ES2295312T3 - Tubo de acero soldado con electricidad para estabilizador hueco. - Google Patents
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Abstract
Un tubo de acero soldado por resistencia eléctrica para un estabilizador hueco caracterizado por contener, en masa, de 0, 20 a 0, 35% de C, de 0, 10 a 0, 50% de Si, de 0, 30 a 1, 00% de Mn, de 0, 01 a 0, 10% de Al, de 0, 10 a 1, 00% de Cr, de 0, 005 a 1, 00% de Mo, de 0, 001 a 0, 02% de Ti, de 0, 0005 a 0, 0050% de B, de 0, 0010 a 0, 0100% de N, y opcionalmente 0, 030% o menos de P, 0, 020% o menos de S y 0, 015% o menos de O; que satisface la expresión N/14 < Ti/47, 9; y que tiene el resto que consiste en Fe e inevitablemente impurezas, en el que el tubo de acero soldado por resistencia eléctrica tiene ferrita, que tiene un tamaño medio de grano de 3 a 40 µm, como primera fase y cementita, perlita, bainita o martensita como segunda fase.
Description
Tubo de acero soldado con electricidad para
estabilizador hueco.
La presente invención se refiere a un tubo de
acero soldado por resistencia eléctrica apropiado para un
estabilizador hueco, para asegurar la estabilidad de circulación de
un coche, que tiene una estructura metalográfica homogénea y que es
duro en una porción soldada que incluye una porción de junta soldada
plana y las zonas afectadas por el calor y en un acero base no
incluido en la porción soldada, y es excelente en
trabajabilidad.
Se ha promovido la reducción de peso de una
carrocería como medida para mejorar el consumo de combustible de un
coche. Un estabilizador para suprimir el vaivén de una carrocería en
las curvas y de este modo asegurar la estabilidad de circulación de
la carrocería durante la circulación a alta velocidad es también uno
de los objetivos de la reducción de peso. Un estabilizador
convencional era usualmente una barra maciza trabajando a máquina
una barra de acero para darle la forma de un producto final, pero se
usa a menudo para la fabricación de un estabilizador para promover
la reducción de peso un tubo de acero, que es un material hueco tal
como un tubo de acero sin soldadura o un tubo de acero soldado por
resistencia eléctrica.
Se requiere trabajabilidad mejorada y solidez de
una porción soldada de un material usado para la fabricación de un
estabilizador, cuando al material se le da una forma complicada o
sufre un trabajo tal como unión por compresión de los extremos.
Además, se debe asegurar una buena templabilidad en un tratamiento
térmico aplicado para obtener alta resistencia a la fatiga.
Las composiciones químicas de tubos de acero
soldados por resistencia eléctrica para estabilizadores huecos se
describen en las Solicitudes de Patente Japonesa examinada N^{os}
H1-58264 y S61-45688. El documento
JP-A 11 080 899 se refiere a un tubo de acero de
alta resistencia, excelente en trabajabilidad, cuya estructura
consiste en ferrita como fase principal y martensita, bainita y
cementita como fase secundaria. El tamaño medio de grano de la
ferrita se regula a 2 \mum o menos. Sin embargo, las publicaciones
no describen la regulación del Mo, que es un elemento importante
para mejorar la templabilidad, y de este modo los tubos de acero
basados en las publicaciones son inapropiados para asegurar una
buena templabilidad durante un tratamiento térmico. Además, las
publicaciones no especifican las limitaciones cuantitativas de los
contenidos de N y O, y por lo tanto el control de dureza y óxidos
en el acero es insuficiente. Adicionalmente, ninguna de las
publicaciones incluye descripciones con respecto a su estructura
metalográfica, valor n y dureza, y es difícil mejorar la
trabajabilidad sin controlar estos puntos.
