BR112015013073B1

BR112015013073B1 - Material de aço e elemento para absorção de impacto

Info

Publication number: BR112015013073B1
Application number: BR112015013073-9A
Authority: BR
Inventors: Kaori Kawano; Masahito Tasaka; Yoshiaki Nakazawa; Yasuaki Tanaka; Toshiro Tomida
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2012-12-06
Filing date: 2012-12-06
Publication date: 2019-03-12
Also published as: US9862428B2; EP2930253A4; CN104136643A; PL2930253T3; KR20150086549A; US20150344996A1; EP2930253B1; KR101709879B1; EP2930253A1; BR112015013073A2; JPWO2014087511A1; ES2726106T3; MX2015006992A; CN104136643B; WO2014087511A1

Abstract

material de aço e elemento para absorção de impacto. é fornecido um material de aço, que fornece um material para um elemento de absorção de impacto que apresenta uma alta absorção de energia de impacto e no qual a ocorrência de fratura sob uma carga de impacto é suprimida, o material de aço tendo: uma composição química contendo, em % em massa, c: 0,05 a 0,18%, mn: 1 a 3%, si+al: pelo menos 0,5% e menos que 2,5%, e n: 0,001 a 0,015%, e em alguns casos, cr: no máximo 0,5%, mo: no máximo 0,2%, ti: no máximo 0,05%, nb: no máximo 0,05%, v: no máximo 0,2%, e b: no máximo 0,002%, o restante sendo fe e impurezas, e uma estrutura de aço contendo: em % de área, bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 ?m: pelo menos 70%, e martensita: 5 a 30%, e que satisfaz as seguintes fórmulas (1) e (2): (1) 1,2 hm0/hb0 ? 1,6, (2) 0,90 ? {(hm10/hm0)/(hb10/hb0) ? 1,3, onde hm0 e hm10 representam a nanodureza média em um estado inicial e após a tensão de deformação a 10% da martensita, e hb0 e hb0 representam as nanodurezas de bainita respectivamente.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para MATERIAL DE AÇO E ELEMENTO PARA ABSORÇÃO DE IMPACTO.

Campo técnico [001] A presente invenção refere-se a um material de aço e a um elemento para absorção de impacto. Especificamente a presente invenção se refere a um elemento de absorção de impacto no qual a ocorrência de fraturas quando submetida a uma carga de impacto é suprimida e que tenha um efetivo fluxo de estresse alto, e a um material de aço adequado como material de partida para o elemento de absorção de impacto.

Técnica antecedente [002] Nos últimos anos, para proteger o ambiente global, é exigida a redução de peso dos chassis de automóveis como medida para diminuir a quantidade de CO2 descarregada pelos automóveis, e são necessários aumentos na resistência dos materiais de aço para automóveis. Isto é porque o aumento na resistência do material de aço permitirá a diminuição da espessura do material de aço para automóveis. Por outro lado, há demandas crescentes por segurança nos automóveis nas colisões. Consequentemente, há a necessidade não apenas de simplesmente aumentar a resistência do material de aço, mas também desenvolver um material de aço que tenha uma resistência ao impacto melhorada na colisão durante a condução.

[003] Em tais casos, cada porção de um material de aço para um automóvel é submetida à deformação a uma alta taxa de tensão por pelo menos várias dezenas de segundos-1 na colisão, é exigido um material de alta resistência tendo propriedades de resistência dinâmica melhoradas. Como tal material de alta resistência, são conhecidos um aço TRIP de baixa liga tendo uma alta diferença estático-dinâmica (diferença entre a resistência estática e a resistência dinâmica), e um material de aço de alta resistência de estrutura de múltiplas fases tal

Petição 870180153726, de 22/11/2018, pág. 7/14

2/37 como um aço de estrutura de múltiplas fases tendo uma segunda fase incluindo principalmente martensita.

[004] Em relação ao aço TRIP de baixa liga, por exemplo, o Documento de Patente 1 descreve uma chapa de aço de alta resistência do tipo de transformação induzida por tensão (chapa de aço TRIP) tendo propriedades de deformação dinâmica melhoradas e para absorver a energia da colisão de automóveis.

[005] Por outro lado, em relação à chapa de aço de estrutura de múltiplas fases tendo uma segunda fase incluindo principalmente martensita, é proposto o que segue.

[006] O Documento de Patente 2 descreve uma chapa de aço de alta resistência tendo equilíbrio melhorado entre resistência e ductilidade e uma diferença estático-dinâmica de pelo menos 170 MPa, onde a chapa de aço é feita de grãos finos de ferrita, e o diâmetro médio dos grãos ds dos grãos de nanocristais tendo um diâmetro de grão de no máximo 1,2 pm e um diâmetro médio de grão dL de grãos de micro cristais de mais de 1,2 pm satisfaz a relação dL/ds > 3.

[007] O Documento de Patente 3 descreve uma chapa de aço tendo uma alta razão estático-dinâmica, onde a chapa de aço tem uma estrutura de fase dupla de martensita tendo um diâmetro médio de grão de no máximo 3 pm e ferrita tendo um diâmetro médio de grão de no máximo 5 pm.

[008] O Documento de Patente 4 descreve uma chapa de aço laminada a frio tendo propriedades de absorção de impacto melhoradas, onde a chapa de aço contém pelo menos 75% de fase ferrita tendo um diâmetro médio de grão de no máximo 3,5 m, o restante sendo martensita temperada.

[009] O Documento de Patente 5 descreve uma chapa de aço laminada a frio tendo uma diferença estático-dinâmica de pelo menos

MPa e uma taxa de tensão de 5 x 10² a 5 x 10³/s, onde a chapa de

3/37 aço é feita ter uma estrutura de fase dupla de ferrita e martensita por pré-tensionamento.

[0010] O Documento de Patente 6 descreve uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência te3ndo propriedades de resistência ao impacto melhoradas, onde a chapa de aço é feita de apenas pelo menos 85% de bainita e uma fase dura tal como martensita.

Lista de citações

Documentos de Patente [0011] Documento de Patente 1: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.11-80879 [0012] Documento de Patente 2: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.2006-161077 [0013] Documento de Patente 3: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.2004-84074 [0014] Documento de Patente 4: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.2004-277858 [0015] Documento de Patente 5: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.2000-17385 [0016] Documento de Patente 6: Patente Japonesa Aberta à Inspeção Pública No.11-269606

Sumário da invenção [0017] Entretanto, um material de aço que é um material de partida para um elemento de absorção de impacto convencional tem o problema a seguir. Isto é, para melhorar as propriedades de absorção de impacto de um elemento de absorção de impacto (daqui em diante também referido simplesmente como elemento), é necessário aumentar a resistência do material de aço que é o material de partida para o elemento de absorção de impacto (daqui em diante também referido simplesmente como material de aço).

[0018] Como entendido da descrição no Journal of Japan Society

4/37 for Technology of Plasticity, vol. 46, n° 534, pg. 641-645, que mostra que uma carga média (F_ave) que determina a energia de absorção de impacto do material de aço é dada por:

F_ave « (oY.t²)/4, [0019] onde [0020] oY é o estresse de fluxo efetivo, e [0021] t é a espessura da chapa, [0022] a energia de impacto depende grandemente da espessura do material de aço. Portanto, tanto uma espessura diminuída quanto uma alta capacidade de absorção de impacto para um elemento de absorção de impacto apenas pelo aumento da resistência da chapa de aço podem ser alcançadas apenas até certo ponto.

[0023] Além disso, conforme descrito, por exemplo, na International Publication Nos. 2005/010396, 2005/010397 e 2005/010398, a energia de absorção de impacto de um elemento de absorção de impacto depende grandemente de sua forma. Portanto, há a possibilidade de aumentar rapidamente a energia de absorção de impacto do elemento de absorção de impacto até um nível que não possa ser alcançado simplesmente pelo aumento da resistência do material de aço, pela otimização da forma do elemento de absorção de impacto de modo a aumentar o trabalho de deformação plástica.

