ES2569955T3 - Tubo de acero para inflador de airbag y procedimiento de producción del mismo - Google Patents

Abstract

Un tubo de acero para ser utilizado en un inflador de airbag, que tiene una composición de acero que consiste, en masa porcentual, en C: 0,05 - 0,20%, Si: 0,1 - 1,0%, P: como mucho 0,025%, S: como mucho 0,010%, Cr: 0,05 - 1,45%, Al: como mucho 0,10%, Ti y Mn en cantidades que satisfacen las siguientes ecuaciones (1) y (2) y (3), Ti <= 0,02 %................................(1) 0,4 % <= Mn+40 Ti<= 1,2 %......(2) Mn <= 1,0 %.................................(3) Mo: 0 - 1,0%, Ni: 0 - 1,5%, V: 0 - 0,2%, B: 0 - 0,005%, Cu: 0 - 0,5%, Nb: 0 - 0,1%, Ca: 0 - 0,01%, Mg: 0 - 0,01%, REM: 0 - 0,01%, y un resto de Fe e impurezas, en el que la relación (denominada a continuación {110}L/T) de la relación de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en un corte transversal perpendicular a la dirección axial L del tubo de acero con respecto a la relación de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en un corte transversal perpendicular a la dirección circunferencial T del tubo de acero es, como mucho, 50 y el tubo de acero tiene una resistencia a la tracción en la dirección circunferencial de al menos 900 MPa y una vTrs100 en la dirección circunferencial de -40°C o inferior.

Description

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DESCRIPCION

Tubo de acero para inflador de airbag y procedimiento de produccion del mismo Campo tecnico

La presente invencion versa acerca de un tubo de acero para un inflador de airbag (un tubo de acero para ser utilizado en un inflador de airbag) que tiene una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa de resistencia a la traccion junto con una buena tenacidad y una resistencia al estallido a baja temperature, tal que no experimenta fractura por fragilidad a -40°C y, preferentemente, a -60°C y no tiene propagacion de fisuras en una prueba de estallido con presion estatica a tal baja temperature, y acerca de un procedimiento para su fabricacion.

Tecnica antecedente

Los sistemas de airbag (cojrn neumatico) que se proporcionan para el asiento del conductor y el asiento del pasajero delantero para aumentar la seguridad de los automoviles ya estan formando parte del equipamiento estandar. Un sistema convencional de airbag emplea un producto qmmico explosivo para generar un gas para inflar un airbag. Sin embargo, debido a un deseo de una respuesta en la velocidad del inflado del airbag y del control de la presion del gas de inflado, se ha desarrollado y se emplea cada vez mas otro tipo de sistema de airbag, que almacena un gas a alta presion para inflar un airbag en un tubo de acero denominado inflador (o acumulador).

Un inflador tfpico tiene una estructura en la que un tubo de acero que tiene ambos extremos reducidos mediante estrechamiento esta cerrado en un extremo mediante la soldadura de una placa de cierre al mismo y tiene un mecanismo de activacion del airbag montado en el otro extremo. Cuando se detecta una colision, se descarga de golpe el gas a alta presion almacenado en el inflador al interior del airbag. En consecuencia, un tubo de acero para un inflador de airbag experimenta esfuerzos en un periodo de tiempo sumamente breve con una tasa de deformacion elevada. Por lo tanto, a diferencia de miembros estructurales convencionales, tales como cilindros de presion y tubenas de conduccion, se requiere que un tubo de acero para un inflador de airbag tenga una resistencia elevada, una resistencia excelente al estallido y una buena tenacidad, ademas de una precision dimensional elevada y una trabajabilidad y una soldabilidad buenas. Dado que los automoviles se utilizan incluso en climas fnos, se debena garantizar la resistencia al estallido a una temperatura de solo -40°C o inferior.

En los documentos JP-A 10-140238, JP-A 2002-194501, JP-A 2002-294339, JP-A 2003-171738, WO2004/003241, JP-A 2004-107756 y JP-A 2008-325641, por ejemplo, se describen un tubo de acero para un airbag que es adecuado para ser utilizado como un inflado y un procedimiento para su fabricacion. Sin embargo, aunque la tecnologfa descrita en estas publicaciones de patente tiene como objetivo proporcionar un tubo de acero para un inflador de airbag que tenga una resistencia elevada y una tenacidad elevada, la resistencia a la traccion conseguida para los primeros cuatro documentos se encuentra al nivel de 800 MPa o 900 MPa y es, como mucho, de 947 MPa, y ninguno de los documentos da a conocer tubos que tengan una resistencia elevada del nivel de al menos 900 MPa junto con una excelente tenacidad.

Divulgacion de la invencion

Como resultado de la creciente tendencia en los ultimos anos hacia reducciones en el peso de los automoviles para aumentar el ahorro en el consumo de combustible, ha llegado a existir una demanda de un sistema de airbag que tenga un tamano y un peso reducidos. Para satisfacer esta demanda, es necesario que un inflador tenga una presion elevada y un menor grosor de pared. Para lograr estos, existe una demanda de un tubo de acero para un inflador de airbag que tenga una mayor resistencia a la traccion que en el pasado mientras que tenga, al mismo tiempo, una excelente tenacidad.

Desde el punto de vista de la seguridad, tambien es importante que un tubo de acero para un inflador de airbag tenga una buena resistencia al estallido. Esta buena resistencia al estallido se demuestra en una prueba de estallido con presion estatica a -40°C o inferior al no producirse una fractura por fragilidad y al no extenderse las fisuras por toda la longitud del tubo de acero y al no extenderse, preferentemente, en absoluto.

Un objeto de la presente invencion es proporcionar un tubo de acero de resistencia elevada para un inflador de airbag que tiene una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa y una tenacidad elevada, segun pone de manifiesto un 100% de fractura ductil en una prueba de impacto Charpy a - 40°C o inferior, al igual que la buena resistencia descrita anteriormente al estallido, y un procedimiento para su fabricacion.

Otro objeto de la presente invencion es proporcionar un tubo de acero de alta resistencia para un inflador de airbag que, ademas de las propiedades descritas anteriormente, tenga una precision dimensional, una trabajabilidad y una soldabilidad buenas.

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Segun la presente invencion, se pueden conseguir los objetos descritos anteriormente seleccionando una composicion espedfica de acero para un tubo de acero y controlando el trabajo en fno aplicado al tubo, de forma que se obtenga una textura adecuada del acero.

Por lo tanto, la presente invencion es un tubo de acero para un inflador de airbag que tiene una composicion de acero que comprende, en masa porcentual, C: 0,05 - 0,20%, Si: 0,1 -1,0%, P: como mucho 0,025%, S: como mucho 0,010%, Cr: 0,05 - 1,45%, Al: como mucho 0,10%, uno o ambos de Ti y Mn en cantidades que satisfagan las siguientes ecuaciones (1), (2) y (3),

Ti < 0,02% ..... (1)

0,4% < Mn + 40Ti < 1,2% ..... (2),

Mn < 1,0%....(3),

Mo: 0 - 1,0%, Ni: 0 - 1,5%, V: 0 - 0,2%, B: 0 - 0,005%, Cu: 0 - 0,5%, Nb: 0 - 0,1%, Ca: 0 - 0,01%, Mg: 0 - 0,01%,

REM: 0 - 0,01%, y un resto de Fe e impurezas, en el que la relacion (denominada a continuacion {110}L/T) de la

relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en un corte transversal perpendicular a la direccion axial L del tubo de acero con respecto a la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medido en un corte transversal perpendicular a la direccion circunferencial del tubo de acero es, como mucho, 50 y el tubo de acero tiene una resistencia a la traccion de al menos 900 MPa y una tenacidad vTrs100 en la direccion circunferencial de -40°C o inferior.

