BR112015013061B1

BR112015013061B1 - chapa de aço laminada a quente e método de produção da mesma

Info

Publication number: BR112015013061B1
Application number: BR112015013061-5A
Authority: BR
Inventors: Daisuke Maeda; Osamu Kawano; Junji Haji; Fuminori Tasaki
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2012-12-11
Filing date: 2012-12-11
Publication date: 2018-11-21
Also published as: JPWO2014091554A1; ES2689230T3; US10273566B2; BR112015013061A2; PL2933346T3; EP2933346A4; KR20150086354A; CN104838026A; WO2014091554A1; US20150315683A1; EP2933346A1; CN104838026B; KR101744429B1; EP2933346B1; MX2015007274A

Abstract

resumo patente de invenção: "chapa de aço laminada a quente e método de produção da mesma". a presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a quente que inclui, como composição química, em % e massa, c: 0,030% a 0,10%, mn: 0,5% a 2,5%, e si+al: 0,100% a 2,5%, na qual a chapa de aço tem uma microestrutura incluindo, em fração de área, ferrita: 80% ou mais, martensita: 3% a 15,0%, e perlita: menos de 3,0%, na qual a densidade numérica da martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 3 µm ou mais em uma posição que está a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de aço a partir da superfície da chapa de aço, é 5,0 peças/10000 µm2 ou menos, e a expressão (1) a seguir é satisfeita, r/dm2 ? 1,00 ... expressão (1) aqui, r é o intervalo médio da martensita (µm) definido pela expressão (2) a seguir, e dm é o diâmetro médio da martensita (µm). r = {12,5 × (?/6vm)0,5 – (2/3)0,5} × dm ...expressão (2) aqui, vm é a fração de área de martensita (%) e dm é o diâmetro médio da martensita (µm).

Description

(54) Título: CHAPA DE AÇO LAMINADA A QUENTE E MÉTODO DE PRODUÇÃO DA MESMA (73) Titular: NIPPON STEEL & SUMITOMO METAL CORPORATION. Endereço: 6-1, Marunouchi 2-chome, Chiyodaku Tokyo 100-8071, JAPÃO(JP) (72) Inventor: DAISUKE MAEDA; OSAMU KAWANO; JUNJI HAJI; FUMINORI TASAKI.

Prazo de Validade: 20 (vinte) anos contados a partir de 11/12/2012, observadas as condições legais

Expedida em: 21/11/2018

Assinado digitalmente por:

Alexandre Gomes Ciancio

Diretor Substituto de Patentes, Programas de Computador e Topografias de Circuitos Integrados

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Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO LAMINADA A QUENTE E MÉTODO DE PRODUÇÃO DA MESMA.

Campo Técnico da invenção [1] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a quente e a um método para produção da mesma. Mais especificamente, a presente invenção se refere a uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência tendo excelentes alongamentos e capacidade de expansão de furo e a um método para produção da mesma.

Técnica relativa [2] Nos últimos anos, devido à crescente preocupação mundial com o meio ambiente, houve uma forte demanda no campo automotivo para a redução da emissão de dióxido de carbono e melhoria do consumo de combustível. Para resolver essas tarefas, a redução do peso do chassi do veículo pode ser bastante eficaz, e a aplicação de uma chapa de aço de alta resistência está sendo promovida para alcançar a redução de peso. No momento, uma chapa de aço laminada a quente tendo uma resistência à tração da ordem de 440 MPa é usada frequentemente nas peças da suspensão automotiva. Entretanto, para alcançar a redução de peso de um chassi de veículo, é desejada a aplicação de uma chapa de aço que tenha uma maior resistência à tração.

[3] Muitos elementos de suspensão de um automóvel têm uma forma complicada para garantir uma alta rigidez. Consequentemente, vários tipos de trabalho tais como rebarbação, flangeamento por estiramento, e alongamento são aplicados às peças durante a conformação por prensagem, e assim a capacidade de trabalho que responde a esses tipos de trabalhos é necessária na chapa de aço laminada a quente como material. Geralmente, a capacidade de trabalho de rebarbação e a capacidade de trabalho de flangeamento por estiramento

2/34 têm uma correlação com a razão da capacidade de expansão de furo medida em um teste de expansão de furo, e muitos estudos para aumentar a razão de expansão de furo foram, portanto, promovidos até aqui.

[4] Embora o aço de fase dupla (daqui em diante referido como “aço DP”) consistindo de ferrita e martensita tenha alta resistência e excelente alongamento, a sua capacidade de expansão de furo é baixa. Isto é porque altas quantidades de concentração de tensão e estresse ocorrem na ferrita próximo à martensita com a conformação devido à grande diferença de resistência entre a ferrita e a martensita e assim são geradas fraturas. A partir dessa descoberta, foi desenvolvida uma chapa de aço laminada a quente com uma razão de expansão de furo melhorada feita reduzindo-se a diferença de resistência entre as estruturas.

[5] No Documento de Patente 1, é proposta uma chapa de aço que inclui bainita ou ferrita bainítica como uma fase primária de modo a garantir a resistência e melhorar significativamente a capacidade de expansão de furo a sua capacidade de expansão de furo. Quando um aço de estrutura única é conformado, a concentração de tensão e estresse descrita acima não ocorre e uma alta razão de expansão pode ser obtida. Entretanto, mesmo quando o aço de estrutura única composto de bainita ou ferrita bainítica é conformado, é difícil garantir um alto alongamento e assim altos níveis tanto de alongamento quanto de expansão de furo não são facilmente obtidos.

[6] Nos últimos anos, as chapas de aço nas quais ferrita tendo excelente alongamento é usada como uma estrutura de aço de estrutura única e uma alta resistência é alcançada usando-se como carbonetos tais como Ti e Mo são propostos (por exemplo, referir-se aos Documentos de Patente 2 e 3). Entretanto, a chapa de aço proposta no Documento de Patente 2 contem uma grande quantidade de Mo e a

3/34 chapa de aço proposta no Documento de Patente 3 contém uma grande quantidade de V.

[7] Em adição, no Documento de Patente 4, foi proposta uma chapa de aço de estrutura complexa na qual a martensita no aço DP é trocada por bainita e a diferença na resistência entre estruturas de ferrita e bainita é reduzida para melhorar a capacidade de expansão de furo. Entretanto, quando a fração de área da estrutura bainita é aumentada para garantir a resistência, como resultado é difícil garantir um alto alongamento e assim altos níveis tanto de alongamento quanto de capacidade de expansão de furo não são facilmente alcançados. Além disso, no Documento de Patente 5, é descrita uma chapa de aço de alta resistência tendo excelentes capacidade de expansão de furo e capacidade de conformação alcançando-se tanto resistência quanto capacidade de expansão de furo usando ferrita tendo excelente ductilidade e martensita temperada controlando-se a quantidade de C sólido soluto na ferrita antes do resfriamento, em adição ao resfriamento e à têmpera da martensita após o resfriamento para alcançar capacidade de expansão de furo e capacidade de conformação. Entretanto, no últimos anos, foi desejado também melhorar o equilíbrio entre o alongamento e a capacidade de expansão de furo.

Documentos da técnica anterior [Documentos de Patente] [8] [Documento de Patente 1] Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2003-193190 [Documento de Patente 2] Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2003-089848 [Documento de Patente 3] Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2007-063668 [Documento de Patente 4] Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2004-204326

4/34 [Documento de Patente 5] Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2007-302918 [Descrição da invenção]

Problemas a serem resolvidos pela invenção [9] A presente invenção deve fornecer uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência capaz de alcançar excelente alongamento e capacidade de expansão de furo sem conter um elemento caro, e um método de produção da mesma.

Meios para resolver o problema [10] Os inventores conduziram uma investigação detalhada da relação entre a composição estrutural do aço DP tendo alta resistência e alto alongamento e capacidade de expansão de furo, e examinaram um método para melhorar tanto o alongamento quanto a capacidade de expansão de furo em relação ao tipo de aço na técnica relativa. Como resultado, os inventores descobriram um método para melhorar a capacidade de expansão de furo enquanto mantém alto alongamento do aço DP pelo controle do estado de dispersão da martensita. Isto é, foi descoberto que mesmo em uma estrutura DP na qual a diferença de resistência é grande como em estruturas de ferrita e martensita, e a capacidade de expansão de furo é geralmente baixa, quando a relação de R/D_m ² > 1,00, o que será descrito mais tarde, é satisfeito controlando-se a fração de área de martensita e o diâmetro médio, a capacidade de expansão de furo pode ser melhorada enquanto o alto alongamento é mantido.