[0024] Entretanto, mesmo se a forma de um elemento de absorção de impacto for otimizada de modo a aumentar a quantidade de trabalho de deformação plástica, a fratura teria ocorrido no elemento de absorção de impacto em um período anterior antes de a deformação plástica desejada ser completada, a menos que o material de aço tenha uma capacidade de deformação que seja capaz de resistir à quantidade de trabalho de deformação plástica. Nesse caso, não é possível aumentar a quantidade de trabalho de deformação plástica e, portanto, não é possível aumentar rapidamente a sua energia de absorção de

5/37 impacto. Além disso, se ocorre uma fratura no elemento de absorção de impacto em um período anterior, pode ser trazida uma situação inesperada na qual um outro elemento disposto adjacentemente a esse elemento de absorção de impacto é danificado.

[0025] Convencionalmente, a resistência dinâmica do material de aço foi aumentada com base no conceito técnico de que a energia de absorção de impacto do elemento de absorção de impacto depende da resistência dinâmica do material de aço. Entretanto, aumentar simplesmente a resistência dinâmica do material de aço pode deteriorar significativamente as propriedades de deformação. Por essa razão, mesmo se a forma do elemento de absorção de impacto for otimizada de modo a aumentar a quantidade de trabalho de deformação plástica, não é necessariamente possível aumentar radicalmente a energia de impacto absorvida pelo elemento de absorção de impacto.

[0026] Além disso, uma vez que convencionalmente a forma do elemento de absorção de impacto foi estudada assumindo-se que seja usado o material de aço produzido com base no conceito técnico descrito acima, a otimização da forma do elemento de absorção de impacto foi estudada desde o início assumindo-se a capacidade de deformação das chapas de aço convencionais. Por essa razão, não foi feito um estudo suficiente a partir da perspective de melhorar a capacidade de deformação do material de aço de modo a melhorar a quantidade de deformação plástica bem como otimizar a forma de um elemento de absorção de impacto feito do material de aço obtido.

[0027] Conforme descrito acima, para melhorar a absorção de energia de impacto de um elemento de absorção de impacto, é importante otimizar a forma do elemento de absorção de impacto, em adição ao aumento da resistência do material de aço que é o material de partida para o elemento de absorção de impacto de modo a aumentar a quantidade de trabalho de deformação plástica.

6/37 [0028] Em relação ao material de aço que é um material de partida para um elemento de absorção de impacto, para otimizar a forma do elemento de absorção de impacto de modo a aumentar a quantidade de trabalho de deformação plástica, é importante aumentar o estresse de fluxo efetivo do material de aço enquanto se suprime a ocorrência de fratura quando submetido a uma carga de impacto. Além disso, há a necessidade de melhorar a robustez do elemento de absorção de impacto de modo que mesmo quando a direção do empenamento do elemento de absorção de impacto na colisão seja diferente da direção de empenamento assumida no momento do seu projeto, a fratura seja suprimida e uma alta energia de absorção de impacto seja obtida.

[0029] Para obter um elemento de absorção de impacto que tenha uma alta energia de absorção de impacto e uma excelente robustez, os presentes inventores estudaram materiais de aço que são materiais de partida para elementos de absorção de impacto, em relação aos meios de supressão da ocorrência de fraturas, aumento da robustez, e aumento do estresse de fluxo efetivo quando submetidos a uma carga de impacto quando os materiais de aço são conformados em elementos de absorção de impacto, e assim obtiveram novas descobertas listadas abaixo.

[0030] (A) Para melhorar a absorção da energia de impacto de um elemento de absorção de impacto, é eficaz aumentar o estresse de fluxo efetivo quando uma tensão de 5% é aplicada (daqui em diante referido como estresse de fluxo 5%) ao material de aço.

[0031] (B) Para suprimir a ocorrência de fraturas em um elemento quando submetido a uma carga de impacto, é eficaz melhorar o alongamento uniforme e a ductilidade local do material de aço.

[0032] (C) Para aumentar a robustez de um elemento em relação à supressão de fraturas quando submetido a uma carga de impacto, é eficaz melhorar a ductilidade local do material de aço.

7/37 [0033] (D) Para aumentar o estresse de fluxo 5% de um material de aço, é eficaz aumentar o seu limite de elasticidade e o coeficiente de endurecimento no trabalho (valor n) em uma região de baixa tensão.

[0034] (E) Para aumentar o limite de elasticidade e o coeficiente de endurecimento no trabalho em uma região de baixa tensão de um material de aço, é necessário que a estrutura do aço do material de aço tenha uma estrutura de múltiplas fases contendo bainita como fase principal, e martensita, que é mais dura que a bainita, em uma segunda fase.

[0035] (F) O limite de elasticidade e a ductilidade local de um material de aço de múltiplas fases tendo bainita como fase principal depende da fração de área da bainita e do intervalo médio de uma estrutura de lâminas (daqui em diante também referida como intervalo médio de lâmina) da bainita. Portanto, para obter um alto limite de elasticidade e uma alta ductilidade local em um material de aço com estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, é necessário especificar um limite inferior para a fração de área de bainita, na qual um limite superior do intervalo médio de lâmina é especificado.

[0036] (G) A martensita contida na segunda fase contribui para um aumento do coeficiente de endurecimento no trabalho em uma região de baixa tensão e um aumento no alongamento uniforme. Portanto, é necessário especificar um limite inferior da fração de área de martensita.

[0037] (H) Por outro lado, uma fração de área de martensita excessivamente grande levará a uma diminuição da ductilidade local. Portanto, é necessário especificar um limite superior para a fração de área de martensita.

[0038] (I) Quando a razão de dureza entre a bainita que é a fase principal e a martensita contida na segunda fase é excessivamente

8/37 grande, deslocamentos variáveis são mais passíveis de serem formadas por deformação plástica, diminuendo assim o limite de elasticidade do material de aço. Portanto, é necessário especificar um limite superior para a razão de dureza entre a bainita, que é a fase principal, e a martensita.

[0039] (J) Por outro lado, uma razão de dureza excessivamente baixa entre a bainita que é a fase principal e a martensita contida na segunda fase tornará difícil aumentar o coeficiente de endurecimento no trabalho em uma região de baixa tensão, que é obtida incluindo-se a martensita, e aumentar o alongamento uniforme. Portanto, é necessário especificar um limite inferior da razão de dureza entre a bainita que é a fase principal e a martensita.

[0040] (K) Em um material de aço de estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, a tensão se concentra e ocorre o endurecimento no trabalho apenas na bainita pela deformação tornase passível que a fratura ocorra ao longo da faixa de apara e na borda do grão da bainita, diminuendo assim a ductilidade local. Por outro lado, quando a segunda fase é excessivamente endurecida pela deformação plástica, uma vez que a diferença de dureza entre a fase principal e a segunda fase aumenta, torna-se mais passível que a fratura ocorra a partir de uma interface entre elas, diminuindo assim, também, a ductilidade local. Portanto, para alcançar uma alta ductilidade local em um material de aço com estrutura de múltiplas fases contendo bainita como fase principal, é necessário fazer com que a tensão seja distribuída adequadamente entre a bainita que é a fase principal e a segunda fase. Isto é, é necessário que a bainita, que é a fase principal, e a segunda fase sejam submetidas ao mesmo nível de endurecimento no trabalho quando deformadas plasticamente. Como índicador para isso, é preferível usar uma proporção de taxas de endurecimento no trabalho após uma tensão de deformação de 10%. Isto é, em um ma

9/37 terial de aço de estrutura de múltiplas fases contendo bainita como fase principal e martensita em uma segunda fase, é necessário especificar limites inferior e superior para a razão entre a taxa de endurecimento no trabalho da bainita após uma tensão de deformação de 10% e a taxa de endurecimento no trabalho da martensita após uma tensão de deformação de 10%.

