BR112019016977A2 - chapa de aço - Google Patents

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BR112019016977A2
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Abukawa Genki
Nakano Katsuya
Hikida Kazuo
Takeda Kengo
Okamoto Riki
Suzuki Yuya
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Nippon Steel Corp
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Abstract

a presente invenção tem como seu problema técnico a provisão de uma chapa de aço revestida que tem uma camada superior com uma microdureza média vickers de 400hv ou mais enquanto tem excelente resistência à flexão. a chapa de aço da presente invenção é uma chapa de aço que inclui uma camada interna e uma camada dura formada em uma ou ambas as superfícies da camada interna, em que um teor de c na camada dura é maior que um teor de c na camada interna e um teor de mn na camada dura é maior que um teor de mn na camada interna, uma espessura da camada dura é 20 ¿m ou mais e um total da espessura da camada dura é 2/5 ou menos da espessura de chapa total, uma microdureza média vickers da camada dura é 400hv ou mais e menor que 800hv, uma microdureza média vickers da camada interna é 350hv ou mais e é 50hv ou mais menor que uma dureza da camada dura, e uma densidade de discordância em hélice da camada interna é 2,0¿1013m/m3 ou mais.

Description

D!!-EKíNÇA0C IWRL-iA'X-CAMADA<<IFEKK/K E CAMAOSíXNTPAL,
CAMAOA Sijr-eFiíOR Hv CAMADA CENTRAL HV-HV
1/80
Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO.
CAMPO [0001] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço e um método de produção da mesma, mais particularmente refere-se a uma chapa de aço de alta resistência excelente em resistência à flexão para autopeças e membros de infraestrutura como aplicações principais. ANTECEDENTES [0002] Em partes de material rodante e partes de estrutura de automóveis e membros colunares, etc. de estruturas metálicas ferrosas, a garantia da resistência à flexão é exigida. A resistência à flexão de tais peças e membros muda principalmente dependendo da resistência do material e da espessura da chapa de aço usados para as peças e membros. Em particular, quanto mais alta for a resistência e a espessura, maior será a resistência à flexão que pode ser garantida. Nota-se que nos últimos anos, no campo de automóveis e estruturas metálicas ferrosas, peças e membros têm se tornado cada vez mais leves. Juntamente com isso, as aplicações de chapa de aço com espessuras pequenas vêm aumentando. Portanto, a demanda de chapa de aço com uma alta resistência à flexão mesmo com espessura pequena vem aumentando.
[0003] Até o momento, muitas técnicas vêm sendo propostas para aprimorar a resistência à flexão de peças e membros de aço (por exemplo, consultar PTLs 1 a 5).
[0004] Por exemplo, a PTL 1 revela o desenho de formatos adequados para picos em tênis de beisebol que são dotados da mesma extensão ou maior de resistência à tensão e flexão e resistência ao momento de torção em comparação com picos formados de materiais de aço convencionais que têm 1,4 a 2,0 mm de espessura, e que mantêm a aderência sobre a superfície do solo em virtude da fixação de
Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 41/127
2/80 picos no momento do treino do atleta, evitando a deformação plástica do substrato e a separação entre as partes da raiz dos picos e as partes do furo.
[0005] Ademais, a PTL 2 revela um aço excelente em resistência por pites, resistência à fadiga por flexão e resistência à fadiga torcional contendo, em % em massa, C: 0,10 a 0,35%, Si: 0,40 a 1,50%, Mn: 0,10 a 1,50%, P: 0,030% ou menos, S: 0,030% ou menos, Cr: 0,50 a 3,0%, Al: 0,020 a 0,200%, e N: 0,01 a 0,03%, tendo um saldo de Fe e impurezas inevitáveis, tendo um teor de Al sol. encontrado a partir do valor do teor (% em massa) de Al menos 27/14 do teor (% em massa) de N que satisfaz 0,020% ou mais, e suprime de forma incompleta as estruturas endurecidas na parte de núcleo do produto após o têmpera e revenimento.
[0006] Além disso, a PTL 3 revela aço contendo C: 0,50 a 0,70%, Si: 1,2 a 2,5%, Mn: 0,4 a 1,0%, P: 0,02% ou menos (não incluindo 0%), S: 0,03% ou menos (não incluindo 0%), Cr: 0,5 a 2%, Al: 0,10% ou menos (não incluindo 0%), e N: 0,03% ou menos (não incluindo 0%) e tendo um saldo de Fe e impurezas inevitáveis. O aço revelado na PTL 3 é caracterizado pelo fato de que mesmo com apenas a têmpera e revenimento ou têmpera carbonetada e revenimento, pode exibir excelente resistência à fadiga e à flexão, resistência à flexão e resistência à endentação. O mesmo é aço para o eixo de engrenagem ideal como um material para os membros do eixo do pinhão e outros membros do eixo e tem uma resistência à flexão necessária para um eixo de engrenagem obtido de tal material de aço.
[0007] A PTL 4 revela a resistência à flexão de chapa de aço revestida chapeada com Zn-AI, excelente em resistência à inflexão em chapa de aço revestida, que compreende chapa de aço sobre a superfície cuja camada chapeada compreende Al: 50 a 60 % em massa e um saldo de substancialmente Zn e um filme de revestimento em uma
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3/80 camada acima da camada chapeada, em que uma dureza em corte transversal Hm da matriz HV e uma dureza em corte transversal Hp da camada chapeada HV são ajustadas para satisfazer a fórmula (1) e fórmula (2), de preferência, para satisfazer ainda mais a fórmula (3): Hm>Hp ...(1), Hp>90 ...(2), Hm<145 ...(3) [0008] A PTL 5 revela um método de produção de uma parte de alta resistência que compreende usar aço contendo C: 0,05 a 0,5% (% em massa, o mesmo se aplica abaixo), Si: 3% ou menos (não incluindo 0%), Mn: 2,5% ou menos (não incluindo 0%), e Cr: 2,5 a 15% e tratamento por um processo de tratamento térmico que consiste, imediatamente após a carbonetação, carbonitretação ou nitretação carbonetada ou após o resfriamento uma vez até o ponto de transformação Ai ou menos, novamente aquecimento Ai até o ponto de transformação a 1100°C de temperatura para descarbonetação para, assim, tornar o tamanho médio de partícula dos carbonetos no corte transversal a partir da superfície dentro de 0,1 mm de um tamanho de 5 μίτι ou menos.
[0009] A PTL 6 revela uma chapa de aço galvanizado por imersão a quente dotada de aço A contendo C: 0,05 a 0,2 % em massa e Mn: 0,5 a 3% posicionada na camada superior e camada inferior e aço B contendo C: 0,01 % em massa ou menos e Mn: 0,5 % em massa ou menos posicionada entre a camada superior e a camada inferior. A chapa de aço galvanizado por imersão a quente na PTL 6 é caracterizada garantindo a resistência à endentação e resistência à deformação superficial e trabalhabilidade e garantindo a resistência à corrosão por galvanização por imersão a quente visto que é dotada do aço B da camada interna macia e do aço de alta resistência A disposto nos dois lados da camada interna.
[0010] A PTL 7 revela um método de produção de um material de aço para uso de nitretação suave que compreende aço de trabalho a quente contendo, em % em peso, C: 0,15 a 0,45% e Mn: 0,2 a 2,5%,
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4/80 então, recozimento esferoidal para tornar a dureza Hv180 ou menos, então trabalho a frio para tornar a dureza Hv250 ou mais. Além disso, a PTL 7 revela que é possível produzir uma parte submetida à nitretação suave com uma dureza de superfície após a nitretação suave de Hv600 ou mais e uma profundidade endurecida eficaz de 0,1 mm ou mais.
LISTA DE CITAÇÃO
LITERATURA DE PATENTE [0011] [PTL 1] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 2013-198708 [0012] [PTL 2] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 2012-132077 [0013] [PTL 3] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 2010-242130 [0014] [PTL 4] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 2008-156729 [0015] [PTL 5] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 2000-129347 [0016] [PTL 6] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 6-287686 [0017] [PTL 7] Publicação de Patente Japonesa Não Examinada No. 9-256045
LITERATURA DE NÃO PATENTE [0018] [NPL 1] Masayoshi KUMAGAI, et al., ISIJ Internacional, Vol.
(2014), No. 1, PP. 206-201
SUMÁRIO
PROBLEMA TÉCNICO [0019] Nota-se que, cada uma das técnicas anteriores mencionadas acima é uma técnica que modifica especialmente o formato da peça ou que reforma a camada superior por tratamento térmico para
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5/80 aprimorar a resistência à flexão. Por outro lado, há problemas na aplicação dessas técnicas nos casos em que os formatos das peças são difíceis de mudar ou casos em que alterações nas dimensões e formatos das peças de aço no momento do tratamento térmico não são permitidas.
[0020] Além disso, nenhuma técnica anterior mencionada acima satisfaz suficientemente as demandas sobre a chapa de aço tendo uma alta resistência à flexão mesmo quando for pequena em espessura. Na chapa de aço revestida convencional, há um acordo entre a dureza da camada superior e a resistência à flexão. Há o problema técnico que se a dureza da camada superior for elevada, a resistência à flexão se deteriora. A técnica anterior acima não resolve suficientemente tal problema técnico e não revela uma chapa de aço revestida que tem uma camada superior com uma microdureza média Vickers de 400HV ou mais enquanto tem excelente resistência à flexão.
SOLUÇÃO PARA O PROBLEMA [0021] Os inventores realizaram pesquisas intensivas sobre um método para resolver o problema técnico acima. Como resultado, os mesmos constataram que mediante a conformação em uma ou ambas as superfícies de chapa de aço de uma camada dura com uma microdureza média Vickers de 400HV ou mais e menor que 800HV e mediante o controle da microdureza média Vickers da camada interna a 350HV ou mais e a um valor 50HV ou mais menor que a dureza da camada dura e, além disso, a densidade de discordância em hélice da camada interna a 2,0x1013m/m3 ou mais, a resistência à flexão é garantida a um alto nível.
[0022] NPL 1 relata que mediante tratamento térmico de aço carbono S45C a 680°C durante 5 horas para remover a tensão e a laminação a frio do aço carbono após o tratamento térmico em 40%, a densidade de discordância aumentou para 7,0x1013m/m3 a
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2,0x1015m/m3 e o limite elástico, dureza e resistência à tração aumentaram.
[0023] Entretanto, através de várias pesquisas repetidas, os inventores constataram que, mesmo que simplesmente mudassem individualmente as condições de laminação a quente, as condições de recozimento, etc., a produção da chapa de aço que satisfaz a dureza e a resistência à flexão mencionadas acima é difícil, e os mesmos constataram que a produção da chapa de aço que satisfaz a dureza e resistência à flexão mencionadas acima só é possível por meio da otimização das etapas de laminação a quente e recozimento, etc. por um denominado processo integrado, e assim os mesmos concluíram a presente invenção.
[0024] O fundamento da presente invenção é da seguinte forma: [0025] (1) Uma chapa de aço que compreende uma camada interna e uma camada dura formadas sobre uma ou ambas as superfícies da camada interna, a chapa de aço, em que [0026] um teor de C na camada dura é maior que um teor de C na camada interna, e um teor de Mn na camada dura é maior que um teor de Mn na camada interna, [0027] uma espessura da camada dura é 20 μίτι ou mais e um total das espessuras de camadas duras é 2/5 ou menos de uma espessura de chapa inteira, [0028] uma microdureza média Vickers da camada dura é 400HV ou mais e menos de 800HV, [0029] uma microdureza média Vickers da camada interna é 350HV ou mais e é 50HV ou mais menor que uma dureza da camada dura, e [0030] uma densidade de discordância em hélice da camada interna é 2,0x1013m/m3 ou mais.
[0031] (2) A chapa de aço, de acordo com (1), em que a camada
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7/80 dura e a camada interna compreendem, em % em massa, [0032] C: 0,10 a 0,60%, [0033] Si: 0,01 a 3,00%, e [0034] Mn: 1,000 a 10,00%, [0035] estão restritos a [0036] P: 0,0200% ou menos, [0037] S: 0,0200% ou menos, [0038] N: 0,0200% ou menos, e [0039] O: 0,0200% ou menos, e [0040] compreende um saldo de Fe e impurezas.
[0041] (3) A chapa de aço de acordo com (2), em que pelo menos uma dentre a camada dura e a camada interna compreende adicionalmente, em % em massa, um ou mais dentre
Al: 0,500% ou menos,
Cr: 2,000% ou menos,
Mo: 1,000% ou menos,
Ti: 0,500% ou menos,
B: 0,0100% ou menos,
Nb: 0,500% ou menos,
V: 0,500% ou menos,
Cu: 0,500% ou menos,
W: 0,100% ou menos,
Ta: 0,100% ou menos,
Ni: 0,500% ou menos,
Sn: 0,050% ou menos,
Sb: 0,050% ou menos,
As: 0,050% ou menos,
Mg: 0,0500% ou menos,
Ca: 0,050% ou menos,
Y: 0,050% ou menos,
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Zr: 0,050% ou menos,
La: 0,050% ou menos, e
Ce: 0,050% ou menos.
EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO [0042] A chapa de aço da presente invenção é excelente em resistência à flexão independentemente de uma camada dura com dureza extremamente alta ser formada em uma camada superior. Ou seja, de acordo com a presente invenção, mediante a formação de uma camada dura com uma microdureza média Vickers de 400HV ou mais e menor que 800HV em uma ou ambas as superfícies da chapa de aço e mediante o controle da microdureza média Vickers da camada interna a 350HV ou mais e um valor de 50HV ou mais menor que a dureza da camada dura e, além disso, a densidade de discordância em hélice da camada interna a 2,0x1013m/m3 ou mais, é possível fornecer uma chapa de aço excelente em resistência à flexão e fornecer um método de produção da mesma.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0043] A Figura 1 é um gráfico que mostra uma relação entre uma diferença de dureza de uma camada superior (camada dura) e uma camada central (camada interna) e uma densidade de discordância em hélice.
[0044] A Figura 2 é uma vista que mostra um padrão de recozimento de recozimento em caixa adequado para recozimento por laminação a quente antes da laminação a frio.
[0045] A Figura 3 é uma vista que mostra um padrão de recozimento de recozimento contínuo adequado para recozimento por laminação a quente antes da laminação a frio e recozimento por laminação a frio após a laminação a frio.
[0046] A Figura 4 é uma vista que mostra um padrão de recozimento de recozimento do tipo reaquecimento de chapa laminada a frio
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9/80 adequada para recozimento por laminação a frio após a laminação a frio.
[0047] A Figura 5 é uma vista que mostra a ocorrência de tensão residual de compressão em uma camada interna por laminação de encruamento do aço da invenção.
DESCRIÇÃO DE MODALIDADES [0048] A chapa de aço da presente invenção compreende uma camada dura e uma camada interna com uma microdureza média Vickers mais baixa que a camada dura e é uma chapa de aço com estrutura em duas camadas ou três camadas dotada da camada dura em pelo menos uma das superfícies.
[0049] Primeiro, o motivo para limitar as espessuras e as microdurezas médias Vickers da camada dura e da camada interna é explicado, da seguinte forma.
Espessuras de Camada Dura e Camada Interna [0050] A espessura da camada dura presente em uma ou ambas as superfícies da camada interna se torna 20 μίτι ou mais por superfície ou 2/5 ou menos da espessura de chapa total. Se a espessura da camada dura for menor que 20 μίτι, a espessura da camada dura é fina. Se um momento de flexão for aplicado à chapa de aço, o descolamento da camada dura é facilmente causado e uma excelente resistência à flexão não pode mais ser obtida. Por exemplo, mesmo que haja uma camada dura de 20 μίτι ou mais em uma superfície da camada interna, em uma estrutura que tem uma camada dura menor que 20 μίτι na outra superfície da camada interna, quando um momento de flexão for aplicado à chapa de aço, a camada dura menor que 20 μίτι e é suscetível ao descolamento. Por esse motivo, a espessura da camada dura se torna 20 μίτι ou mais por superfície da camada interna.
[0051] Ademais, se o total das espessuras das camadas duras formadas em uma ou ambas as superfícies da camada interna exceder
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2/5 da espessura de chapa total, no momento de flexão, a tensão aplicada a cada camada dura aumenta, trincas na camada dura são causadas, e a resistência à flexão se deteriora consideravelmente, assim, o mérito de aprimoramento da resistência à flexão por meio do uso de múltiplas camadas não pode mais ser obtido. Por esse motivo, o total das espessuras das camadas duras se torna 2/5 ou menos da espessura de chapa total. Com mais preferência, a espessura de cada camada dura se torna 30 μίτι ou mais e o total das espessuras se torna 3/10 ou menos da espessura de chapa inteira, [0052] O método de medição das espessuras da camada dura e da camada interna não é particularmente limitado desde que seja capaz de medir as mesmas com precisão. Por exemplo, as mesmas podem ser medidas por um microscópio óptico. Se um microscópio óptico for usado para medir as espessuras da camada dura e da camada interna, é preferível medir as mesmas pela seguinte rotina.
[0053] Primeiramente, uma amostra coberta pela medição é enterrada em resina epóxi em formato cilíndrico com 30 mm de diâmetro. Papel de polimento #80 a 1000 é usado para polir grosseiramente por polimento a úmido, então abrasivos diamantados que têm tamanhos médios de partícula de 3 μίτι e 1 μίτι são usados para o acabamento da mesma em uma superfície espelhada. Nota-se que o polimento pelas partículas de diamante de 1 μίτι é realizado sob as condições de aplicação de uma carga de 1N a 10N e retenção durante 30 a 600 segundos em uma mesa de polimento que gira a uma velocidade de 30 a 120 rpm. Na camada dura e na camada interna, há uma diferença na dureza, assim, no polimento pelas partículas de diamante de 1 μίτι acima, surge uma diferença na quantidade de polimento.
[0054] Devido a isto, uma ligeira diferença de passo é formada no limite da camada dura e da camada interna. Através do exame utilizando um microscópio óptico, é possível encontrar mais precisamente
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11/80 o limite entre a camada dura e a camada interna e as espessuras das camadas e suas respectivas razões na espessura de chapa. Nota-se que, se a diferença de passo causada pelo polimento de acabamento for pequena, o exame por contraste de interferência diferencial do microscópio óptico é preferível.
Microdureza Média Vickers de Camada Dura e Camada Interna [0055] A microdureza média Vickers da camada dura se torna 400HV ou mais e menos de 800HV. Quando a microdureza média Vickers for menor que 400HV, a dureza da camada dura é baixa e uma excelente resistência à flexão não pode mais ser obtida. Por esse motivo, a microdureza média Vickers da camada dura se torna 400HV ou mais. Por outro lado, quando a microdureza média Vickers da camada dura for 800HV ou mais, a camada dura tem resistência excessivamente alta, assim quando aplica-se um momento de flexão, a camada dura é fraturada de forma quebradiça, então a resistência à flexão se deteriora consideravelmente. Por esse motivo, a microdureza média Vickers da camada dura se torna menor que 800HV. Com mais preferência, a mesma é 450HV a 780HV.
[0056] A microdureza média Vickers da camada interna se torna 350HV ou mais e um valor de 50HV ou mais menor que a dureza da camada dura. Se a microdureza média Vickers for menor que 350HV, a diferença na dureza com a camada dura se torna maior, então ao aplicar um momento de flexão, a deformação se concentra excessivamente no lado da camada interna, a camada interna deforma-se facilmente, e uma queda na resistência à flexão é causada. Por esse motivo, a microdureza média Vickers da camada interna se torna 350HV ou mais. Ademais, quando a microdureza média Vickers exceder um valor de 50HV menor que a dureza da camada dura, a diferença na dureza da camada dura e da camada interna se torna menor. Portanto, ao aplicar um momento de flexão, a deformação elástica é consideraPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 51/127
12/80 velmente aplicada à camada dura, assim, a resistência à flexão se deteriora. Por esse motivo, a microdureza média Vickers da camada interna se torna um valor de 50HV ou mais menor que a dureza da camada dura. Com mais preferência, é 400HV ou mais e é um valor de 100HV ou mais menor que a dureza da camada dura.
[0057] A microdureza média Vickers da chapa de aço é encontrada mediante a medição das microdurezas Vickers da carga de 0,098N em posições de 1/4 da espessura a partir dos lados de superfície da camada dura e da camada interna respectivamente em 12 pontos e da determinação dos valores médios de 10 pontos que foram obtidos descartando os dados mais difíceis e os dados mais fáceis dos 12 pontos. As microdurezas Vickers são medidas com base no teste de dureza Vickers definido em JIS Z 2244: 2009. Nota-se que, com uma carga de 0,098N, o comprimento diagonal da endentação no caso de 400HV é cerca de 7 μίτι e o comprimento no caso de 800HV é cerca de 5 μίτι. A dureza da camada dura que tem uma espessura de 20 μίτι ou mais pode ser adequadamente avaliada.
