BR112017023444B1 - Peça de aço endurecida sob pressão, peça de aço endurecida sob pressão soldada a laser, processo de fabricação de peça de aço e uso de peça - Google Patents

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Abstract

peça de aço endurecida sob pressão, peça de aço soldada a laser endurecida sob pressão, processo de fabricação de peças de aço e uso de peça. peça de aço endurecida sob pressão, em que a composição química do aço compreende, em peso: 0,062% <= c <= 0,095%, 1,4% <= mn <=1,9%, 0,2% <= si <= 0,5%, 0,020% <= al <= 0,070%, 0,02% <= cr <= 0,1%, em que: 1,5% <= (c+mn+si+cr) <= 2,7%, 0,040% <= nb <= 0,060%, 3,4 x n <=ti <= 8 x n, em que: 0,044% <= (nb + ti) <= 0,090%, 0,0005 <= b <= 0,004%, 0,001% <= n <= 0,009%, 0,0005% <= s <= 0,003%, 0,001% <= p <= 0,020%, opcionalmente 0,0001% <= ca <= 0,003%, em que o restante é fe e impurezas inevitáveis e a microestrutura compreende, na sua maior parte, em frações em superfície: menos de 40% de bainita, menos de 5% de austenita e menos de 5% de ferrite, em que o restante é martensita e a mencionada martensita consiste de martensita nova e martensita autotemperada.

Description

CAMPO DA INVENÇÃO
[001] A presente invenção refere-se a peças de aço que são formadas a quente e endurecidas sob pressão por meio de uma etapa de resfriamento atingida sustentando-se as peças na ferramenta de pressão. Essas peças são utilizadas como elementos estruturais em veículos automotores para funções de anti-intrusão ou absorção de energia. Essas peças podem também ser utilizadas, por exemplo, na fabricação de ferramentas ou peças de máquinas agrícolas.
ANTECEDENTES DA INVENÇÃO
[002] Nesse tipo de aplicações, é desejável ter peças de aço que combinem alta resistência mecânica, alta resistência a impactos, boa resistência à corrosão e precisão dimensional. Esta combinação é particularmente desejável na indústria automotiva. Peças automotivas tais como trilhos frontais ou traseiros, trilhos de teto, pilares B e partes de chassis, como braços de controle inferiores, abrigos de motores, necessitam mais particularmente dessas propriedades.
[003] O processo de endurecimento sob pressão foi descrito na patente GB 1.490.535. Peças de aço endurecidas são obtidas por meio de aquecimento de um padrão de aço a uma temperatura na qual o aço é transformado em austenita e formado a quente em seguida em uma prensa. O padrão é simultaneamente resfriado rapidamente na ferramenta de prensa e mantido desta forma para evitar distorções, de forma a obter microestrutura martensítica e/ou bainítica. O aço utilizado pode ter a composição a seguir: C<0,4%, 0,5-2,0% Mn, S e P<0,05, 0,1-0,5% Cr, 0,05-0,5% Mo, <0,1% Ti, 0,0050,01% B e <0,1%Al. Essa publicação, entretanto, não fornece solução para a obtenção simultânea de alta resistência mecânica e alongamento, boa capacidade de dobra e capacidade de soldagem.
[004] A fabricação de peças com boa resistência à corrosão e resistência à tensão de mais de 1500 MPa é descrita pela patente FR 2780984: chapas de aço aluminizadas com 0,15-0,5% de C, 0,5-3% de Mn, 0,1-0,5% de Si, 0,01-1% de Cr, <0,2% de Ti, 0,1% de Al e P, <0,05% de S e 0,0005-0,08% de B, são aquecidas, formadas e rapidamente resfriadas. Devido ao alto nível de resistência à tensão, entretanto, o alongamento total no teste de tensão é de menos de 6%.
[005] A patente EP 2137327 descreve o endurecimento sob pressão de chapas de aço com composição que contém: 0,040-0,100% de C, 0,80-2,00% de Mn, <0,30% de Si, <0,005% de S, <0,030% de P, 0,01-0,070% de Al, 0,015-0,100% de Al, 0,030-0,080% de Ti, <0,009% de N, <0,100% de Cu, Ni, Mo e <0,006% de Ca. Após endurecimento sob pressão, pode-se obter resistência à tensão de mais de 500 MPa. Devido à natureza da microestrutura, entretanto, que é ferrita solidificada, não é possível atingir nível de resistência à tensão muito alto.
[006] O documento EP 1865086 descreve uma composição de aço que compreende 0,1-0,2% de C, 0,05-0,3% de Si, 0,8-1,8% de Mn, 0,5-1,8% de Ni, <0,015% de P, <0,003% de S, 0,0002-0,008% de B, opcionalmente 0,01-0,1% de Ti, opcionalmente 0,01-0,05% de Al e opcionalmente 0,002-0,005% de N. Esta composição possibilita a fabricação de peças endurecidas sob pressão com resistência à tensão de mais de 1000 MPa e alongamento de mais de 10%. Devido ao seu alto teor de níquel, entretanto, a fabricação desse aço é cara.
[007] A patente EP 1881083 descreve peças endurecidas sob pressão fabricadas com liga de aço contendo 0,11-0,18% de C, 0,10-0,30% de Si, 1,60-2,20% de Mn, <0,0015% de P, <0,010% de S, 1,00-2,00% de Cr, <0,020% de N, 0,020-0,060% de Nb, 0,001-0,004% de B e 0,001-0,050% de Ti. A peça possui resistência à tensão de mais de 1200 MPa e alongamento total de mais de 12%. Devido ao seu alto teor de cromo, entretanto, a fabricação desse aço é cara.
[008] Deseja-se, portanto, ter peças endurecidas sob pressão e um processo de fabricação que não apresente as limitações anteriores. Deseja-se mais especificamente ter peças de aço endurecidas sob pressão com espessura de 0,8 a 4 mm e tensão de rendimento YS de 700 a 950 MPa, resistência à tensão TS de 950 a 1200 MPa e alta ductilidade, caracterizadas por ângulo de dobra de mais de 75°.
[009] Também se deseja ter peças endurecidas sob pressão com tensão de fratura sob condições de estiramento plano de mais de 0,60.
[0010] Como áreas com alta deformação nas peças endurecidas sob pressão, tais como as zonas de raios, são submetidas a alta concentração de tensão durante condições de serviço adicionais ou durante colisões de veículos, também é desejável ter peças endurecidas sob pressão que exibam ductilidade mais alta nessas zonas deformadas.
[0011] Também é desejável ter peças endurecidas sob pressão que seriam facilmente soldáveis e juntas soldadas endurecidas sob pressão com alta ductilidade e livres de amolecimento significativo nas zonas afetadas por calor.
[0012] Também é desejável ter chapas de aço que sejam apropriadas para soldagem a laser: este processo é muito sensível a defeitos de desalinhamento que podem dever-se a nivelamento insuficiente; folhas com propriedades de nivelamento muito boas são, portanto, necessárias para soldagem a laser.
[0013] Também é desejável ter chapas de aço que possam ser facilmente soldáveis, seja em processo homogêneo (ou seja, soldagem de duas chapas com a mesma composição) ou em processo heterogêneo (soldagem de duas chapas com diferentes composições de aço) e adicionalmente endurecidas sob pressão e essas soldas endurecidas sob pressão possuem altas propriedades mecânicas.
[0014] Também se deseja ter composições de aço para endurecimento sob pressão que possam ser disponíveis em estado não revestido ou com revestimento metálico que fornece ao substrato de aço resistência à corrosão após endurecimento sob pressão.
DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO
[0015] Com este propósito, primeiro objeto da presente invenção é uma peça de aço endurecida sob pressão com composição química de aço que compreende, em peso: 0,062% < C < 0,095%, 1,4% <Mn < 1,9%, 0,2% < Si < 0,5%, 0,020% < Al < 0,070%, 0,02% < Cr < 0,1%, em que 1,5% < (C+Mn+Si+Cr) < 2,7%, 0,040% < Nb < 0,060%, 3,4 x N < Ti < 8 x N, em que: 0,044% < (Nb + Ti) < 0,090%, 0,0005 < B < 0,004%, 0,001% < N < 0,009%, 0,0005% < S < 0,003%, 0,001% < P < 0,020% e, opcionalmente, 0,0001% < Ca < 0,003%, em que o restante é Fe e impurezas inevitáveis e a microestrutura compreende, na sua maior parte, em frações de superfície: menos de 40% de bainita, menos de 5% de austenita e menos de 5% de ferrita, em que o restante é martensita e a mencionada martensita consiste de martensita nova e martensita auto- temperada.