Un tubo de acero de una aleación de acero para
uso estructural y un tubo de acero de un acero al carbono para el
uso estructural de máquina o similares se usan también como tubos de
material para estabilizadores huecos en los que se requieren
propiedades tales como trabajabilidad, solidez de la porción soldada
y templabilidad. Sin embargo, un tubo de acero de un acero aleado
para uso estructural tiene un problema en la capacidad de formación
de curvas del tubo de material y un tubo de acero de un acero para
el uso estructural de máquina tiene un problema de
templabilidad.
El objetivo de la presente invención es
proporcionar un nuevo tipo de tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica que tiene propiedades apropiadas para un estabilizador
hueco para resolver los problemas en la fabricación de un
estabilizador como se apuntó anteriormente.
Lo esencial de la presente invención para
resolver dichos problemas es como sigue:
(1) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco, caracterizado por: contener,
en masa,
de 0.20 a 0,35% de C,
de 0,10 a 0,50% de Si,
de 0,30 a 1,00% de Mn,
de 0,01 a 0,10% de Al,
de 0,10 a 1,00% de Cr,
de 0,005 a 1,00% de Mo,
de 0,001 a 0,02% de Ti,
de 0,0005 a 0,0050% de B,
de 0,0010 a 0,0100% de N, y opcionalmente
0,030% o menos de P,
0,020% o menos de S y
0,015% o menos de O;
que satisface la expresión N/14
< Ti/47,9; y que tiene el resto que consiste en Fe e
inevitablemente impurezas, en el que el tubo de acero soldado por
resistencia eléctrica tiene ferrita que tiene un tamaño medio de
grano de 3 a 40 \mum como primera fase y cementita, perlita,
bainita o martensita como segunda
fase.
(2) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según el punto (1),
caracterizado adicionalmente porque el diámetro crítico ideal Di
definido por la expresión a continuación es 25,4 mm o más:
Di = (0,06 +
0,4 x%C) x (1 + 0,64 x %Si) x (1 + 4,1 x % Mn) x (1 + 2,33 x % Cr) x
(1 + 3,14 x % Mo) x {1 + 1,5 x (0,9-%C) x %
B^{2}}
(3) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según uno cualquiera de los
puntos (1) a (2), caracterizado adicionalmente porque el valor n en
la dirección axial del tubo de acero es 0,12 o más.
(4) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según uno cualquiera de los
puntos (1) a (3), caracterizado porque la diferencia de dureza entre
la porción de costura soldada por resistencia eléctrica y el acero
base es Hv 30 o menos.
(5) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según uno cualquiera de los
puntos (1) a (4), caracterizado porque el porcentaje de área de los
granos de cristal ferrítico que tienen las relaciones de aspecto de
0,5 a 3,0 es 90% o más en toda la fase de ferrita.
(6) Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según uno cualquiera de los
puntos (1) a (5), caracterizado adicionalmente por tener un tamaño
medio de grano de 20 \mum o menos en la segunda fase.
Se usa una lámina de acero laminada en caliente
que tiene una composición química específica como materia prima en
la presente invención, pero el modo de producir el material laminado
en caliente no está limitado en particular. Además, la presente
invención es satisfactoriamente aplicable a cualquier tubo de acero
soldado por resistencia eléctrica producido por conformación en
frío o conformación en caliente empleando un método de soldadura
por resistencia eléctrica usando corriente eléctrica de alta
frecuencia.
En primer lugar, se explica la composición
química de un tubo de acero.
El C es un elemento que se disuelve en estado de
disolución sólida o precipita en forma de carburos en un acero
base, e incrementa la resistencia del acero. También precipita en
forma de una segunda fase dura tal como cementita, perlita, bainita
o martensita y contribuye a la mejora de la resistencia del acero y
a la elongación uniforme. Se requiere 0,20% o más de C para
incrementar la resistencia del acero pero, cuando su contendido
excede de 0,35%, la trabajabilidad y soldabilidad se deterioran. Por
este motivo, el contenido de C está limitado al intervalo de 0,20 a
0,35%.