[11] A presente invenção é feita com base nas descobertas acima e a sua essência é como segue:

[12] (1) De acordo com um primeiro aspecto da presente invenção é fornecida uma chapa de aço laminada a quente incluindo, como composição química, em % em massa, C: 0,030% a 0,10%, Mn: 0,5% a 2,5%, Si+Al: 0,100% a 2,5%, P: 0,04% ou menos, S: 0,01% ou me

5/34 nos, N: 0,01% ou menos, Nb: 0% a 0,06%, Ti: 0% a 0,20%, V: 0% a 0,20%, W: 0% a 0,5%, Mo: 0% a 0,40%, Cr: 0% a 1,0%, Cu: 0% a 1,2%, Ni: 0% a 0,6%, B: 0% a 0,005%, REM: 0% a 0,01%, Ca: 0% a 0,01%, e o restante consistindo de Fe e impurezas, na qual a chapa de aço tem uma microestrutura incluindo, em fração de área, ferrita: 80% ou mais, martensita: 3% a 15%, e perlita: menos de 3,0%, na qual a densidade numérica de martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 3 pm ou mais em uma posição que está a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de aço a partir da superfície da chapa de aço, é 5,0 peças/10000 pm² ou menos, e a expressão (A) é satisfeita:

R/D_m ² 1,00 ... Expressão (A)

Aqui, R é um intervalo médio de martensita (pm) definido pela expressão (B) a seguir, e D_m é o diâmetro médio de martensita (pm).

R = {12,5 χ (n/6V_M)⁰,⁵ - (2/3)⁰,⁵} χ D_m ...Expressão (B)

Aqui, V_M é uma fração de área de martensita (%) e D_m é p diâmetro médio de martensita (pm).

(2) A chapa de aço laminada a quente conforme o item (1) pode também incluir, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre Nb: 0,005% a 0,06% e Ti: 0,02% a 0,20%.

(3) A chapa de aço laminada a quente conforme o item (1) ou (2) pode também incluir, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre V: 0,02% a 0,20%, W: 0,1% a 0,5%, e Mo: 0,05% a 0,40%.

(4) A chapa de aço laminada a quente conforme qualquer um dos itens (1) a (3) pode também incluir, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre Cr: 0,01% a 1,0%, Cu: 0,1% a 1,2%, Ni: 0,05% a 0,6%, e B: 0,0001% a 0,005%.

6/34 (5) A chapa de aço laminada a quente conforme qualquer um dos itens (1) a (4) pode também incluir, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre REM: 0,0005% a 0,01% e Ca: 0,0005% a 0,01%.

(6) De acordo com um Segundo aspecto da presente invenção, é fornecido um método para produzir uma chapa de aço laminada a quente incluindo aquecer uma paca tendo a composição química conforme qualquer um dos itens (1) a (5) até 1150°C a 1300°C, então submeter a placa a uma laminação de desbaste de múltiplos passes e laminar a placa com quatro ou mais passes finais de laminação em uma faixa de temperatura de 1000°C a 1050°C a uma redução total de 30% ou mais para formar uma barra bruta, iniciar a laminação da barra bruta em até 60 segundos após o término da laminação bruta e submeter a barra bruta à laminação de acabamento para completar a laminação em uma faixa de temperaturas de 850°C a 950°C para obter uma chapa de aço com laminação de acabamento, e após resfriar a chapa de aço com laminação de acabamento até uma faixa de temperatura de 600°C a 750°C a uma taxa média de re sfriamento de 50°C/s ou mais e resfriar a chapa de aço a ar por 5 segundos a 10 segundos, resfriar a chapa de aço até uma faixa de temperaturas de 400°C ou menos a uma taxa média de resfriamento de 30 °C/s ou mais e bobinar a chapa de aço para obter uma chapa de aço laminada a quente.

Efeitos da invenção [13] De acordo com a presente invenção, é possível obter uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência que tenha excelentes alongamentos e capacidade de expansão de furo sem conter um elemento caro, e a presente invenção contribui significativamente para a indústria.

Breve descrição dos desenhos

7/34 [14] A FIG. 1 é um diagrama mostrando a relação entre o diâmetro médio de martensita ^m) D_M e a fração de área de martensita VM (%) e os valores numéricos entre parênteses representam as razões de expansão de furo (%).

A FIG. 2 é um diagrama mostrando a relação entre R/D_M ²obtida dividindo-se o intervalo médio de martensita R pelo quadrado do diâmetro médio da martensita DM e a razão de expansão de furo (%).

A FIG. 3 é um diagrama mostrando a relação entre a densidade numérica N_M (peças/10000 μm²) de martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 3 μm ou mais em uma posição que está a uma profundidade de 1/4 da espessura a partir da superfície da chapa de aço e a razão de expansão de furo (%).

Modalidades da invenção [15] Um aço DP é uma chapa de aço na qual martensita dura é dispersa na ferrita macia e são realizados alta resistência e alto alongamento. Entretanto, a concentração de tensão e estresse resultante de uma diferença na resistência entre ferrita e martensita ocorre durante a deformação e são facilmente formados vãos que provocam fraturas dúcteis. Portanto, a capacidade de expansão de furo é muito baixa. Entretanto, uma investigação detalhada do comportamento da formação de vãos não foi conduzida e a relação entre a microestrutura do aço DP e fraturas dúcteis não foi sempre clara.

[16] Aqui, os presentes inventores conduziram uma investigação detalhada da relação entre as estruturas e o comportamento da formação de vãos e a relação entre o comportamento da formação de vãos e a capacidade de expansão de furo no aço DP tendo várias composições de estruturas. Como resultado, foi descoberto que a capacidade de expansão de furo do aço DP é significativamente afetada pelo estado de dispersão da martensita, que é a estrutura da segunda

8/34 fase dura. Além disso, foi descoberto que quando o valor obtido dividindo-se o intervalo médio da martensita obtido usando-se a Expressão (1) pelo quadrado do diâmetro médio da martensita é ajustado para 1,00 ou mais, mesmo em estruturas que tenham uma grande diferença de resistência entre as estruturas como o aço DP, uma alta capacidade de expansão de furo pode ser obtida.

[17] Fraturas durante a expansão de furo são geradas e propagandas por fraturas dúcteis tendo um processo elementar de conformação, expansão e conexão de vãos. Na estrutura que tenha uma grande diferença de resistência entre estruturas como o aço DP, altos níveis de concentração de tensão e estresse provocados pela martensita dura são gerados, e assim vãos são facilmente formados e a capacidade de expansão de furo é baixa.

[18] Entretanto, quando a relação entre a estrutura e o comportamento de formação de vãos e a relação entre o comportamento da formação de vãos e a capacidade de expansão de furo são investigadas, foi descoberto que pode ser um caso no qual a formação, crescimento, e conexão dos vãos é retardada dependendo do estado de dispersão da martensita, que é a segunda fase dura, e uma alta capacidade de expansão de furo pode ser obtida.

[19] Especificamente, foi descoberto que a formação de vãos é retardada refinando-se o tamanho de grão da martensita. Imagina-se que isto seja porque o tamanho do grão da martensita é reduzido e a região de concentração de tensão e estresse formada próximo à martensita é estreitada. Em adição, foi também descoberto que quando o intervalo entre grãos de martensita, que é mudado conforme a densidade numérica e o diâmetro médio da martensita, é aumentado, a distância entre vãos formados usando-se a martensita como ponto de partida é aumentada e os vãos não são facilmente unidos.

[20] A investigação da estrutura DP tendo alta capacidade de

9/34 expansão de furo foi conduzida com base nas descobertas acima. Como resultado, como mostrado na FIG. 1 que mostra a relação entre o diâmetro médio da martensita (pm) D_M e a fração de área da martensita V_M (%), foi descoberto que uma alta capacidade de expansão de furo pode ser obtida controlando-se a fração de área e o tamanho de grão da martensita para caírem dentro de uma faixa predeterminada. Em adição, na FIG. 1, valores numéricos entre parênteses representam as razões de expansão de furo (%).

[21] Além disso, são mostradas a relação entre R/D_M ² obtida dividindo-se o intervalo médio da martensita R pelo quadrado do diâmetro médio da martensita DM e a razão de expansão de furo (%). Como mostrado na FIG. 2, foi descoberto que R/DM² no lado esquerdo da Expressão (1) a seguir tem uma correlação clara com a razão de expansão de furo (%) e quando R/DM² é 1,00 ou mais, uma alta capacidade de expansão de furo pode ser obtida mesmo na estrutura DP de modo a obter uma chapa de aço laminada a quente tendo excelentes alongamentos e capacidade de expansão de furo.