[0016] Preferencialmente, a composição é tal que: 1,7% < (C + Mn + Si + Cr) < 2,3%.
[0017] Em modo preferido, o teor de C da peça de aço é tal que 0,065% < C < 0,095%.
[0018] Preferencialmente, a microestrutura compreende pelo menos 5% em fração de superfície de martensita auto-temperada.
[0019] A soma de frações de superfície de martensita nova e martensita auto-temperada é preferencialmente de 65 a 100%.
[0020] Segundo um modo preferido, o tamanho médio de nitretos de titânio é de menos de 2 micrômetros nas zonas externas compreendidas entre um quarto da espessura da peça e a superfície mais próxima da peça.
[0021] Preferencialmente, o comprimento médio de sulfetos é de menos de 120 micrômetros nas zonas externas compreendidas entre um quarto da espessura da peça e a superfície mais próxima da peça.
[0022] Segundo um modo preferido, a peça de aço endurecida sob pressão compreende pelo menos uma zona deformada quente (A) com quantidade de deformação de mais de 0,15 e pelo menos uma zona (B) que experimentou o mesmo ciclo de resfriamento em endurecimento sob pressão da zona (A), em que a quantidade de deformação é de menos de 0,05.
[0023] A diferença de dureza entre a zona (B) e a zona deformada quente (A) é preferencialmente de mais de 20 HV.
[0024] Preferencialmente, a largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na zona deformada quente (A) é reduzida em mais de 50% em comparação com a largura de ripa da estrutura martensítica/bainítica na zona (B).
[0025] Em modo preferido, a largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na zona deformada quente (A) é de menos de 1 μm.
[0026] A largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na zona (B) é preferencialmente de 1 a 2,5 μm.
[0027] Segundo um modo da presente invenção, a peça de aço endurecida sob pressão é revestida com revestimento metálico.
[0028] O revestimento metálico é preferencialmente liga de zinco ou liga com base em zinco.
[0029] Preferencialmente, o revestimento metálico é liga de alumínio ou liga com base em alumínio.
[0030] Em modo preferido, a peça endurecida sob pressão possui tensão de rendimento de 700 a 950 MPa, resistência à tensão TS de 950 a 1200 MPa e ângulo de dobra de mais de 75°.
[0031] Segundo modo preferido, a peça de aço endurecida sob pressão possui espessura variável.
[0032] De maior preferência, a espessura variável é produzida por meio de um processo de laminação flexível contínua.
[0033] Outro objeto da presente invenção é uma peça de aço soldada a laser endurecida sob pressão, em que pelo menos uma primeira peça de aço da solda é uma parte revestida com Al conforme descrito acima, soldada com pelo menos uma segunda peça de aço, cuja composição contém de 0,065 a 0,38% de carbono em peso e o metal de solda entre a primeira peça de aço e a segunda peça de aço contém teor de alumínio de menos de 0,3% em peso e a primeira peça de aço, a segunda peça de aço e o metal de solda são endurecidos sob pressão na mesma operação.
[0034] A presente invenção também possui por objeto um processo de fabricação de peça de aço endurecido sob pressão que compreende as etapas sucessivas a seguir: - fornecimento de semi-produto de aço com a composição mencionada acima; - laminação a quente do semi-produto para obter uma chapa de aço laminada a quente; - bobinamento da chapa de aço laminada a quente sob temperatura de bobinamento Tc de 550 °C a Ms, em que Ms é a temperatura de início da transformação martensítica da chapa de aço, de forma a obter uma chapa de aço bobinada; - laminação a frio opcional da chapa de aço bobinada; - têmpera da chapa de aço sob temperatura de combinação Ta, a fim de obter menos de 10% de fração de área não recristalizada, de forma a obter uma chapa de aço temperada; - corte da chapa de aço temperada em formato previamente determinado, de forma a obter um padrão; - aquecimento do padrão e manutenção sob temperatura Tm de 890 a 950 °c, em que a duração da retenção Dm à temperatura Tm é de um a dez minutos, de forma a obter um padrão aquecido; - transferência do padrão aquecido em uma prensa de formação, em que a duração da transferência Dt é de menos de 10 s; - formação a quente do padrão aquecido na prensa de formação para obter uma peça formada; e - resfriamento da mencionada peça formada em velocidade de resfriamento CR1 de 40 a 360 °C/s em faixa de temperatura de 750 a 450 °C e velocidade de resfriamento CR2 de 15 a 150 °C/s em faixa de temperatura de 450 °C a 250 °C, em que CR2 < CR1.
[0035] Preferencialmente, a razão de rolamento a frio é de 50 a 80%.
[0036] A temperatura de têmpera Ta é preferencialmente de 800 a 850 °C e, de maior preferência, de 800 a 835 °C.
[0037] Em uma realização específica, o padrão é moldado frio antes do aquecimento do mencionado padrão à mencionada temperatura Tm.
[0038] Preferencialmente, a formação quente é realizada com quantidade de deformação de mais de 0,15 em pelo menos uma zona deformada quente da peça.
[0039] Em uma realização preferida, a chapa de aço combinada é previamente revestida com revestimento prévio metálico, antes do corte do padrão de aço combinado em formato previamente determinado.
[0040] O revestimento prévio metálico é preferencialmente zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco.
[0041] Preferencialmente, o revestimento prévio metálico é alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio.
[0042] Segundo uma realização preferida, a chapa é previamente revestida com pelo menos uma camada intermetálica que contém Al e ferro, opcionalmente silício, e o revestimento prévio não contém Al livre, nem fase T5 do tipo Fe2SÍ2Ali2, nem fase T6 do tipo Fe2SÍ2Al9.
[0043] Em outra realização preferida, o revestimento prévio metálico compreende uma camada de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio, coberta por uma camada de zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco.
[0044] A presente invenção também possui por objeto um processo de fabricação de peça de aço soldada a laser endurecida sob pressão, que compreende as etapas sucessivas a seguir: - fornecimento de pelo menos uma primeira chapa de aço com composição conforme mencionado, previamente revestida com revestimento prévio metálico de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio; - fornecimento de pelo menos uma segunda chapa de aço com composição que contém de 0,065 a 0,38% de carbono em peso, previamente revestida com revestimento prévio metálico de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio; - remoção de uma parte da espessura do revestimento prévio de alumínio nos lados superior e inferior ao longo de um lado da periferia da primeira chapa de aço e da segunda chapa de aço; - criação de padrão soldado por meio de soldagem a laser da primeira chapa metálica e da segunda chapa metálica, de tal forma que o teor de alumínio no metal soldado seja de menos de 0,3% em peso, em que a soldagem a laser é realizada ao longo da periferia e uma parte do revestimento prévio de alumínio foi removida; - aquecimento do padrão soldado e manutenção sob temperatura Tm de 890 a 950 °C, em que a duração da retenção Dm à mencionada temperatura é de um a dez minutos, de forma a obter um padrão soldado aquecido; - transferência do padrão soldado aquecido em uma prensa de formação, em que a duração da transferência Dt é de menos de 10 s; - formação a quente do padrão soldado aquecido na prensa de formação, de forma a obter uma peça formada soldada; e - resfriamento da peça formada soldada em velocidade de resfriamento CR1 de 40 a 360 °C/s em faixa de temperatura de 750 a 450 °C e velocidade de resfriamento CR2 de 15 a 150 °C/s em faixa de temperatura de 450 °C a 250 °C, em que CR2 < CR1.
[0045] Preferencialmente, a duração da manutenção Dm é de um a seis minutos.
[0046] A presente invenção possui também como objeto o uso de uma peça conforme descrito acima ou fabricada de acordo com um processo conforme descrito acima para fabricação de peças estruturais ou de segurança de veículos.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS
[0047] A presente invenção será agora descrita com mais detalhes, mas sem limitações, em vista das figuras a seguir, nas quais: - as Figuras 1 e 2 ilustram as microestruturas de peças endurecidas sob pressão fabricadas de acordo com a presente invenção; - as Figuras 3 e 4 ilustram as microestruturas de peças endurecidas sob pressão fabricadas a partir de composições de aço que não correspondem à presente invenção; - a Figura 5 ilustra a influência de nitretos de titânio com grandes dimensões sobre o trajeto de propagação de rachaduras em peças endurecidas sob pressão fabricadas com uma composição de aço que não corresponde à presente invenção; - a Figura 6 ilustra sulfeto de manganês com grandes dimensões em peças endurecidas sob pressão fabricadas com uma composição de aço que não corresponde à presente invenção; e - a Figura 7 ilustra esquematicamente as zonas externas perto da superfície de peças endurecidas sob pressão.