En una realizacion, la composicion de acero contiene uno o mas elementos seleccionados de al menos un grupo de los siguientes grupos (I), (II) y (III):

(I) uno o mas de Mo: 0,05 -1,0%, Ni: 0,05 -1,5%, V: 0,01 -0,2% y B: 0,0003 - 0,005%,

(II) uno o mas de Cu: 0,05 - 0,5% y Nb: 0,003 - 0,1%, y

(III) uno o mas de Ca: 0,0003 - 0,01%, Mg: 0,0003 - 0,01% y REM: 0,0003 - 0,01%.

Preferentemente, el valor de {110}L/T es, como mucho, 30 y, mas preferentemente, es, como mucho, 20 con una resistencia a la traccion de al menos 1000 MPa. Como resultado, se aumenta adicionalmente la tenacidad del tubo de acero, de forma que no se exhiba una fractura por fragilidad en una prueba de impacto Charpy a -60°C y se exhiba una buena resistencia al estallido incluso a -60°C.

Preferentemente, un tubo de acero para un inflador de airbag segun la presente invencion no experimenta un tratamiento termico a una temperatura del punto de transformacion Ac1 del acero o superior despues de un trabajo en fno. Como resultado, se puede garantizar una precision dimensional elevada.

Se puede fabricar un tubo de acero para un inflador de airbag segun la presente invencion por medio de un procedimiento que comprende fabicar un tubo inicial de un acero que tiene una composicion preestablecida de acero segun se ha descrito anteriormente, calentar el tubo hasta una temperatura de al menos el punto de transformacion Ac1 del acero seguido por revenido, templar el tubo revenido a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac-i, luego llevando a cabo un trabajo en fno en el tubo, de forma que produzca una reduccion total del area de, como mucho, un 65%, y de forma que la relacion {110}L/T sea, como mucho, 50 y, preferentemente, subsiguientemente someter al tubo a un recocido para la atenuacion de tensiones a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac1.

El trabajo en fno puede llevarse a cabo una vez o varias veces. Al llevar a cabo este trabajo, de forma que la reduccion del area (la reduccion total del area cuando se lleva a cabo el trabajo varias veces) sea como mucho el 65%, se puede obtener una estructura que satisfaga los requisitos descritos anteriormente para {110}L/T. En particular, cuando la reduccion del area es, como mucho, de 40%, es posible fabricar un tubo de acero que tenga un valor de {110}L/T, como mucho, 30 y que exhiba una tenacidad y una resistencia al estallido aun mejores.

Segun la presente invencion, se puede proporcionar de forma estable con certeza un tubo de acero que tenga una resistencia elevada y una excelente tenacidad a baja temperatura. Tiene una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa de resistencia a la traccion, muestra un 100% de fractura ductil en una prueba de impacto Charpy a -40°C o inferior y, preferentemente, a -60°C o inferior, y no exhibe una propagacion de fisuras en una prueba de estallido con presion estatica a -40°C y, preferentemente a -60°C. Segun se muestra a continuacion en ejemplos, los resultados de una prueba de impacto Charpy y los resultados de una prueba de estallido con presion estatica se correlacionan estrechamente entre sb En consecuencia, aunque no se lleve a cabo una prueba de estallido con presion estatica en la que se rompa un tubo de acero, se puede prever la resistencia al estallido de un tubo de acero a una baja temperatura a partir de los resultados de una prueba de impacto Charpy.

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Se puede fabricar este tubo de acero para un inflador de airbag sin llevar a cabo un tratamiento termico a una temperature superior al punto de transformacion Aci despues de un trabajo en fno, de forma que tenga una buena precision dimensional, y su trabajabilidad y soldabilidad tambien son buenas.

La presente invencion hace que sea posible reducir el tamano y el peso de un sistema de airbag, de forma que contribuya a una mejora en el ahorro en el consumo de combustible de los automoviles.

Breve descripcion de los dibujos

La Figura 1 es un diagrama esquematico que explica la superficie perpendicular a la direccion axial L de un tubo de acero (la superficie L) y la superficie perpendicular a la direccion circunferencial T del tubo de acero (la superficie T).

Mejor modo para llevar a cabo la invencion

(A) Composicion quimica del acero

Un tubo de acero para un inflador de airbag segun la presente invencion tiene la composicion espedfica descrita anteriormente de acero. Esta composicion de acero tiene contenido de Ti y Mn que satisfacen las siguientes ecuaciones (1) y (2) (en las ecuaciones, Ti y Mn significan sus conenidos respectivos en masa porcentual):

Ti < 0,02% ..... (1)

0,4% < Mn + 40Ti < 1,2% ..... (2)

El contenido de uno cualquiera de Ti y Mn puede ser cero por ciento.

Las razones por las que los intervalos del contenido de cada uno de los elementos en una composicion de acero segun la presente invencion estan limitados segun se ha descrito anteriormente son las siguientes. Los porcentajes en la composicion de acero son todos porcentajes en masa.

C: 0,05 -0,20%

El carbono (C) es un elemento que es eficaz para aumentar de forma economica la resistencia del acero. Si el contenido del mismo es inferior a 0,05%, es diffcil obtener una resistencia deseada a la traccion de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa. Por otra parte, si el contenido de C supera el 0,20%, se reducen la trabajabilidad y la soldabilidad.

Un intervalo preferente para el contenido de C es de 0,08 - 0,20%, y un intervalo mas preferente es de 0,12 - 0,17%.

Si: 0,1 -1,0%

El silicio (Si) tiene una accion desoxidante, y tambien aumenta la endurecibilidad y la resistencia del acero. Para obtener de forma adecuada estos efectos, se hace que el contenido de Si sea de al menos un 0,1%. Sin embargo, si el contenido de Si supera el 1,0%, se reduce la tenacidad. Un intervalo preferente del contenido de Si es de 0,2 - 0,5%.

P: como mucho 0,025%

El fosforo (P) provoca una reduccion en la tenacidad debida a una segregacion del plano de exfoliacion. La reduccion de la tenacidad se vuelve particularmente notable cuando el contenido de P supera el 0,025%. Preferentemente, el contenido de P es, como mucho, 0,020% y aun mas preferentemente, como mucho, 0,015%.

S: como mucho 0,010%

El azufre (S) reduce la tenacidad, particularmente en la direccion T, es decir, la direccion circunferencial de un tubo de acero. En particular, si el contenido de S supera el 0,010%, hay una reduccion notable en la tenacidad en la direccion T de un tubo de acero. Preferentemente, el contenido de S es, como mucho, 0,005% y aun mas preferentemente, como mucho, 0,003%.

Cr: 0,05 -1,45%

El cromo (Cr) es eficaz para aumentar la resistencia y la tenacidad del acero. Si el contenido del mismo es inferior al 0,05%, es dificil obtener este efecto. Sin embargo, si su contenido supera el 1,45%, da lugar a una reduccion en la tenacidad de las soldaduras. Un intervalo preferente para el contenido de Cr es de 0,2 - 1,0%, y un intervalo mas preferente es de 0,4 - 0,8%.

Al: como mucho 0,10%

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El aluminio (Al) es un elemento que tiene una accion desoxidante y que es eficaz para aumentar la tenacidad y la trabajabilidad. Sin embargo, la presencia de Al en una cantidad superior al 0,10% provoca que se produzcan notablemente marcas de arena. El contenido de Al puede encontrarse al nivel de una impureza, por lo que no tiene un lfmite inferior particular, pero es, preferentemente, de al menos 0,005%. Un intervalo preferente para el contenido de Al es de 0,005 - 0,05%. En la presente invencion, el contenido de Al hace referencia al contenido de Al soluble en acido (denominado Al sol.).

Con la composicion basica de acero descrita anteriormente, para garantizar una tenacidad requerida para un tubo de acero para un inflador de airbag y para obtener una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa, se controlan los contenidos de Mn y de Ti, de forma que se satisfagan las ecuaciones (1) y (2) descritas anteriormente.