R/D_m ² > 1.00 ... Expressão (1)

Aqui, R é o intervalo médio da martensita (pm) definido pela Expressão (2) a seguir, e D_M é o diâmetro médio da martensita (pm).

R = {12,5 χ (n/6V_M)⁰,⁵ - (2/3)⁰,⁵} χ D_M ...Expressão (2)

Aqui, V_M é a fração de área de martensita (%) e D_M é o diâmetro médio da martensita (pm).

[22] Na Expressão (1), é expressa a dificuldade na formação e conexão de vãos e o intervalo médio de martensita R obtido a partir da fração de área e do diâmetro médio da martensita pela Expressão (2) é dividida pelo quadrado do diâmetro médio da martensita. Na especificação, o diâmetro médio da martensita se refere à média aritmética da martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 1,0 pm ou mais. Isto é porque a formação e a conexão de vãos não são afetadas

10/34 pela martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de menos de 1,0 μm. à medida que a distância entre os grãos de martensita aumenta, os vãos formados usando-se martensita como ponto de partida não são unidos facilmente e a formação e conexão de vãos são suprimidas refinando-se a martensita.

[23] A razão para suprimir a conexão de vãos pelo refino da martensita não é clara, mas imagina-se que a razão seja que o crescimento dos vãos seja retardado Quando o tamanho de grão da martensita é pequeno, o tamanho dos vãos formados usando-se martensita como ponto de partida é também refinado. Os vãos formados crescem para se unirem entre si. Entretanto, a razão entre a área de superfície do vão e o volume do vão é aumentada com o refino do tamanho dos vãos, isto é, a tensão de superfície é aumentada, e assim o crescimento dos vãos é retardado.

[24] Entretanto, como mostrado na FIG. 3 que mostra a relação entre a densidade numérica N_M (peças/10000 μm²) de martensita tendo um diâmetro equivalente de circulo de 3 μm ou mais em uma posição que está a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de aço a partir da superfície da chapa de aço e a razão de expansão de furo (%), foi descoberto que mesmo no caso em que a Expressão (1) é satisfeita, quando martensita bruta está presente, as fraturas locais são propagadas e a capacidade de expansão de furo é diminuída. Para evitar que a capacidade de expansão de furo seja diminuída, é necessário que a densidade numérica da martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 3 μm ou mais em uma posição que esteja a 1/4 da espessura da chapa seja 5,0 peças/10000 μm² ou menos. Em adição, a FIG. 3 mostra que quando a densidade numérica (peças/10000 μm²) da martensita tendo um diâmetro de círculo equivalente de 3 μm ou mais é 5,0 ou mais, a capacidade de expansão de furo é diminuída. Nesse gráfico, são mostrados apenas dados nos quais

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R/D_m ² é 1,00 ou mais.

[25] Daqui em diante será descrita em detalhes a composição química da chapa de aço laminada a quente da presente invenção. “%” que representa a quantidade de cada elemento incluído significa % em massa.

[26] (C: 0,030% a 0,10%)

C é um elemento importante que contribui para o reforço pela formação de martensita. Quando a quantidade de C é menor que 0,030%, é difícil formar martensita. Consequentemente, a quantidade de C é ajustada para 0,030% ou mais. A quantidade de C é preferivelmente 0,04% ou mais. Por outro lado, quando a quantidade de C é maior que 0,10%, a fração de área de martensita é aumentada e a capacidade de expansão e furo é diminuída. Consequentemente, a quantidade de C é ajustada para 0,10% ou menos. A quantidade de C é preferivelmente 0,07% ou menos.

[27] (Mn: 0,5% a 2,5%)

Mn é um elemento importante em relação ao reforço da ferrita e à capacidade de endurecimento. Quando a quantidade de Mn é menor que 0,5%, a capacidade de endurecimento é aumentada e é difícil formar martensita. Consequentemente, a quantidade de Mn é ajustada para 0,5% ou mais. A quantidade de Mn é preferivelmente 0,8% ou mais, e mais preferivelmente 1,0% ou mais. Por outro lado, quando a quantidade de Mn é maior que 2,5%, é difícil formar uma quantidade suficiente de ferrita. Portanto, a quantidade de Mn é ajustada para 2,5% ou menos. A quantidade de Mn é preferivelmente 2,0% ou menos e mais preferivelmente 1,5% ou menos.

[28] (Si+Al: 0,100% a 2,5%)

Si e Al são elementos importantes em relação ao reforço de ferrita e à formação de ferrita. Quando a quantidade total de Si e Al é menor que 0,100%, a quantidade de ferrita a ser formada não é sufici

12/34 ente e assim é difícil obter a microestrutura desejada. Consequentemente, a quantidade total de Si e de Al é ajustada para 0,100% ou mais. A quantidade total de Si e Al é preferivelmente 0,5% ou mais e mais preferivelmente 0,8% ou mais. Por outro lado, quando a quantidade total de Si e Al é maior que 2,5%, os efeitos são saturados e os custos aumentam. Portanto, a quantidade total de Si e Al é ajustada para 2,5% ou menos. A quantidade total de Si e Al é preferivelmente 1,5% ou menos, e mais preferivelmente 1,3% ou menos.

Aqui, Si tem alta performance em reforçar a ferrita e é capaz de reforçar a ferrita mais efetivamente que o Al. Portanto, do ponto de vista de efetivamente reforçar a ferrita. A quantidade de Si é preferivelmente 0,30% ou mais. Mais preferivelmente. A quantidade de Si é 0,60% ou mais. Por outro lado, quando a quantidade de Si é grande, é gerada carepa vermelha na superfície da chapa de aço e, em alguns casos, a aparência é deteriorada. Portanto, do ponto de vista de suprimir a geração de carepa vermelha, a quantidade de Si é preferivelmente 2,0% ou menos. Mais preferivelmente, a quantidade de Si é 1,5% ou menos.

Uma vez que Al tem a ação de reforçar a ferrita e promover a formação de ferrita como Si, a quantidade de Si pode ser suprimida aumentando-se a quantidade de Al, e como resultado, a geração da carepa vermelha mencionada acima é facilmente suprimida. Portanto, do ponto de vista de suprimir facilmente a carepa vermelha, a quantidade de Al é preferivelmente 0,010% ou mais. Mais preferivelmente, a quantidade de Al é 0,040% ou mais. Por outro lado, do ponto de vista de reforçar a ferrita conforme descrito acima, é preferível que a quantidade de Si é aumentada. Consequentemente, do ponto e vista de reforçar a ferrita, a quantidade de Al é preferivelmente menor que 0,300%. Mais preferivelmente, a quantidade de Al é menor que 0,200%.

13/34 [29] (P: 0,04% ou menos)

P é um elemento que está geralmente contido como uma impureza e quando a quantidade de P é maior que 0,04%, a zona de soldagem é notavelmente fragilizada. Portanto, a quantidade de P é ajustada para 0,04% ou menos. O limite inferior da quantidade de P não é particularmente limitado. Entretanto, é economicamente desvantajoso quando a quantidade de P é menor que 0,0001%. Portanto, a quantidade de P é preferivelmente 0,0001% ou mais.

[30] (S: 0,01% ou menos)

S é um elemento que está geralmente contido como uma impureza e afeta adversamente a capacidade de soldagem e a produtividade durante o lingotamento e a laminação a quente. Consequentemente, a quantidade de S é ajustada para 0,01% ou menos. Em adição quando uma quantidade excessiva de S está contida, MnS bruto é formado e a capacidade de expansão de furo é diminuída. Assim, para melhorar a capacidade de expansão de furo, a quantidade de S é preferivelmente reduzida. O limite inferior da quantidade de S não é particularmente limitado. Entretanto, é economicamente desvantajoso quando a quantidade de S é menor que 0,0001%. Portanto, a quantidade de S é preferivelmente 0,0001% ou mais.

[31] (N: 0.01% ou menos)

N é um elemento que está geralmente contido como uma impureza, e quando a quantidade de N é maior que 0,01%, são formados nitretos brutos e a capacidade de dobramento e a capacidade de expansão de furo são deterioradas. Consequentemente, a quantidade de N é ajustada para 0,01% ou menos. Em adição, quando a quantidade de N é aumentada, N gera bolhas de gás durante a soldagem e assim a quantidade de N é preferivelmente reduzida. O limite inferior da quantidade de N não é particularmente limitado, e quanto menor mais preferível. Quando se ajusta a quantidade de N para menos de

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0,0005%, os custos de produção aumentam. Portanto, a quantidade de N é preferivelmente 0,0005% ou mais.