DESCRIÇÃO DE REALIZAÇÕES DA INVENÇÃO
[0048] As peças de aço endurecidas sob pressão são fabricadas com chapas de aço que possuem composição específica, em que os elementos são expressos em percentual em peso: - 0,062% < C < 0,095%: o teor de carbono deve ser de não menos de 0,062% para obter capacidade suficiente de resfriamento e endurecimento e resistência à tensão satisfatória após endurecimento sob pressão; o teor de C idealmente é de não menos de 0,065%, a fim de obter essas propriedades de forma estável; quando o teor de carbono exceder 0,095%, entretanto, a capacidade de dobra e a rigidez de soldagem são reduzidas; - 1,4% < Mn < 1,9%: manganês deve ser de não menos de 1,4% de Mn para ter capacidade de endurecimento suficiente, de forma a obter uma estrutura com proporção de martensita suficiente após o endurecimento sob pressão; teor de manganês de mais de 1,9%, entretanto, aumenta o risco de formação de segregações com microestruturas do tipo faixa associadas à redução da ductilidade; - 0,2% < Si < 0,5%: silício contribui para a desoxidação de aço no estado líquido e endurecimento após a formação a quente; a fim de obter esses efeitos, Si deve ser de mais de 0,2%; Si não deve, entretanto, exceder 0,5%, de forma a evitar estabilização excessiva de austenita durante a etapa de resfriamento em endurecimento sob pressão; além disso, esse alto teor de Si pode causar a formação de óxidos da superfície que evitam a aderência do revestimento na fabricação de chapas de aço com revestimento metálico; - 0,020% < Al < 0,070%: quando adicionado em quantidade de não menos de 0,020%, alumínio é um desoxidante muito eficaz no estado líquido; quando Al exceder 0,070%, entretanto, existe risco de formação de aluminatos brutos no estado líquido, que poderão reduzir a ductilidade da parte endurecida sob pressão; - 0,02% < Cr < 0,1%: em quantidade de mais de 0,02%, a adição de cromo é eficaz para aumentar a capacidade de resfriamento durante o endurecimento sob pressão; em combinação com os outros elementos da composição que também aumentam a capacidade de resfriamento, entretanto, adição de Cr de mais de 0,1% favorece as condições de estruturas totalmente martensíticas, mesmo nas zonas deformadas, sem a possibilidade de formação de bainita que aumenta a ductilidade; - 0,030% < Nb < 0,060%: em combinação com carbono e/ou nitrogênio, nióbio forma Nb(CN) fino; teor de Nb de não menos de 0,030% possibilita a obtenção de precipitados que refinam o tamanho de grãos de austenita durante o aquecimento imediatamente anterior à formação em prensa quente; esse grão de austenita mais fino resulta em estrutura de ripa mais fina e maior ductilidade e rigidez; teor de mais de 0,060%, entretanto, causa dureza mais alta da chapa laminada a quente, que dificulta a realização de laminação de faixa quente; - 3,4 x N < Ti < 8 x N: precipitados de titânio sob alta temperatura na forma de nitretos; quando Ti for de não menos de 3,4 x N, quantidade suficiente de nitrogênio é ligada de forma estável a titânio, de forma que nitrogênio não seja mais disponível para combinar-se com boro; boro é, portanto, disponível para difusão para fronteiras de grãos de austenita e para retardar a transformação de austenita mediante resfriamento, de forma a aumentar a capacidade de resfriamento; quando titânio exceder 8 x N, entretanto, existe o risco de precipitação de titânio no estado líquido durante a elaboração de aço, de forma a criar nitretos de titânio brutos que reduzem a ductilidade e capacidade de dobra após o endurecimento sob pressão; de preferência ainda maior, o teor de Ti é de menos de 7 x N; - 0,044% <(Nb + Ti) < 0,090%: a soma dos teores de nióbio e titânio deve ser de não menos de 0,044%, de forma a obter precipitação que contribua para a obtenção de resistência à tensão de mais de 950 MPa após endurecimento sob pressão; a soma de titânio e nióbio não deve, entretanto, exceder 0,090%, a menos que aumente o risco de obtenção de ângulo de dobra de menos de 75° após endurecimento sob pressão; - 0,0002% < B < 0,004%: sob teor de pelo menos 0,0002%, boro evita a formação de ferrita mediante resfriamento e aumenta a capacidade de resfriamento durante o processo de endurecimento sob pressão; o seu teor é limitado a 0,004% porque, acima desse nível, o seu efeito é saturado e mais adição não é eficaz; - 0,001% < N < 0,009%: o teor de nitrogênio é ajustado durante a elaboração de aço; em teor de não menos de 0,001%, nitrogênio combina-se com titânio e nióbio para formar nitretos e carbonitretos, que limitam o engrossamento do grão de austenita durante aquecimento que, por sua vez, refina as ripas martensíticas e a estrutura bainítica obtidas após o endurecimento sob pressão; teor de N de mais de 0,009%, entretanto, reduz o ângulo de dobra da peça endurecida sob pressão e reduz a ductilidade; de preferência ainda maior, o teor de nitrogênio é de menos de 0,007%; - 0,0005% < S < 0,003%: o teor de enxofre deve ser de não mais de 0,003%, pois são criados sulfetos que reduzem a capacidade de dobra e a ductilidade da peça endurecida sob pressão; teor de S abaixo de 0,0005%, entretanto, requer tratamento de dessulfurizarão que é caro, sem benefício significativo; prefere-se, portanto, teor de S de não menos de 0,0005%; - 0,001 % < P < 0,020%: quando presente em teor de mais de 0,020%, fósforo pode segregar-se nas fronteiras de grãos de austenita e reduzir a rigidez da peça endurecida sob pressão; teor de P de menos de 0,001% necessita, entretanto, de tratamento caro no estado líquido, sem benefício significativo às propriedades mecânicas da peça endurecida sob pressão; prefere-se, portanto, teor de P de não menos de 0,001%; - 0,0001% < Ca < 0,003%: como elemento opcional, pode-se adicionar cálcio à composição de aço; quando adicionado em teor de não menos de 0,0001%, Ca combina-se com enxofre e oxigênio, de forma a criar oxissulfetos que não exercem efeito prejudicial à ductilidade, como no caso de sulfetos de manganês alongados; além disso, esses oxissulfetos agem como nucleantes para precipitação fina de (Ti, Nb) (C, N); este efeito é saturado quando o teor de Ca for de mais de 0,003%; - 1,5% < (C + Mn + Si + Cr) < 2,7%: carbono, manganês, silício e cromo são elementos que aumentam a capacidade de resfriamento; a soma dos teores desses elementos é selecionada em combinação, de forma a obter o resultado desejado: quando (C+Mn+Si+Cr) for menos de 1,5% em peso, existe o risco de que a capacidade de resfriamento seja insuficiente para obter a fração em superfície desejada de martensita; quando a soma dos teores desses elementos for de mais de 2,7%, entretanto, existe o risco de formação de alta quantidade de martensita nova que pode reduzir a rigidez da peça endurecida sob pressão; preferencialmente, a fim de garantir resultados estáveis e muito eficientes com relação à capacidade de resfriamento e rigidez, os teores são tais que: 1,7% < (C + Mn + Si + Cr) < 2,3%.
[0049] Será agora descrita a microestrutura da peça de aço endurecida sob pressão de acordo com a presente invenção. Esta descrição de microestrutura aplica-se à maior parte da peça de aço endurecida sob pressão, o que significa que essa microestrutura está presente em pelo menos 95% do volume da peça endurecida sob pressão, a fim de atingir as propriedades mecânicas desejadas. Como será explicado abaixo, como a peça pode ser soldada antes do endurecimento sob pressão, ou seja, a microestrutura de solda pode ser diferente do volume da peça endurecida sob pressão, ou, devido às alterações microestruturais que podem resultar de deformação local mais intensa na etapa de formação sob pressão, a microestrutura pode ser localmente diferente em algumas zonas da peça, que representam menos de 5% do volume dessa peça.
[0050] A maior parte da peça endurecida contém, portanto, mais de 50% de martensita em fração de superfície. A fração de superfície é determinada por meio do método a seguir: uma amostra é cortada da peça endurecida sob pressão, polida e corroída com reagente intrinsecamente conhecido, de forma a revelar a microestrutura. A seção é examinada em seguida por meio de microscópio eletrônico de varredura ou óptico. A determinação da fração de superfície de cada componente (martensita, bainita, ferrita e austenita) é realizada com análise de imagens por meio de um método intrinsecamente conhecido.