[0041] A presente invenção, que é baseada nas novas descobertas de3wscritas acima, é um material de aço compreendendo uma composição química contendo, em % em massa, C: pelo menos 0,05% e no máximo 0,18%, Mn: pelo menos 1% e no máximo 3%, Si + Al: pelo menos 0,5% e menos de 2,5%, e N: pelo menos 0,001% e no máximo 0,015%, e também, em alguns casos, um ou dois elementos selecionados entre Cr: no máximo 0,5% e Mo: no máximo 0,2%, um ou mais elementos selecionados entre Ti: no máximo 0,05%, Nb: no máximo 0,05%, e V: no máximo 0,2%, e B: no máximo 0,002%, o saldo sendo Fe e impurezas; e uma estrutura de aço contendo: em % em área, bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 pm: pelo menos 70%; e martensita: pelo menos 5% e no máximo 30%, a estrutura do aço satisfazendo as fórmulas (1) e (2) a seguir:

1,2 < Hm0/H_B0 < 1,6 (1)

0,90 < {(Hm10/Hm0)/(H_B10/H_B0)} < 1,3 (2) [0042] onde, [0043] H_M0 representa a nanodureza média inicial da martensita, [0044] H_B0 representa a nanodureza média inicial da bainita, [0045] H_M10 representa a nanodureza média da martensita após uma tensão de deformação de 10%, e [0046] H_B10 representa a nanodureza média da bainita após uma tensão de deformação de 10%.

[0047] Em outro aspecto, a presente invenção é um elemento de

10/37 absorção de impacto incluindo uma porção de absorção de impacto, que absorve a energia do impacto ao ser axialmente colidido e empenado, onde a porção de absorção de impacto é feita de qualquer um dos materiais de aço descritos acima.

[0048] Em outro aspecto, a presente invenção é um elemento de absorção de impacto incluindo uma porção de absorção de impacto, que absorve a energia do impacto ao ser colidido no dobramento e empenado, onde a porção de absorção de impacto é feita de qualquer um dos materiais de aço descritos acima.

[0049] O material de aço conforme a presente invenção é adequado como material de partida para uma porção de absorção de impacto em um elemento de absorção de impacto, a porção de absorção de impacto absorvendo a energia de impacto ao ser axialmente colidido e empenado, e especialmente em um elemento de absorção de impacto para um automóvel. Tal elemento de absorção de impacto para um automóvel é exemplificado por uma crash box (que é montada em uma carcaça do chassi tal como um elemento lateral enquanto apóia um reforço de para-choque, e é configurado para ser colidido axialmente e deformado plasticamente em forma de fole por uma carga de impacto aplicada a partir do reforço de para-choque) tendo um chassi principal tubular com uma seção fechada. Outros exemplos incluem um elemento lateral, um trilho superior frontal, uma longarina, um elemento transversal e similar.

[0050] Uma vez que o material conforme a presente invenção tem excelente robustez, ele tem também uma capacidade de absorção de impacto melhorada contra impactos diferentes da direção axial. Portanto, o presente material de aço é também adequado como material de partida para uma porção de absorção de impacto em um elemento de absorção de impacto, a energia de absorção de impacto da porção de absorção de impacto por ser colidida no dobramento e empenada,

11/37 e pode ser usado como material de partida para um pilar central, etc. [0051] A presente invenção pode fornecer um elemento de absorção de impacto que pode suprimir ou eliminar a ocorrência de fratura quando submetido a uma carga de impacto. Além disso, uma vez que um elemento de absorção de impacto que apresente um alto estresse de fluxo efetivo pode ser obtido, torna-se possível melhorar radicalmente a absorção de energia de impacto do elemento de absorção de impacto. Aplicar tal elemento de absorção de impacto permitirá também a melhoria da segurança na colisão de um produto (por exemplo, um automóvel).

Breve descrição dos desenhos [0052] A Figura 1 é um diagrama explicativo para mostrar um exemplo de regiões onde um elemento de absorção de impacto é aplicado em um chassi automotivo.

[0053] A Figura 2 é um diagrama de duas vistas para mostrar um exemplo da forma de uma porção de absorção de impacto.

[0054] A Figura 3 é um diagrama de duas vistas para mostrar outro exemplo da forma de uma porção de absorção de impacto.

[0055] A Figura 4 é um gráfico para mostrar a relação entre a carga média de colisão e o estresse de fluxo 5% em um teste de colisão axial.

[0056] A Figura 5 apresenta gráficos para mostrar relações entre razão de empenamento estável, e estresse de fluxo 5%, alongamento uniforme, e razão de expansão de furo no teste de colisão axial.

[0057] A Figura 6 é um gráfico para mostrar a relação entre energia de absorção de impacto e estresse de fluxo 5% em um teste de colisão de dobramento.

Descrição de modalidades [0058] Daqui em diante, a presente invenção será descrita mais especificamente. Na descrição a seguir, o símbolo % relativo à com

12/37 posição química do aço significa, a menos que declarado de forma diferente, % em massa.

1. Estrutura do aço (1) Estrutura de múltiplas fases e fase principal [0059] A estrutura do aço do material de aço conforme a presente invenção é configurada para ser uma estrutura de múltiplas fases, contendo, como fase principal, bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 pm, e martensita em uma segunda fase, para melhorar o estresse de fluxo efetivo pelo aumento do limite de elasticidade e do coeficiente de endurecimento no trabalho em uma região de baixa tensão. A segunda fase é um termo geral de fases diferente da fase principal.

[0060] Embora a segunda fase possa inevitavelmente conter, bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de mais de 1 pm, austenita, ferrita, cementita, e perlita, em adição à martensita, essas fases são toleradas desde que suas frações de área sejam, cada uma, no máximo 5% da área.

[0061] A fração de área de bainita, que é a fase principal e é feita de uma estrutura laminar te3ndo um intervalo médio de no máximo 1 pm, é pelo menos 70%.

[0062] Em um material de aço com estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, a fração de área e o intervalo médio de lâminas da bainita afetam o limite de elasticidade e a ductilidade local do material de aço. Isto é, aumentando-se a fração de área de bainita e refinando-se a estrutura laminar da bainita, o limite de elasticidade do material de aço e sua ductilidade local tipificada pela capacidade de conformação de expansão de furo e capacidade de dobramento são melhoradas. Isto é, aumentando-se a fração de área de bainita e refinando-se a estrutura laminar da bainita, o limite de elasticidade do material de aço e sua ductilidade local tipificada pela capa

13/37 cidade de conformação de expansão de furo e capacidade de dobramento são melhoradas. Quando a fração de área da bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 pm é menor que 70%, torna-se difícil obter um elemento de absorção de impacto tendo excelente capacidade de absorção de impacto devido à deficiência no limite de elasticidade e na ductilidade local. Portanto, a fração de área de bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 pm é de pelo menos 70%. Essa fração de área é preferivelmente pelo menos 75%. Uma vez que um intervalo mais fino de bainita é mais preferível, não há necessidade particular de especificar um limite inferior do intervalo médio de bainita. Entretanto, no caso de uma composição química em que o teor de C é de no máximo 0,18%, há um limite no refino da lâmina, e o intervalo médio de lâmina é tipicamente pelo menos 0,2 gm.

[0063] O intervalo médio de lâminas de bainita é determinado a partir do intervalo médio de uma interface de lâmina assumindo-se que uma interface tendo uma diferença de orientação de pelo menos 5 graus é uma interface de lâmina, e observando-se a seção da espessura em paralelo com a direção de laminação do material de aço usando-se um EBSD (Electron Back Scatter Diffraction) associado com FE-SEM (Microscópio de varredura eletrônica com emissão de campo) após poli-la com uma lixa de papel e pó de alumina, e também submetendo-a ao polimento eletrolítico. A observação da seção é executada em numa porção a uma profundidade de 1/4 da espessura na direção da espessura a partir da superfície do material de aço.