[0058] O desvio padrão nas nanodurezas da camada dura é, de preferência, 2,0 ou menos. Isso se deve ao fato de que, ao suprimir variações na nanodureza da camada dura, a resistência à flexão é consideravelmente aprimorada. Se o desvio padrão exceder 2,0, a variação na dureza na camada dura se torna maior, assim, por exemplo, ao aplicar um momento de flexão, às vezes, ocorrem fraturas na camada dura. A partir desse ponto de vista, o desvio padrão é, de preferência, 2,0 ou menos e, com mais preferência, 1,6 ou menos. O limite inferior do desvio padrão não é designado, porém a supressão para 0,2 ou menos é tecnicamente difícil.
[0059] Nota-se que a variação da nanodureza na direção da espessura da chapa da camada dura não afeta a resistência à flexão. Mesmo que haja um gradiente na dureza na direção da espessura da
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13/80 chapa, o efeito da presente invenção não é inibido. Na verdade, se a variação na nanodureza na direção da largura da chapa de aço for grande, ou seja, se a variação na nanodureza na linha vertical para a direção da espessura da chapa e a direção da laminação for grande, a resistência à flexão diminui. Portanto, o desvio padrão das nanodurezas deve ser encontrado a partir da dureza na linha vertical à direção da espessura de chapa no corte transversal em espessura e na direção de laminação. Entretanto, a posição inicial da medição da nanodureza pode ser a direção do lado direito e do lado esquerdo começando a partir da posição central na direção da largura da chapa de aço.
[0060] Na presente invenção, o desvio padrão da nanodureza da camada dura significa o desvio padrão de uma curva de ajuste quando mede-se a nanodureza em 100 localizações em intervalos de 3 μίτι na linha vertical à direção de espessura de chapa do corte transversal na espessura e na direção de laminação na posição de 1/4 de espessura a partir do lado de superfície da camada dura sob condições de uma profundidade prensada de 80 nm, preparando um histograma a partir dos dados de dureza obtidos, e aproximando o histograma por distribuição normal.
Densidade de Discordância em Hélice de Camada Interna [0061] A densidade de discordância em hélice da camada interna é medida pelo método de Williamson-Hall/Warren-Averbach modificado usando um difratômetro de microrraios X dotado de um tubo de Cu ou Co. Para a amostra usada para a difração de raios X, a amostra usada para a medição de espessura de chapa por um microscópio óptico explicado acima pode ser usada. Antes de ser usada para a difração de raios X, a superfície polida espelhada é quimicamente gravada ou eletroliticamente polida para remover a deformação introduzida pelo polimento mecânico. A superfície de medição é feita na superfície paralela à direção de laminação e à direção de espessura de chapa. O
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14/80 diâmetro de raios X é ajustado por um colimador, etc. de modo que a faixa de irradiação pelos raios X seja mantida dentro da espessura da camada interna. Ademais, se um tubo de Cu for usado como a fonte de raios X, um monocromador etc. é ajustado para manter a detecção de raios X fluorescentes, tanto quanto possível. Para o procedimento do método de Williamson-Hall/Warren-Averbach modificado, por exemplo, consultar T. Ungar e A. Borbely: Appl. Phys. Lett., 69 (1996), 3173 ou Masayoshi Kumagai, Muneyuki Imafuku, Shin-ichi Ohya: ISIJ International, Vol. 54 (2014), No. 1, p. 206 a 211.
[0062] A densidade de discordância em hélice da camada interna se torna 2,0x1013m/m3 ou mais. As discordâncias em hélice causam o deslizamento cruzado e aumentam o limite elástico do aço devido ao emaranhamento do mesmo. Ou seja, um aumento na densidade de discordância em hélice na camada interna causa um aumento na carga necessária para causar a deformação plástica denominada flexão, assim, há uma ação e efeito de aumentar a resistência à flexão. Se a densidade de discordância em hélice for menor que 2,0x1013m/m3, o efeito de aprimoramento da resistência à flexão não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 2,0x1013m/m3 ou mais. Nota-se que, quanto maior a densidade de discordância em hélice, mais preferível, porém se o mesmo exceder 1x1017m/m3, espaços vazios se formam nos locais de emaranhamento de discordâncias e a fratura frágil da chapa de aço é causada. Portanto, o limite superior é, de preferência, 1x1017m/m3. Por esse motivo, o limite inferior da densidade de discordância em hélice da camada interna se torna 2,0x1013m/m3 ou mais. Com mais preferência, é 5x1013m/m3 ou mais.
Relação de Teores de C e Mn na Camada Dura e Teores de C e Mn na Camada Interna [0063] Além do requisito mencionado acima da microdureza média Vickers da camada dura e da camada interna e do requisito da densiPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 54/127
15/80 dade de discordância em hélice da camada interna, é essencial tornar os teores de C e Mn na camada dura maiores que C e Mn na camada interna para se obter o efeito da presente invenção. Tanto C como Mn são elementos que afetam a microcedência do aço. Juntamente com o aumento nos teores, há o efeito de suprimir a microcedência. Microcedência é, por exemplo, um fenômeno de cedência que ocorre nas unidades de grãos de cristal dentro do material na região de esforçotensão que é macroscopicamente observado como deformação elástica no momento de um teste de tração. A microcedência ocorre basicamente quando uma discordância que ocorre dentro de um grão de cristal ou a partir do contorno de grão for propagada para um grão de cristal adjacente. O fenômeno de ocorrência de cedência em tais unidades de grãos de cristal, ou seja, a microcedência, que é propagada para a espessura de chapa como um todo é o fenômeno de cedência macroscópica observado em testes de tração. C se segrega nos contornos de grãos de cristal e, assim, tem o efeito de suprimir a propagação de discordâncias para partículas adjacentes, ou seja, a ocorrência de microcedência. Ademais, acredita-se que Mn tenha o efeito de promover o deslizamento cruzado de discordâncias que se move dentro dos grãos. Com a supressão de acúmulo de discordâncias nos contornos de grãos de cristal no momento de aplicação de força externa, ocorre a ação de suprimir a propagação de discordâncias para as partículas adjacentes, ou seja, a ocorrência de microcedência. Para garantir a resistência à flexão, é necessário impedir que a microcedência ocorra na camada dura. Para isso, é necessário compensar o alívio da tensão quando se aplica força externa à chapa de aço multicamadas pela microcedência da camada interna. Portanto, para impedir que a microcedência ocorra na camada dura e promova a ocorrência de microcedência na camada interna, é necessário tornar os teores de C e Mn na camada dura maiores que os teores de C e Mn na camada inPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 55/127
16/80 terna.
[0064] Os ingredientes químicos ideais para a chapa de aço tendo uma camada dura e camada interna são explicados, da seguinte forma. Abaixo, a % dos constituintes significa % em massa.
C: 0,10 a 0,60% [0065] C é um elemento eficaz para o endurecimento de aço. Para garantir a resistência à flexão de uma peça, uma quantidade de 0,10% ou mais de C é necessária. Se for menos de 0,10%, a dureza do material é insuficiente e uma excelente resistência à flexão não pode mais ser obtida. Por esse motivo, o limite inferior se torna 0,10% ou mais. Por outro lado, se for mais de 0,60%, a formação de carbonetos dentro do material é promovida e a fratura frágil que começa a partir dos carbonetos é causada quando aplica-se um momento de flexão, assim, o limite superior se torna 0,40% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,15% a 0,59%.
Si: 0,01 a 3,00% [0066] Si é um elemento que atua como um desoxidante e tem um efeito sobre o controle da morfologia dos carbonetos e o aumento de resistência do aço. Se for menos de 0,01%, a formação de carbonetos é promovida, uma grande quantidade de carbonetos se torna presente no aço, e a resistência à flexão se deteriora. Nota-se que, manter o Si com um teor menor que 0,01% causa a um aumento nos custos nos processos de refino atuais. Por esse motivo, o limite inferior de Si se torna 0,01% ou mais. Por outro lado, se o teor de Si exceder 3,0%, a fragilidade da peça de aço é causada e a resistência à flexão é reduzida, então o limite superior se torna 3,0%. De preferência, o teor é 0,01% a 2,5%. Com mais preferência, é 0,2% a 2,0%.
Mn: 1,00 a 10,00% [0067] Mn é um elemento que atua como um desoxidante e, além disso, é eficaz para o controle da transformação perlítica de aço. Se
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17/80 for menor que 1,00%, no processo de resfriamento a partir da região de austenita, se torna difícil suprimir a transformação perlitica. Juntamente com isso, a razão de estruturas de martensita reduz, assim, uma queda na resistência e a deterioração da resistência à flexão são causadas. Por esse motivo, o limite inferior se torna 1,0% ou mais. Por outro lado, se for mais de 10,00%, óxidos de Mn grossos se tornam presentes no aço e se tornam pontos de partida de fratura no momento de flexão, assim a resistência à flexão se deteriora. Por esse motivo, o limite superior se torna 10,00%. De preferência, é 2,0% a 9,0% ou menos.
P: 0,0001 a 0,0200% [0068] P é um elemento que se segrega fortemente nos contornos de grão de ferrita e promove a fragilização dos contornos de grão. Quanto menor, mais preferível, porém para aprimorar a pureza para menos de 0,0001% na etapa de refino, o tempo necessário para o refino se torna maior e um grande aumento nos custos é causado. Por esse motivo, o limite inferior pode se tornar 0,0001% ou mais. Por outro lado, se for mais de 0,0200%, a fragilização de contorno de grão causa uma queda na resistência à flexão, assim, o limite superior se torna 0,0200% ou menos. De preferência, o teor é 0,0010% a 0,0190%.
S: 0,0001 a 0,0200% [0069] S é um elemento que forma MnS e outras inclusões não metálicas no aço e causa uma queda na ductilidade da peça de chapa de aço. Quanto menor, mais preferível, porém para aprimorar a pureza para menos de 0,0001% no processo de refino, o tempo necessário para o refino se torna longo e um grande aumento nos custos é causado. Por esse motivo, o limite inferior também pode se tornar 0,0001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo exceder 0,0200%, a fratura que começa a partir das inclusões não metálicas é causada
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18/80 quando aplica-se um momento de flexão e a resistência à flexão diminui, assim, o limite superior se torna 0,0200% ou menos. De preferência, oteoré 0,0010% a 0,0190%.
N: 0,0200% ou menos [0070] N, como C, é um elemento eficaz para o endurecimento de aço. A partir do ponto de vista de garantir a resistência à flexão, quanto menor for o teor, mais preferível. 0% também é possível. Entretanto, a redução desse para menos de 0,0001% podería causar um aumento nos custos de refino, assim, se N for incluído, o limite inferior se torna 0,0001% ou mais. Por outro lado, com um teor que excede 0,0200%, a fragilização do aço é causada, assim a resistência à flexão diminui consideravelmente. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,0200%. De preferência, o teor é 0,0010% a 0,0150%.
O: 0,0200% ou menos [0071] O é um elemento que promove a formação de óxidos no aço. Os óxidos presentes nos grãos de ferrita se tornam locais para a formação de espaços vazios, assim quanto menos, mais preferível. 0% também é possível. Entretanto, a redução para menos de 0,0001% causa um aumento nos custos de refino, assim, se O for incluído, 0,0001% ou mais se torna o limite inferior. Por outro lado, com um teor que excede 0,0200%, a resistência à flexão é reduzida, assim o limite superior se torna 0,0200% ou menos. De preferência, o teor se torna 0,0005% a 0,0170%.
Al: 0,500% ou menos [0072] Al é um elemento que atua como um desoxidante de aço e estabiliza a ferrita e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Al for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito de adição não é suficientemente obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo exceder 0,500%, óxidos de Al grossos são formados e uma queda na resistência à flexão é causada. Por esse
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19/80 motivo, o limite superior se torna 0,500% ou menos. De preferência, o teor é 0,010% a 0,450%.
Ti: 0,500% ou menos [0073] Ti é um elemento importante para o controle da morfologia dos carbonetos e um elemento que promove um aumento de resistência da ferrita devido à inclusão em uma grande quantidade. A partir do ponto de vista de garantir a resistência à flexão, quanto menor for o teor, mais preferível. 0% também é possível. Entretanto, a redução desse para menos de 0,001% causa um aumento nos custos de refino, assim, se Ti for incluído, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, com um teor de mais de 0,500%, óxidos de Ti grossos ou TiN se tornam presentes no aço e a resistência à flexão é reduzida. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,500% ou menos. De preferência, o teor é 0,005% a 0,450%.
B: 0,0100% ou menos [0074] B é um elemento que suprime a formação de ferrita e perlita no processo de resfriamento de austenita e promove a formação de bainita ou martensita ou outras estruturas transformadas à baixa temperatura. Ademais, B é um elemento vantajoso para aumentar a resistência de aço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se B for adicionado, com menos de 0,0001%, o efeito de adição no aumento da resistência ou aprimoramento da resistência à flexão não pode ser suficientemente obtido. Além disso, para identificar menos de 0,0001%, atenção especial deve ser dada na análise. Dependendo do dispositivo de análise, o limite inferior de detecção pode ser atingido. Por esse motivo, 0,0001% ou mais se torna o limite inferior. Por outro lado, com um teor que excede 0,0100%, a formação de óxidos de B grossos no aço é causada e a resistência à flexão se deteriora. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,0100% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,0005% a 0,0050%.
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Cr: 2,000% ou menos [0075] Cr, como Mn, é um elemento que suprime a transformação de perlita e eficaz para aumentar a resistência de aço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Cr for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito de adição não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, com a adição que excede 2,000%, carbonetos de Cr grossos são formados na parte segregada central e a resistência à flexão é reduzida, assim, o limite superior se torna 2,000% ou menos. De preferência, o teor é 0,010% a 1,500%.
Mo: 1,000% ou menos [0076] Mo, como Mn e Cr, é um elemento eficaz para o endurecimento de aço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Mo for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se exceder 1,000%, carbonetos de Mo grossos são formados e uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 1,000% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,010% a 0,700%.
Nb: 0,500% ou menos [0077] Nb, como Ti, é um elemento eficaz para o controle da morfologia de carbonetos. O mesmo também é um elemento eficaz para aprimorar a tenacidade, desde que refine a estrutura devido à sua adição e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Nb for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se exceder 0,500%, um grande número de carbonetos de Nb finos, duros se precipita, uma deterioração considerável da ductilidade é causada juntamente com a elevação na resistência da chapa de aço, e a resistência à flexão é reduzida. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,500% ou menos. De preferência, o teor é 0,002% a 0,200%.
V: 0,500% ou menos
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21/80 [0078] V também, como Nb, é um elemento eficaz para o controle da morfologia dos carbonetos e um elemento eficaz para aprimorar a tenacidade desde que a adição refine a estrutura e é adicionado de acordo com a necessidade. Se V for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se for mais de 0,500%, um grande número dos carbonetos de V se precipita, uma elevação na resistência e uma queda na ductilidade da chapa de aço são causadas, e a resistência à flexão diminui. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,500% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,002% a 0,400%.
Cu: 0,500% ou menos [0079] Cu é um elemento eficaz para aumentar a resistência da chapa de aço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Cu for adicionado, para obter eficazmente o efeito de aumento da resistência, um teor de 0,001% ou mais é preferível. Por outro lado, se for mais de 0,500%, a fragilidade a quente é causada e a produtividade na laminação a quente é reduzida, assim, o limite superior se torna 0,500% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,002% a 0,400%.
W: 0,100% ou menos [0080] W também, como Nb e V, é um elemento eficaz para o controle da morfologia dos carbonetos e o aumento da resistência de aço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se W for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se for mais de 0,100%, um grande número dos carbonetos de W se precipita, uma elevação na resistência e uma queda na ductilidade da chapa de aço são causadas, e a resistência à flexão diminui. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,100% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,002% a 0,100%.
Ta: 0,100% ou menos
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22/80 [0081] Ta também, como Nb e W, é um elemento eficaz para o controle da morfologia de carbonetos e o aumento da resistência e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Ta for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não é obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se for mais de 0,100%, um grande número dos carbonetos de Ta finos se precipita, uma elevação na resistência e uma queda na ductilidade da chapa de aço são causadas, e a resistência à flexão diminui. Por esse motivo, o limite superior se torna 0,100% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,002% a 0,100%.
Ni: 0,500% ou menos [0082] Ni é um elemento eficaz para o aprimoramento da resistência à flexão de uma peça e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Ni for adicionado, para permitir que o efeito seja efetivamente manifestado, a inclusão de 0,001% ou mais é preferível. Por outro lado, se for mais de 0,500%, a ductilidade diminui e uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,500% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,002% a 0,400%.
Sn: 0,050% ou menos [0083] Sn é um elemento contido no aço quando utiliza-se um refugo como uma matéria-prima. Quanto mais baixo for o teor, mais preferível será. 0% também é possível. Entretanto, a redução para menos de 0,001% causa um aumento nos custos de refino, assim, se Sn estiver contido, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Ademais, com um teor de mais de 0,050%, a fragilização de ferrita causa uma queda na resistência à flexão, assim, o limite superior se torna 0,050% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
Sb: 0,050% ou menos [0084] Sb, como Sn, é um elemento contido no caso de utilizar um refugo como uma matéria-prima do aço. Sb se segrega fortemente nos
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23/80 contornos de grão e causa a fragilização dos contornos de grão e uma queda na ductilidade, assim, quanto mais baixo for o teor, mais preferível. 0% também é possível. Entretanto, a redução para menos de 0,001% causa um aumento nos custos de refino, assim, se Sb estiver contido, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Ademais, com um teor de mais de 0,050%, uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,050% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
As: 0,050% ou menos [0085] As, como Sn e Sb, é um elemento contido no caso de utilizar um refugo como uma matéria-prima do aço e se segrega fortemente nos contornos de grão. Quanto mais baixo for o teor, mais preferível será. 0% também é possível. Entretanto, a redução para menos de 0,001% causa um aumento nos custos de refino, assim, se As estiver contido, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Ademais, com um teor de mais de 0,050%, uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,050% ou menos. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
Mg: 0,0500% ou menos [0086] Mg é um elemento capaz de controlar a morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Mg for adicionado, com menos de 0,0001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,0001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo for excessivamente adicionado, inclusões grossas são formadas e, consequentemente, uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,0500%. Com mais preferência, o teor é 0,0005% a 0,0400%.
Ca: 0,050% ou menos [0087] Ca, como Mg, é um elemento capaz de controlar a morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado
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24/80 de acordo com a necessidade. Se Ca for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo for excessivamente adicionado, óxidos de Ca grossos são formados e uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,050%. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
Y: 0,050% ou menos [0088] Y, como Mg e Ca, é um elemento capaz de controlar a morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Y for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo for excessivamente adicionado, óxidos de Y grossos são formados e a resistência à flexão diminui, assim, o limite superior se torna 0,050%. De preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
Zr: 0,050% ou menos [0089] Zr, como Mg, Ca e Y, é um elemento capaz de controlar a morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Zr for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se o mesmo for excessivamente adicionado, óxidos de Zr grossos são formados e a resistência à flexão diminui, assim, o limite superior se torna 0,050%. De preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
La: 0,050% ou menos [0090] La é um elemento eficaz para o controle da morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se La for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se for adicionado mais de 0,050%, óxidos de La
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25/80 são formados e uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,050%. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,040%.
Ce: 0,050% ou menos [0091] Ce, como La, é um elemento capaz de controlar a morfologia de sulfetos pela adição em uma quantidade-traço e é adicionado de acordo com a necessidade. Se Ce for adicionado, com menos de 0,001%, o efeito não pode ser obtido, assim, o limite inferior se torna 0,001% ou mais. Por outro lado, se for adicionado mais de 0,050%, óxidos de Ce são formados e uma queda na resistência à flexão é causada, assim, o limite superior se torna 0,050%. Com mais preferência, o teor é 0,001% a 0,046%.
[0092] Nota-se que, na camada dura e na camada interna da chapa de aço da presente invenção, o saldo de ingredientes químicos exceto daqueles acima, consiste em Fe e impurezas inevitáveis, porém outros elementos também podem estar contidos em quantidades-traço desde que não prejudique o efeito da presente invenção.
[0093] A seguir, o método de exame e medição da estrutura de chapa de aço será explicado, da seguinte forma.
[0094] A estrutura é examinada por um microscópio eletrônico do tipo varredura. Antes do exame, a amostra para o exame estrutural é polida a úmido por papel abrasivo e polida por abrasivos de diamante que têm um tamanho médio de partícula de 1 μίτι. A superfície examinada foi polida até um acabamento espelhado, então, uma solução de álcool de ácido nítrico a 3% foi usada para gravar as estruturas. A ampliação do exame foi feita a 3000X. Dez campos de 30 μΐτΐχ40 μίτι nas camadas de 1/4 de espessura da camada dura e da camada interna foram aleatoriamente capturados. As razões das estruturas foram encontradas pelo método de contagem de pontos. Nas imagens estruturais obtidas, pontos de reticula dispostos em intervalos de 3 μίτι na
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26/80 vertical e 4 μίτι na horizontal foram ajustados em um total de 100 pontos. As estruturas presentes sob os pontos de reticula foram julgadas e as razões das estruturas contidas na chapa de aço foram encontradas a partir do valor médio das 10 imagens.