Ti: 0 -0,02%

No es necesario anadir titanio (Ti) a una composicion de acero de la presente invencion, pero cuando se anade, se hace su contenido como mucho un 0,02%, de forma que se satisfaga la ecuacion (1). No hay un lfmite inferior particular, y puede estar presente al nivel de una impureza.

Si se anade, Ti es un elemento que tiene una accion desoxidante. Ademas, tiene una fuerte afinidad por N, y a temperaturas elevadas, existe de forma estable como un nitruro de Ti. En consecuencia, suprime el crecimiento de la granularidad de los cristales en el momento de laminacion en caliente y contribuye a un aumento de la tenacidad. Para obtener tal efecto del Ti, el contenido de Ti es, preferentemente, de al menos 0,003%. Sin embargo, si el contenido de Ti supera el 0,02%, la tenacidad termina disminuyendo. En consecuencia, se anade Ti, preferentemente, en el intervalo de 0,003 - 0,02%.

Mn: como mucho 1,0%

El manganeso (Mn) es un elemento que tiene una accion desoxidante y que es eficaz para aumentar la endurecibilidad del acero y para aumentar la resistencia y la tenacidad.

Puede que no se obtengan una dureza y una tenacidad suficientes cuando el contenido del mismo es inferior al 0,20%, por lo que el contenido de Mn es, preferentemente, de al menos 0,20%. Por otra parte, si el contenido de Mn supera el 1,0%, el MnS puede engrosar, y el MnS engrosado, cuando se extiende durante la laminacion en caliente, provoca que se reduzca la tenacidad. Por lo tanto, el contenido de Mn es, preferentemente, de 0,20 - 1,0% y mas preferentemente de 0,4 - 0,8%.

Se controlan los contenidos de Ti y de Mn de forma que se satisfaga la ecuacion (2). Si el valor de (Mn + 40Ti) es menor que un 0,4% o mayor que un 1,2%, no se puede obtener la resistencia elevada y/o la tenacidad elevada deseadas. Preferentemente, el valor de (Mn + 40Ti) es de al menos un 0,6% y, como mucho, 1,0%.

Con el objeto de mejorar adicionalmente la resistencia, la resistencia al estallido y/o la soldabilidad de un acero, ademas de los elementos descritos anteriormente, se pueden anadir uno o mas de Mo, Ni, Cu, V, Nb, B, Ca, Mg y REM en los intervalos descritos a continuacion a la composicion de acero para un tubo de acero segun la presente invencion.

Mo, Ni, B, V:

Cada uno de molibdeno (Mo), mquel (Ni), boro (B) y vanadio (V) tiene el efecto de aumentar la endurecibilidad, por lo que se pueden anadir uno o mas de estos como un elemento opcional, si es necesario.

Mo tambien tiene el efecto de aumentar la resistencia mediante un endurecimiento por solubilizacion y un endurecimiento estructural. Se obtienen estos efectos de Mo incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de Mo es, preferentemente, de al menos 0,05%. Sin embargo, si el contenido de Mo supera el 0,50%, se endurecen las soldaduras y, por lo tanto, se reduce la tenacidad. Por lo tanto, cuando se anade, el contenido de Mo es preferentemente de 0,05 - 1,0%, mas preferentemente de 0,05 - 0,50% y aun mas preferentemente de 0,1 - 0,40%.

Ni tambien tiene el efecto de aumentar la tenacidad. Se obtiene este efecto de Ni incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de Ni es, preferentemente, de al menos un 0,05%. Sin embargo, Ni es un elemento caro, y los costes aumentan notablemente en particular cuando el contenido del mismo supera un 1,5%. Por lo tanto, cuando se anade Ni, su contenido es preferentemente de 0,05 -1,5% y mas preferentemente de 0,1 -1,0%.

Se obtiene el efecto de B sobre el aumento de la endurecibilidad incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de B es, preferentemente, de al menos un 0,0003%. Sin embargo, si el contenido de B supera un 0,005%, se reduce la tenacidad. Por lo tanto, cuando se anade B, su contenido es, preferentemente, de 0,0003 - 0,005%. Un intervalo mas preferente para el contenido de B es de 0,0003 - 0,002%.

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Se obtiene el efecto de V sobre el aumento de la endurecibilidad incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza. V tambien tiene el efecto de aumentar la resistencia mediante un endurecimiento estructural. Se obtiene este efecto de V cuando su contenido es de al menos un 0,01%, pero si su contenido supera el 0,2%, se reduce la tenacidad. En consecuencia, cuando se anade V, su contenido es preferentemente de 0,01 - 0,2%. Un intervalo mas preferente para el contenido de V es de 0,03 - 0,10%.

Cu, Nb:

Cada uno de cobre (Cu) y niobio (Nb) tiene el efecto de aumentar la tenacidad por lo que, si es necesario, se puede anadir uno o ambos de estos elementos como elementos opcionales.

Se puede obtener el efecto de Cu sobre el aumento de la tenacidad incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de Cu es, preferentemente, de al menos un 0,05% y mas preferentemente al menos un 0,1%. Sin embargo, Cu reduce la trabajabilidad en caliente del acero, por lo que cuando se anade Cu, preferentemente se anade Ni para garantizar una trabajabilidad en caliente. Si el contenido de Cu supera el 0,5%, puede no ser posible garantizar una buena trabajabilidad en caliente incluso si se anade Ni. En consecuencia, el contenido de Cu, cuando se anade, es preferentemente de 0,05 - 0,5%.

Se puede obtener el efecto de Nb sobre el aumento de la tenacidad incluso cuando su contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de Nb es, preferentemente, de al menos un 0,003% y mas preferentemente de al menos un 0,005%. Sin embargo, si el contenido de Nb supera el 0,1%, la tenacidad termina reduciendose. En consecuencia, cuando se anade, el contenido de Nb es, preferentemente, de 0,003 - 0,1%. Un intervalo mas preferente para el contenido de Nb es de 0,003 - 0,03% y un intervalo aun mas preferente es de 0,005 - 0,02%.

Ca, Mg, REM:

Cuando se desea garantizar una resistencia aun mejor al estallido para un tubo de acero para un inflador de airbag, se pueden anadir segun sea necesario uno o mas de calcio (Ca), magnesio (Mg) y metales de tierras raras (REM) como un elemento opcional.

Cada uno de estos elementos tiene el efecto de aumentar adicionalmente la resistencia al estallido al mejorar la anisotropfa de la tenacidad y mejorar la tenacidad en la direccion T de un tubo de acero. Se puede obtener este efecto incluso cuando el contenido se encuentra al nivel de una impureza, pero para obtener un efecto mas apreciable, el contenido de cualquiera de estos elementos es, preferentemente, de al menos un 0,0003%. Sin embargo, si el contenido de cualquiera de estos elementos supera un 0,01%, las inclusiones se forman en agrupaciones, dando lugar a la incidencia de marcas de arena. En consecuencia, el contenido de cada uno de estos elementos, cuando se anaden, es preferentemente de 0,0003 - 0,01% y mas preferentemente de 0,0005 - 0,003%.

(B) {110}L/T

Segun se muestra en la Figura 1, cuando se mide la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} tanto en un corte transversal perpendicular a la direccion axial L del tubo de acero (la superficie mostrada por un rayado vertical y denominada a continuacion superficie L) y en un corte transversal perpendicular a la direccion circunferencial T (la superficie mostrada por un rayado diagonal y denominada a continuacion superficie T), la relacion de la relacion de intensidad integrada de rayos X sobre la superficie L y la relacion de intensidad integrada de rayos X sobre la superficie T es denominada {110}L/T.