El Si es un elemento de endurecimiento de la
disolución sólida y es necesario 0,10% o más de Si para asegurar la
resistencia. Sin embargo, cuando su contenido excede de 0,50%, es
posible que se formen durante la soldadura de costura por
resistencia eléctrica inclusiones del sistema Si-Mn,
que constituyen defectos de soldadura, que afectan adversamente a
la solidez de la porción soldada por resistencia eléctrica. El
contenido de Si está por lo tanto limitado al intervalo de 0,10 a
0,50%. Preferentemente, el contenido de Si está dentro del intervalo
de 0,10 a 0,30%.
El Mn es un elemento para mejorar la resistencia
del acero y la templabilidad pero, cuando su contenido está por
debajo de 0,30%, no se puede obtener suficiente resistencia en el
templado. Por otra parte, cuando el contenido excede de 1,00%, la
soldabilidad y la solidez de la porción soldada son adversamente
afectadas. El contenido de Mn está por lo tanto limitado al
intervalo de 0,30 a 1,00%.
El Al es un elemento indispensable que se usa
como agente para desoxidar el acero fundido que se usa como agente
para desoxidar acero fundido y es también un elemento que fija el N
y, por consiguiente, su contenido tiene una influencia
significativa en el tamaño de los granos de cristal y en las
propiedades mecánicas de un acero. Se requiere un contenido de Al
de 0,01% o más para conseguir estos efectos, pero cuando su
contenido excede de 0,10%, se forman inclusiones no metálicas en
cantidad y es probable que aparezcan defectos de superficie en el
producto final. Por este motivo, el contenido de Al está limitado al
intervalo de 0,01 a 0,10%.
El Cr es un elemento para mejorar la
templabilidad y tiene los efectos de hacer precipitar los carburos
del tipo M_{23}C_{6} en la matriz y de este modo elevar la
resistencia y hacer más finos los carburos. Cuando el contenido de
Cr está por debajo de 0,10%, no se espera que estos efectos se noten
suficientemente. Por otra parte, cuando el contenido excede de
0,10%, es probable que se formen penetradores durante la soldadura.
Por este motivo, el contenido de Cr está limitado al intervalo de
0,10 a 1,0%.
El Mo es un elemento que mejora la
templabilidad, y endurece el acero en disolución sólida y estabiliza
los carburos del tipo M_{23}C_{6}. Cuando su contenido está por
debajo de 0,005%, estos efectos no aparecen suficientemente. Por
otra parte, cuando su contenido está en exceso de 1,00%, precipitan
fácilmente carburos gruesos, deteriorando la tenacidad. Por este
motivo, el contenido de Mo está limitado al intervalo de 0,005 a
1,0%.
El Ti funciona para mejorar estable y
efectivamente la templabilidad obtenida por la adición de B. Cuando
su contenido está por debajo de 0,001%, sin embargo, no se espera un
efecto tangible. Por otra parte, cuando su contenido está en exceso
de 0,02%, la tenacidad tiende a deteriorarse. Por este motivo, el
contenido de Ti está limitado al intervalo de 0,001 a 0,02%.
Preferentemente, su contenido va a estar dentro del intervalo en el
que se satisface la expresión N/14 < Ti/47,9.
El B es un elemento para mejorar
significativamente la templabilidad de un material de acero con la
adición en una pequeña cantidad, y tiene también los efectos de
fortalecer los bordes de grano y mejorar el endurecimiento de la
precipitación formando compuestos tales como M_{23}(C,
B)_{6}. Cuando su cantidad de adición está por debajo de
0,0005%, no se espera efecto de mejora de la templabilidad. Por otra
parte, cuando se añade en exceso de 0,0050%, tiende a formarse una
fase gruesa que contiene B y, además, es probable que tenga lugar
una fragilización. Por este motivo, el contenido de B está limitado
al intervalo de 0,0005 a 0,0050%.