[0095] A taxa em volume de carbonetos é medida com base em imagens estruturais obtidas por um microscópio eletrônico do tipo varredura. Antes do exame, a amostra para o exame estrutural foi polida a úmido por papel abrasivo e polida por abrasivos de diamante que têm um tamanho médio de partícula de 1 μίτι. A superfície examinada foi polida até um acabamento espelhado, então, uma solução saturada de álcool de ácido pícrico foi usada para gravar as estruturas. A ampliação do exame foi feita a 3000X. Oito campos de 30 μΐτΐχ40 μίτι na camada de 1/4 de espessura foram aleatoriamente capturados. As imagens estruturais obtidas foram analisadas por um software de análise de imagem como Win ROOF feita por Mitani Corporation para medir em detalhes as áreas dos carbonetos contidos nas regiões. A razão da área total dos carbonetos para a área total dos campos examinados é encontrada e usada como a taxa em volume dos carbonetos. Notase que, para manter baixo o efeito do ruído no erro de medição, os carbonetos com uma área de 0,01 μίτι2 ou menos são excluídos da avaliação.
[0096] Na chapa de aço da presente invenção, as taxas de volume dos carbonetos na camada dura e na camada interna são, de preferência, 2,0% ou menos. Os carbonetos são as estruturas mais duras no aço. Mesmo que a tensão fornecida ao aço seja pequena, de cerca de, 0,5 vez a resistência à tração, devido à diferença na dureza em relação a outras estruturas, o esforço se concentra na interface de matriz do aço que entra em contato com os carbonetos. A concentração de esforço causa a deformação plástica e causa uma queda na resistência à flexão e na resistência à fadiga. Portanto, quanto menores os
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27/80 carbonetos, mais preferíveis. Na taxa em volume, 2,0 ou menos é preferível. Com mais preferência, é 1,6% ou menos.
[0097] Como explicado acima, a chapa de aço da presente invenção é dotada da camada interna e da camada dura, assim, a resistência à tração do aço é aprimorada. Juntamente com o aprimoramento na resistência à tração, o ponto de cedência também é induzido a aumentar, assim, a chapa de aço tem excelente resistência à flexão. A resistência à flexão pode ser confirmada pelo seguinte método de avaliação. Ou seja, um corpo de prova do tipo Schenk é fabricado a partir de cada amostra. Um medidor de tensão é fixado à superfície do corpo de prova no estado sem tensão, então, uma flexão plana repetida de 103 é fornecida por uma tensão de carga de 0,5 vez a resistência à tração. A deformação plástica residual após a remoção do corpo de prova do equipamento de teste é medida. De acordo com a presente invenção, a deformação plástica residual pode se tornar 0,1% ou menos.
[0098] Além disso, de acordo com a presente invenção, é possível produzir uma chapa de aço de alta resistência excelente em características de fratura por fadiga. Tal chapa de aço de alta resistência é adicionalmente excelente em resistência à flexão, assim, é excelente em resistência à fadiga. Ademais, a resistência à fadiga pode ser confirmada pelo seguinte método de avaliação. Ou seja, um corpo de prova do tipo Schenk é fabricado a partir de cada amostra, um medidor de tensão é anexado à superfície do corpo de prova no estado sem tensão, e uma flexão de plano repetido de 104 é fornecida por uma tensão de carga de 0,5 vez a resistência à tração. De acordo com a presente invenção, mesmo após a flexão de plano repetido de 104, não ocorre fratura por fadiga (fratura). É possível preparar um material excelente em características de fratura por fadiga. A chapa de aço excelente em resistência à fadiga de acordo com a presente invenção deve pelo
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28/80 menos satisfazer as composições ideais de ingredientes químicos mencionadas acima de das chapas de aço de camada dura e camada interna que formam essa chapa de aço.
[0099] Uma chapa de aço excelente em resistência à flexão não pode ser obtida apenas pela reforma de aplicação de camada superior convencional de carbonetação, nitretação, nitretação suave, endurecimento de superfície por indução, etc. O motivo é que a carbonetação, nitretação, nitretação suave, e outras técnicas de tratamento térmico formam apenas uma camada dura sobre a camada superior. É difícil controlar a densidade de discordância em hélice da camada interna a 2,0x1013m/m3 e uma queda na resistência à flexão é causada. Método de Produção de Chapa de Aço da Presente Invenção [00100] A seguir, o método de produção da chapa de aço da presente invenção será explicado, da seguinte forma. A explicação a seguir pretende ilustrar o método característico para produzir a chapa de aço da presente invenção e não pretende limitar a chapa de aço da presente invenção a uma chapa de aço multicamadas obtida unindo uma camada interna e camada dura como explicado abaixo. Por exemplo, no momento de produção da chapa de aço, mediante tratamento da superfície de uma única camada de chapa de aço e mediante o endurecimento da parte de camada superior, é possível produzir uma chapa de aço dotada de uma camada interna e camada dura de acordo com a presente invenção. Mediante o endurecimento da parte de camada superior por tratamento de superfície no momento de produção da chapa de aço dessa maneira, é possível resolver o problema da queda na precisão dimensional devido à deformação por tratamento térmico que ocorre quando trata-se a superfície de uma peça após a formação.
[00101] O método de produção da presente invenção é caracterizado pela união de uma camada dura com uma dureza de 50HV ou
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29/80 mais, mais dura que uma dureza de uma camada interna a uma ou ambas as superfícies da camada interna e controlando as discordâncias, constituintes, e a morfologia das estruturas da camada interna para os estados ideais. Ademais, como tal método de produção, embora não particularmente limitado, por exemplo, tratamento térmico por difusão que usa chapas em bruto de chapas de aço finas, a laminação a quente, recozimento por laminação a frio e chapeamento usando uma placa que compreende tipos de aço da camada dura e da camada interna unidos por soldagem por feixe de elétrons, e outro tratamento podem ser mencionados. As características do método de produção especifico da presente invenção são as seguintes:
[00102] O método de produção da placa multicamadas não é particularmente um problema. Por exemplo, tanto o método de fundição contínua como o método de soldagem de placa podem ser usados. No método de fundição contínua, uma máquina de fundição dotada de dois distribuidores é usada, primeiramente, para produzir uma fundição do lado de camada interna posicionado na parte central, então, despejar aço fundido de constituintes correspondentes à camada dura diferentes do lado de camada interna do segundo distribuidor para cobrir a fundição de lado de camada interna e solidificar continuamente o mesmo para obter uma placa no estado multicamadas. Alternativamente, no método de soldagem de placa, as placas fundidas para terem composições predeterminadas ou materiais grosseiramente laminados produzidos a partir das placas são polidas nas superfícies de união por escarvagem em máquina, etc. então, são lavadas por ácido e álcool para remover óxidos e contaminantes e são empilhadas. Além disso, as placas empilhadas são unidas por soldagem por feixe de elétrons para obter uma placa multicamadas para uso em laminação a quente.
[00103] Com o uso de uma placa produzida pelo método ilustrado
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30/80 acima e com a produção de uma chapa de aço multicamadas pela seguinte etapa de laminação a quente, a chapa de aço da presente invenção pode ser produzida.
[00104] Características de laminação a quente: A placa multicamadas mencionada acima é laminada a quente como está ou após ser resfriada uma vez, então aquecida. A laminação a quente de acabamento é concluída na região de temperatura de 650°C a 950°C. A chapa de aço laminada a quente por acabamento é resfriada em uma mesa de saída (ROT), então, bobinada na faixa de temperatura de 700°C ou menos para obter uma bobina laminada a quente. Além disso, no estado não decapado ou após a decapagem, a bobina laminada a quente é laminada por revenimento por uma taxa de alongamento de 0,1% ou mais (também denominada laminação de encruamento). Abaixo, o método de produção da presente invenção é explicado em detalhe, da seguinte forma.
[00105] De preferência, a temperatura de aquecimento no momento de laminação a quente da placa multicamadas se torna 1100°C a 1300°C e o tempo de aquecimento nessa faixa de temperatura de aquecimento se torna 15 minutos a 300 minutos. Quando a temperatura de aquecimento exceder 1300°C ou o tempo de aquecimento exceder 300 minutos, uma oxidação considerável prossegue entre a camada dura e a camada interna, e a camada dura e a camada interna se destacam mais facilmente, assim, às vezes, uma queda na resistência à flexão é causada. Como os limites superiores mais preferíveis, a temperatura de aquecimento é 1250°C ou menos e o tempo de aquecimento naquela faixa de temperatura é 270 minutos ou menos. Por outro lado, quando a temperatura de aquecimento no momento de laminação a quente da placa multicamadas for menor que 1100°C ou o tempo de aquecimento for menor que 15 minutos, às vezes, a segregação de solidificação causada na camada dura e na camada interna
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31/80 não é suficientemente dissolvida e as resistências à tração da camada dura e da camada interna se tornam insuficientes. Por esse motivo, como os limites inferiores mais preferíveis, a temperatura de aquecimento é 1150°C ou mais e o tempo de aquecimento naquela faixa de temperatura é 30 minutos ou mais.
[00106] A laminação a quente de acabamento é concluída a 650°C a 950°C. Se a temperatura de laminação a quente de acabamento for menor que 650°C, devido ao aumento da resistência à deformação da chapa de aço, a carga de laminação aumenta consideravelmente e, ainda, às vezes, um aumento na quantidade de desgaste de cilindro é causado e uma queda na produtividade é causada. Por esse motivo, o limite inferior se torna 650°C ou mais. Ademais, se a temperatura de laminação a quente de acabamento exceder 950°C, as falhas causadas pelas incrustações grossas formadas ao passar pela ROT são formadas na superfície de chapa de aço e trincas superficiais são causadas devido às incrustações, assim, causam uma queda na resistência à flexão. Por esse motivo, o limite superior se torna 950°C ou menos. Com mais preferência, é 800°C a 930°C. Ademais, para tornar o desvio padrão da nanodureza da camada dura 2,0 ou menos, além da faixa de temperatura de laminação de acabamento acima, é mais preferível produzir a chapa de aço da camada dura com os ingredientes químicos ideais mencionados acima.
[00107] A taxa de resfriamento da chapa de aço no ROT após a laminação a quente de acabamento é, de preferência, 10°C/s a 100°C/s. Com uma taxa de resfriamento menor que 10°C/s, não é possível impedir a formação de incrustações grossas no meio do resfriamento e a ocorrência de falhas devido às incrustações grossas, e uma queda na aparência de superfície é causada. Por esse motivo, o limite inferior é, de preferência, feito a 10°C/s ou mais. Ademais, quando resfria-se a chapa de aço a partir da superfície até a parte interna da chapa de aço
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32/80 por uma taxa de resfriamento que excede 100°C/s, a camada mais superficial é excessivamente resfriada e bainita, martensita, e outras estruturas transformadas de baixa temperatura são formadas. Quando uma bobina for arrefecida até à temperatura ambiente após o bobinamento, trincas finas se formam nas estruturas transformadas de baixa temperatura acima mencionadas. É difícil remover essas trincas mesmo na etapa de decapagem subsequente. Essas trincas tornam-se pontos de partida de fratura e causam a fratura da chapa de aço na produção e uma queda na produtividade. Por esse motivo, o limite superior é, de preferência, feito a 100°C/s ou menos. Nota-se que a taxa de resfriamento definida acima indica a capacidade de resfriamento obtida devido às instalações de resfriamento entre as zonas de aspersão a partir do momento (ponto de início de aspersão) em que a chapa de aço laminada a quente é resfriada à água em uma zona de aspersão após passar por uma zona sem aspersão até o momento em que é resfriada no ROT até a temperatura de bobinamento alvo. A taxa de resfriamento não especifica a taxa média de resfriamento a partir do ponto de partida de aspersão até a temperatura de bobinamento pela máquina de bobinamento não é mostrada. Com mais preferência, é 20°C/s a 90°C/s.
[00108] A temperatura de bobinamento se torna 700°C ou menos. Quando a temperatura de bobinamento exceder 700°C, após a laminação a quente, as resistências predeterminadas não podem ser garantidas na camada dura e na camada interna. Além disso, a formação de uma grande quantidade de carbonetos é causada e uma queda na resistência à flexão é causada. Por esse motivo, o limite superior da temperatura de resfriamento se torna 700°C ou menos. Ademais, para aumentar a resistência da camada dura, quanto mais baixa for a temperatura de bobinamento, mais preferível, porém quando aplica-se o resfriamento profundo (subzero) de uma temperatura mais baixa que a
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33/80 temperatura ambiente, às vezes a chapa laminada a quente se torna consideravelmente frágil, então, o limite inferior da temperatura de bobinamento é, de preferência, 0°C ou mais. Com mais preferência, é 10°C a 680°C.
[00109] Para se obter a morfologia da presente invenção, o controle na laminação de encruamento é extremamente importante. Quando aplica-se uma carga à chapa de aço multicamadas para causar a deformação plástica, como mostrado na Figura 5, a tensão e o esforço são distribuídos na camada dura e na camada interna ao longo da curva tensão-esforço da camada dura e da camada interna. Por exemplo, quando aplica-se deformação plástica correspondente às coordenadas 1 e 2 na Figura 5, a deformação da camada interna é fácil, assim, como mostrado na coordenada 3, uma grande deformação plástica é introduzida na camada interna. Quando remove-se a carga desse estado, a contração devido à deformação plástica ocorre a partir das curvas de tensão-esforço das coordenadas 1 e 3. Nota-se que, quando a tensão nas coordenadas 1 for mais alta do que as coordenadas 3, a quantidade de contração devido à deformação plástica se torna maior nas coordenadas 1 do que nas coordenadas 3. Como resultado, o estado de tensão após a remoção da carga, como mostrado pelas coordenadas 4 e 5, se torna um em que a tensão atua sobre a camada dura e locais de tensão compressiva são criados na camada interna.
[00110] Ao deixar a tensão de compressão após a aplicação de deformação plástica à camada interna dessa forma, torna-se possível controlar a densidade de discordância em hélice da camada interna para 2,0x1013m/m3 ou mais. Ou seja, quando aplica-se tensão na direção inversa da deformação (aqui, a partir da tensão para compressão) a discordâncias desenvolvidas devido à deformação plástica, devido à aplicação da tensão compressiva, as discordâncias introduzidas devido à tensão tentam retornar em direção às fontes originais das discorPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 73/127
34/80 dâncias. Ademais, quando uma grande quantidade de discordâncias for introduzida devido à laminação de encruamento, as discordâncias se emaranham. Devido a esse emaranhamento, o movimento de discordâncias é suprimido e retorno às fontes das discordâncias não se torna mais possível. Nota-se que, ao tentar aliviar a tensão de compressão causada na camada interna, ocorre o movimento de discordâncias para outros sistemas de deslizamento diferentes do sistema de deslizamento original do sistema de deslizamento principal, o denominado deslizamento cruzado. Esse deslizamento cruzado é um fenômeno que surge apenas em discordâncias em hélice, assim, mediante a laminação de encruamento da chapa de aço multicamadas, é possível aumentar, de preferência, a densidade de discordância em hélice.
[00111] O encruamento aplicado à chapa de aço multicamadas se torna um dentre uma taxa de alongamento de 0,1% ou mais. Se a taxa de alongamento, ou seja, a quantidade de deformação plástica fornecida à chapa de aço multicamadas, for menor que 0,1%, a quantidade de deformação plástica da camada interna é pequena e a densidade de discordância em hélice não pode ser controlada para 2,0x1013m/m3 ou mais. Por esse motivo, o limite inferior da taxa de alongamento por encruamento se torna 0,1% ou mais. Ademais, quanto mais alta a taxa de laminação de encruamento, mais referível, porém ao fornecer mais de 5,0% aplica-se uma grande carga no laminador e causa uma queda na produtividade, assim, um limite superior de 5,0% ou menos é preferido. Com mais preferência, é 0,2% a 4,0%.
[00112] Ademais, mediante a decapagem da tira de aço laminada a quente após a laminação de encruamento acima ou sem laminação de encruamento e mediante a realização da laminação a frio ou, ainda, recozimento por laminação a frio ou tanto laminação a frio como recozimento por laminação a frio após o recozimento por laminação a
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35/80 quente, também é possível produzir a tira de aço laminada a frio dotada de resistência à flexão.
[00113] Etapa de decapagem: O tipo do ácido usado na etapa de decapagem não é particularmente designado. O propósito da decapagem é a remoção da incrustação de óxido formada sobre a superfície da tira de aço após a laminação a quente. Tanto a decapagem com ácido clorídrico como a decapagem com ácido sulfúrico podem ser realizadas. Além disso, para promover a decapagem, é possível adicionar um promotor de decapagem química na solução de decapagem ou ajustar a vibração ou tensão ou aplicar outra ação mecânica. Mesmo realizando esses procedimentos, não há nenhum efeito sobre a técnica básica da presente invenção.
[00114] Laminação a frio: A redução de laminação na laminação a frio é, de preferência, 20% a 80%. Com uma redução de laminação menor que 20%, a carga aplicada em cada cadeira do laminador em tandem se torna menor, assim, obter uma compreensão e controle do formato de chapa torna-se difícil e uma queda na produtividade é causada. Ademais, se a redução de laminação exceder 80%, a carga aplicada em cada cadeira aumenta consideravelmente. Juntamente com isso, a tensão Hertz que ocorre nos cilindros aumenta excessivamente, assim, uma queda na vida útil do cilindro é causada e uma queda na produtividade é causada. Por esse motivo, a redução de laminação é, de preferência, 20% a 80%. Com mais preferência, é 25% a 70% [00115] Etapa de recozimento por laminação a quente: Antes de fornecer a tira de aço laminado a quente para laminação a frio, a tira também pode ser recozida. O objetivo de recozimento por laminação a quente é garantir a produtividade em laminação a frio amaciando a tira de aço antes da laminação a frio e obter uma excelente resistência à flexão na tira de aço após o recozimento por laminação a frio controlando as razões de estruturas no estágio após o recozimento por lamiPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 75/127
36/80 nação a quente. Como a etapa de recozimento por laminação a quente, tanto o método de recozimento em caixa (BAF) como o método de recozimento convencional (C-CAL) podem ser usados. As etapas do método de recozimento em caixa (BAF) e do método de recozimento contínuo convencional (C-CAL) são respectivamente mostradas em suma na Figura 2 e Figura 3.
[00116] A taxa de aquecimento e a taxa de resfriamento no recozimento em caixa são, de preferência, 5°C/h a 80°C/h. Com uma taxa de aquecimento menor que 5°C/h, o tempo necessário para a etapa de recozimento por laminação a quente aumenta e uma queda na produtividade é causada. Por outro lado, se a taxa de aquecimento exceder 80°C/h, a diferença de temperatura entre o lado de circunferência interna e o lado de circunferência externa da tira de aço adotada em uma bobina aumenta. Devido ao deslizamento da tira de aço causado pela diferença na expansão de calor desta diferença, falhas são formadas na superfície da tira de aço. Essas falhas causam uma queda na resistência à flexão além de uma queda na aparência de superfície do produto. Por esse motivo, a taxa de aquecimento é, de preferência, 5°C/h a 80°C/h. Com mais preferência, é 10°C/s a 60°C/s.
[00117] De preferência, a temperatura de recozimento no recozimento em caixa é 400°C a 720°C e o tempo de retenção é de 1 hora a 150 horas. Com uma temperatura de recozimento menor que 400°C ou um tempo de retenção menor que 1 hora, a tira de aço não é suficientemente amaciada e não há efeito sobre o aprimoramento da produtividade na laminação a frio. Ademais, se a temperatura de recozimento excede 720°C, austenita é formada durante o recozimento e falhas são causadas na tira de aço devido a mudanças devido à expansão de calor. Além disso, se o tempo de retenção exceder 150 horas, a superfície da tira de aço se torna adesiva e a gripagem ocorre, assim, a aparência de superfície diminui. Por esse motivo, de preferência, a tempePetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 76/127
37/80 ratura de recozimento no recozimento em caixa é 400°C a 720°C e o tempo de retenção é de 1 hora a 150 horas. Com mais preferência, a temperatura de recozimento é 420°C a 700°C, enquanto o tempo de retenção é de 3 horas a 100 horas.
[00118] A taxa de aquecimento e a taxa de resfriamento no recozimento contínuo são, de preferência, 5°C/s ou mais. Com uma taxa de aquecimento menor que 5°C/s, uma queda na produtividade é observada. Por outro lado, não há limites superiores sobre a taxa de aquecimento e a taxa de resfriamento. As mesmas podem ser mais de 80°C/s também. Com mais preferência, as taxas são 10°C/s ou mais.