[32] A composição química da chapa de aço da presente invenção pode conter também Nb, Ti, V, W, Mo, Cr, Cu, Ni, B, REM, e Ca como elementos opcionais. Uma vez que esses elementos estão contidos no aço como elementos opcionais, os seus limites inferiores não são particularmente definidos.

[33] (Nb: 0% a 0,06%) (Ti: 0% a 0,20%)

Nb e Ti são elementos relacionados ao reforço da precipitação da ferrita. Consequentemente, ou um ou ambos desses elementos pode estar contido. Entretanto, quando a quantidade de Nb a estar contida for maior que 0,06%, a transformação de ferrita é significativamente retardada e assim o alongamento é deteriorado. Consequentemente, a quantidade de Nb é ajustada para 0,06% ou menos. A quantidade de Nb é preferivelmente 0,03% ou menos, e mais preferivelmente 0,025% ou menos. Em adição, quando a quantidade de Ti contida é maior que 0,20%, a ferrita é reforçada excessivamente e assim um alto alongamento não pode ser obtido. Portanto, a quantidade de Ti é ajustada para 0,20% ou menos. A quantidade de Ti é preferivelmente 0,16% ou menos, e mais preferivelmente 0,14% ou menos. Para reforçar a ferrita com maior segurança, a quantidade de Nb é preferivelmente 0,05% ou mais, mais preferivelmente 0,01% ou mais, e particularmente preferivelmente 0,015% ou mais. Além disso, a quantidade de Ti é preferivelmente 0,02% ou mais, mais preferivelmente 0,06% ou mais, e particularmente preferivelmente 0,08% ou mais.

[34] (V: 0% a 0,20%) (W: 0% a 0,5%) (Mo: 0% a 0,40%)

V, W, e Mo são elementos que contribuem para o reforço

15/34 do aço. Consequentemente, o aço pode conter pelo menos um elemento entre esses elementos. Entretanto, quando esses elementos estão contidos excessivamente, a capacidade de conformação é deteriorada em alguns casos. Portanto, a quantidade de V é ajustada para 0,20% ou menos, a quantidade de W é ajustada para 0,5% ou menos, e a quantidade de Mo é ajustada para 0,40% ou menos, Para obter um efeito mais garantido de aumentar a resistência do aço, a quantidade de V é preferivelmente 0,02% ou mais, a quantidade de W é preferivelmente 0,02% ou mais, e a quantidade de Mo é preferivelmente 0,01% ou mais.

[35] (Cr: 0% a 1,0%) (Cu: 0% a 1,2%) (Ni: 0% a 0,6%) (B: 0% a 0,005%)

Cr, Cu, Ni e B são elementos que têm uma ação de aumentar a resistência do aço. Consequentemente, o aço pode conter pelo menos um entre esses elementos. Entretanto, quando esses elementos estão excessivamente contidos, a capacidade de conformação é deteriorada em alguns casos. Portanto, a quantidade de Cr é ajustada para 1,0% ou menos, a quantidade de Cu é ajustada para 1,2% ou menos, a quantidade de Ni é ajustada para 0,6% ou menos e a quantidade de B é ajustada para 0,005% ou menos. Para obter um efeito mais garantido do aumento da resistência do aço, a quantidade de Cr é preferivelmente 0,01% ou mais, a quantidade de Cu é preferivelmente 0,01% ou mais, a quantidade de Ni é preferivelmente 0,01% ou mais, e a quantidade de B é preferivelmente 0,0001% ou mais.

[36] (REM: 0% a 0,01%) (Ca: 0% a 0,01%)

REM e Ca são elementos eficazes para controlar a forma dos óxidos e sulfetos. Consequentemente, o aço pode conter pelo me

16/34 nos um elemento entre esses elementos. Entretanto, quando esses elementos estão excessivamente contidos, a capacidade de conformação é deteriorada e, alguns casos. Portanto, a quantidade de REM é ajustada para 0,01% ou menos, e a quantidade de Ca é ajustada para 0,01% ou menos. Para controlar com maior segurança a forma dos óxidos e sulfetos, a quantidade de REM é preferivelmente 0,0005% ou mais, e a quantidade de Ca é preferivelmente 0,0005% ou mais. Na presente invenção, REM se refere a La e elementos nas séries lantanóides. REM, em muitos casos, é adicionado na forma de metal misch, e há um caso no qual a combinação de La e elementos na série de lantanóides tal como Ce está ali contida. La e Ce metálicos podem estar contidos. O restante inclui Fe e impurezas.

[37] Daqui em diante será descrita em detalhes a microestrutura da presente invenção.

(Ferrita: 80% ou mais)

A ferrita é a estrutura mais importante para garantir o alongamento. Quando a fração de área de ferrita é menor que 80%, o alto alongamento do aço DP da técnica relativa não pode ser realizado. Consequentemente, a fração de área de ferrita é ajustada para 80% ou mais. Por outro lado, o limite superior da fração de área de ferrita é determinado pela fração de área de martensita, que será descrita mais tarde, e quando a fração de área de ferrita for maior que 97%, a quantidade de martensita é muito pequena e assim é difícil utilizar o reforço através da martensita. Mesmo quando outro método, por exemplo, um método de aumentar a quantidade de reforço da precipitação, é usado para garantir a sua resistência, o alongamento uniforme é deteriorado, e assim é difícil obter um alto alongamento.

[38] (Martensita: 3% a 15,0%) (Densidade numérica da martensita tendo um diâmetro médio de 3 pm ou mais: 5,0 peças/10000 pm² ou menos)

17/34

A martensita é uma estrutura importante para garantir a resistência e o alongamento do aço. Quando a fração de área de martensita é menor que 3%, é difícil garantir um excelente alongamento uniforme. Consequentemente, a fração de área de martensita é ajustada para 3% ou mais. Por outro lado, quando a fração de área de martensita é maior que 15%, a capacidade de expansão de furo é deteriorada. Portanto, a fração de área de martensita e ajustada para 15,0% ou menos.

Em adição, quando martensita bruta está presente, a fratura local é propaganda e a capacidade de expansão de furo é diminuída. Para evitar tais fraturas, a densidade numérica da martensita tendo um diâmetro médio de 3 pm ou mais é ajustada para 5,0 peças/10000 pm² ou menos [39] (Perlita: menos de 3,0%)

A perlita deteriora a capacidade de expansão de furo e assim é preferível que a perlita não esteja presente. Entretanto, quando a fração de área de perlita é menor que 3,0%, não há dano real ao aço e assim esse valor é permissível como limite superior.

[40] (Outras estruturas)

Quanto a outras estruturas, a bainita pode estar presente. A bainita não é essencial, e a fração de área de bainita pode ser 0%. A bainita é uma estrutura que contribui para aumentar a resistência. Entretanto, quando uma grande quantidade de bainita é usada para aumentar a resistência, é difícil garantir a fração de área de ferrita mencionada acima e um alto alongamento não pode ser alcançado.

[41] A resistência à tração da chapa de aço laminada a quente da presente invenção é preferivelmente 590 MPa ou mais. A resistência à tração e mais preferivelmente 630 MPa ou mais, e particularmente preferivelmente 740 MPa ou mais.

[42] Daqui em diante será descrito um método para produção

18/34 da chapa de aço laminada a quente conforme a presente invenção.

[43] Inicialmente, uma placa é preparada fundindo-se um aço por um procedimento de rotina e lingotando-se o aço, e produzindo-se barras conforme as circunstâncias. Quanto ao lingotamento, o lingotamento contínuo é preferível do ponto de vista de produtividade.

[44] A placa tendo a composição química descrita acima é aquecida até 1150°C a 1300°C e então é submetida à laminação de desbaste de múltiplos passes. Quando a temperatura da placa a ser submetida à laminação de desbaste é menor que 1150°C, a carga de laminação é aumentada significativamente durante a laminação de desbaste e assim a produtividade é deteriorada. Portanto, a temperatura da placa a ser submetida à laminação de desbaste é ajustada para 1150°C ou mais. Por outro lado, não é preferível que a temperatura da placa a ser submetida à laminação de desbaste seja maior que 1300°C do ponto de vista do custo de produção. Consequentemente, a temperatura da placa a ser submetida à laminação de desbaste é ajustada para ser 1300°C ou menos. Quanto à placa a ser submetida à laminação de desbaste, uma placa lingotada pode ser submetida à laminação direta conforme sendo laminada a quente. Para obter um efeito de aumentar a resistência pelo reforço da precipitação, é necessário fundir elementos tais como Nb e Ti. Assim, a temperatura da placa a ser submetida à laminação de desbaste é preferivelmente 1200°C ou mais.