(2) Fração de área da martensita [0064] Em uma chapa de aço com estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, a martensita tem a função de aumentar o seu estresse de fluxo 5% pelo aumento do limite de elasticidade e a taxa de endurecimento no trabalho em uma região de baixa

14/37 tensão do material de aço. Além disso, ela tem também a função de melhorar o alongamento uniforme do material de aço. Quando a fração de área de martensita é menor que 5%, torna-se difícil obter um elemento de absorção de impacto que tenha excelente capacidade de absorção de impacto devido às deficiências do estresse de fluxo 5% e do alongamento uniforme. Portanto a fração de área de martensita é de pelo menos 5%. A fração de área de martensita é preferivelmente pelo menos 10%, e mais preferivelmente pelo menos 15%. Por outro lado, quando a fração de área de martensita é maior que 30%, a ductilidade local do material de aço diminui, de modo que a fratura devida ao empenamento instável passível de ocorrer. Portanto, a fração de área de martensita é de no máximo 30%. Ela é, mais preferivelmente, de no máximo 25%.

(3) Razão de nanodureza inicial [0065] A razão (H_M0/H_B0) de nanodureza média inicial da bainita que é a fase principal e a nanodureza média inicial da martensita contida na segunda fase é 1,2 < H_M0/H_B0 < 1,6 como mostrado na Fórmula (1) descrita acima [0066] Quando a razão (H_M0/H_B0) é menor que 1,2 , torna-se difícil alcançar aumentos no coeficiente de endurecimento no trabalho em uma região de baixa tensão e no alongamento uniforme pela inclusão de martensita, e a fratura se torna mais passível de ocorrer. Portanto, a razão de dureza descrita acima (H_M0/H_B0) é de pelo menos 1,2 e preferivelmente pelo menos 1,25.

[0067] Por outro lado, quando a razão de dureza descrita acima H_M0/H_B0) é maior que 1,6 , uma vez que a razão de dureza entre a fase principal bainita e a segunda fase dura é grande, os deslocamentos variáveis se tornam mais passíveis de serem formados por deformação plástica, diminuindo assim o limite de elasticidade do material. Como resultado, a absorção da energia do impacto diminui, tornando

15/37 difícil obter um elemento de absorção de impacto que tenha excelente capacidade de absorção de impacto. Portanto, a razão de dureza descrita acima (H_M0/H_B0) é de no máximo 1,6 , e preferivelmente no máximo 1,55.

(4) Razão da taxa de endurecimento no trabalho [0068] A razão {(H_M10/H_M0)/(H_B10/H_B0)} da taxa de endurecimento no trabalho entre a bainita que é a fase principal e a martensita contida na segunda fase é 0,9 < {(H_M10/H_M0)/(H_B10/H_B0)} < 1,3 como mostrado na Fórmula (2) apresentada acima.

[0069] No material de aço com estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, quando a concentração de tensão e endurecimento no trabalho ocorre somente na bainita devido à deformação plástica, torna-se possível que a fratura ocorra ao longo da faixa de apara e na borda do grão na bainita, diminuindo assim a ductilidade local do material de aço. Por outro lado, quando a segunda fase é também excessivamente endurecida pela deformação plástica, uma vez que a diferença de dureza entre a fase principal e a segunda fase aumenta, torna-se também possível que a fratura ocorra a partir de uma interface entre as duas fases, diminuindo assim a ductilidade local. Portanto, para alcançar uma alta ductilidade local em um material de aço de estrutura de múltiplas fases tendo bainita como fase principal, é necessário fazer a tendão ser distribuída adequadamente entre a bainita, que é a fase principal, e a segunda fase. Isto é, é necessário que a bainita que é a fase principal e a segunda fase sejam submetidas ao mesmo nível de endurecimento no trabalho quando deformadas plasticamente. Como um indicador para isso, é preferível usar a razão de taxas de endurecimento no trabalho após a tensão de deformação 10%. Isto é, em um material de aço de estrutura de múltiplas fases contendo bainita como fase principal e martensita em uma segunda fase, é necessário especificar limites inferior e superior para a

16/37 razão entre a taxa de endurecimento no trabalho da martensita, que é a fase mais dura, após a tensão de deformação 10% em relação à bainita após a tensão de deformação 10%.

[0070] Para ser específico, limites superior e inferior são especificados para uma razão de taxa de endurecimento no trabalho {(H_M1O/H_mO)/(H_B1O/H_bO)} que é a razão entre a taxa de endurecimento no trabalho (H_B1O/H_bo) da bainita determinada a partir da nanodureza média inicial (H_bO) da bainita e da nanodureza média (H_B10) da bainita após a tensão de deformação 10%, e a taxa de endurecimento no trabalho (H_M1O/H_mO) da martensita determinada a partir da nanodureza média inicial (H_mO) da martensita e da nanodureza média (H_M10) da martensita após a tendão de deformação 10%.

[0071] Quando a razão da taxa de endurecimento no trabalho descrita acima é menor que 0,90, a concentração de tensão ocorre apenas na bainita devido à deformação plástica. Como resultado disso, quando ocorre o endurecimento no trabalho no material de aço, tornase mais passível que a fratura ocorra ao longo da faixa de apara e na borda do grão da bainita, diminuindo assim a ductilidade local do material de aço. Portanto, a razão da taxa de endurecimento no trabalho descrita acima é pelo menos 0,80, e preferivelmente pelo menos 0,95. Por outro lado, quando a razão de taxa de endurecimento no trabalho descrita acima é maior que 1,3, a martensita será endurecida excessivamente diminuendo assim a ductilidade local do material de aço. Portanto, a razão da taxa de endurecimento no trabalho descrita acima é de no máximo 1,3, e preferivelmente no máximo 1,25.

2. Composição química (1) C: pelo menos 0,05% e no máximo 0,18% [0072] C (carbono) tem a função de promover a formação de bainita que é a fase principal, e a martensita que está contida em uma segunda fase. O C tem também a função de aumentar a resistência da

17/37 martensita, e assim melhorar a resistência à tração do material de aço, e a função de reforçar o aço através do reforço da solução sólida, e assim melhorar a o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço.

[0073] Entretanto, quando o teor de C é menor que 0,05%, podem haver casos em que seja difícil alcançar os efeitos das funções descritas acima. Portanto, o teor de C é de pelo menos 0,05%, e preferivelmente pelo menos 0,08%. Por outro lado, quando o teor de C excede 0,18%, podem haver casos em que a martensita e a austenita sejam formadas excessivamente, causando assim uma diminuição significativa na ductilidade local. Portanto, o teor de C é de no máximo 0,18%, e preferivelmente no máximo 0,.15%.

(2) Mn: pelo menos 1% e no máximo 3% [0074] Mn (manganês) tem a função de promover a formação de bainita que é a fase principal e martensita que está contida em uma segunda fase. Além disso, o Mn tem também a função de reforçar o aço através do reforço da solução sólida, e assim melhorar o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço. Além disso, uma vez que o Mn melhora a resistência da bainita através do reforço da solução sólida, ele tem a função de melhorar a dureza da bainita sob uma condição de carga de alta tensão, e assim melhorar a ductilidade local do material de aço.

[0075] Quando o teor de Mn é menor que 1%, podem haver casos em que seja difícil alcançar os efeitos das funções descritas acima. Portanto, o teor de Mn é de pelo menos 1%, e preferivelmente pelo menos 1,5%. Por outro lado, quando o teor de Mn e maior que 3%, podem haver casos em que a martensita é formada excessivamente, provocando assim uma diminuição significativa na ductilidade local. Portanto, o teor de Mn é de no máximo 3%, e preferivelmente no máximo de 2,5%.

18/37 (3) Si+Al: pelo menos 0,5% e menos que 2,5% [0076] Si e Al têm a função de suprimir a formação de carbonetos na bainita, melhorando assim a ductilidade uniforme e a ductilidade local do material de aço. Além disso, eles têm a função de reforçar o aço através do reforço da solução sólida melhorando assim a o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço. Além disso, uma vez que eles aumentam a resistência da bainita que é melhorada pelo reforço da solução sólida, eles têm a função de melhorar a dureza da bainita sob uma condição de carga de alta tensão, melhorando assim a ductilidade local do material de aço.