[00119] De preferência, a temperatura de recozimento no recozimento contínuo é 650°C a 900°C e o tempo de retenção é de 20 segundos a 300 segundos. Quando a temperatura de recozimento for menor que 650°C ou o tempo de retenção for menor que 20 segundos, com o método de recozimento contínuo, a tira de aço não é suficientemente amaciada e não há efeito de aprimoramento da produtividade na laminação a frio. Ademais, quando a temperatura de recozimento exceder 900°C, a resistência da tira de aço diminui consideravelmente, a fratura de chapa no forno é causada, e uma queda na produtividade é causada. Além disso, quando o tempo de retenção exceder 300 segundos, as impurezas no forno se depositam sobre a superfície da tira de aço e aparência de superfície diminui. Por esse motivo, a temperatura de recozimento no recozimento contínuo é, de preferência, 650°C á 900°C e o tempo de retenção é de 20 segundos a 300 segundos. A temperatura de recozimento mais preferível é 680°C a 850°C, e o tempo de retenção é de 30 segundos a 240 segundos.
[00120] De preferência, a temperatura na zona de superenvelhecimento no recozimento contínuo é 200°C a 500°C e o tempo de retenção é de 50 segundos a 500 segundos. Ao fazer com que a austenita formada no estágio de aquecimento se transforme em bainita ou marPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 77/127
38/80 tensita na zona de superenvelhecimento e controle adequadamente a quantidade e a morfologia da austenita residual, uma excelente resistência à flexão é obtida. Com uma temperatura de envelhecimento menor que 200°C e um tempo de retenção menor que 50 segundos, a quantidade de transformação de bainita se torna insuficiente. Ademais, com uma temperatura de envelhecimento de 500°C ou mais e um tempo de retenção menor que 500 segundos, a quantidade de austenita residual diminui consideravelmente, assim, a resistência à flexão não podem mais ser simultaneamente obtida. Por esse motivo, de preferência, a temperatura na zona de superenvelhecimento no recozimento contínuo comum é 200°C a 500°C e o tempo de retenção é de 50 segundos a 500 segundos. Com mais preferência, a temperatura é 250°C a 450°C, e o tempo de retenção é de 60 segundos a 400 segundos.
[00121] Etapa de recozimento por laminação a frio: O propósito do recozimento por laminação a frio é a restauração da resistência à flexão da tira de aço perdida devido à laminação a frio. Otimizando-se ainda mais as razões das estruturas de ferrita, perlita, bainita, martensita e austenita residual, excelente resistência à flexão é obtida. Como a etapa de recozimento por laminação a frio, o método de recozimento contínuo convencional (C-CAL) ou o método de recozimento contínuo de tipo reaquecimento (R-CAL) pode ser usado.
[00122] As etapas de aquecimento e retenção e resfriamento no método de recozimento contínuo convencional (C-CAL) em recozimento laminado a frio podem ser realizadas sob condições similares ao recozimento contínuo mencionado acima em relação à etapa de recozimento por laminação a quente.
[00123] Um esboço das etapas no recozimento contínuo do tipo reaquecimento é mostrado na Figura 4. A taxa de aquecimento e a taxa de resfriamento no recozimento contínuo do tipo reaquecimento são,
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39/80 de preferência, 5°C/s ou mais. Com uma taxa de aquecimento menor que 5°C/s, uma queda na produtividade é observada. Por outro lado, não há limites superiores sobre a taxa de aquecimento e a taxa de resfriamento. 80°C/s também pode ser excedido. Com mais preferência, as taxas são 10°C/s ou mais.
[00124] De preferência, a temperatura de recozimento no recozimento contínuo do tipo reaquecimento é 700°C a 900°C e o tempo de retenção é de 20 segundos a 300 segundos. Se a temperatura de recozimento for menor que 700°C ou o tempo de retenção for menor que 20 segundos, a quantidade de austenita que se transforma em recozimento contínuo não é suficiente e as razões de estruturas desejadas não podem mais ser controladas na têmpera e distribuição subsequentes. Ademais, se a temperatura de recozimento exceder 900°C, a resistência da tira de aço diminui consideravelmente, a fratura de chapa no forno é causada, e uma queda na produtividade é causada. Além disso, se o tempo de retenção exceder 300 segundos, as impurezas no forno se depositam sobre a superfície da tira de aço e aparência de superfície diminui. Por esse motivo, de preferência, a temperatura de recozimento no recozimento contínuo é 700°C a 900°C e o tempo de retenção é de 20 segundos a 300 segundos. Com mais preferência, a temperatura de recozimento é 720°C a 850°C, e o tempo de retenção é de 30 segundos a 240 segundos.
[00125] De preferência, a temperatura de parada de resfriamento no recozimento contínuo do tipo reaquecimento é 100°C a 340°C e o tempo de retenção é de 5 segundos a 60 segundos. No processo desse resfriamento, parte da austenita é transformada em martensita e a resistência do material de aço é aumentada. Se a temperatura de parada de resfriamento for menor que 100°C, a quantidade de transformação em martensita se torna excessiva e a ductilidade e a resistência à flexão do material de aço são prejudicadas. Por esse motivo, o
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40/80 limite inferior da temperatura de aquecimento é, de preferência, 100°C ou mais. Se a temperatura de parada de resfriamento exceder 340°C ou o tempo de retenção for menor que 5 segundos, apenas uma pequena quantidade de martensita é obtida e torna-se difícil aumentar a resistência do aço. Portanto, o limite superior da temperatura de parada de resfriamento é 340°C ou menos e o limite inferior do tempo de retenção é 5 segundos ou mais. Ademais, mesmo que a retenção seja realizada durante mais de 60 segundos, nenhuma mudança significativa ocorre estruturalmente, assim, o limite superior do tempo de retenção é, de preferência 60 segundos. Com mais preferência, a temperatura é 150°C a 320°C, e o tempo de retenção é de 6 segundos a 50 segundos.
[00126] De preferência, a temperatura na zona de superenvelhecimento no recozimento contínuo do tipo reaquecimento é 350°C a 480°C e o tempo de retenção é de 50 segundos a 500 segundos. Na zona de superenvelhecimento, com o uso de martensita formada no momento de parada de resfriamento como núcleos e a promoção da transformação do saldo de austenita em bainita e o controle adequado da quantidade e morfologia da austenita residual, uma excelente resistência à flexão é obtida. Se a temperatura de envelhecimento for menor que 350°C e o tempo de retenção for menor que 50 segundos, a quantidade de transformação de bainita é insuficiente. Ademais, se a temperatura de envelhecimento for 480°C ou mais e o tempo de retenção for menor que 500 segundos, a quantidade de austenita residual diminui consideravelmente, assim, a resistência à flexão não pode mais ser simultaneamente realizada. Por esse motivo, a temperatura na zona de superenvelhecimento no recozimento contínuo do tipo reaquecimento é, de preferência, 350°C a 480°C e o tempo de retenção é de 50 segundos a 500 segundos. A temperatura mais preferível é 380°C a 460°C, e o tempo de retenção é de 60 segundos a 400 sePetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 80/127
41/80 gundos.
[00127] De acordo com o método de produção acima da presente invenção, é possível produzir uma chapa de aço que compreende uma chapa de aço em uma ou ambas as superfícies cuja camada dura com uma microdureza média Vickers de 400HV ou mais e menor que 800HV é formada, controlada a uma microdureza média Vickers da camada interna de 350HV a um valor de 50HV ou mais menor que a dureza da camada dura e uma densidade de discordância em hélice da camada interna a 2,0x1013m/m3 ou mais, e com excelente resistência à flexão. De acordo com o método de produção da presente invenção, é possível produzir uma chapa de aço com uma deformação plástica residual no teste de deformação plástica residual mencionada acima de 0,1% ou menos.
EXEMPLOS [00128] A seguir, exemplos de trabalho serão usados para explicar o efeito da presente invenção.
[00129] Os níveis dos exemplos são ilustrações das condições empregadas para confirmar a trabalhabilidade e os efeitos da presente invenção. A presente invenção não se limita a essa ilustração de condições. Presume-se que a presente invenção seja capaz de empregar várias condições desde que não se afaste do fundamento da presente invenção e atinja o objetivo da presente invenção.
Exemplo Nos. 1 a 113 [00130] As placas que têm as composições das Composições A a BA da Tabela 1-1 e Tabela 1-2 foram produzidas pelo método de fundição contínua. As placas produzidas das composições foram usadas para formar múltiplas camadas das configurações de camada da Tabela 2-1 à Tabela 2-6 na ordem da camada superior, camada central, e camada inferior para produzir placas empilhadas de estruturas em duas camadas ou estrutura em três camadas. As placas emPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 81/127
42/80 pilhadas obtidas foram aquecidas e trabalhadas por uma etapa de acabamento a quente, etapa de laminação de acabamento, etapa de laminação em ROT, e etapa de bobinamento sob as seguintes condições. As chapas de aço multicamadas após a etapa de bobinamento foram laminadas por laminação de encruamento sob as seguintes condições para produzir as chapas de aço multicamadas como os produtos finais dos Exemplos Nos. 1 a 113. O item camada superior e camada inferior da Tabela 2-1 à Tabela 2-6, respectivamente, referem-se a camadas formadas na superfície superior e superfície inferior da camada interna (item centro na Tabela 2-1 à Tabela 2-6).
Condições de Produção [00131] Condição de aquecimento no momento da etapa de laminação a quente de placa empilhada: Retenção a 1200°C durante 50 minutos [00132] Temperatura de laminação de acabamento de placa empilhada: 920°C [00133] Taxa de resfriamento de ROT: 55°C/s [00134] Temperatura de bobinamento: 220°C [00135] Taxa de alongamento de chapa de aço multicamadas no momento da etapa de laminação de encruamento: 0,3% [00136] Espessura de chapa de aço multicamadas como produto final: 2,4 mm [00137] Espessuras de camada superior e camada inferior: 480 μίτι (1/5 de espessura de chapa) [00138] As chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 1 a 113 foram medidas quanto à diferença na dureza da camada superior e camada central, à diferença na dureza da camada inferior e da camada central, à resistência à tração, à densidade de discordância em hélice, à resistência à flexão e à resistência à fadiga.
[00139] A resistência à fadiga, como explicado anteriormente, foi
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43/80 determinada fabricando corpos de prova do tipo Schenk a partir das chapas de aço multicamadas, fornecendo 104 vezes ou mais flexão no plano repetida aos corpos de prova por uma tensão de carga de 0,5 vez a resistência à tração, então, julgando qualquer fratura por fadiga (fratura) por um medidor de esforço. Se o número de repetições até a fratura exceder 104 vezes, a amostra foi considerada satisfatória (aprovada) enquanto se o número for 104 vezes ou menos, a mesma foi considerada insatisfatória (reprovada).
[00140] Ademais, a resistência à flexão foi determinada pela fabricação de corpos de prova do tipo Schenk a partir dos exemplos da Tabela 2-4 à Tabela 2-6, fixando medidores de esforço às superfícies dos corpos de prova em um estado sem tensão, então, fornecendo 103 vezes a flexão repetida no plano por uma tensão de carga de 0,5 vez a resistência à tração, separando os corpos de prova do equipamento de teste e, então, medindo a deformação plástica residual. Se a deformação plástica residual for 0,1% ou menos, considera-se que a deformação plástica devido à flexão repetida foi suprimida e a resistência à flexão foi excelente e o caso foi indicado como boa. Ademais, se a deformação plástica residual exceder 0,1%, considera-se que a deformação plástica devido à flexão repetida não podería ser suprimida e o caso foi indicado como ruim.
[00141] É evidente que dentre os exemplos da Tabela 2-4 à Tabela 2-6, em todos os exemplos com um teor de C na camada central (camada interna) maior que o teor de C na camada superior ou na camada inferior e os exemplos com um teor de Mn na camada interna maior que o teor de Mn na camada superior ou na camada inferior, as resistências à flexão eram insatisfatórias.
[00142] Todos os aços da invenção tinham desvios padrão de nanodurezas das camadas duras de 2,0 ou menos.
[00143] Além disso, as Chapas de Aço Multicamadas Nos. 15 e 26
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44/80 e No. 99 dos exemplos comparativos tinham dureza de ambas as camadas internas e camadas duras satisfazendo os requisitos da presente invenção e tinham densidades de discordância em hélice das camadas internas satisfazendo o requisito da presente invenção, apesar disso, a resistência à flexão era insatisfatória. Acredita-se que o motivo seja o fato de que as Chapas de Aço Multicamadas Nos. 15 e 26 e No. 99 têm teores de C e Mn nas camadas duras menores que os teores de C e Mn nas camadas internas, assim tornando difícil a supressão da ocorrência de microcedência nas camadas duras. Dessa forma, além do requisito mencionado acima das microdurezas médias Vickers da camada dura e da camada interna e do requisito da densidade de discordância em hélice da camada interna, tornar os teores de C e Mn na camada dura maiores que C e Mn na camada interna é essencial para se obter o efeito da presente invenção.
[00144] As camadas inferiores dos exemplos comparativos das Chapas de Aço Multicamadas Nos. 17 e 32 são as chapas de aço da Composição I. O teor de carbono da Chapa de Aço I é alto, assim, todas as durezas das camadas inferiores da Chapa de Aço Multicamadas Nos. 17 e 32 excederam 800HV. Por esse motivo, a Chapa de Aço Multicamadas Nos. 17 e 32 se tornou suscetível à fratura frágil e as resistências à flexão diminuíram.
[00145] Nos Exemplos Nos. 1 a 113, a diferença de dureza e a densidade de discordância em hélice foram estudadas para todos os exemplos exceto os Exemplos Nos. 15, 26 e 99. Os resultados são mostrados na Figura 1. A partir das posições dos exemplos comparativos x e do exemplo da invenção o na Figura 1, é evidente que para aprimorar a resistência à flexão, a densidade de discordância em hélice da camada interna deve ser 2,0x1013m/m3 ou mais e a diferença de dureza entre a camada superior e a camada central deve ser 50HV ou mais.
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Exemplos Nos. 114 a 126 [00146] Para investigar os efeitos da espessura das camadas superior e inferior (camadas duras) sobre a resistência à flexão e resistência à fadiga, placas empilhadas foram produzidas alterando as espessuras das camadas superior e inferior das configurações das camadas dos exemplos com todas as resistências à flexão e resistências à fadiga satisfatórias na Tabela 2-4 à Tabela 2-6. As placas empilhadas foram usadas para produzir chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 114 a 126 sob as mesmas condições de produção que os Exemplos Nos. 1 a 113. Ademais, as espessuras das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 114 a 126 eram todas de 2,4 mm. As chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 114 a 126 tinham as configurações de camada mostradas na Tabela 3. As placas do aço da invenção que têm as composições de aço dos ingredientes químicos ideais mencionados acima nas Composições A a BA da Tabela 11 e Tabela 1-2 foram usadas para a produção.
[00147] A coluna do item Espessura alvo de camadas superior/inferior da Tabela 3 mostra os valores alvo das razões das espessuras das camadas superiores e camadas inferiores em relação às espessuras de chapa que foram definidas no momento da produção. Ademais, o item Espessura real da Tabela 3 mostra as espessuras reais das camadas inferiores e camadas superiores das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 114 a 126. Como evidenciado pelos Exemplos Nos. 114 a 116 da Tabela 3, se a espessura da camada dura for menor que 20 μίτι e o total das espessuras de camadas duras for menor que 1/100 da espessura de chapa total, a resistência à flexão é insuficiente. Ademais, é evidente que mesmo que a espessura da camada dura seja 20 μίτι ou mais, se o total das espessuras de camadas duras exceder 2/5 da espessura de chapa total, a resistência à flexão se torna insuficiente.
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Exemplos Nos. 127 a 169 [00148] Para investigar os efeitos das condições de laminação a quente sobre a resistência à flexão e resistência à fadiga, as placas do aço da invenção nas Composições A a BA da Tabela 1-1 e Tabela 1-2 foram usadas para produzir chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 127 a 169 sob as condições de laminação a quente mostradas na Tabela 4-1 à Tabela 4-2. As chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 127 a 169 têm as configurações de camada mostradas na Tabela 4-1 e Tabela 4-2. Exceto para o Exemplo No. 147 da chapa de aço multicamadas com uma camada dura formada em apenas uma superfície, os mesmos tipos de placas foram usados para configurar as camadas superiores e as camadas inferiores. Em cada um dos Exemplos Nos. 127 a 169, a espessura de chapa era 2,4 mm e as espessuras da camada superior e camada inferior eram 240 μίτι (1/10 da espessura de chapa).
[00149] Como evidenciado pelo Exemplo No. 132, é evidente que se os teores de C e Mn na camada dura são maiores que os teores de C e Mn na camada interna, se a temperatura de bobinamento exceder 700°C, a diferença na dureza da camada dura e da camada interna se torna menor que 50Hv e a densidade de discordância em hélice se torna menor que 2,0x1013m/m3, assim a resistência à flexão se torna insuficiente. Ademais, como evidenciado pelos Exemplos No. 138 e 157, é evidente que se os teores de C e Mn na camada dura são maiores que os teores de C e Mn na camada interna, se a temperatura de laminação a quente de acabamento for mais baixa que 650°C ou mais alta que 950°C, a diferença na dureza da camada dura e da camada interna se torna menor que 50Hv e a densidade de discordância em hélice se torna menor que 2,0x1013m/m3, assim a resistência à flexão se torna insuficiente. Como evidenciado pelo Exemplo No. 154, é evidente que se os teores de C e Mn na camada dura são maiores que os
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47/80 teores de C e Μη na camada interna, se a laminação de encruamento tiver uma taxa de alongamento menor que 0,1%, a densidade de discordância em hélice se torna menor que 2,0x1013m/m3, assim, a resistência à flexão se torna insuficiente.
Exemplos Nos. 170 a 192 [00150] Nas Composições A a BA da Tabela 1-1 e Tabela 1-2, as placas dos aços da invenção foram usadas para produzir chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 170 a 192 que têm as configurações de camada mostradas na Tabela 5-1. Exceto para o Exemplo No. 179 da chapa de aço multicamadas com uma camada dura formada em apenas uma superfície, as chapas de aço multicamadas mostradas na Tabela 5-1 tinham camadas superiores e camadas inferiores formadas usando os mesmos tipos de placas. Em cada uma das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 170 a 192, a espessura no momento de bobinamento era 2,4 mm e as espessuras da camada superior e camada inferior eram 240 μίτι. Após a etapa de bobinamento, as chapas de aço multicamadas foram decapadas, então, foram tratadas por recozimento por laminação a quente, laminação frio, e recozimento por laminação a frio sob as condições da Tabela 5-2, então, foram laminadas por laminação por encruamento com uma taxa de alongamento de 0,3% para, assim, produzir as chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 170 a 192.
[00151] O padrão BAF da Tabela 5-2 mostra o desempenho de recozimento em caixa pelo padrão de recozimento mostrado nas Figura 2. Os valores específicos de (1) taxa de aquecimento (°C/h), (2) temperatura de recozimento (°C), (3) tempo de retenção (h), e (4) taxa de resfriamento (°C/h) indicados na Figura 2 foram respectivamente mostrados nas condições (1) a (4) correspondentes à coluna do padrão BAF da Tabela 5-2. Ademais, o padrão C-CAL da Tabela 5-2 mostra o recozimento contínuo pelo padrão de recozimento mostrado
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48/80 na Figura 3. Os valores específicos de (1) taxa de aquecimento (°C/h), (2) temperatura de recozimento (°C), (3) tempo de retenção (h), (4) taxa de resfriamento (°C/h), (5) temperatura de superenvelhecimento (°C), (6) tempo de retenção (s), e (7) taxa de resfriamento (°C/s) indicados na Figura 3 foram respectivamente mostrados nas condições (1) a (7) correspondentes à coluna do padrão C-CAL da Tabela 5-2. Ademais, o padrão R-CAL da Tabela 5-2 mostra o desempenho de recozimento contínuo pelo padrão de recozimento mostrado na Figura 4. Os valores específicos de (1) taxa de aquecimento (°C/h), (2) temperatura de recozimento (°C), (3) tempo de retenção (h), (4) taxa de resfriamento (°C/h), (5) temperatura de parada de resfriamento (°C), (6) tempo de retenção (s), (7) taxa de aquecimento (°C/s), (8) temperatura de superenvelhecimento (°C), (9) tempo de retenção (s), e (10) taxa de resfriamento (°C/s) indicados na Figura 4 foram respectivamente mostrados nas condições (1) a (10) correspondentes à coluna do padrão R-CAL da Tabela 5-2.
[00152] Sob as condições de fabricação mostradas na Tabela 5-2, as chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 170 a 192 foram formadas nas estruturas de metal mostradas na Tabela 5-3. Todos esses exemplos mostram a fabricação sob condições adequadas. Conforme mostrado na Tabela 5-4, as resistências à flexão e as resistências à fadiga eram excelentes.