[45] A placa descrita acima é submetida à laminação de desbaste de múltiplos passes e é laminada com quatro passes finais de laminação ou mais a uma faixa de temperaturas de 1000°C a 1050°C para uma redução total de 30% ou mais para formar uma barra bruta.

É importante refinar a austenita em um processo de laminação a quente para suprimir a formação de martensita bruta. Para refinar a austenita, é eficaz recristalizar repetidamente a austenita em

19/34 um processo de laminação de desbaste antes da laminação de acabamento. Aqui, os grãos após a recristalização crescem rapidamente durante a laminação em uma faixa de temperaturas de m,ais de 1050°C e assim é difícil refinar a austenita. Por outro lado, uma vez que os grãos não são completamente recristalizados durante a laminação em uma faixa de temperaturas de menos de 1000°C e então são submetidas à laminação seguinte, o diâmetro de grão não é uniforme em uma porção não cristalizada e em uma porção recristalizada. Como resultado, a densidade numérica da martensita tendo um diâmetro médio de 3 pm ou mais é aumentada. Em adição, quando a redução total é menor que 30%, a austenita não pode ser refinada suficientemente. Além disso, mesmo quando a laminação é executada para uma redução total de 30% ou mais, com menos de quatro passes de laminação, o diâmetro de grão da austenita não é uniforme, e como resultado é formada martensita bruta.

Consequentemente, a placa descrita acima é laminada por laminação de desbaste de múltiplos passes com quatro ou mais passes finais de laminação em uma faixa de temperaturas de 1000°C a 1050°C para uma redução total de 30% ou mais para formar uma barra bruta.

[46] A barra bruta mencionada acima é submetida à laminação de acabamento na qual a laminação é completada em uma faixa de temperaturas de 850°C a 950°C enquanto a laminação é iniciada em até 60 segundos após a laminação bruta ser completada, e assim é obtida uma chapa de aço com laminação de acabamento.

Como descrito acima, é importante refinar a austenita em um processo de laminação a quente para suprimir a formação de martensita bruta. Mesmo quando a laminação bruta descrita acima é executada e o tempo desde o início da laminação de acabamento após o término da laminação de desbaste é maior que 60 segundos, a auste

20/34 nita é embrutecida. Consequentemente, o tempo desde o inicio da laminação de acabamento após o término da laminação de desbaste é de até 60 segundos.

Quando a temperatura de acabamento é maior que 950°C, a austenita após a laminação de acabamento ser completada é embrutecida e assim o local de nucleação da transformação de ferrita é reduzido para retardar notavelmente a transformação de ferrita. Consequentemente, a temperatura de acabamento é ajustada para 950°C ou menos. Por outro lado, quando a temperatura de acabamento é menor que 850°C, a carga de laminação aumenta. Portanto, a temperatura de acabamento é ajustada para 850°C ou mais.

Então a chapa de aço com laminação de acabamento é submetida ao resfriamento primário e resfriada a ar, e também submetida ao resfriamento secundário e bobinada. A taxa de resfriamento primário é ajustada para a taxa média de resfriamento de 50°C/s ou mais. Quando a taxa de resfriamento primário é baixa, o diâmetro de grão da ferrita é embrutecido. É obtida martensita pela transformação da austenita residual na qual acontece a transformação de ferrita. Quando o diâmetro de grão de ferrita é embrutecido, a martensita residual é também embrutecida. O limite superior da taxa de resfriamento primário não é particularmente limitado. Quando a taxa de resfriamento primário é maior que 100°C/s, são necessários custos excessivos de equipamento e assim uma taxa de resfriamento primário de mais de 100°C/s não é preferível.

[47] A temperatura de interrupção do resfriamento primário é ajustada para 600°C a 750°C. Quando a temperatura d e interrupção do resfriamento primário é menor que 600°C, a trans formação da ferrita não pode acontecer suficientemente durante o resfriamento a ar. Em adição, quando a temperatura de interrupção do resfriamento primário é maior que 750°C, a transformação de ferrita acontece excessi

21/34 vamente e a transformação de perlita ocorre durante o resfriamento seguinte. Portanto, a capacidade de expansão de furo é deteriorada.

[48] O tempo de resfriamento a ar é ajustado para 5 segundos a 10 segundos. Quando o tempo de resfriamento a ar é menor que 5 segundos, a transformação de ferrita não pode acontecer suficientemente. Em adição, quando o tempo de resfriamento a ar é maior que 10 segundos, a transformação de perlita ocorre e assim a capacidade de expansão de furo é deteriorada.

[49] A taxa de resfriamento secundário é ajustada para uma taxa média de resfriamento de 30°C/s ou mais. Quando a taxa de resfriamento secundário é menor que 30°C/s, a transformação de bainita acontece excessivamente durante o resfriamento, e uma fração de área suficiente de ferrita não pode ser obtida., Assim, o alongamento uniforme é deteriorado. O seu limite superior não é particularmente limitado. Quando a taxa de resfriamento secundário é maior que 100°C/s, são necessários custos excessivos de equipamento e assim uma taxa de resfriamento secundário de mais de 100°C/s não é preferível.

[50] A temperatura de bobinamento é ajustada para 400°C ou menos. Quando a temperatura de bobinamento é maior que 500°C, a transformação de bainita acontece excessivamente, e uma quantidade suficiente de martensita não pode ser obtida. Assim, um alongamento altamente uniforme não pode ser garantido, A faixa de temperaturas é oreferivelmente 250°C ou menos, e mais preferivelme nte 100°C ou menos, e a temperatura pode ser a temperatura ambiente.

Exemplos [51] Os aços A a AJ tendo as composições químicas mostradas nas Tabelas 1 e 2 como exemplos 1 a 48foram fundidos e lingotados para se obterem placas. As placas foram laminadas sob as condições mostradas nas Tabelas 3 e 4.

Tabela

Aço N°	Composição química (unidade: % em massa, restani	te: Fe e impurezas)
C	Mn	Si	Al	Si+Al	P	S	N	Nb	Ti	V	W	Mo	Cr	Cu	Ni	B	REM	Ca
A	0,052	2,60	0,70	0,090	0,790	0,016	0,0040	0,0020	0,059	0,060			_-
B	0,060	1,90	0,90	0,200	1,100	0,023	0,0032	0,0036	0,065	0,150			-
C	0,060	1,10	1,00	0,250	1,250	0,032	0,0039	0,0035	-	-			-
D	0,045	1,60	1,90	0,150	2,050	0,018	0,0036	0,0028	0,007	0,103			-
E	0,057	0,98	0,50	0,300	0,800	0,014	0,0044	0,0038	0,009	0,130			0,35
F	0,051	0,60	0,77	0,110	0,880	0,005	0,0043	0,0022	0,040	0,088							0,0005
G1	0,066	1,30	0,90	0,280	1,180	0,022	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G2	0,066	1,30	0,90	0,020	0,920	0,017	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G3	0,066	1,30	0,90	0,250	1,150	0,012	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G4	0,066	1,30	0,90	0,220	1,120	0,023	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G5	0,066	1,30	0,90	0,030	0,930	0,024	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G6	0,066	1,30	0,90	0,110	1,010	0,026	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G7	0,066	1,30	0,90	0,030	0,930	0,040	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G8	0,066	1,30	0,90	0,280	1,180	0,011	0,0056	0,0027	0,016	0,160
G9	0,066	1,30	0,90	0,160	1,060	0,014	0,0056	0,0027	0,016	0,160
H	0,038	2,40	1,31	0,140	1,450	0,035	0,0032	0,0024	0,022	0,068
I	0,108	1,70	1,50	0,010	1,510	0,008	0,0031	0,0037	0,038	0,060
J	0,059	1,30	1,60	0,020	1,620	0,035	0,0051	0,0035	0,010	0,146
K	0,062	0,90	1,28	0,050	1,330	0,038	0,0036	0,0029	0,020	0,120
L	0,056	1,00	0,90	0,210	1,110	0,015	0,0039	0,0037	0,004	0,190
M	0,059	1,40	0,90	0,040	0,940	0,038	0,0031	0,0026	0,057	0,010
N	0,045	1,30	0,60	0,290	0,890	0,037	0,0040	0,0026	0,009	0,157
O	0,054	0,70	0,08	0,015	0,095	0,014	0,0052	0,0038	0,029	0,150
P	0,060	0,90	0,52	0,020	0,540	0,031	0,0039	0,0030	0,019	0,142