[0077] Quando o teor total de Si e Al (também referido aqui como teor de Si+Al) é menor que 0,5%, é difícil alcançar os efeitos das funções descritas acima. Portanto, o teor de (Si+Al) é de pelo menos 0,5%, e preferivelmente de pelo menos 0,7%. Por outro lado, mesmo quando o teor de (Si+Al) é de pelo menos 2,5%, os efeitos das funções descritas acima chegam a um limite, o que é desvantajoso em relação ao custo. Portanto, o teor de (Si+Al) é menor que 2,5%, e preferivelmente menor que 2,0%.

(4) N: pelo menos 0,001% e no máximo 0,015% [0078] N (nitrogênio) tem a função de reforçar o aço através do reforço da solução sólida, e assim melhorar o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço. Além disso, uma vez que o N aumenta a resistência da bainita através do reforço da solução sólida, ele tem a função de melhorar a dureza da bainita sob uma condição de carga de alta tensão, melhorando assim a ductilidade local do material de aço. Além disso, quando Ti ou Nb está contido, N tem a função de suprimir o crescimento do grão de austenita pela formação de nitretos no aço e refinar a bainita, melhorando assim o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço.

[0079] Quando o teor de N é menor que 0,001%, torna-se difícil

19/37 obter os efeitos das funções descritas acima. Portanto, o teor de N é de pelo menos 0,001%, e preferivelmente pelo menos 0,002%. Por outro lado, quando o teor de N é maior que 0,015%, há casos em que os nitretos brutos são produzidos no aço e a ductilidade uniforme e a ductilidade local diminuem significativamente. Portanto, o teor de N é de no máximo 0,015%, pre3ferivelmente no máximo 0,010%, e ainda mais preferivelmente no máximo 0,005%.

[0080] Os elementos a serem descritos abaixo são elementos aditivos opcionais que podem estar, em alguns casos, contidos no material de aço conforme a presente invenção.

(5) Um ou dois tipos de elementos selecionados de Cr: no máximo 0,5%, e Mo: no máximo 0,2% [0081] Cr e Mo têm a função de melhorar a capacidade de endurecimento, promovendo assim a formação de bainita. Eles também têm a função de promover a formação de uma segunda fase dura tipificada pela martensita. Além disso, eles têm a função de reforçar o aço através do reforço da solução sólida, melhorando assim o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço. Portanto, um ou dois elementos selecionados entre Cr e Mo podem estar contidos.

[0082] Entretanto, quando o teor de Cr excede 0,5%, ou o teor de Mo excede 0,2%, podem haver casos em que o alongamento uniforme e a ductilidade local são deteriorados significativamente. Portanto, é especificado de modo que o teor de Cr seja no máximo 0,5% e o teor de Mo seja no máximo 0,2%. Além disso, para alcançar os efeitos das funções descritas acima com mais certeza, é preferível que qualquer um entre Cr: pelo menos 0,1% e Mo: pelo menos 0,1% seja satisfeito.

(6) Um ou mais elementos selecionados entre Ti: no máximo 0,05%, Nb: no máximo 0,05%, e V: no máximo 0,2% [0083] Ti, Nb e V têm a função de suprimir o crescimento de grão de austenita pela formação de carbonitretos no aço, e assim reduzir a

20/37 sensibilidade à fratura. Além disso, eles têm também a função de precipitar na bainita e assim melhorar o limite de elasticidade e a resistência à tração do material de aço pelo efeito de reforço da precipitação. Portanto, um ou mais elementos entre Ti, Nb, e V podem estar contidos.

[0084] Entretanto, quando o teor de Ti excede 0,05%, ou o teor de Nb excede 0,05%, ou o teor de V excede 0,2%, pode haver um caso em que a ductilidade local seja significativamente deteriorada. Além disso, em relação ao Ti, pode haver um caso em que seus nitretos formados no aço se tornem brutos, levando assim a uma deterioração significativa da ductilidade uniforme e da ductilidade local. Portanto, é especificado de forma que o teor de Ti e o teor de Nb sejam de no máximo 0,05%, respectivamente, e o teor de V seja de no máximo 0,2%. Além disso, para alcançar os efeitos das funções descritas acima com mais certeza, é preferível que qualquer um entre Ti, Nb, e V esteja contido em pelo menos 0,002%.

(7) B: no máximo 0,002% [0085] B (boro) tem a função de melhorar a capacidade de endurecimento do material de aço, e assim promover a formação de estrutura bainita. Portanto, B pode estar contido. Entretanto, quando o teor de B excede 0,002%, pode haver o caso em que a dureza da martensita aumenta excessivamente, afetando, assim, adversamente a ductilidade local do material de aço. Portanto, o teor de B é de no máximo 0,002%. Além disso, para alcançar os efeitos das funções descritas acima com mais certeza, o teor de B é preferivelmente pelo menos 0,00o1%, mais preferivelmente pelo menos 0,0003%, e ainda mais preferivelmente pelo menos 0,001%.

3. Aplicações [0086] O material de aço descrito acima conforme a presente invenção é preferivelmente aplicado a uma porção de absorção de im

21/37 pacto em um elemento de absorção de impacto, no qual a porção de absorção de impacto absorve a energia de impacto ao ser colidida e empenada axialmente.

[0087] Empregar o material de aço descrito acima conforme a presente invenção como a porção de absorção de impacto descrita acima pode suprimir ou eliminar a ocorrência de fratura do elemento de absorção de impacto quando submetida a uma carga de impacto. Em adição, uma vez que o estresse de fluxo eficaz do material de aço é alto, torna-0se possível melhorar radicalmente a absorção da energia de impacto do elemento de absorção de impacto descrito acima.

[0088] A Figura 1 é um diagrama explicativo para mostrar um exemplo de porção à qual é aplicado um elemento de absorção de impacto em um chassi de automóvel 1. Um elemento de absorção de impacto que tenha uma porção de absorção de impacto, que absorve a energia de impacto ao ser colidido e empenado axialmente quando submetido a um impacto frontal, traseiro ou lateral, pode ser exemplificado, por exemplo, por elementos de automóveis, elementos esses conforme mostrados pelo sombreado na Figura 1, especificamente uma crash box frontal 2, uma crash box traseira 3, um elemento lateral frontal 4, um elemento lateral traseiro 5, um trilho superior frontal 6, uma longarina lateral (balancim) 7, e elementos constituintes de vários elementos transversais 8, etc.

[0089] As Figuras 2 e 3 são ambas diagramas de duas vistas para mostrar um exemplo da forma das porções de absorção de impacto 9 e 10. A forma da porção de absorção de impacto, para a qual é adequado um corpo tubular tendo uma seção fechada, pode ser exemplificada por corpos tubulares tendo uma seção fechada de forma retangular como mostrado na Figura 2 e uma seção fechada de forma octogonal conforme mostrado na Figura 3.

[0090] Embora seja mostrado em cada uma das Figuras 2 e 3 um

22/37 exemplo no qual a forma da seção é constante na direção axial, a forma da seção não é limitada. A forma da seção pode ser mudada continuamente na direção axial. Além disso, embora exemplos nos quais as formas de seção são uma forma retangular e uma forma octogonal estejam mostrados nas Figuras 2 e 3, a forma da seção não é limitada a essas formas. A forma da seção pode ser qualquer forma poligonal. Além disso, ela pode ser qualquer forma tendo uma seção fechada tal como uma forma de estrela. Além disso, os seus cantos podem ser arredondados.