Exemplos Nos. 193 a 215 [00153] As placas empilhadas que têm as mesmas configurações de camada que as chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 170 a 192 da Tabela 5-1 foram produzidas. As placas empilhadas obtidas foram trabalhadas por uma etapa de laminação a quente, etapa de laminação de acabamento, etapa de resfriamento em ROT, e a etapa de bobinamento sob as mesmas condições que os Exemplos Nos. 1 a 113 e, ainda, recozidas com brilho e chapeadas sob as conPetição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 88/127
49/80 dições mostradas na Tabela 6-1, foram então laminadas por encruamento com uma taxa de alongamento de 0,3% para produzir as chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 193 a 215. O item Espécies de chapeamento da Tabela 6-1 mostra as composições das camadas de chapeamento formadas sobre as superfícies dos Exemplos Nos. 193 a 215. As espessuras das espécies de chapeamento eram 12 μίτι ou mais. Ademais, o item Formação de liga da Tabela 61 mostra se a camada chapeada e a camada superior e/ou camada inferior foram ligadas ou não ligadas. Exceto para o Exemplo No. 202 da chapa de aço multicamadas com uma camada dura formada em apenas uma superfície, as chapas de aço multicamadas mostradas na Tabela 6-1 e Tabela 6-2 tinham camadas superiores e camadas inferiores feitas usando os mesmos tipos de placas (item de Camada superior/inferior da Tabela 6-1). Ademais, as espessuras das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 193 a 215 eram 2,4 mm, enquanto as espessuras das camadas superiores e camadas inferiores eram 240 μίτι (1/10 de espessuras de chapa).
[00154] A Tabela 6-2 mostra os resultados de medição da dureza da camada dura, dureza da camada central, densidade de discordância em hélice, resistência à flexão, etc. das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 193 a 215. Em cada uma das chapas de aço multicamadas dos Exemplos Nos. 193 a 215, a microdureza média Vickers da camada dura era 400HV ou mais e menor que 800HV, a microdureza média Vickers da camada interna era 350HV ou mais e era 50HV ou mais menor que a microdureza média Vickers da camada dura, e a densidade de discordância em hélice da camada interna era 2,0x1013m/m3 ou mais. A chapa de aço multicamadas desses exemplos era excelente em resistência à flexão e resistência à fadiga.
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Tabela 1-1
Comp. Constituintes (% em massa) Observações
C Si Mn P S Al N Cr Mo O Ti B
A 0,119 1,68 2,12 0,0109 0,0027 0,084 0,0081 0,039 0,056 0,0019 0,064 0,0009 Aço inv.
B 0,198 1,64 2,32 0,0147 0,0099 0,006 0,0036 0,051 0,033 0,0014 0,018 0,0016 Aço inv.
C 0,234 0,25 1,25 0,0034 0,0008 0,047 0,0045 0,201 0,043 0,003 0,029 0,0002 Aço inv.
D 0,288 0,44 5,66 0,0040 0,0133 0,012 0,0033 0,098 0,043 0,0038 0,040 0,0018 Aço inv.
E 0,082 0,45 2,27 0,0109 0,0088 0,023 0,0067 0,042 0,020 0,0029 0,021 0,0012
F 0,307 0,21 1,73 0,0103 0,0071 0,021 0,0082 0,232 0,043 0,0044 0,002 0,0023 Aço inv.
G 0,324 0,42 8,92 0,0184 0,0195 0,481 0,0180 0,383 0,623 0,0074 0,024 0,0090 Aço inv.
H 0,325 1,07 4,37 0,0062 0,0200 0,021 0,0080 0,517 0,529 0,0098 0,232 0,0089 Aço inv.
1 0,619 1,66 2,46 0,0177 0,0018 0,043 0,0011 0,121 0,034 0,0017 0,024 0,0007
J 0,326 1,62 3,06 0,0092 0,0008 0,008 0,0151 0,056 0,042 0,0007 0,033 0,0013 Aço inv.
K 0,302 3,13 1,07 0,0095 0,0123 0,033 0,0081 0,291 0,028 0,0013 0,042 0,0021
L 0,358 2,97 9,59 0,0070 0,0062 0,375 0,0111 1,308 0,535 0,0078 0,204 0,0023 Aço inv.
M 0,387 0,78 2,77 0,0070 0,0151 0,396 0,0189 1,828 0,763 0,0008 0,151 0,0077 Aço inv.
N 0,239 0,08 10,27 0,0112 0,0088 0,049 0,0041 0,118 0,071 0,0024 0,041 0,0021
O 0,360 1,37 0,83 0,0024 0,0093 0,036 0,0047 0,105 0,069 0,0058 0,022 0,0016
P 0,389 0,04 4,62 0,0177 0,0162 0,021 0,0041 0,125 0,075 0,0038 0,026 0,0019 Aço inv.
Q 0,358 1,37 2,26 0,0225 0,0025 0,024 0,0099 0,084 0,071 0,0053 0,018 0,0009
R 0,408 0,77 2,84 0,0101 0,0210 0,039 0,0078 0,094 0,034 0,0066 0,032 0,0011
S 0,498 0,10 6,84 0,0143 0,0066 0,518 0,0048 1,345 0,665 0,0173 0,371 0,0091
T 0,375 1,89 4,57 0,0078 0,0067 0,307 0,0280 1,739 0,926 0,0082 0,295 0,0030
u 0,388 2,25 1,93 0,0064 0,0005 0,005 0,0065 2,055 0,139 0,0147 0,470 0,0010
V 0,411 2,67 4,72 0,0173 0,0065 0,327 0,0137 1,117 1,046 0,0034 0,100 0,0044
w 0,423 2,58 6,36 0,0171 0,0165 0,268 0,0044 0,764 0,297 0,0209 0,122 0,0026
X 0,475 2,49 3,80 0,0153 0,0031 0,377 0,0078 1,485 0,826 0,0025 0,538 0,0087
Y 0,421 1,88 9,35 0,0024 0,0146 0,092 0,0094 1,993 0,887 0,0143 0,153 0,0117
z 0,424 0,94 8,26 0,0019 0,0030 0,493 0,0086 0,303 0,693 0,0030 0,249 0,0003
AA 0,327 2,63 3,20 0,0190 0,0197 0,184 0,0182 1,927 0,835 0,0041 0,291 0,0026
AB 0,430 1,10 3,26 0,0081 0,0114 0,150 0,0068 1,853 0,272 0,0055 0,193 0,0021
AC 0,362 0,67 5,32 0,0164 0,0047 0,185 0,0051 1,504 0,227 0,0017 0,066 0,0036
AD 0,342 1,43 4,00 0,0003 0,0022 0,196 0,0108 1,853 0,630 0,0133 0,129 0,0027
AE 0,308 2,61 2,33 0,0166 0,0140 0,266 0,0077 1,860 0,025 0,0014 0,112 0,0069
AF 0,352 1,55 9,11 0,0094 0,0040 0,163 0,0058 0,511 0,778 0,0111 0,329 0,0052
AG 0,388 1,08 5,12 0,0056 0,0198 0,361 0,0065 0,436 0,951 0,0199 0,017 0,0034
AH 0,454 2,34 8,43 0,0163 0,0007 0,232 0,0083 0,340 0,357 0,0143 0,037 0,0086
Al 0,316 1,98 9,51 0,0086 0,0133 0,290 0,0080 1,359 0,172 0,0030 0,282 0,0036
AJ 0,478 1,89 4,45 0,0038 0,0149 0,434 0,0132 0,344 0,537 0,0131 0,046 0,0073
AK 0,386 2,22 9,54 0,0088 0,0189 0,452 0,0131 0,779 0,709 0,0173 0,205 0,0010
AL 0,322 0,5 5,16 0,0095 0,0052 0,288 0,0009 0,262 0,094 0,0195 0,109 0,0014
AM 0,470 1,44 8,13 0,0145 0,0032 0,145 0,0161 1,609 0,894 0,0084 0,202 0,0015
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Comp. Constituintes (% em massa) Obser- vações
C Si Mn P S Al N Cr Mo O Ti B
AN 0,312 1,93 3,44 0,0019 0,0147 0,403 0,0105 1,450 0,701 0,0142 0,440 0,0075
AO 0,395 1,69 8,77 0,0200 0,0056 0,093 0,0091 1,579 0,490 0,0198 0,302 0,0052 Aço inv.
AP 0,400 2,25 4,88 0,0140 0,0095 0,111 0,0128 1,398 0,414 0,0128 0,161 0,0047 Aço inv.
AQ 0,408 2,85 7,44 0,0191 0,0045 0,314 0,0062 0,999 0,634 0,0096 0,453 0,0096 Aço inv.
AR 0,415 0,10 4,84 0,0066 0,0138 0,309 0,0102 1,597 0,662 0,0148 0,046 0,0060 Aço inv.
AS 0,430 2,32 9,67 0,0159 0,0003 0,018 0,0037 0,107 0,092 0,0017 0,045 0,0013 Aço inv.
AT 0,430 2,69 1,17 0,0085 0,0175 0,118 0,0020 0,488 0,200 0,0055 0,209 0,0060 Aço inv.
AU 0,437 2,92 4,86 0,0106 0,0003 0,236 0,0149 0,728 0,764 0,0164 0,097 0,0028 Aço inv.
AV 0,451 0,95 9,42 0,0008 0,0008 0,402 0,0066 0,776 0,644 0,0039 0,346 0,0023 Aço inv.
AW 0,470 2,14 8,18 0,0133 0,0100 0,454 0,0006 1,201 0,456 0,0078 0,482 0,0085 Aço inv.
AX 0,470 0,35 6,38 0,0066 0,0067 0,157 0,0172 0,492 0,692 0,0144 0,383 0,0095 Aço inv.
AY 0,473 0,83 2,30 0,0141 0,0119 0,037 0,0017 0,036 0,064 0,0022 0,034 0,0017 Aço inv.
AZ 0,544 2,75 7,37 0,0029 0,0178 0,038 0,0092 0,136 0,081 0,0016 0,047 0,0016 Aço inv.
BA 0,581 1,28 1,15 0,0023 0,0103 0,043 0,0058 0,151 0,021 0,0016 0,076 0,0017 Aço inv.
Os sublinhados mostram não incluído na faixa idea de composição da presente invenção.
*Aço inv. mostra aço incluído na faixa ideal de composição da presente invenção.
Tabela 1-2
Comp. Constituintes (% em massa)
Nb V Cu W Ta Ni Sn Sb As Mg Ca Y Zr La Ce
A 0,016 0,008 0,021 0,065 0,080 0,016 0,012 0,010 0,001 0,0015 0,008 0,004 0,017 0,006 0,015
B 0,011 0,035 0,004 0,020 0,012 0,007 0,003 0,009 0,004 0,0014 0,003 0,002 0,004 0,002 0,004
C 0,006 0,024 0,002 0,003 0,015 0,011 0,007 0,009 0,006 0,0039 0,003 0,002 0,005 0,001 0,004
D 0,037 0,023 0,045 0,016 0,039 0,021 0,023 0,004 0,002 0,0018 0,011 0,001 0,009 0,017 0,006
E 0,030 0,025 0,003 0,016 0,015 0,001 0,005 0,001 0,010 0,0012 0,002 0,003 0,002 0,002 0,002
F 0,033 0,017 0,016 0,011 0,004 0,013 0,008 0,008 0,002 0,0005 0,002 0,003 0,005 0,001 0,005
G 0,127 0,453 0,313 0,002 0,050 0,206 0,016 0,021 0,028 0,0093 0,004 0,045 0,046 0,048 0,036
H 0,045 0,016 0,022 0,039 0,067 0,428 0,043 0,039 0,037 0,0464 0,046 0,002 0,043 0,038 0,005
I 0,026 0,085 0,012 0,013 0,045 0,018 0,021 0,023 0,003 0,0015 0,003 0,011 0,002 0,014 0,014
J 0,035 0,026 0,008 0,008 0,005 0,003 0,008 0,007 0,010 0,0021 0,004 0,001 0,002 0,004 0,004
K 0,026 0,016 0,015 0,015 0,044 0,019 0,023 0,015 0,003 0,0035 0,004 0,017 0,005 0,009 0,012
L 0,021 0,025 0,023 0,009 0,005 0,013 0,014 0,012 0,015 0,0017 0,013 0,006 0,008 0,013 0,008
M 0,485 0,081 0,037 0,063 0,037 0,021 0,032 0,048 0,004 0,0251 0,023 0,018 0,034 0,009 0,032
N 0,036 0,063 0,047 0,008 0,047 0,028 0,034 0,017 0,015 0,0011 0,002 0,013 0,004 0,016 0,014
O 0,043 0,041 0,019 0,007 0,013 0,029 0,027 0,025 0,004 0,0044 0,009 0,009 0,002 0,013 0,014
P 0,037 0,011 0,027 0,026 0,027 0,035 0,016 0,031 0,009 0,0018 0,003 0,016 0,019 0,013 0,013
Q 0,035 0,018 0,020 0,015 0,068 0,046 0,024 0,027 0,009 0,0025 0,016 0,021 0,011 0,003 0,006
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Comp. Constituintes (% em massa)
Nb V Cu W Ta Ni Sn Sb As Mg Ca Y Zr La Ce
R 0,019 0,043 0,026 0,009 0,077 0,014 0,015 0,031 0,003 0,0005 0,004 0,019 0,016 0,004 0,009
S 0,030 0,218 0,327 0,083 0,037 0,444 0,021 0,020 0,028 0,0308 0,001 0,030 0,030 0,040 0,047
T 0,344 0,057 0,371 0,061 0,022 0,069 0,005 0,021 0,025 0,0017 0,028 0,032 0,012 0,012 0,005
u 0,175 0,496 0,369 0,024 0,081 0,390 0,018 0,040 0,012 0,0124 0,033 0,045 0,049 0,024 0,006
V 0,087 0,024 0,417 0,011 0,009 0,354 0,041 0,030 0,043 0,0007 0,037 0,046 0,019 0,040 0,045
w 0,385 0,490 0,100 0,068 0,002 0,151 0,040 0,005 0,041 0,0008 0,038 0,008 0,036 0,010 0,002
X 0,496 0,213 0,211 0,029 0,084 0,083 0,043 0,037 0,046 0,0147 0,006 0,007 0,026 0,034 0,032
Y 0,424 0,020 0,278 0,003 0,072 0,476 0,010 0,010 0,016 0,0415 0,035 0,040 0,024 0,027 0,015
z 0,551 0,069 0,488 0,098 0,042 0,461 0,019 0,033 0,036 0,0362 0,020 0,028 0,034 0,023 0,001
AA 0,148 0,514 0,484 0,093 0,060 0,091 0,010 0,034 0,002 0,0417 0,045 0,017 0,035 0,004 0,005
AB 0,337 0,159 0,522 0,097 0,097 0,273 0,005 0,014 0,034 0,0386 0,005 0,012 0,040 0,040 0,017
AC 0,453 0,479 0,422 0,129 0,035 0,096 0,012 0,014 0,041 0,0165 0,011 0,004 0,038 0,008 0,014
AD 0,282 0,374 0,360 0,090 0,113 0,432 0,037 0,046 0,034 0,0142 0,044 0,016 0,007 0,026 0,031
AE 0,370 0,450 0,221 0,077 0,025 0,528 0,041 0,021 0,023 0,0024 0,002 0,019 0,001 0,014 0,007
AF 0,356 0,480 0,151 0,015 0,069 0,064 0,056 0,043 0,033 0,0019 0,042 0,046 0,041 0,042 0,025
AG 0,418 0,282 0,356 0,017 0,005 0,257 0,044 0,052 0,009 0,0421 0,020 0,034 0,001 0,017 0,024
AH 0,301 0,420 0,199 0,099 0,061 0,189 0,048 0,012 0,054 0,0335 0,017 0,035 0,011 0,027 0,024
Al 0,446 0,016 0,103 0,072 0,096 0,422 0,047 0,033 0,029 0,0550 0,026 0,019 0,045 0,005 0,020
AJ 0,117 0,051 0,227 0,066 0,043 0,307 0,024 0,032 0,014 0,0087 0,056 0,011 0,046 0,004 0,040
AK 0,423 0,458 0,204 0,011 0,048 0,425 0,002 0,036 0,003 0,0014 0,028 0,057 0,050 0,019 0,017
AL 0,447 0,043 0,161 0,013 0,092 0,404 0,02 0,017 0,003 0,0131 0,002 0,047 0,053 0,036 0,005
AM 0,054 0,200 0,089 0,051 0,061 0,402 0,004 0,018 0,011 0,0304 0,010 0,021 0,028 0,059 0,009
AN 0,116 0,177 0,226 0,084 0,002 0,311 0,048 0,032 0,031 0,0081 0,029 0,017 0,025 0,014 0,056
AO 0,019 0,015 0,011 0,008 0,011 0,012 0,016 0,002 0,006 0,0014 0,003 0,005 0,002 0,003 0,007
AP 0,146 0,317 0,156 0,098 0,068 0,161 0,018 0,010 0,006 0,0391 0,003 0,026 0,005 0,024 0,039
AQ 0,014 0,053 0,008 0,007 0,008 0,008 0,013 0,004 0,002 0,0012 0,001 0,007 0,006 0,007 0,004
AR 0,046 0,012 0,038 0,012 0,015 0,009 0,006 0,003 0,007 0,0011 0,009 0,012 0,005 0,005 0,008
AS 0,017 0,026 0,037 0,018 0,017 0,032 0,014 0,017 0,006 0,0021 0,009 0,016 0,007 0,013 0,013
AT 0,028 0,015 0,021 0,009 0,007 0,007 0,009 0,005 0,013 0,0008 0,008 0,017 0,004 0,006 0,015
AU 0,015 0,023 0,476 0,096 0,056 0,428 0,003 0,022 0,031 0,0382 0,004 0,004 0,014 0,018 0,044
AV 0,026 0,019 0,014 0,016 0,007 0,006 0,013 0,013 0,003 0,0007 0,006 0,008 0,013 0,016 0,017
AW 0,054 0,031 0,015 0,004 0,006 0,014 0,004 0,016 0,009 0,0006 0,016 0,013 0,004 0,006 0,011
ΑΧ 0,086 0,024 0,006 0,018 0,010 0,347 0,024 0,035 0,045 0,0342 0,040 0,028 0,027 0,018 0,015
AY 0,040 0,037 0,044 0,001 0,089 0,044 0,010 0,020 0,002 0,0023 0,007 0,005 0,006 0,019 0,014
AZ 0,056 0,015 0,043 0,031 0,036 0,022 0,021 0,019 0,013 0,0013 0,003 0,012 0,002 0,019 0,008
BA 0,035 0,031 0,042 0,009 0,089 0,037 0,014 0,013 0,014 0,0028 0,007 0,015 0,018 0,018 0,012
Os sublinhados mostram não incluído na faixa ideal de composição da presente invenção.