Como se expone en el documento JP-A 2003-171738, la relacion de intensidad integrada de rayos X medida para el plano {110} de acero vana mucho con las condiciones de fabricacion, y la relacion de la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} sobre la superficie L con respecto a la de la superficie T (es decir, {110}L/T) puede ser utilizada como un parametro para evaluar la anisotropfa entre la direccion L y la direccion T de la textura del acero. La relacion de intensidad integrada de rayos X es un valor calculado dividiendo el area de un pico asignado a una orientacion dada del plano, tal como el plano {110} en un grafico de un diagrama de difraccion de rayos X obtenido con una muestra en seccion transversal por el area de un pico asignado a la misma orientacion del plano en un grafico obtenido con una muestra que tiene una orientacion aleatoria de los cristales, tal como una muestra en polvo.

En un tubo de acero segun la presente invencion, el valor de {110}L/T que es la relacion de la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en la superficie L con respecto a la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en la superficie T es, como mucho, 50. Si {110}L/T supera 50, la anisotropfa de la textura se vuelve tan grande que se reduce la tenacidad del tubo de acero. Como resultado, se produce una fractura por fragilidad durante una prueba de impacto Charpy a -40°C, no se puede exhibir una buena resistencia al estallido a una temperatura de -40°C (sin propagacion de fisuras en una prueba de estallido con presion estatica).

Preferentemente, el valor de {110}L/T es, como mucho, 30. Mas preferentemente, es, como mucho, 20, y la resistencia a la traccion es de al menos 1000 MPa. Un tubo de acero para el cual este valor es de al menos 30 o al

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menos 20 con una resistencia a la traccion de al menos 1000 MPa tiene una mayor tenacidad. Por lo tanto, no experimenta una fractura por fragilidad en una prueba de impacto Charpy a -60°C y exhibe una buena resistencia al estallido a -60°C.

El valor de {110}L/T de un tubo de acero vana principalmente con el grado de trabajo (reduccion del area) en el momento del trabajo en fno, y hay una tendencia para que {110}L/T aumente segun aumenta la reduccion del area. En consecuencia, en un procedimiento de fabricacion de un tubo de acero segun la presente invencion, el trabajo en fno de un tubo inicial se lleva a cabo, preferentemente, de forma que {110}L/T sea, como mucho, 50. Sin embargo, si se satisface la composicion de acero definida por la presente invencion y si {110}L/T es, como mucho, 50, se obtendra un tubo de acero que satisfaga tanto la resistencia elevada como la tenacidad elevada descritas anteriormente, de forma que se pueda fabricar un tubo de acero segun la presente invencion mediante un procedimiento distinto del procedimiento de fabricacion descrito a continuacion.

(C) Procedimiento de fabricacion

Se puede fabricar un tubo de acero para un inflador de airbag segun la presente invencion al someter a un tubo inicial fabricado de un acero que tiene la composicion descrita anteriormente a las siguientes etapas en este orden: calentar hasta una temperatura de la menos el punto de transformacion Ac1 del acero seguido por el revenido, templar a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac- trabajo en fno, y preferentemente recocido para la atenuacion de tensiones a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac-

El tubo inicial puede ser bien un tubo de acero sin costuras o un tubo soldado de acero, pero es preferible un tubo de acero sin costuras desde el punto de vista de la fiabilidad. No hay limitaciones particulares sobre un procedimiento para fabricar un tubo de acero sin costuras o un tubo soldado de acero.

Para proporcionar el tubo de acero con la resistencia requerida a la traccion, es endurecido mediante calentamiento hasta al menos el punto Ac1 y un revenido subsiguiente, y luego se lleva a cabo un templado a una temperatura inferior al punto Ac-

Si la temperatura de calentamiento antes del revenido es inferior al punto de transformacion Ac- no se pueden garantizar la resistencia y la tenacidad elevadas necesarias.

Preferentemente, la temperatura de calentamiento descrita anteriormente es una temperatura igual o superior al punto de transformacion Ac3 del acero, que se encuentra en la region austemtica.

Un calentamiento a una temperatura elevada durante un periodo prolongado provoca que se forme una gran cantidad de capa de oxido sobre la superficie de un tubo de acero, y puede reducir la calidad de la superficie y la resistencia al estallido. Por lo tanto, el calentamiento se lleva a cabo, preferentemente, mediante un calentamiento rapido hasta una temperatura predeterminada seguido de un breve periodo de retencion. El calentamiento rapido puede llevarse a cabo a una velocidad de aumento de temperatura de al menos 10°C/seg.

Se puede conseguir tal calentamiento rapido mediante un calentamiento por induccion de alta frecuencia o un calentamiento directo por resistencia, por ejemplo, pero no hay restricciones particulares sobre el procedimiento de calentamiento. Un procedimiento preferente de calentamiento es un calentamiento por induccion de alta frecuencia.

Particularmente en el caso de tal calentamiento rapido durante un breve periodo, una temperatura de calentamiento preferente se encuentra en el intervalo desde 900 hasta 1000°C, y mas preferentemente desde 900 hasta 960°C. Si la temperatura de calentamiento es inferior a 900°C, puede que no se consiga una austenitizacion completa durante el calentamiento durante un breve periodo, haciendo que sea imposible, de ese modo, formar una microestructura deseada. Si la temperatura de calentamiento supera 1000°C, se pueden engrosar y granos y se puede reducir la tenacidad.

Preferentemente, se lleva a cabo el calentamiento hasta una temperatura de al menos el punto de transformacion Ac1 en una atmosfera que tiene un potencial de oxigenacion tan bajo como sea posible desde el punto de vista de suprimir la formacion de la capa superficial de oxido. Una atmosfera reductora es aun mas preferente.

El enfriamiento despues de que se calienta el tubo de acero a una temperatura de al menos el punto de transformacion Ac1 y, preferentemente, de al menos el punto de transformacion Ac3 por revenido (preferentemente, a una velocidad media de enfriamiento de al menos 5°C/seg en el intervalo de temperatura de 850 - 500°C) para obtener una resistencia elevada deseada de una forma estable y fiable. Preferentemente, la velocidad de enfriamiento es de al menos 20°C/seg. Tal revenido se puede llevar a cabo mediante revenido por agua o un procedimiento similar.

Entonces, se templa un tubo de acero que se enfna aproximadamente hasta la temperatura ambiente mediante revenido a una temperatura del punto de transformacion Ac1 o inferior para proporcionar al tubo la resistencia elevada y una buena resistencia al estallido deseadas. Es diffcil obtener las propiedades descritas anteriormente de una forma estable y fiable si la temperatura de templado supera el punto de transformacion Ac- El templado se lleva

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55

a cabo, preferentemente, manteniendo el tubo de acero durante al menos 20 minutos a una temperatura en el intervalo de 450 - 650°C.

Un tubo inicial que ha experimentado un endurecimiento y un templado de esta manera es sometido entonces a un trabajo en fno para darle una terminacion de dimensiones y un estado de la superficie deseados. No hay una limitacion particular sobre el procedimiento de trabajo en fno, pero normalmente se lleva a cabo mediante estirado en fno o laminado en fno.

En el procedimiento de la presente invencion, despues de este trabajo en fno, no se somete al tubo a un tratamiento termico a una temperatura del punto Aci o superior, de forma que el grado de trabajo en este trabajo en fno gobierne la anisotropfa de la textura del tubo de acero, es decir, el valor de {110}L/T. En concreto, segun aumenta el grado de trabajo, hay una tendencia de que aumenten la anisotropfa y, por lo tanto, el valor de {110}L/T. Por esta razon, el trabajo en fno se lleva a cabo de forma que la reduccion del area sea, como mucho, del 65%. Si la reduccion del area se vuelve mayor del 65%, el valor de {110}L/T del tubo de acero despues de trabajarlo puede volverse mayor que 50. Preferentemente, la reduccion del area es, como mucho, del 40%. Como resultado, se hace posible obtener un tubo de acero que tiene una resistencia elevada y una tenacidad excelente en el que el valor de {110}L/T es de solo, como mucho, 30, de forma que el tubo exhiba una buena resistencia al estallido incluso a -60°C.