[0051] Martensita está presente na forma de ripas alongadas finas, orientadas nos grãos de austenita acima.
[0052] Segundo a velocidade de resfriamento no processo de endurecimento sob pressão e a temperatura de transformação Ms de austenita em martensita, martensita pode estar presente na forma de martensita nova e/ou martensita auto-temperada. As características específicas desses subcomponentes podem ser determinadas por meio de observações em microscópio eletrônico: - martensita auto-temperada aparece na forma de ripas finas que contém carburetos de ferro, em que os carburetos são orientados de acordo com as direções <111> da treliça de ripa; ela é obtida por meio da precipitação de carburetos em faixa de temperaturas abaixo de Ms, quando a velocidade de resfriamento após a formação a quente não for tão alta na ponto de possibilitar essa precipitação; e - por outro lado, martensita nova, na forma de ripas ou filmes, não inclui esses precipitados de carbureto.
[0053] Segundo uma realização preferida da presente invenção, a soma de martensita nova e frações de superfície de martensita auto-temperada na peça endurecida sob pressão é de 65 a 100%. Essa condição contribui para atingir resistência à tensão de pelo menos 950 MPa, quando a velocidade de resfriamento em endurecimento sob pressão for de 40 a 360 °C/s em faixa de temperaturas de 750 a 450 °C.
[0054] Segundo outra realização preferida, a microestrutura das peças endurecidas sob pressão contém, em fração de superfície, pelo menos 5% de martensita auto-temperada. Obtém-se, desta forma, aumento da ductilidade e da capacidade de dobra, em comparação com a situação em que a microestrutura contém apenas martensita nova.
[0055] A microestrutura das peças pode também incluir bainita, em fração de superfície de menos de 40%, a fim de aumentar a rigidez e a capacidade de dobra da peça endurecida sob pressão. Em comparação com a situação na qual apenas martensita está presente na estrutura, bainita possibilita a obtenção de ductilidade mais alta.
[0056] A microestrutura das peças pode também incluir ferrita. Esse componente mole e dúctil, entretanto, não possibilita atingir alta resistência à tensão. Como um objeto da presente invenção é a fabricação de peças endurecidas sob pressão com resistência à tensão de 950 a 1200 MPa, portanto, a fração de superfície de ferrita deve ser de não mais de 5%, caso contrário, a resistência desejada não poderá ser obtida.
[0057] A microestrutura das peças pode também incluir pequena proporção de austenita que, à temperatura ambiente, é austenita retida. Quando os teores de carbono e silício forem altos, a temperatura de transformação de austenita mediante resfriamento pode ser reduzida a tal ponto que a austenita seja estabilizada à temperatura ambiente. Austenita pode estar presente na forma de ilhas de martensita-austenita (ou “M-A”), associando esses dois tipos de componentes. Quando presente em fração de superfície de menos de 5%, austenita contribui para o aumento da ductilidade. Quando a fração de austenita for mais alta, entretanto, existe o risco de que essa austenita não possua alta estabilidade e não possa ser facilmente transformada em martensita nova no caso de colisão ou redução da temperatura, de forma a causar redução da rigidez.
[0058] Como a peça endurecida sob pressão deve possuir altas propriedades de capacidade de dobra, concluiu-se que o tamanho médio de nitretos de titânio deve ser controlado com este propósito. O tamanho médio de TiN pode ser determinado por meio de observações em microscópio eletrônico de transmissão ou de varredura. Mais especificamente, determinou-se que o tamanho médio de TiN deve ser limitado nas zonas externas perto da superfície da peça endurecida sob pressão, que são as zonas mais tensionadas durante a dobra. Essas zonas são compreendidas entre um quarto de espessura da peça e a superfície mais próxima da peça. Essas zonas externas, paralelas às superfícies principais das peças endurecidas sob pressão, são ilustradas, por exemplo, sobre um desenho esquemático de peça em forma de chapéu (ou em forma de “ômega”) endurecida sob pressão na Figura 7, em que são denominadas (A) e (B). Compreender-se-á que essa ilustração das zonas externas não se limita a essa geometria específica em forma de chapéu, mas aplica-se a qualquer geometria de peça endurecida sob pressão.
[0059] Caso o tamanho médio de TiN seja de não menos de 2 micrômetros, inicia-se dano nas fronteiras entre os nitretos de titânio com formato retangular e a matriz e o ângulo de ligação pode ser de menos de 75°.
[0060] Nessas zonas externas, existe também o risco de resultar o início de danos com a presença de sulfetos alongados: esses componentes podem estar presentes quando o teor de enxofre for suficientemente alto para combinar-se, principalmente com manganês, sob a forma de precipitados brutos. Como a sua plasticidade é alta sob temperaturas elevadas, eles são facilmente alongados por meio de rolamento a quente e durante deformação a quente em endurecimento sob pressão. Quando o comprimento médio de sulfetos for de mais de 120 micrômetros nas zonas externas (ou seja, de um quarto da espessura à superfície mais próxima), portanto, o estiramento de fratura pode ser de menos de 0,60, devido ao início dúctil sobre esses sulfetos. A peça endurecida sob pressão descrita acima pode ser não revestida ou opcionalmente revestida. O revestimento pode ser de liga de alumínio ou liga com base em alumínio. O revestimento pode também ser de liga de zinco ou liga com base em zinco.
[0061] Em uma realização específica, a peça de aço endurecida sob pressão de acordo com a presente invenção pode possuir espessura que não é uniforme, mas pode variar. É possível, portanto, atingir o nível de resistência mecânica desejado nas zonas que são mais sujeitas a tensões externas e economizar peso nas outras zonas da peça endurecida sob pressão, de forma a contribuir para a redução do peso do veículo. Particularmente, as peças com espessura não uniforme podem ser produzidas por meio de laminação flexível contínua, ou seja, por meio de um processo no qual a espessura de chapa obtida após a laminação é variável na direção de laminação, com relação à carga que foi aplicada por meio dos rolos à chapa durante o processo de laminação. Nas condições da presente invenção, portanto, é possível fabricar convenientemente peças de veículos com espessura variável, tais como trilhos frontais e traseiros, membros cruzados de assento, arcos de túneis, pilares, membros transversais de painéis de instrumentos ou anéis de portas.
[0062] Será agora explicado o processo de fabricação da peça endurecida sob pressão.
[0063] Um semi-produto na forma de laje de cimento ou lingote, capaz de ser adicionalmente laminado a quente, é fornecido com a composição de aço descrita acima. A espessura desse semi-produto é tipicamente de 50 a 250 mm.
[0064] Este semi-produto é laminado a quente, de forma a obter uma chapa de aço laminada a quente e bobinada sob temperatura Tc. A temperatura de bobinamento deve ser de não mais de 550 °C, caso contrário ocorre precipitação importante demais de carbonitretos de nióbio, que induz o endurecimento e aumenta as dificuldades para a etapa de laminação a frio adicional. Quando Tc não exceder 550 °C, pelo menos 50% de nióbio livre permanece na chapa de aço. Tc deve também ser de não menos de Ms, de forma a evitar a formação de martensita, que dificulta a etapa de rolamento a frio.
[0065] Neste estágio, a espessura da chapa de aço laminada a quente pode estar na faixa típica de 1,5 a 4 mm. Para aplicações em que a espessura final desejada é de 2,5 a 4 mm, as chapas de aço podem ser combinadas diretamente com o processo descrito abaixo. Para aplicações na faixa de 0,8 a 2,5 mm, as chapas laminadas a quente são decapadas sob condições habituais e adicionalmente laminadas a frio. A razão de laminação a frio é definida desta forma: se t0 designar a espessura antes da laminação a frio e tf, a espessura após a laminação a frio, a razão de laminação é: (ti - tf)/ti. A fim de obter alta fração de recristalização durante a combinação subsequente, a razão de laminação a frio é tipicamente de 50 a 80%.
[0066] Em seguida, a chapa laminada a quente, ou laminada a quente e adicionalmente laminada a frio, é combinada na faixa intercrítica Ac1- Ac3, sob temperatura Ta selecionada de forma a obter menos de 10% de fração não recristalizada. Quando a fração não recristalizada for de menos de 10%, colocou-se em evidência que o nivelamento da chapa de aço após combinação foi especialmente bom, o que possibilita a produção de chapas ou padrões que podem ser utilizados em soldagem a laser. Soldagem a laser exige padrões com rigorosas tolerâncias de nivelamento, caso contrário podem ocorrer defeitos geométricos na soldagem devido a lacunas. Temperatura de têmpera Ta de 800 a 850 °C possibilita a obtenção desse resultado. Temperatura de têmpera na faixa preferida de 800 a 835 °C possibilita atingir resultados muito estáveis.