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Tabela 2-1
Ex. no. Configuração de camada Camada superior Camada central
Razões de estruturas Taxa em volume de carbon eto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carbo neto Dureza (HV)
Superior Centro Inferior Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
1 A AZ B 0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400 0,007 0,001 0,042 0,432 0,518 0,02 793
2 D P J 0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531 0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575
3 P J AS 0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575 0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524
4 AS C F 0,001 0,001 0,008 0,244 0,746 0,02 791 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404
5 B A BA 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455 0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400
6 AZ D 0,007 0,001 0,042 0,432 0,518 0,02 793 0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531
7 BA B A 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455
8 C AY C 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404 0,004 0,028 0,211 0,735 0,022 0,43 570
9 J F AY 0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524 0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458
10 F BA AZ 0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611
11 AY AS P 0,004 0,028 0,211 0,735 0,022 0,43 570 0,001 0,001 0,008 0,243 0,747 0,02 791
12 E P N 0,006 0,01 0,183 0,787 0,014 0,15 376 0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575
13 J Q 0,01 0,028 0,889 0,001 0,072 2,13 814 0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524
14 K BA R 0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611
15 N F O 0,009 0,001 0,032 0,839 0,119 0,02 585 0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458
16 O D K 0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512 0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531
17 Q C I 0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404
18 R B E 0,001 0,007 0,221 0,751 0,02 0,11 557 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455
19 B K BA 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455 0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481
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Tabela 2-1 (continuação)
20 BA I P 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611 0,01 0,028 0,889 0,001 0,072 2,02 814
21 C Q J 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404 0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526
22 D O F 0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531 0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512
23 F R C 0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458 0,001 0,007 0,221 0,751 0,02 0,11 557
24 J E D 0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524 0,006 0,01 0,183 0,787 0,014 0,15 376
25 P N B 0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575 0,009 0,001 0,032 0,839 0,119 0,02 585
26 E Q 0,006 0,01 0,183 0,787 0,014 0,15 376
27 I K 0,01 0,028 0,889 0,001 0,072 2,06 814
28 K R E 0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481 0,001 0,007 0,221 0,751 0,02 0,11 557
29 N K R 0,009 0,001 0,032 0,839 0,119 0,02 585 0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481
30 O Q O 0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512 0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526
31 Q N 0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526 0,009 0,001 0,032 0,839 0,119 0,02 585
32 O I 0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512
33 L AW AT 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782
34 AO AV AQ 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775
35 AQ AO AR 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645
36 AR L A 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718
37 AT A L 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574 0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400
38 AV AR AW 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695
39 AW AQ AV 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722
40 A AT AO 0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574
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Tabela 2-1 (continuação)
Camada inferior
Razões de estruturas Taxa em volume de carbon eto Dureza (HV)
Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455
0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524
0,001 0,001 0,008 0,244 0,746 0,02 791
0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458
0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611
' ___________ —— ___——— __.___—— ----— 1 ' _______
0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400
0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404
0,004 0,028 0,211 0,735 0,022 0,43 570
0,007 0,001 0,042 0,432 0,518 0,02 793
0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575
0,009 0,001 0,032 0,839 0,119 0,02 585
0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526
0,001 0,007 0,221 0,751 0,02 0,11 557
0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512
0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481
0,01 0,028 0,889 0,001 0,072 2,04 814
0,006 0,01 0,183 0,787 0,014 0,15 376
0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611
0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575
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Tabela 2-1 (continuação)
0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524
0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458
0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404
0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531
0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455
0,005 0,002 0,215 0,772 0,006 0,03 526
0,004 0,012 0,187 0,788 0,009 0,18 481
0,006 0,01 0,183 0,787 0,014 0,15 376
0,001 0,007 0,221 0,751 0,02 0,11 557
0,001 0,02 0,194 0,782 0,003 0,31 512
__________ —— ____——— ___ ____—— —— ' ________
0,01 0,028 0,889 0,001 0,072 2,05 814
0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574
0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722
0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695
0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400
0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718
0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782
0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775
0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645
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Tabela 2-2
Ex. no. Configuração de camada Camada superior Camada central Camada inferior
Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV)
Superior Centro Inferior Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
41 s AT u 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591
42 T AO w 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727
43 u AV X 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775 0,002 0,002 0,001 0,902 0,093 0,03 729
44 V AW V 0,004 0,003 0,031 0,869 0,093 0,05 692 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782 0,004 0,003 0,031 0,869 0,093 0,05 692
45 w L T 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655
46 X AQ s 0,002 0,002 0,001 0,903 0,092 0,03 729 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780
47 Y AR Y 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771
48 AW S AR 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695
49 AO T AO 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645
50 AR u L 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718
51 AT V AW 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574 0,004 0,003 0,031 0,869 0,093 0,05 692 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782
52 L w AT 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574
53 AV X AV 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775 0,002 0,002 0,001 0,902 0,093 0,03 729 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775
54 AQ Y AQ 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722
55 S T U 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591
56 T Y X 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771 0,002 0,002 0,001 0,903 0,092 0,03 729
57 u X w 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591 0,002 0,002 0,001 0,902 0,093 0,03 729 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727
58 V T 0,004 0,003 0,031 0,869 0,093 0,05 692 0,001 0,002 0,006 0,937 0,054 0,03 655
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Tabela 2-2 Continuação
59 W S V 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780 0,004 0,003 0,031 0,869 0,093 0,05 692
60 X U S 0,002 0,002 0,001 0,903 0,092 0,03 729 0,007 0,025 0,196 0,748 0,024 0,38 591 0,006 0,002 0,017 0,695 0,28 0,03 780
61 Y W Y 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771 0,007 0,001 0,004 0,817 0,171 0,02 727 0,004 0,001 0,042 0,021 0,932 0,02 771
62 G B H 0,007 0,002 0,044 0,772 0,175 0,03 654 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578
63 H AP B 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455
64 M G 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611 0,007 0,002 0,044 0,772 0,175 0,03 654
65 AP H AU 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578 0,007 0,001 0,011 0,867 0,114 0,02 694
66 AU ΑΧ 0,007 0,001 0,011 0,867 0,114 0,02 694 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750
67 B ΑΧ M 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 455 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611
68 ΑΧ M AP 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686
69 Z AU AN 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753 0,007 0,001 0,011 0,867 0,114 0,02 694 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573
70 AA G AG 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604 0,007 0,002 0,044 0,772 0,175 0,03 654 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660
71 AB A Al 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571 0,007 0,002 0,17 0,807 0,014 0,03 400 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690
72 AC H AF 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698
73 AD AT z 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618 0,002 0,016 0,21 0,756 0,016 0,24 574 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753
74 AE M AK 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,20 518 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735
75 AF P AE 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698 0,007 0,011 0,233 0,718 0,031 0,17 575 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,2 518
76 AG AP AH 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792
77 AH AO AD 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792 0,001 0,001 0,016 0,951 0,031 0,02 645 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618
78 Al F AC 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690 0,006 0,017 0,176 0,786 0,015 0,26 458 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632
79 AJ AV AL 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722 0,01 0,001 0,028 0,294 0,667 0,02 775 0,007 0,002 0,235 0,723 0,033 0,03 573
80 AK ΑΧ AA 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604
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Tabela 2-3
Ex. no. Configuração de camada Camada superior Camada central Camada inferior
Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV)
Superior Centro Inferior Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
81 AL AW AJ 0,007 0,002 0,235 0,723 0,033 0,03 573 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722
82 AM D AB 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776 0,006 0,002 0,247 0,726 0,019 0,03 531 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571
83 AN J AM 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573 0,009 0,007 0,202 0,767 0,015 0,11 524 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776
84 AP Z H 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578
85 AQ AA AZ 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604 0,007 0,001 0,042 0,432 0,518 0,02 793
86 B AB C 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 575 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404
87 AW AC AX 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750
88 AZ AD B 0,007 0,001 0,042 0,432 0,518 0,02 793 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618 0,007 0,001 0,199 0,786 0,007 0,02 575
89 H AE AQ 0,007 0,001 0,003 0,967 0,022 0,02 578 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,20 518 0,005 0,002 0,033 0,664 0,296 0,03 722
90 G AF G 0,007 0,002 0,044 0,772 0,175 0,03 654 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698 0,007 0,002 0,044 0,772 0,175 0,03 654
91 AR AG AS 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660 0,001 0,001 0,008 0,244 0,746 0,02 791
92 AX AH AP 0,001 0,001 0,042 0,794 0,162 0,02 750 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792 0,001 0,001 0,013 0,913 0,072 0,02 686
93 AS Al AR 0,001 0,001 0,008 0,244 0,746 0,02 791 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690 0,005 0,001 0,005 0,937 0,052 0,02 695
94 M AJ BA 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611
95 L AK M 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735 0,001 0,002 0,229 0,744 0,024 0,03 611
96 C AL L 0,006 0,024 0,18 0,784 0,006 0,37 404 0,007 0,002 0,235 0,723 0,033 0,03 573 0,003 0,002 0,038 0,313 0,644 0,03 718
97 BA AM AU 0,005 0,003 0,291 0,657 0,044 0,05 611 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776 0,007 0,001 0,011 0,867 0,114 0,02 694
98 AU AN AW 0,007 0,001 0,011 0,867 0,114 0,02 694 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573 0,007 0,001 0,008 0,421 0,563 0,02 782
99 Z AB AG 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660
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Tabela 2-3 (Continuação)
100 AA AN AA 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604
101 AB Al AJ 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722
102 AC Z AF 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698
103 AD AL 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618 0,007 0,002 0,235 0,723 0,033 0,03 573
104 AE AF AN 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,2 518 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573
105 AF AA AM 0,009 0,003 0,034 0,63 0,324 0,05 698 0,001 0,002 0,004 0,975 0,018 0,03 604 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776
106 AG AD AE 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,2 518
107 AH AJ AB 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722 0,008 0,001 0,268 0,689 0,034 0,02 571
108 Al AM AC 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632
109 AJ AK Al 0,005 0,003 0,036 0,868 0,088 0,05 722 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735 0,002 0,003 0,035 0,576 0,384 0,05 690
110 AK AC AD 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735 0,006 0,002 0,038 0,912 0,042 0,03 632 0,006 0,001 0,032 0,931 0,03 0,02 618
111 AL AE AH 0,007 0,002 0,235 0,723 0,033 0,03 573 0,01 0,013 0,212 0,758 0,007 0,20 518 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792
112 AM AH Z 0,001 0,002 0,048 0,358 0,591 0,03 776 0,009 0,001 0,046 0,432 0,512 0,02 792 0,009 0,003 0,046 0,615 0,327 0,05 753
113 AN AG AK 0,007 0,002 0,046 0,927 0,018 0,03 573 0,002 0,001 0,035 0,904 0,058 0,02 660 0,008 0,003 0,04 0,264 0,685 0,05 735
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Tabela 2-4
Ex. no. Configuração de camada Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Desvio padrão de nanodureza Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resist, à flexão Resist, à fadiga Observações (ex.)
C Mn Superior Inferior
Superior Centro Inferior Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro
1 A AZ B -0,43 -0,35 -6,22 -5,05 -393 -338 1656 2,19 2,08 1Δ Ruim Ruim Ex. comp.
2 D P J -0.10 -0.06 1,04 -1.56 -44 -51 1445 2,30 2,13 15 Ruim Ruim Ex. comp.
3 P J AS 0,06 0,10 1,56 6,61 51 267 1518 0,24 0,27 4,8 Boa Boa Ex. inv.
4 AS C F 0,20 0,07 8,42 0,48 387 54 1297 0,61 0,99 6,5 Boa Boa Ex. inv.
5 B A BA 0,08 0,46 1,17 0,97 55 211 1206 0,86 0,37 2,3 Boa Boa Ex. inv.
6 AZ D 0,26 1,71 262 1508 0,87 16 Boa Boa Ex. inv.
7 BA B A 0,38 -0,08 -0,20 -1,17 156 -55 1257 0,68 2,11 13 Ruim Ruim Ex. comp.
8 C AY C -0.24 -0.24 -1.05 -1.05 -166 -166 1323 2,12 2,04 15 Ruim Ruim Ex. comp.
9 J F AY 0,02 0,17 1,33 0,57 66 112 1300 1,41 1,42 9,7 Boa Boa Ex. inv.
10 F BA AZ -0.27 -0.04 -0.39 5,25 -153 182 1586 2,30 1,45 0J. Ruim Ruim Ex. comp.
11 AY AS P 0,04 -0.04 -7.37 -5.05 -221 -216 1787 2,29 2,27 18 Ruim Ruim Ex. comp.
12 E P N -0,31 -0,08 -2,35 5,65 -199 10 1401 2,18 0,71 11 Ruim Ruim Ex. comp.
13 I J Q 0,29 0,03 -0.60 -0.80 290 2 1506 1,41 0,56 18,4 Ruim Ruim Ex. comp.
14 K BA R -0,28 -0,17 -1,05 0,72 -130 -54 1487 2,19 2,07 13 Ruim Ruim Ex. comp.
15 N F O 0,00 0,05 8,54 -0.90 127 54 1302 1,00 0,58 21,5 Ruim Ruim Ex. comp.
16 O D K 0,07 0,01 -4,83 -4,59 -19 -50 1355 2,09 2,26 0J5 Ruim Ruim Ex. comp.
17 Q C I 0,12 0,39 1,01 1,21 122 410 1339 0,33 0,43 41,2 Ruim Ruim Ex. comp.
18 R B E 0,21 -0,12 0,52 -0,05 102 -79 1221 0,83 2,22 0J3 Ruim Ruim Ex. comp.
19 B K BA -0.10 0,28 1,25 1,05 -26 130 1319 2,17 0,47 88,5 Ruim Ruim Ex. comp.
20 BA I P -0,04 -0,23 -0,34 2,16 -203 -239 1838 2,16 2,12 19 Ruim Ruim Ex. comp.
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21 C Q J -0.12 -0.03 -1.01 0,80 -122 -2 1318 2,22 2,02 1Z Ruim Ruim Ex. comp.
22 D O F -0,07 -0,05 4,83 0,90 19 -54 1327 1,09 2,03 19 Ruim Ruim Ex. comp.
23 F R C -0.10 -0.17 -1.11 -1.59 -99 -153 1330 2,25 2,05 19 Ruim Ruim Ex. comp.
24 J E D 0,24 0,21 0,79 3,39 148 155 1168 1,52 1,48 9,7 Boa Ruim Ex. inv.
25 P N B 0,08 -0.11 -5.65 -7.95 -10 -130 1447 2,24 2,26 1_Z Ruim Ruim Ex. comp.
26 E Q 0,28 -0,01 150 1097 1,34 78,6 Ruim Ruim Ex. comp.
27 I K -0.32 -1.39 -333 1889 2,11 18 Ruim Ruim Ex. comp.
28 K R E -0,11 -0,33 -1,77 -0,57 -76 -181 1328 2,07 2,02 12 Ruim Ruim Ex. comp.
29 N K R 0,01 0,11 9,20 1,77 104 76 1354 0,55 0,28 29,1 Boa Ruim Ex. inv.
30 O Q O 0,00 0,00 -1.43 -1.43 -14 -14 1362 2,08 2,22 1Z Ruim Ruim Ex. comp.
31 Q N 0,05 -8,01 -59 1485 2,28 13 Ruim Ruim Ex. comp.
32 O I 0,26 1,63 302 1504 0,26 37,9 Ruim Ruim Ex. comp.
33 L AW AT -0,11 -0,04 1,41 -7,01 -64 -208 1843 2,18 2,30 1Δ Ruim Ruim Ex. comp.
34 AO AV AQ -0.06 -0.04 -5.65 -1.98 -130 -53 1868 2,28 2,23 19 Ruim Ruim Ex. comp.
35 AQ AO AR 0,01 0,02 3,67 1,07 77 50 1710 1,28 0,24 12,7 Boa Boa Ex. inv.
36 AR L A 0,06 -0.24 -4.75 -8.44 -23 -318 1663 2,13 2,07 14 Ruim Ruim Ex. comp.
37 AT A L 0,31 0,24 0,02 8,44 174 318 1311 0,67 0,68 38,7 Boa Boa Ex. inv.
38 AV AR AW 0,04 0,06 4,58 3,34 80 87 1845 0,99 0,37 45,8 Boa Boa Ex. inv.
39 AW AQ AV 0,06 0,04 0,74 1,98 60 53 1882 0,71 1,16 62,4 Boa Boa Ex. inv.
40 A AT AO -0,31 -0,04 -0,02 2,60 -174 71 1439 2,16 0,92 12 Ruim Ruim Ex. comp.
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Tabela 2-5
Ex. no. Configuração de camada Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Desvio padrão de nanodureza Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resist, à flexão Resist, à fadiga Observações (ex.)
C Mn Superior Inferior
Superior Centro Inferior Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro
41 S AT U 0,07 -0,09 5,67 0,76 206 17 1590 0,58 1,38 12,3 Ruim Ruim Ex. comp.
42 T AO W -0.02 0,03 0,80 2,59 10 82 1694 1,27 1,43 46,3 Ruim Ruim Ex. comp.
43 u AV X -0,11 0,02 -7,49 -5,62 -184 -46 1846 2,03 2,22 02 Ruim Ruim Ex. comp.
44 V AW V -0.06 -0.06 -3.46 -3.46 -90 -90 1886 2,18 2,27 02 Ruim Ruim Ex. comp.
45 w L T 0,07 0,02 -3,23 -5,02 9 -63 1796 0,86 2,11 12 Ruim Ruim Ex. comp.
46 X AQ s 0,07 0,09 -3.64 -0.60 7 58 1860 0,77 0,96 88,7 Ruim Ruim Ex. comp.
47 Y AR Y 0,01 0,01 4,51 4,51 76 76 1838 0,46 1,48 6,6 Boa Ruim Ex. inv.
48 AW S AR -0.03 -0.08 1,34 -2.00 2 -85 1926 1,17 2,29 02 Ruim Ruim Ex. comp.
49 AO T AO 0,02 0,02 -0,80 -0,80 -10 -10 1665 2,12 2,28 1 Ruim Ruim Ex. comp.
50 AR u L 0,03 0,02 2,91 7,66 104 127 1633 1,01 1,12 33,5 Boa Ruim Ex. inv.
51 AT V AW 0,02 0,06 -3.55 3,46 -118 90 1747 2,06 0,22 LI Ruim Ruim Ex. comp.
52 L w AT -0,07 0,01 3,23 -5,19 z9 -153 1766 2,21 2,01 02 Ruim Ruim Ex. comp.
53 AV X AV -0.02 -0.02 5,62 5,62 46 46 1889 1,43 1,50 71,4 Ruim Ruim Ex. comp.
54 AQ Y AQ -0,01 -0,01 -1,91 -1,91 -49 -49 1898 2,09 2,19 02 Ruim Ruim Ex. comp.
55 S T U 0,12 -0.04 2,27 -2.64 125 -64 1703 1,32 2,14 1 Ruim Ruim Ex. comp.
56 T Y X -0,05 0,05 -4,78 -5,55 -116 -42 1870 2,16 2,30 Ll Ruim Ruim Ex. comp.
57 u X W -0.14 -0.05 -1.87 2,56 -138 -2 1781 2,24 2,14 12 Ruim Ruim Ex. comp.
58 V T -0,04 -0,15 -37 1743 2,19 12 Ruim Ruim Ex. comp.
59 w s V -0.08 -0.09 -0.48 -2.12 -53 -88 1899 2,11 2,23 12 Ruim Ruim Ex. comp.
60 X u s 0,14 0,16 1,87 4,91 138 189 1678 1,02 0,24 78,7 Boa Ruim Ex. inv.
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61 Y W Y 0.00 0.00 2,99 2,99 44 44 1882 0,28 1,46 56,6 Ruim Ruim Ex. comp.
62 G B H 0,13 0,13 6,60 2,05 199 123 1360 1,49 0,60 15 Boa Boa Ex. inv.
63 Η AP B -0.08 -0.20 -0.51 -2.56 -108 -231 1589 2,05 2,04 16 Ruim Ruim Ex. comp.
64 Μ G 0,06 0,00 -6,15 0,00 -43 1652 2,26 15 Ruim Ruim Ex. comp.
65 AP H AU 0,08 0,11 0,51 0,49 108 116 1600 0,96 0,42 18,1 Boa Boa Ex. inv.
66 AU AX 0,03 1,52 56 1791 0,75 78,4 Boa Boa Ex. inv.
67 Β AX M -0.27 -0.08 -4.06 -3.61 -295 -139 1694 2,21 1 Ruim Ruim Ex. comp.
68 ΑΧ M AP 0,08 0,01 3,61 2,11 139 75 1672 0,86 0,67 8,7 Boa Boa Ex. inv.
69 Ζ AU AN -0,01 -0,13 3,40 -1,42 59 -121 1736 0,45 2,30 1θ Ruim Ruim Ex. comp.
70 ΑΑ G AG 0,00 0,06 -5.72 -3.80 -50 6 1652 2,10 0,68 14 Ruim Ruim Ex. comp.
71 ΑΒ A Al 0,31 0,20 2,11 8,36 171 290 1297 0,80 0,34 14,1 Boa Ruim Ex. inv.
72 AC H AF 0,04 0,03 0,95 4,74 54 120 1577 1,10 1,18 83,9 Boa Ruim Ex. inv.
73 AD AT Z -0,09 -0,01 2,83 7,09 44 179 1590 1,25 1,29 9 Ruim Ruim Ex. comp.
74 ΑΕ M AK -0.08 0.00 -0.44 6,77 -93 124 1587 2,28 1,26 13 Ruim Ruim Ex. comp.
75 AF P AE -0,04 -0,08 4,49 -2,29 123 -57 1520 0,41 2,08 13 Ruim Ruim Ex. comp.
76 AG AP AH -0.01 0,05 0,24 3,55 -26 106 1784 2,03 0,50 18 Ruim Ruim Ex. comp.
77 AH AO AD 0,06 -0,05 4,66 0,23 147 -27 1707 0,33 2,23 15 Ruim Ruim Ex. comp.
78 Al F AC 0,01 0,06 7,78 3,59 232 174 1406 1,47 1,47 14,9 Boa Ruim Ex. inv.
79 AJ AV AL 0,03 -0,13 -4,97 -4,26 -53 -202 1835 2,21 2,05 14 Ruim Ruim Ex. comp.
80 AK AX AA -0,08 -0,14 3,16 -3,18 -15 -146 1820 2,19 2,02 19 Ruim Ruim Ex. comp.
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Tabela 2-6
Ex. no. Configuração de camada Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Desvio padrão de nanodureza Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resist, à flexão Resist, à fadiga Observações (ex.)