El trabajo en fno puede llevarse a cabo dos o mas veces. En este caso, se hace que la reduccion total del area sea, como mucho, del 65%.

Despues de un trabajo en fno, se lleva a cabo, preferentemente, un recocido para la atenuacion de tensiones a una temperatura inferior al punto de transformacion Aci para eliminar tensiones que fueron introducidas durante el trabajo en fno sin reducir la tenacidad. Cuando el trabajo en fno se lleva a cabo dos o mas veces, este recocido para la atenuacion de tensiones se lleva a cabo, preferentemente, despues de cada vez que se lleva a cabo un trabajo en fno. Preferentemente, se lleva a cabo el recocido para la atenuacion de tensiones manteniendo el tubo en un intervalo de temperatura de 400 - 650°C durante al menos 10 minutos. Sin embargo, el extremo inferior de este intervalo de temperatura puede llegar posiblemente al intervalo de temperatura de fragilidad azul del acero, por lo que el recocido para la atenuacion de tensiones se lleva a cabo, preferentemente, a una temperatura elevada en este intervalo tal como al menos 450°C y mas preferentemente al menos 500°C. Por otra parte, la resistencia a la traccion de un tubo de acero vana con las condiciones de este recocido para la atenuacion de tensiones, y un a temperatura inferior produce una mayor resistencia a la traccion. Al seleccionar de forma apropiada las condiciones de recocido para la atenuacion de tensiones, se puede obtener un tubo de acero con una resistencia elevada al nivel de al menos 1000 MPa sin provocar una fragilidad azul.

Por lo tanto, segun la presente invencion, se puede realizar un tubo de acero para un inflador de airbag que tenga una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa y, preferentemente, al menos 1000 MPa de resistencia a la traccion con buena tenacidad, de forma que exhiba una fractura ductil del 100% en una prueba de impacto Charpy a -40°C y preferentemente a -60°C o inferior y no tenga una propagacion de fisuras en una prueba de estallido con presion interna a -40°C y preferentemente a -60°C. En consecuencia, un tubo de acero para un inflador de airbag segun la presente invencion puede soportar completamente aumentos en la presion y reducciones en los grosores de pared de un inflador de airbag.

Ejemplos

Se ilustrara la presente invencion mediante los siguientes ejemplos. Se debenan interpretar estos ejemplos en todos los sentidos como ilustrativos y no restrictivos. En los ejemplos, se utilizaron aceros nos 1 - 21 que tienen las composiciones mostradas en la Tabla 1, y teman puntos de transformacion Ac1 en el intervalo de 700 a 760°C y puntos de transformacion Ac3 en el intervalo de 820 a 880°C.

(Ejemplo 1)

Utilizando lingotes de acero que tienen las composiciones qmmicas mostradas en la Tabla 1, se fabricaron tubos iniciales en forma de tubos sin costura de acero que tienen dimensiones nominales de un diametro externo de 42,7 mm y un grosor de pared de 3,9 mm mediante un procedimiento de trabajo en caliente que inclrna calentar hasta 1250°C y luego llevar a cabo una perforacion y un laminado mediante un sistema convencional de fresado con mandril perforador Mannesmann. De las composiciones de acero mostradas en la Tabla 1, los nos 17 - 19 teman un valor de (Mn + 40Ti) que se encontraba fuera del intervalo definido por la presente invencion, y los nos 20 y 21 teman un contenido de Cr que se encontraba fuera del intervalo definido en la misma. Cada uno de estos fue un acero comparativo.

Segun se resume en la Tabla 2, se calento cada tubo inicial durante 10 minutos a 920°C en un horno convencional de paso de peregrino (con una velocidad de aumento de la temperatura de 0,3 °C/segundo en una atmosfera de aire) y luego revenido con agua mediante enfriamiento por agua (en la Tabla 2, se indica la temperatura de calentamiento mediante Q), despues de lo cual fue templado a una temperatura no superior al punto de transformacion Am (mostrandose la temperatura mediante T en la Tabla 2) en un horno de paso de peregrino (atmosfera: aire) durante 30 minutos. Durante el enfriamiento con agua, la velocidad de enfriamiento en un intervalo

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de temperature de 850 - 500°C fue de al menos 20 °C/segundo. Entonces, se aplico un trabajo en fno al tubo inicial mediante estirado. En este ejemplo, segun se muestra en la Tabla 2, se llevo a cabo un trabajo en fno dos veces, y la reduccion total del area fue de un 63,2%. Despues de que se llevo a cabo cada vez el estirado en fno, se llevo a cabo un recocido para la atenuacion de tensiones a una temperature inferior al punto de transformacion Aci (mostrandose la temperature mediante SR en la Tabla 2) durante 20 minutos, y se obtuvo un tubo de acero que tema un diametro externo de 24,0 mm y un grosor de pared de 2,60 mm.

(Ejemplo 2)

Se fabricaron tubos de acero de la misma forma que en el Ejemplo 1, pero en este ejemplo, segun se muestra en la Tabla 2, del estirado en fno puede llevarse a cabo dos veces en el Ejemplo 1, no se llevaron a cabo el segundo estirado en fno y el subsiguiente recocido para la atenuacion de tensiones. En consecuencia, la reduccion del area mediante estirado en fno fue de un 39,1%, y la forma final del tubo de acero fue un diametro externo de 32,0 mm y un grosor de pared de 3,20 mm.

(Ejemplo comparativo 1)

Se fabrico un tubo de acero de la misma forma que en el Ejemplo 1, pero la forma del tubo inicial fue un diametro externo de 50,8 mm y un grosor de pared de 4,8 mm. Despues de que se sometio a un tubo inicial a un tratamiento termico para endurecerlo y templarlo de la misma forma que en el Ejemplo 1, segun se muestra en la Tabla 2, se llevo a cabo un estirado en fno tres veces. Despues de cada vez que se llevo a cabo un estirado, se llevo a cabo un recocido para la atenuacion de tensiones de la misma forma que en el Ejemplo 1. La reduccion total del area mediante estirado en fno fue de un 74,8% y la forma final del tubo de acero fue un diametro externo de 24,0 mm y un grosor de pared de 2,60 mm. Segun se describe a continuacion, en un tubo de acero fabricado en este ejemplo, la reduccion del area mediante un trabajo en fno fue demasiado elevada, de forma que el valor de {110}L/T fue mayor que 50 para cada tipo de acero. En consecuencia, los tubos de acero de este ejemplo fueron todos ejemplos comparativos.

(Ejemplo 3)

Se fabrico un tubo de acero de la misma forma que en el Ejemplo 1, pero la forma del tubo inicial fue un diametro externo de 50,8 mm y un grosor de pared de 4,0 mm. Despues de que se sometio al tubo inicial a un tratamiento termico para endurecerlo y templarlo de la misma forma que en el Ejemplo 1, segun se muestra en la Tabla 2, se llevo a cabo un estirado en fno una vez con una reduccion del area de un 40,7%, y entonces se llevo a cabo un recocido para la atenuacion de tensiones de la misma forma que en el Ejemplo 1. La forma final del tubo de acero fue un diametro externo de 40,0 mm y un grosor de pared de 3,00 mm.

(Ejemplo 4)

Se fabrico un tubo de acero de la misma forma que en el Ejemplo 1, pero la forma del tubo inicial fue la misma que para el Ejemplo 3 con un diametro externo de 50,8 mm y un grosor de pared de 4,0 mm. Despues de que se sometio al tubo inicial al tratamiento termico para endurecerlo y templarlo de la misma forma que en el Ejemplo 1, segun se muestra en la Tabla 2, se llevo a cabo un estirado en fno una vez con una reduccion del area de 23,4%, y luego se llevo a cabo un recocido para la atenuacion de tensiones de la misma forma que en el Ejemplo 1. La forma final del tubo de acero fue un diametro externo de 45,0 mm y un grosor de pared de 3,45 mm.