22/34

Tabela 2

Aço n°	Composição química	[unidade: % em massa, restante: Fe e impurezas)
C	Mn	Si	Al	Si+Al	P	S	N	Nb	Ti	V	W	Mo	Cr	Cu	Ni	B	REM	Ca
Q	0,090	1,50	1,47	0,050	1,520	0,023	0,0036	0,0029	0,013	0,135		-
R	0,036	0,90	1,38	0,020	1,400	0,027	0,0055	0,0040	0,020	0,100		0,3
S	0,070	1,00	0,30	0,220	0,520	0,024	0,0036	0,0035	0,024	0,070
T	0,048	1,60	0,30	0,110	0,410	0,033	0,0040	0,0030	0,055	0,100
U	0,047	1,10	0,60	0,170	0,770	0,029	0,0035	0,0039	0,021	0,210
V	0,072	0,86	1,18	0,280	1,460	0,008	0,0033	0,0021	0,020	0,065								0,001
W1	0,055	1,30	1,20	0,180	1,380	0,009	0,0035	0,0020	0,032	0,120
W2	0,055	1,30	1,20	0,220	1,420	0,026	0,0035	0,0020	0,032	0,120
W3	0,055	1,30	1,20	0,270	1,470	0,031	0,0035	0,0020	0,032	0,120
W4	0,055	1,30	1,20	0,170	1,370	0,030	0,0035	0,0020	0,032	0,120
W5	0,055	1,30	1,20	0,150	1,350	0,028	0,0035	0,0020	0,032	0,120
W6	0,055	1,30	1,20	0,290	1,490	0,039	0,0035	0,0020	0,032	0,120
X	0,077	2,10	1,44	0,170	1,610	0,038	0,0048	0,0039	0,041	0,030							0,001
Y	0,028	0,70	0,80	0,020	0,820	0,009	0,0051	0,0032	0,013	0,130
Z	0,051	0,79	1,14	0,100	1,240	0,012	0,0032	0,0023	0,020	0,190
AA	0,052	1,22	0,65	0,300	0,950	0,032	0,0057	0,0021	0,027	0,130	0,1
AC	0,066	0,40	0,70	0,170	0,870	0,034	0,0050	0,0028	0,047	0,040
AD	0,095	1,10	1,25	0,110	1,360	0,020	0,0051	0,0023	0,011	0,100									0,001
AE	0,061	1,25	1,24	0,170	1,410	0,018	0,0036	0,0028	0,013	-	0,15		0,06
AF	0,060	1,03	1,24	0,140	1,380	0,038	0,0035	0,0020	-	0,110	0,07	0,2	0,12
AG	0,060	1,02	1,24	0,250	1,490	0,032	0,0056	0,0027	0,018	0,120	0,1		-		0,3
AH	0,059	1,45	1,16	0,080	1,240	0,014	0,0051	0,0035	0,016	0,130	-		0,3			0,1
AI	0,060	1,45	1,14	0,190	1,330	0,015	0,0036	0,0028	0,021	0,130	0,18		-	0,2		-
AJ	0,061	1,30	1,07	0,190	1,260	0,006	0,0044	0,0038	0,020	0,140	0,03		-	0,1		0,2		0,001	0,001

23/34

Tabela 3

Condições de laminação a quente	AÇ o n°	Temperatura de aquecimento	Número de reduções a 1000°C até 1050°C	Redução total a 1000°C até 1050°C	Tempo entre a laminação de desbaste e a laminação de acabamento	Temperatura de acabamento	Taxa de resfriamento primário	Temperatura de interrupção do resfriamento primário	tempo de resfriamento a ar	taxa de resfriamento secundário	temperatura de resfriamento
Unit	_-		_-	%	segundos	C	C/sec	C í	;egundos ‘	C/sec
Example 1	A	1250	5	45	56	922	55	681	9	39	124
Example 2	B	1250	4	37	33	908	55	727	8	31	287
Example 3	C	1200	5	32	39	939	65	700	8	32	223
Example 4	D	1220	4	38	55	896	60	738	7	33	390
Example 5	E	1220	4	40	46	945	55	688	9	36	220
Example 6	F	1220	5	33	43	921	55	737	7	44	390
Example 7	G1	1240	4	40	37	920	65	718	5	32	274
Example 8	G2	1140	5	32	36	869	60	617	7	31	225
Example 9	G3	1220	5	42	36	898	60	630	11	42	118
Example 10	G4	1240	5	38	47	961	65	688	8	45	208
Example 11	G5	1250	5	48	35	939	55	644	4	34	228
Example 12	G6	1250	5	33	33	941	45	717	7	38	144

24/34

Example 13	G7	1220	3	34	47	893	65	616	6	45	171
Example 14	G8	1260	5	28	35	890	60	664	5	41	290
Example 15	G9	1240	5	34	64	887	55	678	6	35	230
Example 16	H	1210	5	40	51	896	55	704	8	42	58
Example 17	I	1280	5	47	52	944	60	612	7	33	86
Example 18	J	1230	5	33	41	896	55	658	7	37	240
Example 19	K	1250	5	41	40	928	60	606	5	45	164
Example 20	L	1280	2	50	47	897	55	720	9	41	248
Example 21	M	1270	4	46	42	930	60	628	8	38	253
Example 22	N	1220	4	41	50	934	65	660	5	45	56
Example 23	O	1210	4	47	48	931	65	632	8	33	264
Example 24	P	1270	5	39	36	899	55	720	6	42	74

Tabela 4

Condições de laminação a quente	Aç o n°	Temperatura de aquecimento	Número de reduções a 1000°C até 1050°C	Redução total a 1000°C até 1050°C	Tempo entre a laminação de desbaste e a laminação de acabamento	Temperatura de acabamento	Taxa de resfriamento primário	temperatura de interrupção do resfriamento primário	tempo de resfriamento a ar	taxa de resfriamento secundário	temperatura de resfriamento
Unit	-	°C	-	%	segundos	C	C/sec	C í	>econd s	°C/sec	C
Example 25	Q	1240	5	39	55	947	35	628	9	38	280
Example 26	R	1270	4	50	52	920	60	710	9	37	154
Example 27	S	1210	4	35	50	926	65	632	6	39	159
Example 28	T	1280	4	47	55	881	55	695	7	33	152
Example 29	U	1220	4	47	56	889	55	625	5	38	207
Example 30	V	1220	5	49	43	932	60	609	8	41	129
Example 31	W1	1210	4	40	49	918	55	697	7	32	95

25/34

Example 32	W2	1240	4	41	43	938	55	717	6	40	116
Example 33	W3	1230	4	32	45	900	55	760	5	38	206
Example 34	W4	1270	4	44	50	924	60	718	8	35	430
Example 35	W5	1270	4	33	35	938	65	590	9	32	119
Example 36	W6	1240	4	32	48	892	60	722	6	26	180
Example 37	X	1260	4	39	46	903	55	737	8	36	178
Example 38	Y	1280	4	40	31	878	65	614	8	34	284
Example 39	Z	1240	4	46	38	925	55	669	6	39	121
Example 40	AA	1210	4	36	54	923	65	627	7	39	77
Example 41	AC	1280	4	50	35	880	65	630	6	40	299
Example 42	AD	1230	5	43	58	949	60	626	6	35	275
Example 43	AE	1210	4	45	32	920	55	703	7	35	131
Example 44	AF	1210	4	45	43	920	55	693	7	35	139
Example 45	AG	1210	4	45	44	920	55	706	7	35	127
Example 46	AH	1210	4	45	39	920	55	702	7	35	122
Example 47	AI	1210	4	45	49	920	55	692	7	35	129
Example 48	AJ	1210	4	45	60	920	55	707	7	35	143

26/34

27/34 [52] Uma amostra foi coletada de cada uma das chapas de aço obtidas e a estrutura metalográfica foi observada em uma posição que estava a 1/4 de profundidade na direção da espessura da chapa de aço usando-se um microscópio ótico. Para a preparação da amostra, a seção transversal da espessura da chapa de aço na direção de laminação foi polida como uma superfície a ser observada e foi causticada com um reagente nital e um reagente Le Pera. A imagem da amostra causticada com um reagente nital foi obtida pela observação através de um microscópio ótico a uma ampliação de 500 vezes foi analisada para obter as frações de área de ferrita e perlita. Em adição, a imagem da amostra causticada com um reagente Le Pera que foi obtida pela observação através de um microscópio ótico a uma ampliação de 500 vezes foi analisada para obter a fração de área e o diâmetro médio da martensita. O diâmetro médio é obtido pela média do diâmetro de círculo equivalente de cada um dos grãos de martensita. Um grão de martensita de menos de 1,0 pm foi excluído da contagem numérica. A fração de área da bainita foi obtida como o restante de ferrita, perlita e martensita.