El N es uno de los elementos importantes para
hacer precipitar nitruros o carbonitruros y de este modo mejorar la
resistencia del acero. El efecto aparece cuando se añade N al
0,0010% o más pero, cuando se añade en exceso del 0,01%, la
tenacidad tiende a deteriorarse debido al engrosamiento de los
nitruros y al endurecimiento por precipitación por el soluto N. Por
este motivo, su contenido está limitado al intervalo de 0,0010 a
0,0100%.
El P es un elemento que afecta adversamente a la
resistencia y tenacidad de las grietas de la soldadura y por lo
tanto su contenido está limitado a 0,030% o menos. Preferentemente,
su contenido es 0,020% o menos.
El S tiene una influencia en las inclusiones no
metálicas en un acero, deteriora las propiedades de curvado y
aplastamiento de un tubo de acero, y provoca que se deteriore la
tenacidad y que se incremente la anisotropía y la susceptibilidad
de grietas de recalentamiento. También influye en la solidez de una
porción soldada. Por este motivo, el contenido de S está limitado a
0,020% o menos. Preferentemente, su contenido va a ser 0,010%.
El O no solo provoca la formación de óxidos que
afectan adversamente a la tenacidad sino también forma óxidos que
desencadenan la fractura por fatiga, deteriorando la resistencia a
la fatiga. Por este motivo, el límite superior de su contenido se
sitúa en 0,015%.
El diámetro crítico ideal Di (mm) definido por
la expresión a continuación influye en la dureza de templado
después de que un tubo de acero se transforma en un estabilizador
hueco. Cuando el valor de Di está por debajo de 25,4 mm, no se
obtiene la dureza requerida y, por lo tanto, el límite inferior de
su valor se sitúa en 25,4 mm.
Di = (0,6 + 0,4
x %C) x (1 + 0,64 x %Si) x (1 + 4,1 x % Mn) x (1 + 2,33 x %Cr) x (1
+ 3,14 x % Mo) x {1 + 1,5 x (0,9 -%C) x
%B^{2}}.
Adicionalmente, en la preparación de un tubo de
acero, cuando el valor n en la dirección axial está por debajo de
0,12, no se obtiene la notable mejora de trabajabilidad. Por lo
tanto, el valor n está limitado a 0,12 o más alto. Preferentemente,
el valor n es 0,15 o más alto.
La concentración de tensión, que provoca
fractura por fatiga, es probable que ocurra en la porción ablandada
provocada por la soldadura y en la porción endurecida de las zonas
afectadas por el calor de la soldadura. Por lo tanto, homogeneizar
la dureza en la dirección circunferencial de un tubo de acero es una
medida efectiva para mejorar la resistencia a la fatiga. Cuando la
diferencia entre la dureza máxima y la dureza mínima del material
base y la porción de costura soldada por resistencia eléctrica que
incluye las zonas afectadas por el calor de la soldadura es 30 Hv o
menos, se alivia la concentración de tensión y se mejora la
resistencia a la fatiga.
A continuación se explica la estructura
metalográfica de un producto de tubo de acero.
Las observaciones metalográficas de la fase de
ferrita y la segunda fase de un tubo de acero según la presente
invención se llevaron a cabo usando un microscopio óptico y un
microscopio electrónico de barrido sobre una superficie de una
sección pulida paralela a la dirección longitudinal del tubo de
acero después de pulir con un paño la superficie de la sección y
atacarla con nital. Adviértase que los granos de la segunda fase que
tienen tamaños por debajo de 0,5 \mum no se contaron en el
cálculo del tamaño medio.
Cuando el tamaño medio de grano de la fase de
ferrita en una sección paralela a la dirección longitudinal de un
tubo de acero está por debajo de 3 \mum, la elongación uniforme se
deteriora y, cuando excede de 40 \mum, no se espera que la
elongación uniforme mejore más y, de este modo, no se obtiene una
notable mejora de la trabajabilidad. Por este motivo, se define que
el intervalo del tamaño medio de grano de la fase de ferrita sea de
3 a 40 \mum. Preferentemente, el tamaño medio está dentro del
intervalo de 3 a 20 \mum.