C Mn Superior Inferior
Superior Centro Inferior Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro Superior/ centro Inferior/ centro
81 AL AW AJ -0,15 0,01 -3,02 -3,73 -209 -60 1844 2,05 2,31 1 Ruim Ruim Ex. comp.
82 AM D AB 0,18 0,14 2,47 -2.40 245 40 1519 1,36 1,18 86,9 Ruim Ruim Ex. comp.
83 AN J AM -0,01 0,14 0,38 5,07 49 252 1510 1,43 0,79 57,2 Ruim Ruim Ex. comp.
84 AP Z H -0.02 -0.10 -3.38 -3.89 -67 -175 1790 2,18 2,02 L8 Ruim Ruim Ex. comp.
85 AQ AA AZ 0,08 0,22 4,24 4,17 118 189 1699 0,70 1,38 71,5 Boa Ruim Ex. inv.
86 B AB C -0.23 -0.20 -0.94 -2.01 4 -167 1404 1,49 2,12 LZ Ruim Ruim Ex. comp.
87 AW AC AX 0,11 0,11 2,86 1,06 150 118 1746 0,39 0,42 45 Boa Ruim Ex. inv.
88 AZ AD B 0,20 -0.14 3,37 -1.68 175 -43 1650 0,94 2,13 1 Ruim Ruim Ex. comp.
89 H AE AQ 0,02 0,10 2,04 5,11 60 204 1479 0,97 1,30 55,8 Boa Ruim Ex. inv.
90 G AF G -0.03 -0.03 -0.19 -0.19 :44 -44 1734 2,23 2,29 1 Ruim Ruim Ex. comp.
91 AR AG AS 0,03 0,04 -0.28 4,55 35 131 1763 1,36 0,52 21,5 Ruim Ruim Ex. comp.
92 AX AH AP 0,02 -0,05 -2,05 -3,55 ^2 -106 1924 2,16 2,12 1Δ Ruim Ruim Ex. comp.
93 AS Al AR 0,11 0,10 0,16 -4.67 101 5 1805 0,85 0,78 L2 Ruim Ruim Ex. comp.
94 M AJ BA -0,09 0,10 -1,68 -2,33 -111 -111 1727 2,24 2,27 02 Ruim Ruim Ex. comp.
95 L AK M -0.03 0,00 0,05 -6.77 J7 -124 1795 2,16 2,27 16 Ruim Ruim Ex. comp.
96 C AL L -0,09 0,04 -3,91 4,43 -169 145 1473 2,13 1,41 1 Ruim Ruim Ex. comp.
97 BA AM AU 0,11 -0.03 -6.01 -3.27 -165 -82 1841 2,09 2,09 Lã Ruim Ruim Ex. comp.
98 AU AN AW 0,13 0,16 1,42 4,74 121 209 1637 0,48 1,08 31,2 Boa Ruim Ex. inv.
99 Z AB AG -0.01 -0.04 5,00 1,86 182 89 1605 1,07 0,63 51,7 Ruim Ruim Ex. comp.
100 AA AN AA 0,02 0,02 -0,24 -0,24 31 31 1513 1,31 0,81 80,1 Ruim Ruim Ex. comp.
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Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 105/127 abela 2-6 Continuação
101 AB Al AJ 0,11 0,16 -6.25 -5.06 -119 32 1715 2,20 0,65 18 Ruim Ruim Ex. comp.
102 AC Z AF -0,06 -0,07 -2,94 0,85 -121 -55 1820 2,22 2,18 15 Ruim Ruim Ex. comp.
103 AD AL 0,02 -1.16 45 1505 0,94 50,9 Ruim Ruim Ex. comp.
104 AE AF AN -0,04 -0,04 -6,78 -5,67 -180 -125 1633 2,12 2,11 L9 Ruim Ruim Ex. comp.
105 AF AA AM 0,03 0,14 5,91 4,93 94 172 1680 0,87 1,51 37,3 Boa Ruim Ex. inv.
106 AG AD AE 0,05 -0,03 1,12 -1,67 42 -100 1562 1,14 2,03 LI Ruim Ruim Ex. comp.
107 AH AJ AB -0.02 -0.05 3,98 -1.19 70 -151 1792 0,22 2,21 14 Ruim Ruim Ex. comp.
108 Al AM AC -0,15 -0,11 1,38 -2,81 ^6 -144 1849 2,17 2,28 L2 Ruim Ruim Ex. comp.
109 AJ AK Al 0,09 -0,07 -5,09 -0,03 z13 -45 1833 2,08 2,29 12 Ruim Ruim Ex. comp.
110 AK AC AD 0,02 -0.02 4,22 -1.32 103 -14 1663 1,11 2,20 1Z Ruim Ruim Ex. comp.
111 AL AE AH 0,01 0,15 2,83 6,10 55 274 1509 1,06 0,79 25,7 Boa Ruim Ex. inv.
112 AM AH Z 0,02 -0.03 -0.30 -0.17 J6 -39 1967 2,25 2,14 14 Ruim Ruim Ex. comp.
113 AN AG AK -0,08 0,00 -1,68 4,42 :87 75 1681 2,06 0,65 LI Ruim Ruim Ex. comp.
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Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 106/127
Tabela 3
Ex. no. Configuração de camada Taxa em volume de carboneto Espessura alvo de camadas superior/inferior Espessura real (gm) Diferença de dureza (HV) Desvio padrão de nanodureza Resistência à tração TS (MPa) Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resist, à flexão Resist, à fadiga Observações (ex.)
Superior Inferior
Superior Centro Inferior Superior Centro Inferior Fração % Superior Inferior Superior/ centro Inferior/ centro
114 B A BA 0,02 0,03 0,05 1/400 0,25% 5 4 55 211 0,85 0,36 1084 0£ Ruim Ruim Ex. comp.
115 AT A L 0,23 0,03 0,03 1/200 0.50% 11 12 174 318 0,65 0,65 1090 13 Ruim Ruim Ex. comp.
116 AQ AO AR 0,03 0,02 0,02 3/400 0,75% 14 16 77 50 1,23 0,23 1654 1Z Ruim Ruim Ex. comp.
117 AW AQ AV 0,02 0,03 0,02 1/100 1% 22 21 60 53 0,71 1,14 1833 2,2 Boa Boa Ex. inv.
118 AV AR AW 0,02 0,02 0,02 1/50 2% 47 48 80 87 0,97 0,36 1775 2,6 Boa Boa Ex. inv.
119 - AU AX - 0,02 0,02 1/25 4% - 96 - 56 - 0,73 1704 7,6 Boa Boa Ex. inv.
120 G B H 0,03 0,02 0,02 3/40 8% 180 179 199 123 1,47 0,6 1266 6,1 Boa Boa Ex. inv.
121 AS C F 0,02 0,36 0,26 1/10 10% 240 238 387 54 0,6 0,96 1196 4,8 Boa Boa Ex. inv.
122 AZ D - 0,02 0,03 - 3/20 15% 363 - 262 - 0,85 - 1295 11,2 Boa Boa Ex. inv.
123 J F AY 0,11 0,25 0,42 1/5 20% 477 473 66 112 1,36 1,41 1301 9,6 Boa Boa Ex. inv.
124 AP H AU 0,02 0,02 0,02 3/10 30% 722 719 108 116 0,93 0,4 1655 36,4 Ruim Ruim Ex. comp.
125 P J AS 0,18 0,11 0,02 2/5 40% 960 951 51 267 0,23 0,27 1664 43,2 Ruim Ruim Ex. comp.
126 AX M AP 0,02 0,03 0,02 9/20 45% 1078 1083 139 75 0,85 0,64 1797 86,8 Ruim Ruim Ex. comp.
67/80 * Os sublinhados mostram fora do escopo da presente invenção.
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Tabela 4-1
Ex. no. Configuração de camada Posição de camada dura Condições de laminação a quente Observações
Temp, de aquecimento (°C) Tempo de retenção (min) Temp, de acabamento (°C) Taxa de resfriamento (°C/s) Temp, de bobinamento (°C) Taxa de laminação de encruamento (%)
Superior/ inferior Centro
127 A D 2 lados 1168 207 866 86,1 154 0,97 Ex. comp.
128 AO M 2 lados 1142 27 678 78,2 426 1,23 Ex. inv.
129 AP P 2 lados 1091 247 764 37,4 477 1,19 Ex. inv.
130 AQ AP 2 lados 1291 67 945 45,9 360 1,31 Ex. inv.
131 AR B 2 lados 1168 130 813 46,3 73 2,69 Ex. inv.
132 AS L 2 lados 1123 15 779 63,9 728 0,61 Ex. comp.
133 AT A 2 lados 1111 87 817 84,9 248 4,1 Ex. inv.
134 AU AO 2 lados 1192 106 831 9,4 586 0,96 Ex. inv.
135 AV G 2 lados 1183 103 738 24,5 694 0,44 Ex. inv.
136 AW J 2 lados 1285 235 872 13,1 337 5,27 Ex. inv.
137 AX AU 2 lados 1199 282 917 41,6 592 0,51 Ex. inv.
138 AY AT 2 lados 1101 189 958 55,8 413 1,38 Ex. comp.
139 AZ AX 2 lados 1187 176 855 55,5 680 0,6 Ex. inv.
140 B AR 2 lados 1103 121 862 82,3 342 1,36 Ex. comp.
141 BA AY 2 lados 1196 43 800 44,1 232 0,22 Ex. comp.
142 C AZ 2 lados 1112 253 896 79,9 221 4,9 Ex. comp.
143 D C 2 lados 1268 34 671 63,7 54 4,54 Ex. inv.
144 F AQ 2 lados 1289 16 721 23,7 115 3,86 Ex. comp.
145 G AV 2 lados 1107 152 949 39,3 582 3,97 Ex. comp.
146 H AS 2 lados 1295 176 836 28,7 32 2,3 Ex. comp.
147 J F 1 lado 1265 26 688 14,8 124 2,53 Ex. inv.
148 L BA 2 lados 1239 80 738 48,2 91 0,52 Ex. comp.
149 M AW 2 lados 1161 211 889 37,3 27 1,61 Ex. comp.
150 P H 2 lados 1256 14 883 16,1 381 3,31 Ex. inv.
Tabela 4-2
Ex. no. Configuração de camada Posição de camada dura Condições de laminação a quente Observações
Temp, de aquecimento (°C) Tempo de retenção (min) Temp, de acabamento (°C) Taxa de resfriamento (°C/s) Temp, de bobinamento (°C) Taxa de laminação de encruamento (%)
Superior/ inferior Centro
151 AO J 2 lados 1183 316 806 81,8 233 2,92 Ex. inv.
152 AP H 2 lados 1283 230 839 77,4 379 1,93 Ex. inv.
153 AQ D 2 lados 1231 158 671 84,8 270 1,15 Ex. inv.
154 AR P 2 lados 1201 151 735 42,3 165 0.04 Ex. comp.
155 AS M 2 lados 1140 31 932 36,3 282 1,75 Ex. inv.
156 AU AT 2 lados 1299 62 711 28,6 335 3,92 Ex. inv.
157 AV AQ 2 lados 1246 92 647 60,6 43 3,91 Ex. comp.
158 AW AP 2 lados 1265 70 729 71,4 48 0,41 Ex. inv.
159 AX AO 2 lados 1308 180 841 69,8 423 3,06 Ex. inv.
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Tabela 4-2 continuação
160 AY C 2 lados 1197 237 907 79,8 257 2,61 Ex. inv.
161 AZ P 2 lados 1140 62 711 39 640 0,4 Ex. inv.
162 B A 2 lados 1241 208 824 96,5 186 0,76 Ex. inv.
163 BA F 2 lados 1116 296 670 91,5 484 0,74 Ex. inv.
164 C A 2 lados 1241 271 832 63,3 198 4,88 Ex. inv.
165 F C 2 lados 1133 179 788 78,5 141 4,04 Ex. inv.
166 G B 2 lados 1179 46 868 107,3 118 0,12 Ex. inv.
167 H B 2 lados 1166 105 826 74,2 19 3,59 Ex. inv.
168 L G 2 lados 1297 37 940 58 532 1,77 Ex. inv.
169 M F 2 lados 1260 184 736 13,8 22 1,04 Ex. inv.
Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 109/127
Tabela 4-3
Ex. no. Camadas superior/inferior Camada central Observações
Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV)
Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
127 0,008 0,022 0,169 0,796 0,005 0,34 408 0,009 0,002 0,236 0,733 0,02 0,03 554 Ex. comp.
128 0,011 0,001 0,015 0,929 0,044 0,02 688 0,005 0,003 0,983 0,003 0,006 0,05 584 Ex. inv.
129 0,004 0,001 0,038 0,884 0,073 0,02 685 0,008 0,029 0,951 0,005 0,007 0,44 494 Ex. inv.
130 0,008 0,003 0,003 0,687 0,299 0,05 736 0,005 0,002 0,006 0,917 0,07 0,03 683 Ex. inv.
131 0,001 0,001 0,006 0,945 0,047 0,02 707 0,01 0,001 0,202 0,786 0,001 0,02 490 Ex. inv.
132 0,004 0,002 0,046 0,237 0,711 2,34 694 0,003 0,003 0,003 0,318 0,673 2,06 670 Ex. comp.
133 0,007 0,023 0,202 0,753 0,015 0,35 554 0,007 0,019 0,179 0,788 0,007 0,29 385 Ex. inv.
134 0,004 0,001 0,003 0,871 0,121 0,02 766 0,007 0,003 0,013 0,933 0,044 0,05 690 Ex. inv.
135 0,007 0,001 0,007 0,296 0,689 0,02 778 0,001 0,003 0,043 0,774 0,179 0,05 657 Ex. inv.
136 0,009 0,003 0,001 0,419 0,568 0,05 785 0,001 0,016 0,964 0,004 0,015 0,24 430 Ex. inv.
137 0,005 0,001 0,038 0,796 0,16 0,02 740 0,002 0,001 0,004 0,868 0,125 0,02 682 Ex. inv.
138 0,003 0,008 0,971 0,012 0,006 0,12 428 0,001 0,007 0,982 0,005 0,005 0,11 438 Ex. comp.
139 0,001 0,001 0,003 0,452 0,543 0,02 797 0,003 0,003 0,013 0,82 0,161 0,05 739 Ex. inv.
140 0,011 0,01 0,183 0,789 0,007 0,15 403 0,008 0,002 0,001 0,942 0,047 0,03 642 Ex. comp.
141 0,005 0,015 0,92 0,01 0,05 0,23 467 0,011 0,012 0,209 0,738 0,03 0,18 570 Ex. comp.
142 0,009 0,02 0,175 0,783 0,013 0,31 406 0,008 0,001 0,038 0,439 0,515 0,02 794 Ex. comp.
143 0,001 0,002 0,258 0,726 0,013 0,03 595 0,008 0,016 0,179 0,79 0,007 0,24 468 Ex. inv.
144 0,007 0,024 0,186 0,78 0,003 0,37 495 0,005 0,001 0,009 0,684 0,301 0,02 741 Ex. comp.
145 0,006 0,001 0,046 0,771 0,177 0,02 656 0,002 0,001 0,041 0,29 0,666 0,02 787 Ex. comp.
146 0,003 0,002 0,036 0,932 0,027 0,03 518 0,01 0,002 0,029 0,242 0,717 0,03 787 Ex. comp.
70/80
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Tabela 4-3 continuação
147 0,006 0,028 0,184 0,762 0,02 0,43 557 0,01 0,001 0,202 0,785 0,002 0,02 498 Ex. inv.
148 0,01 0,002 0,027 0,311 0,65 0,03 710 0,005 0,018 0,252 0,67 0,055 0,27 687 Ex. comp.
149 0,007 0,001 0,24 0,739 0,014 0,02 667 0,007 0,003 0,006 0,42 0,564 0,05 792 Ex. comp.
150 0,005 0,028 0,929 0,014 0,024 0,43 499 0,01 0,002 0,003 0,969 0,016 0,03 439 Ex. inv.
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Tabela 4-4
Ex. no. Camadas superior/inferior Camada central Observações
Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV)
Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
151 0,004 0,002 0,033 0,919 0,042 0,03 692 0,008 0,006 0,205 0,772 0,009 0,09 518 Ex. inv.
152 0,003 0,001 0,041 0,881 0,074 0,02 686 0,002 0,002 0,034 0,933 0,029 0,03 524 Ex. inv.
153 0,006 0,002 0,003 0,689 0,3 0,03 739 0,011 0,003 0,958 0,015 0,013 0,05 518 Ex. inv.
154 0,01 0,001 0,036 0,907 0,046 0,02 655 0,003 0,025 0,231 0,717 0,024 0,38 573 Ex. comp.
155 0,007 0,002 0,032 0,239 0,72 0,03 789 0,008 0,001 0,971 0,005 0,016 0,02 584 Ex. inv.
156 0,005 0,001 0,042 0,839 0,113 0,02 766 0,006 0,021 0,948 0,005 0,02 0,32 433 Ex. inv.
157 0,058 0,001 0,153 0,296 0,492 0,02 678 0,052 0,002 0,143 0,594 0,209 0,03 658 Ex. comp.
158 0,008 0,003 0,048 0,406 0,535 0,05 792 0,006 0,001 0,048 0,87 0,075 0,02 721 Ex. inv.
159 0,005 0,001 0,048 0,786 0,16 0,02 740 0,008 0,001 0,033 0,922 0,036 0,02 689 Ex. inv.
160 0,004 0,01 0,228 0,734 0,024 0,15 558 0,007 0,002 0,19 0,789 0,012 0,03 399 Ex. inv.
161 0,007 0,001 0,04 0,43 0,522 0,02 794 0,002 0,097 0,886 0,006 0,009 1,48 463 Ex. inv.
162 0,002 0,018 0,182 0,786 0,012 0,27 452 0,009 0,021 0,166 0,797 0,007 0,32 401 Ex. inv.
163 0,01 0,009 0,265 0,669 0,047 0,14 625 0,005 0,01 0,187 0,782 0,016 0,15 471 Ex. inv.
164 0,005 0,015 0,176 0,79 0,014 0,23 439 0,005 0,025 0,165 0,797 0,008 0,38 384 Ex. inv.
165 0,002 0,02 0,188 0,782 0,008 0,31 489 0,007 0,02 0,171 0,793 0,009 0,31 436 Ex. inv.
166 0,01 0,001 0,028 0,786 0,175 0,02 652 0,011 0,019 0,18 0,783 0,007 0,29 469 Ex. inv.
167 0,001 0,001 0,001 0,977 0,021 0,02 569 0,003 0,022 0,171 0,79 0,014 0,34 504 Ex. inv.
168 0,01 0,001 0,043 0,314 0,633 0,02 715 0,002 0,003 0,004 0,808 0,183 0,05 654 Ex. inv.
169 0,011 0,001 0,229 0,736 0,024 0,02 666 0,005 0,027 0,171 0,789 0,008 0,41 538 Ex. inv.
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Tabela 4-5
Ex. no. Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Erro padrão de nanodureza de camadas superior/ inferior Densidade de discor dância em hélice (1013m/m3) Resistência à flexão Resistência à fadiga Observações
C Mn
Camadas superior/inferiorcamada central Camadas superior/inferiorcamada central Camadas superior/inferiorcamada central
127 -0.169 -4,51 -146 1373 2,18 L2 Ruim Ruim Ex. comp.
128 0,008 1 104 1558 0,47 87,1 Boa Boa Ex. inv.
129 0,011 0,26 191 1390 0,44 83,1 Boa Ruim Ex. inv.
130 0,008 2,56 53 1764 0,36 57,1 Boa Boa Ex. inv.
131 0,217 2,52 217 1392 0,3 79,6 Boa Boa Ex. inv.
132 0,072 0,08 24 1721 1,26 12 Ruim Ruim Ex. comp.
133 0,311 0,02 169 1127 0,75 18,7 Boa Boa Ex. inv.
134 0,042 1,09 76 1791 1,04 53,9 Boa Ruim Ex. inv.
135 0,127 0,5 121 1735 1,44 61,8 Boa Boa Ex. inv.
136 0,144 5,12 355 1317 1,12 8,6 Boa Boa Ex. inv.
137 0,033 1,52 57 1764 0,3 44,9 Boa Boa Ex. inv.
138 0,043 1,13 ΊΟ 1167 2,11 LI Ruim Ruim Ex. comp.
139 0,074 0,99 58 1895 1,3 56,2 Boa Boa Ex. inv.
140 -0,217 -2,52 -239 1534 2,03 16 Ruim Ruim Ex. comp.
141 0,108 -0,18 -103 1430 2,19 14 Ruim Ruim Ex. comp.
142 -0,31 -6,12 -388 1817 2,23 1Z Ruim Ruim Ex. comp.
143 0,054 4,41 127 1300 0,86 12,5 Boa Boa Ex. inv.
144 -0,101 -5,71 -246 1760 2,25 19 Ruim Ruim Ex. comp.
145 -0,127 -0,5 -131 1919 2,08 LZ Ruim Ruim Ex. comp.
146 -0,105 -5,3 -269 1856 2,27 19 Ruim Ruim Ex. comp.
147 0,019 1,33 59 1324 1,33 61,3 Boa Boa Ex. inv.
148 -0,223 7,47 23 1760 2,21 18 Ruim Ruim Ex. comp.
149 -0,083 -5,41 -125 1934 2,07 15 Ruim Ruim Ex. comp.
150 0,064 0,25 60 1201 0,45 58,3 Boa Ruim Ex. inv.
Tabela 4-6
Ex. no. Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Erro padrão de nanodureza de camadas superior/inferior Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resistência à flexão Resistência à fadiga Observações
C Mn
Camadas superior/inferiorcamada central Camadas superior/inferiorcamada central Camadas superior/inferiorcamada central
151 0,069 0,71 174 1437 0,66 44,6 Boa Ruim Ex. inv.