[0091] Uma vez que um elemento de absorção de impacto feito do material de aço conforme a presente invenção tem excelente robustez, ele tem também excelente capacidade de absorção de impacto em outra direção diferente da direção axial. Portanto, o material de aço conforme a presente invenção é também aplicado adequadamente em uma porção de absorção de impacto em um elemento de absorção de impacto, no qual a porção de absorção de impacto absorve a energia do impacto ao ser colidido no dobramento e deformado plasticamente. O elemento de absorção de impacto tendo a porção de absorção de impacto para absorver a energia do impacto ao ser colidido no dobramento e deformado plasticamente podem ser exemplificados pela crash box frontal 2, a crash box traseira 3, o elemento lateral frontal (armação frontal) 4, o elemento lateral traseiro (armação traseira) 5, o trilho superior frontal 6, a longarina lateral (balancim) 7, vários elementos transversais 8, um reforço de para-choques 11, e elementos constituindo vários pilares tais como um pilar central (B post) 12.

[0092] Como é bem conhecido por uma pessoa perita na técnica, alguns elementos de absorção de impacto absorvem a energia de impacto através de um ou ambos entre colisão axial ou dobramento.

4. Camada de revestimento [0093] O material de aço conforme a presente invenção pode ser

23/37 feito um material de aço de superfície tratada tendo uma camada de revestimento em pelo menos uma de suas superfícies (por exemplo, uma ou ambas de suas superfícies quando o material de aço é uma chapa de aço) com o propósito de melhorar a resistência à corrosão, etc. A camada de revestimento pode ser uma camada de eletrorrevestimento ou uma camada de revestimento por imersão a quente.

[0094] A camada de eletrorrevestimento é exemplificada por aqueles de eletrogalvanização, eletrorrevestimento de liga Zn-Ni, e similares. A camada de revestimento por imersão a quente é exemplificada por aqueles de galvanização por imersão a quente, galvanização por imersão a quente ligada, revestimento de Al por imersão a quente, revestimento de liga Zn-Al por imersão a quente, revestimento de liga Zn-Al,Mg por imersão a quente, revestimento de liga Zn-Al-Mg-Si por imersão a quente, etc.

[0095] A massa do depósito de revestimento não é particularmente limitada, e pode ser a mesma da técnica anterior. Além disso, um tratamento químico adequado (por exemplo, aplicação e secagem de líquido à base de silicato isento de cromo para conversão química) pode ser aplicado após o revestimento para também melhorar a resistência à corrosão.

5. Método de produção [0096] O material de aço descrito acima conforme a presente invenção é preferivelmente produzido pelo método de produção descrito abaixo.

(1) Condição de laminação a quente [0097] É preferível obter uma chapa de aço laminada a quente executando-se a laminação a quente de maneira tal que uma placa tendo a composição química descrita acima seja submetida à laminação a quente a uma redução total de laminação de pelo menos 50% em uma faixa de temperaturas de pelo menos 800°C e no máximo

24/37

950Ό, e posteriormente a chapa de aço obtida é resfriada até uma faixa de temperaturas de pelo menos 400°C e de no m áximo 500°C começando em até 0,4 segundos após o término da laminação a quente e a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 600°C/s, e é também resfriada até uma faixa de temperaturas de no máximo 350°C a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 20°C/s e menos que 100°C/s para ser bobinada.

[0098] Inicialmente, aplicar laminação a quente a uma redução total de laminação de pelo menos 50% em uma faixa de temperaturas de pelo menos 800°C e no máximo 950°C para acumular uma grande quantidade de tensão de trabalho na austenita, e então iniciando o resfriamento em até 0,4 segundo após o término da laminação a quente, e a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 600°C/s até uma faixa de temperaturas de pelo menos 400°C e no máxi mo 500°C torna possível obter estrutura bainita feita de uma lâmina fina. Esse resfriamento é daqui em diante também referido como resfriamento primário.

[0099] Após executar esse resfriamento primário, resfriar a chapa de aço até uma faixa de temperaturas de no máximo 350°C a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 20°C/s e men os de 100°C/s, e posteriormente bobinar a mesma torna possível fazer a austenita retida que não se transformou em bainita se transformar em martensita de modo que a segunda fase contenha martensita. Daqui em diante o resfriamento nesse momento é também referido como resfriamento secundário.

[00100] O material de aço conforme a presente invenção pode ser uma chapa de aço laminada a quente produzida conforme descrito acima, ou pode ser uma chapa de aço laminada a frio que é obtida submetendo-se a chapa de aço laminada a quente à laminação a frio e ao recozimento continuo como descrito abaixo. Além disso, pode ser também uma chapa de aço revestida obtida revestindo-se uma chapa

25/37 de aço laminada a quente ou uma chapa de aço laminada a frio.

(2) Laminação a frio, recozimento, galvanização por imersão a quente [00101] Quando uma chapa de aço laminada a frio é obtida é obtida submetendo-se a chapa de aço laminada a quente descrita acima à laminação a frio e ao recozimento continuo, é preferível que a laminação a frio seja executada a uma redução de laminação de pelo menos 40% e de no máximo 90%, e o recozimento continuo é executado mantendo-se a chapa de aço laminada a frio em uma faixa de temperaturas de pelo menos 750°C e de no máximo 900°C po r pelo menos 10 segundos e no máximo 150 segundos, e então resfriando-se a chapa de aço obtida até uma faixa de temperaturas de no máximo 500°C a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 80°C/s. É também preferível que o resfriamento no recozimento contínuo seja executado resfriando-se a chapa de aço até uma faixa de temperaturas de no máximo 450°C a uma taxa média de resfriamento de pe lo menos 15°C/s. Após esse resfriamento, pode ser executado um tratamento térmico a baixa temperatura próxima da temperatura de resfriamento. [00102] Executar a laminação a frio a uma redução de laminação de pelo menos 40% acumulando assim tensão de trabalho, e manter a chapa de aço laminada a frio em uma faixa de temperaturas de pelo menos 750°C e de no máximo 900°C por pelo menos 10 segundos e de no máximo 150 segundos e posteriormente resfriá-la até uma faixa de temperaturas de no máximo 500°C a uma taxa média de resfriamento de pelo menos 8°C/s torna possível promover a transformação de bainita e fazer a austenita retida que não foi transformada ser transformada em martensita, de modo que a segunda fase contenha martensita.

[00103] A chapa de aço assim obtida pode também ser submetida à galvanização por imersão a quente mergulhando-se a mesma em um banho de galvanização por imersão a quente para produzir uma chapa

26/37 de aço galvanizada por imersão a quente. Após ser submetida à galvanização por imersão a quente, a chapa de aço pode ser também submetida ao tratamento de ligação para produzir uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada. O tratamento de ligação é preferivelmente executado a uma temperatura de no máximo 550°C. Quando a galvanização por imersão a quente e o tratamento de ligação são aplicados, é preferível, em vista da produtividade, que seja usado um equipamento de galvanização contínua por imersão a quente para executar o recozimento contínuo e a galvanização por imersão a quente e, em alguns casos, tratamento de ligação em uma etapa do processo. Exemplos [00104] Foram executadas experiências usando-se placas (espessura: 35 mm, largura: 160 a 260 mm, e comprimento: 70 a 90 mm) tendo as composições químicas mostradas na Tabela 1. Cada uma das placas foi obtida por fusão a vácuo e lingotamento de 150 kg de aço fundido, posteriormente aquecendo-se a amostra lingotada obtida a uma temperatura no forno de 1250°C, e forjando-se a mesma a quente a uma temperatura de pelo menos 950°C.

