriedades de fratura retardada equivalentes a aquelas dos estabilizadores ocos convencionais para automóveis. Tal um estabilizador oco pode contribuir consideravelmente para a redução de peso em automóveis.

DESCRIÇÃO DOS NUMERAIS DE REFERÊNCIA

10: estabilizador

11: porção de torção

12: porção de braço

12a: terminal (de porção de braço)

14: bucha

15: mecanismo de suspensão

16: tubo de aço soldado com resistência elétrica

17: metal de base

18: fluxo de metal

19: porção soldada

20: MnS

21: tubo de aço soldado com resistência elétrica

22: placa para espécime de teste de fadiga de flexão de plano

23: porção soldada com resistência elétrica

24: espécime de teste de fadiga

Claims

reivindicações

1. Estabilizador oco que tem uma composição química, caracterizado pelo fato de que compreende, como componentes químicos, em termos de % em massa:

0,26% a 0,30% de C,

0,05% a 0,35% de Si,

0,5% a 1,0% de Mn,

0,05% a 1,0% de Cr,

0,005% a 0,05% de Ti,

0,0005% a 0,005% de B, e

0,0005% a 0,005% de Ca, em que:

Al, P, S, N e O são limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, menos do que 0,0030%, 0,006% ou menos, e 0,004% ou menos, respectivamente, a composição química compreende, opcionalmente, um ou mais de:

0,05% a 0,5% de Mo,

0,01% a 0,1% de Nb,

0,01% a 0,1% de V, ou

0,1% a 1,0% de Ni, um restante da composição química consiste em Fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de Mn e do teor de S é de 0,0025 ou menos, e uma taxa de resfriamento importante Vc90 representada pela seguinte equação (1) é de 40 °C/s ou menos:

Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β em que β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni;

e em que:

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2/6 uma estrutura metálica compreende uma martensita revenida, um comprimento de MnS alongado presente em uma parte central em uma direção de espessura do estabilizador oco é de 150 pm ou menos, uma dureza C de Rockwell (HRC) é de 40 a 50, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo é de

0,14 ou mais, e uma profundidade de uma camada descarbonizada em uma parte de superfície interna do estabilizador oco é de 20 pm ou menos a partir da superfície interna.

2. Estabilizador oco, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente, em termos de % em massa, um ou mais dentre:

0,05% a 0,5% de Mo,

0,01% a 0,1% de Nb,

0,01% a 0,1% de V, ou

0,1% a 1,0% de Ni, em que, na Equação (1), β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni.
3. Estabilizador oco, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que um estresse residual compressivo máximo em uma superfície externa é de 400 MPa ou mais.
4. Estabilizador oco, de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que a superfície externa e a superfície interna são submetidas a jateamento com granalha (Shot peening).
5. Estabilizador oco, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o teor de S está limitado a 0,0026% ou menos.
6. Tubo de aço para um estabilizador oco usado como um

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3/6 material para o estabilizador oco, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço tem uma composição química que compreende, como componentes químicos, em termos de % em massa:

0,26% a 0,30% de C,

0,05% a 0,35% de Si,

0,5% a 1,0% de Mn,

0,05% a 1,0% de Cr,

0,005% a 0,05% de Ti,

0,0005% a 0,005% de B, e

0,0005% a 0,005% de Ca, em que:

Al, P, S, N, e O são limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, menos do que 0,0030%, 0,006% ou menos, e 0,004% ou menos, respectivamente, a composição química compreende opcionalmente um ou mais dentre:

0,05% a 0,5% de Mo,

0,01% a 0,1% de Nb,

0,01% a 0,1% de V, ou

0,1% a 1,0% de Ni, um restante da composição química consiste em Fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de Mn e do teor de S é de 0,0025 ou menos, e uma taxa de resfriamento importante Vc90 representada pela seguinte equação (1) é de 40 °C/s ou menos:

Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β em que β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni;

e em que:

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4/6 uma estrutura metálica compreende uma estrutura misturada de ferrita e perlita, um comprimento de MnS alongado presente em uma parte central em uma direção de espessura do tubo de aço é de 150 pm ou menos, uma dureza B de Rockwell (HRB) é de 95 ou menos, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo é de 0,14 ou mais, e uma profundidade de uma camada descarbonizada em uma parte de superfície interna do tubo de aço é de 20 pm ou menos a partir da superfície interna.
7. Tubo de aço para um estabilizador oco usado como um material para o estabilizador oco, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o tubo de aço tem uma composição química que compreende, como componentes químicos, em termos de % em massa:

0,26% a 0,30% de C,

0,05% a 0,35% de Si,

0,5% a 1,0% de Mn,

0,05% a 1,0% de Cr,

0,005% a 0,05% de Ti,

0,0005% a 0,005% de B, e

0,0005% a 0,005% de Ca, em que:

Al, P, S, N e O estão limitados a 0,08% ou menos, 0,05% ou menos, 0,0026% ou menos, 0,006% ou menos e 0,004% ou menos, respectivamente, a composição química compreende opcionalmente um ou mais dentre:

0,05% a 0,5% de Mo,

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5/6

0,01% a 0,1% de Nb,

0,01% a 0,1% de V, ou

0,1% a 1,0% de Ni, um restante da composição química consiste em Fe e impurezas inevitáveis, um valor de um produto do teor de Mn e do teor de S é de 0,0025 ou menos, e uma taxa de resfriamento importante Vc90 representada pela seguinte equação (1) é de 40 °C/s ou menos:

Equação (1): logVc90 = 2,94 - 0,75β em que β = 2,7C + 0,4Si + Mn + 0,8Cr + 2,0Mo + 0,8Ni;

e em que:

uma estrutura metálica compreende uma estrutura misturada de ferrita e perlita, um comprimento de MnS alongado presente em uma parte central em uma direção de espessura do tubo de aço é de 150 pm ou menos, uma dureza B de Rockwell (HRB) é de 95 ou menos, uma razão de espessura de parede/diâmetro externo é de

0,14 ou mais, e uma profundidade de uma camada descarbonizada em uma parte de superfície interna do tubo de aço é de 20 pm ou menos a partir da superfície interna.
8. Método de produção do tubo de aço para um estabilizador oco, como definido na reivindicação 6 ou 7, caracterizado pelo fato de que:

o tubo de aço é um tubo de aço soldado com resistência elétrica; e o método compreende um processo de submissão do tubo de aço soldado com resistência elétrica ao aquecimento, após solda

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6/6 gem com resistência elétrica, a uma temperatura de 800 °C a 1200 °C e laminação a quente de redução de diâmetro a uma redução na área de corte transversal de 40% a 80%.
9. Método de produção do tubo de aço para um estabilizador oco, como definido na reivindicação 6 ou 7, caracterizado pelo fato de que:

o tubo de aço é um tubo de aço soldado com resistência elétrica; e o método compreende um processo de alongamento do tubo de aço soldado com resistência elétrica por estiramento a frio após soldagem com resistência elétrica.