Acero n°

Composicion del acero (% en masa)

C

Si Mn P S Cr Ti Al sol. Mo Ni V B Cu Nb Ca Mg REM Mn + 40Ti

1

0,15 0,31 0,81 0,007 0,001 0,63 0,008 0,035 - - - - - - - - - 1,13

2

0,15 0,30 0,55 0,015 0,002 0,56 0,001 0,035 0,29 - - - - - - - - 0,59

3

0,14 0,31 0,45 0,015 0,002 0,52 0,002 0,029 - 0,22 - - - - - - - 0,53

4

0,16 0,29 0,53 0,011 0,001 0,64 0,009 0,032 - - 0,05 - - - - - - 0,89

5

0,16 0,34 0,41 0,012 0,001 0,61 0,011 0,033 - - - 0,0011 - - - - - 0,85

6

0,09 0,31 0,47 0,009 0,002 0,60 0,013 0,033 0,32 0,25 - - - - - - - 0,99

7

0,15 0,32 0,45 0,008 0,001 0,56 0,011 0,033 0,17 - - 0,0021 - - - - - 0,89

8

0,16 0,35 0,45 0,009 0,002 0,58 0,013 0,025 - - - - 0,33 - - - - 0,97

9

0,13 0,27 0,43 0,012 0,002 0,55 0,011 0,022 - - - - - 0,018 - - - 0,87

10

0,15 0,30 0,50 0,008 0,001 0,60 0,011 0,035 0,32 0,24 - - 0,32 0,025 - - - 0,94

11

0,15 0,30 0,51 0,015 0,002 0,62 0,008 0,029 - - - - - - 0,0023 - - 0,83

12

0,14 0,32 0,44 0,013 0,002 0,66 0,009 0,032 - - - - - - - 0,0008 - 0,80

13

0,16 0,29 0,55 0,012 0,001 0,64 0,011 0,033 - - - - - - - - 0,0015 0,99

14

0,16 0,34 0,52 0,012 0,001 0,59 0,013 0,033 0,31 - - - - - 0,0021 - - 1,04

15

0,15 0,32 0,45 0,008 0,002 0,56 0,013 0,025 - - - - 0,25 0,021 0,0021 0,0011 - 0,97

16

0,16 0,33 0,43 0,009 0,001 0,58 0,011 0,022 0,30 0,25 - - 0,30 0,022 0,0023 - - 0,87

17

0,15 0,31 1,51 0,008 0,001 0,60 0,009 0,035 - - - - 0,31 0,019 - - - 1,87

18

0,16 0,30 0,62 0,015 0,002 0,56 0,019 0,035 0,29 - - - - - - - - 1,38

19

0,12 0,31 0,23 0,008 0,001 0,56 0,004 0,035 - - - - - - - - - 0,39

20

0,15 0,30 0,70 0,015 0,002 1,54 0,011 0,035 - - 0,02 - - - - - - 1,14

21

0,15 0,30 0,65 0,015 0,002 - 0,011 0,035 0,29 - - - - 0,021 - - - 1,09

Tabla 2

Etapa

Ejemplo 1 Ejemplo 2 Ejemplo comparativo 1 Ejemplo 3 Ejemplo 4

Fabricacion del tubo en caliente (perforacion, laminado)

O.D.: 42,7 mm W.T.: 3,9 mm O.D.: 42,7 mm W.T.: 3,9 mm O.D.: 50,8 mm W.T.: 4,8 mm O.D.: 50,8 mm W.T.: 4,0 mm O.D.: 50,8 mm W.T.: 4,0 mm

Temperatura de calentamiento para revenido

Q: 920°C Q: 920°C Q: 920°C Q: 920°C Q: 920°C

Temperatura para el templado

T: inferior a Am T: inferior a Am T: inferior a Am T: inferior a Am T: inferior a Am

Primer estirado en fno

O.D.: 32,0 mm W.T.: 3,20 mm R.O.A.: 39,1% O.D.: 32,0 mm W.T.: 3,20 mm R.O.A.: 39,1% O.D.: 42,7 mm W.T.: 3,9 mm R.O.A.: 31,5% O.D.: 40,0 mm W.T.: 3,00 mm R.O.A.: 40,7% O.D.: 45,0 mm W.T.: 3,45 mm R.O.A.: 23,4%

Primer recocido para la atenuacion de tensiones

SR: inferior a Am SR: inferior a Am SR: inferior a Am SR: inferior a Am SR: inferior a Am

Segundo estirado en fno

O.D.: 24,0 mm W.T.: 2,60 mm R.O.A.: 39,6% (Total 63,2%) O.D.: 32,0 mm W.T.: 3,20 mm R.O.A.: 39,1% (Total 58,3%)

Segundo recocido para la atenuacion de tensiones

SR: inferior a Am SR: inferior a Am

Tercer estirado en fno

O.D.: 24,0 mm W.T.: 2,60 mm R.O.A.: 39,6% (Total 74,8%)

Tercer recocido para la atenuacion de tensiones

SR: inferior a Am

O.D. = diametro externo; W.T. = grosor de pared; R.O.A. = reduccion del area

Para cada uno de los tubos de acero fabricados segun los anteriores ejemplos y ejemplo comparativo, se llevaron a cabo una medicion de la relacion de intensidad integrada de rayos X del plano {110} para determinar {110}L/T, una 5 prueba Charpy y una prueba de resistencia a la traccion en la direccion T, y una prueba de estallido de la siguiente forma.

<Medicion de la relacion de intensidad integrada de rayos X>

Se corto una porcion de cierta longitud de cada tubo de acero, y fue deslaminada cortando en la direccion axial del tubo a temperatura ambiente. Del tubo deslaminado de acero, se tomaron una muestra que expoma un corte 10 transversal perpendicular a la direccion axial L (superficie L en la Figura 1) y una muestra que expoma un corte transversal perpendicular a la direccion circunferencial T (superficie T en la Figura 1) para preparar muestras para la

5

10

15

20

25

30

35

medicion de la superficie L y de la superficie T, respectivamente. En un grafico de un diagrama de difraccion de rayos X en el que la abscisa es el angulo 20 de difraccion obtenido de cada una de estas muestras de corte transversal para la superficie L y la superficie T, se midio el area de un pico (es decir, la intensidad integrada de rayos X) asignado al plano {110}. Se calculo la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} para cada una de la superficie L y la superficie T dividiendo el area del pico medida por el area del pico de la misma orientacion del plano medida de la misma forma con una muestra en polvo que tiene una orientacion aleatoria de los cristales. Se calculo el valor de {110} L/T dividiendo la relacion de intensidad integrada de rayos X para la superficie L por la relacion de intensidad integrada de rayos X para la superficie T.

<Prueba Charpy y prueba de resistencia a la traccion para la direccion T>

Se corto una porcion de cierta longitud de cada tubo de acero, y se deslamino la muestra cortando en la direccion axial del tubo (la direccion L) a temperatura ambiente. Se tomaron muestras Charpy con muesca en forma de V preestablecidas por JIS Z 2002 que teman una anchura de 2,5 mm del tubo deslaminado en la direccion circunferencial (la direccion T) (de forma que los lados longitudinales de las muestras se extendfan en la direccion T), y fueron sometidas a una prueba de impacto Charpy a diversas temperaturas por debajo de la temperatura ambiente para determinar el porcentaje de area de fractura ductil en la superficie fracturada. Se muestran los resultados de ensayo por la temperatura mas baja que podna mostrar un 100% de fractura ductil (denominada a continuacion vTrs100). Cuanto menor sea esta temperatura, mayor es la tenacidad.

Se midio la resistencia a la traccion segun el procedimiento de ensayo de traccion para materiales metalicos definido en JIS Z 2241 utilizando una muestra numero 11 segun JIS Z 2201, que fue tomada en la direccion T de la misma forma descrita anteriormente.