Tabela 1

Tipo de aço	Composição química (Unidade: % em massa, saldo: Fe e Impurezas)	Notas
C	Si	Al	Mn	P	S	N	Cr, Mo	Outros elementos
A	0,12	0,51	0,034	2,01	0,001	0,002	0,0024	Cr: 0,25	Ti: 0,01	Exemplo da invenção
B	0,08	0,50	0,033	1,49	0,001	0,005	0,0025	Cr: 0,25 Mo: 0,13	Ti: 0,02 Nb: 0,020	Exemplo da invenção
C	0,10	1,25	0,033	2,18	0,005	0,002	0,0028	Cr: 0,15	—	Exemplo da invenção
D	0,12	0,55	0,032	2,21	0,003	0,002	0,0025	Cr: 0,15	Ti: 0,005; V: 0,005; B: 0,001	Exemplo da invenção
E	0,15	1,25	0,050	2,48	0,008	0,002	0,0030	—	Nb: 0,010	Exemplo da invenção
F	0,16	0,51	0,017	2,01	0,013	0,002	0,0046	Cr: 0,51	Ti: 0,057; Nb: 0,008	Exemplo comparativo
G	0,15	0,01	0,033	0,75	0,015	0,001	0,0035	—	—	Exemplo comparativo
H	0,15	0,50	0,033	2,11	0,005	0,002	0,0025	Cr: 0,25	Ti: 0,01; Nb: 0,005	Exemplo da invenção

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28/37 [00105] Após ser submetida ao reaquecimento a 1250°C por até 1 hora, cada uma das placas descritas foi submetida à laminação a quente de desbaste de quatro passes e também à laminação a quente de acabamento de três passes usando-se uma máquina de teste de laminação a quente, e foi obtida uma chapa de aço laminada a quente executando-se o resfriamento primário e o resfriamento secundário. As condições da laminação a quente e as condições de resfriamento estão mostrados na Tabela 2.

Tabela 2

teste n°	Tipo de aço	Laminação a quente	Resfriamento primário	Resfriamento secundário	Espessura da chapa de aço laminada a quente (mm)
Laminação a quente de desbaste	Laminação a quente de acabamento	Taxa média de resfriamento (C/s)	Temperatura de término do resfriamento (°C)	Tempo desde o término da laminação até o início do resfriamento (s)	Taxa média de resfriamento (C/s)	Temperatura de bobinamento (°C)
Número de passes	Redução total de laminação (%)	Número de passes	Redução de laminação de cada passe	Temperatura da laminação de acabamento (°C)
1	A	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	450	0,1	70	<350	1,63
2	A	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	650	0,1	80	<350	1,67
3	A	4	83	3	30%-30%-30%	850	500	700	1,2	80	350	1,62
4	B	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	450	0,1	80	350	3,02
5	C	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	450	0,1	80	350	1,65
6	D	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	450	0,1	80	350	2,99
7	E	4	83	3	30%-30%-30%	900	>1000	450	0,1	80	350	3,01
8	F	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	500	0,1	80	350	2,89
9	G	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	550	0,1	80	350	1,62
10	H	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	660	0,1	80	<350	1,65
11	H	4	83	3	30%-30%-30%	850	>1000	450	0,1	80	350	1,66

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30/37 [00106] Algumas das chapas de aço laminadas a quente foram submetidas à laminação a frio, e posteriormente aos tratamentos térmicos sob as condições mostradas na tabela 3 usando-se um simulador de recozimento contínuo. A Tabela 3 mostra os n^os dos testes das chapas de aço laminadas a quente usadas, e as condições da laminação a frio e tratamento térmico. Na Tabela 3, a taxa de resfriamento significa a taxa de resfriamento após o recozimento, e a temperatura de alcance pelo fato de que o resfriamento na temperatura mostrada na coluna do tratamento térmico a baixa temperatura.

Tabela 3

Teste No.	Chapa de aço laminada a quente (N° de teste na Tabela 3)	Tipo de aço	Redução da laminação a frio (%)	Temperatura de recozimento (°C)	Tempo de recozimento (s)	Taxa de resfriamento (°C/s)	Tratamento térmico a baixa temperatura	Espessura da chapa de aço (mm)
Temperatura (°C)	Tempo (s)
12	4	B	47	800	120	20	400~450	120	1,65
13	6	D	47	800	120	20	380~400	120	1,62
14	7	E	47	850	120	20	400~450	120	1,66
15	8	F	48	850	120	20	400~450	120	1,58

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32/37 [00107] Cada uma das chapas de aço laminadas a quente e chapas de aço laminadas a frio assim obtidas foi submetida às investigações a segui. Os resultados dos testes estão resumidos na Tabela 4. Nas Tabelas descritas acima, os numerais ou símbolos sublinhados indicam que eles estão fora da faixa especificada na presente invenção. Teste de Tensão [00108] O teste de tensão foi executado pela amostragem de uma amostra de teste de tração JIS 5 a partir da chapa de aço para determinar o limite de elasticidade (YS: prova de estresse 0,2%), resistência à tração (TS), estresse de fluxo 5%, e alongamento uniforme (u-El) Teste de expansão de furo:

[00109] Para eliminar o efeito do dano à superfície extrema, um processamento alargador foi executado para um furo usinado, e um teste de expansão de furo foi executado conforme a Japan Iron and Steel Federation Standard JFS T 1001-1996 para determinar a razão de expansão de furo.

Estrutura do aço:

[00110] Uma análise EBSD foi executada em uma porção a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa de uma seção em paralelo com a direção de laminação da chapa de aço para obter um mapa da diferença de orientação da face nas bordas dos grãos e um mapa da qualidade de imagem. Esses mapas foram usados para determinar a fração de área de bainita feita de uma estrutura laminar tendo um intervalo médio de no máximo 1 pm, e a fração de área de martensita. Nanodureza [00111] A nanodureza da bainita e da martensita foi determinada por um método de nano-reentrâncias. Uma porção a uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa em uma seção transversal da chapa de aço em paralelo com a direção de laminação foi polida com lixa de papel, e posteriormente polida mecanicamente com sílica coloidal, e

33/37 então a camada afetada foi removida por polimento eletrolítico para ser submetida a testes. O método de nano-reentrâncias foi executado usando-se um mordedor do tipo Benkovich a uma carga de recorte de 500 N. O tamanho da reentrância nesse método foi de no máximo 0,1 pm de diâmetro. Foram feitas medições em 20 pontos selecionados aleatoriamente para cada fase de bainita e martensita para determinar a nanodureza média para cada uma. Além disso, a nanodureza média da bainita e da martensita para aços após a tensão de deformação 10% foi determinada pelo método descrito acima.

Performance de absorção de impacto (1) Teste de colisão axial [00112] Chapas de aço a serem testadas foram usadas para fabricar um elemento tubular retangular, e foi executado um teste de colisão axial no qual a velocidade de colisão na direção axial foi de 64 km/h para avaliar a performance de absorção da colisão. A seção do elemento tubular retangular perpendicular à direção axial foi uma forma octogonal regular, e o comprimento na direção axial do elemento tubular retangular foi 200 mm.

[00113] Nos elementos tubulares retangulares descritos acima, a relação entre o fator de forma da seção (Wp/t), que foi definido usando-se o comprimento (Wp) de um lado (o comprimento de uma porção reta excetuando-se as porções curves e as porções de canto) do octógono regular descrito acima e a espessura (t) da chapa de aço, e o índice de absorção da energia de impacto (E_pa) e a taxa de ocorrência de fraturas.

[00114] Aqui, o índice de absorção de energia de impacto (Epa) é um parâmetro que é obtido determinando-se o estresse médio aplicado ao elemento tubular retangular descrito acima no empenamento e normalizando-o pela resistência à tração da chapa de aço, e é definido pela fórmula (3) a seguir.

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Expressão 1

E_pa=[LoadF,„/(Lt)]//TS (3) onde, Load F_ave θ a carga média aplicada ao elemento, L é a circunferencial do polígono regular descrito acima, e t é a espessura da chapa de aço.

[00115] A razão de empenamento estável é a proporção do número de amostras de teste nas quais não ocorreu a fratura no teste de colisão axial em relação ao número total de amostras.

[00116] Em geral, à medida que o fator de forma da seção (Wp/t) diminui, a absorção de energia de impacto melhora. Entretanto, à medida que 0 fator de forma da seção (Wp/t) diminui, a quantidade de trabalho de deformação plástica por unidade de quantidade de colisões aumenta. Por essa razão, a fratura se torna mais passível de ocorrer no decurso da colisão, e pode haver um caso em que consequentemente a quantidade de trabalho por deformação plástica não pode ser aumentada, e, portanto, a absorção de energia de impacto não pode ser melhorada.