[53] A resistência à tração (TS) foi avaliada de acordo com a JIS Z 2241:2011 usando-se um corpo de prova n° 5 descrito na JIS Z2201:1998 coletado de cada chapa de aço em uma posição que estava a 1/4 na direção da largura da chapa de aço, em uma direção perpendicular à direção de laminação. O alongamento uniforme (u-El) e o alongamento total (t-El) foram medidos junto com a resistência à tração (TS). Um teste de expansão de furo foi executado de acordo com um método de teste descrito na Japan Iron and Steel Federation Standard JFS T1001-1996 para avaliar a capacidade de expansão de furo. As estruturas e as propriedades mecânicas das chapas de aço foram mostradas nas Tabelas 5 e 6. Nas Tabelas 5 e 6, V_F representa a fração de área (%) de ferrita, V_B representa a razão de área (%) de

28/34 bainita, V_P representa a fração de área (%) de perlita, e V_M representa a fração de área (%) de martensita, respectivamente. D_M representa o diâmetro médio de martensita (pm) e N_M representa a densidade numérica de martensita tendo um diâmetro de circulo equivalente de 3 pm ou mais por 10000 pm² em uma posição que esta a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de aço a partir da superfície da chapa de aço.

Tabela 5

Avaliação de resultados	Aço n°	Microestrutura	R/Dm²	Propriedades mecânicas	Notas
Vf	Vb	Vp	Vm	Dm	Nm	TS	u-El	t-El	λ
Unidade	-	%	%	%	%	pm	/10000pm²	-	MPa	%	%	%
Exemplo 1	A	79,3	9,5	0	11,2	1,49	3,6	1,27	805		167	83	Exemplo Comparativo
Exemplo 2	B	79,1	7,8	0	13,1	1,29	4,4	1,3	783	85	17,2	84	Exemplo Comparativo
Exemplo 3	C	91,2	3	1,3	4,5	1,79	2,8	1,93	633	21,2	34,5	138	Exemplo
Exemplo 4	D	93,4	1,5	0	5,1	1,78	3,7	1,79	817	12,4	22,7	111	Exemplo
Exemplo 5	E	91	2,1	0	6,9	2,3	3,8	1,14	786	11,8	21,3	83	Exemplo
Exemplo 6	F	92,2	1,4	0	6,4	1,49	4,5	1,85	830	11,7	21,9	111	Exemplo
Exemplo 7	G1	95,2	0	0	4,8	1,88	4,2	1,76	824	12,5	24,5	121	Exemplo
Exemplo 8	G2	96,5	0	0	3,5	1,89	4,8	2,13	743	15,4	24,6	132	Exemplo
Exemplo 9	G3	95,7	0	37	06	2,07	1,2	5,25	760	12,5	24,9	71	Exemplo Comparativo
Exemplo 10	G4	78,2	8,6	1,7	11,5	1,5	4,2	1,23	833	85	19,3	82	Exemplo Comparativo
Exemplo 11	G5	77^	9,7	2,2	10,4	1,63	3,4	1,22	839	83	19,1	83	Exemplo Comparativo
Exemplo 12	G6	89,3	1,7	0	9	2,5	4,6	0,88	825	14,5	23,1	69	Exemplo Comparativo
Exemplo 13	G7	94,9	0	0	5,1	2,49	5,3	1,28	800	11,9	21,3	76	Exemplo Comparativo
Exemplo 14	G8	95,2	1,3	0	3,5	4,2	4,9	0,96	814	12,5	20,7	74	Exemplo Comparativo

29/34

Exemplo 15	G9	92,3	0	0	7,7	3,45	3,5	0,71	822	13,1	24,7	60	Exemplo Comparativo
Exemplo 16	H	96	0	0	4	3,24	3,9	1,14	831	11,9	21,4	89	Exemplo
Exemplo 17	I	83,4	1,2	0	15,4	1,66	3,3	09	817	11,5	24	Z0	Exemplo Comparativo
Exemplo 18	J	92,8	1,5	0	5,7	2,41	4,9	1,23	789	12,5	24,5	92	Exemplo
Exemplo 19	K	94,3	0	0	5,7	2,01	3,9	1,48	807	12,3	21,5	100	Exemplo
Exemplo 20	L	95,9	0	0	4,1	2,05	6,1	1,78	759	13,4	20,9	67	Exemplo Comparativo
Exemplo 21	M	93,5	0,5	0	6	1,56	3,5	1,84	771	13,5	22,5	135	Exemplo
Exemplo 22	N	94,4	1,3	0	4,3	3,11	4,1	1,14	814	12,8	20,2	84	Exemplo
Exemplo 23	O	79,3	9,8	2,7	8,2	2,06	3,4	1,14	807	8,9	17	83	Exemplo Comparativo
Exemplo 24	P	95,6	0,6	0	3,8	3,05	4,1	1,25	809	13,5	21,9	95	Exemplo

Tabela 6

30/34

Avaliação de resultados	Aço n°	Microestrutura	R/Dm²	Propriedades mecânicas	Notas
V_F	Vb	Vp	Vm	Dm	Nm	TS	u-El	t-El	λ
Unidade	-	%	%	%	%	pm	/10000pm²	-	MPa	%	%	%
Exemplo 25	Q	90,2	4,5	0	5,3	3,41	4,0	0.91	790	11,6	24.0	78	Exemplo Comparativo
Exemplo 26	R	95,6	0	0	4,4	2,20	2,9	1,59	817	11,5	24,1	121	Exemplo
Exemplo 27	S	92,6	1,0	0	6,4	2,04	4,4	1,35	782	11.7	20.0	95	Exemplo
Exemplo 28	T	95,,4	0	0	4,6	2,35	3,3	1,45	791	12,1	20.7	105	Exemplo

Exemplo 29	U	95,7	0	0	4,3	2,07	3,3	1.72	847	78	16,5	121	Exemplo Comparativo
Exemplo 30	V	91,5	2,0	0	6,5	2,10	2,9	1,30	831	11.8	24.7	91	Exemplo
Exemplo 31	W1	93,8	0	0	6,2	1,98	4,0	1,42	797	13	20,4	95	Exemplo
Exemplo 32	W2	93,6	0	0	6,4	1,99	3,7	1,39	820	13,5	22,1	90	Exemplo
Exemplo 33	W3	92,2	0	33	4,5	2,53	4,8	1,36	759	14	23,8	Z3	Exemplo Comparativo
Exemplo 34	W4	92,8	5,2	0	2,0	2,30	3,6	2,4,43	756	9,5,5	19,4,4	149	Exemplo Comparativo
Exemplo 35	W5	79,3	9,1	2,4	9,2	1,87	4,6	1,1,16	830	7,8	16,6,6	82	Exemplo Comparativo
Exemplo 36	W6	79,0	15,3	0	5,7	2,46	4,8	1,21	739	93	18,7	96	Exemplo Comparativo
Exemplo 37	X	93,7	0	0	6,3	2,60	4,1	1,07	793	12	21,8	87	Exemplo
Exemplo 38	Y	98,1	0,7	0	12	2,07	2,9	3,6,60	748	911	17,6,6	147	Exemplo Comparativo
Exemplo 39	Z	94,2	1,1	0	4,7	2,17	3,5	1,5,55	791	12,2	21,6,6	111	Exemplo
Exemplo 40	AA	96,2	0	0	3,8	3,40	4,6	1,1,12	835	12,2	21,9	89	Exemplo
Exemplo 41	AC	96,7	0	33	0	-	-	-	767	39	18,8	118	Exemplo Comparativo
Exemplo 42	AD	87,5	2,5	0	10,0	1,65	3,9	1,24	792	12,7	21,7	85	Exemplo
Exemplo 43	AE	91	0	0	9	1,77	3,3	1,24	803	13,1,1	21,2	86	Exemplo
Exemplo 44	AF	93	0	0	7	2,01	3,3	1,29	792	12,8	21,6,6	90	Exemplo
Exemplo 45	AG	90,4	0	0	9,6	1,64	2,9	1,28	794	12,7	20,9	84	Exemplo
Exemplo 46	AH	91,1	0	0	8,9	1,74	4,0	1,27	784	12,9	23,8	85	Exemplo
Exemplo 47	AI	92	0	0	8	1,55	3,7	1,5,54	811	12,8	20,5,5	90	Exemplo
Exemplo 48	AJ	92	0	0	8	1,76	4,8	1,35	808	12,5,5	23,7	90	Exemplo

31/34

32/34 [54] Os resultados serão descritos. Os Exemplos 3 a 8, 16, 18, 19, 21, 22, 24, 26 a 28, 30 a 32, 37, 39, 40, e 42 a 48 são exemplos da presente invenção. Nesses exemplos, as composições químicas dos componentes do aço, as condições de produção, e as microestruturas satisfizeram os requisitos da presente invenção e tanto o alongamento quanto a capacidade de expansão de furo foram excelentes. Por outro lado, s Exemplos 1, 2, 9 a 15, 17, 20, 23, 25, 29, 33 a 36, 38, e 41 são exemplos comparativos. Nesses exemplos comparativos, os efeitos não foram capazes de serem obtidos devido às razões mostradas abaixo.