[0067] Após a etapa de manutenção à temperatura Ta, as etapas adicionais imediatas do processo dependem do tipo de chapa que deve ser fabricado: - caso deva ser produzida uma chapa não revestida, a chapa de aço combinada é resfriada à temperatura ambiente; - alternativamente, pode ser produzida uma chapa de aço com revestimento prévio metálico: - se o revestimento prévio desejado for de alumínio, liga com base em alumínio (ou seja, na qual Al é o elemento principal em percentual em peso do revestimento prévio) ou liga de alumínio (ou seja, Al é mais de 50% em peso do revestimento prévio), a chapa de aço é mergulhada a quente em banho sob temperatura de cerca de 670-680 °C, em que a temperatura exata depende da composição da liga de alumínio ou da liga com base em alumínio. Revestimento prévio preferido é Al-Si, que é obtido por meio de mergulho a quente da chapa em banho que compreende, em peso, de 5% a 11% de Si, 2% a 4% de Fe, opcionalmente de 0,0015 a 0,0030% de Ca, em que o restante é Al e impurezas resultantes da fusão. A chapa é resfriada em seguida à temperatura ambiente. Opcionalmente, essa chapa de Al, liga de Al ou com base em Al pode ser submetida a tratamento a quente adicional, sob temperatura na faixa de 620-680 °C, de forma a obter formação prévia de liga do revestimento prévio no substrato de aço. Esse tratamento prévio possibilitará o aquecimento mais rápido do padrão de aço no processo de endurecimento sob pressão adicional. Após esse tratamento de formação de liga prévia, o revestimento prévio contém pelo menos uma camada intermetálica que contém Al e ferro, opcionalmente silício, e não contém Al livre, nem fase T5 do tipo Fe3Si2Al12, nem fase T6 do tipo Fe2Si2Al9. - se o revestimento prévio desejado for de zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco, a chapa de aço é mergulhada quente em banho sob temperatura de cerca de 460 °C, em que a temperatura exata depende da composição da liga de zinco ou da liga com base em zinco. O revestimento prévio pode ser galvanização por mergulho a quente ou galvanização e recozimento contínuo, ou seja, incluindo tratamento a quente imediatamente após a galvanização por mergulho a quente a cerca de 450-520 °C, de forma a obter revestimento prévio que contém 7-11% de Fe.
[0068] Opcionalmente, o processo de revestimento prévio metálico pode incluir a deposição de duas camadas, ou seja, o revestimento prévio metálico é composto de uma camada de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio, coberta por uma camada de zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco.
[0069] A chapa de aço temperada, seja ela não revestida ou previamente revestida, é cortada em seguida em formato previamente determinado, de forma a obter padrão plano que seja capaz de ser moldado a quente em uma etapa adicional.
[0070] Opcionalmente, antes das etapas de aquecimento e formação a quente em prensa, o padrão pode ser formado a frio, de forma a obter molde previamente deformado. Essa deformação prévia a frio possibilita a redução da quantidade de deformação na próxima etapa de formação a quente.
[0071] O padrão, seja plano ou previamente deformado a frio, é aquecido em seguida sob temperatura Tm de 890 a 950 °C. Os meios de aquecimento não são limitados e podem ser baseados em radiação, indução ou resistência. O padrão aquecido é mantido sob Tm por duração Dm de um a dez minutos. Essas faixas (de temperatura e duração) possibilitam a obtenção da transformação completa do aço em austenita. Caso o padrão seja previamente revestido, esse tratamento causa a interdifusão do revestimento prévio com o substrato de aço. Durante o aquecimento, portanto, fases intermetálicas são criadas temporária ou definitivamente por meio de interdifusão, o que possibilita facilitar a deformação adicional na prensa quente e evitar a descarbonização e oxidação da superfície de aço. Para maior eficiência de processo, a duração Dm é de um a seis minutos.
[0072] Após as etapas de aquecimento e manutenção, o padrão aquecido é extraído do dispositivo de aquecimento, que pode ser, por exemplo, uma fornalha de aquecimento. O padrão aquecido é transferido para uma prensa de formação, em que a duração da transferência Dt é de menos de 10 s. Essa transferência deve ser suficientemente rápida para evitar a formação de ferrita poligonal antes da deformação a quente na prensa, caso contrário existe o risco de que a resistência à tensão da peça endurecida sob pressão caia a menos de 950 MPa.
[0073] O padrão aquecido é formado a quente em seguida em prensa de formação para obter uma peça formada. Durante a etapa de formação, os modos e as quantidades de deformação diferem de um lugar para outro, devido à geometria da peça final e das ferramentas de formação. Algumas zonas podem estar em expansão, por exemplo, enquanto outras são deformadas em restrição. Seja qual for o modo de deformação, deformação equivalente εb pode ser definida em cada local na peça endurecida sob pressão, como 2 =-^^2+2 + 22 + g22, em que εi e ε2 são as principais deformações. εb expressa, portanto, a quantidade de estiramento introduzida pelo processo de formação a quente em cada zona da peça endurecida sob pressão.
[0074] A peça é então mantida dentro da ferramenta de prensa de formação, de forma a garantir velocidade de resfriamento adequada e evitar distorção da peça devido à contração e transformações de fase.
[0075] A peça é principalmente resfriada por meio de condução por transferência de calor com as ferramentas. As ferramentas podem incluir circulação de refrigerante, de forma a aumentar a velocidade de resfriamento, ou cartuchos de aquecimento para reduzir a velocidade de resfriamento. As velocidades de resfriamento podem, portanto, ser ajustadas por meio da implementação desses meios.
[0076] Para obtenção de peças endurecidas sob pressão de acordo com a presente invenção, a peça formada é resfriada em primeiro lugar na faixa de temperaturas de 750 a 450 °C, em velocidade de resfriamento CR1 de 40 a 360 °C/s. Dentro dessa faixa, ocorre transformação de austenita em martensita e, eventualmente, de bainita.
[0077] Em etapa adicional, a peça é resfriada em faixa de temperaturas de 450 °C a 250 °C, sob velocidade de resfriamento CR2 de 15 a 150 °C/s, menor que a velocidade de resfriamento CR1, ou seja, CR2<CR1. Dentro desta faixa, a auto-têmpera de martensita pode ocorrer em certo grau, ou seja, carburetos finos precipitam-se. A rigidez aumenta por meio dessa etapa de auto-têmpera.
[0078] As peças obtidas por meio do método descrito possuem espessura que é tipicamente de 0,8 a 4 mm.
[0079] Os inventores descobriram um método de obtenção de alta ductilidade nas zonas da peça endurecida sob pressão, em que se experimenta concentração sob alta tensão durante o uso da peça: quando as zonas na prensa de formação são deformadas com estiramento equivalente εb de mais de 0,15, os inventores demonstraram que a estrutura dessas zonas deformadas é mais fina e que fases mais moles e mais dúcteis podem ser obtidas nessas regiões.
[0080] Os inventores compararam zonas não deformadas ou pouco deformadas (em que estas últimas designam zonas em que εb < 0,05) com zonas nas quais se aplicou tensão com quantidade de mais de 0,15. A dureza das zonas com alta tensão cai em mais de 20 HV1 (em que HV1 é a Dureza Vickers medida sob carga de 1 kgf), em comparação com zonas sem tensão ou com pouca tensão da peça endurecida sob pressão. Esse amolecimento local corresponde a aumento da rigidez. A quantidade do amolecimento permanece limitada, entretanto, o que significa que as exigências de resistência à tensão e tensão de rendimento são atendidas nessas zonas deformadas.
[0081] O tamanho médio da ripa bainítica/martensítica (nova ou auto-temperada) Ls foi medido em zonas com pouca ou muita deformação. Após corrosão adequada para revelar a microestrutura, o tamanho da ripa é determinado por meio do método de intercepção, que é intrinsecamente conhecido. Nas zonas em que a tensão aplicada é de mais de 0,15, a largura média da ripa bainítica/martensítica é de menos de 1 μm. Comparativamente, o tamanho médio de ripa Ls em zonas deformadas pequenas encontra-se na faixa de 1 a 2,5 μm. Também se colocou em evidência que a aplicação de nível de tensão de mais de 0,15 reduz o tamanho da ripa em mais de 50%, em comparação com zonas deformadas pequenas. Essa redução do tamanho de ripa aumenta a resistência a eventual início e propagação de rachaduras.