<Prueba de estallido con presion estatica>

Se cortaron tres muestras de tubo de acero que teman una longitud de 250 mm de cada tubo de acero, de forma que se llevo a cabo la prueba de estallido con presion estatica tres veces para cada tubo de acero.

Se hizo que la temperatura para la prueba de estallido fuera -60°C para los ejemplos 2 y 4 en los que los tubos de acero teman un valor de vTrs de -60°C o inferior, y se hizo que fuera -40°C para los restantes ejemplos 1 y 3 y el ejemplo comparativo 1.

La prueba fue llevada a cabo cerrando ambos extremos de una muestra de tubo de acero con una longitud de 250 mm por medio de placas de cierre que fueron soldadas a los extremos, y aplicando una presion estatica creciente con un lfquido a -40°C o -60°C al interior del tubo hasta que se produjo el estallido (rotura) del tubo. Tras una observacion visual de la periferia de la porcion de estallido (la porcion rota) del tubo estallado, se evaluo la resistencia al estallido por el grado de propagacion de fisuras en ambos lados de la porcion de estallido de la forma mostrada en la Tabla 3.

Tabla 3

Forma de la porcion de estallido despues de la prueba de estallido con presion estatica

Marca Criterios

O No hay propagacion de las fisuras en la porcion de estallido. Ambos extremos de la porcion de estallido tienen una curvatura o estan curvados con respecto a la direccion axial del tubo.

A No se propagan las fisuras hasta los extremos, pero los extremos de la porcion de estallido se extienden en una lmea recta en la direccion axial del tubo.

X Las fisuras se propagan hasta uno o ambos extremos de la porcion de estallido.

En la Tabla 4 se recopilan los resultados de las pruebas descritas anteriormente. En la Tabla 4, se muestran los resultados de la prueba de estallido con la marca indicada en la Tabla 3 para cada uno de los tres tubos de acero que fueron sometidos a ensayo. Los otros resultados del ensayo son la media de tres mediciones.

uopoej^ei e epuajsjsaj :si

X

X

X

s+ 0£6 3'ZS XXX 0£" 3£6 9>3 XXX oi- 936 z'vv L3

X

X

X

s+ £t?6 S'9S XXX 03- 9£6 £'S3 XXX 01- LV6 6'ZV 03

X

X

X

0 9L6 3'9S XXX S£‘ 036 U‘93 XXX 91- £L6 6'£V 6L

X

X

X

s+ 936 Z'9S XXX 0£" 9L6 V'9Z XXX 01- 3£6 9'VV 9L

X

X

X

0 SL6 9'SS XXX S£- 9L6 9'£3 XXX 91- 3L6 9'9V Li

X

X

X

S3- 696 6'9S ooo oz- 996 V'9Z ooo Sir 0Z6 Z'VV 9i

X

X

X

S3- 996 9'9S ooo oz- ^96 9 '£3 ooo Sir S96 9'ZV 9i

X

X

X

03- 9S6 9>S ooo S9- t?S6 6'£3 ooo Olr 096 Z'VV Vi

X

X

X

03- 936 0'9S ooo S9- 0£6 S>3 ooo Olr PZ6 L'VV £i

X

X

X

03- S36 9'SS OOO S9- L36 £>3 OOO Olr S36 Z'9V Zi

X

X

X

03- 936 6'ZS OOO S9- ^36 3'S3 OOO 017- 636 L'ZV ii

X

X

X

S3- ZP6 9'9S OOO oz- 9^6 9'Z3 OOO Sir Sfr6 £‘ZV Oi

X

X

X

03- 9£6 £'ZS ooo S9- L36 9'S3 ooo 017- 3£6 8‘£V 6

X

X

X

03- £36 9'ZS ooo S9- 936 9>3 ooo 017- S36 9'VV 9

X

X

X

03- S£6 U‘95 ooo oz- L£6 S>3 ooo Sir 936 9‘9V Z

X

X

X

03- S£6 3'9S ooo oz- 6£6 3'£3 ooo Sir 0£6 i‘9V 9

X

X

X

91- L36 9'SS ooo S9- 9L6 Z'£3 ooo Olr 116 £‘9V S

X

X

X

91- £L6 6'£S ooo S9- 9L6 9>3 ooo Olr 916 6‘ZV V

X

X

X

91- 936 17‘9S ooo S9- Z36 L'LZ ooo Olr £36 9‘£V £

X

X

X

91- 036 3>S ooo S9- £36 9'S3 ooo 017- 336 L‘9V 3

X

X

X

91- Li 6 9'£S ooo S9- 9L6 3>3 ooo 017- 3L6 V‘9V i

fo,0H OPNRSS sp EqsnJd

bo] ooi.sjia [EdIAl] Si infou.} bo09") opilRSS sp EqsnJd bo] ooi-sjia [EdIAl] Si infou.} fooOH OPNRSS sp EqsnJd bo] ooi-sjia [EdIAl] Si infou.}

\, OAj^ejediuoo o|diu0[3

Z oidiuefg \, O|diu0f3 0u OJ0O\/

Tabla 4-2

Acero n°

Ejemplo 3 Ejemplo 4

{110}L/T

TS [MPa] vTrs100 [°C] Prueba de estallido (- 40°C) {110}L/T TS [MPa] vTrs100 [°C] Prueba de estallido (- 60°C)

1

26,8 1022 -40 ooo 14,3 1018 -60 OOO

2

26,5 1018 -40 ooo 16,1 1033 -60 ooo

3

23,5 1018 -40 ooo 18,2 1025 -60 ooo

4

27,9 1015 -40 ooo 14,9 1019 -60 ooo

5

25,6 1019 -40 ooo 14,8 1015 -60 ooo

6

23,7 1035 -45 ooo 14,3 1038 -65 ooo

7

24,2 1028 -45 ooo 15,6 1032 -65 ooo

8

25,3 1025 -40 ooo 15,9 1028 -60 ooo

9

26,4 1022 -40 ooo 16,8 1029 -60 ooo

10

27,3 1065 -50 ooo 18,1 1072 -65 ooo

11

23,9 1025 -40 ooo 15,7 1030 -60 ooo

12

25,1 1024 -40 ooo 13,9 1020 -60 ooo

13

26,7 1019 -40 ooo 14,7 1023 -60 ooo

14

24,6 1054 -40 ooo 13,4 1061 -60 ooo

15

26,2 1071 -45 ooo 13,6 1065 -65 ooo

16

25,6 1080 -55 ooo 15,7 1068 -70 ooo

17

23,8 1031 -10 XXX 13,6 1028 -20 XXX

18

24,3 1022 -5 XXX 14,7 1018 -15 XXX

19

26,6 1010 -15 XXX 16,2 1012 -25 XXX

20

25,8 1048 -5 XXX 15,4 1049 -15 XXX

21

27,2 1026 -10 XXX 14,4 1020 -25 XXX

TS: resistencia a la traccion

Como puede verse en la Tabla 4, los tubos de acero de aceros nos 1 - 16 de los ejemplos 1 - 4 que teman una 5 composicion de acero segun la presente invencion y un valor para {110}L/T de, como mucho, 50, teman una resistencia elevada al nivel de al menos 900 MPa de resistencia a la traccion, una buena tenacidad al nivel de una vTrs 100 de -40°C o inferior y una buena resistencia al estallido, porque no hubo absolutamente ninguna extension de las fisuras en una prueba de estallido a -40°C o inferior.

En particular, en los ejemplos 2 y 4 en los que la reduccion de area en el trabajo en fno fue, como mucho, un 40% y 10 {110} L/T fue, como mucho, 30 y, como mucho, 20, respectivamente, los valores de vTrs100 fueron de -60°C o

inferior indicando que se mejoro adicionalmente la tenacidad, e incluso cuando se redujo la temperatura de la prueba de estallido a -60°C, exhibieron una excelente resistencia al estallido, porque no hubo absolutamente una extension de las fisuras.