Cuando una relación de aspecto, que es la
relación del lado largo al lado corto de una fase de ferrita, en
una superficie de la sección paralela a la dirección longitudinal de
un tubo de acero está por debajo de 0,5 o por encima de 3,0, la
elongación del tubo de acero se vuelve irregular en las direcciones
axial, circunferencial y del grosor de la pared, se reduce el
efecto de la ductilidad y, de este modo, se vuelve imposible obtener
la notable mejora de trabajabilidad. Por este motivo, la relación
de aspecto del lado largo al lado corto está limitada al intervalo
de 0,5 a 3,0. Preferentemente, la relación de aspecto del lado largo
al lado corto está dentro del intervalo de 0,5 a 2,0.
Adicionalmente, cuando el porcentaje del área de
los granos de cristal que tienen relaciones de aspecto, cada una de
los cuales es la relación del lado largo al lado corto de la fase de
ferrita, de 0,5 a 3,0 está por debajo de 90%, se reduce el efecto
de mejora de la ductilidad y se vuelve imposible obtener la notable
mejora de trabajabilidad. Por este motivo, el porcentaje del área
de los granos cristalinos que tienen las relaciones de aspecto del
lado largo al lado corto de 0,5 a 3,0 está limitado al 90% o
más.
Cuando el tamaño medio de la segunda fase en la
superficie de la sección paralela a la dirección longitudinal de un
tubo de acero excede de 20 \mum, no se puede esperar la mejora de
la elongación uniforme y de este modo no se obtiene la notable
mejora de la trabajabilidad. Por este motivo, el tamaño medio de la
segunda fase está limitado a 20 \mum o menos. Preferentemente, el
tamaño medio de la segunda fase va a ser 10 \mum o menos y va a
ser igual al tamaño medio de grano ferrítico o menor.
Los aceros que tienen las composiciones químicas
listadas en la Tabla 1 se fundieron y moldearon en forma de
bloques. Los bloques se calentaron a continuación hasta 1.150ºC y se
laminaron en caliente en forma de láminas de acero de 6,5 mm de
grosor a una temperatura de acabado de laminación de 890ºC y a una
temperatura de enrollamiento de 630ºC. Las láminas de acero
enrolladas en caliente obtenidas de este modo se cortaron y se
formaron con ellas tubos de acero de 89,1 mm de diámetro exterior
por soldadura de costura por inducción a alta frecuencia. Los tubos
de acero originales se calentaron subsecuentemente a 980ºC por
calentamiento por inducción a alta frecuencia y a continuación se
sometieron a laminado para reducción de diámetro para obtener como
producto tubos de acero de 28 mm de diámetro interno y 7,5 mm de
grosor de pared.
Además de lo anterior, usando los tubos de acero
originales del acero del símbolo de referencia N en la Tabla 1, se
produjeron como producto de tubos de acero de 25 mm de diámetro y
6,0 mm de grosor de pared por medio de laminado para reducción de
diámetro en diferentes condiciones, y se evaluaron el valor n, la
dureza y la estructura metalográfica de cada uno de los tubos
obtenidos de este modo. Los resultados se muestran en la Tabla
2.
El valor n se midió por medio de un ensayo de
tracción de cada uno de los tubos producto obtenidos de este modo.
La trabajabilidad se evaluó por medio de un ensayo de abocardado, un
ensayo de doblado 2D a 90ºC y un ensayo de aplastamiento del
extremo, y las muestras que no mostraron grietas en las porciones de
costura soldada se evaluaron como buenas en trabajabilidad. Y se
midió también la distribución de dureza en cada uno de los aceros
base y las porciones de costura soldada incluyendo las zonas
afectadas por el calor y las muestras que muestran diferencias de
dureza \DeltaHv de 30 o menos se evaluaron como buenas.