[0082] A combinação da composição de aço e dos parâmetros de endurecimento sob pressão possibilita, portanto, atingir alta ductilidade em zonas dirigidas das peças. Em aplicações automotivas, as peças formadas exibem ductilidade mais alta no caso de colisões.
[0083] Outro objeto da presente invenção é uma peça de aço soldada endurecida sob pressão com revestimento de alumínio, que aproveita altas propriedades mecânicas da peça endurecida sob pressão: para fabricação dessa peça, é fornecida pelo menos uma primeira chapa de aço com a composição acima, revestida com Al, liga de Al ou liga com base em Al. Em conjunto com essa primeira chapa, é fornecida pelo menos uma segunda chapa de aço, também previamente revestida com Al, liga de Al ou liga com base em Al. As chapas podem ter a mesma composição ou composições diferentes e a mesma espessura, ou espessuras diferentes. No caso de composições diferentes, colocou-se em evidência que o teor de carbono do segundo aço necessita ser de 0,065 a 0,38% em peso, de forma a criar solda que possui as propriedades de ductilidade desejadas.
[0084] As primeira e segunda chapas são soldadas ao longo de um dos seus lados periféricos correspondentes. Sobre esses lados periféricos, uma parte da espessura do revestimento prévio de Al é removida. Esta remoção pode ser realizada por meio de ablação a laser pulsada ou de ablação mecânica. O objetivo dessa ablação é evitar que quantidade alta demais de Al do revestimento prévio seja fundida e incorporada ao metal soldado. Segundo a espessura de revestimento prévio de Al inicial e a espessura da chapa, a quantidade de Al a ser removida por meio de ablação pode ter altura maior ou menor. Os inventores demonstraram que as condições de ablação devem ser adaptadas de forma que o teor de Al do metal soldado criado entre a primeira e a segunda chapa seja de menos de 0,3% em peso. Caso contrário, intermetálicos frágeis podem precipitar-se na solda ou o alto teor de Al poderá evitar a transformação em austenita durante aquecimento antes da formação sob pressão, devido ao caráter de gene alfa de alumínio.
[0085] Desta forma, quando essas condições são atendidas, as primeira e segunda chapas podem ser endurecidas sob pressão nas condições descritas acima, sem o risco de rachaduras durante a formação a quente. A parte soldada endurecida sob pressão obtida desta forma, em que o metal soldado e as primeira e segunda chapas foram endurecidas sob pressão na mesma operação, exibe propriedades de alta resistência mecânica e ductilidade.
[0086] A presente invenção será agora ilustrada pelos exemplos a seguir, que não são limitadores, de nenhuma forma.
EXEMPLO 1
[0087] Aço com composição de acordo com a Tabela 1, expressa em percentual em peso, foi fornecido sob a forma de lajes. Essas lajes foram aquecidas a 1250 °C, laminadas a quente e bobinadas a 520 °C. Após a decapagem, as chapas laminadas a quente foram laminadas a frio até espessura de 1,5 mm, com razão de laminação de 50%. As chapas foram temperadas em seguida a 830 °C, de forma a obter fração de superfície não recristalizada de menos de 10% e previamente revestida com Al-Si por meio de mergulho a quente contínuo em banho a 675 °C. A espessura de revestimento prévio é de 25 μm sobre os dois lados. Essas chapas previamente revestidas foram cortadas em padrões que foram adicionalmente endurecidos sob pressão.
TABELA 1 COMPOSIÇÕES DE AÇO (% EM PESO)
[0088] Valores sublinhados: não correspondentes à presente invenção.
Figure img0001
Figure img0002
[0089] A Tabela 2 detalha as condições de endurecimento sob pressão, ou seja, a temperatura de aquecimento Tm, a duração de aquecimento Dm, a duração de transferência Dt e as velocidades de resfriamento CR1 e CRF2, que foram aplicadas.
TABELA 2 CONDIÇÕES DE ENDURECIMENTO SOB PRESSÃO
[0090] Valores sublinhados: não correspondentes à presente invenção.
Figure img0003
[0091] A tensão de rendimento YS e a resistência à tensão TS foram determinadas sobre as peças endurecidas sob pressão, usando 20 amostras de 80 mm2 de acordo com o padrão ISO (EN 10002-1).
[0092] Ângulo de dobra crítico foi determinado sobre peças endurecidas sob pressão de 60x60 mm2 sustentadas por dois rolos, de acordo com o padrão de dobra VDA-238. O efeito de dobra é exercido por uma punção aguda com raio de 0,4 mm. O espaçamento entre os rolos e a punção é igual à espessura das peças testadas, adicionando-se espaço de 0,5 mm. O surgimento de rachaduras é detectado porque coincide com redução da carga na curva de deslocamento de carga. Os testes são interrompidos quando a carga cai a mais de 30N do seu valor máximo. O ângulo de dobra (α) de cada amostra é medido após descarregamento e, portanto, após a recuperação da amostra. Cinco amostras ao longo de cada direção (direção de laminação e direção transversal) são dobradas de forma a obter valor médio αA do ângulo de dobra.
[0093] O estiramento de fratura é determinado por meio da dobra de amostras em condições de tensão plana, que é a condição mais severa com relação à colisão de veículos. Por meio desses testes, é possível determinar o deslocamento crítico das amostras quando ocorrer fratura. Por outro lado, análise de elementos finitos permite a modelagem da dobra dessa amostra, ou seja, conhecer o nível de tensão que está presente na zona dobrada para esse deslocamento crítico. Essa tensão nessas condições críticas é a tensão de fratura do material.
[0094] Os resultados desses testes mecânicos são apresentados na Tabela 3. Convencionalmente, as condições de teste associam a composição de aço e as composições de endurecimento sob pressão. I1B designa, por exemplo, a composição de aço I1 testada com a condição B.
[0095] A Tabela 3 também apresenta algumas características microestruturais das peças endurecidas sob pressão. As frações de superfície dos diferentes componentes foram determinadas por meio de polimento e corrosão das amostras com diferentes reagentes (Nital, Picral, Bechet-Beaujard, metabissulfito de sódio e LePera), de forma a revelar os componentes específicos. Realizou-se a quantificação das frações de superfície por meio de análise de imagens e software Aphelion® sobre mais de dez zonas representativas de pelo menos 100 x 100 μm2.
[0096] A determinação de TiN e sulfetos foi realizada utilizando micrografia óptica, microscopia eletrônica de varredura associada a microanálise X. Estas observações foram realizadas nas zonas localizadas perto das superfícies das amostras, em que a tensão é mais importante em modo de dobra. Essas zonas abaixo da superfície estão localizadas entre um quarto da espessura e a superfície mais próxima da peça. Em cada caso, determinou-se se o tamanho médio de TiN excedeu 2 μm e se o tamanho médio dos sulfetos excedeu 120 μm.
TABELA 3 PROPRIEDADES MECÂNICAS E CARACTERÍSTICAS MICROESTRUTURAIS DAS PEÇAS ENDURECIDAS SOB PRESSÃO
[0097] Valores sublinhados: não correspondentes à presente invenção.
Figure img0004
[0098] Nos testes I1B, I2A, I3A e I4E, as composições e condições de endurecimento sob pressão correspondem à presente invenção e são obtidas as características microestruturais desejadas. Consequentemente, são atingidas propriedades de alta tensão, alta ductilidade e resistência a impactos. A microestrutura das peças I1B e I2A, conforme observado por meio de Microscópico Eletrônico de Varredura, é ilustrada, respectivamente, nas Figuras 1 e 2. Alguns detalhes referentes aos componentes foram destacados nas micrografias.
[0099] No teste R1A, o teor de C, Mn, Cr e Nb não atende às condições da presente invenção. Mesmo se as condições de endurecimento sob pressão estiverem de acordo com as faixas de acordo com a presente invenção, a quantidade de martensita auto-temperada é insuficiente e o ângulo de dobra e a tensão de fratura não atendem aos valores exigidos.
[00100] No teste I2C, mesmo se a composição corresponder às faixas de elementos de acordo com a presente invenção, a temperatura de aquecimento Tm é insuficiente. Consequentemente, a fração de superfície de ferrita é alta demais e a fração de superfície de martensita é baixa demais. A tensão de rendimento de 700 MPa, portanto, não pode ser atingida.