5

10

15

20

25

30

En cambio, en el ejemplo comparativo 1, aunque la composicion de acero fue la misma, la reduccion del area durante el trabajo en fno supero el 65%, y {110}L/T fue mayor de 50, indicando que la anisotrc^a del tubo de acero se vvolvio demasiado grande. Como resultado, los valores de vTrs100 se encontraron en el intervalo de -15°C hasta -25°C, lo que indica que no se obtuvo la tenacidad deseada. En una prueba de estallido a -40°C, para las tres composiciones de acero, se observaron fisuras que se extendieron hasta los extremos del tubo para cada uno de los tres tubos de acero que fueron sometidos a ensayo, y la resistencia al estallido fue inferior.

Se encontro una correlacion entre el valor de VTrs100 y los resultados de la prueba de estallido (la resistencia al estallido) para todos los ejemplos y ejemplos comparativos. Se puede observar que si el valor de vTrs100 era menor que la temperatura a la que se llevo a cabo la prueba de estallido, la resistencia al estallido es buena. En consecuencia, puede verse en la Tabla 4 que aunque no se lleve a cabo una prueba de estallido, la cual es problematica de llevar a cabo, se puede prever la resistencia al estallido simplemente a partir del valor de vTrs100.

La resistencia a la traccion de los tubos de acero se encontraba en el nivel de 900 MPa para los ejemplos 1 y 2, pero al cambiar las condiciones de trabajo en fno para las mismas composiciones de acero, la resistencia a la traccion de los ejemplos 3 y 4 aumento hasta el nivel de 1000 MPa. Por lo tanto, segun la presente invencion, se puede ajustar la resistencia a la traccion de un tubo de acero para un inflador de acero al nivel necesario dependiendo de las especificaciones del airbag.

Aunque se satisfaga el requisito de la presente invencion de que el valor de {110}L/T sea, como mucho, 50, si la composicion de acero, y en particular el valor de [Mn + 40Ti] especificado por la ecuacion (2) o el contenido de Cr se encuentra fuera del intervalo especificado por la presente invencion, aunque la resistencia a la traccion permanezca al mismo nivel, no se puede conseguir el valor objetivo de -40°C o inferior para vTrs100, y aumento mucho tanto en los ejemplos como en los ejemplos comparativos. En particular, en el ejemplo 4, los valores de vTrs100 fueron desde -60°C hasta -70°C para los aceros nos 1 - 16 que fueron aceros segun la presente invencion, pero fueron desde -15°C hasta -25°C para los aceros nos 17 - 21 que fueron aceros comparativos. La diferencia fue un valor sumamente grande de aproximadamente 45°C. Tambien en los otros ejemplos, esta diferencia en cada ejemplo fue de aproximadamente 30°C, y en los resultados de la prueba de impacto Charpy, se observo una diferencia notable entre los aceros segun la presente invencion y los aceros comparativos. Como resultado, con los tubos de acero de estos aceros comparativos, se produjo una propagacion de fisuras hasta los extremos de un tubo en cada uno de los tres tubos que fueron sometidos a ensayo en la prueba de estallido, indicando que la resistencia al estallido era inferior.

Claims (15)

1. 5

   10

   15

   20

   25

   30

   35

   40

   45

   REIVINDICACIONES

   1. Un tubo de acero para ser utilizado en un inflador de airbag, que tiene una composicion de acero que consiste, en masa porcentual, en C: 0,05 - 0,20%, Si: 0,1 - 1,0%, P: como mucho 0,025%, S: como mucho 0,010%, Cr: 0,05 - 1,45%, Al: como mucho 0,10%, Ti y Mn en cantidades que satisfacen las siguientes ecuaciones (1) y (2) y (3),

   
   Ti < 0,02% ..... (1)

   
   0,4% < Mn + 40Ti <1,2% ..... (2)

   
   Mn < 1,0% ..... (3)

   Mo: 0 -1,0%, Ni: 0 -1,5%, V: 0 -0,2%, B: 0 -0,005%, Cu: 0 -0,5%, Nb: 0 -0,1%, Ca: 0 -0,01%, Mg: 0 -0,01%, REM: 0 - 0,01%, y un resto de Fe e impurezas, en el que la relacion (denominada a continuacion {110}L/T) de la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en un corte transversal perpendicular a la direccion axial L del tubo de acero con respecto a la relacion de intensidad integrada de rayos X para el plano {110} medida en un corte transversal perpendicular a la direccion circunferencial T del tubo de acero es, como mucho, 50 y el tubo de acero tiene una resistencia a la traccion en la direccion circunferencial de al menos 900 MPa y una vTrs100 en la direccion circunferencial de -40°C o inferior.
2. 2. Un tubo de acero segun la reivindicacion 1, en el que la composicion de acero contiene uno o mas elementos seleccionados entre al menos un grupo de los siguientes grupos (I), (II) y (III):

   (I) uno o mas de Mo: 0,05 -1,0%, Ni: 0,05 -1,5%, V: 0,01 -0,2% y B: 0,0003 - 0,005%,

   (II) uno o ambos de Cu: 0,05 - 0,5% y Nb: 0,003 - 0,1%, y

   (III) uno o mas de Ca: 0,0003 -0,01%, Mg: 0,0003 -0,01% y REM: 0,0003 -0,01%.
3. 3. Un tubo de acero segun la reivindicacion 1 o 2, en el que la composicion de acero contiene al menos un 0,2% en masa de Mn.
4. 4. Un tubo de acero segun cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en el que la relacion {110}L/T es, como mucho, 30.
5. 5. Un tubo de acero segun la reivindicacion 4, que tiene una resistencia a la traccion de al menos 1000 MPa y en el que la relacion {110}L/T es, como mucho, 20.
6. 6. Un procedimiento de fabricacion de un tubo de acero para ser utilizado en un sistema de airbag segun cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, que comprende fabricar un tubo inicial de un acero que tiene una composicion de acero establecida en cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, calentar el tubo hasta una temperatura de al menos el punto de transformacion Ac1 del acero seguido de un revenido, templar tubo revenido a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac-i, y luego llevar a cabo un trabajo en frio en el tubo, llevandose a cabo el trabajo en frio de forma que produzca una reduccion total del area, como mucho, de un 65%, y tal que la relacion {110}L/T sea, como mucho, 50.
7. 7. Un procedimiento segun la reivindicacion 6, en el que se somete al tubo a un recocido para la atenuacion de tensiones a una temperatura inferior al punto de transformacion Ac1 despues del trabajo en frio.
8. 8. Un procedimiento segun la reivindicacion 6 o 7, en el que la temperatura de calentamiento antes del revenido es una temperatura del punto de transformacion Ac3 del acero o superior.
9. 9. Un procedimiento segun la reivindicacion 8, en el que la temperatura de calentamiento se encuentra en el intervalo de 900 - 1000°C.
10. 10. Un procedimiento segun la reivindicacion 8 o 9, en el que el calentamiento hasta la temperatura de calentamiento se lleva a cabo a una velocidad de aumento de la temperatura de al menos 10°C/seg.
11. 11. Un procedimiento segun la reivindicacion 10, en el que el calentamiento se lleva a cabo mediante calentamiento por induccion de alta frecuencia.
12. 12. Un procedimiento segun cualquiera de las reivindicaciones 6 a 11, en el que el revenido se lleva a cabo de forma que la velocidad de enfriamiento, al menos en el intervalo de temperatura de 850°C a 500°C, sea de al menos 20 °C/seg.
13. 13. Un procedimiento segun cualquiera de las reivindicaciones 6 a 12, en el que la reduccion del area es, como mucho, un 40%.
14. 14. Un procedimiento segun cualquiera de las reivindicaciones 6 a 13, en el que el tubo de acero no experimenta un tratamiento termico a una temperatura del punto de transformacion Aci del acero o superior despues del trabajo en fno.
15. 15. Un inflador de airbag que comprende un tubo de acero segun cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5.