[55] No Exemplo 1, uma vez que foi usado o aço n° A no qual a quantidade de Mn foi grande, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e assim o alongamento uniforme foi baixo.

[56] No Exemplo 2, uma vez que foi usado o aço n° B no qual a quantidade de Nb foi grande, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e assim o alongamento uniforme foi baixo [57] No Exemplo 9, uma vez que o tempo de resfriamento foi muito longo, a perlita formada excedeu uma faixa adequada. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[58] No Exemplo 10, uma vez que a temperatura de acabamento foi muito alta, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e assim o alongamento uniforme foi baixo.

[59] No Exemplo 11, uma vez que o tempo de resfriamento a ar foi muito curto, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e assim o alongamento uniforme foi baixo.

[60] No Exemplo 12, uma vez que a taxa de resfriamento primá

33/34 rio foi baixa, o diâmetro médio de martensita foi grande, e como resultado a Expressão 1 não foi satisfeita. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[61] Nos Exemplos 13 e 20, uma vez que o número de passes de laminação em uma faixa de temperaturas de 1000 a 1050°C foi pequena, a densidade numérica a martensita bruta foi alta. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[62] No Exemplo 14, uma vez que a redução em uma faixa de temperaturas de 1000°C a 1050°C foi baixa, o diâmetro médio de martensita foi grande e como resultado, a Expressão 1 não foi satisfeita. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[63] No Exemplo 15, uma vez que o tempo desde o término da laminação de desbaste até o início da laminação de acabamento foi longo, a austenita foi embrutecida e o diâmetro médio de martensita foi grande. Portanto, R/D_M ² foi diminuído e a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[64] No Exemplo 17, uma vez que foi usado o aço n° I no qual a quantidade de C foi grande, a fração de área de martensita foi alta. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa, [65] No Exemplo 23, uma vez que foi usado o aço n° O no qual a quantidade de Si+Al fio pequena, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto., o alongamento uniforme foi baixo.

[66] No Exemplo 25, uma vez que a taxa de resfriamento primário foi baixa, o diâmetro médio de martensita foi grande, e como resultado a Expressão 1 não foi satisfeita. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[67] No Exemplo 29, uma vez que foi usado o aço n° U no qual a quantidade de Ti foi grande, a ferrita foi reforçada excessivamente. Portanto, o alongamento uniforme foi baixo.

34/34 [68] No Exemplo 33, uma vez que a taxa de resfriamento primário foi alta, foi formada perlita. Portanto, a capacidade de expansão de furo foi baixa.

[69] No Exemplo 34, uma vez que a temperatura de bobinamento foi muito alta, a martensita foi raramente formada. Portanto, o alongamento uniforme foi baixo.

[70] No Exemplo 35, uma vez que a temperatura de interrupção do resfriamento primário foi muito baixa, a transformação de ferrita não aconteceu suficientemente. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e o alongamento uniforme foi baixo.

[71] No Exemplo 36, uma vez que a taxa de resfriamento secundário foi baixa, foi formada bainita. Portanto, a fração de área de ferrita foi menor que 80% e o alongamento uniforme foi baixo.

[72] No Exemplo 38, uma vez que foi usado o aço n° Y no qual a quantidade de C foi pequena, a fração de área de martensita foi menor que 3%. Portanto, o alongamento uniforme foi baixo.

[73] No Exemplo 41, uma vez que foi usado o aço n° AC no qual a quantidade de Mn foi pequena, a martensita não foi formada. Portanto, o alongamento uniforme foi baixo.

Aplicabilidade Industrial [74] De acordo com a presente invenção, é possível fornecer uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência capaz de alcançar excelentes alongamentos e capacidade de expansão de furo sem conter um elemento caro e um método de produção da mesma.

1/3

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Chapa de aço laminada a quente, caracterizada pelo fato de que compreende como composição química, em % em massa:

C: 0,030% a 0,10%;

Mn: 0,5% a 2,5%;

Si+Al: 0,100% a 2,5%;

P: 0,04% ou menos;

S: 0,01% ou menos,

N: 0,01% ou menos;

Nb: 0% s 0,06%;

Ti: 0% a 0,20%;

V: 0% a 0,20%;

W: 0% a 0,5%;

Mo: 0% a 0,40%;

Cr: 0% a 1,0%;

Cu: 0% a 1,2%;

Ni: 0% a 0,6%;

B: 0% a 0,005%;

REM: 0% a 0,01%;

Ca: 0% a 0,01%; e o saldo consistindo de Fe e impurezas, onde a chapa de aço tem uma microestrutura incluindo, em fração de área, ferrita: 80% ou mais, martensita: 3% a 15,0%, e perlita: menos de 3,0%, na qual a densidade numérica da martensita que tenha um diâmetro de círculo equivalente de 3 pm ou mais em uma posição que está a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de aço a partir da superfície da chapa de aço é 5,0 peças/10000 pm² ou menos, e a Expressão (1) a seguir é satisfeita,

R/D_m ² 1,00 ... Expressão (1),
2/3 aqui, R é um intervalo médio de martensita (pm) definido pela Expressão (2) a seguir e D_M é o diâmetro médio da martensita (pm),

R = {12,5 χ (n/6V_M)⁰,⁵ - (2/3)⁰,⁵} χ D_M ...Expressão (2), aqui, V_M é a fração de área de martensita (%) e D_M é o diâmetro médio da martensita (pm).

2. Chapa de aço laminada a quente de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que também compreende, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre Nb: 0,005% a 0,06% e Ti: 0,02% a 0,20%.
3. Chapa de aço laminada a quente de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizada pelo fato de que também compreende, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre V: 0,02% a 0,20%, W: 0,1% a 0,5%, e Mo: 0,05% a 0,40%.
4. Chapa de aço laminada a quente de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizada pelo fato de que também compreende, como composição química, em % em massa, pelo menos um elemento entre Cr: 0,01% a 1,0%, Cu: 0,1% a 1,2%, Ni: 0,05% a 0,6%, e B: 0,0001% a 0,005%.
5. Chapa de aço laminada a quente de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizada pelo fato de que também compreende, como composição química, em % em massa,

Pelo menos um elemento ente REM: 0,0005% a 0,01% e Ca: 0,0005% a 0,01%.
6. Método para produção de uma chapa de aço laminada a quente, caracterizado pelo fato de que compreende:

aquecer uma placa tendo a composição química como em definida em qualquer uma das reivindicações 1 a 5, até 1150°C a

3/3

1300°C, então submeter a paca a uma laminação de desbaste de múltiplos passes e laminar a placa com quatro ou mais passes finais de laminação em uma faixa de temperaturas de 1000°C a 1050°C a uma redução total de 30% ou mais para formar uma barra bruta;

iniciar a laminação da barra bruta em até 60 segundos após o término da laminação de desbaste e submeter a barra bruta à laminação de acabamento para completar a laminação em uma faixa de temperaturas de 850°C a 950°C para obter uma chapa de aço laminada a quente acabada; e após resfriar a chapa de aço laminada a quente até uma faixa de temperaturas de 600°C a 750°C a uma taxa m édia de resfriamento de 50°C/s ou mais e resfriar a ar a chapa de aço por 5 segundos a 10 segundos, bobinar a chapa de aço a uma faixa de temperaturas de 400°C ou menos a uma taxa média de resfriame nto de 30°C/s ou mais e bobinar a chapa de aço para obter uma chapa de aço laminada a quente.

1/2 % de razão de expansão de furo

R/Dm²

2/2