[00101] No teste R2D, devido às altas velocidades de resfriamento CR1 e CR2, a quantidade de martensita auto-temperada é insuficiente.
[00102] No teste R3B, os teores de C, Cr e B são baixos demais. Como a capacidade de endurecimento é insuficiente, portanto, o teor de ferrita é alto demais e a tensão de rendimento e a tensão de tração não podem ser atingidas. A microestrutura de R3B é ilustrada na Figura 3. Para um dado tratamento (B), a influência da composição de aço pode ser observada por meio da comparação de microestruturas de peças I1B (de acordo com a presente invenção) e R3B (não de acordo com a presente invenção). Além disso, o alto teor de Ti causa a formação de TiN com tamanho médio de mais de 2 μm. Em testes de fratura, foram observadas algumas áreas de divisão. A Figura 5 ilustra que essas áreas frágeis correspondem à presença de TiN (indicada na Figura 5 por setas), que agem como locais de início de divisão. Esses TiN brutos estão localizados perto da superfície da peça endurecida sob pressão, ou seja, nas zonas externas compreendidas entre um quarto de espessura e a superfície mais próxima da peça. Consequentemente, a tensão de fratura é insuficiente.
[00103] No teste R4A, os teores de Nb e S não atendem às condições da presente invenção. A microestrutura da peça R4A é ilustrada na Figura 4. As composições de aços I4A e R4A são muito similares, exceto pelos teores de Nb e S. Por meio de comparação entre as Figuras 1 e 4, pode-se observar que o tamanho de grãos austeníticos anterior é maior na ausência de Nb, que, por sua vez, causa a formação de ripas de martensita com comprimento maior, que oferecem menos resistência à propagação de rachaduras. Além disso, R4A contém teor de enxofre mais alto, de forma a causar a formação de MnS alongado conforme ilustrado na Figura 6. Esses sulfetos alongados estão localizados perto das zonas externas compreendidas entre um quarto de espessura e a superfície mais próxima da peça. Consequentemente, o ângulo de dobra crítico e a tensão de fratura são baixos demais.
EXEMPLO 2
[00104] Testes de soldagem de pontos de resistência foram realizados sobre as peças endurecidas sob pressão produzidas nas condições I2A e R1A acima. Os parâmetros de soldagem são: intensidade: 7,2 kA; força de soldagem: 450 daN. Foram realizados testes de dureza sobre soldas de ponto cortadas e polidas, a fim de determinar eventual amolecimento nas zonas afetadas por calor perto do metal soldado. O ciclo térmico associado à soldagem induz gradiente de temperatura que varia da temperatura ambiente à temperatura liquidus de aço. Aquecimento à temperatura na faixa de Ac1-Ac3 pode causar amolecimento da microestrutura da peça endurecida sob pressão. Esse amolecimento é medido pela diferença entre a dureza do metal base e o valor de dureza mínimo na zona afetada por calor. Quando o amolecimento for importante demais, a tensão externa aplicada pode concentrar-se na zona amolecida, de forma a causar falha prematura por concentração de tensão. Foram realizados testes de tensão sobre soldas de ponto de resistência e foi medido o alongamento total das soldas. Em comparação com o alongamento de metais base, as soldas causam variação de alongamento que pode ser mais ou menos pronunciada em comparação com a do metal base. A variação de alongamento relativa é, portanto, definida por: (alongamento de metal base - alongamento de solda)/alongamento de metal base. Os resultados são apresentados na Tabela 4. TABELA 4 VARIAÇÃO DE DUREZA NAS ZONAS AFETADAS POR CALOR DE SOLDAS DE PONTOS DE RESISTÊNCIA E SUA INFLUÊNCIA SOBRE O ALONGAMENTO TOTAL
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[00105] A quantidade de amolecimento de HAZ é menos pronunciada na peça endurecida sob pressão I2A, fabricada de acordo com a presente invenção, que na peça de referência R1A. Mesmo no lugar da presença dessa zona amolecida, não é medida perda por alongamento para a condição de acordo com a presente invenção I2A, embora a perda por alongamento seja significativa para a peça de referência R1A.
EXEMPLO 3
[00106] Foram fornecidas chapas de aço Al-Si previamente revestidas com as composições I2 e R1. Conforme explicado acima, o processo de fabricação possibilita a produção de padrões com estritas tolerâncias de nivelamento que permitem soldagem a laser.
[00107] Além disso, também foi fornecida uma chapa de aço com 1,5 mm de espessura, previamente revestida com 25 μm de espessura de Al-Si, que possui a composição da Tabela 5. TABELA 5 COMPOSIÇÃO DE AÇO R5 (% EM PESO)
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[00108] Quando endurecido sob pressão na condição A, este aço possibilita a obtenção de resistência à tensão UTS de cerca de 2000 MPa.
[00109] Todos esses padrões de aço previamente revestidos com Al-Si sofreram ablação sobre um dos seus lados periféricos. A parte metálica do revestimento de Al-Si foi removida, enquanto a camada intermetálica entre o substrato de aço e o revestimento prévio foi mantida no lugar. Essa ablação foi realizada por meio de laser YAG, 4 kW, com ponto de foco de 1 mm2, sobre os lados superior e inferior das folhas previamente revestidas.
[00110] Em seguida, realizou-se soldagem a laser com laser YAG de 4 kW e velocidade de soldagem de 6 m/Mn, sob proteção de hélio. Foram testadas diferentes configurações: - soldagem homogênea: chapa de aço I2 soldada a outra chapa de aço I2; e - soldagem heterogênea: chapa de aço I2, soldada às chapas de aço R2 ou R5. Neste caso, aço I2 (C = 0,091%) é montado com chapas que contêm teor de C mais alto (0,22% para R1 e 0,34% para R5).
[00111] Em todos os casos, a ablação realizada antes da soldagem possibilitou atingir teor de alumínio no metal soldado abaixo de 0,3%. Evitou-se, portanto, a formação de compostos intermetálicos e a transformação completa do metal soldado em austenita, antes de atingir-se o endurecimento sob pressão. Todas as juntas soldadas foram aquecidas e endurecidas sob pressão de acordo com a condição A da Tabela 2, de forma a fabricar peças de aço soldadas a laser endurecidas sob pressão. Os diferentes elementos das juntas soldadas (chapas de aço base em volta da solda e a própria solda) foram, portanto, endurecidas sob pressão na mesma operação. Amostras de tensão foram elaboradas na direção transversal às soldas e nos aços base adjacentes. Os resultados das soldas foram comparados com os dos aços base adjacentes. TABELA 6 RESULTADOS DE TESTES DE TENSÃO REALIZADOS SOBRE SOLDAS ENDURECIDAS SOB PRESSÃO.
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[00112] Desde que as soldas de Al-Si contenham menos de 0,3% de Al, portanto, a chapa de aço de acordo com a presente invenção pode ser soldada a chapas de aço com teor de C de até 0,34% sem risco de fragilidade.
EXEMPLO 4
[00113] O aço I1 foi fornecido e endurecido sob pressão na condição B da Tabela 2, de forma a fabricar peças que possuem várias formas de “ômega”. Isso possibilitou a obtenção de zonas com pequena quantidade de deformação (εb < 0,05) e zonas em que εb = 0,18. Estas últimas zonas correspondem à concentração de tensão em condições de uso.
[00114] Amostras foram cortadas dessas peças e corroídas com Nital para revelar a microestrutura. Essas amostras foram observadas por meio de microscópio eletrônico com disparador de emissão de campos, em ampliação de 5000 e 10.000. As zonas observadas são principalmente compostas de martensita (nova ou auto-temperada) e bainita. O tamanho médio da largura de ripa da martensita e bainita (ou seja, sesm diferenciar esses dois componentes) foi determinado por meio do método de intercepções. Além disso, foram realizadas medições de dureza Vickers nas diferentes zonas.
[00115] Os resultados são apresentados na Tabela 7. TABELA 7 LARGURA MÉDIA DA RIPA
Figure img0008
[00116] A zona tensionada exibe redução da dureza de 25 HV. Como é estimado a partir desse valor de dureza, UTS da zona tensionada é de cerca de 1050 MPa, que atende ao valor exigido.
[00117] Com referência à largura média de ripa, a zona tensionada exibe redução de mais de 50% em comparação com as zonas pouco tensionadas ou não tensionadas. Desta forma, a estrutura de ripa mais fina nas zonas deformadas possibilita atingir maior rigidez nas zonas que são mais críticas durante o uso da peça.
[00118] As peças de aço fabricadas de acordo com a presente invenção podem, portanto, ser utilizadas de forma útil para a fabricação de peças de segurança ou estruturais de veículos.