En los Ejemplos de la invención (símbolos de
referencia B, E, H, K, N, Q y S) mostrados en la Tabla 1, que
estaban dentro de los intervalos de la presente invención, se
satisfacía el intervalo deseado de diámetro crítico ideal y no
aparecieron grietas en el ensayo de doblado y en el ensayo de
aplastamiento del extremo. En contraste, en los ejemplos
comparativos, que estaban fuera de los intervalos de la presente
invención, la trabajabilidad era pobre como se describe a
continuación.
En los Ejemplos comparativos (símbolos de
referencia A, D, G, J, M y P), los contenidos de los elementos
necesarios para asegurar la templabilidad eran insuficientes y no
se satisfizo el intervalo deseado de diámetro crítico ideal. En el
Ejemplo comparativo de símbolo de referencia C, la trabajabilidad
era baja porque el contenido de C excedía del intervalo prescrito
según la presente invención y, de este modo, aparecieron grietas en
el ensayo de doblado y en el ensayo de aplastamiento del extremo.
El contenido de Si en el Ejemplo comparativo del símbolo de
referencia F y el contenido de Mn en el Ejemplo comparativo del
símbolo de referencia R estaban por encima de los intervalos
respectivos especificados en la presente invención y,
consecuentemente, se formaron inclusiones de Si-Mn
durante la soldadura de costura, disminuyó la trabajabilidad de la
unión soldada y, como resultado, aparecieron grietas en el ensayo
de doblado y en el ensayo de aplastamiento del extremo.
\newpage
En el Ejemplo comparativo de símbolo de
referencia L, el contenido de Cr estaba por encima del intervalo
prescrito según la presente invención y, consecuentemente,
aparecieron muchos penetradores durante la soldadura de costura y,
como resultado, aparecieron grietas en el ensayo de doblado y en el
ensayo de aplastamiento del extremo. En el Ejemplo comparativo de
símbolo de referencia T, el contenido de O estaba por encima del
intervalo prescrito según la presente invención y,
consecuentemente, se formaron óxidos en grandes cantidades y, como
resultado, aparecieron grietas en el ensayo de doblado y en el
ensayo de aplastamiento del extremo. En el Ejemplo comparativo de
símbolo de referencia I, el contenido de Ti estaba por encima del
intervalo prescrito según la presente invención y,
consecuentemente, se deterioró la tenacidad y, como resultado,
aparecieron grietas en el ensayo de aplastamiento del extremo. En
el Ejemplo comparativo del símbolo de referencia O, el contenido de
Mo estaba por encima del intervalo prescrito según la presente
invención y, consecuentemente, se formaron carburos gruesos en
grandes cantidades y, como resultado, aparecieron grietas en el
ensayo de doblado y en el ensayo de aplastamiento del extremo.
Como referencia, en los Ejemplos de la invención
mostrados en la Tabla 1, el valor n era de 0,10 a 0,11, la
diferencia de dureza era Hv 32, el tamaño medio de grano de ferrita
era de 41 a 45 \mum, el porcentaje de área de los granos
cristalinos ferríticos que tienen relaciones de aspecto de 0,5 a 3,0
era de 86 a 89% en toda la fase de ferrita, y el tamaño medio de la
segunda fase era de 21 a 25 \mum.
En los Ejemplos comparativos mostrados en la
Tabla 2, que estaban fueran de los intervalos de la presente
invención, la trabajabilidad era pobre como se describe a
continuación.
En el Ejemplo comparativo Nº 1, la
trabajabilidad era baja porque el valor n era bajo y, como
resultado, aparecieron grietas en el ensayo de aplastamiento del
extremo. En el Ejemplo comparativo Nº 2, la trabajabilidad era baja
porque la diferencia de dureza era tan alta como Hv 51 y, como
resultado, aparecieron grietas en el ensayo de aplastamiento del
extremo. En el Ejemplo comparativo Nº 5, la elongación uniforme era
baja porque el tamaño medio de grano de la ferrita era tan pequeño
como 1 \mum y, como resultado, aparecieron grietas en el ensayo
de aplastamiento del extremo. En el Ejemplo comparativo Nº 7, el
tamaño medio de grano de la ferrita era tan grande como 50 \mum,
la trabajabilidad en los bordes de grano con la segunda fase era
baja y, además, la diferencia de dureza era alta, y como resultado,
aparecieron grietas en el ensayo de doblado y en el ensayo de
aplastamiento del extremo.