152 0,075 0,51 162 1446 0,26 72 Boa Boa Ex. inv.
153 0,12 1,78 221 1459 1,13 90,4 Boa Boa Ex. inv.
154 0,026 0,22 82 1522 1,43 Ruim Ruim Ex. comp.
155 0,043 6,9 205 1605 1,07 56,7 Boa Boa Ex. inv.
156 0,007 3,69 333 1314 0,23 13,4 Boa Boa Ex. inv.
157 0,043 1,98 20 1691 2,35 1 Ruim Ruim Ex. comp.
158 0,07 3,3 71 1860 0,49 56,1 Boa Boa Ex. inv.
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Tabela 4-6 (Continuação)
159 0,075 2,61 51 1777 1,48 54,9 Boa Ruim Ex. inv.
160 0,239 1,05 159 1154 0,61 32 Boa Boa Ex. inv.
161 0,155 2,75 331 1383 0,37 68,4 Boa Boa Ex. inv.
162 0,079 1,17 51 1109 0,95 8 Boa Boa Ex. inv.
163 0,274 0,39 154 1319 1,3 73,6 Boa Boa Ex. inv.
164 0,115 0,1 55 1071 1,18 36,8 Boa Boa Ex. inv.
165 0,073 0,48 53 1191 0,7 88,3 Boa Boa Ex. inv.
166 0,126 6,6 183 1328 1,02 50 Boa Ruim Ex. inv.
167 0,127 2,05 65 1354 1,29 10,2 Boa Boa Ex. inv.
168 0,034 0,67 61 1701 1,36 26 Boa Boa Ex. inv.
169 0,08 1,04 128 1463 0,66 31,8 Boa Boa Ex. inv.
Tabela 5-1
Ex. no. Configuração de camada Posição de camada dura Condições de laminação a quente Deca pagem
Temp, de aquecimento (°C) Tempo de retenção (min) Temp, de acabamento (°C) Taxa de resfriamento (°C/s) Temp, de bobinamento (°C)
Camadas superior/inferior Camada central
170 AS M 2 lados 1140 31 932 36,3 282 Ácido clorídrico
171 AY C 2 lados 1197 237 907 79,8 257 Ácido sulfúrico
172 AZ AX 2 lados 1187 176 855 55,5 680 Ácido sulfúrico
173 AZ P 2 lados 1140 62 711 39 640 Ácido clorídrico
174 B A 2 lados 1241 208 824 96,5 186 Ácido clorídrico
175 BA F 2 lados 1116 296 670 91,5 484 Ácido clorídrico
176 C A 2 lados 1241 271 832 63,3 198 Ácido clorídrico
177 D C 2 lados 1268 34 671 63,7 54 Ácido sulfúrico
178 F C 2 lados 1133 179 788 78,5 141 Ácido sulfúrico
179 J F 1 lado 1265 26 688 14,8 124 Ácido clorídrico
180 AO M 2 lados 1142 27 678 78,2 426 Ácido clorídrico
181 AQ AP 2 lados 1291 67 945 45,9 360 Ácido sulfúrico
182 AQ D 2 lados 1231 158 671 84,8 270 Ácido sulfúrico
183 AR B 2 lados 1168 130 813 46,3 73 Ácido clorídrico
184 AT A 2 lados 1111 87 817 84,9 248 Ácido sulfúrico
185 AV G 2 lados 1183 103 738 24,5 694 Ácido clorídrico
186 AW AP 2 lados 1265 70 729 71,4 48 Ácido sulfúrico
187 L G 2 lados 1297 37 940 58 532 Ácido sulfúrico
188 AP H 2 lados 1283 230 839 77,4 379 Ácido clorídrico
189 AU AT 2 lados 1299 62 711 28,6 335 Ácido sulfúrico
190 AX AU 2 lados 1199 282 917 41,6 592 Ácido clorídrico
191 H B 2 lados 1166 105 826 74,2 19 Ácido clorídrico
192 M F 2 lados 1260 184 736 13,8 22 Ácido sulfúrico
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Tabela 5-2
Ex. no. Recozimento de chapa laminada a quente Taxa de laminação a frio (%)
Padrão Cond. (1) Cond. (2) Cond. (3) Cond. (4) Cond. (5) Cond. (6) Cond. (7) Padrão
170 BAF 7 403 46 47 34 C-CAL
171 C-CAL 73 855 120 27 322 404 55 37 C-CAL
172 BAF 56 631 15 19 61 R-CAL
173 Nenhum 78 C-CAL
174 C-CAL 52 888 243 78 261 267 9 26 R-CAL
175 C-CAL 16 801 62 9 205 487 28 47 C-CAL
176 Nenhum 60 R-CAL
177 C-CAL 34 653 24 49 493 149 43 56 C-CAL
178 BAF 21 468 2 28 52 R-CAL
179 Nenhum 75 R-CAL
180 Nenhum 24 C-CAL
181 C-CAL 6 787 287 60 458 54 61 76 R-CAL
182 BAF 11 616 66 77 61 C-CAL
183 BAF 37 711 142 59 64 C-CAL
184 Nenhum 26 C-CAL
185 BAF 72 568 110 7 79 R-CAL
186 Nenhum 45 C-CAL
187 Nenhum 65 R-CAL
188 Nenhum 28 R-CAL
189 Nenhum 24 R-CAL
190 C-CAL 42 751 164 40 366 197 76 71 R-CAL
191 Nenhum 71 C-CAL
192 Nenhum 27 R-CAL
Recozimento de chapa laminada a frio Observações
Cond. (1) Cond. (2) Cond. (3) Cond. (4) Cond. (5) Cond. (6) Cond. (7) Cond. (8) Cond. (9) Cond. (10)
58 895 92 61 347 330 62 Ex. inv.
68 797 130 72 496 244 20 Ex. inv.
72 709 110 42 288 40 63 380 53 73 Ex. inv.
10 652 203 24 279 409 48 Ex. inv.
16 841 23 53 337 53 27 474 150 47 Ex. inv.
6 844 291 48 387 64 7 Ex. inv.
61 749 81 27 153 18 11 447 214 8 Ex. inv.
26 808 54 7 432 134 15 Ex. inv.
28 770 157 64 244 33 6 402 350 12 Ex. inv.
77 874 55 8 105 7 35 354 437 55 Ex. inv.
53 711 21 14 206 187 31 Ex. inv.
6 829 202 39 206 22 20 392 285 22 Ex. inv.
37 738 166 31 316 457 42 Ex. inv.
19 697 241 54 449 93 24 Ex. inv.
78 824 264 41 238 363 36 Ex. inv.
22 768 291 12 187 29 44 430 490 30 Ex. inv.
48 835 67 78 418 491 11 Ex. inv.
37 894 245 78 221 41 75 382 408 39 Ex. inv.
53 861 134 31 139 57 41 409 103 51 Ex. inv.
18 784 97 46 262 47 31 391 242 78 Ex. inv.
44 744 169 24 205 15 58 403 351 64 Ex. inv.
14 815 143 71 343 289 54 Ex. inv.
32 807 134 18 271 11 52 368 87 18 Ex. inv.
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Tabela 5-3
Ex. no. Camadas superior/inferior Camada central Observações
Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV) Razões de estruturas Taxa em volume de carboneto Dureza (HV)
Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual Ferrita Perlita Bainita Martensita Austenita residual
170 0,004 0,003 0,05 0,242 0,701 0,05 719 0,002 0,002 0,962 0,007 0,027 0,03 571 Ex. inv.
171 0,005 0,021 0,971 0,001 0,002 0,32 410 0,12 0,022 0,244 0,405 0,209 0,34 351 Ex. inv.
172 0,164 0,001 0,049 0,004 0,782 0,02 735 0,005 0,002 0,305 0,523 0,165 0,03 653 Ex. inv.
173 0,138 0,001 0,051 0,001 0,809 0,02 761 0,378 0,001 0,05 0,052 0,519 0,02 536 Ex. inv.
174 0,068 0,017 0,039 0,789 0,087 0,26 402 0,064 0,016 0,317 0,241 0,362 0,24 351 Ex. inv.
175 0,004 0,017 0,919 0,005 0,055 0,26 481 0,004 0,014 0,559 0,412 0,011 0,21 358 Ex. inv.
176 0,271 0,016 0,007 0,704 0,002 0,24 454 0,232 0,024 0,726 0,016 0,002 0,37 359 Ex. inv.
177 0,01 0,001 0,978 0,01 0,001 0,02 482 0,057 0,085 0,067 0,548 0,243 1,30 360 Ex. inv.
178 0,179 0,004 0,05 0,688 0,079 0,06 417 0,146 0,03 0,25 0,572 0,002 0,46 361 Ex. inv.
179 0,004 0,006 0,208 0,769 0,013 0,09 486 0,009 0,017 0,551 0,414 0,009 0,26 355 Ex. inv.
180 0,317 0,001 0,05 0,003 0,629 0,02 595 0,316 0,101 0,347 0,003 0,233 1,54 500 Ex. inv.
181 0,003 0,002 0,006 0,683 0,306 0,03 688 0,066 0,002 0,05 0,815 0,067 0,03 610 Ex. inv.
182 0,232 0,001 0,049 0,002 0,716 0,02 652 0,158 0,001 0,802 0,01 0,029 0,02 445 Ex. inv.
183 0,299 0,002 0,049 0,363 0,287 0,03 599 0,271 0,028 0,518 0,001 0,182 0,43 500 Ex. inv.
184 0,311 0,018 0,529 0,014 0,128 0,27 415 0,059 0,066 0,074 0,796 0,005 1,01 352 Ex. inv.
185 0,004 0,002 0,05 0,285 0,659 0,03 737 0,024 0,046 0,05 0,709 0,171 0,7 562 Ex. inv.
186 0,005 0,001 0,004 0,425 0,565 0,02 753 0,009 0,001 0,049 0,864 0,077 0,02 648 Ex. inv.
187 0,001 0,002 0,008 0,327 0,662 0,03 638 0,008 0,064 0,434 0,372 0,122 0,98 587 Ex. inv.
188 0,005 0,003 0,049 0,866 0,077 0,05 649 0,001 0,003 0,003 0,97 0,023 0,05 561 Ex. inv.
189 0,281 0,001 0,05 0,22 0,448 0,02 629 0,358 0,003 0,05 0,003 0,586 0,05 544 Ex. inv.
190 0,007 0,002 0,049 0,78 0,162 0,03 701 0,257 0,001 0,049 0,002 0,691 0,02 649 Ex. inv.
191 0,009 0,002 0,05 0,917 0,022 0,03 556 0,199 0,012 0,201 0,517 0,071 0,18 359 Ex. inv.
192 0,008 0,003 0,955 0,01 0,024 0,05 567 0,003 0,005 0,619 0,368 0,005 0,08 354 Ex. inv.
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Tabela 5-4
Ex. no. Diferença de constituintes Diferença de dureza (HV) Resistência à tração TS (MPa) Desvio padrão de nanodureza Camadas superior/inferior Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resistência à flexão Resistência à fadiga Observações
C Mn
Camadas superior/ inferior-camada central Camadas superior/ inferior-camada central Camadas superior/ inferior-camada central
170 0,043 6,9 148 1548 1,31 47,8 Boa Boa Ex. inv.
171 0,239 1,05 59 997 0,96 63,2 Boa Boa Ex. inv.
172 0,074 0,99 82 1708 1,1 11,3 Boa Boa Ex. inv.
173 0,155 2,75 225 1503 0,27 31,4 Boa Boa Ex. inv.
174 0,079 1,17 51 993 0,36 82,7 Boa Boa Ex. inv.
175 0,274 0,39 123 1043 1,39 59,8 Boa Boa Ex. inv.
176 0,115 0,1 95 1032 1,28 17,3 Boa Boa Ex. inv.
177 0,054 4,41 122 1047 1,47 79,8 Boa Boa Ex. inv.
178 0,073 0,48 56 1019 1,3 51,8 Boa Boa Ex. inv.
179 0,019 1,33 131 1009 0,85 36,9 Boa Boa Ex. inv.
180 0,008 1 95 1359 1,11 52,5 Boa Boa Ex. inv.
181 0,008 2,56 78 1606 0,29 27,2 Boa Boa Ex. inv.
182 0,12 1,78 207 1283 0,35 88,2 Boa Boa Ex. inv.
183 0,217 2,52 99 1361 1,13 5,7 Boa Boa Ex. inv.
184 0,311 0,02 63 1001 0,52 40,1 Boa Boa Ex. inv.
185 0,127 0,5 175 1540 0,55 83,4 Boa Boa Ex. inv.
186 0,07 3,3 105 1707 1,29 63,6 Boa Boa Ex. inv.
187 0,034 0,67 51 1541 1,48 21,1 Boa Boa Ex. inv.
188 0,075 0,51 88 1497 0,51 61,8 Boa Boa Ex. inv.
189 0,007 3,69 85 1457 1,51 80,2 Boa Boa Ex. inv.
190 0,033 1,52 52 1685 0,84 23,7 Boa Boa Ex. inv.
191 0,127 2,05 197 1079 0,72 43,6 Boa Boa Ex. inv.
192 0,08 1,04 213 1075 1,1 69,7 Boa Boa Ex. inv.
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Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 117/127
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Tabela 6-1
Ex. no. Configuração de camada Posição de camada dura Concentração de hidrogênio (%) Ponto de orvalho (°C) Gás de saldo Espécies de chapeamento Formação de liga Obs. (ex.)
Camadas superior/inferior Camada central
193 AS M 2 lados 14 -32 Gás nitrogênio e impurezas Zn+Mg Sim Ex. inv.
194 AY C 2 lados 23,7 -14 Al Não Ex. inv.
195 AZ AX 2 lados 1,2 -49 Al Sim Ex. inv.
196 AZ P 2 lados 21,6 -36 Al Sim Ex. inv.
197 B A 2 lados 12 -41 Zn+AI+Mg Sim Ex. inv.
198 BA F 2 lados 6,5 -36 Zn+AI Sim Ex. inv.
199 C A 2 lados 5,9 10 Zn+AI Não Ex. inv.
200 D C 2 lados 24,1 0 Zn+Mg Não Ex. inv.
201 F C 2 lados 26,4 -58 Zn+AI Não Ex. inv.
202 J F 1 lado 13,3 -13 Zn+AI+Mg Não Ex. inv.
203 AO M 2 lados 12,8 5 Zn+Mg Não Ex. inv.
204 AQ AP 2 lados 1 -55 Zn+AI+Mg Sim Ex. inv.
205 AQ D 2 lados 15,5 -16 Al Não Ex. inv.
206 AR B 2 lados 18,2 6 Zn+Mg Sim Ex. inv.
207 AT A 2 lados 28,6 -30 Zn Não Ex. inv.
208 AV G 2 lados 2,4 -67 Zn+AI+Mg Não Ex. inv.
209 AW AP 2 lados 25,9 -59 Zn Sim Ex. inv.
210 L G 2 lados 28,3 -69 Zn Não Ex. inv.
211 AP H 2 lados 9,3 -19 Zn Sim Ex. inv.
212 AU AT 2 lados 22,9 6 Zn+AI+Mg Não Ex. inv.
213 AX AU 2 lados 8,9 -40 Al Não Ex. inv.
214 H B 2 lados 10,4 10 Zn Sim Ex. inv.
215 M F 2 lados 25,7 -8 Zn+AI+Mg Sim Ex. inv.
Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 118/127
Tabela 6-2
Ex. no. Configuração de camada Posição de camada dura Taxa em volume de carboneto Dureza de camada dura (HV) Dureza de camada central (HV) Diferença de dureza de camada dura e dureza de camada central (HV) Resistência à tração TS (MPa) Desvio padrão de nanodureza Camadas superior/ inferior Densidade de discordância em hélice (1013m/m3) Resistência à flexão Resistência à fadiga Observações (ex.)
Camadas superior/inferior Camada central Camadas superior/inferior Camada central
193 AS M 2 lados 0,06 0,13 725 571 154 1518 1,51 42,0 Boa Boa Ex. inv.
194 AY C 2 lados 0,32 0,38 409 351 58 975 1,15 55,5 Boa Boa Ex. inv.
195 AZ AX 2 lados 0,12 0,04 733 653 80 1677 1,31 9,7 Boa Boa Ex. inv.
196 AZ P 2 lados 0,02 0,1 754 536 218 1466 0,30 29,2 Boa Boa Ex. inv.
197 B A 2 lados 0,33 0,3 402 351 51 966 0,40 75,4 Boa Boa Ex. inv.
198 BA F 2 lados 0,29 0,31 476 358 118 1012 1,65 56,3 Boa Boa Ex. inv.
199 C A 2 lados 0,24 0,43 451 359 92 1009 1,46 14,7 Boa Boa Ex. inv.
200 D C 2 lados 0,03 1,43 484 360 124 1025 1,64 70,2 Boa Boa Ex. inv.
201 F C 2 lados 0,13 0,53 416 361 55 983 1,48 46,4 Boa Boa Ex. inv.
202 J F 1 lado 0,15 0,35 482 355 127 979 0,94 34,4 Boa Boa Ex. inv.
203 AO M 2 lados 0,08 1,58 598 500 98 1339 1,24 49,0 Boa Boa Ex. inv.
204 AQ AP 2 lados 0,04 0,09 686 610 76 1571 0,35 24,9 Boa Boa Ex. inv.
205 AQ D 2 lados 0,03 0,04 661 445 216 1249 0,40 78,0 Boa Boa Ex. inv.
206 AR B 2 lados 0,09 0,45 598 500 98 1330 1,33 5,3 Boa Boa Ex. inv.
207 AT A 2 lados 0,37 1,02 418 352 66 969 0,59 38,1 Boa Boa Ex. inv.
208 AV G 2 lados 0,13 0,67 738 562 176 1518 0,61 72,9 Boa Boa Ex. inv.
209 AW AP 2 lados 0,11 0,06 748 648 100 1686 1,50 59,2 Boa Boa Ex. inv.
210 L G 2 lados 0,13 1,1 637 587 50 1512 1,76 18,2 Boa Boa Ex. inv.
211 AP H 2 lados 0,06 0,05 647 561 86 1468 0,58 57,4 Boa Boa Ex. inv.
212 AU AT 2 lados 0,1 0,07 628 544 84 1429 1,68 72,0 Boa Boa Ex. inv.
213 AX AU 2 lados 0,09 0,09 700 649 51 1653 1,00 20,7 Boa Boa Ex. inv.
214 H B 2 lados 0,07 0,19 552 359 193 1041 0,80 40,9 Boa Boa Ex. inv.
215 M F 2 lados 0,14 0,16 575 354 221 1039 1,29 63,2 Boa Boa Ex. inv.
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APLICABILIDADE INDUSTRIAL [00155] A chapa de aço da presente invenção tem excelente resistência à flexão e pode ser adequadamente usada para autopeças e membros de infraestrutura.

Claims (3)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Chapa de aço que compreende uma camada interna e uma camada dura formadas sobre uma ou ambas as superfícies da camada interna, a chapa de aço, caracterizada pelo fato de que um teor de C na camada dura é maior que um teor de C na camada interna, e um teor de Mn na camada dura é maior que um teor de Mn na camada interna, uma espessura da camada dura é 20 μίτι ou mais e um total de espessuras de camadas duras é 2/5 ou menos de uma espessura de chapa inteira, uma microdureza média Vickers da camada dura é 400HV ou mais e menos de 800HV, uma microdureza média Vickers da camada interna é 350HV ou mais e é 50HV ou mais menor que uma dureza da camada dura, e uma densidade de discordância em hélice da camada interna é 2,0x1013m/m3 ou mais.
  2. 2. Chapa de aço, de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a camada dura e a camada interna compreendem, em % em massa,
    C: 0,10 a 0,60%,
    Si: 0,01 a 3,00%, e
    Mn: 1,000 a 10,00%, estão restritos a
    P: 0,0200% ou menos,
    S: 0,0200% ou menos,
    N: 0,0200% ou menos, e
    O: 0,0200% ou menos, e compreende um saldo de Fe e impurezas.
  3. 3. Chapa de aço, de acordo com a reivindicação 2, caracte
    Petição 870190079165, de 15/08/2019, pág. 121/127
    2/2 rizada pelo fato de que pelo menos uma dentre a camada dura e a camada interna compreende adicionalmente, em % em massa, um ou mais dentre
    Al: 0,500% ou menos,
    Cr: 2,000% ou menos,
    Mo: 1,000% ou menos,
    Ti: 0,500% ou menos,
    B: 0,0100% ou menos, Nb: 0,500% ou menos, V: 0,500% ou menos, Cu: 0,500% ou menos, W: 0,100% ou menos, Ta: 0,100% ou menos, Ni: 0,500% ou menos, Sn: 0,050% ou menos, Sb: 0,050% ou menos, As: 0,050% ou menos, Mg: 0,0500% ou menos, Ca: 0,050% ou menos, Y: 0,050% ou menos, Zr: 0,050% ou menos, La: 0,050% ou menos, e Ce: 0,050% ou menos.
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