Claims (34)

1. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO, caracterizada pela composição química do aço compreender, em peso:
Figure img0009
em que:
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em que:
Figure img0011
2. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pela composição química do aço compreender adicionalmente, em peso: 0,0001% < Ca < 0,003%.
3. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 1, caracterizada por:
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4. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizada por:
Figure img0013
5. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 4, caracterizada pela microestrutura compreender pelo menos 5% em fração de superfície de martensita auto- temperada.
6. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizada pela soma de martensita nova e frações de superfície de martensita auto-temperada ser de 65 a 100%.
7. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizada pelo tamanho médio de nitretos de titânio ser de menos de 2 micrômetros nas zonas externas compreendidas entre um quarto da espessura da peça e a superfície mais próxima da peça.
8. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 7, caracterizada pelo comprimento médio de sulfetos ser de menos de 120 micrômetros nas zonas externas compreendidas entre um quarto da espessura da peça e a superfície mais próxima da peça.
9. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 8, caracterizada por compreender pelo menos uma zona deformada quente (A) com quantidade de deformação εcde mais de 0,15 e pelo menos uma zona (B) que experimentou o mesmo ciclo de resfriamento em endurecimento sob pressão da zona (A), em que a quantidade de deformação εcé de menos de 0,05.
10. PEÇA ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 9, caracterizada pela diferença de dureza entre a pelo menos uma zona (B) e a pelo menos uma zona deformada quente (A) ser de mais de 20 HV.
11. PEÇA ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 9 a 10, caracterizada pela largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na pelo menos uma zona deformada quente (A) ser reduzida em mais de 50% em comparação com a largura de ripa da estrutura martensítica/bainítica na pelo menos uma zona (B).
12. PEÇA ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 9 a 11, caracterizada pela largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na pelo menos uma zona deformada quente (A) ser de menos de 1 μm.
13. PEÇA ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 9 a 12, caracterizada pela largura média de ripa da estrutura martensítica/bainítica na pelo menos uma zona (B) ser de 1 a 2,5 μm.
14. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 13, caracterizada pela peça ser revestida com revestimento metálico.
15. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 14, caracterizada pelo revestimento metálico ser liga de zinco ou liga com base em zinco.
16. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 14, caracterizada pelo revestimento metálico ser liga de alumínio ou liga com base em alumínio.
17. PEÇA ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 16, caracterizada pela tensão de rendimento ser de 700 a 950 MPa, a tensão de tração TS é de 950 a 1200 MPa e o ângulo de dobra é de mais de 75°.
18. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 17, caracterizada pela peça de aço endurecida sob pressão possuir espessura variável.
19. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 18, caracterizada pela espessura variável ser produzida por meio de um processo de laminação flexível contínua.
20. PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO SOLDADA A LASER, caracterizada por pelo menos uma primeira peça de aço da solda ser uma peça conforme definido na reivindicação 16, soldada com pelo menos uma segunda peça de aço, cuja composição contém de 0,065 a 0,38% de carbono em peso e o metal de solda entre pelo menos uma primeira peça de aço e a pelo menos uma segunda peça de aço possui teor de alumínio de menos de 0,3% em peso e a pelo menos uma primeira peça de aço, a pelo menos uma segunda peça de aço e o metal de solda são endurecidos sob pressão na mesma operação.
21. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO, caracterizado por compreender as etapas sucessivas a seguir: - fornecimento de semi-produto de aço com composição conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4; - laminação a quente do semi-produto para obter uma chapa de aço laminada a quente; - bobinamento da chapa de aço laminada a quente sob temperatura de bobinamento Tc de 550 °C a Ms, em que Ms é a temperatura de início da transformação martensítica da chapa de aço, de forma a obter uma chapa de aço bobinada; - laminação a frio opcional da chapa de aço bobinada; - têmpera da chapa de aço sob temperatura de têmpera Ta, a fim de obter menos de 10% de fração de área não recristalizada, de forma a obter uma chapa de aço temperada; - corte da chapa de aço temperada em formato previamente determinado, de forma a obter um padrão; - aquecimento do padrão e manutenção do padrão sob temperatura Tm de 890 a 950 °C, em que a duração da retenção Dm à temperatura Tm é de um a dez minutos, de forma a obter um padrão aquecido; - transferência do padrão aquecido em uma prensa de formação, em que a duração da transferência Dt é de menos de 10 s; - formação a quente do padrão aquecido na prensa de formação para obter uma peça formada; e - resfriamento da peça formada em velocidade de resfriamento CR1 de 40 a 360 °C/s em faixa de temperatura de 750 a 450 °C e velocidade de resfriamento CR2 de 15 a 150 °C/s em faixa de temperatura de 450 °C a 250 °C, em que CR2 < CR1.
22. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 21, caracterizado pela chapa laminada a frio ser laminada a frio com razão de laminação de 50 a 80%.
23. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 21 a 22, caracterizado pela temperatura de têmpera Ta ser de 800 a 850 °C.
24. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 21 a 23, caracterizado pela temperatura de têmpera Ta ser de 800 a 835 °C.
25. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 21 a 24, caracterizado pelo padrão ser formado a frio antes do aquecimento do padrão à temperatura Tm.
26. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 21 a 25, caracterizado pela formação a quente ser realizada com quantidade de deformação εcde mais de 0,15 em pelo menos uma zona deformada quente da peça.
27. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com qualquer uma das reivindicações 21 a 26, caracterizado pela chapa de aço temperada ser previamente revestida com revestimento prévio metálico antes do corte do padrão de aço temperado em formato previamente determinado.
28. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 27, caracterizado pelo revestimento prévio metálico ser zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco.
29. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 27, caracterizado pelo revestimento prévio metálico ser alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio.
30. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 27, caracterizado pela folha previamente revestida ser previamente revestida com pelo menos uma camada intermetálica que contém Al, ferro e, opcionalmente, silício, em que o revestimento prévio deixa de conter Al livre, fase T5 do tipo Fe3Si2Al2, fase T6 do tipo Fe2Si2Al9.
31. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO de acordo com a reivindicação 27, caracterizado pelo revestimento prévio metálico compreender uma camada de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio, coberta por uma camada de zinco, liga de zinco ou liga com base em zinco.
32. PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE PEÇA DE AÇO ENDURECIDA SOB PRESSÃO SOLDADA A LASER, caracterizado por compreender as etapas sucessivas a seguir: - fornecimento de pelo menos uma primeira chapa de aço com composição conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, previamente revestida com revestimento prévio metálico de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio; - fornecimento de pelo menos uma segunda chapa de aço com composição que contém de 0,065 a 0,38% de carbono em peso, previamente revestida com revestimento prévio metálico de alumínio, liga de alumínio ou liga com base em alumínio; - remoção de uma parte da espessura do revestimento prévio de alumínio nos lados superior e inferior ao longo de um lado da periferia da pelo menos uma primeira chapa de aço e da pelo menos uma segunda chapa de aço; - criação de padrão soldado por meio de soldagem a laser da pelo menos uma primeira chapa de aço e da pelo menos uma segunda chapa de aço, de tal forma que o teor de alumínio no metal soldado seja de menos de 0,3% em peso, em que a soldagem a laser é realizada ao longo da periferia, em que uma parte do revestimento prévio de alumínio foi removida; - aquecimento do padrão soldado e manutenção do padrão soldado sob temperatura Tm de 890 a 950 °C, em que a duração da retenção Dm à temperatura Tm é de um a dez minutos, de forma a obter um padrão soldado aquecido; - transferência do padrão soldado aquecido em uma prensa de formação, em que a duração da transferência Dt é de menos de 10 s; - formação a quente do padrão soldado aquecido na prensa de formação, de forma a obter uma peça formada soldada; e - resfriamento da peça formada soldada em velocidade de resfriamento CR1 de 40 a 360 °C/s em faixa de temperatura de 750 a 450 °C e velocidade de resfriamento CR2 de 15 a 150 °C/s em faixa de temperatura de 450 °C a 250 °C, em que CR2 < CR1.
33. PROCESSO DE FABRICAÇÃO de peça de aço endurecida sob pressão ou peça de aço endurecida sob pressão soldada a laser conforme definido em qualquer uma das reivindicações 21 a 32, caracterizado pela duração de retenção Dm ser de um a seis minutos.
34. USO DE PEÇA conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 20 ou fabricada conforme processo definido em qualquer uma das reivindicações 21 a 33, caracterizado por ser para fabricação de peças estruturais ou de segurança de veículos.
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