En el Ejemplo comparativo Nº 8, la
trabajabilidad era baja porque el porcentaje de área de los granos
cristalinos ferríticos que tienen las relaciones de aspecto de 0,5
a 3,0 eran tan bajo como 75% en toda la fase de ferrita y el valor
n era tan bajo como 0,09 y, como resultado, aparecieron grietas en
el ensayo de aplastamiento del extremo. En el Ejemplo comparativo
Nº 10, el tamaño medio de la segunda fase era tan grande como 45
\mum y la diferencia de dureza era Hv 37 y, como resultado,
aparecieron grietas en el ensayo de doblado y en el ensayo de
aplastamiento del extremo.
En contraste, en los Ejemplos de la invención
(N^{os} 2, 4, 6, 9 y 11), no aparecieron grietas ni en el ensayo
de doblado ni en ensayo de aplastamiento del extremo.
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(Tabla pasa a página
siguiente)
Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según la presente invención
tiene una estructura metalográfica homogénea en la porción de
costura soldada por resistencia eléctrica y en el acero base, una
pequeña diferencia de dureza entre la porción de costura soldada por
resistencia eléctrica y el acero base, y excelente trabajabilidad
y, como resultado, es capaz de contribuir a reducir el peso de la
carrocería y simplificar los procedimientos de fabricación.
Claims (5)
1. Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco caracterizado por
contener, en masa,
de 0,20 a 0,35% de C,
de 0,10 a 0,50% de Si,
de 0,30 a 1,00% de Mn,
de 0,01 a 0,10% de Al,
de 0,10 a 1,00% de Cr,
de 0,005 a 1,00% de Mo,
de 0,001 a 0,02% de Ti,
de 0,0005 a 0,0050% de B,
de 0,0010 a 0,0100% de N, y opcionalmente
0,030% o menos de P,
0,020% o menos de S y
0,015% o menos de O;
que satisface la expresión N/14
< Ti/47,9; y que tiene el resto que consiste en Fe e
inevitablemente impurezas, en el que el tubo de acero soldado por
resistencia eléctrica tiene ferrita, que tiene un tamaño medio de
grano de 3 a 40 \mum, como primera fase y cementita, perlita,
bainita o martensita como segunda
fase.
2. Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según la reivindicación 1,
caracterizado adicionalmente porque el diámetro crítico ideal
Di definido por la expresión a continuación es 25,4 mm o más:
Di = (0,6 + 0,4
x %C) x (1 + 0,64 x %Si) x (1 + 4,1 x % Mn) x (1 + 2,33 x %Cr) x (1
+ 3,14 x % Mo) x {1 + 1,5 x (0,9 -%C) x
%B^{2}}.
3. Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según la reivindicación 1 o
2, caracterizado adicionalmente porque el valor n en la
dirección axial del tubo de acero es 0,12 o más.
4, Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según una cualquiera de las
reivindicaciones 1 a 3, caracterizado porque la diferencia de
dureza entre la porción de costura soldada por resistencia
eléctrica y el acero base es Hv 30 o menos.
5. Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según una cualquiera de las
reivindicaciones 1 a 4, caracterizado porque el porcentaje de
área de los granos de cristal ferrítico que tienen las relaciones
de aspecto de 0,5 a 3,0 es 90% o más en toda la fase de ferrita.
6. Un tubo de acero soldado por resistencia
eléctrica para un estabilizador hueco según una cualquiera de las
reivindicaciones 1 a 5, caracterizado adicionalmente por
tener un tamaño medio de grano de 20 \mum o menos en la segunda
fase.
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