(2) Teste de dobramento na colisão [00117] Usando-se algumas das chapas de aço, um elemento do tipo chapéu foi produzido por soldagem a arco da chapa de aço conformada em forma de chapéu com uma chapa de aço plana. Esse elemento foi submetido a um teste de dobramento na colisão no qual a velocidade de colisão foi de 64 km/h em uma direção perpendicular à direção axial do elemento, para avaliar a performance de absorção na colisão. Os resultados estão mostrados pela energia absorvida e pela ocorrência ou não ocorrência de fratura no momento da colisão de dobramento.

Tabela 4

Teste No.	Tipo	Estruturas de aço (1)	Fração de área de Bainita fina²⁾(%)	Fração de área de martensita (%)	Hm0/ Hb0	(Hm10/ Hm0) / (HB10/ Hb0)	Propriedades de tração	Razão de expansão de furo (%)	Carga média de colisão durante a colisão axial (kN/mm²)	Taxa de empenamento estável durante a colisão axial (%)	Energia absorvida durante a colisão de dobramento (kJ)	Sensibilidade da fratura (3) durante a colisão de dobramento
YS (MPa)	TS (MPa)	Estresse de fluxo a 5% (MPa)	u-El (%)
Wp/t = 20	Wp/t = 16	Wp/t = 20	Wp/t = 16
1	Chapa de aço laminada a quente	B+M	80	20	1,41	1,21	744	1051	1044	9,1	103	0,35	0,38	100	66	2,2	o
2	α+M	_-	45	_-	_-	512	963	666	12,9	45,3	0,28	0,31	100	100	_-	_-
3	α+M	_-	55	_-	_-	496	1053	548	11,7	38,2	0,25	0,28	66	_-	_-	_-
4	B+M	80	18	1,28	1,18	703	958	978	10,5	90,5	0,35	_-	100	_-	_-	_-
5	B+M	85	15	1,37	1,25	712	988	991	7,7	108	0,34	_-	100	_-	_-	_-
8	B+M	65	30	1,60	0,85	653	1012	862	12,2	40,1	0,33	_-	33	0	_-	_-
9	α+M	-	25	-	-	489	781	665	10,2	75,5	0,28	-	100	-	-	-
10	α+M	_-	35	_-	_-	689	887	855	12,1	56,2	0,31	_-	100	_-	_-	_-
11	B+M	75	25	1,33	1,02	699	1001	954	11,9	66,3	0,34	0,38	100	66	_-	_-
12	Chapa de aço laminada a frio	B+M	80	18	1,47	0,98	735	998	939	11,2	71,2	0,34	_-	100	_-	_-	_-
13	B+M	75	23	1,52	1,05	769	1013	989	11,5	60,6	0,34	0,37	100	33	1,97	o
14	B+M	72	28	1,55	0,95	801	1223	1185	8,5	61,8	0,39	_-	80	_-	_-	_-
15	B+M+ α	18	55	2,48	0,75	680	1040	948	10,8	40,5	0,33	-	25	0	1,95	x

1) B: Bainita, M: Martensita, α: Ferrita,

2) Bainita fina: Bainita feita de uma estrutura laminar tendo um espaçamento médio entre lâminas de não mais que 1 mm

3) o:Não ocorrência de fratura, x:Ocorrência de fratura

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36/37 [00118] A Figura 4 é um gráfico mostrando a relação entre a carga média de colisão e o estresse de fluxo 5% em dois diferentes fatores de forma da seção (Wp/t = 20, 16) para os testes n^os 1 a15. Além disso, a Figura 5 é um gráfico mostrando a relação entre a razão de empenamento estável, o estresse de fluxo 5%, o alongamento uniforme, e a razão de expansão de furo para cada fator de forma de seção.

[00119] A Figura 6 é um gráfico mostrando a relação entre a absorção da energia de impacto e o estresse de fluxo 5% no teste de dobramento na colisão.

[00120] Como visto da Tabela 4, os materiais de aço conforme a presente invenção apresentaram um estresse de fluxo 5% alto, da ordem de pelo menos 900 MPa, e uma carga média alta da ordem de pelo menos 0,34 kN/mm² durante a colisão axial no teste de colisão axial quando o fator de forma da seção Wp/t = 20. Além disso, eles mostraram excelente performance de absorção de impacto na colisão axial pelo fato de que a razão de empenamento estável foi de pelo menos 80% quando o fator de forma da seção Wp/t = 20, e pelo menos 30% quando o fator de forma da seção Wp/t = 16.

[00121] Nos Exemplos Comparativos, a carga de colisão axial e a razão de empenamento estável não são satisfeitas ao mesmo tempo, e a carga de colisão axial e/ou a razão de empenamento estável foi baixa.

[00122] Além disso, pode ser concluído que os materiais de aço conforme a presente invenção foram excelentes em robustez pelo fato de que eles apresentaram boa performance de absorção de impacto não apenas na colisão axial mas também no dobramento por colisão.

[00123] Pode ser visto da Figura 4 que à medida que o estresse de fluxo 5% aumenta, a carga média de colisão (performance de absorção de impacto) no teste de colisão axial aumenta. Pode ser visto da Figura 5 que há uma correlação entre a razão de empenamento está

37/37 vel e o estresse de fluxo 5%, o alongamento uniforme, e a razão de expansão de furo no teste de colisão axial, e que à medida que o valor de [(alongamento uniforme x razão de expansão de furo)/estresse de fluxo 5%] aumenta, a razão de empenamento estável aumenta. Além disso, pode ser visto da Figura 6 que à medida que o estresse de fluxo 5% aumenta, a absorção de energia do dobramento por colisão aumenta, a assim a performance de absorção de impacto é melhorada.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Material de aço, caracterizado pelo fato de que apresenta uma composição química consistindo em, em % em massa: C: pelo menos 0,05% e no máximo 0,18%,

Mn: pelo menos 1% até no máximo 3%,

Si+Al: pelo menos 0,5% e menos de 2,5%, e N: pelo menos 0,001% e no máximo 0,015%,

Cr: 0 a 0,5%,

Mo: 0 a 0,2%,

Ti: 0 a 0,05%,

Nb: 0 a 0,05%,

V: 0 a 0,2%, e

B: 0 a 0,002%, o balanço sendo Fe e impurezas, e sendo que o material de aço apresenta uma estrutura de aço contendo, em % de área: bainita feita de uma estrutura laminar apresentando um intervalo médio de no máximo 1 pm: pelo menos 70%, martensita: 5% a 30%, bainita feita de uma estrutura laminar apresentando um intervalo médio de mais de 1 pm: 0 a 5%, austenita: 0% a 5%, ferrita: 0% a 5%, cementita: 0% a 5%, e perlita: 0% a 5%, a estrutura do aço satisfazendo as Fórmulas (1) e (2) a seguir:

1,2 < Hm0/Hb0 < 1,6 (1)

0,90 < {(Hm10/Hm0)/(Hb10/Hb0) < 1,3 (2) na qual

Hm0 representa a nanodureza inicial média da martensita,

Hb0 representa a nanodureza inicial média da bainita,

Hm10 representa a nanodureza média da martensita após a tensão de deformação 10%, e

Petição 870180153726, de 22/11/2018, pág. 8/14
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Hbio representa a nanodureza média da bainita após a tensão de deformação a 10%.

2. Material de aço, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou dois elementos selecionados dentre, em % em massa:

Cr: 0,1 a 0,5% e

Mo: 0,1 a 0,2%.
3. Material de aço, de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a composição química contém um ou mais elementos selecionados dentre, em % em massa:

Ti: 0,002 a 0,05%,

Nb: 0,002 a 0,05%, e

V: 0,002 a 0,2%.
4. Material de aço, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que a composição química contém, em % em massa:

B: 0,0001 a 0,002%.
5. Material de aço, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que pelo menos uma superfície apresenta uma camada revestida.
6. Elemento de absorção de impacto, caracterizado pelo fato de que compreende uma porção de absorção de impacto, sendo que a porção de absorção de impacto é feita do material de aço, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a